结构层厚度

结构层厚度（精选8篇）

结构层厚度 篇1

引言

公路工程技术标准[1]对风电场场内道路的定义是风电机组间道路和风电机组与升压变电站之间道路。场外道路指主要利用已有国家、省、市、县、乡镇等级道路和市政道路, 不作为风电场设计范围。风电场道路工程中路基标准宜参照《公路工程技术标准》四级公路标准设计。

对于风电场内部道路结构层厚度的设计国内外均未有明确的设计方法和标准设计。本文根据国外某EPC风电场建设实践, 探讨了风电场内部道路、临时堆放平台和吊装平台的结构层厚度设计方法和并给出了标准设计, 部分标准设计通过了实践检验。

1 风电场场内道路的特性

风电场场内道路一般是在设备运输、风机安装时有较大的荷载, 一旦风机安装完毕进入运行和维护阶段, 则道路的交通量很小, 日后风机维护的交通荷载也不大。风电场场内的道路是前期荷载大而集中, 后期荷载小而均匀, 属于低交通量的道路。

按风电场道路设计标准:当风机设备安装采用普通履带吊时, 场内道路应按照两期设计, 一期即土建及设备安装施工期;二期即运行期路, 道路路基排水边沟设置在一期路基范围内。

2 国外某风电场道路设计参数

2.1 工程基本情况

按设计共有12台2MW的风机, 风机高度95米, 风机由4节塔筒组成, 单机自重总共337吨, 共有12个吊装平台, 13条道路。工程所在地年降雨量在800mm左右。

2.2 荷载当量

技术标准要求1000标准轴次后平均竖向变形应少于30mm。

2.3 运输车辆数和轮胎压力

对于履带吊车/移动吊车运输, 有15个辆重型运输工具;每个风力机现场, 有12个重型运输工具;每个风力机现场, 使用搅拌机卡车 (6-9立方米/卡车) , 多达80次混凝土运输。运输风机各部件时轮胎的压力见表1。

2.4 风机吊装设备及其压力

主吊采用600吨的履带吊, 辅吊采用150吨的履带吊。若履带直接接触地面的话前者最大会产生5.2T/m2的压力, 后者最大会产生5.8T/m2的压力。实际吊装过程中, 在履带下面加了2公分厚2倍于履带宽的钢板。

2.5 地基承载力

合同技术要求的地基承载力, 对于吊车平台, 堆放平台和道路路面的地基承载分别是25T/m2、10T/m2和15T/m2。

3 道路结构层厚度设计

3.1 道路设计荷载

根据文献[5]1000标准轴重相当于交通设计荷载DTL=0.001<0.2, 其交通荷载等级为TLC=02。这属于低交通量的荷载等级。

3.2 道路结构层材料系数

道路结构层材料系数[5]见表3。

3.3 设计所需道路结构层系数

设计所需道路结构层[5]系数见表4.

3.4 道路结构层计算

道路结构层系数计算式为:

式中:

和tn为各结构层厚度;

和an为各结构层所对应的结构层系数, 见表3。

由上式可计算出不同设计厚度的结构数, 与表4比较, 可判定设计的结果是否满足要求。

3.5 道路结构层标准设计

参照上文, 表5给出了10种道路结构层标准设计结果。表5表明, 道路结构层的设计厚度取决与筑路材料的强度和路床CBR值的大小。

备注:G80是指材料的CBR值在80以上。G25以上的料可用做低等级道路的磨耗层料。

3.6 道路结构层设计比较

按当地设计师所做的设计:其天然粒料的变形模量取值在200Mpa以上, 而实测值是在50Mpa以下。其道路结构层需要450mm厚包括150mm厚的级配碎石层才能满足风机部件运输和吊装的要求。而实际上使用了两层G80料即采用1号标准结构层设计已完成运输和吊装施工工作。

工程中的5号吊装平台由于下部有岩石, 按2号标准结构层施工, 承载板试验满足要求, 并完成了吊装施工。

10号标准结构层设计是当地一家公司实施的方案, 及结果是满足要求的。

4 其它

上述道路结构层可作为前期风电部件运输和安装期间使用。风机安装完毕后即后期可加铺一层100-150mm的碎石基层作为磨耗层。其外观效果和工程形象面貌非常好。对筑路材料可进行3点CBR试验, 以确定满足强度要求所对应的合理的压实度。笔者按本文的方法编制了计算程序, 可快速进行不同材料、不同厚度的结构层设计。根据不同工程、不同的可利于的材料类型, 可方便的计算出其它风机内部道路结构层的标准设计。

5 结论

(1) 风电场场内的道路属于低交通量的道路工程;国内尚无风电场道路结构层设计方法和标准设计, 本文参照国外沥青混凝土道路的设计推荐了相应的设计方法, 该方法简单易行, 经济适用。

(2) 风电场道路结构层的设计厚度取决于筑路材料本身的强度、取决于路床材料CBR值的大小;取决于道路的施工质量。

(3) 给出了10种结构层类型和不同路床CBR值所对应的结构层标准设计, 成果与工程实际吻合的。

(4) 本文推荐的方法也可用于风电场内部道路工程设计、施工质量控制、现场设计调整等, 对EPC总承包商和道路设计人员提供有益的参考。

参考文献

[1]《公路工程技术标准》JTGB01-2014;

[2]《公路路线设计规范》JTG D20-2006

[3]《公路路面基层施工技术规范》JTJ 034-2000

[4]《公路路基设计规范》JTG D30-2004

[5]Manual of Pavement and Material Design, The united republic of Tanzania, Ministry of Works, 1999

结构层厚度 篇2

2008-10-16 20:16:28 作者：zhaoluo 来源：制钢参考网 浏览次数：405 文字大小：【大】【中】【小】

连铸结晶器保护渣是连铸工艺过程必须的关键性材料，对铸坯质量及连铸工艺顺行具有非常重要和不可替代的作用。随着拉速的不断提高、连铸品种的不断扩大、连铸坯质量要求的不断上升，连铸保护渣也不断成为连铸发展的技术瓶颈。如何充分发挥连铸保护渣的各种功能和作用，保证不同钢种在不同连铸工艺条件下的顺利生产并得到高质量的铸坯，成为冶金工作者关注的重要问题，需要在不同的实践阶段从理论和实践上解决相关技术难题。

保护渣的主要作用为：绝热保温；隔绝空气，防止钢水二次氧化；吸附钢水夹杂，净化钢水；在结晶器壁和钢水凝固壳之间形成渣膜，减少拉坯阻力，防止凝固壳与结晶器壁粘连；填充凝固壳与结晶器壁之间的气隙，改善结晶器传热条件。由于保护渣在连铸过程的的重要作用和地位，各国连铸工作者始终予以高度重视，并进行了大量研究，建立了相关理论基础，并开发了许多适合各国国情及连铸钢种和工艺的保护渣系列，从而使铸坯质量不断改善提高，品种不断增加。近年来，以高拉速、高连浇率、高作业率及高质量为特征的高效连铸得到迅速的发展，成为钢铁企业降低成本、降低能耗、减少投资成本、开拓市场、在激烈的世界钢铁市场竞争中立于不败之地的重要技术创新和钢铁企业结构优化的必然需要。

以高拉速为主要特征的高效连铸技术的开发、应用、推广是优化我国连铸技术，提高连铸水平的重要发展方向。由于高效连铸中的高拉速使结晶器中的热流及摩擦力增大、结晶器中钢液面波动加剧、出结晶器的铸坯坯壳变薄、•渣耗急剧下降造成润滑不良和传热不均等，使得从常速连铸(≤1.5m/min)到高速连铸(≥1.5m/min)遇到了粘结漏钢和铸坯表面质量差两大难题。为解决这些问题，就必须研究和开发研究具有相应物理和化学性能的结晶器保护渣，保证连铸过程中结晶器内的物理化学反应处于良好的状态。以连铸连轧为基础的紧凑型生产流程是降低冶金产品生产成本、提高企业经济效益的一个重要途径，无缺陷铸坯生产技术是实现连铸连轧的关键，这对铸坯表面质量提出了更高要求。连铸保护渣对高表面质量铸坯的生产起着重要的保障作用。以薄板坯、异型坯生产为代表的近终形连铸，是近年来迅猛发展的连铸新技术，与之相适应的保护渣开发即成为一个亟待解决的问题。由于薄板坯结晶器断面小、工作拉速快，而异型坯结晶器断面不规整，对保护渣的熔融特性、铺展性能提出了更新的要求。为此，国内外各炼钢厂都在寻求适合本厂连铸工艺特点的无缺陷铸坯生产用结晶器保护渣。

加入到结晶器高温钢液（1500℃左右）面上的低熔点（1000~1150℃）保护渣，靠钢液提供热量，在钢液面上形成一定厚度的液渣层（6~15mm），钢水向粉渣层传热减慢，液渣层上的保护渣受热作用，形成烧结层（600~900℃），烧结层之上的渣由于从钢水接受的热量更少，保持为粉状，均匀覆盖在钢水面上，防止钢水散热，阻止空气中的氧进入钢水中。在拉坯过程中，由于结晶器上下振动和凝固坯壳向下运动的作用，钢液面上的液渣层进入坯壳与铜壁之间的气隙，起到改善润滑和传热的作用。随着拉坯的进行，液渣不断被消耗，烧结层下降到钢液面熔化成液渣层，粉渣层变成烧结层，往结晶器添加新的保护渣，使其保持为三层结构，如此循环，保护渣不断消耗。液渣层的正常厚度为6~15mm，液渣层太薄，结晶器壁与凝固坯壳之间的渣膜达不到要求，易导致凝固壳与结晶器壁粘连，严重者发生粘结漏钢；液渣层厚度小于某一值，沿结晶器周边形成的渣圈，会使弯月面液渣流入坯壳与铜壁之间的通道堵死，使液渣不能顺利流入，不能形成均匀渣膜，导致凝固壳厚度不均匀，在应力作用下产生裂纹，严重者发生裂纹漏钢。如板坯拉速为1.2~1.5m/min，液渣层厚度小于5mm，板坯纵裂纹明显增加，液渣层厚度6~15mm，纵裂纹几乎消失，液渣层大于20mm，纵裂纹又有所增加。烧结层的正常厚度为5~10mm，太厚或太薄会影响液渣层厚度。粉渣层正常厚度为5~10mm，粉渣层太薄，起不到保温作用，粉渣层太厚，形成渣条增多，严重时引起夹渣漏钢。因此，结晶器保护渣状况的好坏，直接关系到浇钢生产顺行和铸坯质量好坏，保护渣厚度检测方法及其精确程度直接影响操作工对渣况的判断。

目前在生产中测定液渣层厚度的方法有单丝法和双丝法。单丝法将一根铁丝插入结晶器钢水中，保持平稳，几秒钟后取出，观察铁丝表面颜色变化和粘渣情况，确定液渣层厚度。双丝法把一根钢丝和铜丝（或铝丝）绑在一起，插入结晶器液渣层中，由于液渣温度高于铜熔点而低于钢熔点，所以铜丝熔化，而钢丝未熔，量出铜丝熔化的长度即为液渣层厚度。这两种检测方法不仅增加了工人的劳动强度，而且由于检测时人手的抖动、结晶器振动、钢水液面波动等原因，导致测量不准确，误差较大，影响浇钢工对结晶器渣况的正确判断，造成漏钢事故的发生，影响浇钢生产的顺行。宝钢发明了一种检测工具专利，其基本原理与双丝法相同，该装置由铜管、木夹、木板或石棉板、铁钉和镀铜铁丝组成，铜管内穿有镀铜铁丝或长度相同的一根铜丝和铁丝。检测时将穿出木板的镀铜铁丝或铁丝与铜丝插入结晶器钢水中，并使木板漂浮在钢水液面上保持平稳，根据金属丝熔损和颜色变化来确定粉渣层、烧结层和液渣层厚度。该专利在各渣层厚度的确定上存在人为影响因素。

非等厚设计的路面结构层厚度评定 篇3

省道236线揭阳南河大桥至池尾段路面大修工程(以下简称S236线揭阳段路面大修工程)是对现有公路水泥混凝土路面进行大修,在不改变原公路等级和公路主体横断面宽度的情况下,旧路面经处治后充当底基层,通过加铺路面结构提高道路通行能力及服务使用性能。该工程按双向六车道一级公路等级标准建设,起于揭阳市榕城区东山,沿现有公路路线走向,止于普宁市池尾镇,路线全长36.274 km,设计行车速度80 km/h,路基采用现有路基宽度37.5 m,水泥混凝土路面宽30.5 m。

2 旧路面结构层及其现状

S236线揭阳南河大桥至池尾段旧路标准为一级公路,其旧路面结构层为25 cm水泥混凝土面层+17 cm水泥稳定天然粒料基层+18 cm泥结碎石底基层,由于旧路面结构层质量较差,通车后交通流量大且达15年以上,水泥混凝土路面板出现裂缝及破碎的情况较严重,大部分路段路况等级现评价为“差”,路面已进入大修期。

3 新加铺路面结构

S236线揭阳段路面大修工程采用多锤头破碎机或冲击压路机对旧混凝土路面进行处治,经压稳后充当路面底基层,然后在其上铺筑随相对横向坡率变化的非等厚设计的17～23 cm(该厚度指从原旧路面横坡1.5%调整到2%的标准断面的基层基准厚度)水泥稳定级配碎石基层,再铺26 cm水泥混凝土面层,该工程直接加铺水泥混凝土路面结构见图1。

4 现行路面结构层厚度评定的适用范围局限性

对于新建、改建公路工程项目,路面面层的横坡通常都是通过路基顶面或调平层来实现的,路面结构层的设计厚度是一个确定的等厚值,可以按照现行部颁《公路工程质量检验评定标准(土建部分)》(JTG F80/1—2004)((以下简称《评定标准》)的路面结构层厚度评定方法对各分项工程进行评定,却无法适用于类似S236线揭阳段路面大修工程采用非等厚设计的路面基层。

旧路加铺非等厚设计的路面结构层的厚度指标同样是分项工程质量评定的重要实测检查项目之一,本文结合S236线揭阳段路面大修工程的路面基层厚度评定实例,通过非等厚设计的路面结构层变换等厚路面结构层厚度评定的方式,在此基础上分析证明提出以现场实测结构层厚度偏差来直接实现对非等厚设计的路面结构层厚度评定,克服《评定标准》只适用于等厚路面结构层厚度评定的范围局限性,同时指出《评定标准》关于路面结构层厚度评定内容方面存在的“允许偏差”定义不一致的问题。

5 非等厚设计的路面基层厚度评定实例

5.1 等厚路面结构层代换非等厚设计的路面结构层的假设

5.1.1 基本假设与原理

由t分布概念及其理论基础确定的质量指标评定方法可以知道,路面结构层厚度评定结果仅取决于评定路段内全部n个单点实测厚度值偏差的情况,只要通过现场单点实测厚度偏差在等厚路面结构层代换非等厚设计的路面结构层过程中保持前后不变的做法,等厚路面结构层的厚度评定结果就可以适用于被代换的非等厚设计的路面结构层。

5.1.2 等厚代换非等厚设计的路面结构层的厚度评定方法

先假设一个基准厚度为Xd的等厚路面结构层(以J表示)来代换非等厚设计的路面结构层(以I表示),将非等厚设计的路面结构层的单点实测厚度偏差直接转为等厚路面结构层的单点基准厚度偏差,再利用等厚路面结构层的单点基准厚度值计算算术平均值与标准差,最后按照《评定标准》的路面结构层厚度评定要求对非等厚设计的路面结构层进行评定。

5.1.3 术语与符号

路面结构层厚度评定的有关术语与符号见表1。

5.2 路面大修工程基层厚度评定的实例

S236线揭阳段路面大修工程的旧路面横坡为1.5%,而新建路面的设计横坡为2%,这样形成在其上加铺的路面基层在横向断面宽度范围内具有相对坡率0.5%的线性变化厚度,旧路面横坡由1.5%调整到2%的标准断面基层的基准对应厚度值为17～23 cm,该直接加铺路面基层的厚度在横断面宽度范围内的变化情况见图2。

5.2.1厚度测试的选点方法

评定路段内基层厚度测试采取随机选点方法,首先在测定桩号区间段内决定测点所在断面,以具体桩号表示,其次确定测点在横断面上的位置,以测点位置离路面中心线的距离Li表示。

5.2.2 非等厚设计的基层的单点设计厚度Xd(i)

以横断面上的路面中心线处基层设计厚度值为23 cm,机动车道外侧边缘处基层设计厚度值为17 cm,根据相对横向坡率0.5%和测点位置离路面中心线的距离Li,计算横断面上不同位置的基层单点设计厚度Xd(i),即:

式中:Xd(i)是非等厚设计基层的单点设计厚度,单位为cm;Li是横断面上测点位置离路面中心线的距离,单位为cm;1 200表示由旧路面横坡1.5%调整至基层顶面横坡2%时,基层基准厚度17～23 cm所对应的标准横断面宽度,单位为cm。

5.2.3 等厚基层的基准厚度Xd取值

对于S236线揭阳段路面大修工程的路面基层,可以取半幅横断面厚度值17～23 cm范围的中间值20 cm作为等厚基层的基准厚度Xd。本文后面的理论分析将证实等厚基层的基准厚度Xd可以任意取值,它对非等厚设计的基层厚度评定结果没有影响。

5.2.4 计算等厚基层的单点基准厚度值Xj

以非等厚设计基层现场检测的单点实测厚度值Xi减去单点设计厚度Xd(i),计算出非等厚设计基层的单点实测厚度偏差ΔXi,即:

将非等厚设计基层的单点实测厚度偏差ΔXi直接作为等厚基层的单点基准厚度偏差ΔXj,即有ΔXj=ΔXi。所以,等厚基层的单点基准厚度值Xj就由其基准厚度Xd与单点实测厚度偏差ΔXi构成,则有:

5.2.5 算术平均值X与标准差S的计算

等厚基层评定路段内全部n个单点基准厚度值Xj按数理统计计算算术平均值与标准差S,等厚基层的算术平均值与标准差S的计算表达式分别为:

式中:X和S分别为全部n个单点基准厚度值Xj的算术平均值(简称均值)和标准差;n是评定路段内路面基层的检测点数。

5.2.6 基准厚度代表值XL的计算

等厚基层的基准厚度代表值XL为评定路段内n个单点基准厚度值Xj的算术平均值的下置信界限值,即:

式中:tα是t分布表中随测点数和保证率(或置信度α)而变的系数,可查表。高速、一级公路基层和底基层采用的保证率为99%;其他公路基层和底基层采用的保证率为95%。

5.2.7 非等厚设计的基层厚度评定

评定路段内的非等厚设计的基层厚度评定按等厚基层的基准厚度代表值XL和单点合格值允许偏差进行厚度评定,各等级公路基层或底基层厚度的允许偏差见表2。

当基准厚度代表值XL减去基准厚度Xd的差值在代表值允许偏差ΔXL范围内时(即XL-Xd≥ΔXL),则按单点基准厚度偏差ΔXi不超过单点合格值来计算非等厚设计基层的厚度合格率;当基准厚度代表值Xt减去基准厚度Xd超过代表值允许偏差ΔXL时(即XL-Xd<ΔXL),则相应分项工程评为不合格。

6 标准差S的表达式及其含意

6.1 标准差S的计算表达式推导

将上述式(3)Xj=Xd+ΔXi代入等厚路面结构层的均值X的计算表达式(4)中,则有:

上式中的也就是路面结构层评定路段内全部n个单点实测厚度偏差ΔXi的算术平均值,以来表示,则等厚路面结构层的算术平均值的计算表达式化为:

上式(7)表明等厚路面结构层的均值X是由其基准厚度Xd与单点实测厚度偏差ΔXi的均值构成。将式(3)Xj=Xd+ΔXi和上式(7)代入等厚路面结构层的标准差S的计算表达式(5)中,简化得到标准差S的另一个计算表达式为:

式中:ΔX是评定路段内非等厚设计的路面结构层全部n个单点实测厚度偏差ΔXi的算术平均值,即。

6.2 标准差S的表达式含意

1)非等厚设计路面结构层全部n个单点实测厚度偏差ΔXi的的标准差S与等厚路面结构层的单点基准厚度值Xj的标准差S是同一个值,两者是完全一致的,都可以由评定路段内全部n个单点实测厚度偏差ΔXi计算得到。

2)式(8)表明,标准差S只跟单点实测厚度偏差ΔXi有关,而与等厚路面结构层的基准厚度Xd、单点实测基准厚度值Xj和均值都无关。这一点从标准差S的概念定义也可以知道:标准差S表示各检验值离散波动的程度,它是概率分布曲线的形状参数,其大小反映曲线的宽窄程度,与均值所决定的位置无关。

7 路面结构层的厚度评定

7.1 路面结构层厚度合格评定标准条件

非等厚设计的路面结构层变换为等厚度路面结构层以后,按照《评定标准》的附录H对等厚路面结构层厚度进行评定时,等厚路面结构层厚度的合格评定标准条件表达式为:

式中:XL为等厚路面结构层的基准厚度代表值,它是算术平均值的下置信界限值,见式(6);Xd为等厚路面结构层的基准厚度;ΔXL为《评定标准》的路面结构层实测项目内的厚度检查项目的代表值允许偏差。

将等厚度路面结构层的均值计算式(7)代入基准厚度代表值的计算式(6)S中,则有:

再将上式(10)代入式(9)中,简化得到以全部n个单点实测厚度偏差ΔXi及其算术平均值表示的路面结构层厚度评定合格判断式,即:

式中:ΔXL为厚度代表值允许偏差,各等级公路的路面结构层厚度代表值允许偏差见《评定标准》的路面结构层实测项目的厚度检查项目栏;与S分别是路面结构层评定路段内的全部n个单点实测厚度偏差ΔXi的算术平均值与标准差,它们的计算公式分别为:

7.2 路面结构层厚度的评定及其合格率的计算

路面结构层厚度评定满足合格条件判断式(11)时,则按单点实测厚度偏差ΔXi不超过单点合格值允许偏差来计算厚度合格率;路面结构层厚度评定不满足合格条件判断式(11)时,则相应分项工程评为不合格。

8 结论

1)标准差S只跟单点实测厚度偏差ΔXi有关,路面结构层厚度评定合格条件判定式实质上唯一考察的就是单点实测厚度偏差ΔXi的情况。由于等厚路面结构层没有改变单点实测厚度偏差ΔXi,因此根据合格条件判定式(11)对等厚路面结构层做出的厚度评定结果适用于非等厚设计的路面结构层。

2)无论等厚还是非等厚设计的路面结构层厚度评定,都可以根据评定路段内全部n个单点实测厚度偏差ΔXi计算其算术平均值与标准差,对照《评定标准》的路面结构层实测项目的厚度代表值允许偏差和单点合格值允许偏差的要求,按厚度评定合格条件判断式(11)进行评定,并计算合格率。

9《评定标准》关于路面结构层厚度评定内容方面的存在问题

《评定标准》的路面结构层实测项目对厚度代表值的允许偏差的定义是计算代表值减去规定代表值的差值,例如表2所示。但其附录H(路面结构层厚度评定)的第H.0.4条以文字表述路面结构层厚度合格判断标准条件时,其内容对厚度代表值的允许偏差定义是规定代表值减去计算代表值的差值,前后两处厚度代表值的允许偏差定义是不一致的,二者刚好相反,其附录H第H.0.4条的文字内容表述不够严谨,建议《评定标准》在以后的修订时加以更正。

摘要：针对旧混凝土路面加铺非等厚设计的路面结构层的厚度评定问题,结合路面大修工程实例提出非等厚设计的路面结构层变换等厚路面结构层的厚度评定方法,分析论证得出以单点实测厚度偏差实现路面结构层厚度评定的合格标准判断式,克服现行部颁质量检验评定标准仅适用于等厚路面结构层厚度评定的范围局限性,并指出其关于路面结构层厚度评定内容方面的存在问题。

关键词：路面结构层,厚度,评定,路面大修工程

参考文献

[1] JTG F80/1-2004,公路工程质量检验评定标准(土建部分)[S]

结构层厚度 篇4

热镀锌板主要应用于建筑、汽车和家电行业,是最近十几年发展最快的钢材品种之一。热镀锌镀层厚度控制工艺经历了从手工沾镀法到辊涂法再到吹气法的发展过程,目前气刀在镀锌过程中是控制镀层厚度和均匀度的关键设备。带钢从锌锅中拉出后,利用高速气流的冲击作用将黏附在带钢表面的多余锌液刮回锌锅。影响最终锌层厚度的主要因素有带钢速度us、进气压力p0、气刀距带钢距离Z、刀唇间隙D以及锌液物性等参数,而这些因素对锌层厚度的影响是复杂的、非线性的。

目前国内对气刀的研究主要集中在锌层控制策略以及控制系统结构,而关于锌层厚度数学模型的文献相对较少。国外这方面的研究最早可追溯到Thorton[1]的理论工作,Thorton假设锌层厚度只与气刀作用于带钢表面正压力相关,基于“极大流量”原则推导了锌层厚度计算模型。随后Ellen等[2]在Thorton的基础上考虑了气流切应力的影响,模型计算值与实测数据更加吻合,但模型中压力场的计算很大程度上依赖于经验公式。为了进一步提高锌层厚度计算精度,目前的研究主要集中在带钢表面压力场的计算,以获得更为准确的正压力、切应力分布。Delphine等[3]采用数值方法对气流刮锌过程进行了模拟,同时考虑了锌液和气体的流动,探讨了气流稳定性等方面的问题。Aha等[4]对刮锌过程气体三维流动情况进行了数值模拟,计算了射流压力沿带钢宽度方向的分布,着重研究了带钢边部流场,对带钢边部过渡锌的原因进行了探讨。

本文在Ellen等[2]对锌层厚度解析机理建模的基础上结合数值模拟结果,并以宝钢1550热镀锌机组为验证应用对象,建立了带钢连续热镀锌层厚度预测模型,并对气刀的控制性能进行了研究。锌层厚度预测模型求解策略是:首先应用数值模拟方法,回归分析带钢表面压力与气刀工艺参数、结构参数间关系,然后以此压力分布为边界解析计算最终锌层厚度。这种解析与数值模拟相结合的方法也可以更加灵活地应用于不同的气刀结构和形式。

1 锌层厚度解析计算

对气流刮锌过程物理模型进行合理简化[2],建立的二维流动力学模型如图1所示。模型中忽略带钢表面粗糙度、表面张力、合金化层和氧化影响;忽略带钢基层与锌液接触面的打滑;由于锌液垂直带钢表面方向y的速度远小于锌液沿带钢运行方向x的速度,假设沿锌液厚度方向的压力不变。

锌液二维边界层流动运动方程为

$\mu \frac{\text{d}{}^{2}u}{\text{d}y{}^2}=\rho g+\frac{\text{d}p}{\text{d}x}(1)$

式中,u为锌液速度;p为冲击气流在锌液上的气压;μ为锌液动力黏度;ρ为锌液密度;g为重力加速度。

锌液与气体分界面处边界条件可表述为

$\begin{array}{l}u=u{}_{\text{s}}|{}_{y=0}\\ \mu \frac{\text{d}u}{\text{d}y}=\tau |{}_{y=t}\end{array}\}(2)$

式中,us为带钢速度;t为锌层厚度;τ为切应力。

对式(1)积分,并引入边界条件式(2)可得到锌液速度:

$u=u{}_{\text{s}}[1+\frac{y}{t}S{\rm T}-\frac{y}{t}(2-\frac{y}{t})\frac{G{\rm T}{}^2}{2}](3)$

$\begin{array}{l}{\rm T}=t\sqrt{\frac{\rho g}{\mu u{}_{\text{s}}}}\\ S=\frac{\tau }{\sqrt{\rho \mu u{}_{\text{s}}g}}\\ G=1+\frac{1}{\rho g}\frac{\text{d}p}{\text{d}x}\end{array}$

由式(3)可得到锌液秒流量:

$q={\displaystyle {\int }_0^{t}u}(x,y)\text{d}y=u{}_{\text{s}}(1+\frac{S{\rm T}}{2}-\frac{G{\rm T}{}^2}{3})(4)$

引入量纲一数$Q=\frac{q}{u{}_{\text{s}}}\sqrt{\frac{\rho g}{\mu u{}_{\text{s}}}}$,式(4)可转化为

$Q=-\frac{G{\rm T}{}^3}{3}+\frac{S{\rm T}{}^2}{2}+{\rm T}(5)$

根据Thorton[1]的研究,现实过程中满足流量极大原则dQ/dt=0,得到量纲一锌层厚度:

${\rm T}=\frac{S+\sqrt{S{}^2+4G}}{2G}(6)$

到此,只需获得带钢表面压力分布即可由式(6)方便的计算出最终锌层厚度。下面借助于数值模拟方法来获得带钢表面正应力、切应力分布。

2 数值模拟研究

2.1 模型简化与工况设计

由于从气刀喷射出气流速度很高,马赫数达0.3~0.6,属于二维稳态、可压缩紊流问题,故选用可实现k-ε模型。运用FLUENT流体力学仿真软件,考虑进气压力、气刀距带钢距离以及刀唇间隙等因素的影响,将气刀物理对象抽象为图2所示数值计算模型。模型中忽略温度对气流的影响;忽略气室中气流压力损失;忽略气流横向效应,简化为平面对称模型。

在气刀入口施加压力入口边界(pressure-inlet);气刀上方施加压力出口边界(pressure-outlet);带钢表面、气刀壁面以及锌锅表面施加壁面边界(wall),并采用非平衡壁面函数法(non-equilibrium wall function)。离散化方式中,压力-速度耦合采用SIMPLE算法,压力、动量方程、k方程和ε方程均采用二阶迎风格式。

模型中考虑气刀进气压力p0、刀唇距带钢表面距离Z以及气刀刀唇间隙D的变化对气流场的影响。参考宝钢1550热镀锌机组气刀结构及工艺参数,取表1所示计算工况,分别计算进气压力对气流场影响规律,刀唇距带钢距离对气流场影响规律和刀唇间隙对气流场影响规律。

2.2 仿真计算结果分析

图3、图4所示为典型工况下带钢表面正压力和切应力分布。另外根据射流力学经典理论[5,6,7]可将正压力分布形式表述为高斯函数:

p=pmaxe-0.693ξ2 (7)

ξ=x/b

式中,pmax为正压力峰值;p为带钢表面正压力;x为沿带钢长度方向坐标;b为压力半值宽。

同理,切应力的分布形式可以表述为

τ=τmax[erf(0.833ξ)-0.2ξe-0.693ξ2] (8)

$erf(\beta )=\frac{2}{\sqrt{\text{π}}}{\displaystyle {\int }_0^{\beta }\text{e}}{}^{-y{}^2}\text{d}y$

式中,τmax为切应力最大值;erf为误差函数。

从图3、图4可以看出,上述公式可以准确地描述带钢表面压力的分布形式,即只需得到带钢表面正压力峰值pmax、正压力半值宽b和和切应力峰值τmax等特征参数则可由式(7)、式(8)计算带钢表面正压力和切应力。这样就可借助数值模拟方法对特定结构气刀锌层厚度计算模型和锌层厚度控制性能进行研究。

根据表1所设计工况进行仿真计算。对仿真计算结果进行回归分析得到正压力峰值、压力半值宽和切应力峰值与工艺参数间数学关系式。正压力峰值pmax回归模型为

$p{}_{\max }=\{\begin{array}{l}0.9672p{}_0{\rm Z}/D\le 5\\ (0.6391+1.6404D/{\rm Z}p{}_{0}5＜{\rm Z}/D\le 10\\ 0.8031p{}_{0}D/{\rm Z}{\rm Z}/D＞10\end{array}(9)$

压力半值宽b和切应力峰值τmax回归模型为

$b=\{\begin{array}{l}0.3789D+0.001{\rm Z}-0.0025p{}_0+0.700\frac{{\rm Z}}{D}\le 8\\ -0.597D+0.104{\rm Z}-0.008p{}_0+1.006\frac{{\rm Z}}{D}＞8\end{array}(10)$

$\tau {}_{\max }=(5.9274-0.1377\frac{{\rm Z}}{D})p{}_0(11)$

对上述回归模型进行误差分析有:正压力峰值pmax回归误差为±3.9%,回归系数平方值R2=0.998;半值宽b回归误差为±5.2%,R2=0.983;切应力峰值τmax回归误差为±7%,R2=0.981。满足工程应用需求。

3 锌层厚度计算结果

综合解析计算和数值模拟结果,则可得到带钢连续热镀的锌层厚度预测模型,为研究气刀锌层厚度控制性能和离线的工艺优化提供了基础,并针对宝钢1550热镀锌机组的有关数据进行实际建模和应用研究。图5所示为锌层厚度随气刀进气压力变化规律。锌层厚度随进气压力增大而减小,且随压力的增大斜率逐渐减小,即增大气刀压力有助于抑制气流压力波动带来的干扰,提高锌层厚度稳定性。图6所示为锌层厚度随Z/D变化规律,锌层厚度随Z/D增大而增大。当Z/D<8时,Z/D变化对锌层厚度影响较小,而当Z/D>8时,Z/D变化对锌层厚度影响显著。出现这种分段性差别的原因是:当Z/D较小时,高速气流在冲击锌液前还未充分发展,随着Z/D的增大流场完全发展,带钢表面的压力也随之衰减。因此为提高锌层厚度稳定性,在气刀使用工艺中应当避开Z/D=8这一临界区域,同时为抑制带钢抖动对锌层厚度的影响,应尽量保证气刀距带钢表面距离处于Z/D<8这一区域。

图7所示为锌层厚度随带钢速度变化规律,锌层厚度随带钢速度增大而增大。现代热镀锌生产工艺往往是在保证基板耐腐蚀性能要求的前提下,提高锌液的利用率,这就需要降低镀锌层重量,而这又与提高机组速度(高生产效率)相矛盾。这对气刀锌层厚度控制能力和控制精度都提出了更高的要求,也是目前先进气刀的发展趋势之一。

为进一步验证模型的计算精度,取1550热镀锌机组90卷带钢的工艺参数进行计算,并与实测值进行了对比。由图8可见模型计算值与实测值比较接近,误差保持在13%以内,证明本文模型可用于气刀锌层厚度控制的预设定计算。

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4 结论

本文基于解析机理建模与数值模拟相结合的方法,建立了带钢热浸锌锌层厚度预测模型,模型中考虑气刀进气压力、气刀距带钢距离、刀唇开口度、带钢速度以及锌液物性等工艺参数。模型计算值与现场实测值比较接近,误差不超过13%,可用于在线锌层厚度的预设定。

结果表明,在气刀使用工艺中增加气流压力、减小气刀距带钢距离更有利于锌层厚度的稳定。

参考文献

[1]Thornton J A.An Analytical Description of the JetFinishing Process for Hot-Dip Metallic Coating onStrip[J].Metall.Trans.B,1976,7B:607-618.

[2]Ellen C H,Tu C V.An Analysis of Jet Stripping ofLiquid Coatings[J].Journal of Fluids Engineering,1984,7B(12):399-404.

[3]Delphine L.Numerical Si mulation of Gas-Jet Wi-ping in Steel Strip Galvanizing Process[J].ISIJ In-ternational,2005,45(2):214-226.

[4]Aha KJ,Chung M K.A Noble Gas Wiping Systemto Prevent the Edge Overcoating in Continuous Hot-dip Galvanizing[J].ISIJ International,2006,46(4):573-578.

[5]董志勇.射流力学[M].北京:科学出版社,2005.

[6]Sang J K.Numerical Analysis of Edge Over-coat-ing in Continuous Hot-dip Galvanizing[J].ISIJInternational,2003,43(10):1495-1501.

珍珠珠层厚度测量方法探讨与实践 篇5

珍珠这种古老的有机宝石,产自珍珠贝类和珠母贝类软体动物体内,由于内分泌作用而生成的含碳酸钙与有机质的具有同心环状结构的珠粒[1]。

1.1 有核珍珠的结构

珍珠的最内层为珠核。珍珠的次内层为不定形基质层,一般紧贴于珠核表面。珍珠的次外层为碳酸钙棱柱晶体层,此处碳酸钙常以方解石形式出现[1]。珍珠的最外层为文石珍珠层,为珍珠的主要成分,这部分直接决定珍珠的品质[2]。珍珠还有一层近似透明的表层。

1.2 无核珍珠的结构

淡水养殖珍珠不像有核珍珠的结构那样在中间有一颗大的珠核,珠核外为珍珠层,而是通过壳角蛋白和珍珠层粘合构成,优质的淡水养殖珍珠自接近圆心的CaCO3的层状结晶呈同心圆环状。

2 珍珠珠层厚度无损检测

《珍珠分级》国家标准对未经过辐照、染色等处理的养殖珍珠及天然珍珠进行分级,其中在珠层厚度分级标准方面,《珍珠分级》国家标准上标明的关于测量珍珠珠层厚的方法中的直接测量法即仲裁法,方法原理为把切割制备好的被检样品置于测量显微镜下,测量珠层厚度,这就是有损检测[3],只能对已经抛开或者可以抛开的珍珠进行检测,故此法不适用于大部分的珍珠商贸;故本文重点阐述的珠层无损检测方法。

笔者针对这一问题前往广西北海市质监局国家珍珠及珍珠制品质量监督检验中心进行调查研究,该中心现有两台不同工作原理的珍珠珠层无损检测仪,分别是View-X珍珠珠层无损检测仪及OSG-1000珍珠珠层无损检测仪。

View-X珍珠珠层无损检测仪为该中心自主研制开发的中国第一台珠层测厚仪,可以通过X光测定珍珠的珠层厚度,结束了无仪器可测珠层厚度的历史。这台仪器在几分钟内便可检测珠层的厚度,从而辨别珍珠的品质。View-X系列X光机操作原理是采用X射线透过被观测物品,通过增强屏和CCD图像传感器,在计算机屏幕上实时显示出被测物品的轮廓,测定珍珠内核和外径,可根据需要对珍珠圆周进行点定位,最多可达360个点定位,配合图像测量处理软件,即可测量物品的尺寸或位置关系。

View-X珍珠珠层无损检测仪的的优点在于可以扫描整颗珍珠。不足之处在于部分海水养殖珠层较薄,有机质较少样品不能很好分辨出珠层与珠核分界线,无法计算珠层厚度,仪器对淡水养殖珍珠的内部结构具有一定的分辨能力,但不是很理想。另外由于X射线的性质,测量人员在测量时应做好防护措施,另外不宜长时间测量。

OSG-1000珍珠珠层无损检测仪(Noninvasive Optical Section for Gems)为全世界第一台近红外光珍珠珠层无损成像仪,利用低功率近红外光对珍珠无损成像,照射到样品的光功率仅1mW～2mW,波长为1.3μm,无放射性,对检测工作者和珍珠样品完全无损伤,检测实验室无需放射性屏蔽,不会对工作人员产生潜在的X线放射性危害。OSG-1000采用了创新的非接触式背向散射成像技术实现了单珠检测,使用于半成品、成品珍珠首饰的测量成为可能;直观的珍珠珠层图像,准确测量珍珠珠层厚度,分辨率可达0.03mm;成像检测速度快,每个样品仅用1s～2s。

OSG-1000珍珠珠层无损检测仪的优点在于任何海水养殖珍珠均可快速测量出其珠层厚度,测量过程安全无辐射。不足之处在于绘制珍珠珠层厚度长度直线是为手工绘制,存在误差,另外不能像View-X珍珠珠层无损检测仪那样进行360度全方位扫描,每次测量取两个以上相互垂直的面上的点进行扫描,只能得到估计值,不能体现整颗珍珠的真正珠层厚度。

笔者对大量珍珠进行了测量,现列举用两台仪器测量分析同一颗珍珠得到的资料如下。

经View-X珍珠珠层无损检测仪扫描得到图像后,用软件计算时于360度圆周每1度取1点,即取360个测量点,排除10%的偏离点。5次外圆直径数值分别为9.3797nm;9.3807nm;9.3790nm;9.381 0nm;9.3802nm。外圆直径平均数值为9.3801nm。5次内圆直径数值分别为6.9220nm;6.9292nm;6.9194nm;6.9307nm;6.9213nm。内圆直径平均数值为6.9245nm。珍珠珠层厚度计算方法为(外圆直径-内圆直径)/2,计算结果为1.2278nm。

经OSG-1000珍珠珠层无损检测仪测得珍珠一个面上的珠层厚度为1199μm,另外两次测得珍珠另外两个面上的珠层厚度分别为1193μm和1130μm。经计算珍珠珠层厚度为1157μm,即1.157nm。OSG-1000珍珠珠层无损检测无法对珍珠进行360度全方位扫描,故其实测数据可以进行分级参考,但不能作为精密数据作为理论支持。

3 结语

View-X珍珠珠层无损检测仪和OSG-1000珍珠珠层无损检测仪两台仪器为珍珠珠层厚度的快速测量提供了实现的可能,为珍珠厚度分级指标提供了强有力的理论支持,但两台各有优势及不足,测量同一珍珠时存在误差,初步分析了误差存在的原因,还有待进一步调查研究。目前使用这两台珍珠珠层无损检测仪器的地区较少,有待普及。

摘要：国家为养殖珍珠的生产、贸易、质量评价等活动制定了《珍珠分级》国家标准,其上标明的珠层厚度测量方法在实际操作中可能会出现有损作业。本文阐述了在珍珠厚度检测方面,旨在为珍珠分级提供行之有效的数据特征。

关键词：珍珠,珍珠分级,珠层厚度

参考文献

[1]张蓓丽.系统宝石学[M].北京:地质出版社,2006.

[2]谢玉坎.珍珠科学[M].北京:海洋出版社,1995.

结构层厚度 篇6

近二十多年来, 我国的公路建设发展迅速, 公路对国民经济发展的促进作用也越来越显著。但是, 我国在公路密度、技术等级和高等级公路比重等方面与发达国家相比还有很大差距。为满足经济发展对交通基础设施的需求, 对原有低等级公路进行改建和扩建势在必行。公路拓宽通常包括对原有公路线形和纵坡的改善、路基拓宽和填高以及路面补强和加铺等内容。

但是, 在公路拓宽工程中, 新填路基会发生一定程度的固结沉降, 而老路基基本上不产生沉降, 这导致整个路基在横断面上产生工后不均匀沉降, 进而在路面结构中产生附加应力。一旦该附加应力与轮载应力叠加以后超过路面材料的允许强度, 路面便会产生结构性破坏, 此时, 路面就发生较大规模的纵向裂缝, 进一步发展将严重影响行车安全和舒适性。在对其发生原因进行分析的过程中笔者发现, 拓宽类型中的路基共同作用层厚度与该类病害严重程度有着较为密切的关系。

二、路基拓宽的影响因素与路基共同作用层

1. 路基拓宽的影响因素。

公路拓宽工程应考虑老路与新路的关系以及工程所处的地形、地基等条件, 路基拓宽影响因素主要有地形地基条件、路基的拓宽范围、新路基填挖形式、新老边坡类型、共同作用层厚度等五类。

2. 路基共同作用层。

在旧路拓宽工程中, 若拓宽后道路路床顶面设计标高高于旧路路面标高, 全路幅范围内中间这一层新填路基称为路基共同作用层, 如图1所示。

拓宽工程中, 路基共同作用层的厚度通常在某一范围内变化, 特别是在某些公路需要将道路等级提高时, 通常原路纵断面线形无法满足新改建道路的纵断面线形标准, 致使不同路段有不同的新老路标高差, 也就有了不同厚度的路基共同作用层。本文, 笔者针对拓宽工程在路基横断面上发生工后差异沉降 (又称为不协调变形) 的情况, 应用有限元分析方法, 对不同路基共同作用层厚度下基层底面弯拉应力以及相应的路面结构疲劳寿命进行分析, 以期为类似工程病害的预防和整治提供参考。

三、拓宽工程路基不协调变形对路面结构的影响

拓宽路基不协调变形的取值参照同济大学黄琴龙博士的学位论文中的算例:老路宽10m, 单侧拓宽10m, 拓宽建成后10年的老路顶面层位处的工后沉降曲线如图2所示, 拓宽完成后的路面各结构层和路基共同作用层的材料参数见表1。

老路顶面处的不协调变形为工后差异沉降, 将该曲线作为边界条件施加于路基共同作用层的底面。由于其上的路面结构为半刚性基层的沥青路面结构, 刚度最大的结构层———二灰碎石基层对此最为敏感, 在其底面产生的额外附加应力和车辆荷载产生的荷载应力直接决定了该路面结构的结构寿命, 因此, 本次分析仅关注上述不协调变形引起的道路基层底面附加拉应力变化情况。

经过分析得到, 不同路基共同层厚度下的基层底面附加应力, 见表2。可以看出, 随着路基共同层厚度的增加, 基层底面附加最大弯拉应力明显降低。

我国公路沥青路面设计规范采用劈裂强度fsp作为极限弯拉应力。对二灰稳定粒料类采用如下疲劳方程:

式 (1) 中, Nf为疲劳寿命 (次数) , σ/s为应力强度比, 其中s是劈裂强度, σ为反复弯拉应力值。

据规范, 二灰碎石劈裂强度为0.5～0.8Mpa, 取fsp=0.65MPa。

通常情况以107作为材料的疲劳极限, 按疲劳方程, 取Nf=107时, 算得σ0=0.302MPa。

在不协调变形作用下, 在最不利断面处基层底面的总弯拉应力需要将两者进行叠加, 再推算出结构寿命, 如表3所示。

路基共同作用层厚度h与lg Nf间的关系如图3所示。

有限元分析结果得到, 新老路基结合处路面结构的附加应力较大, 并出现了应力集中现象。在不协调变形的作用下, 路面结构会在基层底面开裂, 最终形成贯穿整个路面厚度的裂缝。同时, 可以看出, 随着路基共同作用层厚度的增加, 不协调变形对路面结构的影响逐步变小, 路面结构疲劳寿命衰减得也越来越慢, 当h=6m时, 可以忽略不协调变形对疲劳寿命的影响。

结构层厚度 篇7

关键词：轻钢龙骨,镀锌层厚度,测量方法

轻钢龙骨, 是一种新型的建筑材料, 是以连续热镀锌钢板或以连续热镀锌钢板为基材的彩色涂层钢板用原料, 采用冷弯工艺生产的薄壁型钢, 由于其具有重量轻、强度高、对环境和人体辐射极低、不释放有毒气体, 防腐蚀性能好、产品寿命长等功效, 近年来被广泛应用于酒店、候机楼、客运站、车站、剧场、商场、工厂、办公楼、室内装修设置等场所。其中防腐蚀性能与镀锌层厚度有直接关系, 镀锌层厚度越厚, 其防腐蚀性能越好, 产品的使用寿命也越长。本文重点对国家现行标准 (GB/T11981-2008《建筑用轻钢龙骨》) 中所提到的两种测量镀锌层厚度的方法进行了比较。

1 试验方法

1.1 方法a

1.1.1 试验样品

本试验分别选取两种不同型号的V型和C型轻钢龙骨进行试验, 从龙骨上各自截取10块样品, 其中V型轻钢龙骨样品尺寸为45mm×20mm, C型轻钢龙骨样品尺寸为30mm×30mm, 样品面积均符合标准要求 (约900mm2) 。

1.1.2 试验设备

电子天平:最大量程210g, 精度0.1mg, 检定合格。

电子数显卡尺:最大量程150mm, 精度0.01mm, 检定合格。

1.1.3 试验过程

(1) 试验前, 配制试验溶液, 将3.5g化学纯六次甲基四胺溶解于500ml浓盐酸中, 用蒸馏水稀释至1000ml。 (2) 用清洗液将试样表面的油污、粉尘、水迹等清洗干净, 然后充分烘干。 (3) 用天平称量试样, 当试样镀层质量不小于0.1g时, 称量应准确到0.001g。 (4) 将试样浸没到试验溶液中, 直到镀层完全溶解, 以氢气析出的明显停止作为溶解过程结束的判定。然后取出试样在流水中冲洗, 最后用乙醇清洗, 用热风快速吹干。 (5) 用天平称量试样, 称量后, 测定试样锌层溶解后的表面积, 按下面公式计算双面镀锌量。

M—双面镀锌量 (g/m2) ;m1—试样镀锌层溶解前的质量, (g) ;m2—试样镀锌层溶解后的质量, (g) ;A—试样面积, (mm)

为方便两种试验方法的比较, 按下面公式把双面镀锌量转换为双面镀锌层厚度

d—纯锌层厚度, (μm) ;ρ—纯锌层密度, 7.2g/cm3

1.2 方法b

(1) 试验样品

样品与1.1.1使用相同的样品。

(2) 试验设备

磁性测厚仪:最大测量范围5mm, 检定合格。

(3) 试验过程

在距龙骨端头200mm及龙骨长度方向的中间点共三处, 用磁性测厚度仪分别测定正面及背面各三个点的镀锌层厚度, 分别计算正面平均测定值和背面平均测定值, 两面平均测定值之和即为该样品的双面镀锌层厚度。取三根样品测定结果的平均值, 精确至1μm。因本文所用到的样品为一根龙骨上截取的10块样品, 所以, 试验时单独测量样品的正背面镀锌层厚度, 为了使结果更准确, 每个单面测量三次, 取其平均值作为一个单面的试验结果, 两个单面的平均值之和为该样品的双面镀锌层厚度。

2 试验数据

由于检测方法a为破坏性试验, 所以, 试验过程先用磁性测厚仪按方法b对10个样品进行双面镀锌层厚度测量, 再按方法a对相同的10个样品进行测量, 测得结果如下:

3 结果分析

由表1可见, 通过方法a测得的两种不同型号的轻钢龙骨双面镀锌层厚度结果比较一致, 而方法b测得的结果波动比较大;通过方法b测得的双面镀锌层厚度较方法a测得的结果要大。分析其原因:

(1) 方法a测得的为整块样品的镀锌层厚度, 而方法b测得的为样品的局部镀锌层厚度。相比之下, 方法a明显更加合理。

(2) 按方法b使用磁性测厚仪对样品进行测量时, 位于测厚仪部件表面的探头与样品表面接触, 如果样品表面锌层高低不平, 厚度不匀, 探头与试样表面没有完全接触, 对试验结果影响比较大。

(3) 产品镀锌层纯度不够, 镀锌层中含有较多的杂质, 加上试样的表面杂物处理不充分, 镀锌过程会形成残渣, 甚至出现漏镀, 这样的凹凸不平的平面, 使用方法b进行试验, 对试验结果影响较大。

(4) 产品出厂后, 在运输、使用途中, 保护不充分, 产品表面出现一些缺陷, 如白锈、划伤, 擦伤, 污垢等, 对方法b的准确性影响较大。

4 几点建议

(1) 对于实验室检测, 首先应对样品表面进行观察, 如果试样表面比较平整, 可以使用方法b, 但试样表面比较粗糙时, 建议使用方法a, 如要使用方法b, 建议在样品表面上进行多次测量获得一个有代表性的平均测量值。

(2) 在使用方法b对样品进行测量的过程中, 笔者发现轻钢龙骨的正背两面镀锌层厚度相差比较大, 尤其是V型轻钢龙骨, 而标准GB/T 11981-2008《建筑用轻钢龙骨》只对产品的双面镀锌层厚度作出了要求, 当双面镀锌层厚度≥14μm时, 被认为符合标准要求, 笔者觉得这一点不合理。参照其它类似检测标准, 如GB/T2518-2008《连续热镀锌钢板及钢带》, 该标准除了对双面镀锌层厚度作出了要求之外, 还对单面单点的镀锌层厚度作出了要求。笔者认为此要求更为之合理, 原因在于可能由于生产工艺不够成熟, 在龙骨的镀锌过程中导致产品的镀锌不均匀, 正背镀锌层厚度相差比较大, 如果标准只对双面镀锌层厚度作出要求, 往往隐瞒了正背面镀锌层厚度差别大的缺陷。在实际使用中, 正因为这一缺陷, 造成产品的使用寿命大大缩短, 因此, 笔者建议在下次标准变更的时候, 草拟标准的相关部门能够把这一点考虑进去。

(3) 建议运输途中, 应保证外包装的完整, 使用过程中尽量避免划伤、擦伤, 选择适合轻钢龙骨的使用环境, 不要长期处于潮湿环境, 有利于延长产品的使用寿命。

5 结束语

(1) 方法a为破坏性试验, 试验过程比较繁琐, 需要截取有代表性的试样进行试验, 但试验结果稳定、准确。

(2) 方法b操作简单, 可以快速检测结果, 在施工现场的检测中得到广泛应用, 但其所测得的结果受试样表面处理情况和检测人员的操作影响比较大, 准确性得不到保障。

(3) 当对检测结果有争议的时候, 建议以方法a的结果为准。

参考文献

[1]GB/T 11981-2008.建筑用轻钢龙骨[S].

[2]GB/T 1839-2008.钢产品镀锌层质量试验方法[S].

结构层厚度 篇8

随着近年来无损检测技术的快速发展,电涡流检测技术也越来越受到广泛的关注研究,电涡流检测技术因为其制作简单、价格低廉、精度高、能够耐受高温、实现钢件淬火层在线非接触测量,而且不需要耦合剂。比传统的金相法、切割法测量速度更快,而且不用对被测工件进行破坏测量,也比超声波测量更加节约成本、经济适用。对电涡流传感器测厚方法的研究能够对我们传统的测量技术起到很好的指导作用,也有越来越多的人投入到电涡流测量方法的研究上来。

1 涡流检测原理图

涡流检测是无损检测的一个分支,是运用法拉利电磁感应定律,将一半径为r的线圈通过正弦波交流电流后,线圈周围就会产生一交变磁场H1;若在距线圈x处放置有一电导率为a,磁导率为 ,厚度为d的金属板,线圈周围的交变磁场就会在金属表面产生感应电流,也称作涡流。金属板表面也同时产生一个与原磁场方向相反的相同频率的磁场H2,反射到探头线圈,导致载流线圈的阻抗和电感的变化, 改变了线圈的电流大小及相位,通过找到阻抗和厚度之间的对应关系来测量钢件涂层厚度。原理图如图1所示[1]。

2 涡流测量流程图

电涡流测量的整体测量电路设计图如图2所示, 涡流探头线圈在钢件表面产生涡流后引起自身阻抗的变化,经过电桥电路转化成电流信号输出,由于信号很微弱,需要经过放大器进行功率放大输出, 然后经过整流滤波电路,把交流信号转化为直流信号,然后把那些产生干扰的高频的还有低频的信号过滤掉,得到干扰较小的电流信号,最后经过放大器将信号比例放大后接入ARM7的A/D转换接口,把模拟信号转化为数字信号,对信号进行控制,然后接入数字示波器,观察波形输出,把结果通过PC机显示出来[2]。

3 影响因素分析

由于电涡流传感器对外界干扰很敏感,应用范围广的同时检测结果也容易受到干扰,造成结果误差较大或者完全不可信。通过分析可知,在恒定的温度测量环境下测量并且去除待测物体表面自身磁干扰影响后,电涡流传感器测量精度的主要影响因素有电导率、导磁率、激励频率f、传感器探头和待测物体上表面的距离d等。

传感器探头线圈主要是由漆包线绕制而成的, 当其接近待测物体时,线圈的等效阻抗值和等效电感值都会发生变化。电涡流传感器靠近待测钢件时, 其等效原理图如图3所示。其中左方为电涡流测量线圈,右方为被测钢件中电涡流等效电路。R2为待测钢件电阻,L2为待测钢件电感;R1为涡流传感器线圈电阻,L1为涡流传感器线圈电感;M为原线圈与被测钢件间的互感,其表达式为M=k√L1L2,其中k为耦合系数,在温度一定时只与涡流传感器线圈底部和待测钢件之间的距离d有关,U为激励电压[3]。

根据基尔霍夫定律可知:

由式(1)(2)计算可得电涡流传感器等效电路的等效阻抗为:

把式(3)代入可以得到电涡流线圈的等效电阻和等效电感分别为:

由等效电阻和等效电感公式(4)(5)可知, 当涡流传感器靠近待测钢件表面时,因为钢件上形成的电磁涡流形成的反向磁场干扰使原线圈阻抗实部增大,虚部减小,即由于产生的电磁涡流的影响, 使线圈的电阻增大电感减小。

这是由于在测量铁磁基体涂镀层时,除了外界各种因素的影响,待测钢件表面上总有剩磁存在, 不同的铁磁基体,磁滞回路各不相同,剩磁状态下的磁导率和电导率显然不同。因为钢件中包含一定含量的铁和碳的成分是磁性材料,其有效导磁率随与线圈的距离的减小而增大,L1增大。第二项与电涡流效应有关,随线圈与钢件之间的距离的减小而增大。

根据上面的分析可知,电涡流传感器可以把传感器线圈与被测体间的距离x变成传感器的阻抗值或等效电感值。当被测体向传感器靠近时,线圈的损耗功率增大,回路品质因素Q值降低。△Q=2 fL1/R1 为无电涡流条件下原线圈的Q值。

如果不考虑M值,并设2 fL2为常数,电涡流引起的传感器中的电阻部分增量与电感部分增量由金属电导率所决定[4]。

对钢件淬火厚度的测量,因为导磁性材料的磁导率远大于1,集肤效应的影响很大,常规的方法不好测量。可以通过如下公式进行测量:

其中,f表示激励信号频率, 表示钢件的电导率, 表示钢件的相对磁导率(铁磁性材料的相对磁导率大于100)。由以上公式可知,当激励信号频率较大时,特别是对于铁磁性材料,能够测量的厚度值很小,检测钢件淬火层厚度非常困难。为了尽量解决这个问题,实验条件下尽量采用较低的测量频率以增大测量深度[5,8]。

本文采用45#钢,电导率 =7.576MS/m、相对导磁率 =1496、检测频率f=10^6Hz进行计算[6]。

减小外部干扰因素的办法有先对待测钢件表面进行通磁,然后进行去磁处理以减小待测钢件表面的磁干扰,同时要控制实验环境,尽量在同一时间同一地点进行实验。传感器测量电路的设计采用双层板设计,减小相互接触干扰。这样就可以尽量提升系统的稳定性、准确性、线性度和可重复性[7]。

4 电路、数据计算及分析

本文选用的是调幅式测量电路,其中涡流传感器的电路部分主要包括电桥电路、信号放大电路、整流滤波电路、功率放大电路、漆包线线圈(绕制线圈可以采用磁芯,以适用于高频工作)等,实验设备包括正弦波信号发生器、稳压直流电源、数字示波器。通过控制涡流线圈到待测钢件的距离为1.0mm、线圈内径14mm、外径20mm。在电涡流探头没有接触待测钢件时,显示的波形如图4的左图所示,接触钢件后的波形图如图4的右图所示,通过对比可以看到, 在接触待测钢件后波形的振幅变大了[9~11]。

通过涡流传感器对测涂层标准件的涂层厚度进行测量,在示波器上面可以看出由于涂层厚度变化导致正弦波信号幅值的变化规律。涡流传感器经过校准后,通过对标准块厚度对应的幅值数据进行多项式数据拟合,得到在同样条件下钢件淬火层的厚度值如表1和图5所示。把这两个值进行对比找出差值和实际值之间的百分比,就可以知道涡流传感器的灵敏度[12]了。

从上面的数据可以看出,在一定的测量范围内, 经过校准块校准后,涡流传感器测得的数据可信而且精度很高。在测量0.10mm的钢件时,相对误差达到11.4%,这是由于在测量尺寸较小的物体时,涡流传感器测量存在一定的盲区造成的;随着测量尺寸的增大,一旦超过了测量的有效范围,得到的测量值也不可信。

5 小结

涡流检测因为其众多优越性,现在已经被广泛应用在我们生活中的方方面面,特别是在工业检测方面,对涡流信号进行适当的处理,例如控制温度、电导率、工作频率和相对磁导率,对待测钢件进行测量之前要进行去磁处理防止外部磁干扰等,都能够有效地减小外部干扰,使测量的精度更高、更稳定。本文对得到的电涡流阻抗值和待测钢件之间的对应关系,通过多项式拟合,得到测量数据和实际数据的误差范围在5%以内,满足设计要求。

摘要：涡流检测实质上就是通过运用法拉利电磁感应定律来反映金属导电材料表面缺陷和厚度变化。文章主要研究电涡流检测钢件淬火层厚度时表面阻抗的变化,通过阻抗变化来反映淬火层厚度的变化,经过数据处理得到待测钢件的厚度。由于在电涡流测厚传感器设计过程中会受到多种因素的干扰,对测量精度和可靠性有很大的影响,这里也对主要的干扰因素进行了推导和分析,通过对标准涂层试块进行测量和对数据的分析,能够大略的反映出淬火层厚度的变化。