位移角调整（精选8篇）
位移角调整 篇1
摘要：对高层剪力墙结构层间位移角的构成进行了理论解析, 并结合工程实例, 给出了在风荷载作用下高层剪力墙结构最大弹性层间位移角调整的若干方法, 为同类问题的研究积累了经验。
关键词：风荷载,高层剪力墙结构,层间位移角,调整
一般对高层建筑结构的设计包括两个方面:承载能力极限状态和正常使用极限状态。对高层建筑, 结构设计往往是由正常使用极限状态来控制。这就要求高层建筑在地震或风荷载作用下要满足水平变形的要求, 水平变形过大则导致:
1) 竖向结构构件产生裂缝或损坏, 进而影响结构的承载力;2) 幕墙、隔墙、填充墙等非结构构件损坏;3) 结构的整体稳定性受到影响。因此JGJ 3—2010高层建筑混凝土结构技术规程[1]第3.7.3条和GB 50011—2010建筑抗震设计规范[2]第5.5.1条规定高度不大于150 m的高层建筑, 对纯剪力墙结构其楼层层间最大位移与层高之比Δui/hi不宜大于1/1 000。而对高层建筑弹性层间位移角主要是由风荷载控制, 地震作用往往不起控制作用, 特别是在低烈度地区的沿海城市风荷载控制层间位移角尤为突出。
1 弹性层间位移角的解析
层间位移角在宏观上反映了建筑物侧向刚度的大小, 对层间位移角的控制也就是保证了高层建筑结构具有必要的抗侧刚度。弹性层间位移角为楼层层间最大弹性水平位移与对应楼层层高之比, 即:θi=Δui/hi。其限值[θi]为钢筋混凝土竖向构件开裂时对应的层间位移角。由层间位移角的公式可知, 求得楼层层间最大弹性水平位移即可得层间位移角。因此控制层间位移角相当于控制该楼层所有竖向构件的层间位移, 当楼盖为刚性时, 对于大多数不对称结构, 则同一榀抗侧力结构各竖向构件的层间位移角可视为相等 (层高一致时) [3]。由于高层建筑在水平力的作用下扭转效应几乎无法避免, 所以Δui的最大值一般在结构单元的尽端处。楼层层间最大位移Δui以楼层竖向构件最大的水平位移差计算, 不扣除整体弯曲转角产生的侧移, 主要是因为高度不大于150 m的常规高度高层建筑的整体弯曲变形相对影响较小, 但当高度超过150 m时, 以弯曲变形为主的高层建筑结构整体弯曲变形产生的侧移即非受力位移有较快的增长, 增长的部分在整体层间侧移中占有相当的比例, 所以应扣除此部分的变形, 若不扣除此部分的变形, 则位移角限值可以适当放宽。层间位移Δui包括非受力位移Δui-1和受力位移Δuid, 如图1所示, 其中受力位移引起的变形为有害变形, 它对应的是有害层间位移角θid。
当各层层高相等时, 即hi=hi-1, 假如C点作用有剪力Qi, 弯矩Mi, 层间的剪力墙作为刚体, 自身不发生变形, 刚体在第i层底发生转角θi-1, 即第i-1层的层间位移角继续向上延伸所得。则第i层的层间位移Δui[3]为:
非受力位移:
另外, 由图1的几何关系可知:
其中, E, G分别为墙体材料弹性模量及剪切模量;Ii, Fii分别为墙体截面绕厚度方向的抗弯刚度及截面面积;μ为截面剪应力不均匀系数;Δui为第i层的层间位移;Δui-1为第i-1层的层间位移亦等于第i层底部转角引起的刚体位移, 即为非受力位移;Δuid为第i层的有害层间位移即第i层的受力位移;ui为第i层的位移, 图1中CC'之间的距离;ui-1为第i-1层的位移, 图1中BB'之间的距离;θi为第i层弹性层间位移角;θi-1为第i-1层弹性层间位移角;θid为第i层有害层间位移角即第i层上、下楼盖的转角差由受力位移引起;hi为第i层层高;hi-1为第i-1层层高。
2 工程实例
2.1 工程简介
本工程为南方某7号楼, 地震设防烈度为7度 (0.1g) , 场地类别为Ⅲ类, 剪力墙结构, 50年一遇基本风压为0.8 k Pa, 地面粗糙度为B类, X方向建筑长44 m, Y方向建筑最大宽度18.2 m, 最小宽度9.9 m, 总高度99.99 m。
2.2 层间位移角调整的过程
根据建筑墙体布置和使建筑两个方向的动力特性相近。由于Y向为建筑物的弱向, 需在Y向布置剪力墙多一些, 然后采用SATWE软件试算, 计算时采用全楼面刚性楼板假定。计算结果见图2。
由计算知:地震作用下的层间位移角均满足规范的要求, 但在风荷载作用下, X向最大层间位移角出现在13层, 为1/1 566, 满足规范要求;Y向最大层间位移角出现在24层, 为1/908, 不满足规范要求;可见对此建筑的层间位移角风荷载起控制作用。
由于Y向层间位移角与规范相差很大, 通过局部调整, 无法满足规范要求, 因此可通过下列手段调整结构的抗侧刚度:
1) 调整Y向剪力墙的结构布置, 增加Y向剪力墙的数量;
2) 高层建筑的剪力墙最好不要有一字墙, 更不要有一字短肢墙, Y向剪力墙应尽量做成L形或者T形, 若由于建筑要求不得不做成一字墙, 则在剪力墙端部做成端柱的形式;
3) 建筑物平面外侧剪力墙的刚度对结构的整体刚度有着十分显著的影响, 因此要加大Y向外侧剪力墙的刚度, 若剪力墙由于建筑洞口要求不得不在Y向分段, 则各墙段之间应用高连梁连接, 以很好的传递各墙段之间的刚度。根据JGJ 3—2010高层建筑混凝土结构技术规程5.2.1条及其条文说明在风荷载作用效应计算时可不考虑连梁的刚度折减;
4) X向与Y向的剪力墙刚度不是各自孤立的, 而是相互联系, 相互影响的;减小远离Y轴与Y向剪力墙相连的X向的剪力墙的长度会影响Y向剪力墙的刚度, 进而影响Y向的层间位移角;
5) 加强整体结构外围如L形墙体X向的短墙肢的厚度和连接L形墙体之间X向连梁或梁的宽度, 对Y向剪力墙的抗侧刚度的贡献是很可观的, 就像增加工字形截面的翼缘一样增大了截面刚度;但是增大X向连梁或梁的高度对Y向层间位移角的影响甚微;
6) 增加建筑物外围Y向剪力墙的厚度, 尤其是远离X轴的Y向剪力墙的厚度效果更佳;
7) 查看计算结果, 看哪一层或几层的层间位移角不满足规范要求, 针对性的改变不满足要求的那几层的混凝土强度等级, 对改变Y向层间位移角是有效的;
8) Y向的层间位移角由风荷载控制, 但是X向的层间位移角由地震作用控制, 无论何种荷载或作用起控制作用, 尽量使两个方向的动力特性相近, 在增大一个方向抗侧刚度的同时应兼顾到另一方向的抗侧刚度, 调整的过程应相互协调。
通过1) , 2) 两种方法的调整, 查看计算结果可知, 层间位移角为1/980, 已经接近规范要求, 但仍然不满足规范。此时继续调整Y向刚度, 但不需要布置剪力墙, 可以通过3) 步~8) 步进行微调, 然后继续计算, 通过查看计算结果, 最后在风荷载作用下Y向最大层间位移角为1/1 004, X向为1/1 705, 均满足规范要求。
3 结语
通过对层间位移角的解析和对工程实例进行调整计算, 可得结论:1) 层间位移角θi由两部分组成, 一部分为受力位移产生的转角即有害位移角θid, 另一部分为非受力位移产生的转角即本层相邻下一层的层间位移角θi-1。对于层间位移角θi, 如果其主要部分是由非受力位移角θi-1引起, 则结构是没有危险的, 剪力墙结构是安全的;反之, 如θi主要系由受力位移角引起, 则由于剪力墙为脆性结构, 应对层间位移角严加控制;2) 加强Y向外侧剪力墙的刚度, Y向各分段的剪力墙之间用高连梁连接, 其刚度可以不折减;3) X向与Y向剪力墙的刚度不是孤立的, 而是相互影响的, 尤其是在建筑物外侧, 其相互影响性更加明显, 减弱X向剪力墙会影响到Y向剪力墙的刚度;4) 增加建筑物外围X向的如L形较短边的剪力墙的厚度, 同时增加两短肢墙之间X向梁的宽度, 对Y向的抗侧刚度影响显著;5) 改变建筑物外围Y向剪力墙的厚度对层间位移角影响比较显著, 尤其是改变远离X轴的Y向剪力墙的厚度;6) 改变层间位移角不满足要求的某一层或几层的剪力墙的混凝土强度等级对改变Y向层间位移角有帮助。
参考文献
[1]JGJ 3—2010, 高层建筑混凝土结构技术规程[S].
[2]GB 50011—2010, 建筑抗震设计规范[S].
[3]魏琏, 王森.论高层建筑结构层间位移角限值的控制[A].首届全国建筑结构技术交流会论文集[C].2006.
位移角调整 篇2
数字角位移传感器在航空发动机系统中的应用研究
根据某型发动机角位移传感器的工作原理,设计了一种数字角位移传感器,分析了其静态和动态特性.该传感器以角位移传感器和CMOS低频锁相环电路为核心,用于航空发动机控制系统中角位移测量.实验表明,该传感器相位移动小,干扰噪声抑制能力强,响应速度较快;测量精度可达±0.01°,可以及时有效地对角位移进行跟踪测量.
作 者：何秀然 谢寿生 钱坤 HE Xiu-ran XIE Shou-sheng QIAN Kun 作者单位：空军工程大学工程学院,陕西,西安,710038刊 名：电光与控制 ISTIC PKU英文刊名：ELECTRONICS OPTICS & CONTROL年，卷(期)：13(2)分类号：V233.1关键词：航空发动机 自整角机 传感器 锁相环路
电容式角位移传感器 篇3
1 引言
角位移测量广泛应用于我国现代化建设的各个等方面。不同应用领域需求不同测量要求, 针对基于无线传感网络引导的高精度超大空间测量系统中需要实时自动感知靶标在不同位置的空间位姿信息, 提高测量系统的测量精度。而空间位姿信息中需要自动感知偏离水平面的横向和纵向角位移大小, 因此需要研究无外力作用下的能自动感知二维角位移的测量系统。该测量系统具有体积小、低成本、测量精度高等特点。
利用平板电容器可将电容式传感器的基本工作原理说明。当边缘效应被忽略时, 电容器的电容量为:
其中, A为平行极板互相覆盖的有效面积 (m2) , C为电容量 (F) ;d为两平行级板之间的间距 (m) , εr为相对介电常数, ε为极板间介质的介电常数 (F·m-1) , εo为真空介电常数, εo=8.85×10-12 (F·m-1) 。据此, 板间距、面积变化、和介质都直接影响电容值的大小。故根据电容器参数变化的特征, 电容式传感器可分为面积变化型、极距变化型、和介质变化型三种情况。
2 不同类型角位移传感器比较
不同类型的角位移传感器有着以下不同的特点:绕线电位器式角位移传感器优点为结构简单, 测量范围广, 输出信号大, 抗干扰能力强, 精度较高;其缺点为分辨率优先, 存在接触摩擦, 动态响应差。非绕线电位器式角位移传感器优点为分辨率高, 耐磨性好, 阻值范围宽;其缺点为接触电阻和噪声大, 附加力矩较大。光电电位器式角位移传感器优点为无附加力矩, 分辨率较高, 寿命长, 响应快;其缺点为线性度较差。光栅式角位移传感器优点为精度高, 易数字化, 能动态测量;其缺点为对环境要求较高。磁栅式角位移传感器优点为结构简单, 易数字化, 磁录方便, 成本低;其缺点为需磁场屏蔽。感应同步器角位移传感器优点为精度较高, 易数字化, 能动态测量, 结构简单, 对环境要求低;其缺点为电路较复杂。码盘式角位移传感器优点为精度较高, 非接触式;其缺点为电路较复杂。电容式角位移传感器优点为分辨率高, 灵敏度高, 非接触式, 结构简单, 差动测量 (比例式) ;其缺点为需要屏蔽。激光式角位移传感器优点为精度高;其缺点为设备复杂, 成本高。微动同步器角位移传感器优点为分辨率高, 非接触;其缺点为测量范围小, 电路较复杂。霍尔传感器角位移传感器优点为结构简单, 成本低;其缺点为精度较低。旋转变压器角位移传感器优点为性能温度, 对环境要求低, 抗干扰能力强, 使用方便;其缺点为精度不高, 线性范围小。
3 电容式角位移测量原理
电容式角位移传感器的核心元件为平板式结构, 结构分为静片 (两片) 和动片 (一片) 。发射极板和接收极板构成了静片, 三板相对间隙应尽可能的小。其中发射极为多瓣结构, 接收极为整块覆铜, 动板与转轴一起转动。
电容式角位移传感器为三片平行板式的核心元件, 结构如图1所示:由两片静片与单个动片构成。三板相对间隙应尽可能的小。其中发射极为多瓣结构, 接收极为整块覆铜, 动板与转轴一起转动。
如图1所示, 发射极由对顶角两瓣两两电气相连的等面积的八瓣构成, 从而共有四组电容。由于动片需要在发射极板和接收极板之间旋转, 因此电容值随着发射极板与接收极板所构成的4组电容CA、CB、CC、CD动片位置变化而改变, 当发射极板受一定的激励所施加时, 四组电容在接收极板上所产生的感生电荷也不同。感生电荷的大小与角位移是有相应的数学关系的, 所以测量出电荷的数值, 便能得知角位移的数值。
4 结语
在现代工业技术中, 角度是机械、仪器仪表和电子产品制造业中的重要几何参数之一, 它的准确度直接影响着产品的质量与寿命, 因而在现代工业中, 角位移测量占有重要的地位。虽然现有许多类型的角位移测量传感器, 但是一般组建起来体积比较大, 成本较高。本文针对以上问题和测量要求, 研究可以为大尺寸测量的空间位姿信息获取提供有效的角位移测量信息, 可辅助实现高精度测量要求。
摘要：电容式角位移传感器是通过将机械角度的变化转化成电容量变化并给出相应电信号输出的测量装置, 它具有非接触、灵敏度高、高可靠性、精度高和低功耗、结构简单、工作环境要求低等特点, 这使得它成为最具有发展前景的传感器之一。然而一些不足之处仍然存在, 尤其是电容传感器对温度的敏感。为了更好发挥电容角位移传感器的优势, 需要对其采取一些相应的措施。采用比例式测量原理可以从原理上实现差动补偿, 进而提高仪器的测量准确度。
关键词：比例测量原理,角位移,电容传感器
参考文献
[1]张琳娜, 刘武发编著.传感器检测技术及应用[M].北京:中国计量出版社.
位移角调整 篇4
1 一般回转支承结构
一般回转支承结构如图1所示, 转动体通过螺钉与回转支承内圈联结在一起;回转支承外圈通过螺钉安装在固定体上。这种回转支承结构, 回转支承和转动体只能实现转动、承载, 其轴线不能发生角位移, 无法满足特殊工况下大型工程机械对回转支承的轴线可位移的要求。
1-固定体;2-外圈;3-隔离块;4-密封带;5-内圈;6-转动体
2 轴线角位移智能回转支承结构
轴线角位移智能回转支承结构如图2所示。
鼓形齿外球形中圈、滚动体和隔离块、内圈和密封带组成了鼓形齿外球形回转支承 (图3) 。
内球形直齿下圈、内球形上圈和内六角螺钉、组成了内球形直齿外圈 (图4) 。
1-内球形直齿下圈;2-内球形上圈;3-内六角螺钉;4-O型密封圈;5-鼓形齿外球形中圈;6-滚动体和隔离块;7-内圈;8-密封带
图3鼓形齿外球形回转支承的鼓形齿齿顶圆与内球形直齿外圈图4上的直齿齿根圆采用间隙配合联结定心;齿腔由2条O型密封圈密封。这样装配成本篇所要探讨和研究而提出的轴线角位移智能回转支承图。
3 工作原理分析
由鼓形齿外球形回转支承和内球形直齿外圈所组成轴线角位移智能回转支承。其鼓形齿齿顶圆与内球形直齿外圈上的直齿齿根圆采用间隙配合联结定心, 由于鼓形齿在直齿内可以摆动, 其摆动的角度a的大小, 与齿侧隙大小有关 (图5) 。由此, 鼓形齿外球形回转支承的轴线随鼓形齿摆动而发生角位移;并且在360°范围内轴线可以实现角位移摆动。这样, 本研究和探讨的轴线角位移智能回转支承, 不仅可以实现一般回转支承的转动、承载作用, 还能够在360°范围内发生角位移摆动。
在实际使用本篇所探讨和研究的轴线角位移智能回转支承, 主要是满足特殊工况下工程机械整个长轴可以摆动的要求。如盾构和搅拌站中的螺旋输送机, 主转动轴安装在内圈上, 动力头外客和螺旋杆外客分别安装在鼓形齿外球形中圈的两个端面上, 内球形直齿外圈安装在固定的机架上, 这样, 螺旋输送机就可以在360°范围内, 轴线可以实现角位移摆动, 远离支点的出料口就可以由单点给料变成多点给料。这样不仅提高了工作效率, 还拓展了螺旋输送机的功能。
4 主要参数研究
1) 侧隙鼓形齿与直齿之间的间隙。经过实验得出:摆动的角度a大小与鼓形齿和直齿之间侧隙的大小有关, 它们成正比例关系。侧隙通过齿变位来求得, 一般用于螺旋输送机的侧隙在1.5~3mm之间。
2) 球面间间隙内、外球面之间的间隙。经过多次试验得出, 间隙一般在0.3~0.5mm范围内, 它是由内球面半径SR内-外球面半径SR外求出的。
3) 鼓形齿齿顶圆与直齿齿根圆间配合种类的选择经过多次试验得出, 比较适合的间隙配合种类为H9/f7。
4) 齿的模数选择主要根据所要安装的整机质量, 算出载荷来确定模数的大小。对于搅拌站和盾构机中的螺旋输送机, 经过多次试验得出, 模数为6~8较合适, 能达到承载和寿命的要求。
5) 齿宽的确定鼓形齿齿宽主要根据所要承载的载荷和寿命来确定, 经过多次试验得出计算公式为B=H/4- (0.1~0.18) H (鼓形齿齿圈高度) , 高度H值达到500mm以上, 其值越大, 系数就越大。
5 结论
通过对一般回转支承和轴线角位移智能回转支承结构对比分析, 对轴线角位移智能回转支承工作原理探讨以及经过多次试验, 得出轴线角位移智能回转支承是能够实现轴线角位移摆动的, 是一种新型的智能回转支承, 拓展了回转支承的使用范围, 也为特殊工况工程机械的设计提供了参考。
摘要：从对目前回转支承结构、功能分析, 不能满足特殊工况要求, 提出轴线角位移智能回转支承, 并分析该回转支承结构, 阐明智能原理, 拓宽了回转支承的应用领域, 为设计提供参考。
某高层住宅层间位移角计算分析 篇5
关键词：风荷载,层间位移角,剪力墙,PKPM
0 引言
在正常使用条件下, 高层建筑结构应具有足够的刚度, 避免产生过大的位移而影响结构的承载力、稳定性和使用要求。目前, 我国规范[1]是以层间位移角即层间最大位移与层高之比Δu/h作为控制层间变形的主要参数。
本文针对风荷载较大的海南地区某高层剪力墙结构住宅, 进行了弹性层间位移角 (下文中位移角均为弹性位移角) 计算分析, 提出了风荷载作用下, 层间位移角的具体控制措施, 供类似设计参考。
1 工程概况
海南地区某高层剪力墙结构住宅, 层高3.1 m, 总高度95.1 m, 抗震设防烈度为6度, 设计基本地震加速度值为0.05g, 设计地震分组为第一组, 建筑抗震设防类别为标准设防类 (丙类) ;基本风压0.85 k N/m2 (50年一遇) , 地面粗糙度类为A类, 房屋高宽比为8.5, 风荷载体型系数取1.36, 结构初步平面布置如图1所示。结构分析采用三维空间模型, 结构整体计算采用中国建筑科学研究院PKPMCAD工程部编制的PKPM系列SATWE (V2.2版) , 内部剪力墙厚度均为200 mm, 外围剪力墙厚度根据建筑需要取240 mm;连梁跨度均较小, 故截面高度统一取为400 mm。
2 层间位移角计算
利用PKPM软件对图1所示结构平面进行建模计算分析, 结果显示, 地震作用下的最大层间位移角为1/3 219, 风荷载作用下的最大层间位移角为1/780, Y向风荷载在位移角的控制上起决定性作用, 因风荷载作用下的层间位移角超过了JGJ 3—2010高层建筑混凝土结构技术规程规定的限值1/1 000[1], 故需对结构初步平面布置进行调整。
因建筑功能限制无法增加剪力墙长度以及内部剪力墙厚度, 故拟采取以下措施降低结构层间位移角:
1) 将连梁高度由400 mm增加为800 mm, 局部采取连梁上翻措施以避免影响建筑外立面, 并采取剪力墙开洞的建模方式输入连梁, 增加结构整体刚度。
3) 将 (5) 轴、 (6) 轴、 (9) 轴处框架梁KL1截面尺寸由300×500增加为500×650以增强核心筒与其他部分剪力墙之间的连接。
5) 将房屋宽度由11.175 m增加到12.175 m, 即房屋高宽比由8.5降低为7.8, 该措施对建筑功能影响较大, 一般需在建筑方案阶段与相关专业人员沟通协调。
按以上措施分别调整计算模型, 又因Y向风荷载在位移角的控制上起决定性作用, 故在后续调整计算时, 只需关注Y向风荷载作用下的层间位移角, 详细计算结果如表1所示。
由表1计算结果可知, 措施一的刚度提高比例最大, 调整效果最为显著, 措施五刚度提高比例次之, 但对建筑功能影响较大, 措施三刚度提高比例为第三, 对建筑功能影响较小且较为经济, 措施二和措施四刚度提高比例较低, 可辅助使用, 同时采取前四项措施后的刚度提高比例大于单独采取各项措施后刚度提高比例之和。
3 结语
1) 利用PKPM软件, 对风荷载较大的海南地区某高层住宅, 进行了弹性层间位移角计算分析, 提出了风荷载作用下, 层间位移角的具体控制措施, 对比分析了不同措施下结构刚度的提高幅度以及对建筑功能的影响程度。
2) 计算结果表明:高层建筑高宽比对结构整体刚度影响较大, 应在方案阶段加以控制。当建筑功能限制无法增加剪力墙长度时, 可以通过增加连梁以及核心筒与其他部分剪力墙之间框架梁的截面尺寸, 加厚端部剪力墙厚度, 增强角部结构薄弱部位刚度的措施来加强结构局部和整体刚度, 从而降低结构层间位移角, 并且, 同时采取多项措施的结构刚度提高比例大于单独采取各项措施后刚度提高比例之和。
参考文献
位移角调整 篇6
关键词：角位移传感器,多电机同步,变频,运算放大器
0 引言
角度和角位移的测量在现代工业生产中广泛应用,主要采用电阻式、电感式、电容式、光栅式、磁阻式等角度和角位移传感器[1]。在多电机同步控制系统中角位移传感器也有应用,但传统的角位移测量仪,因结构等方面的缺陷,影响了其使用寿命和可靠性。利用导电塑料薄膜电位器作为敏感元件,设计了一种新型角位移传感器,用于多电机同步运行控制,具有无接触式、结构简单、小巧轻便、线性好、控制精度高等特点,既提高了控制的可靠性和分辨率,又简化了装配工艺,降低了成本。
1 多电机同步控制原理
在造纸、纺织印染、轧钢等生产设备中,由于具有多点传动的要求,电动机的数量通常较多,对系统的调速控制也提出了更高的要求。在调速方式上,由于变频调速具有可靠性高、使用维护方便等特点,因此这些设备一般采用变频器传动交流异步电动机的调速方式[2]。在工艺上,通常要求这些传动电动机之间能够实现同步运行(例如造纸、纺织印染设备)或按照一定的牵伸比(线速度比)运行(例如轧钢机、化纤后处理设备)。如常用的印染后整理设备有显色皂洗机、退煮漂联合机、热风烘燥机、丝光联合机等,这些设备的传动电机较多。工作时,布卷从设备进口进入,经过多电动机传动后,在出口处再次形成布卷。显然,为防止布匹在加工过程中跑偏、起皱并保证一定的张力,要求多个电动机保持同步运行,即实现多单元同步传动。
图1为三单元同步控制系统框图。图中VF1为主令电动机变频器,VF2、VF3为轧车2以及轧车3的传动电机变频器。VF1的运行速度信号来自主控单元的主令给定,当主令信号确定后,整机的运行速度就确定了。
本系统中,为保证轧车2、轧车3与轧车1的同步运行,变频器VF2、VF3的速度由主令信号和同步检测装置共同给定。由图1可见,同步检测装置中的电位器接±5V直流电源,当电位器处于中间位置时,给定信号为0V。同步检测信号输入变频器辅助模拟量输入端后,可通过设定变频器内部参数得到如下速度控制信号:
式中,k1、k2取值范围为0～1。
运行中,当轧车2速度偏大时,同步检测电位器触点上移,变频器辅助输入端的信号为负,速度控制信号VF变小,使轧车2速度下降,最终实现与VF1同步,即实现多单元同步运行。
传统设备采用直流电机加变速箱传动,单元间采用摆式或棍式松紧架同步装置或自整角机调节电机的转速,或采用张力传感器构成恒张力控制系统,这些措施可靠性较差,控制操作管理与使用维护成本高。有人采用光电编码器或光栅等数字转速传感器和数字控制器实现的同步控制方案,也有用计算机和网络加开关量接口模块控制的同步方案,但这类方案又有因所需传感器或接口模块数量多,致使设备成本大大增加和对控制要求非常高的缺点[3]。采用交流变频调速取代直流调速,技术水平有了很大的提高,新型非接触式角位移传感器的使用,可有效提高长期可靠性和达到很高的分辨率。
2 新型角位移传感器设计
2.1 角位移传感器的结构
新型角位移传感器采用非接触式设计,其结构示意图如图2所示。敏感元件采用导电塑料电位器WDD35D-4。选择电位器标准阻值5kΩ、阻值公差±15%、独立线性精度±0.5%。电位器理论电气转角:345º±2º;分辨率:无限;功率:2W(70℃);电阻温度系数(ppm/℃):<±400;工作温度范围:-55℃～125℃;机械转角:360°(连续)。电位器固定于传感器外壳,电位器线圈随传感器外壳一起转动,其滑动转轴与质量块固定,在重力作用下保持竖直向下,因而可将传感器转角的变化转换成电阻的变化。
新型角位移传感器使用时直接安装在松紧架传感器安装轴端,如图3所示,这样可有效避免传感器承受的扭矩。安装轴检测浮动辊的位置变化,当右侧的电机运行速度相对变快时,浮动辊升高,角位移传感器检测的角度正向变大,当浮动辊升高到超出最高值的范围时,角位移传感器输出上越位信号。相反,当左边的电机运行速度相应变快时,浮动辊下降,角位移检测的角度反向变大,当浮动辊下降到超出最低值的范围时,角位移传感器输出下限位信号。
2.2 角位移传感器电路设计要求
工作类型:该角位移传感器可根据同步控制的要求,设定为标准型和同步型两种工作类型。标准型角位移传感器无同步控制功能,工作时变频器需外接同步器;同步型角位移传感器有专门的同步信号输入端,可独立实现同步控制。
测量范围及输出电压:根据实际应用的需求,该角位移传感器的出厂整定范围为±45°,标准型输出电压2.5～7.5V,同步型输出电压为同步信号±1V。
越位输出信号:传感器具有上限越位触点和下限越位触点,在正常工作范围内,上限越位触点和下限越位触点均闭合,上限越位时对应的上限越位触点断开,下限越位时则对应的下限越位触点断开。
同步型传感器的上下限位开关串联输出,作为一个开关使用。正常时,开关闭合;越位状态下,开关断开。
2.3 检测与转换电路组成
根据设计要求,新型角位移传感器完成信号检测与转换的电路由正常输出电路、上限位输出电路、下限位输出电路以及电源电路四部分组成,敏感元件为导电塑料电位器RW0。其电路组成如图4所示。
电源电路:采用三端集成稳压器LM78L09以及LM79L09产生所需电压。三端集成稳压器的输出电流为100mA,可满足负载电路的使用要求。二极管D1和D2用于防止外部电源极性接反,D3和D4为集成稳压器的保护二极管。输入端接电容C1和C2用于消除串入电路的高频干扰;输出端接电容C3和C4可消除电路中的有害自激振荡,改善电源的瞬态响应。
正负动作信号输出电路:根据控制要求,当检测角度在±45°范围内变化时,标准型传感器应输出2.5～7.5V电压,同步型传感器输出同步电压±1V。在电路中首先通过反相输入放大电路A1将敏感元件输出电压进行放大,再通过反向器A8输出正动作信号;反相输入放大电路A1直接输出负动作信号。为满足同步控制要求,电路中增加反相加法电路将同步信号与检测信号叠加,同时增加反相放大电路A6将经过A1放大后的检测信号进行调整,以满足同步型传感器输出电压等于同步信号±1V的要求。
上限位输出电路:上限位输出电路由放大电路、迟滞比较电路以及光电耦合输出电路组成。放大电路由反相比例放大电路A1以及反相器A2构成,用于对输入电压进行放大。由A3等组成迟滞电压比较电路,避免上限越位输出电压在上限位置来回跳变。采用光电耦合电路作为输出电路可割断信号处理电路与输出电路之间电的联系,电路之间的信号通过光线传输,使前端与负载完全隔离,增加安全性,减小电路干扰,简化电路设计。当U11
下限位输出电路:根据控制要求,当传感器转角达到基准位置-45°时产生下限越位信号。当电位器RW0滑动触点向下滑动时,经过反相放大电路A1放大后输出电压UO1与迟滞电压比较电路相应的阈值电压UF2比较:当UO1大于UF2时,输出电压为低电平,下限越位指示发光二极管发光指示越位输出,光电耦合器件截止,晶体管T2截止,端子12与端子13断开,相当于开关断开;当UO1小于UF2时,输出电压U22为高电平,光电耦合器件导通,晶体管T2导通,端子12与端子13导通,相当于开关闭合。
2.4 实验结果
调试后,取电位器RW0滑动触点位置设定为27%时对应浮动辊的基准位置,即敏感元件+90º位置。在45º～135º范围内进行了测量,得到正动作输出电压在2.46V到7.47V之间变化,其与被测角位移之间成线性关系,如图5所示。
3 结束语
运用导电塑料电位器及其滑动转轴与质量块固定的结构制成的新型传感器,固定于传动辊上,电位器线圈随传感器外壳一起转动,将传感器转角的变化转换成电阻的变化而改变输出电压,通过变频器使多电机同步运行。该传感器具有无接触式、结构简单、小巧轻便、线性好、控制精度高等特点。
参考文献
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[2]黄麟.交流调速系统及应用[M].大连理工大学出版社,2009:181-183.
位移角调整 篇7
1总体设计方案
基于不同类型的传感器, 每种传感器都拥有其自身的原理特点, 根据不同传感器的原理不同, 角位移检测可以分为磁电式传感器角位移检测、 霍尔式传感器角位移检测、 光电传感器角位移检测、 光学传感器角位移检测等多种类型。 本课题便是要利用传感器的特点原理开发并设计角位移检测系统。
1.1系统组成
角位移检测系统主要由硬件和软件两部分组成, 硬件部分需要一个拥有动力源的转动圆盘, 圆盘经过一定设计, 可以使其在动力源带动下转动, 而传感器可以根据其自身特点原理接收到相应的物理信号并转化为电信号, 并变成数字信号送到计算机中, 而软件部分则可以将传感器感应到的电信号传输并显示。 传感器每感应一次, 软件平台便能显示一个脉冲方波信号, 通过每秒钟感应的脉冲信号个数即可测出转速, 然后通过其解算得到相应的角位移。
1.2检测角位移的指标
根据检测要求, 测量角位移系统需要实时地获取被测物体0°-360°范围内的角位移位置 , 同时将角位置数据送到解算电路, 从而输出角位移。
测量角位移系统的技术指标 :
(1) 范围 : 0°~360°;
(2) 精度 : ±3′;
(3) 最大跟踪速度 : 16rps。
2系统硬件设计方案
角位移检测系统硬件平台由公共平台、 转动源、 数据采集模板等组成。
2.1公共平台
公共平台由实验桌、 主机箱及挂箱架、 智能变送器挂箱、 电表挂箱、 数据采集挂箱、 调节仪挂箱和计算机组成, 如图所示。
2.2转动源
转动源主要由旋转的触发圆形转盘和相对静止传感器两部分组成, 转盘上有N个感应装置。 当直流电动机带动圆形转盘运动时, 触发圆形转盘与传感器之间可以产生间隙周期性变化。
通过传感器, 可以将感应的物理信号转换为电信号, 每转一周线圈感应电势产生N次的变化, 通过每秒钟感应到脉冲信号的个数来测出转速, 通过放大、 整形和计数等解算即可以检测角位移。 图2和图3所示的分别为使用磁电式传感器和光电传感器的角位移检测系统转动源装置。
2.3数据采集板
数据采集板采用4层工业PCB板设计, 全部选用工业级器件, 适用环境温度-20~65℃; 具有8路开关量光耦隔离输入和8路开关量光耦隔离输出, 均为5V~24V; 具有8路12位模拟量输入口和2路12位模拟量输出口, 均为0~+10V; 1路频率 / 转速输入口, 为50~5KHz; 具有标准RS232或RS485/ 422 ( 半双工 ) 通信接口 。 上位机驱 动及应用 程序采用 的是Lab VIEW程序。
3系统软件设计
系统软件要能够接收感应的脉冲信号并根据脉冲信号对角位移进行解算。 软件在Lab VIEW平台开发, 能够在接收到传感器输出的感应脉冲信号后将其放大整形计数, 并能在系统接收端示波器上显示, 且程序还能解算角位移并输出。
角位移检测的软件系统共分为检测说明和角位移检测两大模块, 其中检测说明模块又分为检测原理、 检测要求和报告生成3部分; 角位移检测模块分为信号与数据的读取和显示两个子模块, 其组成结构如图4所示。
3.1角位移检测模拟发送端
该发送端将模拟传感器的感应信号, 产生脉冲信号并发送, 转动源在电动机的带动下旋转, 触发装置与传感器之间产生间隙周期性变化, 图5所示的为角位移检测发送端程序。
3.2角位移检测接收端
角位移的接收端将接收发 送端产生 并发送的 脉冲信号 , 并在示波器上显示脉冲信号的波形, 通过脉冲信号的个数可知传感器感应信号的个数, 传感器每感应一次, 根据传感器上感应装置的个数和转动源的转速, 可以解算得到每次感应时的角位移。 如图6所示为角位移检测接收端程序。
3.3角位移检测
本次角位移检测实验设计方法是通过每秒转动的转数和感应的脉冲个数, 检测出角位移, 每转一周, 传感器感应出一次脉冲信号, 每一转角位移为360度, 随时间和转速的改变而不断变化。 此时模拟发送端如图7所示, 界面包含一个示波器, 显示所产生的脉冲信号的波形, 一个转速调节 旋钮 。 示波器显示所产生的脉冲信号的波形, 转速旋钮用以调节每秒的转数。 此时指针指向3, 故转速为3转/秒; 同时角位移的输出如图8所示, 接收端的示波器上与模拟发送端的示波器上的脉冲信号相一致, 都为3个。
发送端和接收端可以再同一台计算机上运行, 亦可以在两台计算机上进行发送和接收。 利用TCP控件将发送端和接收端信号进行了连接, 在接收端程序框图Localhost处写入发送端地址, 便可实现连接。
4结语
介绍了基于传感器的角位移检测系统, 包括系统总体设计方案、 系统硬件设计和系统软件设计; 并介绍了在开发过程中涉及的公共平台、 转动源、 数据采集模板等硬件 模块 , 重点介绍了软件开发过程中的角位移检测模拟发送端和接收端的设计程序和界面。 所做的工作只是初步的功能设计, 在其基础上, 角位移检测系统还可进一步扩展, 例如可加入磁电感应式传感器、 霍尔式传感器、 阻抗式传感器等。
摘要：针对角位移检测的不同的方法,从系统设计、系统硬件设计和软件设计3个方面,详细介绍了基于传感器的角位移检测系统的设计与实现。在总体设计中介绍了系统组成和检测角位移的指标,在硬件设计中介绍了公共平台、转动源和数据采集板的构成,在软件设计中介绍了角位移检测模拟发送端和接收端的设计,并给出了角位移检测相应的程序和界面。
位移角调整 篇8
血栓弹力测量通过连续监测凝血—纤溶过程的血液粘弹性变化来研究凝血过程, 能全面反映从凝血到纤溶全过程血液各个成分之间相互作用的结果, 从而协助临床医师对临床病人的术后出血、心外手术中或术后的血栓、器官移植、外伤和心脏手术过程中或术后发生的血栓症等凝血状况做出准确判断[1,2,3]。
监测血凝块的粘弹力基于以下原理[4]:伴随凝血过程, 纤维蛋白、血小板、血细胞形成三维交联网状结构, 血液粘弹性随之变化;一特制静止盛有血液的圆柱形杯, 以445’的角度旋转, 周期为10秒;一根由螺旋扭丝悬挂的针浸泡在血样中;纤维蛋白—血小板复合物将杯和针粘在一起后, 杯的旋转运动能传递至血样中的针, 纤维蛋白—血小板复合物的强度影响针的运动幅度, 以致强硬的血凝块能使针的运动与杯的运动同步;血凝块溶解时, 针与血凝块的联结解除, 杯的运动不再传递给针。其原理示意图见1。因此, 通过连续监测针的运动幅度, 就可以间接监测血样凝结过程中血栓的粘弹力。
1 差动电感式角位移传感器设计
监测针的运动幅度即监测其转动角度, 需要用到角位移传感器。采用的角位移检测装置不应该对针的运动有大的影响, 所以多采用非接触式的角位移传感器。常见非接触式的角位移传感器主要有基于光学原理和电磁感应原理的两类。光学传感器测量精度高, 但是制造装配困难, 对使用环境也有一定的要求[5]。而基于电磁感应原理的传感器制造容易、可在较恶劣的环境中使用。电感式角位移传感器是电磁感应原理传感器的一种。常规的电感式角位移传感器较光学传感器简单, 但也相对的存在零件件数多, 装配工序多的问题。系统设计一种结构简单, 装配方便的基于PCB制造工艺的变面积差动电感式角位移传感器。
1.1 差动电感式角位移传感器结构
传感器结构见图2, 包括传感器定子和转子两部分。
传感器定子为一PCB板, PCB板上加工有铜箔螺旋结构的两相绕组以及一个实现导电连接的连接器, 其结构见图3。每相绕组由两个径向相对的绕组串联构成, 两相绕组共包含四个绕组。四个绕组均为同心螺旋扇环形结构, 各绕组铜箔螺旋方向相同。这样, 每相绕组中的两个绕组串联连接时, 确保在磁路中其磁通量相互叠加。在PCB板上绕组中心位置处有一钻孔。
传感器转子结构见图4, 由两个相同的铁磁材料薄片及转动轴构成。每个薄片为径向对称的扇环形结构。两薄片安装于一轴上, 彼此轴向对称。薄片轴向距离稍大于PCB厚度。
转子铁磁薄片扇环外圆直径大于定子绕组线圈扇环外圆直径, 转子铁磁薄片扇环内圆直径小于定子绕组线圈扇环内圆直径;定子扇环形绕组圆心角大于转子扇环圆心角的一半。
安装时, 粘弹力测量探针穿过转子转动轴中心, 并由螺旋扭丝悬挂, 上端固定。同时, 转子轴穿过PCB中心孔与绕组同心, PCB中心孔孔径大于转子轴外径, 两者之间没有接触。水平方向固定定子位置。其安装图见图5。
1.2 差动电感式角位移传感器计算分析
如上述传感器结构, 绕组中通过电流时, 产生的磁通通过两片铁磁材料薄片、薄片与绕组间的气隙形成闭合磁路。由于铁磁材料薄片与绕组轴向距离很小, 即气隙很短, 所以可以认为气隙中的磁场是均匀的[6]。不考虑磁路铁损时, 工程近似磁路总磁阻Rm为
式中:l1——PCB板导磁长度;
µ1——PCB板材料磁导率;
A1——PCB板导磁横截面积;
L2——铁磁薄片导磁长度;
µ2——铁磁材料磁导率;
A2——铁磁薄片等效导磁横截面积;
δ——PCB板与铁磁薄片间气隙长度;
µ0——空气磁导率;
A0——气隙导磁横截面积。
铁磁材料的磁导率相比空气的磁导率是很大的, 铁磁材料的磁阻在计算时可以忽略, PCB板导磁横截面积A2等于气隙导磁横截面积A0, 故
线圈电感L由下式确定
式中:W——线圈匝数。
传感器转子转动过程中l1、δ保持不变。A0随转子转动角度改变, 两相绕组中A0的变化成差动关系。设两相绕组中的A0值分别为A01、A02, 故
式中:S1、S2——常量, 分别为两相绕组的初始气隙导磁面积;
θ——转子转动角度;
K——比例常数。
所以, 两相绕组的自感L1、L2分别为
即自感差动量与转子角度成线性关系。
为保证传感器有最大线性范围, 安装时转子初始位置应和定子绕组对中, 此时传感器线性范围为
传感器灵敏度S为
2 差动电感式角位移传感器信号的测量
常用电感测量方法有交流电桥法、谐振法等, 系统采用谐振法。用谐振法测量电感时, 将电感接入L—C振荡回路, 其谐振周期为
通过测量谐振周期便可以计算出电感值。测量两相绕组的电感, 将测量结果相减, 即得出差动电感值。
L—C振荡电路采用反相器构成的振荡电路, 其原理图见图6。图中SWITCH开关信号控制PNP三极管的通断, 将两相绕组交替接入振荡回路。这种方法与采用两套振荡回路的方法相比, 避免了两套振荡回路元件匹配不一致带来的测量结果偏差。两相绕组交替接入电路, 故两个电感值不是在同一时间测得, 这样在计算差动电感值时会引入误差。但是, 开关切换时间即每次测量时间非常短, 约几毫秒, 相对于电感变化周期10S来说非常小, 故由于两组电感非同时测量引入的误差非常小。
因而通过将角位移传感器接入上述L—C振荡回路, 测量输出信号谐振周期, 计算电感值, 便可以得到一个受待测角度调制的差动电感输出。
3 实验
3.1 实验装置
(1) 差动电感式角位移传感器
按照前述的差动电感式角位移传感器结构, 系统设计的传感器具体参数为:定子PCB:FR-4基材;0.035μm厚铜箔;双面板;PCB为直径33mm的圆形, 中心孔直径8mm, PCB边缘两安装孔直径3.3mm;线圈在PCB顶层、底层层叠两层, 线宽0.127mm, 每层线圈7匝, 扇环外圆直径28mm, 内圆直径13mm, 圆心角50。转子铁芯:材料为电磁纯铁, 厚度1mm, 扇环外圆直径31mm, 内圆直径10mm, 圆心角30, 中心直径6mm。
(2) 差动电感式角位移传感器信号测量电路
信号测量电路为上述L—C振荡回路, 电路器件参数见图6。
(3) 电动旋转台
固定传感器定子, 传感器转子安装于一个由电动旋转台驱动的轴上, 通过电动旋转台控制传感器转子转动角度。旋转台型号为MRS102, 技术指标见表1。
3.2 实验方法
设置电动旋转台以每步0.01的角度步进量, 在6的范围内旋转, 进而带动传感器定子同步旋转, 测量每步所对应的传感器信号测量装置输出。
根据式5、9可知, 谐振周期与传感器角度并非线性关系。若根据式9, 由测得的谐振周期计算出具体的差动电感值, 则计算较为麻烦。如果在测量范围内L的相对变化量很小, 可将式9作泰勒级数展开并忽略高阶项, 近似认为谐振周期和电感量为线性关系。实际测量中, 用LCR测试仪测量发现, 定子每相绕组静态电感为4.25μH, 转子转动角度范围为2.5时, 绕组电感变化量为0.005μH, 相对变化量约为0.1%。故近似计算时, 可忽略泰勒级数中的高阶项。
谐振回路输出信号频率约为5MHz。对于5MHz的信号, 直接测量其周期相对困难。实验中实际是测量信号频率, 并取倒数, 得到周期值。取倒数时, 为了运算方便, 用十六进制数0X7FFFFFFF除以测量得到的信号频率。
3.3 实验结果
测得转子差动周期—转角关系, 并描出其散点图, 见图6。从图中可以看出, 系统在6的范围内有很好的线性关系。采用最小二乘法线性拟合, 拟合得的线性方程为
式中:y—差动周期值, 单位为s/2147483647;
x—转子转角, 单位为。
相关系数R2=0.9998, 可见拟合方程有很好的拟合优度。
图7, 是上述散点图在0.1范围内的局部图。在局部图中, 差动周期—转角仍然保持很好的线性关系。从放大图中可以看出, 系统测量的有效分辨率不低于0.01。
图8是基于该实验系统设计参数的血栓弹力图实际测量结果, 各项测量参数与现有商品仪器测量结果相关性较好。
4 结论
设计的差动电感式角位移传感器及其信号测量电路与方法用于血栓弹力测量, 经实验验证有较好的测量结果, 具有以下优点:该传感器不存在对温度、湿度、灰尘等因素敏感的元件, 使用环境限制较小;传感器为电感输出, 后续的检测电路简单, 抗干扰能力强;用PCB铜箔螺旋层叠的结构作为绕组, 结构简单, 加工工艺简单, 安装方便;实现了高精度、高灵敏度、抗干扰能力强的角度测量, 成本、尺寸、可靠性方面都得到提高。
摘要：分析了血栓弹力测量的原理。针对其测量要求, 设计了一种变面积差动电感式角位移传感器。详细介绍了传感器的结构, 对设计过程做了计算分析。介绍了基于L-C谐振方法的传感器测量电路与测量方法。实验表明, 所设计传感器及测量系统的测量结果与角位移有良好的线性关系, 系统分辨率不低于0.01。
关键词：血栓弹力图,角位移传感器,差动电感
参考文献
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