力学性能的参数（共12篇）
力学性能的参数 篇1
0 引言
随着3D打印技术和材料制备技术的高速发展, 轻质多孔点阵材料作为近年来兴起的力学性能极为优异的新一代轻质高强多功能材料, 已广泛应用于组织工程学、航空航天、船舶制造等领域[1,2]。相比传统材料, 轻质多孔点阵材料最大不同在于其具有千变万化的微结构和高孔隙率 (大于70%) , 因而具有轻质量、高强度、高效散热、能吸收电磁波, 以及多功能可设计性等特有的优良性能[3,4,5]。近年来, 相关轻质点阵结构力学性能的研究受到了国内外专家的高度重视。Dede等[6]介绍了一种设计单层或多层的周期性点阵结构技术, 并对单层点阵结构进行了力学性能的计算分析。张钱城等[7]根据各类轻质点阵材料的胞元结构分析其力学性能, 并分析了强化轻质点阵结构力学性能的主要方法。陈立明等[8]通过对轻质点阵夹层的力学性能研究, 利用轻质点阵结构的均质化等效理论模型, 建立了轻质点阵圆柱壳的强度模型以及刚度模型, 最后与有限元分析结果进行了对比验证。Tekoglu等[9]通过对多孔点阵材料在压缩、弯曲和剪切条件下的理论和仿真分析, 研究了其单元尺寸变化对力学性能的影响关系。Fan等[10]对轻质点阵结构力学性能提出了理论模型方法并对其进行了相应的试验研究。以上研究多为对胞元形式构成的点阵结构模型的力学性能的研究, 而没有涉及对胞元结构参数化建模以及多种胞元结构构建试件的对比研究。
本文设计了基于长方体空间微结构衍生的胞元结构, 并建立其数学模型以构建试件的参数化模型及分析系统。针对分别由边结构、顶点结构、面心结构、互连顶点结构以及内十字面心结构构建的长方体试件, 通过改变胞元尺寸及数量或胞元支柱截面半径, 保证试件结构尺寸及质量不变, 分析比较在拉压、弯曲、扭转情况下试件的力学性能, 并通过动力学模态分析进行验证[11,12], 提出了在各种载荷下点阵结构材料的设计方法。
1 轻质点阵结构参数化建模
1.1 胞元结构设计
轻质多孔点阵材料通过模拟分子点阵构型, 并由节点和节点间连接杆件单元组成一种具有周期性的拓扑结构, 不同的胞元结构构成的点阵材料会产生千差万别的力学性能。常见的三维点阵构型有编织叠层夹芯结构、三维全三角点阵结构、八面体结构、四面体和四棱锥点阵夹芯结构以及三维Kagome结构[13,14]。本文所设计的胞元结构由长方体空间微结构衍变而来, 根据六面体结构的特性, 选取顶点、体心、面心以及棱边中点等关键点作为构建基本胞元结构的特征参数, 设计了5种典型胞元结构 (图1) 。图1a所示为边结构, 由12条圆柱棱边构成长方体, 具备一般结构的特性;图1b所示为顶点结构, 由长方体中心与8个顶点支柱相连构成, 能够很好地将载荷传递到体心节点;图1c所示为面心结构, 由长方体表面中心与相邻表面中心支柱相连构成, 具备良好的载荷传递能力;图1d所示为互连顶点结构, 由长方体中心与8个顶点通过支柱相连且同侧顶点依次相连构成, 其对顶点结构的端点进行了加强;图1e所示为内十字面心结构, 由长方体上下表面中心到侧面中心相连且相对表面中心互连构成, 内十字结构具备良好的应对三向拉压能力。
1.2 数学模型的建立
为使5种不同胞元构成的轻质点阵结构具有相同几何形状、外形尺寸以及质量, 需保证其胞元空间密度相同, 其空间密度公式[15?16]为
式中, 下标n代表a (边结构) 、b (顶点结构) 、c (面心结构) 、d (互连顶点结构) 、e (内十字面心结构) ;Rn分别为胞元支柱的截面半径;ln分别为胞元结构的支柱总长;ρ为胞元结构胞壁母体材料的密度;xn、yn、zn分别为胞元结构所占长方体空间的长宽高。
不同胞元结构支柱的总长不同, 且由各胞元结构特性可知, 边结构与相邻胞元结构4等分其共享棱边, 互连顶点结构的两端棱边也与相邻胞元结构4等分。胞元支柱的总长计算公式为
由式 (2) 可知, 边结构胞元支柱值小于其他4种结构, 将边结构胞作为基本结构进行数据的对比研究, 其胞元所占长方体空间尺寸设定为xa=1.2mm, ya=2.4mm, za=0.8mm, 支柱截面半径Ra=0.1mm。5种胞元结构所占长方体长宽高比值设定为
采用上述胞元结构分别设计长方体试件, 试件外形长宽高尺寸Xn、Yn、Zn, 以及质量Mn求解公式分别为
式中, Kn、Tn、Pn分别为胞元构成的轻质点阵结构试件在长宽高方向上的胞元数量。
结合式 (1) ~式 (3) , 可通过改变胞元高方向尺寸zn、胞壁母体材料的密度ρs或胞元支柱截面半径Rn三种方式使胞元空间密度ρ*相同。本文只讨论改变胞元尺寸zn及胞元支柱截面半径Rn两种方式。根据式 (1) ~式 (4) , 采用二分法插值通过胞元尺寸变量或胞元支柱截面半径变量快速查找满足胞元空间密度允许误差范围内的变量值, 最终构建参数化快速建模系统。
1.3 轻质点阵结构参数化建模系统
基于长方体空间的轻质点阵结构参数化建模流程主要概括为胞元结构的选择、胞元尺寸的参数设置、空间密度的计算插值、试件参数的设置、有限元分析以及实例学习。建模流程如图2所示, 主要包括以下7个步骤:
(1) 根据六面体结构的特性, 计算顶点、体心、面心及棱边中点等关键点作为构建基本胞元结构的特征参数并存储;
(2) 选择不同关键点并设定连线规则, 得到不同的胞元结构并与胞元结构数据库进行匹配;
(3) 全部胞元结构与实例库进行匹配, 当全部相同时, 表明已存在相关数据, 可直接输出实例数据;
(4) 比较不同胞元支柱总长, 设定最短的为基本胞元结构, 并设置其结构尺寸参数;
(5) 进行改变胞元尺寸或支柱截面半径两种方式下的空间密度二分法插值计算, 并与基本胞元结构空间密度值比较;
(6) 设置基本胞元结构试件参数, 得到各胞元结构试件参数数据及模型;
(7) 进行有限元分析, 将设计实例及相关参数存储到数据库, 为以后新胞元结构数据对比研究时进行相同匹配。
1.4 轻质结构设计
已知试件选择相同材料, 则胞壁母体材料的密度ρs相等;边结构作为基结构, 其构成的轻质点阵结构试件长宽高方向的胞元数量分别设定为Ka=10, Ta=10, Pa=10, 试件尺寸为长Xa=12mm, 宽Ya=24mm, 高Za=8mm。
方式一改变胞元尺寸xn、yn、zn及胞元数量Kn、Tn、Pn, 而胞元支柱截面半径Rn不变 (取Rn=0.1mm) , 使试件尺寸 (Xn=12mm, Yn=24mm, Zn=8mm) 及质量不变 (Mn=1.3g) 。为便于建模且不影响数据分析, Kn、Tn、Pn均遵守补半和取整原则。需注意修正胞元结构棱边处于试件外表面或棱边的共享情况对轻质点阵结构产生的影响。表1所示为此方式下胞元结构的尺寸、数量, 以及试件总质量;对应的5种轻质点阵结构试件模型如图3所示。
方式二n保证胞元尺寸xn=1.2mm, yn=2.4mm, zn=0.8mm以及胞元数量Kn=10, Tn=10, Pn=10不变, 同时通过改变胞元支柱截面半径Rn (Ra=0.1mm, Rb=0.069mm, Rc=0.063mm, Rd=0.063mm, Re=0.067mm) , 使5种轻质点阵结构试件尺寸 (Xn=12mm, Yn=24mm, Zn=8mm) 及质量 (Mn=1.3g) 相同。
2 点阵材料的力学性能研究
由胞元结构可知试件整体结构是由圆型支柱组成的, 考虑弯曲应力和轴应力对点阵结构材料破坏的影响[16], 故将各胞元杆简化成梁单元;网格大小为0.2mm, 材料选择碳钢, 密度为7.85×103 kg/m3, 弹性模量为200GPa, 泊松比为0.3, 对试件进行有限元分析。5种结构试件均采用一端固定, 另一端分别单独施加压缩/拉伸载荷 (150N, -y方向, 拉伸载荷与压缩载荷方向相反) 、弯曲载荷 (20 N, -z方向) 、扭转载荷 (100N·mm, +y方向) 三种载荷。
2.1 拉/压载荷有限元分析
对两种方式条件下构建的轻质点阵结构试件分别进行有限元分析。通过改变胞元尺寸及数量, 对5种试件分别施加压缩载荷的总变形图以及轴应力分布云图分别见图4、图5。
由图4、图5可知, 边结构最大变形量发生在受载面中心, 与载荷同向的支柱受到较大的轴向压应力;顶点结构受载面短棱边受到较大变形量, 试件在此处易于破损, 最大轴向压应力发生在靠近试件固定端的体心与顶点支柱;长方体试件高方向的胞元数量Pn值对面心结构分析结果产生了一定的影响, 需对其进行一定的修正;互连顶点结构和内十字面心结构总变形及轴应力较为均衡, 试件较好地承受压缩载荷。
图6所示为5种点阵结构试件受到压缩载荷时总变形、轴应力、最小组合应力及最大组合应力相对于边结构的比值, 其中a~e分别表示5种结构, 见图1或式 (1) 。
由图6可知, 点阵结构试件在承受压缩载荷时:边结构抗压能力较好;顶点结构抗压能力最差, 且与其他4种结构相差很大;面心结构在改变支柱截面半径情况下的抗压能力最好, 在改变胞元尺寸及数量情况下, 最小及最大组合应力表现变差, 结合其应力分布云图可知试件高方向的胞元数量值对其产生了很大的影响;互连顶点结构也具有一定的抗压能力, 且试件在改变胞元尺寸及数量情况下减小了弯曲应力值;内十字面心结构具有最优的抗压能力。在两种情况下的试件抗压力学性能总体表现大体相似, 但互连顶点结构在变胞元尺寸及数量情况下组合应力值较小, 且面心结构试件高方向补半对分析产生了较大的影响。试件受拉时力学性能表现类似, 不再赘述。
2.2 弯曲载荷有限元分析
图7所示为通过改变胞元尺寸及数量构建的5种试件, 分别施加弯曲载荷进行有限元分析求解试件的总变形云图。边结构受载胞元层发生整体变形较大, 说明此种结构胞元抵抗弯曲能力差;顶点结构受载胞元层与第二层变形量相差较大, 且靠近固定端变形量很小, 说明此种胞元结构承受弯曲载荷能力很差, 传递载荷能力较差。
图8所示为5种点阵结构试件受到弯曲载荷时总变形、轴应力、最小组合应力以及最大组合应力相对于边结构的比值。
由图8可知, 点阵结构试件受到弯曲载荷时:面心结构及内十字面心结构抗弯曲能力最强, 互连顶点结构稍差于这两种结构, 但面心结构在改变胞元截面半径情况下组合应力值较小, 结合图6c可知试件高方向上胞元数量补半值产生了一定的影响;边结构抗弯曲能力一般;顶点结构的抗弯曲能力最差。在两种情况下, 试件抗弯曲力学性能总体表现相似;由最小最大组合应力对比情况可知, 弯曲载荷条件下, 胞元支柱的轴向拉应力和压应力数值接近。
2.3 扭转载荷有限元分析
图9所示为通过改变胞元支柱截面半径构建的5种试件, 分别施加扭转载荷进行有限元分析求解试件的总变形云图。边结构有较大部位明显发生变形;顶点结构受载端顶点相对其他区域产生明显的变形, 如对此部位稍加强则会产生优秀的抗扭转能力;面心结构、互连顶点结构和内十字面心结构受载端也具有较好的抵抗扭转变形的能力, 但变形部位较广。
图10所示为5种点阵结构试件受到扭转载荷时总变形、轴应力、最小组合应力及最大组合应力相对于边结构的比值。
分析图9可知, 5种点阵结构试件受到扭转载荷时:边结构总变形明显大于其他4种结构, 但其弯曲应力较小;顶点结构具有较好的抵抗扭转变形的能力, 但承受一定的弯曲应力;面心结构具有最强的抗扭转变形能力, 但其具有较大的组合应力, 说明其弯曲应力很大;互连顶点结构在改变胞元支柱截面半径情况下抗扭能力最强, 其最小最大组合应力在改变胞元尺寸及数量情况下明显变差;内十字面心结构表现一般, 其在改变胞元尺寸及数量情况下最小最大组合应力比在改变胞元支柱截面半径情况下好。同样, 在两种情况下边结构、顶点结构和面心结构试件抗弯曲力学性能总体表现相似;由最小最大组合应力对比情况可知, 扭转载荷条件下, 胞元支柱的轴向拉应力和压应力数值接近。
2.4 试件动力学模态分析
分别对5种点阵结构试件进行模态分析, 求解其前6阶固有频率与对应的振型, 分析结果得到1阶弯曲、1阶扭转的模态频率及对应总变形, 并验证试件的抗弯、抗扭刚度。图11所示为5种试件分别与边结构的模态分析对比数据。
当激励频率在1阶固有频率处驻留时, 试件发生了1阶竖直弯曲变形。由图11边结构与顶点结构对比可知, 在频率相近时顶点结构的总变形明显偏大, 说明顶点结构抵抗弯曲变形的刚度比边结构小;其他3种点阵结构频率为边结构3倍左右, 总变形稍大于边结构, 说明这3种试件具有明显的抵抗弯曲变形的刚度优点。在3阶固有频率处驻留时, 试件发生了1阶扭转变形。其他4种点阵结构共振频率明显大于边结构, 说明这4种结构具有较好的抗扭能力, 互连顶点结构具有最优的抗扭刚度。
3 结论
(1) 在分别改变胞元尺寸及大小或胞元支柱截面半径两种情形下, 试件的力学性能总体基本相似。
(2) 边结构具有一定的抗拉/抗压能力, 但其在抗弯和抗扭方面表现一般。
(3) 顶点结构的综合力学性能表现最差, 其抗扭能力稍强于抗拉/抗压和抗弯能力。
(4) 面心结构的抗拉/抗压以及抗弯曲能力表现出色, 但其抗扭能力表现较差, 且需注意改变胞元尺寸及数量时试件高方向的补半会对力学性能有一定影响。
(5) 互连顶点结构综合力学性能最优, 抗拉/抗压、弯曲、扭转能力表现较为均衡, 但其在改变胞元支柱截面半径情形下抗拉/抗压的组合应力稍大, 且承受扭转载荷时在变支柱截面半径情况下表现较好。
(6) 内十字面心结构总体力学性能较为优秀, 但其抗扭转力学性能表现一般, 在改变胞元尺寸及数量情况下力学性能稍好于在改变胞元支柱截面半径情形下。
力学性能的参数 篇2
(1)发动机的基本参数汽车发动机的基本参数主要包括发动机缸数、气缸的排列形式、气门数、排气量、最高输出功率和最大转矩。
①缸数——汽车发动机常用缸数有3，4、5，6、8缸。排量1升以下的发动机常用3缸，2.5升以下一般为4缸发动机，3升左右的发动机一般为6缸，4升左右为8缸，5.5升以上用12缸发动机。一般来说，在同等缸径下，缸数越多，排量越大，功率越高;在同等排量下，缸数越多，缸径越小，转速可以提高，从而获得较大的提升功率。
②气缸的排列形式——一般5缸以下的发动机的气缸多采用直列方式排列，少数6缸发动机也有直列方式排列的。直列发动机的气缸体成一字排开，缸体、缸盖和曲轴结构简单，制造成本低，低速转矩特性好，燃料消耗少，尺寸紧凑，应用比较广泛;缺点是功率较低。直列6缸的动平衡较好，振动相对较小。大多6到12缸发动机采用V形排列，v形即气缸分两列错开角度布置，形体紧凑，v形发动机长度和高度尺寸小布置起来非常方便。V8发动机结构非常复杂，制造成本很高，所以使用的较少，而V12发动机则过大过重，只有极个别的高级轿车采用。
③气门数——国产发动机大多采用每缸2气门，即一个进气门，一个排气门;国外轿车发动机普遍采用每缸4气门结构，即2个进气门，2个排气门，提高了进、排气的效率;国外有的公司开始采用每缸5气门结构，即3个进气门，2个排气门，主要作用是加大进气量，使燃烧更加彻底。气门数量并不是越多越好，5气门确实可以提高进气效率，但其结构极其复杂，加工困难，采用较少，国内生产的新捷达王就采用五气门发动机。
④排气量——气缸工作容积是指活塞从上止点到下止点所扫过的气体容积，又称为单缸排量，它取决于缸径和活塞行程。发动机排量是各缸工作容积的总和，一般用于升(L)来表示。发动机排量是最重要的结构参数之一，它比缸径和缸数更能代表发动机的大小，发动机的许多指标都同排气量密切相关。
⑤最高输出功率——最高输出功率一般用马力(hp)或千瓦(kW)来表示。发动机的输出功率同转速关系很大，随着转速的增加，发动机的功率也相应提高;但是到了一定的转速以后，功率反而呈下降趋势。一般在汽车使用说明中最高输出功率用每分钟转速来表示(r/min)，如lOOhp/5000r/min，即代表在每分钟5000转时发动机最高输出功率为100马力。
⑥最大转矩——它指发动机从曲轴端输出的力矩，转矩的表示方法是N·m/r/min，最大转矩一般出现在发动机的中、低转速范围，随着转速的提高，转矩反而会下降。当然，在选择时要权衡一下怎样合理使用、不浪费现有功能。比如，北京冬夏都有必要开空调，在选择发动机功率时就要考虑到不能太小;只是在城市环路上下班交通用车，就没有必要挑过大马力的发动机。因此要尽量做到经济、合理选配发动机。(2)汽车的其他性能参数包括大小、载质量、悬架、油耗等。
①整车装备质量(kg)——汽车完全装备好的质量，包括润滑油、燃料、随车工具、备胎等所有装置的质量。
②最大总质量(kg)——汽车满载时的总质量。
③最大装载质量(kg)——汽车在道路上行驶时的最大装载质量。
④最大轴载质量(kg)——汽车单轴所承载的最大总质量。它与道路通过性有关。⑤车长(mm)——汽车长度方向两极端点间的距离。⑥车宽(mm)——汽车宽度方向两极端点间的距离。⑦车高(mm)——汽车最高点至地面间的距离。⑧轴距(mm)——汽车前轴中心至后轴中心的距离。⑨轮距(mm)——同一车桥左右轮胎胎面中心线间的距离。⑩前悬(mm)——汽车最前端至前轴中心的距离。⑩后悬(mm)——汽车最后端至后轴中心的距离。
⑩最小离地间隙(mm)——汽车满载时，车辆底部刚性物体最低点至地面的距离。⑩接近角(0)汽车前端突出点向前轮引的切线与地面的夹角。⑩离去角(0)汽车后端突出点向后轮引的切线与地面的夹角。
⑩转弯半径(mm)——汽车转向时，汽车外侧转向轮的中心平面在车辆支撑平面上的轨迹圆半径。转向盘转到极限位置时的转弯半径为最小转弯半径。⑩最高车速(kmlh)——汽车在平直道路上行驶时能达到的最大速度。⑩最大爬坡度(%)一一汽车满载时的最大爬坡能力。
⑩平均燃料消耗量(ν100km)——汽车在道路上行驶时每百公里平均燃料消耗量。
⑩车轮数和驱动轮数(nxm)——车轮数以轮载数为计量依据，n代表汽车的车轮总数，m代表驱动轮数。
按照这种办法，您可以继续解读其他参数，加上配置、价格、售后服务等因素，您就不难做出自己的决断。如今，很多人都开始关注家庭汽车，但在看车厂提供的技术资料或在看报刊杂志的汽车报道时，对某些汽车技术数据感到颇难理解。这里结合“赛欧”的部分技术数据，作如下解释：
发动机型式1.6升，直列四缸，多点燃油电控喷射 发动机功率66千瓦／5600转／分钟 发动机扭矩128牛?米／2800转／分钟 最高车速170公里／小时
加速性能０~１００公里／小时12.7／13.3秒手动档／自动档 压缩比9.4:1
燃油经济性90ｋｍ／ｈ5.3／5.7手动档／自动档 制动系统前盘后鼓 轮胎185／60Ｒ14 前悬架独立麦弗逊式悬架 后悬架半独立式悬架 最小转弯直径10米 最小离地间隙165毫米 总长4026毫米 总宽1608毫米 总高1420毫米 轴距2443毫米
前／后轮距1387／1388毫米
整备质量950千克发动机按气缸的布置型式，可分为直列式、Ｖ型式和对置式。一般来讲，六缸以下宜采用直列式布置。因为直列式发动机有气缸体结构简单、加工容易等优点。发动机采用什么样的布置型式与它的车型定位有很大关系。如“赛欧”属于紧凑型家用轿车，排量相对商务车较小，所以采用直列式气缸排列应是合理的。1.6升指的是“赛欧”发动机的排量。因为发动机的每个气缸都有它的工作容积，将每个气缸的工作容积相加得出的和，便是发动机的排量。如“赛欧”的发动机有4个气缸，每个气缸的工作容积为0.4升，0.44＝1.6升。
一般来说，从该车的气缸数以及排量大小大致就可以知道这辆车的马力是否强劲，在其他条件一定的情况下，功率越大，车速越高；扭矩越大，该车的牵引力越大。“赛欧”的功率是66千瓦／5600转／分钟，扭矩为128牛?米／2800转／分钟。那就是说，当发动机转速达到每分钟5600转时，输出最大功率为66千瓦；当发动机转速达到2800转／分钟时，输出最大扭矩为128牛?米。为什么发动机最大功率和最大扭矩不是在同一转速下呢因为发动机启动后，有一个最小稳定的工作转速，随着发动机转速不断增加，发动机的输出功率和扭矩也都随之增加，当达到2800转／分钟时，扭矩达到最大值，但此时的发动机功率并未达到最大值，再增加发动机转速，则扭矩减小，功率则继续增加，直至最大功率。如果你在作购车选择时，发现两辆车的最大功率非常接近，最大扭矩一样但相应的转速不一样时，该怎么看呢这种情况在一定程度上表示，两辆车的加速特性不一样。当一辆车的最大扭矩表现在较低转速时，表明这辆车的爬坡和加速性好，很容易超车；而当它的最大扭矩出现在较高转速时，则表明这辆车的后备功率大。后者在行驶中负荷率低，故经济性要差些，一般大型房车会采用这样的发动机。压缩比是指气缸中的气体的最大容积与压缩后的最小容积之比。压缩比越大，在压缩终了时的混合气的压力和温度便越高，燃烧速度也越快，因而发动机发出的功率就越大，经济性就越好。“赛欧”的压缩比为9.4:1，已超出某些档次比其稍高的轿车。
“赛欧”的轮胎技术规格为185／60Ｒ14，其中“185”表示以毫米为单位的轮胎断面宽度，即轮胎着路面宽度。轮胎断面宽，与道路接触面大，散热性能好，对提高汽车行驶平顺性、转向操纵稳定性有一定帮助。“60”表示扁平率的百分数，即轮胎断面的高度与宽度的百分比为60％；Ｒ表示子午线轮胎另外还有Ｄ、Ｂ，分别表示普通斜交轮胎和带束斜交轮胎；“14”表示轮辋直径为14英寸35.56厘米。子午线轮胎与普通斜交轮胎相比，弹性大，耐磨性好，滚动阻力小，附着性能好，承载能力大，不易刺穿。
最小离地间隙是汽车通过性的几何参数之一，该数据大些，对汽车通过性是有帮助的，但同时使车身重心上升，影响高速行驶时的稳定性，但从中国的道路情况来看，高些或许更好些。
最高车速和加速性能是评价汽车的两项重要指标。像“赛欧”这样的小车，功率就这么大，我们不能以奥迪Ａ62.8甚至是跑车的性能去要求它，最高170公里／小时的时速对家轿来说已足矣。12.7秒的加速性能在小型家用车中，表现也属不错。没有人会开着“赛欧”去狂飙一番吧，只要加速性能不低于５秒大关的车，绿灯亮起，出停车线后，还是能争先一把的。
现代人买车，都想买辆经济实惠的轿车，没人希望买一个“油老虎”。所以，燃油经济性这项指标还是非常吸引人的，不过也是历来人们争议最多的一个方面。车厂一般在宣传资料上所给出的数据是等速行驶时的燃料消耗，这个等速行驶工况并没有全面反映汽车的实际运行情况，特别是在市区行驶中频繁出现的加速、减速、怠速停车等行驶工况。欧洲经济委员会ＥＣＥ规定，要测量车速为90千米／小时和120千米／小时的等速百公里的燃料消耗量和按ＥＣＥ―Ｒ．１５循环工况的百公里消耗量，并各取1／3相加作为混合百公里燃油消耗量来评价汽车的燃油经济性。现在我们得到的只是90千米／小时等速燃油消耗量。那么，对这个问题该怎么看呢厂方提供的数据，只能作部分参考。如果你是个城市居民，工作地在市中心，居住地在近郊或市里，那么你应该希望你的车在较低负荷或较低车速下的油耗越低越好，至于在满负荷工作情况下的油耗，你可以作为次要考虑。由于现在轿车都开始采用电喷装置，你可以向厂家询问是否可以更换电喷控制芯片，以满足你对燃油经济性的需要。
总长、总宽、总高这三组数据，很好理解，那么什么叫轴距呢轴距指的是前轮与后轮的轴间距离。轴距短些，车辆本身就轻些，最小转弯直径也短。而前轮距和后轮距分别指的是前轮之间距离和后轮之间的距离。转距大些，对增大车厢宽度与提高车身横向稳定性有利。
力学性能的参数 篇3
关键词：运行参数 经济性能 偏差 修正曲线
中图分类号：TK262 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2015）05（c）-0211-01
1 修正曲线的计算
一般情况下，在实际的工作过程之中，汽轮机运行参数、额定值之间，往往会出现一定的偏差，而且其运行参数在不同运行方式之下有着不同的内涵。例如：对于非再热式机组而言，汽轮机的运行参数主要指的是进汽、排汽压力以及进汽温度等。对于回热式机组来讲，其主要是指进汽和再热参数，同时还包括排汽压力等。通过对汽轮机基本运行原理分析可知，若汽轮机的实际运行参数与其额定数值之间，存在着一定程度上的偏差，汽轮机的热经济性也会随之受到不同程度上的影响。
就目前状况而言，修正曲线存在着多种计算方法，而在这诸多计算方法之中，热力学的方法使用最为广泛。对于热力学方法而言，其作为目前业界修正曲线计算过程中的一种常用方法，应用效果非常的好。但该种方法也有其自身的缺点，比如精确度会受到一定的影响。如果所收集到的资料齐全，则可离线对详尽的变工况进行计算，并在此基础上得到修正曲线，以此来确保其精确度。当汽轮机的某一蒸汽参数与设计值存在着一定程度上的偏差时，热循环效率也会随之发生改变。在此过程中，汽轮机内效率随之变化，然后这两个方面的因素又会共同导致汽轮机的热耗率发生一定程度上的变化。针对这一情况，就可以将汽轮机热耗率的计算进行更进一步的细化，使其转化成两个方面的问题，即热循环效率改变的热耗率修正值计算以及汽轮机相对内效率改变所引起的热耗率修正值计算。对于前者而言，只需要设定依次对特定参数改变，而其他的相关参数保持不变，并且对该参数变化的平均吸热温度以及放热温度进行求值；而对于后者而言，则需要继续分两种情况进行讨论：（1）在对新汽压力和新汽温度的热耗率修正值进行计算时，保持排汽压力不变，则可以认定汽轮机的相对内效率的变化主要是由于汽轮机低压段的蒸汽温度发生变化所引起的。（2）在排汽压力对热耗率修正值的计算过程中，汽轮机的最后几级蒸汽湿度有了名下的变化，以致于湿气损失也随之发生的改变。在此过程中，更为重要的一个问题是因汽轮机末级排汽余速损失变化，导致对内效率也随之发生了改变。
2 修正曲线在实际试验中的运用
对于风机而言，其中装有很多叶片，然后基于轴旋转来推动气流，风机实际运行时，叶片在轴上会施加旋转机械能，机械能再转化成可推动气体流动的作用力，然后通过能量转化实现对气体流动的控制。目前状况下，风机已经在发电厂以及工业炉窑等领域，有着较为广泛的使用。而在电站建设过程中，因机组及相关技术发展速度非常的快，而且正朝着高效率、大容量以及自动化目标努力着，而正是因为如此，电站对于风机的要求也越来越高，要求其具有更好的稳定性。而在锅炉风机运行的过程之中，往往会出现一系列的问题，主要有电机烧坏、轴承损坏以及叶轮飞车损坏等变化，如果不及时采取有效的措施予以应对，则可能会危及生命和财产安全。需要指出的是，风机运行过程中的耗电量非常的大，而且电站配备的引风机、送风机等，均为锅炉辅机，应用作用非常的大，所以对风机耗电率进行有效的降低是当务之急。
在现代工业生产实践中，工业炉作为一种非常重要的设备，其主要是基于对燃料燃烧、电能转化过程中的热量有效利用，来实现对相关物料的加热或其他目的。长期以来，国内炉炼技术发展可谓历史悠久，起始于商代时期的中国炼铜炉技术水平就已经非常为高；春秋战国时在原有基础之上对炉温技术进行了优化和改进。直到近现代以来，法国人马丁运用英国人西门子的蓄热式炉原理，建造了用气体燃料加热的第一台炼钢平炉，才开启了工业炉发展模式。随着现代技术的不断提高，再加之管理水平的提升，连续加热炉应运而生。实践中可以看到，连续加热炉主要有两类：即，推钢式炉、步进式炉。对于推钢式炉、步进式炉而言，二者之间的最大区别在于炉内输料方式的改变。在传统模式下，炉内燃烧过程中的控制主要是利用手工操作来实现，而现代采用的是自动控制模式。就当前的现状来讲，大规格的钢锭推钢式加热炉，可采用的燃烧自控方式有两种类型，即空燃比例连续控制、双交叉限幅控制等系统控制模式，具体分析如下。
对于空燃比例连续控制系统而言，其构成部分比较多，主要的部件有烧嘴、控制器、空气/燃气比例阀、电动蝶阀、流量计、气体分析装置以及热电偶和PLC等。从系统运行的基本原理来看，由热电偶或气体分析设备进行检测，再将检测所得数据新传送到PLC进，该操作流程完成后，再将检测所得的数据信息与设定值进行有效的对比分析；通话四，将偏差值按照比例积分、微分等数据，进行仔细的运算，并在此基礎之上将4～20 mA电信号输出，然后根据结果对空气/燃气比例阀、电动蝶阀开度进行分别适当的调节，通过该种方式，可对空气/燃气比例、炉内温度进行准确管控。双交叉限幅控制系统的组成与空燃比例连续控制系统存在相似之处，其组成部件主要有烧嘴、燃烧控制器、空气/燃气流量阀、空气/燃气流量计、热电偶等。其操作原理主要如下：首先，检测出相关的温度，然后对温度传感器热电偶进行一定程度上的使用，以此来对温度进行转化，使其成为一个电信号，那么这一信号就表示了测量点的实际温度，该测量点的温度期望给定值是由预存贮在上位机中的工艺曲线自动给定的。在此基础之上，对温度值偏差进行全面的分析和考虑，PLC对燃气/空气流量阀的开度自动校准，流量阀定位是通过电动执行机构来来实现。通过对孔板和差压变送器进行一定程度的使用，以此来对空气流量进行有效的测量，而燃气的流量是借助于一台安装在燃气支管上的质量流量计来测量。通过该种方法的应用，可以有效对温度进行精确的管控。
3 结语
总而言之，该文主要针对汽轮机运行参数偏差对经济性能影响的分析方法进行研究与分析。首先对修正值及其计算方法进行了一定程度上的阐述；其次在此基础之上分析了修正值在实际工作中的具体运用。
参考文献
[1]陶岩.火力发电机组经济性能在线监测与分析[D].清华大学，1998.
[2]沈士一.汽轮机原理[M].北京：水利电力出版社，1992.
力学性能的参数 篇4
声波速度是一项较好的反映地层岩石综合物理性质的声学指标,国内外的一些研究已经表明,声波在岩石中的传播速度与岩石的力学参数有较好的相关性,但国内外学者建立的表达式类型各不相同。金解放等[1]通过大量实验获得英安斑岩的密度和动弹性模量与纵横波速度有良好的线性相关性,其单轴抗压强度与声波速度有二次相关性关系;王子江等[2]建立了波速与强度的宏观定量关系,得出岩石纵波速度与岩石单轴抗压强度的立方根成正比;燕静等[3,4]建立了用声波速度预测抗压强度、硬度的数学模型,得出砂岩剖面和泥岩剖面的抗压强度与传播速度呈线性正相关关系;Lacy基于动态弹性模量得出单轴抗压强度和杨氏模量的经验关系[5—10],该公式不仅可用于碳酸盐岩还能用于砂岩和泥页岩;刘向君,王利娟,张建仁等[11—13]基于密度和声波纵波时差的横波预测经验公式具有较好的适应性,由预测横波时差计算得到的岩石动态弹性模量在低围压(3 MPa)条件下与静态弹性模量值吻合。
波速只反映了岩石的弹性特征,而衰减系数不仅与弹性性质有关,还和岩石的黏滞、反射、散射、以及微观过程中引起的弛豫效应有关,相对于波速而言,它携带了更多的表征岩石介质性质的信息。孟庆山等验证了声谱衰减特征与岩石强度具有很好的相关性,并指出通过分析声波信号透过岩体后的衰减变化能一定程度反映岩体的风化程度、破碎状态、强度及各向异性特征[14—19]。调研表明:在衰减方面大多学者只表征了衰减特性随抗压强度的变化趋势,很少量化衰减与力学参数之间的关系。
围绕声学参数和岩石力学相关性方面前人已做了大量研究,但很少针对页岩,且大部分都只对声波的波速或者衰减单一特性,很少综合考虑两个变量。笔者认为波速和衰减反映了岩石的不同性质,声波的传播速度是沿着波阻抗最大的路线传播的,所以波速基本上是基质性质的体现,而衰减系数主要受岩石中异体对生波的散射、折射作用和介质的黏滞吸收作用影响,因此衰减系数更倾向于考虑岩石的非均质性,即岩石中异体(包括孔隙,及填充其他介质的孔隙)的影响。所以作者认为综合考虑波速和衰减能更精确的预测岩石的力学参数,为此本文选取了四川盆地的40块页岩进行了声波测试和岩石力学测试,从实验数据入手建立波速和衰减系数的综合模型,并与单一因素模型对比分析,证明了综合因素模型的可靠性。
1 实验方法及原理
1.1 试样的制取
岩样的制取根据《工程岩体试验方法标准(GB/T 50266—99)》的相关要求,共制取30块25 mm×50 mm岩样,试件两端面的不平行度,最大不超过0.05 mm,试件端面垂直于试件轴,最大偏差不超过0.25°。
1.2 超声波测量
利用油气藏地质及开发工程国家重点实验室自行研制的承压型超声波测量仪进行测量,该装置由脉冲发生器、纵横波探头、数字示波器、微机及相应处理软件组成,采样频率为500 MHz,波形峰值误差为0.003 9。测量装置的原理图如下图1所示
为保证计算的波速的精确度,对每块岩样进行多次测量取其算术平均值。波速的计算采用V=L/T,其中L为岩样的长度(m),T为透过试样所需时间(s)。
本文中衰减系数的计算应用信号对比法,衰减系数定义为:单位长度上,入射波首波和透射波首波振幅对数值的差值,分别测量并记录透过岩样(透射波)和探头对接时(入射波)首波的幅度,按公式(1)计算被测岩样的声波衰减系数:
式(1)中:A0为探头对接首波最大振幅(V);A为透过岩样后的首波最大振幅(V);L为岩样的长度(m)。
1.3 岩石力学参数测量
本文中的岩石力学数据来自GCTS公司的RTR—1000三轴力学测试系统,该仪器能模拟的最大围压为140 MPa、孔压为140 MPa,最大轴向载荷为1 000k KN。
测试条件为无孔压、常温、围压20 MPa;加载方式为位移加载,加载速度为0.1 mm/min。弹性模量、泊松比数据由应力应变曲线上的弹性变形阶段获得。
2 实验结果及分析
岩样测试完毕后,剔除数据异常点后,部分岩样的测试结果如表1。
2.1 弹性模量模型的优选
本文所选取的岩心纵横波速、衰减系数与弹性模量的关系曲线如图2、图3所示。从图2、图3弹性模量随纵波波速的增加而增大,呈正相关线性关系,且相关性较好,相关性系数为0.82;纵波衰减系数与弹性模量呈负相关指数关系,相关性系数为0.89,从相关性系数可知由纵波衰减系数与弹性模量建立的模型其拟合效果比波速模型的拟合效果好。
随着横波波速的增大,弹性模量也呈增大趋势,但是数据比较离散,不能建立可靠的以横波波速为因变量的弹性模量预测模型;横波衰减系数与弹性模量呈现负相关指数关系。但与纵波相比,横波波速不能用来反演弹性模量,横波的衰减系数与弹性模量的相关性系数比横波波速有很大提高。
综合考虑波速和衰减系数运用Matlab软件进行多元回归分析,拟合的以波速和衰减系数为因变量的弹性模量表达式如式(2)、式(3)。式(2)是以纵波速度和纵波衰减系数为变量的弹性模量模型,表达式的相关系数为0.947,式(3)是以横波速度和横波衰减系数为变量的弹性模量模型,其相关系数为0.732。由相关系数知综合考虑波速和衰减系数比单一变量更能精确反映弹性模量的变化,且纵波反演效果比横波要更好,其反演误差在5%左右,因此,由纵波波速和纵波衰减系数建立的综合模型是最优的弹性模量预测模型。
式中:E为弹性模量,Vp、Vs分别为纵波和横波速度;αp、αs分别为纵波衰减系数和横波衰减系数。
2.2 泊松比模型的优选
由实验数据绘制的纵横波速度衰减系数与泊松比的关系曲线见图4、图5。由图4知,泊松比随着纵、横波速的增大而减小,横波波速与泊松比的相关性较差,不能用来反演泊松比,纵波波速与泊松比呈正相关线性关系,且相关性良好。从图5可知,纵、横波的衰减系数与弹性模量呈正相关线性关系,相关性系数分别为0.64、0.76,其拟合效果均比波速的拟合效果好,这与前人得到的衰减比波速更好的反映岩石物理性质的结果一致,但是衰减系数模型也不能满足工程需要。
综合考虑波速和衰减系数建立的泊松比的表达式如式(4)和式(5)。纵波波速和纵波衰减系数与泊松比的表系式的相关性系数为0.876,横波波速与横波衰减系数为因变量的泊松比的表系式的相关性系数为0.764,从相关性系数可以看出综合考虑横波波速和衰减系数建立的模型与考虑衰减系数的拟合效果差别不大,但是由纵波波速和纵波衰减系数建立的泊松比的模型,其拟合精度明显变高,是预测泊松比的最优模型。
2.3 抗压强度模型的优选
由表绘制出纵横波的波速、衰减系数与抗压强度的关系如图6、图7。从图中可以看出抗压强度随波速的增大而增大,随衰减系数的增大而减小。波速与抗压强度的相关性较差,衰减系数与抗压强度呈负相关多项式关系,其相关性较好。
综合考虑波速和衰减系数两个变量得到的抗压强度的表达式如式(6)、式(7),以波速、衰减系数为因变量建立抗压强度模型,其纵、横波模型的抗压强度与波速和衰减系数的相关性系数分别为0.86和0.89,比单一因素模型拟合精度高。在综合模型中出现了,横波模型的拟合效果,比纵波的拟合精度高的现象,与弹性模量、泊松比中纵波比横波的模拟效果好的现象相违备,目前的研究中很少涉及横波,本文的横波数据较少,因此该横波模型只是作为参考,在以后的研究会加强横波的研究,在本文中认为抗压强度的最优模型是纵波波速、衰减的综合模型。
3 结论
通过对实验数据的统计规律,得出如下结论。
(1)与横波波速相比纵波波速与力学参数的相关性更好,但只有纵波波速的弹性模量模型能满足工程需要。
(2)声波的衰减系数比波速能更好的反映岩石的力学特性。
(3)综合考虑波速和衰减系数建立的多项式力学参数模型,其模拟结果比单一因素模型更接近实验值。纵波模型反演的弹性模量、泊松比结果比横波模型的误差小,而抗压强度的纵波的综合模型的相关性系数低于横波综合模型。
综上可知运用纵波波速和衰减系数的综合模型求取弹性模量、泊松比、抗压强度,而横波波速和衰减系数模型可以作为求取抗压强度的参考和验证。
摘要：用实验方法探讨了页岩的波速和衰减系数与抗压强度、弹性模量,泊松比的相关性。结果表明:1纵波波速建立的力学参数模型比横波波速模型的相关性要好;2除纵波波速与弹性模量模型的相关性较好外,纵波波速反演抗压强度、泊松比的误差较大;3纵波衰减系数与弹性模量、泊松比、抗压强度分别呈正相关指数、负相关线性和负相关多项式关系,且纵波衰减模型比波速模型的拟合效果好;4综合考虑波速和衰减系数建立的抗压强度模型、弹性模量模型、泊松比模型比单一因素模型反演精度更高,纵波波速和衰减系数。综合模型的相关性系数均大于0.85,完全能满足工程需要。其中横波的波速、衰减系数的抗压强度模型与纵波的波速、衰减系数模型预测结果相近,可用以验证纵波抗压强度预测效果。
力学性能的参数 篇5
几何参数对层板冷却性能影响的数值模拟研究
对12种不同几何结构尺寸的`层板进行了系统的耦合传热数值计算,研究了通道高度、扰流柱直径、孔间距与孔径比等几何参数对层板冷却效果的影响.结果表明,在相同的冷气密流条件下,减小通道高度可显著提高冷却效果,孔间距对冷却效果影响不大.这里的结果可为层板的优化设计提供参考.
作 者：李江海 全栋梁 刘松龄 朱惠人 LI Jianghai QUAN Dong-liang LIU Song-ling ZHU Hui-ren 作者单位：西北工业大学,动力与能源学院,西安,710072刊 名：机械设计与制造 ISTIC PKU英文刊名：MACHINERY DESIGN & MANUFACTURE年，卷(期)：“”(9)分类号：V23关键词：航天推进系统 冷却系统 冷却效率
力学性能的参数 篇6
关键词: 地下洞室围岩 力学参数 敏感性分析 灰色关联度
DOI:10.3969/j.issn.1672-8289.2010.09.006
1 引言
岩体力学参数是开展岩石力学相关数值计算中的核心问题。岩石材料具有较多不可预见的因素,其参数具有较大离散性。同时由于进行岩石实验的费用昂贵,得到的参数误差较大,使用这些参数进行稳定性分析得到的结果可靠性不高。因此,对影响洞室稳定的岩体力学参数进行敏感性分析,评估参数波动对稳定性分析结果的影响具有极其重要的意义。针对这一问题,朱维申和何满潮[1]提出了敏感性分析方法,对影响地下工程围岩稳定的一系列参数进行了单因素敏感性分析,在试验的优化分析中得到成功应用。邓建和韩斌[2]对影响不等跨连拱隧道衬砌结构可靠度的随机变量,利用基于神经网络的随机有限元进行了敏感性分析,得到了随机变量的分布类型与变异系数对可靠度指标的影响规律。夏元友和熊海丰[3]利用神经网络对影响边坡稳定的因素进行了敏感性分析。侯哲生等[4]利用非线性弹塑性有限元对金川二矿某巷道围岩力学参数对变形的影响进行了敏感性分析,其分析结果对开展金川镍矿的稳定性分析提供了参考价值。
本文在传统的参数敏感性分析基础上,引入灰关联分析方法,尝试对地下洞室围岩力学参数进行敏感性分析,通过对某地下洞室围岩进行参数敏感性分析,结果发现应用灰关联分析方法进行地下洞室围岩力学参数的选取是合适的,得到结果与实际比较吻合,可为工程提供参考。
2 参数敏感性分析的灰关联方法
2.1 参数敏感性分析原理
假设有一系统Q,其系统特性用下式来表示:
分析多个因素对系统特性的敏感行为时,通常进行无量纲处理,在此,本文定义无量纲形式的敏感度函数和敏感度因子,即将系统特性Q的相对误差
2.2 灰关联分析
灰关联分析[5]是灰色系统理论的一个组成部分,它可以在有限数据资料的情况下,比较精确地寻找各种变化因素(比较因素)与参考因素之间的关联性(以关联度表示),关联度越大,表明比较因素与参考因素的相关性越强。具体步骤是:首先对各因素序列进行数据处理,使序列具备“可比性”、“可接近性”、“極性一致性”,得到灰关联因子空间,然后获取序列间的差异信息,由此建立差异信息空间,通过差异信息空间建立和计算差异信息比较测度(灰关联度),并对灰关联度进行排序,最后得到因子间的序关系。
由于各影响因素量纲不一,因此需要进行无量纲化处理,一般可采用极差化方法进行处理。对于越大越优型指标,采取下式处理:
对于越小越优型指标,采取如下处理:
求取差异信息
得到差异序列矩阵Δ,在差异序列矩阵Δ中取出最大值与最小值:
由以上结果,可得到关联系数为:
其中 ζ为分辨系数,其作用是提高关联系数之间的差异显著性,ζ∈[0,1],一般情况下可取ζ=0.5。
通过上式求得的关联系数数量较多,信息较分散,不便比较,通常通过求关联系数的平均值作为影响因素关联性进行比较比较,即灰关联系数Ai为
关联度的大小只是因子间相互作用影响的外在表现,关联分析中,数列处理方法不同,其关联度也会发生变化,但关联度的排列次序却不会变化,关联度值并不代表影响因素对围岩稳定性的贡献大小,其关联序才是反映影响因素敏感性的实质。影响因素的灰色关联度值越大,说明该影响因素对围岩稳定性的影响越大,即其敏感性越大;反之,则越不敏感。
3 工程应用
某大型水电工程地下洞室区域内地形地质条件复杂、碳酸盐岩地层分布广泛、地下水活跃。隧洞遇到高地应力和高外水压力等工程问题。工程区在大地构造上处于褶皱带附近,附近发育有高倾角压性或压扭性断层,并伴随有NWW向的张性或张扭性断层。隧洞穿越区域多为II,III围岩(分别占29.1%和53.6%),且沿线埋深超过2 000 m的地段主要为II,III白山组或盐塘组的大理岩[6]。洞室围岩岩体力学参数选取难度很大,且由于工程区地质条件复杂,参数的变异性也较大,因此,进行工程区洞室围岩力学参数的敏感性分析是一个受到多方关注问题。因此,本文以2500 m埋深条件下白山组III类大理岩(T2b)为研究对象。在对相关地质资料和实验资料的分析基础上,采用有线差分法,进行数值模拟,选择Mohr-Coulomb模型作为描述岩体弹脆塑性变形特性的本构模型,以研究岩体力学参数变化对围岩稳定的影响以及参数选取的重要性。
图1 洞室主应力曲线(1-,2-,3-)
由地应力反演分析和相关研究表明,在最大埋深处三个最大主应力量级上差别不太大,最大主应力应该在70MPa左右,最大主应力近竖直,中间主应力近水平垂直洞轴线,最小主应力近似洞轴线。
为减小边界效应,计算模型自隧洞中心向上、向下、向左、向右各取120m,隧洞开挖洞径13m,划分单元1024个。采用平面应变分析进行建模分析。计算情况为洞内无水.边界条件为:1)位移边界条件,模型下边界施加y方向的位移约束;2)应力边界条件,根据相关资料进行插值得到,左右两边界均施加由上向下递增的垂直于边界的梯形压力载荷。
表1 参数对洞周最大位移的敏感度
为了研究各参数对围岩稳定性影响程度的大小,选取E、、c、进行参数敏感性灰色关联分析。以下为保持一个参数变化其他参数不变时的洞周最大位移变化情况:
通过计算得到灰关联度:
参数敏感性灰色关联分析计算结果表明,在4个力学参数中,变形模量对围岩稳定性的影响最敏感,其次是内摩擦角,然后是黏聚力,最不敏感的是泊松比,且变形模量和内摩擦角相对泊松比和黏聚力来讲要敏感得多。根据以上分析,进行洞室围岩力学参数取值时,尤其要对变形模量和内摩擦角的准确性进行专门研究,以期达到计算结果可靠的目的。.
4 结论
基于参数敏感性分析原理,借助灰色系统理论,应用灰色关联分析对地下洞室围岩进行力学参数敏感性分析,可为有针对性的获取力学参数提供依据。以某工程地下洞室围岩为例,进行围岩力学参数的敏感性分析,得到如下结论:
(1) 灰色关联度分析可应用与地下洞室围岩力学参数的敏感性分析,得到结果与一般经验吻合,可为工程工程提供参考;
(2) 某工程中影响其地下洞室围岩稳定性因素按敏感性大小依次为变形模量、内摩擦角、粘聚力和泊松比,该结果可为进行参数取值时提供参考依据。
参考文献
[1] 朱维申,何满潮.复杂条件下围岩稳定性与岩体动态施工力学[M].北京:科学出版社,1995.
[2] 邓建,韩斌.不等跨连拱隧道趁砌结构可靠度及敏感性分析[J].地下空间与工程学报,2005,1(6):841–847.
[3] 夏元友,熊海丰.边坡稳定性影响因素敏感性人工神经网络分析[J].岩石力学与工程学报,2004,23(16):2 703–2 707.
[4] 侯哲生,李晓,王思敬,等.金川二矿某巷道围岩力学参数对变形的敏感性分析[J].岩石力学与工程学报,2005,24(3):406–410.
[5] 陈新民,罗国煜.基于经验的边坡稳定性灰色系统分析与评价[J].岩土工程学报,1999,21(5):638-641
[6] 张国平.锦屏二级水电站深埋引水隧洞围岩稳定性分析与研究[D].南京:河海大学土木工程学院,2007.
[7] 张春生.雅砻江锦屏二级水电站引水隧洞关键技术问题研究.科学研究,2007(8):43-44.
作者简介:
液压泵的种类和性能参数 篇7
容积式油泵按其构成密封工作容积的结构不同, 分为齿轮泵、叶片泵和柱塞泵三大类。
液压泵的主要性能参数包括:压力、排量、流量和容积效率等。
油泵的工作压力是指油泵输出的油液压力。铭牌上所标的额定压力是指油泵连续运转时所需要的最大压力。油泵在此压力下运转, 能保证油泵的密封性能、效率容积、结构强度和使用寿命。最大压力是指油泵在短时间内超载所允许的权限压力。油泵在工作时所达到的具体压力称为实际工作压力, 其压力的大小取决于执行元件的负载。
由于液压系统的用途不同, 对油液压力的要求也不同, 为了便于液压元件的设计和生产, 将压力分为五个等级 (见表1) 。
油泵主轴每转输出油液的体积称为排量, 常用q (Ml/r) 表示。油泵在单位时间内输出的油液体积称为流量, 常用Q理 (L/min) 表示, 排量和流量之间的关系为:
式中n———油泵流速, r/min。
油泵的排量q是一个平均值, 它取决于油泵的具体结构, 在原动机转速不变的情况下, 排量可以调节的称变量泵;不可调节的称变量泵。变量泵又分为单项变量泵和双向变量泵。双向变量泵不仅可以改变排量q, 而且可以改变排油方向, 在原动机转向和转速不变的情况下, 可使吸油口变为排油口, 改变油流方向。
由于构成油泵工作容积的各相邻零部件之间存在着间隙, 不可避免地产生泄漏, 油泵的输油压力越高, 泄漏量就越大。因此, 油泵工作时, 实际输出的流量Q实要比理论计算的流量Q理要低, 两者的关系为:
式中:ΔQ—为油泵的泄漏流量, L/min。
实际流量与理论流量之比称为油泵的容积效率n容, 即
因此, 油泵的实际流量为:
在额定压力下, 各类油泵的容积效率见表2。影响油泵效率容积的因素很多, 主要有油泵的种类、零部件加工精度及装配质量、密封性能、油液压力及油液的性质等。随着科学技术的发展, 新材料, 新技术的推广, 油泵的容积效率将不断提高。
当不计容积损失时, 油泵的输出功率 (N出) 为:
式中:p———油泵的工作压力, Pa;Q理—油泵理论流量, L/min。
油泵向系统输出能量时, 需要有驱动它的电动机向它输入功率, 如果油泵在进行能量转换过程中没有任何能量损失, 则电动机向油泵的输入功率N入和油泵输出的功率N出相等, N入和N出称为油泵的理论输入功率和输出功率。实际上, 油泵在由电能转换为液压能的过程中, 由于运动部件表面之间摩擦必然产生机械损耗, 若油泵的机械效率为n机, 当油泵输出功率为N出时, 油泵所需有的传动功率, 即电动机输入的实际功率N实为:
式中n总———油泵的总功率, n总=n机.n容。
油泵的转速有额定转速、最高转速和最低转速。额定转速是指额定压力下长时间连续运转的最高转速。最高转速是指额定压力下允许短间运行的极限转速, 若油泵超过最高转速, 吸油腔会转速过大, 压力降低而产生气穴现象。当油泵的转速低于最小转速时, 则因流量过小油泵无法工作。常用油泵的流量转速, 外啮合此轮泵为1000—1800r/min, 叶轮泵为1000—1600r/min, 轴向柱塞泵为1000—2200r/min.。
以上, 只是对液压泵的种类和性能参数进行了简要探讨。
摘要：液压泵 (又称油泵) , 是液压系统中的重要组成部分, 它向系统提供所需要的压力油, 驱动执行元件完成各种规定动作。液压泵是将电动机或其它能源的机械能转换成液压能的装置, 所以它在液压系统中属于驱动元件。
基于参数灵敏度的结构性能优化 篇8
完整的结构优化设计过程包括尺寸优化、形状优化和拓扑优化几个不同阶段和层次。尺寸优化是在保证零件拓扑结构不变的前提下优化截面面积、筋板厚度等参数;形状优化是在保证设计域内的拓扑结构关系保持不变条件下,寻求最理想的边界和几何形状;拓扑优化可以在给定的设计空间中确定最优的材料分布,设计最优的零件几何、框架、加强筋布局,减少非关键区域的材料分布。连续体结构的拓扑优化包括结构边界形状的优化,通过去除材料,可在结构内部形成孔洞,拓扑优化比形状优化具有更大的自由度和开放性,而且不局限于参数形式,因此拓扑优化是高层次的优化,难度也最大,被公认为是结构优化领域最具挑战性的研究课题之一[1,2]。
从尺寸优化、形状优化到拓扑优化的这一过程提供了新产品在设计中的优化策略:①首先根据产品的工作范围确定设计空间,选择能完全覆盖零件设计区间的简单初始形状进行无参数化的拓扑优化,根据各截面的优化结果组合产生最佳的轮廓形状和孔洞分布模型;②根据拓扑优化结果修改零件初始结构,并进行参数化定义,产生拓扑优化结构;③在设计目标约束下采用尺寸优化对拓扑优化结构的设计参数进行调整;④根据尺寸优化结果对拓扑优化结构进行修改,产生最终优化结构零件。
本文采用一种基于参数灵敏度的振荡优化方法,通过令所研究结构的质量上下波动,在变形极小化目标控制下使结构参数不断发生变化,最终得到质量不变、性能更优的新结构,通过与有限元分析软件结合,这一过程很容易通过程序实现,而且能够快速收敛。
1 变量定义及有限元模型参数化
图1所示为高速铣床的横梁结构,外观的七面体结构是通过拓扑形状优化产生的,在结构细化阶段,通过参数优化确定最佳尺寸组合,使在滑板铣头组合重力和切削力作用下变形最小,并具有较高的初阶固有频率。
在方案设计阶段,横梁的外观尺寸L、W、H是根据加工零件特点初步确定的参数,H1、W1在拓扑优化阶段可以初步确定其与H、W的比例,H1、W1可以作为确定量,也可作为优化变量来定义。控制结构的变量分为形状变量和厚度变量,通称为结构参数。
形状变量为H1、W1、KX、n,厚度变量为C1~C7。
要对结构进行性能优化,将有限元模型参数化是首要前提,因为只有带参数的结构模型才能通过参数提取,分析参数变化对目标的影响,最终达到参数优化的目的。
2 变量对结构性能的灵敏度分析
结构参数变化对质量、变形、应力和频率等性能参数皆有影响,但不同部位的形状和尺寸参数对结构性能的影响程度不同[3],通过单变量改变结构参数的大小,总结归纳对结构整体性能的重要程度,为书写方便将参数用x1~x11表示。
横梁最大变形U为结构参数的函数,U=u(x1,x2,…,x11),任意一组变量增量d x1,d x2,…,d x11引起的最大变形改变量dU可以表达为
其中,u/xi为对变量xi求偏导数,称为变量xi对函数U的灵敏度,记为ξi。如果要分析某一变量(如xk对函数U的影响),应将其余的变量固定,因此上式中除了d xk外,其他变量的增量均为0,式(1)变为
得到xk的灵敏度
当dxk=1时,,从式(2)可以得到灵敏度表达的意义:变量对函数的灵敏度即变量的单位改变量对函数值产生的影响。
对于复杂的结构,不可能写出变形与变量之间的函数关系式,因此式(2)只有理论意义。有限元分析为我们提供了求解灵敏度的工具,比如要求解变量xk对结构变形的灵敏度,先计算出变量为xk时的变形量u1,再计算出xk增加一个单位(d xk=1)时的变形量u2,则
u1、u2可以通过两次有限元计算得到,灵敏度为“正”表明函数随该变量的增大而增大,灵敏度为“负”表明函数随该变量的增大而减小。
表1的数据反映了变量对优化目标的影响程度,通过灵敏度分析,得到以下四点结论:
(1)变量对变形的影响程度从大到小依次是:x8(-),x11(-),x4(-),x10(-),x7(-),x3(-),x9(-),x6(-),x5(-),x1(-),x2(+)。各变量后面的“-”号表示增大该变量变形减小,“+”号表示增大该变量变形增加。
(2)变量对结构应力的影响程度从大到小依次是:x11(+),x4(-),x8(-),x5(+),x7(-),x9(-),x10(+),x6(+),x2(+),x1(+),x3(-)。各变量后面的“-”号表示增大该变量应力减小,“+”号表示增大该变量应力增加。
(3)变量对结构质量的影响程度从大到小依次是:x11(+),x10(+),x5(+),x4(+),x7(+),x8(+),x6(+),x9(+),x3(+),x2(+),x1(+)。各变量后面的“+”号表示增大该变量质量增加。
(4)变量对结构频率的影响程度从大到小依次是:x11(+),x10(+),x3(+),x8(-),x7(-),x4(-),x9(+),x6(+),x5(+),x1(+),x2(+)。各变量后面的“-”号表示增大该变量频率减小,+”号表示增大该变量频率增加。
结构优化的目的是:减小变形(提高静刚度),增大固有频率(提高动刚度),减小结构质量[4,5],如果某变量的改变同时能实现上面三个目标,那么此变量在优化过程中为优先调整的变量,但从图2所示的变量对优化目标的影响综合来看,一个变量最多能使两个目标情况变好,但同时会使
另一个目标变坏,比如增大x1、x3、x5、x6、x9、x10、x11会达到减小变形、提高频率的目的,但会使质量增加;减小x4、x7、x8会达到提高频率、降低质量的目的,但会使变形增加,结构优化过程就要使各目标合理地达到平衡。从控制变形提高结构静刚度方面考虑,应采取的措施是:减小x2,增加x8、x11、x4、x10、x7、x3、x9、x6、x5、x1,变量的增减幅度与该变量对变形的灵敏度有关,灵敏度大的改变幅度大些,假设采用线性增减规律:
通过变换式(1)可得
得到
因此,若已知变形控制量dU,通过上式可得到变量的允许改变量,对结构频率和质量的控制采用同样的方法进行分析。图3反映了结构变形质量和频率变化时各变量的变化趋势。
3 单位质量的灵敏度分析
仅分析变量对目标的灵敏度似乎不能准确定义参数对目标函数的影响程度,因为某个变量对变形的灵敏度可能较大,但如果对质量的灵敏度同样很大,则该变量对控制变形不一定是关键变量,因为它本质上是通过增加结构质量来达到控制变形的目的的。基于这方面的考虑,定义变量xi的形质灵敏度Γi为变形灵敏度(ξi)和质量灵敏度(ζi)的比值
同理,定义变量xi的频质灵敏度Ψi为频率灵敏度λi和质量灵敏度ζi的比值:
变量xi的形质灵敏度的意义是:xi代表的部分结构单位质量的改变对变形产生的影响,因此形质灵敏度反映了单位质量的材料增减对变形的影响程度,比变形灵敏度指标更能揭示变量对变形的影响。为减小结构变形,假设变量按形质灵敏度的大小采用线性增减规律:
经变换式(1)可改写为
得到
因此基于形质灵敏度又定义了一组变量增量dx1,dx2,…,dx11,表2的分析数据表明,同样使结构变形减小25%,采用形质灵敏度定义的变量增量使结构质量由2.803t增加到3.184t,增加了13.6%,采用变形灵敏度定义的变量增量使结构质量增加到3.371t,增加了20.2%,因此形质灵敏度用于结构性能优化更有效率。基于形质灵敏度和变形灵敏度,当变形减小25%时各变量的变化趋势分析图如图4所示,变量x11为横梁中间加强筋个数,为离散变量,计算时四舍五入取整数。
4 基于变量灵敏度的结构优化
结构优化大多以控制变形为主,过程表现为在不增加结构质量的前提下,使变形极小化[6,7]变量的形质灵敏度在减小质量和减小变形方面具有更高效率,对于一组初始变量x1,x2,…,xn,变形和质量的函数为
结构变量的形质灵敏度、变形灵敏度和质量灵敏度分别为Γi、ξi、ζi,质量增量为
第一步先使质量增加d m,为限制变形的增加,变量按形质灵敏度的大小采用线性增减规律:
式(6)可改写为
得到
将这一步得到的增量组记为da xi:
变形增量
第二步使质量减小dm,恢复到原始水平,为限制变形的增加,变量按形质灵敏度的大小采用线性反比增减规律:
式(6)可改写为
得到变量增量
将这一步得到的增量组记为db xi,则
变形增量:
经过两步变换,结构质量保持不变,结构参数变为
结构变形为
由于结构参数随质量变化采用不同的增减规律,所以da xi+db xi不等于0,经过参数变换产生新的结构,与原始结构相比,结构质量未变但变形已经减小。
下一个循环是将得到的新结构作为初始结构,计算产生新的形质灵敏度Γi、变形灵敏度ξi和质量灵敏度ζi指标,进行同样的两步操作,当两次循环得到的变形差小于预先设定的收敛精度时计算终止。这一优化方法通过令质量上下波动,在变形极小化目标控制下使结构参数不断发生变化,最终产生质量不变、性能更优的新结构,因此可称为振荡循环优化。表3中的数据经过7次振荡循环,横梁结构质量未发生变化,但最大变形从0.032 07mm减小到0.021 58mm,优化效果非常明显,图5所示为各变量在优化过程中的变化趋势曲线,从图5中看出,变量x1、x3、x5变化最剧烈。
5 基于参数灵敏度优化程序的一些验证模型
5.1 验证模型1
对于二元函数
变量的初始值x1=15,x2=-3。
在函数T保持不变的前提下,计算函数U的极值。
初始变量下函数T的初值为
函数U的初值为
设定的函数T振荡百分比为1%,经过93次循环优化计算,得到当x1=-0.68,x2=4.84时函数U取得极小值,此时T=9,U=99.69。
5.2 验证模型2
图6中立方体体积V=x1x2x3;表面积S=2x1x2+2x1x3+2x2x3
设定变量的初始值:x1=8,x2=13,x3=22。
在S保持不变前提下计算函数V的极值。函数S的初值S0=1132。函数V的初值V0=2288。
设定函数S振荡百分比为2%,经过25次循环优化计算得到,当x1=13.62、x2=13.65、x3=13.90时,函数V取得极大值,此时S=1130,V=2584。
理论解为:当x1=x2=x3=S/6=13.73时函数V有极大值,此时V=2591,优化解与理论解差0.3%。
将面积和体积函数反过来,即在体积不变条件下求表面积的极值时,循环振荡的次数处于不确定状态,可见在体积一定的条件下表面积的极值会趋向无穷大。
5.3 验证模型3
如图7所示,从O点等角度发出n条线段,连接端点a1,a2,…,an构成封闭图形,第i个三角形的信息如下:
顶点角
底边长
面积
整个封闭图形面积
整个封闭图形边长
因此,我们构造了两个函数S、P。现在来计算:在保证封闭图形长度P不变的前提下,寻求面积函数S的极值条件。
假设n=10,则图形的控制变量为r1、r2、…、r10共10个,设定变量的初始值为:r1=8,r2=8,r3=9,r4=11,r5=10,r6=9,r7=9,r8=10,r9=11,r10=9。
函数P的初值为
函数S的初值为
设定的函数P振荡百分比为0.1%,经过67次循环优化计算,当r1=9.17、r2=9.18、r3=9.34、r4=9.58、r5=9.82、r6=9.96、r7=9.94r8=9.78、r9=9.53、r10=9.30时函数S取得极大值,此时P=59.11,S=268.85。
对于外凸多边形,在边长总和给定的条件下,当ri相等时面积存在极大值:
因此,ri=9.567,面积的极大值为S=269。优化解与理论解的误差为0.06%。
6 结束语
优化技术的广泛采用让设计具有了更大的创造性,对提高产品性能、创新设计思路、降低产品的价格有巨大作用,并且使CAE应用达到一个新的高度。振荡循环优化方法易于编程实现,可以应用于各种参数化有限元分析领域,笔者最早将其应用于多连杆机构的优化设计中,相信该方法是对其他优化方法的一个有益拓展和补充。基于参数灵敏度的快速优化算法,经一些数学模型和实际工程应用检验,分析结果是可信的,因此本课题从理论上是可行的。
摘要：在对数控机床横梁参数优化的基础上,提出了一种基于参数灵敏度的振荡优化方法,通过令所研究的构件质量上下波动,在变形极小化目标控制下使结构参数不断发生变化,最终产生质量不变、性能更优的新结构。通过与有限元分析软件相结合,该方法很容易通过程序实现,且优化效果明显。基于参数灵敏度的快速优化算法,经一些数学模型和实际工程应用检验,分析结果是可信的,从理论上是可行的。
关键词：尺寸优化,形状优化,拓扑优化,优化设计,灵敏度,振荡循环
参考文献
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[3]王成端,杨肃.动态优化中的灵敏度分析研究[J].计算结构力学及其应用,1991,8(1):77-83.
[4]钱令希.工程结构优化设计[M].北京:水利电力出社,1983.
[5]隋允康,金雪燕.应力和位移约束下的板壳结构截面优化[J].力学学报,2004,36(6):701-708.
[6]王晓明,刘震宇,郭东明.基于均匀化理论的微小型柔性结构拓扑优化的敏度分析[J].中国机械工程,1999,10(11):1264-1267.
网络设备性能参数监测的实现 篇9
1 MIB浏览器及性能相关MIB对象
网络管理软件开发的重要前提是要了解网络管理目标的相关MIB对象[1,2]。网络设备厂商为了扩大其所占市场份额,一般都会在网络上公开其相应网络设备的MIB文件。例如,要查找CISCO相关网络设备的MIB对象,可访问网页http://www.cisco.com/public/sw-center/netmgmt/cmtk/mibs.shtml。
MIB文件一般采用抽象语法标记语言ASN.1来描述,开发者阅读这样原始的MIB文件费力又不能从宏观上掌握相应信息,MIB浏览器[2]就是在这样的背景下产生的。对一般开发者来说,通常仅是通过MIB浏览器来熟悉网络管理对象。在MIB浏览器中(如图1所示),网络管理对象以树型结构组织,树型结构中的叶子节点就是与网络管理有直接联系的MIB对象。一般通过鼠标点击其中的一个叶子节点,就会在树型结构的下方显示与该MIB对象相关的“对象描述符、对象标识符、对象实例值的类型、对象的访问权限、对象是否实现、对象描述”信息。这些信息帮助网络管理软件开发人员理解和选择相应的管理对象。
图1中,avgBuy5对象表示CPU的5分钟平均利用率,该对象的OID是1.3.6.1.4.1.9.2.1.58,该对象实例值是一个整数,该值只能读取不能修改,思科设备必须实现该对象。
通过查找网络设备的相关MIB文件,可以了解到与CISCO设备相关的内存管理对象文件为CISCO-MEMORY-POOL-MIB,CPU利用率相关管理对象文件为OLD-CISCO-CPU-MIB;与服务器磁盘剩余空间、CPU利用率和系统可用内存大小等相关的MIB文件有WTCS.MIB和INFORMANT-STD.MIB。然后,借助MIB浏览器,可知:ciscoMemoryPoolUsed、ciscoMemoryPoolFree、ciscoMemoryPoolU-tilization1Min、ciscoMemoryPoolUtilization5Min、ciscoMemoryPoolUtilization10Min对象分别表示已经使用的内存字节数、空闲的内存字节数、过去1分钟、5分钟和10分钟的内存池利用率,busyPer、avg Busy1和avgBusy5对象分别代表CPU在过去5秒、1分钟、5分钟的利用率;与服务器可用内存有关的被管理对象有memoryAvailableBytes、memoryAvailableKBytes、memoryAvailableMBytes,和内存相关的管理对象组织在表对象processorTable中,其中与CPU利用率有关的MIB对象是cpuPercentProcessorTime列对象。
开发者了解了所要开发的网络管理功能所需要的管理对象之后,就可以准备进行软件开发。
2 具体实现
网络管理的实现包括管理端和代理端。下面分别进行介绍。
2.1 代理端实现
代理端由网络中常用设备组成:路由器、交换机、服务器。其中路由器、交换机采用网络模拟软件GNS3[3]实现;网络服务器通过VMWare Workstation模拟,在模拟服务器上安装Windows server 2003,并启动SNMP服务,安装SNMP informant子代理软件。具体的网络拓扑如图2所示:
Windows Server 2003的IP地址设置为192.168.1.10,NMS所在主机IP地址设置为192.168.2.1(loopback网卡IP地址)和192.168.1.105(主机真实网卡IP地址),交换机和路由器IP地址分别为192.168.2.2和192.168.2.3。交换机和路由器的具体配置如下:
2.2 管理端实现
管理端的程序实现[4]思路如图3所示,核心模块可分为三部分:数据采集部分;数据处理部分;数据图形展示部分。
1)数据采集部分的程序流程
程序根据用户提供的SNMP相关参数(如代理所在的IP地址、代理所设置的共同体名、所要获取的性能参数的OID等)进行相应数据的采集,算法流程如图4所示。
2)数据处理部分
数据处理部分主要是将获得的数据交给图形显示模块进行绘图并写入数据文件中加以保存,以便以后具体分析时使用。具体算法流程如图5所示。
3)数据图形展示部分
数据图形展示部分主要是将获取的数据以曲线形式绘制出来,可把整个图像绘制分为三阶段:矩形显示区绘制,坐标系的绘制,坐标系上曲线的绘制。具体算法流程如图6所示。
2.3 程序运行结果
程序首先确定要监视的网络设备IP地址、共同体名、设备类型、采样时间间隔,点击“扫描”按钮获得相应设备可监测的性能参数,选择要监测的性能参数后,点击“确定”按钮之后点击“开始”按钮进行数据采集,采集的数据实时地以图形方式展示给用户,如果要停止监测则点击“结束”按钮。
图7给出了对服务器CPU利用率和可用物理内存进行监测的结果。在测试时,对SQL server 2005进行了“打开”与“关闭”操作,导致CPU的利用率突然增加,这也反映在了监测结果中。
图8给出了对交换机CPU5秒内平均利用率、I/O内存监测结果:
从图8可看出,交换机的cpu利用率为0,I/O内存始终没有改变,因为此时交换机并没有发出数据包。可以通过在交换机上利用命令show processes cpu进行验证,如图9所示:
从图9中可以看出,此时CPU的利用率不管是5秒,1分钟还是5分钟都是为0的。这和测试结果是吻合的。
路由器的性能参数监测类似于交换机,在此不再赘述。
3 总结
采用网络模拟软件搭建网络环境,VMWare Workstation模拟服务器,对网络中常用设备路由器、交换机、服务器的常用网络性能参数进行监测,实验结果表明了方法的有效性和直观性。
参考文献
[1]刘雪飞,王申强,吴伯桥.一种MIB-II转换为XML文档格式的DTD映射方法[J].计算机科学,2011,38(10):104-106.
[2]刘雪飞.基于SNMP++的MIB浏览器研究[J].计算机工程与应用,2009,45(3):91-93.
[3]刘雪飞,闫欣,吴伯桥.GNS3搭建网络虚拟环境实践[J].电脑知识与技术,2012,8(13):3019-3021.
力学性能的参数 篇10
现有研究表明[11,12,13],使金属镁及其合金在高温条件下发生动态回复与再结晶,可细化组织晶粒,提高金属韧性。本研究对AZ31镁合金钨极氩弧焊焊接接头在一定温度下使其发生一定的热压塑性变形,通过细化晶粒、开通新滑移系将有助于提高焊接接头强度和塑性。据此提出利用镁合金熔焊焊接接头余高进行热压形变,使其发生塑性变形进而韧化焊接接头的构想。
本工作对Mg-Al-Zn系AZ31镁合金钨极氩弧焊(TIG焊)焊接接头的微观组织和力学性能开展了细致的研究,控制形变速率和温度,研究不同变形条件对AZ31镁合金熔焊接头热压变形过程中显微组织变化的影响规律,并探讨该合金接头组织动态再结晶的形核机制。
1 实验方法
本实验所用镁合金AZ31材料的化学成分(质量分数/%)为:Al 3.5,Zn 1.5,Mn 0.5,Ca 0.04,Si0.1,Mg余量;采用化学成分完全相同的AZ31镁合金经轧制、拉拔成3mm丝材作为焊接时的填充材料。用尺寸为200mm×60mm×4.6mm的2块板材组成1副对接焊试板。焊接试板开60°的V型坡口,根部间隙控制在2~3mm。将焊接区域用砂纸打磨,坡口面经刮削清除氧化膜,用交流钨极氩弧焊进行填丝焊接。焊接电流I=110~120A,焊接电压U=21~23V,焊接速率v=8~11mm/s。将焊接无缺陷的对接试板用线切割方法以焊缝为中心沿垂直焊缝横向截取120mm×24mm尺寸的试验用长条试样。截取出的试样一部分用作热压形变试验。采用专门制作的陶瓷电加热装置,将试样两端插入加热箱中,中间露出焊缝区域待热挤压变形,加热箱用石棉保温以保持温度恒定。形变温度为250~400℃,应变速率为0.001s-1,最大变形程度为60%,试验时通电加热至热电偶测得的焊接接头温度达设定温度时保温30min;之后对焊接接头余高处进行垂直热压,压力为100MPa,热压至与母材平整,并经20min保压以继续发生蠕变变形。
按照GB2649—89《焊接接头机械性能试验取样方法》的国家标准[14],进行拉伸试样取样,采用CMT-5105型微机控制电子万能试验机上进行焊接接头拉伸力学性能常温性能测试。采用光学电子显微镜(OM)进行焊接接头金相试样观察,试样用硝酸、酒精按1∶1比例配制成腐蚀液进行浸蚀。采用JSM-6360LV扫描电子显微镜(SEM)进行镁合金焊接接头拉伸试样断口形貌观察,配合附带能谱仪进行微区成分分析。
2 实验结果
2.1 焊接接头力学性能
对在不同温度下进行热压形变的焊接接头进行力学性能测试,结果如表1所示。由表1可以看出:随着热压温度的升高,抗拉强度先升高后降低。热压温度为250℃时,由于焊接接头组织与焊态接头组织大体相同,未出现再结晶组织,导致接头抗拉强度较低,仅为母材的60%,伸长率低至6%,断裂位置在热影响区;热压温度为350℃时,接头抗拉强度达到了228MPa,几乎与母材抗拉强度一致,伸长率为10.2%,断裂同样发生在热影响区;热压温度为400℃时,抗拉强度有所降低,为母材抗拉强度的70%,伸长率为7%,断裂也发生在热影响区,这表明热影响区是焊接接头的薄弱环节,随着热压温度的增加,热影响区晶粒长大、粗化,导致力学性能降低。可见热压温度对焊接接头的力学性能影响较大,热压温度为350℃时,焊接接头的力学性能最好,抗拉强度和伸长率都达到了最高。
2.2 焊接接头显微组织
图1是AZ31镁合金焊接接头在不同温度下相同应变速率(250~400℃,0.001s-1)发生变形后的金相组织形貌。从图1(a),(b)中可以看出:随着热压温度的升高,接头焊缝区再结晶现象越来越明显,组织发生了细化。在较低温度250℃变形时,其组织和母材相差不大,主要是由α-Mg基体和网状分布的β-Mg17Al12相组成。由于此时变形机制主要以滑移为主,出现了少量的变形孪晶;在300℃变形时,开始出现明显的孪晶现象,如图1(b)中A处所示,在某些原始晶粒的晶界上出现了非常细小的动态再结晶晶粒,如图1(b)中B处所示。此时可以看到这些晶粒被明显拉长,表明动态再结晶已开始发生。在350℃时,动态再结晶已很明显,原始基础晶粒被大量的新生成再结晶晶粒包围,晶粒比较细小,大小也比较均匀,≤18μm,此时孪晶几乎观察不到。随着变形温度的不断升高,生成的动态再结晶晶粒的平均尺寸也不断增大,在400℃时,动态再结晶晶粒由大小不一的混合尺寸的晶粒组成,基本在20μm以上,最大的尺寸达到了46μm,并且可以很清楚地分辨出新晶粒的晶界;同时在新生成的晶粒中观察到β相,如图1(d)中箭头所示,表明原先主要在晶界析出的β相在热挤压变形过程中又经固溶,随后在晶内又重新析出。这对熔焊接头的强度提高无疑有着重要作用。由此可见,热压形变温度对AZ31镁合金焊接接头的动态再结晶有较大影响。
(a)250℃;(b)300℃;(c)350℃;(d)400℃(a)250℃;(b)300℃;(c)350℃;(d)400℃
2.3 焊接接头断口形貌
将AZ31镁合金焊接接头在不同温度下变形后的试样做拉伸试验,其断口在扫描电镜下作断口形貌观察。图2示出了热压的断口SEM照片。通过断口分析发现,在250℃热压形变下的试样断口由较多解理小平台组成,且平台内分布大致平行的断裂裂纹走向沟槽,沟槽内壁为光表面,表明裂纹扩展较为通畅,为典型的脆性断裂,与母材断裂机制一样,表明此时未发生动态再结晶;300℃时的断口,出现少量的韧窝,韧窝浅而小,无规则地分布在小平台以外的其余部位,断口内分布有较多形如脚印状的小平台,断口中也局部分布有一些具有韧型断裂特征的韧窝,韧窝数量总体较少且尺寸小而浅;呈现脆性和韧性混合断裂特征。350℃时的断口,韧窝所占的比例明显增大,且韧窝大小趋于均匀、密集。而小平台形貌所占的比例大为减小,有相当部分已被韧窝取代。400℃时的断口,也呈现出混合断裂特性。
金属Mg常温下滑移系较少,位错层错能低,扩展位错宽度大,难以发生滑移,发生塑性变形时多是在孪晶变形协调下进行单滑移。这就使得常温断口在某些小平面内形成一组平行线,此即250℃时断口形貌观察到的脚印状小平台形成原因,也是造成断裂强度及塑性低的重要原因。但焊后经历热碾压使其发生热塑性变形,利用镁合金低层错能及位错宽度大特性,可诱发其发生动态再结晶。特别是350℃时,在热-力机械作用下,塑性变形使基体组织晶粒发生重结晶重组,原先分布在原始晶粒晶界处的β相在随后的近平衡冷却条件下将主要在晶内重新析出。由此通过细化晶粒,起到弥散强化效应,使AZ31镁合金TIG焊接接头强度显著提高,塑性也在一定程度上得到改善。
3 分析与讨论
AZ31镁合金经热压后的力学性能表明,350℃时对接头的抗拉强度和塑性有明显改善作用。热压后由于动态再结晶作用,晶粒组织细小,同时,热压处理也消除了焊接接头中残留的焊接热应力,降低了焊缝区位错密度,提高了接头的塑性和强度。
(a)250℃;(b)300℃;(c)350℃;(d)400℃(a)250℃;(b)300℃;(c)350℃;(d)400℃
再结晶是伴随着热的一个新晶粒形成与核心长大的过程。再结晶的驱动力是变形金属中晶粒间的畸变能差,此畸变能差是由位错密度及其分布状况决定的,而再结晶往往在位错数量多且分布密集的区域形核。由于动态再结晶是通过形核和晶核长大两个步骤完成的,不管镁合金再结晶采用何种形核机制,形核的多少与核心长大的速率,均受位错运动能力的控制[15,16]。当热压形变温度较低时(250℃),位错难以通过运动而实现重组,因而再结晶不易发生。当温度升高到350℃,合金中原子热振动及扩散速率增加,位错的滑移、攀移、交滑移比温度低时更容易,形核率增加,同时晶界迁移能力增加,促使镁合金再结晶的发生。在本实验条件下,AZ31镁合金焊接接头在低于300℃时,形核成为动态再结晶过程主要影响因素;新晶粒主要通过原始晶界的局部迁移形核,更多的有利于形核的位置得到保留,形核在动态再结晶过程成为控制因素,这在宏观组织上表现为在晶界处形成大量细小均匀的再结晶晶粒(见图1(b))。而高于400℃变形时,晶核长大则成为动态再结晶的主要影响因素,晶核快速长大在动态再结晶过程占有优势,导致宏观组织上出现尺寸较大的新晶粒,晶粒大小不一(见图1(d))。
金属镁低温下仅有{0001}基面上沿〈1120〉方向一个滑移系,晶内变形多是在孪晶变形协调下的单系滑移,这样滑移线容易在基面形成一组平行线,这是镁合金断口呈现脚印状小平台形貌的原因(见图2(a))。当在355℃以上进行热压变形时,镁在{1010}〈1120〉棱柱面上的滑移系将被开通,此时将发生多滑移,动态再结晶组织完全取代枝晶组织,产生弥散强化效应。
4 结论
(1)AZ31镁合金焊接接头在不同温度下经热压变形后,接头晶粒组织呈现先细化后增大的趋势;抗拉强度和伸长率也是先升高后降低。
(2)热压温度为350℃时,接头的抗拉强度和伸长率均达最高值,分别为228MPa和10.2%。
(3)低温变形时,断口呈现典型的脆性断裂,在300℃以上呈现出混合断裂特征;350℃断裂时,断裂前晶界发生一定的滑动协调变形量,有较明显的剪切唇。
摘要：采用与母材同质的焊丝对AZ31镁合金板材进行手工钨极氩弧焊,利用真空热压炉及专门设计的夹装模具对焊接接头分别在250,300,350,400℃,应变速率为0.001s-1进行真空热压试验,通过电子拉伸试验仪、光学显微镜(OM)及扫描电镜(SEM)技术,研究镁合金焊接接头的力学性能和组织演化规律。结果表明:随着热压温度的升高,接头抗拉强度和伸长率不断增大,在350℃时,接头表现出最大的抗拉强度228MPa和伸长率10.2%,400℃时,强度和伸长率有所降低。在该工艺过程中,随着变形温度的升高,接头组织再结晶现象越来越明显,350℃时出现较多的动态再结晶核心和再结晶小晶粒,平均晶粒尺寸由46μm细化至16μm左右,随着温度的升高,动态再结晶晶粒数量逐渐增加,400℃时,晶粒尺寸有所长大,平均晶粒尺寸为26μm,分布较均匀。
力学性能的参数 篇11
摘要：为了研究带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙的抗震性能，进行了16个该形式组合剪力墙的反复加载试验，并采用OpenSees程序对带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙试件进行数值模拟.在试验及数值模拟的基础上，对影响该形式组合剪力墙抗震性能的主要参数进行分析.结果表明，高宽比、轴压比以及约束拉杆间距对剪力墙的抗震性能影响显著.随着高宽比的增大，组合剪力墙的初始刚度以及屈服荷载和峰值荷载减小显著，其后期刚度退化和耗能能力降低；轴压比对组合剪力墙抗震性能的影响主要表现在后期刚度的退化程度；约束拉杆间距的减小可以提高组合剪力墙的承载力，减弱后期的刚度退化程度，增大其耗能能力.
关键词：双钢板混凝土组合剪力墙；抗震性能；数值模拟；高宽比；轴压比；约束拉杆间距
中图分类号：TU392.3文献标识码：A
作为抵抗风或者地震作用的有效抗侧力构件，剪力墙广泛应用于高层建筑结构中.通常混凝土是传统剪力墙结构体系中的主要材料，但随着建筑高度的增加和建筑功能需求的提升，传统的混凝土剪力墙需通过增大截面厚度来提高承载力和改善抗震性能，以此满足结构设计的需要，但墙体厚度的增加不仅增加了结构的自重，使其在风或地震工况下的内力增大，而且对下部基础设计提出了更高的要求，增加了建筑的总造价，同时过厚的墙体使建筑的使用面积减小，降低了建筑功能的使用效率.
双钢板混凝土组合剪力墙通过连接件将钢板和混凝土有效地连接，使二者协同工作，相比传统的混凝土剪力墙，减小了墙体的厚度；在结构受力上，双钢板混凝土组合剪力墙中混凝土作为钢板的支撑，防止了钢板的侧向失稳，而钢板的存在又约束了混凝土，使混凝土开裂后仍具有较好的承载力；同时，钢板还可以作为浇筑混凝土时的模板，大大提高了施工的效率.对双钢板组合剪力墙的相关研究均表明其具有较好的承载力、较优越的抗震性能[1-8]，而该形式组合剪力墙在盐城电视塔[9]以及核电工程领域[10]工程中的使用证明了其工程应用的可行性.
本文通过对16个带约束拉杆连接的双钢板混凝土组合剪力墙的反复加载试验研究以及数值模拟，进行相关参数分析，给出了影响该形式组合剪力墙抗震性能的主要因素.
1试验结果
1.1试件参数
试验共设计了16个带约束拉杆双钢板混凝土组合剪力墙试件，试件编号为SC1～SC16.试件端部采用槽钢连接两侧钢板，其翼缘通过四或八螺母全牙拉杆与钢板螺栓连接；试件中部两侧钢板采用无牙约束拉杆对穿连接；试件腹侧钢板伸入基础梁，同基础以满足固定边界条件.其中SC8～SC10，SC15，SC16试件端部内置C型钢对墙体端部进行加强.试件参数详见表1.试验加载装置如图1所示.典型试件横截面构造如图2所示.试验均设计为水平低周反复加载拟静力试验，在同济大学土木工程防灾国家重点实验室进行.
1.2试验结果
在低周往复荷载作用下，从各试件的试验现象可以看出，约束拉杆对墙体性能改善明显，使墙体钢板与内部混凝土协同工作.在内部混凝土破坏加剧，发生横向膨胀后，由于拉杆的拉结，钢板很好地限制了墙体的变形，而端部内置型钢可有效提高对混凝土的约束，改善端部槽钢的屈曲性能.试件随高宽比的变化，呈现出较为不同的破坏模式：高宽比为2.5的试件破坏集中在试件墙底截面端部，腹侧钢板局部屈曲，端部槽钢翼缘或腹板局部屈曲，核心混凝土墙底截面两端部位压碎，墙底截面中间位置混凝土基本完好，混凝土墙身底部分布有横向裂缝，呈“弯曲型破坏”；高宽比1.5与部分高宽比1.0的试件破坏集中在墙体底部整个截面区域，腹侧钢板局部屈曲甚至撕裂，端部槽钢屈曲明显甚至拉断，核心混凝土墙体全截面压碎，墙身分布有斜向受剪裂缝，呈“弯剪型破坏”；而部分高宽比1.0的试件，在试验结束后剥除外侧钢板可以看出内部混凝土墙身出现明显的对角斜向裂缝，呈“剪切破坏”.典型试件的破坏形态如图3所示，各试件水平荷载位移滞回曲线见图7.
C40×40×4×4注：表中轴压比n为试验轴压比，按照n=N/（fcAc+fyAs）计算，其中，N为竖向荷载；fc为混凝土强度实测值；fy为钢材屈服强度；Ac为混凝土截面面积；As为钢材截面面积.
2OpenSees数值模拟与试验对比
剪力墙受剪破坏的数值模拟分析一直是该类型构件非线性分析的难点，考虑到剪力墙构件其受力性能的平面特性，本文采用OpenSees非线性分析程序对带约束拉杆双钢板混凝土组合剪力墙试件在低周往复荷载作用下的过程进行数值模拟.
2.1本构模型
OpenSees分析程序中提供了多种分析剪力墙构件的模型，本文采用文献[11，12]中提出的循环加载软化模型CSMM进行分析，该软化模型是在软化模型的基础上考虑了循环加载的影响.
混凝土本构模型如图4所示，该模型不仅可以考虑混凝土受压时由竖向拉应变引起的软化效应，而且可以考虑往复荷载作用下的软化效应以及加载过程中裂缝的开裂和闭合.
剪力墙端部采用纤维单元模拟，其“纤维”由端部型钢以及型钢范围内的混凝土构成，混凝土本构采用图4所示模型.型钢用等效钢筋等代，考虑到嵌入混凝土中的型钢受拉时，其周边混凝土开裂后，裂缝之间的混凝土对型钢的强化作用，参照OpenSees中对钢筋的强化定义，采用平均应力和平均应变来定义纤维单元中型钢的应力应变关系，如图5所示.
对于受平面应力为主的腹侧钢板，其材料属性采用J2（应力张量的第二不变量）材料本构，在OpenSees中为J2 Plasticity Material（Plane Stress Simplified J2）
计算模型中，端部槽钢及截面端部内埋的型钢采用基于位移的梁柱单元（Displacement Based BeamColumn Element）；腹侧钢板及核心混凝土均采用四节点平面单元（Quad Element）.模型底部节点设置为固结约束以模拟试件底座的边界条件，端部槽钢单元节点与同位置的混凝土单元边缘部位的节点设置X及Y方向的位移约束；组合剪力墙中，混凝土墙与腹侧钢板在拉杆位置采用共节点连接，不考虑二者之间的粘结滑移.模型如图6所示.
2.2数值计算结果与试验对比
带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙试件试验滞回曲线与OpenSees数值计算结果对比如图7所示.在组合剪力墙屈服之前，数值计算得出的滞回曲线与试验滞回曲线基本吻合，二者相差不大，能较好地模拟试件的滞回特性；超过屈服荷载后的滞回环，数值计算得到的滞回曲线较试验值略微饱满，其原因可能为数值计算模型未能考虑钢板和混凝土之间的粘结滑移，使曲线捏拢效应减小；同时，水平力达峰值进入下降段后，试验曲线的退化刚度较计算结果偏大，其差值在18%左右，其原因可能为计算模型不能考虑钢板的屈曲变形及螺栓连接破坏的影响，导致数值计算结果过高估计了剪力墙的后期刚度，使其耗能增加.
3带约束拉杆双钢板混凝土组合剪力墙
抗震性能参数分析
基于数值计算和试验结果，对带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙进行参数分析，以得出影响该类剪力墙抗震性能的因素.
3.1高宽比的影响
以试件SC2参数为基础，保持轴压比及其它参数均不变，仅改变各计算模型的高宽比进行计算分析，得到各模型的滞回曲线，其骨架曲线示于图8（a）中，图8（b）为各模型峰值荷载Pu、屈服荷载Py和初始刚度K0随高宽比变化的规律，图8（c）为各计算模型退化刚度K-以及位移延性μ随高宽比变化的规律.其中，屈服荷载Py采用Park法计算结果；将骨架曲线荷载下降到峰值荷载Pu的85%左右时的荷载定义为试件的极限荷载，Δd为荷载下降到85%Pu时对应的位移，则K-为各计算模型达到峰值荷载后卸载至0.85的平均刚度，位移延性系数μ为Δd与Δy的比值（下同）.
数值计算过程显示，各模型顶点水平力达峰值时，腹侧钢板及端部槽钢均发生屈曲，随着高宽比的减小，各计算模型钢板的屈曲范围增大，屈服荷载和峰值荷载逐渐增大，相应的屈服位移以及峰值荷载所对应的位移也增大.从图8（b）可以看出，高宽比对剪力墙的初始刚度和承载力影响显著，当高宽比a从0.5增大到3.0时，各模型的峰值荷载和屈服荷载降低幅度达70%左右；在承载力达到峰值荷载后，各模型刚度总体上呈退化状态，高宽比从0.5增大到1.0时刚度退化最为显著，其降低幅度在50%左右，而高宽比从1.0增大到2.5的模型，刚度退化较小，其降低幅度在15%左右，可见，高宽比的减小，使剪力墙的相对耗能降低；从图8（c）中延性系数随高宽比的变化可以看出，计算模型所计算的位移延性系数均在2.6以上，延性较好，尽管随着高宽比的增大，计算模型的延性系数呈降低趋势，但从屈服以及峰值位移的绝对量来看，高宽比大的模型，其值均大于高宽比较小的模型，因此计算所得的位移延性系数值反而可能降低，但其相对比值的降低并不能表明高宽比较大的剪力墙，其延性较差.
3.2轴压比的影响
以试件SC3参数为基础，保持高宽比及其它参数均不变，仅改变各计算模型的轴压比进行计算分析，得到各模型的滞回曲线，其骨架曲线示于图9（a）中，图9（b）为各模型峰值荷载Pu，屈服荷载Py和初始刚度K0随轴压比n的变化规律，图9（c）为各计算模型退化刚度K-以及位移延性μ随轴压比变化的规律.
从数值计算结果可以看出：轴压比的变化对模型的水平承载力有一定的影响，但影响程度有限：轴压比从0.1增大到0.5，增大了4倍，计算模型的正向峰值荷载仅增大了约16%，负向峰值荷载仅增大了约8%，正向屈服荷载仅增大了约15%，负向屈服荷载仅增大了约12%，增长较小；而从图9（b）中可以看出，各模型的初始刚度K0随轴压比的变化不明显，轴压比的增大对剪力墙的初始刚度影响不大.从图9（c）各模型的退化刚度以及位移延性曲线可以看出，随着轴压比的增大，各模型的刚度退化趋势加大，位移延性也相应地降低，从其数值计算过程也可以看出，当轴压比较高时，竖向荷载作用下，剪力墙的PΔ效应增大，使其在达到峰值荷载后，墙体中下部变形加大，底部混凝土有压溃趋势，同时钢板面外变形加大，导致各计算模型荷载下降明显，但其位移延性系数仍在2.5以上，仍具有较好的变形能力，安全储备较高.
3.3约束拉杆间距的影响
保持轴压比为0.3不变，分别考虑高宽比为1.0和1.5的剪力墙模型，在改变约束拉杆间距b时的承载力及刚度的变化趋势（拉杆间距b的变化范围为50mm，100mm，150mm）.
各计算模型滞回曲线的骨架曲线以及承载力、刚度等随约束拉杆间距b的变化对比结果示于图10和图11中.
从计算结果可知，各模型的承载力随约束拉杆间距的增大而减小，退化刚度随约束拉杆间距的增大而增大，位移延性随约束拉杆间距的增大而降低.对比不同高宽比两组模型的数值计算结果可以看出，约束拉杆间距的增大，对高宽比为1.5的模型比高宽比为1.0的模型影响稍大：当约束拉杆间距从50 mm增大到150 mm时，高宽比为1.5的模型其峰值荷载和屈服荷载分别下降了约23%和20%，而高宽比为1.0的模型下降了约19%和16%；高宽比为1.5的模型达到峰值后的刚度退化趋势也较高宽比为1.0的模型稍大，但高宽比增大后，当约束拉杆间距从100 mm增大到150 mm时，其刚度退化减小，这可能是由于高宽比的增大，使剪力墙在水平荷载作用下的破坏模式发生了变化，结合试验以及数值模拟的过程可以发现，高宽比为1.5的剪力墙，其破坏时，呈现出较为明显的弯剪破坏的特征，其耗能能力较高宽比为1.0有所提高.
4结论
基于试验研究和OpenSees数值模拟，对带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙进行了影响其抗震性能的关键参数分析，主要结论如下：
1）试验和数值计算的过程表明，组合剪力墙中钢板对其承载力、刚度的贡献显著，随着水平力的增大，钢板分配的剪力逐渐增大，在加载的后期，剪力墙的承载力主要由钢板承担，使其仍保持较高的承载力以及较好的变形能力.
2）高宽比是影响带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙抗震性能的重要参数.随着高宽比的增大，带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力的初始刚度以及屈服荷载和峰值荷载减小显著，其后期刚度退化程度也随剪力墙高宽比的增大而降低.
3）轴压比的影响主要表现在达到峰值荷载后，剪力墙的刚度退化，轴压比较高的墙体，其刚度退化程度加大，而轴压比对剪力墙的初始刚度和承载力的影响均较小.
4）约束拉杆间距的变化，对高宽比较大的墙体较高宽比小的墙体影响稍大，其承载力随约束拉杆间距的增大而减小，后期的刚度退化随约束拉杆间距的增大而增大.
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恒温箱温度计量性能参数的调优 篇12
目前, 恒温箱配套的温控仪表多为智能数字仪表, 参数调优可通过调整温控仪表的内置参数值或采用其他措施来实现。 恒温箱参数调优分为单一参数调优和多参数调优。
1 单一参数调优
单一参数调优指恒温箱的三个温度计量性能参数中只有一个参数超出要求范围, 需要进行调优。
1.1 温度偏差Δtd调优
温度偏差是恒温箱在稳定状态下, 显示温度平均值与工作空间中心点实测温度平均值的差值。 引起温度偏差过大的原因有: 1) 测温探头示值误差偏大; 2) 温控仪表示值误差偏大; 3) 测温探头置恒温箱内的角落, 其温度与中心点温度相差较大。
措施: 1) 更换准确度高的测温探头, 减小控温装置的综合误差;2) 改变温控仪表温度示值修正值 ( 零点修正值) 或通过修正温度示值曲线 ( 斜率值) , 使 Δtd满足使用要求; 3) 改变测温探头的位置, 在不影响样品放置前提下, 使测温探头接近恒温箱工作区域中心点。 在不改变测温探头位置的情况下, 通过置换大网格的搁架板, 或加装强制对流风扇, 改善恒温箱内气体流动状况, 减小角落与中心点的温度差值。
1.2 温度波动度Δtt调优
温度波动度是恒温箱在稳定状态下, 工作空间中心点温度随时间的变化量。 引起温度波动度过大的原因有: 1) 温度控制质量不好; 2) 电加热功率不匹配。
措施: 1) 参考PID参数整定的相关方法或根据经验恰当地选择温控仪表P、 I、 D值, 也可启动仪表自整定功能, 自动确定P、 I、 D值, 使温度曲线平滑, 减小温度波动幅度; 2) 改变加热功率为匹配功率, 对加热功率可调的恒温箱, 根据温度设定值的高低, 合理选择加热功率, 减少温度调节的过冲量和波动幅度。
1.3 温度均匀度 Δtu调优
温度均匀度是恒温箱在稳定状态下, 在规定时间内多次测试中实测最高温度与最低温度之差的算术平均值。 温度均匀度过大的原因有:1) 热对流通道不通畅; 2) 强制对流功能变差或关闭。
措施: 温度均匀度取决于恒温箱内气流循环的充分程度, 温控仪表参数的调整只能改变恒温箱的温度偏差 Δtd、 温度波动度 Δtt, 对温度均匀度 Δtu的改善不明显。 要改善温度均匀度 Δtu只能采用其他措施。
1) 自然对流的恒温箱, 可置换大网格的搁架板, 清理气体流动通道或加装强制对流风扇, 改善气体流动状况; 2) 配备风扇的恒温箱, 置风扇于运转状态, 检查风扇转速是否正常, 风扇叶片是否变形, 如有异常应修复, 使强制对流功能恢复正常。
2 多参数调优
多参数调优指恒温箱的三个温度计量性能参数中有一个以上参数超出要求范围, 需要进行参数调优。
由于温控仪表参数的调整比较容易改变恒温箱的温度偏差 Δtd、 温度波动度 Δtt, 对温度均匀度 Δtu的改善不明显, 采用其他措施改变均匀度 Δtu, 会或多或少地影响温度偏差 Δtd和温度波动度 Δtt。 因此, 多参数调优通常按温度均匀度 Δtu→温度波动度 Δtt→温度偏差 Δtd调优的顺序进行。 先调优温度均匀度 Δtu, 缩小恒温箱内工作空间温度的相差幅值, 再整定P、 I、 D值, 调优温度波动度 Δtt, 降低恒温箱内工作空间温度的波动幅度, 最后, 进行温度偏差 Δtd的调优, 减小恒温箱温度显示值与工作空间中心实际温度值的差值。 具体操作按单一参数调优的方法进行。
3 几点说明
1) 恒温箱参数调优措施的实行, 应遵循效果优先先易后难先简后繁的原则。 在单一参数调优和多参数调优的措施中, 存在难易程度的不同; 存在成本的高低; 存在操作简单与复杂程度的不同。 在调优实践中, 应认真分析原因, 积累经验, 采用针对性措施, 高效又低耗地解决问题。
2) 恒温箱的温度计量性能参数, 一般是恒温箱在空载条件下, 达到稳定状态时的校准结果, 其数值容易复现。 如果是根据用户需要, 在负载条件下的校准结果, 其数值随着负载的不同而变化, 不能据此校准结果判定恒温箱是否需要进行参数调优。
3) 用户正确配备恒温箱时, 试验对恒温箱参数的要求与J J F1101- 2003 一致, 可依据J J F1101- 2003 叛定恒温箱是否适合试验使用。 但在用户“ 高配” 选择恒温箱时, JJF1101- 2003 的要求明显高于试验的要求, 不可依据JJF1101- 2003 叛定恒温箱不适合试验使用, 恒温箱参数是否需要调优, 本文不予置评。
4) 恒温箱经过参数调优, 温度计量性能参数通常都会回复到规范要求的范围内, 满足使用要求。 如果仍存在温度偏差 Δtd不满足要求, 可给出温度偏差 Δtd值, 供用户修正温度设定值和温度显示值, 恒温箱带修正值继续使用; 如果仍存在温度均匀度 Δtu或温度波动度 Δtt不满足试验的要求, 建议用户停用该恒温箱。
5) 加装强制对流风扇, 改善箱内气体流动状况, 应根据恒温箱工作空间的大小和使用情况, 合理选择风扇电机功率和叶片尺寸, 并考虑耐高温和防潮湿能力, 安装位置的选择以改善箱内气体流动效果为先, 且不影响正常使用和不影响样品的放置为宜。
参考文献