载荷变化（精选5篇）
载荷变化 篇1
1 前言
电动助力转向系统(Electric Power Steering,EPS)是一种直接利用电机提供助力转矩的助力转向系统,它可以根据不同的车速、路面环境等提供实时、可靠、控制性好的助力转矩,从而提高汽车低速转向时的灵活性及高速转向时的稳定性。
国内对EPS系统的研究较晚,很多学者对EPS系统的控制策略及其匹配设计进行了研究,高勇和赵万忠[1,2]等研究人员深入研究了助力特性的控制策略;孟涛和陈慧[3,4]等研究人员针对EPS系统的补偿控制策略进行了深入研究,并取得很好的试验效果;施国际[5]等研究人员对EPS系统的匹配设计进行了研究,并介绍了EPS系统的匹配设计过程;申荣卫[6]等研究人员针对纯电动车的特点,提出了一套纯电动客车电动助力转向系统匹配设计的理论。但是,以上研究都没有考虑载荷变化对EPS系统助力特性的影响。汽车在使用过程中,不同工况下的载荷变化范围较大,使得转向系统的工作阻力不同,从而影响转向时驾驶员的操作手力,导致操纵舒适性变差。本文设计基于载荷变化的EPS系统助力特性曲线,可以改善不同载荷下驾驶员转向时的操作手感,具有一定的工程意义和实用价值。
本文针对载荷变化下的EPS系统助力特性曲线的匹配设计展开研究,在常规EPS系统助力特性匹配设计的基础上,考虑载荷变化的影响,研究设计一种基于载荷变化的EPS助力特性,并以某微型客车为例,建立其ADAMS动力学模型及MATLAB控制系统模型,然后进行整车模型的动力学仿真,并根据仿真得出的数据进行计算,得出不同载荷工况下的车速感应系数,拟合出该微型客车EPS助力特性曲线的车速感应系数曲面,最后通过联合仿真对所设计的EPS助力特性进行性能评价。
2 典型助力特性曲线介绍
助力特性是指电动机的助力大小随汽车运动状况(转向盘和车速等)的变化而变化的规律[6]。直流电机的助力矩与电机电流成正比,因此助力特性一般采用电动机的电流与方向盘扭矩、车速之间的变化关系曲线来表示[7]。在助力特性设计中,其核心部分是助力曲线的设计。图1所示为3种典型的助力曲线。
图1 (a)为直线形助力曲线,是3种助力曲线中最简单的一种,具有形式简单、容易调节等优点[8],但是其助力变化是线性关系,可能存在2个缺点:一是在转向阻力快速上升时,转向操纵力较大;二是转向力矩较小时,电机提供的助力较大而导致路感变差。图1 (b)为折线形助力曲线,此曲线在直线形的基础上进行了改进,使得在转向力矩较小时路感有所改善,同时兼顾转向力矩较大时的转向轻便性,但是转折点处过渡的平滑性不是很好。图1 (c)是曲线形助力曲线,此助力形式不仅具有折线形的优点,而且实现了助力增益的平滑过渡,只是增加了控制系统的设计难度。
EPS系统助力特性曲线的主要参数:电机开始提供助力时的方向盘扭矩Td0,电机提供最大助力时的方向盘扭矩Tdmax,助力曲线梯度K及车速感应系数Kv。由图1可知,不同车速下对应不同的助力曲线,3种助力曲线的助力特性函数可以用公式(1)[9]表示:
其中,Ta为电机提供的助力,F(Td)为助力矩随方向盘输入扭矩变化的函数,Kv (v)是随着车速变化而变化的助力系数一车速感应系数,车速感应系数是助力特性曲线设计中的一个重点。
3 EPS系统助力特性分析
汽车在不同的工况下使用时,载荷变化较大,因此转向系统的工作阻力不同。本文以某微型客车为例,对其在满载和空载工况下地面对轮胎的最大阻力矩进行了计算,其整车参数见表1,根据公式(1)[10]别计算出满载和空载时地面对轮胎的最大阻力矩为294.1 N·m和191.0 N·m。显然,2种载荷工况下的阻力有明显差别,这会导致转向时驾驶员的操作手力不同,影响转向时驾驶员的操作舒适性。因此,不同载荷对EPS系统的助力要求不同,以使驾驶员在不同载荷下转向时具有较好的操作舒适性。本文针对载荷变化下的EPS系统助力特性曲线的设计提出以下几点要求。
(1)助力大小随车速变化:原地转向和极低车速时,轮胎与地面之间的阻力矩较大,应提供较大的助力,而随着车速的增大,提供的助力应越来越小,使汽车在高速转向时具有良好的操纵稳定性。
(2)在方向盘输入扭矩很小时,基本不提供助力,以保证具有良好的路感;在方向盘输入扭矩较大时,提供的助力应保持一个定值,以免损坏电机。
(3)助力大小随载荷而变化:大载荷时,EPS系统要能够提供较大的助力;载荷较小时,EPS提供的助力也较小。
公式(2)中,MR为在沥青或混凝土路面上的原地转向阻力矩,N·m;G1为转向轴负荷,N;p为轮胎气压,Pa;f为轮胎与地面间的滑动摩擦系数。
本文基于大载荷变化进行EPS系统助力特性的匹配设计,采用了基于仿真试验数据的曲线/曲面拟合方法,通过ADAMS和MATLAB的联合仿真对所设计的助力特性进行性能评价。
4 EPS系统仿真模型的建立
本文介绍的EPS系统的仿真模型通过ADAMS/CAR和MATLAB/Simulink联合建立,分为2个部分:利用ADAMS建立的整车机械系统模型;通过MATLAB/Simulink建立的控制系统模型。
根据表1中微型客车的整车参数,建立该微型客车的ADAMS整车模型,包含前悬架模型、后悬架模型、转向系统模型、动力传动系统模型、路面及车身等子系统模型,在ADAMS/CAR实验台上装配各个子模型进而得到该微型客车的整车动力学模型(如图2所示)。仿真时通过设置不同的载荷工况进行动力学或运动学仿真分析,为后续的EPS系统的匹配设计和性能验证打下基础。
EPS系统的机械部分在上述的整车模型中建立,电机、减速机构及控制系统部分模型则在MATLAB/Simulink中完成(如图3所示)。其中,控制系统模型是根据所设计的助力曲线方程建立的。
通过两者的联合仿真,对所设计的助力特性曲线进行整车的仿真试验。进行仿真试验时,ADAMS建立的整车控制系统模型将方向盘手力、转角及转速度传送给控制系统,控制系统接收信号后,通过所设计的助力函数方程计算出助力值,驱动电动机对转向系统进行助力。
5 助力特性的匹配设计
助力特性曲线的匹配设计主要是4个参数的设计,下面介绍几个参数的设计过程。
5.1 电机开始提供助力时的方向盘扭矩Td0
该值决定了电机开始提供助力时的方向盘手力的门限值,当手力小于该值时,EPS系统不提供助力。一般来说,该值通常设为1 N·m,因此本文取Td0=1 N·m。
5.2 电机提供最大助力时的方向盘扭矩Tdmax
当电机电流过大时,可能导致电机损坏,因此规定当方向盘手力大于某个值后,电机提供恒定助力。通常轿车取5～8N·m,根据试验和经验选取Tdmax=5 N·m。
5.3 助力曲线梯度K
通过对图1可中3种助力曲线形式的比较发现,曲线型助力曲线的助力效果较好,同时液压动力转向系统助力特性曲线形状很接近抛物线方程[11]。因此,本文采用抛物线形助力曲线。
5.4 车速感应系数Kv
由图1可知,不同车速下的助力曲线是不同的,这样可以提高低速转向时的灵活性,以及高速转向时保证驾驶员有较好的路感。
由公式(1)可知,常规助力特性曲线的数学表达式有2个变量参数[9]:驾驶员通过方向盘输入的扭矩Td及汽车行驶车速V。本文考虑载荷变化对助力的影响,在设计助力特性曲线时增加了一个参数——载荷值m,而在助力特性曲线的4个参数中,载荷变化的影响可以归纳到车速感应系数的数学方程中。因此,公式(1)描述的助力特性曲线方程可表示如下:
其中,Kv(m,v)是随车速和载荷变化的车速感应系数。本文助力特性曲线采用了抛物线,因此本文助力特性曲线的数学表达式如下:
因此,本文基于载荷变化的助力特性匹配设计的重点为确定载荷和车速共同影响下的车速感应系数曲线方程,根据公式(4)可得出:
本文选取几种载荷工况,通过前面建立的ADAMS整车模型仿真不同车速下转向系统的方向盘输入扭矩值和电机最大助力值,然后根据公式(5)计算得出不同载荷及不同车速下的车速感应系数值(见表2)。
因为载荷变化是连续的,所以基于载荷和车速变化的车速感应系数应该是一个关于车速和载荷的连续变化的曲面。为了直观、准确地表现出车速感应系数随载荷和车速变化的关系,本文根据表2中得出的试验数据拟合出车速感应系数关于载荷和车速的三维曲面,图4所示为拟合出的最优曲面。由图4可以看出,同一车速下,车速感应系数随着载荷的增加而增大;同一载荷下,车速感应系数随车速的增大而减小。
在进行EPS助力特性曲线设计时,根据载荷和车速值,可由图4得出对应的车速感应系数值,然后结合公式(4)计算出相应的电机助力值。
为了更加直观地反映不同载荷下EPS系统提供的助力不同,本文针对3种典型载荷工况:空载、半载和满载,根据图3中的车速感应系数曲面并结合公式(4),分别绘制了3种工况下的助力矩与车速和方向盘输入扭矩关系的三维图进行对比(如图5所示)。
可以看出,3种工况下,车速较低时EPS系统提供的助力较大,车速较高时EPS系统提供的助力较小,满足汽车低速行驶时提高转向灵活性及高速行驶时提高转向时的稳定性和路感的要求。同时我们可以看出,车速为0时,满载工况下的助力矩为22 N·m,半载工况下的助力矩为17 N·m,而空载工况下的助力矩为14 N·m,满足对于不同载荷下EPS系统提供不同助力的设计要求。
6 仿真试验分析
汽车的转向性能主要从转向轻便性、回正性能及操纵稳定性等方面进行评价,而汽车转向的轻便性是EPS系统的主要目标,因此本文通过前述建立的某微型客车的ADAMS动力学模型及MATLAB的控制系统模型进行联合仿真试验,针对3种典型工况,对所设计的EPS系统助力特性进行转向轻便性方面的性能比较分析及评价。图6所示为汽车在空载、半载及满载工况下进行的轻便性仿真试验结果。图6中虚线为无EPS系统时方向盘所需的手力,点画线为本文设计的考虑载荷变化的EPS系统所需的方向盘手力,实线为常规不考虑载荷变化的EPS系统所需的方向盘手力。装有EPS系统与无EPS系统所需方向盘手力的差值即为电机提供的助力。图6 (a)满载工况下,由于不考虑载荷变化的EPS设计时为满载工况,即采用满载工况的助力曲线,因此图6中不考虑载荷变化的曲线与考虑载荷变化的曲线为一条曲线(即点画线也可表示实线)。通过对图6中曲线的对比我们可以得出以下结论:①通过3条虚线的对比我们看出,3种载荷工况下,无EPS系统时所需的方向盘手力不同,载荷越小,所需的方向盘手力也越小;②通过对3条实线的对比我们可以看出,由于在设计时只考虑车速和手力,而不考虑载荷变化的影响,在半载和空载工况下,未考虑载荷变化的EPS系统方向盘所需手力明显变小,这样会导致转向系统在小载荷时转向过轻;③通过对3条点画线的对比我们可以看出,考虑载荷变化的EPS系统在3种载荷下所需方向盘手力的变化趋势基本不变,最大值在2.5 N·m左右,不会出现小载荷时转向过轻的情况,可以根据载荷的变化调整助力大小,适应不同载荷下转向系统对助力的要求,从而提高汽车转向时驾驶员的操作舒适性。
7 总结
本文分析了载荷的变化对EPS助力特性的影响,并以某微型客车为例,建立了其EPS系统的仿真模型:ADAMS动力学模型及MATLAB控制系统模型,介绍了基于载荷变化的EPS助力特性曲线的匹配设计过程,拟合了载荷和车速共同影响下的车速感应系数的连续变化曲面,绘制了不同载荷下电机助力与车速、方向盘输入扭矩之间的关系曲面。通过联合仿真试验进行转向轻便性的仿真试验,对基于载荷变化设计的EPS系统助力曲线的性能进行验证,结果表明,本文设计的EPS系统可以根据载荷的变化而调整助力大小,满足基于载荷变化的EPS系统助力特性的设计要求,提升了大载荷变化下EPS系统的助力性能,提高了驾驶员的操作舒适性。
参考文献
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[11]刘照.汽车电动助力转向系统动力学研究[D].武汉:华中科技大学,2004.
载荷变化 篇2
1、岗位安全职责
1.1负责日常例行保养，对数据采集系统进行充电、擦拭保养，堆载反力装置进行防锈防腐蚀维护，专用千斤顶的定期检定，并作好记录。
1.2严格按安全技术交底和操作规程实施作业。
2、岗位任职条件
2.1接受过良好专业安全技术及技能培训。
2.2持证上岗。
3、上岗作业准备
3.1接受安全技术交底，清楚其内容，包括：工程设计承载力、极限承载力、现场地基未处理时承载力、基坑深度、电线高度、排水情况以及对试验有影响的各种因素。
3.2检查数据采集系统、千斤顶、反力装置是否良好，是否超过检定有效期，以保证检测数据的真实可靠。
3.3将数据采集系统通电并连接各个传感器，检查示数是否一致准确，确认无误后，方可将设备带往工地进行试验。
4、安全操作规程
4.1现场安装传感器要轻拿轻放，传感器伸缩杆不能受力，试验过程及完成后注意传感器防潮。
4.2试验前要对反力装置进行受力验算，严禁反力装置超负荷试验，试验时要对反力装置下地基承载力进行验算，若不足需进行加固处理。
4.3反力装置安装时要对中，在堆载和加载时要保证反力中心及千斤顶中心通过试验点中心，加载过程中要时刻注意反力装置稳固情况，出现问题及时停止试验。
4.4卸载要均匀卸载，严禁突然卸载。
4.5试验过程中特别是试验后期，注意观察试验点周围地面变化情况，出现隆起或开裂情况及时记录并停止试验。
4.6由于本试验历时较长，需配备两个或两个以上人员进行试验，值夜人员不得随意打乱数据记录时间。
4.7试验完成后将仪器、传感器擦拭干净放入仪器箱。反力装置转移至安全、平坦的地方，或移至下一试验点进行试验。
4.8全部试验完成后，清点设备，运回仓库，并对仪器进行保养。
5、其他注意事项
载荷变化 篇3
随着全球能源需求的不断增加,海洋油气勘探已经迈入深水海域,水深大于500 m即为深水钻井,大于1 500 m则为超深水钻井。据2000年统计,全世界水深500 m以下的深水油气田有162个,遍及世界各大海域。深水油气田蕴含的探明储量占海上油气田探明总储量的12%,另据估计有超过90%的未探明储量潜伏在高风险的水深超过1 000 m以下的海底深处[1]。
深水钻井中,作为连接钻井船与水下井口的重要通道[2],隔水管的稳定性对保证安全快速钻井意义重大[3]。同时隔水管所面临的挑战也越来越严峻,恶劣的气候条件会使隔水管严重变形或过载,由此引起钻井工期延长、费用增加[4],甚至触发灾难性的事故[5]。如北海油田由于隔水管事故引起的损失就达到350万美元/年。在我国,因为隔水管故障造成的停工也时有发生[6]。深水钻井作业中,一般只在海底井口安装一个球铰链,其转角被限制在2°以内保证钻井过程中隔水管不受高速旋转的钻杆磨蚀[7]。因此,为保证深水钻井的安全性,分析隔水管底部转角及横向载荷的变化规律是目前亟待解决的深水钻井问题之一。
1 风、浪、流载荷确定
深水钻井中隔水管受力情况极为复杂,主要包括:风、波浪、潮汐、海流、海冰、地震等。为简化问题,进行受力分析时,假设隔水管只受风力、海流力,顶部张力、底部球铰链约束力,隔水管浮重等的作用,具体受力情况如图1所示。
结合深水钻井作业特点,在飓风来临前都会有相关预报,隔水管和水下井口将被转移到安全位置,无需考虑极端恶劣环境。故本文设定三级风与八级风两种风力环境,探究隔水管在不同偏移率与张力比下,底部转角及横向载荷的变化规律。
根据以往的设计经验,在无实测流速资料的情况下,海面下深度h处的流速可采用美国船级社(ABS)推荐的下列公式计算[8]:
式(1)中:Vh为距海底h米处的流速(m/s);Vw为海面的风生海流速度(m/s);VT为海面的潮生海流速度(m/s);h为距海底的距离(m);H为海水深度(m)。
2 模型建立
以西非海域某钻井船为例,钻井船作业水深2 460 m,风力条件分别为三级风与八级风。由于深水钻井中隔水管的受力十分复杂,在采用有限元模型模拟隔水管受力之前,有必要作以下简化假设:①隔水管上段存在横向位移;②钻井船与隔水管、隔水管底部的约束类型均为绞支约束;③忽略隔水管内钻井液流动引起的摩擦阻力;④视隔水管的变形问题为小应变—大位移问题。
利用ANSYS中的PIPE59水动力单元建立有限元模型,材料为线弹性体。钻井船偏移量分别取0 m、10 m、20 m、50 m,涉及的其他参数如表2所示。
3 计算结果与分析
三级风和八级风环境下,保持顶部张力比1.4固定不变,船体分别偏移0 m、10 m、20 m、50 m时(即偏移率为0%、0.91%、1.82%、4.55%),隔水管底部转角(以下简称转角)与横向力的分布情况。
图2、图3表示:钻井船偏移量从0 m、10 m、20 m逐步增加到50 m,隔水管底部转角及横向力都表现出线性方式增长。
对比图3与图4发现,风力由三级风上升到八级风后,对隔水管底部转角与横向载荷的影响并不大。不同偏移量下隔水管底部转角平均增加0.28°,横向载荷平均增加7.75 kN。
图4和图5表示:钻井船偏移量分别为0 m、10 m、20 m、50 m,当顶部张力比按1.1、1.4、2顺序逐步增加时,隔水管底部横向力随之呈线性方式增加。而且偏移量越大,横向力增加的幅度也越大。
图6和图7表示:钻井船偏移量分别为0 m、10 m、20 m、50 m,当顶部张力比按1.1、1.4、2.0顺序逐步增加时,隔水管底部转角的变化规律。张力比在1.1至1.4范围内增加,转角会迅速降低。而当张力比超过1.4以后,继续提高张力,转角降低趋势会减缓。例如,在八级风条件下,钻井船顶部张力比为1.1时,船体偏移10 m后底部转角将逼近安全限额2°,此时提高顶部张力比至1.4,隔水管转角会迅速降低至1°以下,保证钻井安全。
4 结 语
基于以上的建模分析过程,可以得到如下结论:
(1)深水钻井中,随着钻井船偏移率的增加,隔水管底部转角及横向力均呈线性方式增长。随着顶部张力比的增加,横向力也呈线性增长,但是转角会以先快后慢的形式降低;
(2)对于深水钻井而言,正常气象条件下,风力由三级风上升到八级风,对隔水管底部转角与横向载荷的影响不大;
(3)相比之下,顶部张力比对底部转角与横向载荷的影响较大,及时提高张力比是保证深水钻井安全的有效手段。
摘要：通过有限单元法建立隔水管模型,分析了三级风、八级风——两种不同风力条件下,顶部张力比和船体偏移率对隔水管稳定性的影响。计算结果表明:隔水管底部横向载荷随张力比和偏移率呈线性变化。在张力比增加的过程中,船体的偏移率越大,横向载荷的增加幅度也越大。隔水管底部转角随偏移率的增加呈线性增长,但随着张力比的提高会迅速降低,然后趋于稳定。在保证张力比的前提下,风力的增加对底部转角和载荷影响极为有限。自然条件下,提高张力比是维持隔水管稳定性的有效手段。本研究对分析深水钻井平台的海底井口稳定性有一定指导意义。
关键词：深水钻井,隔水导管,底部转角,横向载荷
参考文献
[1]甘云雁,王星,李相方,等.深水近临界油藏动态分析及产能评价探索研究.科学技术与工程,2012;12(10):49—55
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载荷变化 篇4
但是, 由于对这项新技术的研究时间较短, 目前尚未建立直接采用磁记忆信号来标定应力或缺陷大小的理论模型, 因此金属磁记忆检测技术仍然是一种定性或半定量的无损检测方式, 其应用还强烈依赖于检测人员的经验。因此, 材料受力状态的改变对金属磁记忆特征信号的影响规律以及它们之间的定量关系是一个具有重要理论意义和工程价值的研究课题[2,3,4]。由于金属磁记忆信号的产生受到地球磁场、外加载荷以及材料中的缺陷等诸多因素的共同影响, 具有明显的非线性, 为此, 本工作运用分形理论对不同拉伸载荷下API 5L X70管线钢试件的金属磁记忆信号盒维数的变化规律进行研究。
1 金属磁记忆信号的分形性
分形的概念最早是由Mandelbrot首先提出的, 目前已经成为研究和处理自然科学与工程中非线性问题的强有力的理论工具, 它的应用几乎涉及自然科学、社会科学和工程技术等各个学科和技术领域, 并都取得了良好的效果。关于分形, Mandelbrot给出了如下定义, 即“分形是组成部分以某种方式与整体相似的形体”[5], 它反映了自然界中广泛存在的一类物质的基本属性, 即:局部与局部, 局部与整体在形态、功能和信息等方面具有某种意义上的相似性。分形理论的两个基本特性是自相似性和分形维数, 严格遵循自相似的形体称为规则分形, 它一般由数学模型生成;仅在统计意义下自相似的形体称为无规则分形, 自然界的分形多为无规则分形, 它们往往具有一个最小标度和最大标度, 在这个标度区间内才具有自相似性, 称这个区间为无标度区间, 它体现了分形具有跨越不同尺度的对称性。分形维数简称分维, 它从测度论和对称理论方面刻画了系统的无序性, 是描述复杂对象的最基本特征。
1.1 分维数的测定方法[6]
关于分形维数的定义有很多, 如盒维数, 分配维数、关联维数, 自相似维数, 谱维数等, 但是最为简单明了、应用最为广泛的分形维数就是盒维数 (Box counting dimension) dB, 它在信息处理、预测等领域都有成功的应用。
设X是欧式空间Rn上的一个集合, Nr为覆盖集合X的半径为r的闭球个数, 那么, 集合X的上、下盒维数定义为
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如果d+B (X) =d-B (X) , 那么集合X的盒维数定义为
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为了计算方便, 文献[6]给出了与盒维数等价的网格维数的概念, 设X是欧式空间Rn上的一个集合, Nr表示集合X与Rn上尺度为r网格相交的网格格子的个数, 那么, 集合X的上、下网格维数定义为
undefined
如果d+N (X) =d-N (X) , 那么集合X的网格维数定义为
undefined
因为对r网格中的任何一个格子必包含在一个半径为c1r的闭球之内, 且也必包含一个半径为c2r的闭球 (c1, c2为与r无关的常数) , 故dN (X) =dB (X) 。
因此, 对于平面图形F, 在确定其盒维数时, 可以用边长为δ的网格来覆盖整个图形, 则图形F与网格相交的方格数N (δ) 就称为图形F在标度δ下的盒数。若
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极限存在, 则该极限就称为图F的盒维数。当δ较小时, 经过坐标变换后, 可以将式 (1) 写成下列形式:
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利用式 (2) 对直线进行最佳拟合后就可以求得曲线的盒维数。
1.2 磁记忆信号的分形特性
在应用分维数描述金属磁记忆信号之前, 首先要判断磁记忆信号是否分形, 这可以通过研究其是否存在无标度区来判断, 即在双对数曲线log (N (δ) ) --log (δ) 中是否存在直线段。判定金属磁记忆信号是否分形的具体操作步骤如下: (1) 在平面内作间距为δ的方网格; (2) 计算金属磁记忆信号与方网格相交的方格数N (δ) ; (3) 改变δ, 重复上述 (1) - (2) , 得到相应的N (δ) ; (4) 做出log (N (δ) ) --log (δ) 双对数曲线。
若曲线中存在一段直线 (或近似直线) , 则可以认为金属磁记忆信号是分形的, 根据式 (2) 这段直线的平均斜率就是金属磁记忆信号分形的盒维数dB。图1和图2分别给出了某试件磁记忆信号在标度δ下的总盒数N (δ) 及其双对数曲线, 从图2可以看出, 在无标度区[1.5, 3.5]内, 金属磁记忆信号是分形的, 因此可以利用分形理论对金属磁记忆信号进行研究。
研究表明[6], 金属系统产生分形结构的物理机制是系统的耗散性。金属磁记忆现象产生本身就是一个耗散过程的结果, 在这个过程中, 不仅诸要素单独对金属磁记忆信号产生影响, 而且各要素之间也有关联 (如外加载荷与应力集中的关系, 应力集中与材料内部微观缺陷之间的关系等) , 任何一个因素的微小改变都会导致磁记忆信号的变化, 而且这种变化是非线性的, 具有高度的复杂性。
对于特定的铁磁金属系统, 金属磁记忆信号的产生反映了铁磁材料内部应力对磁畴定向的作用程度, 因此, 可以把金属磁记忆信号的分维数作为铁磁材料内部应力变化的一种度量。
2 实验
2.1 实验材料
实验材料选用国产API 5L X70管线钢板材, 测试后获得该钢的力学性能如下所示:屈服强度ReL=582MPa, 抗拉强度Rm=656MPa, 伸长率A=26%。
2.2 实验方法及设备
将试件加工成图3所示的形状, 共计3组, 试件编号分别为1, 2和3号。在WAW-1000B型微机控制电液伺服万能试验机上进行拉伸, 拉伸载荷分别为0.3ReL, 0.5ReL, 0.7ReL, 0.9ReL, 1.0ReL和1.1ReL, ReL表示材料的屈服强度。
当拉伸载荷达到预定值以后, 保持载荷10min, 然后卸载。使用俄罗斯生产的TSC-1M-4型金属磁记忆检测仪对试件进行检测。测试过程中将仪器设置成去除周围磁场影响的状态, 检测步长设定为1mm。图4为1号试件在拉伸之后的部分磁记忆信号检测曲线。
3 分析与讨论
根据网格维数的定义, 按照前文1.2节介绍的操作步骤, 笔者利用MathWorks公司的Matlab软件开发了求取一维曲线盒维数的Matlab程序, 可以方便地获得不同拉伸载荷下试件金属磁记忆信号的盒维数dB。图5给出了不同载荷条件下3组试件盒维数的变化规律。
从图5可以看出, 对于每一试件, 当外加载荷为0时, 其金属磁记忆信号的盒维数最大;随着拉伸载荷的不断增加, 试件金属磁记忆信号的盒维数逐渐减小。在相同载荷下, 各试件的盒维值并不相同, 这是因为尽管试件取自同一块X70管线钢板材, 但其内部的微观结构和所经受加工过程并不尽相同, 这恰恰说明盒维值可以很好地反映材料内部的某种不确定性。
盒维数的值反映研究对象的不规则程度, 金属磁记忆信号盒维数的值反映了金属磁记忆信号曲线的不规则程度, 这说明, 对于一定的铁磁材料系统 (实验中, 可以把3个试件看作3个独立的系统) , 当地磁场和材料内部的耗散结构一定时, 金属磁记忆信号的不规则
程度和外加载荷 (也就是材料内部的应力水平) 有关。
金属磁记忆效应产生的内部原因取决于铁磁晶体的微观结构特点。铁磁材料经过加工以后, 内部产生组织结构的不均匀性, 它们往往是缺陷或应力集中部位, 一般以位错的形式存在, 在地磁场的作用下, 表现出磁畴的固定节点, 产生磁极, 形成退磁场, 以微弱的磁场散射的形式在工件表面出现, 表现为金属磁记忆性。当没有外加载荷时, 可以认为铁磁材料内部各磁畴分布是无序的。当开始施加外加载荷时, 铁磁材料内部的其他因素不变, 只有应力集中程度发生了变化。在应力集中的作用下, 各磁畴排列和自发磁化的方向开始向趋于一致的方向发生变化, 并且随着外加载荷的不断增加, 这种一致性得到增强, 从而表现为其金属磁记忆信号盒维值的下降。因此, 磁记忆信号的盒维数可以反映材料内部的应力状态, 这为利用盒维数对铁磁构件的内部应力水平进行预测提供了一条可能的有效途径。
4 结论
(1) 用分形来描述金属磁记忆信号的特征是可行的, 在统计特性下, 金属磁记忆信号是分形结构。
(2) 相同载荷下, 同种材料试件的盒维数有略微的差别, 这是因为其内部微观结构和加工经历不同所致。
(3) 金属磁记忆信号的盒维数反映了各因素对金属磁记忆信号产生影响的复杂程度, 对金属磁记忆效应来说, 它反映了铁磁材料内部的应力水平。
参考文献
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载荷变化 篇5
我国现行沥青混凝土路面设计规范的路面厚度计算是依据多层弹性理论, 其中一个重要假设是层间接触条件为完全连续。但是各层间的联结是路面结构中最薄弱的地方。各种因素, 如面层下部材料孔隙率过大、沥青与集料黏附不良、基层材料塑性过大、施工时基层顶部没有清理干净、基层施工完后没有及时铺设面层, 以及各种途径进入路面结构的水的化学、物理作用等等, 都可以削弱层间的联结。车辆的超载, 使得这些联结更加薄弱。久之, 各结构层的联结处, 特别是沥青混凝土路面与半刚性基层之间就趋于滑动。
1 长达纵坡现场剪切试验
1.1 抗剪强度理论
沥青路面基层与面层层间的剪切是典型的非金属材料剪切破坏, 假设沥青路面基层与面层间的抗剪强度为τf, 则当水平剪应力达到时, 沥青路面层间将发生剪切破坏。抗剪强度是剪切平面上法向应力σ的函数, 即τf=f (σ) 。土体力学学者研究认为莫尔-库仑破坏理论解释土的破坏最成功[2], 对沥青路面各面层之间以及基层和面层间的剪切破坏, 国内也有不少学者认为同样可以用莫尔-库仑破坏强度理论[3,4,5]解释其表达式为：
式中:τf—最大剪切应力/MPa;—剪切面的法向应力/MPa;—材料的内摩擦角/o, 材料的粘聚力/Mpa
图1为剪切示意图。上层为沥青路面的面层, 下层为基层, a-a面为层间接触面, 水平推力P不断增加, 剪应力不断增加, 当达到抗剪强度τ, a-a面发生剪切破坏。剪切强度计算公式为:
式中:τ—剪切强度;Pmax—最大剪切力;A—试样截面积。
1.2 试验方法与结果
目前国内外用于层间抗剪强度的专用仪器较少, 本课题组开发了的层间剪切仪 (图2) , 并在某城际快速干道上选取了53个点, 应用开发的剪切仪做了抗剪强度试验。
在剪切试验时, 剪切仪通过剪切件向沥青混凝土试件逐渐施加剪力, 传感器将应力传给测试系统, 测试系统不断采集剪力数据并于以存贮, 直至沥青基层与面层脱离, 测试系统显示器上将保留最大力值。图3为其中一个标段剪切强度试验结果。
由试验数据统计数据可知:沥青路面面层与基层剪切强度平均值为105.263 Kpa, 以测得的剪切强度作为衡量面层与基层粘结好坏的标准, 称之为粘结强度。
2 方案和结果分析
2.1 参数选取
采用某城际快速干道实际路面结构, 面层为10CM沥青混凝土结构, 数据图参数见表1
2.2 建立有限元模型
采用有限元方法建立道路多层体系有限元模型时, 首先, 需对实际道路进行一定简化, 忽略次要因素的影响, 以集中对关键问题的研究。因此, 为便于进行分析, 对道路的弹性层状体系作如下假定:
2.2.1各层皆由均质、连续、各向同性的弹性材料组成;其弹性参数以弹性模量E和泊松比v表征, 这种材料的力学性能服从虎克定律;
2.2.2各层平面无限大, 面层和基层有一定的厚度, 底基层为半无限体;
2.2.3上层作用载荷, 各层水平无限远处和底基层无限深处应力分量为零;
其三维模型如图4所示:分析范围x, y方向均为10M, 深度为5M;计算采用8节点等参元。边界条件假设为:底面上没有位移, 左右两边没有x方向位移, 前后方向没有y方向位移面层与基层采用接触约束, 根据实验结果, 剪切强度分别取0.08Mpa, 0.1Mpa, 0.15Mpa来模拟不同剪切强度。其余各层之间完全连续。另外再取完全连续作为对比工况加以计算。
根据以上条件, 将计算参数输入ABAQU有限元计算。
2.3 分析结果
2.3.1 不同粘结强度对面层底部纵向剪应力影响
分别读取不同剪切强度路面下10CM, 下面层底部节点纵向剪应力, 结果如图5所示。
由图5可以看出, 不同的粘结强度下, 下面层底部受到的纵向剪应力随着粘结强度的增大而增大, 最大剪应力均发生在距离轮胎中心0.114m即轮胎接地的前沿, 粘结强度为0.08Mpa时, 最大值为-0.0301Mpa;粘结强度为0.1Mpa时, 最大值为-0.0332Mpa;粘结强度为0.15Mpa时, 最大值为-0.0359Mpa;连续情况下, 最大值为-0.134Mpa。
2.3.2 不同粘结强度对基层顶部纵向剪应力影响
分别读取不同剪切强度路面下10CM, 基层顶部节点纵向剪应力, 结果如图6所示。
图6粘结强度对基层顶部剪应力的影响
由图6可以看出, 不同的粘结强度下, 基层顶部受到的纵向剪应力随着粘结强度的增大而增大, 最大剪应力均发生在距离轮胎中心0.114m即轮胎接地的前沿, 粘结强度为0.08Mpa时, 最大值为-0.0574Mpa;粘结强度为0.1Mpa时, 最大值为-0.0607Mpa;粘结强度为0.15Mpa时, 最大值为-0.0625Mpa;连续情况下, 最大值为-0.137Mpa。
同时考虑到面层底部与基层顶部剪应力, 取其差值做比较, 结果如图7所示。
由图7可以看出, 层间剪应力差值随着粘结强度增大而减小, 而连续情况下最小。其最大剪应力差值均发生在距离轮胎中心-0.114m即轮胎接地的后沿, 粘结强度为0.08Mpa时, 最大值为0.0547Mpa;粘结强度为0.1Mpa时, 最大值为0.0536Mpa;粘结强度为0.15Mpa时, 最大值为-0.0523Mpa;连续情况下, 最大值为0.287Mpa。
3 结语
3.1不同粘结情况对沥青混凝土路面面层底部剪应力影响较大, 随着其粘结强度的增大, 面层底部剪应力随之增大, 但是均没有达到其剪切极限。
3.2层间剪应力差值随着粘结强的的增大反而减小, 完全连续情况下最小, 这说明, 不能完全用剪应力的最大值来评判层间接触状态的好坏, 还应该考虑层间剪应力差值的大小。
摘要：本文通过长大纵坡现场剪切试验得到的数据, 利用ABAQUS建立有限元模型, 深讨重载车辆作用下沥青路面面层与半刚性基层之间完全连续, 层间粘结两种情况的层间剪切应力分布规律, 结果表明, 不同粘结强度对层间剪应力有显著影响。
关键词：三维有限元,沥青路面,层间粘结,应力响应
参考文献
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