环境载荷（共9篇）
环境载荷 篇1
1 概述
大段骨缺损的修复重建一直是骨科领域中亟待解决的难题, 随着研究的深入, 其治疗方法逐步从传统的自体骨和异体骨移植等治疗手段深入到组织工程、人工骨材料、基因工程领域。在体外构建组织工程化活性骨有望成为解决上述难题的一种有效方法[1]。组织工程骨的传统构建方法是在体外将具有成骨分化能力的种子细胞与三维骨支架材料静态复合培养一定时间后, 植入体内修复骨缺损。在静态培养环境下, 由于重力作用造成三维支架内部细胞数量不足, 分布不均匀;而且在人体内, 细胞是生长在机体提供的微动力学环境中, 因此静态培养无法满足组织工程骨构建的要求[2]。研究表明力学刺激能促进成骨和骨再生, 是调节细胞生理功能的重要因素。因而组织工程骨的培养需要提供适宜的压应力刺激, 适当的力学刺激能诱导和促进种子细胞增殖、增加生长因子分泌和细胞外基质合成。因此采用三维动态培养取代传统的静态培养方法己经成为组织工程骨体外构建的一种新趋势[3]。
为了更好地进行组织工程骨的培养与骨生物力学的研究, 我们对前期已研制出的组织工程骨动态载荷培养装置进行改进, 设计建立了一套新型的动态载荷培养装置。新装置不仅能提供良好的三维培养条件, 而且能在培养过程中进行精确的力学刺激和检测工作, 为下一步在体外进行组织工程骨的动态培养和探讨力学刺激对细胞生物学特性的影响提供一种可靠的培养装置与研究平台。
2 系统设计
2.1 设计原理
新、旧装置的设计原理基本相同:通过电机驱动加载压头对种子细胞—三维骨支架复合材料进行压应力刺激, 使之作用于附着在支架上的细胞。整个装置由驱动系统、控制系统和细胞培养系统组成。
2.2 驱动系统
新装置驱动系统主要由上横梁、中横梁、下横梁、滚珠丝杆、减速机构、伺服电机及驱动器组成。伺服电机通过连轴器与滚珠丝杠连接, 电机旋转动作通过滚珠丝杠和丝杠螺母转换为直线运动, 产生周期性的垂直位移运动。通过计算机软件编程设定所需的频率、位移、波形 (方波、正弦波、三角波) 和工作时间, 伺服电机接收到控制指令后产生响应频率、波形和位移的电信号, 并转化为加载压头端的垂直位移, 最后作用到三维骨支架上产生应力刺激。实际工作信号通过位移传感器采集反馈, 在操作界面实时显示所采集到的频率、波形、位移和工作时间等。驱动系统的输出频率为0Hz~10Hz, 加载压头端产生的压缩位移为0mm~5mm, 精确度达到0.01mm。与旧仪器相比, 新装置的位移可控精度更高, 采集数据量大、准确。
2.3 控制系统
控制系统分为测试控制单元和微机控制单元。测试控制单元主要有传感器、数字控制器及功率放大器等组成。由负荷传感器、位移传感器和变形传感器将其相应的力学信号转变为微弱的电信号, 经放大、A/D转换、接口器将载荷、位移和变形等量转换为数字量。微机控制单元通过编制的软件, 采集数据、绘制曲线, 按操作界面设定的频率、位移、波形以及工作时间等指令执行, 并将产生的动态压缩载荷传递到三维骨支架表面上, 及时记录实时数据、实际工作频率和时间。
2.4 细胞培养系统
旧装置中细胞培养系统是开放式的培养环境, 力学加载装置和培养系统是放置在一个超净工作台内, 以特制的红外线石英加热灯泡作为热源, 通过直接辐射加热达到细胞培养所需的温度环境。但这种方法无法保证温度的恒定、增加了光照对细胞的影响因素, 而且无法提供细胞培养所需的湿度和CO2浓度的要求。新装置改进后, 缩小了力学加载装置, 将其和培养系统一起可直接放入37℃、5%CO2的恒温箱内。旧装置中的细胞培养器是用聚乙烯材料制成的。由于聚乙烯弹性模量较低, 当机械载荷作用于三维支架时, 聚乙烯培养器会随着三维支架一起产生形变, 造成较大试验误差。新装置采用聚四氟乙烯材料, 弹性模量高, 减少了实验误差, 而且耐腐蚀, 耐高低温, 易清洗, 适于细胞培养。放置在细胞培养箱中的细胞培养系统部分均可以通过75%酒精擦拭以及紫外灯照射消毒, 避免污染。
2.5 装置配套工具
由于对三维骨支架材料施加的力学刺激属于微小应变, 如果骨组织支架形状不规则即使通过预加载也无法确保加载压头与支架完全紧密接触, 这将影响到应变加载在骨组织支架上的力分布, 同时各组材料也缺乏可比性。因此必须对支架材料进行标准化的切割。我们首先采用直径10mm的取芯电钻, 将骨组织材料制成10mm直径大小的圆柱体, 然后用线锯将骨组织材料切割成表面平整的样本[4]。通过这套工具制作的支架形态大小一致而且表面光滑平整。
3 讨论
骨组织工程化培养必须有合适的力学环境, 采用动态培养取代传统的静态培养方法已经成为一种新趋势。目前代表性的组织工程骨生物反应器主要有旋转壁式生物反应器、搅拌式生物反应器、灌流式生物反应器和应力加载式生物反应器等。如何控制好反应器内产生的仿生力学环境是生物反应器研发过程中的技术难点之一[4]。本研究介绍的加载装置在原有基础上做了进一步的改进, 本装置操作简便可靠、控制精度高、压应变均一、满足生物力学和细胞生物学试验要求, 不易发生污染, 可望用于研究三维培养条件下力学载荷对成骨细胞的生物行为的影响和在动态培养条件下构建具有临床应用价值的组织工程骨。
参考文献
[1]祝联, 邹成, 朱敏, 等.组织工程化骨修复四肢骨缺损的初步临床研究.组织工程与重建外科杂志, 2009, 5:121-124.
[2]张玉龙, 秦廷武, 杨志明.一种改进型动态应变三维细胞培养装置的研制.生物医学工程研究, 2008, 27 (4) :248-250.
[3]张燕.三维培养条件下动态载荷对MC3T3-E1成骨样细胞生物学效应影响的研究[D].北京:军事医学科学院, 2010:39-42.
[4]陈学忠.力学环境下组织工程骨的构建与动态培养[D].南方医科大学, 2011:45-50.
环境载荷 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
环境载荷 篇3
飞行器在高超声速下飞行时,常伴随产生气动加热现象,引起高焓、中低热流密度和长时间热动态载荷等流动特征,使得飞行环境严重恶化,对飞行器的结构带来重大考验;同时,大推重比是高超声速飞行器的一个发展趋势,薄壁结构的应用越来越多,从而使得薄壁结构的气动加热问题成为制约大推重比技术的一个关键问题。当薄壁结构产生气动加热现象时,其力学性能将发生显著变化,从而影响结构的固有动力学特性,进而导致结构变形、部件振动和操控性失效等危害飞行安全的现象。因此,分析结构在热载荷下的动力学特性,可更好地保证飞行器关键部件的飞行安全性,同时为关键部件的结构设计、材料选择和实验设计等提供参考和指导。
目前,国内外对热-结构课题。展开了相关研究。赵晓利等对高超声速气动热的耦合计算方法进行了研究,采用耦合传热方法,考虑了流体流动和结构传热之间的实时相互影响,实现了气动加热的准确计算[1];张兵等对多场耦合计算及高超声速热防护结构传热问题进行了研究,结果表明驻点温度随热防护层厚度的变化并不明显[2];李鹏飞等通过对高超声速流场耦合传热问题的研究,认为固体结构在遭遇到气动加热后的一段时间内, 壁面温升对壁面热流的影响很大, 且一体化计算能很好地综合考虑热壁的影响[3];吴志刚等人以舵面及翼面为模型,提出了一种高超声速环境下热颤振分析的求解思路,最后分析结果得出:受热后结构的动力学特性和颤振特性均可能发生变化,尤其对于小展弦比根部固支翼面,由于热效应对其扭转刚度影响很大,从而导致弯扭耦合型式的颤振临界速度大幅度下降[4];史晓鸣等人以变厚度板为研究对象,在热载荷状态下对结构的瞬态温度场和振动特性进行了分析,最终分析结果为:在加热过程中,结构温度发生显著变化并引起热应力,进一步影响到结构的固有振动特性[5];黄世勇等人以变厚度板为模型,进行了瞬态热环境下的结构模态分析,研究结果是受热后结构固有频率均呈下降趋势,频率之间带宽变窄,并且热效应对一阶弯扭耦合模态影响最大[6]。国外E.A.Thornton和P.Dechaumpha使用有限元法实现了不锈钢平板在高超声速气流中的流场、固体传热和固体结构热变形的一体化计算[7];E.A.Thornton和Wieting等人对高超音速气流中的圆管进行了流场、结构传热及热变形的一体化计算[8,9];Adam J. Culler和Jack J. McNamara等人对高超声速中流场-热-结构耦合的建模、载荷、响应等问题进行了研究[10,11];Frank S. Milos和Thomas H. Squire对X—43的机翼前缘热防护系统进行了热-结构问题研究[12]。以上研究结果都得到了与实验值相符的结构温度场及热变形量,说明耦合计算是进行流场-热-结构分析的可靠方法。以上研究从不同角度对热-结构问题进行了分析:1)气动加热环境中流场及热流的计算;2)流场与结构间的传热计算;3)结构温度场;4)结构在不同温度条件下的模态分析。需要进一步考虑的问题是:持续气动加热环境中的热载荷计算及其对结构固有特性的影响。
现针对高超声速飞行器在巡航状态时的持续气动加热特性,采用有限体积法进行流场计算、有限元法进行结构温度场计算、反距离加权插值法进行流-固耦合计算,得到了冷壁热流和热壁热流,并分析了结构在此两种热载荷长时间作用下的温度场及其模态。文中阐述了流场、壁面热流、结构温度场及结构热模态的分析原理与求解过程;并通过圆管算例验证了流场计算程序及插值程序;最后对圆头平板算例在持续气动加热环境中的结构热模态问题进行了分析。
1 控制方程
1.1 流场控制方程
守恒形式的连续性方程、动量方程和能量方程(N-S方程)的通用方程形式如下
式(1)中,U为守恒变矢量,F,G,H分别为三个坐标方向的通量,J为源项,当体积力和体积热可忽略时J等于零。
1.2 结构温度场控制方程
由于气动加热现象会引起流场与结构间的热量交换,且热辐射所占比例较小,主要考虑结构热传导现象。热传导是最常见的热能传递方式,由傅里叶定律给出
Q=-λ∇T (2)
式(2)中:λ为热传导系数,∇T为近壁面流场和结构的温度差。
在数值计算坐标下,采用基于各向同性假设的非稳态变物性热传导方程:
式(3)中:ρ为材料密度,cp为比定压热容,λ为热传导系数,且随温度而变,T为温度。
2 结构温度场及模态分析原理
模态分析是动力学分析的基础。对结构进行模态分析可使结构设计避免共振或以特定频率进行振动;明确结构对于不同类型的动力载荷的响应情况;协助动力分析估算求解控制参数。热模态是考虑热载荷的结构模态,需要基于结构瞬态温度场进行热模态分析。
2.1 结构温度场分析
结构温度场有限元计算式为:
式(4)中,[C]为热容矩阵;[Kλ]为热传导矩阵;[P]为温度载荷列阵;[T]为结构温度矩阵。
有限元法计算瞬态温度场的基本方程为[13]:
式(5)中,Tt-Δτ为初始温度场或前一时刻已知的温度场。通过以上公式,由边界条件和初始温度场求解得到各时刻的瞬态温度场。
2.2 模态参数求解方程
结构模态参数求解的通用方程为
假定为自由振动并忽略阻尼,可得到简化方程
进一步假定为谐振动,方程化为:
([K]-ω2[M]){φ}={0} (8)
式(8)中,K为结构刚度矩阵;M=∫Ωρ[N]T[N]dΩ为结构质量矩阵;φ为模态矩阵。
2.3 结构模态的影响因素
温度对结构质量矩阵[M]的影响可以忽略不计,其对结构的模态频率和振型的影响主要是由刚度矩阵[K]的变化引起的,主要原因如下
1) 温度变化会改变结构材料的弹性模量,从而使结构的刚度矩阵发生变化,记为
[KT]=∫Ω[B]T[DT][B]dΩ。
式中,[B]为几何矩阵;[DT]为与材料弹性模量[E]和泊松比[μ]相关的弹性矩阵,且随温度的变换而改变。不均匀的温度场会导致结构各部分材料力学性能有不同程度的下降,进而导致结构刚度下降。
2) 不均的结构温度变化使得热变形也不均,于是结构内部产生拉压热应力,使得结构的局部刚度发生变化,从而改变了结构的初始刚度分布,附加得到的初应力刚度矩阵可记为
[Kσ]=-∫Ω[G]T[Γ][G]dΩ。
式中,[G]为形函数矩阵,[Γ]为应力矩阵。
由此可得考虑温度影响的结构刚度矩阵为
[K]=[KT]+[Kσ] (9)
由于工程实际中结构都是小变形,在分析中忽略了结构变形对刚度的影响[5]。于是,考虑温度影响的结构热模态分析即为求解方程(9)的广义特征值问题[5]。
3 热载荷分析及程序验证
在气动加热环境下,结构壁面热流值计算的正确与否决定了结构温度场是否正确。现采用两种壁面温度作求解壁面热流的边界条件,一是冷壁,即壁面温度固定,在此条件下解算得到的热流为冷壁热流,此时热流值q=q(0),式中0表示初始时刻的热流值;二是热壁,即壁面温度随时间变化,在此边界条件下通过流-固耦合方法解算得到的热流为热壁热流,热壁热流和壁面温度是两个相关参数,通过气动加热与结构有限元分析耦合计算得出,此时热流值q=q(t),式中t表示计算时间,如图1所示。
3.1 耦合算法求解过程
耦合计算流程如图1中热壁热流求解流程图所示,具体计算步骤如下: 1) 以结构传热的特征时间(秒级)作为计算的时间步长,在时间步长内保持来流条件和壁面温度不变,计算稳态流场并获得壁面热流;2) 以求得的壁面热流为载荷,对结构进行瞬态热分析,求解得到结构温度场及新的壁面温度;3) 再以新的壁面温度作为边界条件求解下一个时间步的流场,得到新的壁面热流;4) 返回到第2)步,反复迭代,直至达到计算时间或者得到满足要求的解。
3.2 程序验证
采用有限体积Jameson中心格式,五步Runge-Kutta法时间推进求解Navier-Stokes方程;引入类TVB变量修正;采用当地时间步长和隐式残值平均等加速收敛过程[14]。湍流模型为Baldwin-Lomax模型。为了验证流场信息和热流载荷分析的有效性,以高超声速气流流过无限长圆管为例进行计算,并与文献、实验值及工程计算方法进行结果对比。来流条件为:温度241.52 K马赫数6.47压力648.13 Pa,攻角为零。圆管材料为321不锈钢,耦合计算中采用标准钢材的热力学参数:密度ρ=7 850 kg/m3,比热Cp=502.5 J/(kg·K),热传导系数及弹性模量随温度变化,具体数值可查阅《中国航空材料手册》,结构初始壁面温度为294.4 K[10]。圆管内外半径分别为25.4 mm和38.1 mm,外部为流场计算域,流场网格数为i×j×k=161×51×21,法向网格尺度的选择方法可参照文献[15]。如表1所示,计算结果与文献值及实验值基本一致。表中S-P表示激波位置、P表示激波后压强、T表示激波后温度、H表示驻点t0时刻的热流,Error后每项中的三个数字分别表示本文计算值相对于参考文献[8]、实验值及Fay-Riddell公式值的误差,横线表示没有数据可比较。
采用反距离加权插值法进行流-固耦合计算,采用有限元法计算得到圆管的温度场。取计算时间为5 s,由于计算时间较短,结构内壁和舱内气体对流热交换量很小,因此可将结构内壁面假设为绝热壁。驻点温度及热流密度(以t=0时刻归一化)随时间变化历程如图2所示,两者的变化趋势与实验值相符。经过计算得到t=1 s和t=2 s时的结构驻点温度分别为360 K和384.3 K,与t=2 s时的实验值388.72 K[8]及文献[3]的结果值389.2 K吻合很好,如图3所示。由此可见,采用流-固耦合方法计算热流密度和结构温度场是可靠的。
(上半部分为1 s时刻,下半部分为2 s时刻)
4 应用算例
4.1 计算模型、网格及来流条件
根据文献[8]所述的前缘结构,其前缘为圆头、两端固定,形状类似于平板,如图4、5所示。通过结构简化,采用圆头平板作为计算模型,形状及尺寸如图5所示。结构材料为321不锈钢。针对结构模型的特性,使用O型网格划分流场,结构有限元网格的划分根据结构尺寸取适当的尺度,如图6所示。计算时间为600 s,来流条件与验证算例相同。
4.2 结构温度场
图7所示为结构热流密度(热壁热流情况下,以t=0时刻归一化)及温度随着加热时间的变换趋势图。由图可知:1) 热壁热流情况下,壁面热流值随着加热时间的增加及结构温度的升高而逐渐降低,且结构温度在初始时刻上升较快,在温度达到1 200 K左右时增幅已经很小,表明结构已趋于热平衡;2) 冷壁热流情况下,由于没有考虑结构热响应,温度高达2 300 K(已经超出了321不锈钢结构的承受范围)。由此可见,在持续气动加热环境下,需要通过流-固耦合计算热载荷,以进行结构热分析及模态分析。
热壁热流情况下,计算得到结构的温度变化历程如图8所示。由图可知:1) 结构最高温度在前缘,最低温度在后缘,且随着加热时间的增加,结构内部热流逐渐由前缘向后缘传递;2) 结构前缘温度的增长速度大于后缘;3) 结构内部温度不均,将导致结构内部产生内应力,从而影响结构的刚性。
4.3 结构振动模态分析
得到结构的温度场后,取能反映出结构变形绝大部分情况的前三阶振型用于结构模态分析,位移约束为平板两端固定。
分别取两种情况下不同时刻的温度场作为温度条件对结构进行热模态分析。图9所示为在热壁热流载荷情况下,结构在t=1 s及t=600 s时的前三阶振型。由图可知结构振型随着结构温度的升高产生了变化。一阶振型由初始时刻的一阶弯曲往一阶弯扭耦合发展,二阶振型变化不大,三阶振型由二阶弯曲往二阶弯扭耦合发展。结构前三阶振型的最大相对振动幅度都有增加,t=1 s时分别为0.078、0.124和0.079;t=600 s时分别为0.097、0.131和0.108,分别增长了24.4%、5.6%和36.7%。
图10所示为结构前三阶模态在两种情况下随着加热时间增长及结构温度升高时的变化趋势。由计算结果可知,常温时,结构的前三阶振型的固有频率分别为:261.58 Hz、389.77 Hz与697.25 Hz。随着温度载荷的升高,结构的固有频率产生了明显的变化。当计算时间达到600 s时,在热壁热流情况下,结构温度升高到了1 132K,此时结构的前三阶振型的固有频率降到了224.71 Hz、355.38 Hz与628.29 Hz,分别降低了14.1%、8.8%与9.9%。
导致结构振动幅度的增加及固有频率的下降主要有两方面的因素:首先,温度的升高降低了材料的各种力学性能,尤其是弹性模量的减小很大幅度地降低了结构的刚度;其次,由于温度载荷及固定约束使得结构的热膨胀受到约束进而在结构内部产生热应力,降低了结构的刚度。这些因素会影响到结构的稳定性,有可能导致失稳或者高温蠕变等不安全现象,对于飞行器来说存在重大的安全隐患。
5 结束语
采用有限体积法进行流场计算、有限元法进行结构温度场计算、反距离加权插值法进行流-固耦合计算,并通过求解二维圆管在高超声速流动中的耦合加热问题,取得了与实验值基本相同的计算结果,证明了此种方法的可行性。同时应用该方法对在长时间高超声速飞行环境下的圆头平板进行了结构热分析及模态分析,目的在于分析持续气动加热环境中的热载荷及其对结构固有特性的影响。通过分析计算结果可知:
1) 通过采用不同方法解算热载荷并进行结构热分析对比,可知采用流-固耦合算法解算的热载荷适用于气动加热环境下的结构热分析及热模态分析;
2) 气动热现象产生的热载荷使得结构温度升高,并导致结构内部产生热应力,因此降低了材料的力学性能,改变了结构的刚度,从而增大了结构的振动幅度及降低了结构的固有频率,且各阶频率下降的幅度不同,其中一阶频率下降的幅度最大;
3) 气动加热分析求解与结构热模态分析有利于深入了解气动热与防热结构相互影响的耦合动态过程,对于防热结构的选材、设计及测试具有重要的参考价值。
摘要：气动热问题是制约高超声速飞行器发展的关键问题之一,其产生的热流对结构固有特性具有显著的影响。热模态分析是研究热载荷对结构固有特性影响的一个重要方法,其分析结果对防热结构的选材与设计具有重要的参考价值。针对高超声速飞行器进气道前缘结构开展了热载荷分析与应用研究,计算了结构在冷壁热流及通过流-固耦合法解算的热壁热流两种载荷条件下的温度场及前三阶模态的振动幅度与固有频率的变化情况。结果表明:采用流-固耦合算法解算的热载荷适用于持续气动加热环境下的结构热分析及热模态分析。耦合计算600 s后受热结构逐渐趋于热平衡,此时最高温度达到1 200 K左右,前三阶模态的最大相对振动幅度分别增长了24.4%、5.6%和36.7%,固有频率分别下降了14.1%、8.8%和9.9%。
飞机结构试验载荷演算方法研究 篇4
飞机结构试验载荷演算方法研究
针对飞机结构静力试验设计问题,将计算机辅助设计技术引入这一领域,结合飞机的`曲面外形,探讨了飞机结构静力试验设计中的分布式载荷和集中式载荷的演算问题.在UNIX工作站上 Motif图形用户界面环境下完成了交互式的载荷演算软件,使载荷演算能够以较高的精度和自动化程度进行,并且可以使载荷演算的结果直观地以图形方式进行显示.
作 者：王正平韩鸿源 Wang Zhengping Han Hongyuan 作者单位：西北工业大学刊 名：西北工业大学学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF NORTHWESTERN POLYTECHNICAL UNIVERSITY年，卷(期)：17(4)分类号：V216.1关键词：结构静力试验 计算机辅助设计 载荷演算
套管柱载荷数学模型分析 篇5
关键词：轴向载荷,内载荷,外载荷,套管柱优化设计
0 引言
在四川地区油气田开发生产过程中, 随着深井、超深井数量的增加, 套管服役情况越来越复杂, 变形、错断情况时有发生, 套管的损坏给生产带来了巨大影响, 导致了成本增加, 开发效果不佳, 因此对套管柱优化设计具有十分重要的意义。套管柱井下所受载荷分析是优化设计中最重要的部分, 受力载荷的准确掌握, 有助于套管柱强度的合理设计, 并能对套管优化使用提出建议, 对工程中选用套管钢级及套管螺纹类型具有十分重要的指导作用, 对预防套管失效也具有十分重要的意义[1,2]。
1 轴向载荷
套管在井下所受载荷是一个时间与空间的函数。载荷的分类方式很多, 目前常通过载荷作用的位置与方向将套管载荷分为轴向载荷、内载荷与外载荷。套管能承受的外挤载荷和内载荷的额定值与套管所受的轴载荷有关。套管特性数据表所给出的挤毁压力和抗内压额定值是指在轴向载荷为零时的值。轴向载荷虽然降低了套管的挤压力额定值, 但增大了抗内压的额定值。套管柱的顶部壁厚大都由所受拉力决定。而套管柱的各部分均要考虑内载荷的大小。所设计的套管柱必须在其使用阶段能够承受所用在它上面的最大应力[3]。
套管自身的重量产生沿井眼切线方向的轴向载荷主要受钻井液密度、井眼轨迹、井眼质量、温度及载荷等的影响;井内流体作用在套管内壁上产生了内载荷, 内载荷主要受井口压力、套管内流体性质等的影响;流体与地层等复合或者单一作用在套管外壁产生了外压力, 外载荷主要受地层特性、流体性质等的影响。
垂直井中套管柱轴向载荷主要由自重产生, 则垂直井上任一深处的套管柱顶部的有效轴向载荷为[1,2]
式中:T为轴向载荷, k N;qi为第i段套管柱的单位长度质量;Li为第i段套管柱长度;B为修正系数, 计算公式为
式中:ρm为钻井液密度, g·cm-3;ρs为套管钢材密度, g·cm-3。
2 内载荷
内载荷是指套管内受到的最大内压力与套管外液柱压力之差。目前国内外确定套管内载荷的方法很多, 如:预测井涌量法、简化内压设计法、Prentice方法、Kastor方法、司钻法、等候加重法和油层套管由于泄漏产生的内压分布技术法。计算气柱压力分布的方法有回归公式和数值方法等[3]。
2.1 内载荷的简化公式
管柱强度设计过程中, 对于深度不大的气井, 气柱内部任一点的载荷可采用简化式 (3) 进行计算[1]:
式中:pi为气柱内任意一点的内压力, MPa;pib为气柱下端的压力, MPa;Hb为气柱下端的深度, m;H为计算点的深度, m;γg为气体的相对密度, g·cm-3。
气柱下端压力pib可以下一次使用的钻井液最大密度计算, 计算公式为
式中, ρmax为下次钻井最大密度钻井液, g·cm-3。
2.2 气柱压力的数值计算方法
套管在气井中实际受力情况十分复杂, 将井内压力建立为一个与井深相关的数学模型, 采用数值算法进行计算。假设气柱底部的压力
式中:p0为整个气柱底部的压力, MPa;pf为给定的压力, MPa。
由给定的分段数计算气柱分段的长度
式中:H为整个气柱高度, m;n为计算中气柱的分段数;hi为第i段气柱的高度, m。
计算此段气体顶部的压力
式中:g为重力加速度, m·s-2;pi+1为第i段气柱顶部的压力, MPa;pi为第i段气柱底部的压力, MPa;ρi为第i段气柱的密度, g·cm-3, 计算公式为
式中:R为普适气体常数, R=8.314 41 J/ (mol·K) , Zi为第i段气柱的压缩因子, 见式 (10) ;Ti为第i段气柱的温度, ℃;mg为气体分子量, 计算公式为
式中:ma为空气分子量;γg为气体的相对密度, g·cm-3。
压缩因子Zi可由压力、温度和气体相对密度计算:
式中:Ti为第i段气柱的温度, ℃;G为气体种类常数;i=0, 1, 2……, n。
如需要进行气体质量计算时, 公式为
式中:m为整个气柱气体总质量;Ai为第i段气柱的横截面积, m2。
2.3 预设井涌量法
表层套管和技术套管可以采用简化公式进行计算, 但是对于生产套管和生产尾管, 用简化公式则不适用。西南油气田可采用预设井涌法进行内载荷的计算。
井涌量是指井涌所产生的气体占整个井眼垂深的百分比。根据弹塑性理论, 预设井涌法是指当井筒上部充满气体, 下部充满钻井液时, 假设已知井涌点处深度、地层压力及井涌量, 井内压力分布从井涌点开始向上计算直到井口。气液界面处压力计算公式为
式中:pmg为气液界面处压力, MPa;Hmg为气液界面处测量深度, m。
通过对四川地区特殊螺纹套管下井跟踪分析得出, 一般表层套管、技术套管及技术尾管所承受的内压力为发生井涌关井进行井控作业时最大, 因此表层套管、技术套管和技术尾管以井涌关井时的载荷进行设计。
3 外压载荷
套管外载荷一般假设等于地层压力, 对于表层套管一般假设管内全掏空, 技术套管一般假设部分掏空, 掏空的程度由实际情况定, 生产套管一般假设全掏空。
3.1 表层套管和技术套管
对于非塑性蠕变地层, 有效外载荷
式中:pce为有效外载荷, MPa;ρm为固井时钻井液密度, g·cm-3;km为掏空系数, km=0~1;1表示全掏空;ρmax为下次钻井最大密度钻井液, g·cm-3。
对于塑性蠕变地层, 有效外载荷
式中:Gν为上覆岩层压力梯度, MPa/m;ν为地层岩石泊松系数, 一般为0.3~0.5;h为计算点井深, m。
3.2 生产套管和生产尾管
对于非塑性蠕变地层, 有效外载荷
式中, ρw为完井液密度, g·cm-3。
对于塑性蠕变地层, 有效外载荷
4 设计算例
四川地区某口井, 技术套管下入总长3 000 m, 下层套管下深4 000 m, 尺寸244.5 mm, 上覆岩层压力梯度0.025 MPa/m, 地层压力梯度0.014 8 MPa/m, 破裂压力梯度0.021 MPa/m, 上层钻井液密度1.29×103kg/m3, 下层钻井液密度1.56×103kg/m3, 固井时钻井液密度1.43×103kg/m3。根据上述方法可设计技术套管, 如表1所示。
5 结语
本文对套管柱井下的载荷情况, 进行了简单分析, 得出了轴向载荷、内载荷与外载荷的简单易懂容易计算的数学模型, 列举西南油气田某油田套管柱的设计, 为今后该井选择套管柱提供理论依据、数据参考。
参考文献
[1]郝俊芳, 龚伟安.套管强度计算与设计[M].北京:石油工业出版社, 1987:1-15.
[2]Rabia H.套管设计基础[M].华仲旋, 译.北京:石油工业出版社, 1995.
具有载荷差分环的轴承 篇6
(专利号:201110055702.6)
“具有载荷差分环的轴承”由外圈 (或轴承座) 、内圈 (或转轴) 、载荷差分环、滚动体、内枕垫及枕垫等关键件组成, 与现有技术相比, 其特点在于:载荷差分环将内外圈相对转速几乎折减一半, 同时载荷差分环还起弹性载体的作用, 故具有更高极限转速、抗冲击和高载荷, 而噪声更低的特点。该专利既适用于滚动轴承也适于滑动轴承, 属“超高转速、超大负荷、低噪声”类轴承的创新换代产品, 适用于航空、风动、高铁等领域。同时附带的“双耳凸度滚子”还有防跑偏作用。该专利属原理性、原创性保护。X13.03-07
无人机光电载荷及其应用 篇7
无人机平台具有高机动性,续航时间长,隐蔽性好,生存能力强,适应性强,飞行姿态灵活多变,可用各种速度、各种飞行剖面的航路进行飞行等优势。因此,无人机的应用范围非常广泛。如具有一般战场需要的侦察、监视、空中巡视等各种作战功能;能给其他作战武器指示目标;可以参加电子战活动;可以作为武器投放平台直接参与战斗,为战场前沿提供火力支援[1,2]。
1 固定翼无人机
目前,固定翼无人机典型装备有RQ-1“捕食者”无人机、“全球鹰”无人机和“影子”无人机。固定翼无人机所装备的光电载荷主要有光电/红外传感器、激光测距仪及光电制导导弹等。
图1为美国RQ-1“捕食者”无人机的光电平台,其光电载荷为L-3WES-CAM Model14传感器转塔系列,可昼夜工作。主要光电载荷如下:高分辨力、变焦距电视摄像机;955 mm焦距双色远程CCD测位仪;3~5μm Pt Si或In Sb多视场热像仪;人眼安全激光测距仪。
“全球鹰”无人机可同时携带光电、红外传感系统和合成孔径雷达。雷声公司研制的“全球鹰”改进型综合传感器,具有合成孔径雷达和光纤传感器的双重功能的改进型传感器(EISS),将比现有的传感器(ISS)的性能提高50%。其具体参数如下:光学系统:焦距1 750 mm,口径280 mm;三代红外传感器:工作波段3.6~5μm,In Sb焦平面阵列480×640,视场5.5×7.3 mrad,像元视场11.4μrad;CCD相机:工作波段0.4~0.8μm,像元数1 024×1 024,阵列视场5.1×5.2mrad,像元视场5.1μrad。
2 无人直升机
与种类繁多的常规固定翼无人机相比,目前世界范围内技术成熟的无人直升机系统仅寥寥数种:美国诺斯罗普·格鲁曼公司研制的RQ/MQ-8“火力侦察兵”无人直升机、德国“西莫”(SEAMO)无人直升机、俄罗斯的KA系列无人直升机、加拿大航空公司制造的CL-227“哨兵”无人直升机等。
美军“火力侦察兵”RQ/MQ-8是一种垂直起降战术无人机(VTUAV),其中RQ-8A为验证试验型,MQ-8B为生产型,MQ-8B是由Schweitzer四桨叶民用直升机改型而成,与三桨叶RQ-8A型无人机相比,其动力传动系统、续航及载荷能力都有很大的提高,该机有效载荷272 kg,最大速度约232 km/h,续航时间9 h。此外,还加装了光电/红外传感器、合成孔径雷达以及激光测距仪,可以携载“海尔法”导弹或70mm Hydra火箭弹等。目前MQ-8B已被美国陆军和海军同时采用,该机将是美国陆军未来战斗系统的组成部分,同时也是美国未来海军濒海战斗舰(Littoral Combat Ship)计划装备的三种无人平台之一。
“西莫”垂直起降式无人直升机是由欧洲宇航防务集团(EADS)研制,计划装备到德国海军的K-130轻型护卫舰上。“西莫”采用共轴双旋翼结构方式,机身全长2.89 m,高2.5 m,最大起飞质量1 125 kg,其中包括350 kg燃料和180 kg任务载荷。它配备先进的机载探测雷达和光电传感器等侦察设备,巡逻范围达180 km[3,4,5,6,7]。
3 多旋翼飞行器
多旋翼飞行器又称分布式动力飞行器,具有直升机的优点,可以垂直起飞、定点悬停。由于对起降场地的要求很小,可以很轻易的在小型舰艇等固定翼飞行器无法起降的地方着陆。由于采用多组旋翼,分布式动力平台技术在同样载荷能力下对动力系统的要求相比常规直升机要低很多。虽然目前大型分布式动力系统的实现在技术上还需要继续研究,但是多旋翼系统控制机理的先进性决定了这必然会成为未来大型直升机技术发展的一个重要方向。
斯坦福大学1999年在NASA资金支持下开展了一款“中型”多旋翼布局直升飞行器(Mesicopter)的概念研究。这架直升飞行器的核心是一块芯片,四周有多个微小的旋转叶片。预计用途为大气研究如风切变、湍流探测以及生物、化学污染探测等[8]。
4 无人机光电载荷发展趋势
随着无人机平台技术及光电载荷技术的迅速发展,长航时、良好隐身性、多用途、高智能将是无人机光电载荷的发展趋势。
(1)具有良好隐身性能的长航时
执行光电侦察无人机系统具有速度小、飞行高度低的特点,因而增强其隐身性能、提高其战场生存率是一个发展趋势。另一方面,与有人机系统相比,无人机无需考虑飞行员生理限制问题,且具备长航时有利于在执行任务中发挥更大的作用。
(2)具备主动光电干扰能力
目前无人机光电系统主要任务是光电侦察,任务单一。其主要光电载荷为光电/红外传感器、激光测距仪等。随着无人机平台技术发展,载荷能力增强,针对作战需要,搭载激光干扰载荷、光电制导导弹的无人机将是未来发展的必然趋势。
在舰艇防护方面,利用无人机平台优势,通过搭载光电系统载荷构建空中机动式防护系统。一方面,利用无人机平台能够垂直起降、空中悬停优势,弥补舰载平台空间受限的约束;另一方面,利用无人机平台相对有人直升机平台结构简单、可靠性高及性价比高的优势,通过编队伴飞的方式,增加舰艇的防护半径,以提高舰艇生存能力。
作战过程中,无人机光电防护系统在基地平台侦察设备及光电跟踪设备配合下对目标实施定位与跟踪,接收控制指令编队飞离被保护目标一定距离拦截反舰光电制导导弹,利用小型激光压制干扰载荷和小型高效中波红外干扰载荷,压制、阻塞干扰红外/激光制导导弹导引头,使其失去制导能力。
(3)具备多用途、高智能将是未来发展目标
目前无人机光电系统的主要缺点和不足是,缺少应对突发性事件的能力,只能执行预定的任务,功能单一,且智能化程度较低。随着光电载荷技术、信息技术、控制技术的进步,发展多用途、高智能的无人机光电载荷系统是一个重要的发展趋势。
参考文献
[1]欧阳龙春.军用无人直升机的发展现状及趋势[J].航空科学技术,2011,Overview:9-11
[2]王岩,祝小平.侦察/打击一体化无人机对地攻击控制系统设计[J].科学技术与工程,2011,11(23):2728-2733
[3]刘波,张洪涛,等.无人直升机技术的发展[J].舰船电子工程,2011,31(3):18-21
[4]吴源维.复杂电磁环境下无人机的战场应用[J].飞航导弹,2011(1):30-35
[5]孙成陆.特种作战中无人机侦察力量的运用[J].四川兵工学报,2011,32(1):40-45
[6]王方玉.美国无人机的光电载荷与发展分析[J].激光与红外,2008,38(4):311-314
[7]刘洵.军用飞机光电平台的研发趋势与技术剖析[J].中国光学与应用光学,2009,2(4):269-288
文海水库大坝地基载荷试验分析 篇8
文海水库位于丽江市玉龙县白沙乡文海行政村境内, 距丽江古城36公里, 文海水库是一座以农业灌溉为主的水利枢纽工程。其总库容1217.0万m3, 正常库容1030.9m3, 兴利库容814.2万m3。水库建成后可增加灌溉面积3.12万亩。坝型为均质土坝, 大坝坝顶高程3088.00m, 坝顶长973.877m, 坝顶宽度为5.0m, 不含截水槽最大坝高13.0m。大坝上游坝坡坡比为1∶3.0。下游坝坡坡比为1∶3.0。堤坝上游采用干砌块石护坡, 堤坝下游3080.50m以下采用堆石凌体排水, 凌体顶宽2.3m, 上游坡比1∶1.5, 下游坡比1∶2。
文海是一个由四周群山环抱的封闭山间天然古老的冰蚀湖, 湖盆地排洪无明显出口, 仅靠盆地南部附近岩溶地带的落水洞排泄, 因泄洪能力极为有限, 盆地中心形成一季节性湖泊, 俗称文海。蓄水库盆主要为湖盆沉积粉质粘土、有机质、淤泥质粘土弱微透水层, 厚度达20~60m。坝基持力层为Qpl+l洪湖积与Ql湖积层, 均为高压缩性土。初设阶段根据标贯击数2.42~2.93, 判定的承载力[R]=108~112KPa, 地基承载力偏低, 坝基土压缩变形大, 存在坝基不均匀沉陷;深度0~14.7m, 天然含水量62~70%, 空隙比1.7~1.9, 抗剪强度低, 抗剪强度建议值:￠=7.68°~9.68°, C=8.04~16.0KPa, 坝基抗滑不稳定, 需加固处理。由于地基承载力偏低, 抗剪强度低, 需要采用工程措施提高基础承载力及抗剪强度, 经方案比较坝轴线上、下游侧坝基土均采用振冲碎石桩加固处理, 坝轴线处坝基土采用深层搅拌桩防渗处理。
2 振冲试验段地基载荷试验
由于振冲区域不是由单一土质组成, 厚度变化大, 加上施工质量方面不可避免的差异, 所以正式施工前需先进行振冲试验, 试验的主要目的是:确定桩径、桩距的合理性, 是否满足建筑物基础承载力及抗滑稳定性, 并验证设计确定的施工工艺和加密技术参数, 以指导大面积振冲碎石桩的施工。
文海水库2011年12月堤坝进行了基础开挖, 2012年1~3月根据规范并结合文海水库堤坝实际, 选定振冲试验区, 在振冲试验区拟定振冲碎石桩间排距2.2m、2.0m和1.8m试桩, 进行复合地基载荷试验、桩间土标准贯入实验、重型动力触探试验、桩间土物理力学指标实验;由于单桩复合地基特征值, 原初设拟定的振冲碎石桩间排距2.2m为122KPa, 振冲碎石桩间排距2.0m为102~112KPa, 均小于坝高13m所要求的承载力143~157KPa, 只有振冲碎石桩间排距1.8m基本满足所要求的承载力, 表明初设阶段判定的地基承载力[R]=108~112KPa可能偏大, 为此在坝基开挖线外 (边缘) 做三组天然土的综合试验 (标准贯入和天然地基承载力试验) , 用于检验天然土承载力。
3 天然地基载荷试验
天然地基载荷试验, 试验点A、B、C三点均位于初设地质报告主坝段 (0+400~1+065) 开挖线外, 坝基土为Qpl+l洪湖积与Ql湖积层, 其中A点位于坝轴线下游47.4m (地质里程0+610.708) , 垂直坝轴线对应地质钻孔有ZK16和ZK05, 与ZK05平面位置基本重合;B点位于坝轴线上游54.7m (地质里程0+791.548) , 垂直坝轴线对应地质钻孔有ZK17、ZK53和ZK54, 与ZK54平面位置大致接近;C点位于坝轴线上游46.47m (地质里程0+902.408) , 垂直坝轴线对应地质钻孔有ZK18和ZK55, 与ZK55平面位置基本重合。
据对现场实测资料计算整理, 综合分析, 检测结果列表如下:
检测方经对丽江市玉龙县文海水库坝基坝外天然地基进行试验, 结论如下:天然地基承载力试验:承载力特征值最大值75k Pa;最小值60kPa。
4 天然地基载荷试验分析
天然地基载荷试验, A点地基承载力特征值为60.0KPa;B点地基承载力特征值为61.0KPa;C点地基承载力特征值为75.0KPa, 极限承载力约120KPa, 与地质报告[R]=108~112KPa, 有较大出入, 地质报告的[R]与天然地基载荷试验极限承载力数值较为接近。
原因一方面, 天然地基载荷试验时, 表层有一定开挖 (0.5~1.5m, 其中B点0.5m) , 虽然试验点距振冲点有10m左右的距离, 但振冲对天然地基仍将造成不可避免的扰动, 加之载荷试验的仿真局限性, 导致载荷试验值与实际有一定程度的减少 (难以定量) 。
另一方面, 由于标准贯入试验锤击数N值的修正有一定的人为性 (用经过修正后的N值确定地基承载力) , 为地基承载力标准值 (在正常情况下, 可能出现承载力最小值, 系按标准方法试验, 并经数理统计处理得出的数据。可由野外鉴别结果和动力触探试验的锤击数直接查规范承载力表确定, 也可根据承载力基本值乘以回归修正系数即得) , 在工程地质手册及相关规范中, 以标贯击数查承载力值只是经验数据, 特别是3级以下无法查找, 如 (《建筑地基基础设计规范》GB50007-2002) 表4.1.6-2中N63.5与承载力的关系就无3级以下关系, 需凭地区及个人经验判定。而载荷试验, 地基承载力特征值 (正常使用极限状态计算时的地基承载力, 即在发挥正常使用功能时地基所允许采用抗力的设计值。它是以概率理论为基础, 也是在保证地基稳定的条件下, 使建筑物基础沉降计算值不超过允许值的地基承载力。) 是由载荷试验测定的地基土压力变形曲线线性变形段内规定的变形所对应的压力值, 其最大值为比例界限值;两者方法不同, 承载力取值也有所不同, 虽其取值方法大概相同, 但考虑的修正有所区别, 载荷试验法为最可靠的基本原位测试法。
虽然地质报告的[R]系由标贯试验确定, 本次在B点也做了标贯试验, 过B点垂直坝轴线的地质钻孔有ZK17、ZK53和ZK54, ZK54平面位置大致与B点接近, 初设阶段均做了标贯试验, 见下表。
由该表可看出, 在贯入深度基本一致时, 本次标贯试验与地质报告击数基本一致, 表明二者基本无差异。初设阶段标贯试验承载力标准值最小值仍比天然地基承载力特征值小, 但数值更接近, 也表明两者方法不同, 承载力取值也有所不同。
5 结语
对湖盆沉积粉质粘土、有机质、淤泥质粘土通过振冲碎石桩施工, 受条件限制, 一般情况下采用标准贯入试验锤击数, 判断天然地基承载力, 以标贯击数查承载力值只是经验数据, 特别是3级以下无法查找, 天然地基承载力的取值对振冲碎石桩桩距设计影响巨大, 对标贯击数3级以下判定天然地基承载力应高度注意, 在整理判定范围内宁小勿大;天然地基承载力特征值取值载荷试验法为最可靠的基本原位测试法。
摘要：文海水库堤坝基础为软基, 初设阶段按标贯击数分析判定地基承载力, 经振冲试验, 按初设判定地基承载力设计的振冲碎石桩间距偏大, 不能满足坝体承载力要求, 通过地基载荷试验, 检验初设阶段标贯击数确定的地基承载力。
关键词：软基,振冲碎石桩,标贯击数,载荷试验
参考文献
光伏组件动态机械载荷测试研究 篇9
发展光伏产业对调整能源结构、推进能源生产和消费革命、促进生态文明建设具有重要意义。为规范和促进光伏产业健康发展,国务院于2013 年11 月发布《关于促进光伏产业健康发展的若干意见》,要求充分认识促进光伏产业健康发展的重要性,积极开拓光伏应用市场,加快产业结构调整和技术进步,规范产业发展秩序,推进光伏产业标准化体系和检测认证体系建设。2014 年,为支持分布式光伏,发改委、能源局、国家电网、税务总局等部门更是相继出台了多项法规和文件。另一方面,国内外光伏产业产能过剩局面仍没有得到根本改善,加上国际市场上削减光伏发电补贴、“双反”等负面影响还没有消除,光伏产业竞争异常激烈。
光伏组件使用寿命长(15 年左右),环境适应性要求高。在强风作用下,光伏组件承受正、反方向的交变压力,前后表面振荡、晃动,原有静态机械载荷试验方法无法评价动态机械载荷下光伏组件的可靠性[1],如果再附加高低温或湿度条件,光伏组件将面临更大的考验。所谓动态机械载荷,是指光伏组件在强风作用下,产生前后表面晃动,会使得组件承受正反方向交替加压,从而加速材料疲劳,进而可能引发电池片和汇流条等脆弱部分的失效现象。在荒漠气候或高原气候下这种现象比较常见。现有标准中机械载荷试验主要模拟组件承受静态载荷的情况,考核组件在静止不变的压力下是否可靠。动态机械载荷比静态机械载荷更加苛刻,更能够客观、全面的反映组件的真实可靠性。
1 机械载荷测试标准要求
1. 1 静态机械载荷试验
IEC 61215 / IEC 61646[2,3]标准中给出了光伏组件机械载荷试验测试方法,该标准为静态机械载荷测试。在光伏组件前表面和背表面上,逐步将负荷加到2400Pa,使其均匀分布。保持此负荷1h。测试完毕后,检查试验过程中有无间歇断路现象,是否有严重外观缺陷,对其进行标准测试条件下的最大输出功率试验和绝缘电阻试验。
1. 2 动态机械载荷试验
IEEE 1262 标准较早地给出了动态机械载荷试验的推荐测试方法:在1440Pa下进行10000 次循环,每个循环周期不小于3s。目前该标准已经过期。
正在起草中的IEC 62782 则对光伏组件的动态机械载荷试验给出了比较系统的测试方法:将光伏组件放置在动态载荷系统中,用直流源的正负极连接组件的正负极,并施加适当的电流。对光伏组件施加动态机械载荷,循环1000 次,每分钟完成1 ~ 3个循环,最大压力为 ± 1000Pa,在极限压力下保持的时间至少为7 ± 3s,测试过程中监测组件的电路连续性。在动态机械载荷施加前后,还应对组件进行一系列测试:如:IEC 61215 或IEC 61646 中的10. 1、10. 2、10. 3、10. 15 以及EL( 电致发光测试) 和IR红外成像测试等,来分析动态机械载荷对组件的影响。
为更好模拟实际测试条件,动态机械载荷测试势必是未来发展的方向。
2 动态机械载荷测试方法
目前国内外主要通过实地现场测试、吸盘、水压、沙袋、气囊等方式开展光伏组件机械载荷检测技术研究。
Fraunhofer ISE太阳能研究所在户外自然条件下对光伏组件的动态机械载荷试验进行了研究。所用的仪器设备主要有:超声测风仪和激光测距传感器。研究发现:动态机械载荷下组件的敏感频率在17Hz ~ 35Hz。与静态载荷比较,动态机械载荷下组件的形变量较小。户外动态机械载荷研究需要利用流体力学和数学建模等专业知识进行分析和处理,过程复杂,适用于动态机械载荷试验的初始性研究。
柏林AG光伏研究所、美国CFV、TUV莱茵、扬州光电等均采用多个吸盘在光伏组件表面进行动态机械载荷试验。组件固定不动,通过调节吸盘和组件表面中间的空气压力的正负实现对组件向下的压力或向上的吸力。每个吸盘通过电机单独控制,系统设计方案复杂,操作简单,但造价比较高,目前市场上一台动态机械载荷试验机大约需要40 万~60 万元。且不同吸盘组合间有可能存在压力不均的情况。
深圳SET、扬州光电等使用沙袋作为压力源。沙袋加压成本小,操作灵活,但由于是人工操作,试验过程中人的工作量较大,而且需要对沙袋的重量进行严格控制,无法实现频率较快,循环测试较多的动态机械载荷试验。
尚德、无锡太阳能国家中心采用水压作为压力源。水袋加压是利用水的重力向光伏组件施加均匀的压力。由于方式施压物水袋的重量大,水袋漏水后对试验样品、试验室环境等影响较大等原因,应用较少,而且因为重力垂直向下的特性,水压法也不适合实现动态机械载荷试验。
3 气囊法动态机械载荷测试设备
本小节将根据标准要求,使用气囊法,设计一套动态机械载荷测试装置,对动态机械载荷的速度、压力和时间等参数进行准确控制和操作。气囊法利用气压各向均匀的特性对组件施加压力。由于气压的各向同性,可以实现不同方向的加压,具有实现动态机械载荷试验的可能性。同时,由于气囊本身重量小、安全性高、成本低等优势,可大规模推广应用。
主要通过双向气囊交替加压自动向光伏组件正反表面施加动态机械载荷。通过电机和丝杆带动光伏组件上、下移动。系统施加到组件的压力大小和施压频率应能在一定范围内调节,并在试验过程中实时监测组件内部电路和边框的连续性。系统主要由机械部分和控制部分组成。
动态机械载结构示意图如图1 所示。
机械部分是设备的主体部分,主要用对光伏组件施加压力。整个机械部分由整体机架和光伏板安装辅助支架两部分组成。整体机架由伺服电机(提供上升及下降的动力)、联轴器、链轮、链条、丝杆、升降支架、光伏组件安装支架、及气囊等部件组成。
控制部分主要功能是向系统输入基本测试信息、控制光伏组件的移动速度和方向、监测组件所承受压力、控制动态机械载荷试验起止时间等。控制部分一般包括工控机、PLC、压力传感器、电流传感器、电流电压表、控制按钮、限位传感器与报警措施等组成。
控制部分的系统框图如图2 所示。
为了方便操作和了解试验进展情况,系统设置专门的显示部分。该部分是机械部分动作和控制部分数据信息的叠加结果,负责原始样品信息和测试要求的录入、测试过程进展情况的监控和图形信息的显示,主要功能是设置和显示。主要显示电参数和机械参数。
整个系统设计关键技术如下:
(1)双向气囊加压技术
气体加压各向同性,通过气囊可以实现对光伏组件表面的均匀施压。改变气囊内气压大小就可以实现样品表面不同压力的控制。样品由可调支架控制,在样品上方和下方各放置一个气囊。上方气囊负责向样品施加正向压力,下方气囊负责向样品施加反向压力。光伏组件具有不同的规格型号,不同型号尺寸差别较大,为了避免由于尺寸问题产生的样品表面受力不均,可配备多款气囊以适应目前市场上常见的54 片、60 片、72 片光伏组件的测试要求。
(2)机械传动和PLC控制技术
系统可配套两个电机,通过传动装置带动承压板控制上、下气囊内部压力,向样品施加正向压力时,下方电机首先带动承压板调整下方气囊适当下移,下方电机开始动作,使样品仅承受正向压力,并为形变预留空间。反向加压时则相反,上方电机带动承压板上移后,下方电机开始动作。整个过程中,电机的起、落、停、转、停,气囊的加压大小、动作方向和保持时间等最终由PLC实现程序控制。不仅如此,动态机械载荷试验装置还可以根据客户需要设置动态机械载荷试验的具体过程和循环次数,实现系统的PLC自动控制。
(3)传感器监控和传导技术
利用多种传感器技术实现信号的监控和传递。例如:利用压力传感器采集样品表面所受压力,为机械部件和电机的下一步动作提供控制依据。利用限位开关控制系统不超过设定的极限位置,实现对整个系统的安全保护。通过配套不同规格的气囊实现对不同尺寸样品的匹配。
4 结束语
本文主要研究了动态机械载荷对光伏组件可靠性的影响。探讨了光伏组件机械载荷测试相关标准和现状,针对即将发布的动态机械载荷标准,展开测试方法和测试设备研究。提出一种气囊法进行动态机械载荷测试的方法。
值得一提的是,现有标准或方法中不曾涉及气候和机械环境对组件的交互作用,这却是未来标准的一大趋势。因此,机械载荷测试设备和环境箱的共同结合测试将是未来发展的方向。
参考文献
[1]Simon Koch,Jan Kupke,Dirk Tornow,et al.Dynamic mechanical load tests on crystalline silicon modules[C].25th European Photovoltaic Solar Energy Conference and Exhibition/5th World Conference on Photovoltaic Energy Conversion,2010:3998-4001.
[2]IEC 61215-2005,Crystalline silicon terrestrial photovoltaic(PV)modules-Design qualification and type approval[Z].
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