强度安全系数（精选9篇）
强度安全系数 篇1
汽车安全带总成的基本功能和主要作用是:当汽车发生碰撞事故或翻滚时,安全带总成把车上乘员牢牢约束在坐椅上,防止其飞出车外或与车内零部件发生二次碰撞,尽量降低车内乘员遭受伤害的程度。因此,安全带总成必须具有足够的强度。本文以整车对安全带总成强度要求为出发点,以普通紧急锁止式(三点式)安全带为例,主要探讨安全带总成强度设计的一般方法,不涉及安全带总成内部结构和具体零部件形状、材料以及尺寸设计。
1 汽车安全带总成强度设计的一般方法
1.1 概述
1.1.1 安全带总成的组成
以普通三点式安全带总成(紧急锁止式)为例,汽车安全气带总成由这些零部件组成:卷收器组件和锁扣组件,如图1所示。具体构成如图2所示(其中卷收器组件包括:①高度调节器;②织带;③织带导向件;④卷收器本体;⑤固定片;⑧锁舌;⑨导向环)。
1.1.2 安全带总成的分类
目前,安全带一般可以分为二点式安全带、三点式安全带、全背式安全带等。按其功能有普通安全带、预张紧式安全带和限力式安全带。卷收器类型有:无锁式卷收器、手调式卷收器、自锁式卷收器和紧急锁止式卷收器,其中紧急锁止式卷收器应用最为广泛。另外,有些安全带还具有高度调节装置、安全带提醒装置等。
1.1.3 与安全带有关的国家强制性标准
目前,与安全带有关的国家强制性标准和推荐性标准有:
(1) GB 14166—2003《机动车成年乘员用安全带和约束系统》;
(2) GB 14167—2006《汽车安全带安装固定点》;
(3) GB 11551—2003《乘用车正面碰撞的乘员保护》;
(4) GB 20071—2006《汽车侧面碰撞的乘员保护》;
(5) GB/T 20913—2007《乘用车正面偏置碰撞的乘员保护》。
其中,(1) GB 14166—2003《机动车成年乘员用安全带和约束系统》、(2) GB 14167—2006《汽车安全带安装固定点》、(3)GB 11551—2003《乘用车正面碰撞的乘员保护》三个标准对安全带的强度要求最为严格。
1.2 安全带在试验中的受力分析
以GB 14167—2006《汽车安全带安装固定点》和GB11551—2003《乘用车正面碰撞的乘员保护》为例,介绍安全带总成受力分析和简化计算,以及试验测试结果。
1.2.1 安全带在碰撞试验中的受力分析和计算
在GB 11551—2003《乘用车正面碰撞的乘员保护》整车碰撞试验时,安全带总成受力分析简化如图3。
车辆在碰撞过程中,由于受到碰撞壁障的作用力,车辆产生非常大的减速度(负加速度),车上假人由于惯性,继续往前移动,此时,安全带锁止,约束住假人。假人所受到的外力有:肩带作用力、腰带作用力和坐椅摩擦力,由于坐椅摩擦力相对较小,可以忽略不计。
假设:假人对安全带肩带和腰带的作用力分别为F1和F2,假人的最大加速度为a(单位为g),假人的重量为m(kg),假人作用在安全带上总的外力F(单位为N)。则有:
例如,某次GB11551—2003碰撞试验,车体加速度曲线、安全带张力曲线和假人加速度曲线分别如图4、图5、图6所示。
试验假人为HybridⅢ50th男性假人,其身体重量参数为:上躯干重量为m1=27.54kg,下躯干重量为m2=34.47kg。
由图6可知:假人胸部x向最大加速度为a1=-49.08g(当t=49.8ms时),骨盆x向最大加速度为a2=-49.22g (当t=44.5ms时)。
安全带受力简化计算如下。
1.2.1. 1 安全带肩带受力
假人胸部对安全带肩带的最大作用力(当t=49.8ms时)为:
则肩带张力F3为:
由图5可知,肩带力实际最大测量值为6990N (当t=48.9ms时),计算误差为:
1.2.1. 2 安全带腰带受力
假人骨盆对安全带腰带的最大作用力(当t=44.5ms时)为:
则腰带张力F4为:
腰带实际最大测量值为8020N(当t=46.2ms时),计算误差为:
由此可见,碰撞试验时,安全带受力的理论计算值与实际测量结果基本一致。
1.2.2 安全带在GB 14167—2006试验中的受力分析
在GB 14167—2006《汽车安全带安装固定点》静态强度试验时,安全带总成受力分析简化如图7所示。
上人体模块受力与下人体模块受力分别为:
F1=13500N(简化为水平方向),F2=13500N(简化为水平方向)
安全带肩带受力:
安全带腰带受力:
安全带安装固定点试验及拉力测量结果如图8、图9、图10、图11、图12所示。
理论计算与测试误差:
肩带:
腰带:
由此可见,腰带受力的理论计算值与试验测量值比较吻合,肩带受力的理论计算值与试验测量值相差较大,达到19%,但就工程而言,是可以接受的。
1.3 安全带总成强度设计
1.3.1 国家强制性标准对安全带总成强度要求
GB 14166—2003《机动车成年乘员用安全带和约束系统》要求简列如下。
(1)织带:抗拉载荷值不小于14700N。
(2)带扣和调节装置:抗拉载荷值不小于9800N。
(3)连接件和安全带高度调节器:抗拉载荷值不小于14700N。
(4)安全带总成或约束系统动态试验:最大加速度为32g,最大持续时间为42ms,如图13所示。
GB 14166—2003《机动车成年乘员用安全带和约束系统》是对安全带总成最基本的要求。对于大多数乘用车,安全带总成如果能符合GB 14166—2003的强度要求,也就基本能满足GB 14167—2006和GB 11551—2003试验对安全带的强度要求。但是,对于一些极少数的乘用车,由于车身结构碰撞吸能较差,以及乘员约束系统设计匹配不合理,导致碰撞试验过程中,假人作用在安全带总成上的载荷非常大。如图14、图15所示(GB 11551—2003试验),驾驶员侧假人:当t=46.3ms时,肩带力为Q1=8.86N,腰带力为Q2=11.22N;乘员侧假人:当t=43.9ms时,肩带力为Q3=7.78N,腰带力为Q4=10.56N。由此可见,在GB 11551—2003试验中,安全带总成受力有可能超过GB 14166—2003的强度要求。
1.3.2 安全带强度设计
以图13、图14为例,对安全带导向环组件、锁扣组件等进行简化计算(驾驶员侧):
安全带卷收器受力约等于肩带拉力,为Q1=8.86N;
安全带固定片受力约等于腰带拉力,为Q2=11.22N;
安全带导向环组件受力约等于肩带拉力与卷收器受力之和,为:Q3=Q1×2=8.86×2=17.72N;
安全带锁舌、锁扣组件受力约等于肩带拉力与腰带拉力之和,为:Q4=Q1+Q2=8.86+11.22=20.08N;
根据以上计算结果,乘以1.15的安全系数,考虑到零部件生产成本,并结合实际工程经验,得出安全带总成强度要求如下。
(1)织带:抗拉载荷值不小于28000N。
(2)带扣:抗拉载荷值不小于23000N。
(3)带扣支架(硬连接):抗拉载荷值不小于23000N。
(4)锁舌:抗拉载荷值不小于23000N。
(5)导向环组件:抗拉载荷值不小于20000N。
(6)调节装置:抗拉载荷值不小于15000N。
(7)固定片:抗拉载荷值不小于15000N。
(8)卷收器本体组件:抗拉载荷值不小于15000N。
(9)卷收器连接板:抗拉载荷值不小于20000N。
(10)安全带高度调节器:抗拉载荷值不小于20000N。
(11)安全带紧固件(英制螺栓):抗拉载荷值不小于60000N。
2 结语
由于篇幅所限,本文仅仅探讨了安全带总成强度要求,这些强度要求也是指导安全带总成零部件结构设计的一个重要输入条件。总之,安全带总成强度是其最基本的性能之一,如果强度不符合要求,则安全带总成对车内乘员的保护也就无从谈起。因此,在进行安全带总成设计时,必须满足其强度要求,也需要充分考虑其成本。同时,要结合不同的生产制造工艺,保证质量和生产一致性,在产品性能、质量和成本之间找到最佳平衡点。
摘要：众所周知，当车辆发生道路交通事故时，汽车安全带对于保护车上乘员发挥非常重要的保护作用。为实现安全带良好的保护效果，安全带总成的强度设计和保证是关键。一方面，汽车安全带总成必须具有足够的强度，防止在车辆发生碰撞事故时安全带总成出现断裂或失效；另一方面，从安全带制造成本和整车减重角度考虑，不能够无限制地增大其强度。因此，在设计安全带强度时，制造商应该在其强度性能和制造成本之间选择合理的平衡点，使其能够满足使用强度要求，又能合理地控制生产成本。文章从汽车整车制造商的角度考虑，探讨汽车安全带总成强度设计的一般方法。
关键词：安全带总成,织带,卷收器,强度,加速度
参考文献
[1]中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局．GB 14166—2003，机动车成年乘员用安全带和约束系统[S]．
[2]中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局，中国国家标准化管理委员会．GB 14167—2006．汽车安全带安装固定点[S]．
[3]中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局，GB 11551—2003，乘用车正面碰撞的乘员保护[S]．
[4]GB 20071—2006，汽车侧面碰撞的乘员保护[S]．
[5]GB/T 20913—2007，乘用车正面偏置碰撞的乘员保护[S]．
强度安全系数 篇2
本文介绍了一种新型高强度螺栓连接副扭矩系数检测装置,叙述了该装置机械系统、微机控制系统的.设计原理和简要过程.该设计将为高强度螺栓连接副的成批检测提供更方便、更准确、更高效的检测设备.
作 者：连香姣 田 丁宝平 作者单位：连香姣,田(北京建筑工程学院)
丁宝平(机械科学研究院)
强度安全系数 篇3
赵尚毅等[9]定义了基于D-P准则的边坡稳定安全系数及各D-P准则之间的安全系数转换关系,并得出在平面应变条件下,平面应变M-C匹配D-P准则(分关联和非关联两种情况)与M-C准则等效。王先军等[10]把D-P系列强度准则的运用范围扩展到了-30°~30°。钟才根等[11]通过分析在平面应变条件下强度折减过程中D-P屈服面的变化特点,建立了有限元强度折减法利用不同强度准则计算得到的安全系数之间的转化关系。王渭明等[12]开展基于强度折减技术的软岩巷道底板的安全系数求解,并得出不同强度准则参数之间的关系与经典D-P准则和扩展D-P准则之间的剪切安全转换系数。陈鹏等[13]认为从“平均和综合”意义得出的匹配结论可能存在较大偏差,并提出用π平面上D-P系列准则半径比值作为安全系数转换系数。鲁稳等[14]指出了D-P系列强度准则相互之间的关系,提出了一种在D-P系列强度准则间进行边坡安全系数转换的新方法。
本文基于前人的研究,对不同的D-P强度准则得到的安全系数进行比较与转换,发现转换后得到的安全系数结果具有异曲同工之处,继而论证得到D-P强度准则间安全系数转换的理论本质是一样的,并推导出D-P系列强度准则的安全系数之间转换的统一表达式,并对该式进行了验证。
1 M-C与D-P准则及其关系
M-C强度准则表达式为
式(1)中,θσ为应力洛德角,;φ为内摩擦角;c为岩土材料的黏聚力;I1为应力张量第一不变量;J2为应力偏量第二不变量。
D-P强度准则表达式为
式(2)中,α、k为D-P强度准则参数。
由式(1)和式(2)可知
由式(3)知,当角θσ取不同值时,α、k有不同的值与之对应,即有不同的D-P准则与M-C准则相匹配。其与M-C准则的匹配关系如表1所示。根据Zienkiewicz等研究,按不同的α、k值所求极限荷载甚至相差达4~5倍之多[15]。因此要探讨D-P系列准则对具体工程实例的适用性,只有选取的D-P系列准则对应的θσ与材料的受力状态一致或大体相近时,才能得到较高的计算精度。
2 D-P准则安全系数转换比较
传统边坡稳定分析的极限平衡条分法采用M-C准则,稳定安全系数定义为[9]
式(4)中,Fsi为D-P系列准则安全系数,i可取1、2、3、4、5、6;c、φ为初始应力状态下材料的黏聚力和内摩擦角;ci、φi为折减后相对应的参数。
极限分析实际是强度问题。强度准则的选取对最终求解结果影响很大,因而探究不同强度准则之间的参数关系极为重要。以下就已有的安全系数转换关系式进行比较(以DP4、DP6准则为例,其他D-P准则同理)。
赵尚毅等人在文献[9]中利用有限元强度折减法获取DP1准则条件下的安全系数后,根据稳定安全系数定义结合三角函数知识,并利用α1=α2的关系得到
式(5)、式(6)中,Fs1为外角点外接圆DP1准则条件下的安全系数;Fs4为等面积圆DP4准则条件下的安全系数;Fs6为内切圆DP6准则(非关联流动法则)条件下的安全系数。文献[7]中亦得出了同样的结论。
钟才根等在文献[11]中认为同一材料不同屈服面的顶点重合,因此同一材料的不同屈服面形状实际上是由k的大小决定的。其推导出的公式如下。
式(7)、式(8)中,φ1为用DP1准则在强度折减过程中当边坡进入临界状态时的材料内摩擦角,
王渭明等在文献[12]中探讨了强度折减过程中拟合圆的半径与参数α、k的关系。其推导出的DP4、DP6准则的安全系数为
式(9)、式(10)中,
鲁稳等在文献[14]中先求出DPi强度准则转换为DP1强度准则时的转换系数K1 i,再利用安全系数与转换系数的关系推导出转换公式,即得到
比较上述文章中的公式,把sinφ1与cosφ1的公式分别代入式(7)和式(8)中,将参数B代入式(9)和式(10),把式(12)代入式(11)(令i分别等于4和6),都会得到式(5)和式(6),即它们推导出的结果一样。
3 D-P准则安全系数转换本质
很多学者仅从α、k里的单个参数考虑推导出D-P系列准则间安全系数转换公式,甚至认为安全系数的推导仅与k有关,未意识到二者的推导结果是完全相同的。也就是说对不同D-P准则分别由参数α与k对应相等所得到的安全系数公式是一样的,且二者本质相同,推导如下。D-P系列准则屈服面在π平面上是一系列同心圆,半径为
联立式(2)并结合表1得
式(14)和式(15)中,l为D-P系列圆的圆锥锥顶距原点的距离,是一个定值。在某特定的应力状态下,I1为定值。因此对于式(14)而言,r仅与参数k有关;而对于式(15),r仅与参数α有关。事实上,由表1可知,对任意两个D-P准则都有
即由参数α或参数k对应相等得到的不同D-P准则安全系数转换本质相同。
由α1=α2,与式(3)联立可知
由式(4)可知
王先军等[10]通过研究认为,当材料确定时,它的内摩擦角φ也是确定的。因此,对某一确定的材料来说,它的应力洛德角θσi取值也是常数。把表1中θσ的取值代入式(20)中即可得到各D-P准则之间的安全系数转换关系,式(20)即为系列D-P准则安全系数转换关系统一表达式。
4 算例分析
根据文献[9]中的算例,均质土坡,其坡高H=20 m,黏聚力c=42 k Pa,土重度γ=20 k N/m3,内摩擦角φ=17°,求坡角β=30°,35°,40°,45°,50°时边坡的稳定安全系数。以M-C准则等面积匹配圆DP4为例,利用式(20)所得计算结果与已有安全系数值比较如表2所示。表2中模拟值是文献[9]中由有限元软件ANSYS模拟得到,计算值是由文献[9,11,12,14]中推导公式计算得到,误差值是由对应文献中Fs4计算值减去Fs4模拟值再除以Fs4模拟值得到。
由表2可见,用本文公式所得到的DP4准则安全系数计算值与文献[9,11,12,14]计算得到的极为相近,其差值均在1%以内。由此可见,系列D-P准则安全系数转换关系统一表达式(20)是正确的。
5 结语
本文对D-P系列强度准则之间已有的安全系数转换公式进行了比较分析,通过分析可知,D-P系列强度准则之间,无论是由参数α还是由参数k对应相等,得到安全系数转换公式,经公式代换最终结果均一样,且推导过程的本质相同。并对其进行对比分析,提出了一种安全系数转换的新方法,推导出D-P系列强度准则的安全系数之间转换的统一表达式。比较该统一表达式与已有安全系数表达式的计算结果,二者极为接近,从而说明了该公式是正确的。
摘要：在岩土工程边坡稳定性分析中,Drucker-Prager系列强度准则因克服Mohr-Coulomb准则在数值计算方面的不足,而有着较大的工程应用价值。大型有限元软件ANSYS、ABAQUS等采用的材料屈服准则均为M-C六边形外角点外接圆D-P准则。在利用有限元强度折减法分析边坡稳定性时,由外角点外接圆D-P准则计算出的安全系数利用转换公式即可得到其他D-P准则下的安全系数,因此研究D-P系列准则间的一系列安全系数转换公式具有重大意义。许多学者就D-P系列强度准则之间的转换关系推导出不同的安全系数转换公式,对其进行了比较分析,论证了安全系数的转换本质;并提出一种安全系数转换的新方法,得到了D-P系列强度准则的安全系数之间转换的统一表达式,并通过算例验证该公式的正确性。
《电场强度》教学反思 篇4
我在进行电场强度这一节内容教学时，尝试着通过问题质疑，引导学生思考、探究问题，从而获得概念；通过设置问题陷阱，让学生跳进去，再爬上来，使学生产生思维碰撞，从而加深对概念的理解。我试图让学生在行为上、情感上、思维上都能积极投入，体现“少教多学”的实质与精神，使学生在思维碰撞中掌握知识、理解概念，使学生学得轻松快乐。从教学效果上看，自己控制课堂讲授的时间，学生参与度较高，课前有学生分小组自主学习，课堂中有学生分小组讨论、学生质疑师生共同讨论解答、学生做完题目反思，课后巩固练习，实现了学生为主体而教师知识适当引导的教学方式。
电场强度是这一章的基本概念，是学习本章内容的基础。由于电场摸不着看不见，因此该部分知识对学生的抽象思维要求比较高。本节内容的重点和难点是电场强度概念的引入和理解。这个概念很抽象，学生在对概念的建立和理解上难度很大。教材在定义电场强度的设计思路是: 在一个电荷附近的任一点，检验电荷会受到静电力作用，静电力与检验电荷的电荷量的比值与该检验电荷的电荷量无关，说明比值反映了空间的某种性质，用比值法定义了电场强度。这种引入需要设置好问题，层层深入，使概念的建立过程变得自然、流畅，使学生在主动探索、合作探究中获取概念，体会到主动获取知识的快乐。
对电场的概念的建立，我设置了问题：不接触的电荷是通过什么相互作用？对于此问题的解决办法是让学生回顾初中学过的磁体间是通过什么相互作用的知识并展开小组讨论，最后形成总结意见，让学生自行到讲台前借助展示平台和形象化的框图为大家释疑。对电场强度的概念的建立，我设置了以下三个问题：（1）什么是场源电荷？什么是试探电荷？对试探电荷有何特殊的要求？（2）用试探电荷所受的静电力能否直接表示电场的强弱？为什么？（3）如何表示电场的强弱？通过这三个问题，层层深入，建立起对电场强度的概念。
通过设置例题和变式训练来帮助学生掌握电场强度的叠加，解决这类问题的方法就是利用平行四边形定则。学生通过练习，学生自己展示自己的解题结果，并由学生自己充当一回“老师”，向同学们讲解，并请其他同学评判他的讲解，找错误、评判解题关键和解题心得，通过引导学生的这一系列的活动，学生的在较高的积极性中掌握了本节内容，体现了学生的主体地位，收效良好。
本节课的不足之处：
本节概念比较死板，感觉在课堂语言上语言比较生硬，缺乏生动，如何将物理表达与生活语言相结合，是自己将来要努力的方向。在课堂学生例题思考过程中，学生有时找不到思考的方向，在这个过程中，自己留给学生思考的时间不是很充足，这也与课堂各环节的时间分配不够优化有关，有时看学生回答不出来，就有点着急，于是就急急忙忙地给出了答案，这样缺乏学生思维的结论学生的理解一定不深，这以后得注意改正。
强度安全系数 篇5
1 资料与方法
1.1 一般资料
治疗患者77例,男40例,女37例;平均年龄53.58;其中,肝癌28例,腹膜后肿瘤及淋巴结转移20例,胰腺癌10例,其他肿瘤(前列腺癌、膀胱癌、卵巢癌、肾癌、子宫肌瘤、子宫颈癌等)19例。77例中,共计治疗417次,人均治疗5.42次;肝癌治疗156人次,人均治疗次数5.57人次;腹膜后肿瘤及淋巴结转移治疗108人次,人均治疗次数5.40次;胰腺癌治疗62人次,人均治疗次数6.20次;其他肿瘤治疗91人次,人均治疗次数4.79次。
1.2 治疗方法
使用HIFUNIT9000超声聚焦治疗仪。患者取仰卧;治疗功率100~200W;超声释放脉冲时间(T1)为100~200sm,超声释放脉冲间隔时间(T2)为200~400sm,单点阵超声释放次数(N)为6~8次。焦域大小约为Φ3mm×8mm,超声聚焦点对肿瘤采用由点到线、由线到面、由面到体逐点扫描固化的方式。
1.3 治疗前检查
治疗前应做心电图和出凝血试验,有严重心律失常,心衰或凝血功能障碍者禁止治疗。治疗中使用心电监护仪监测生命体征,重点观察体温、血压、心率等。
1.4 不良反应
观察HIFU治疗期间所出现的明显不良反应,如超声通道皮肤或脏器的烧灼感、疼痛感、不适感以及血压与心率等。治疗后还应观察发烧、黄疸、胃肠穿孔及上消化道出血等情况。
2 结果
(1)77例中,共计治疗417人次,69人次皮肤有灼热感,有67人次治疗中皮肤有刺痛感,轻重不一,治疗前口服镇痛药后,可有效减轻刺痛感,顺利完成治疗。有2例治疗后皮肤灼伤,1例灼伤面积5mm×7mm,1例为6mm×9mm,经对应处理后恢复。
(2)有3例病人因癌性疼痛,不能较长时间仰卧,所以每次仅能坚持治疗1~2个层面;其中,2例口服镇痛药并给予心理干预后,能够完成整个治疗计划,另外1例治疗1个层面后终止治疗。1例胰腺癌患者治疗中出现心率和血压异常,心率≥120次/min,收缩压≥180mmHg,后终止治疗;日后治疗前均做对应处理,使心率和血压控制在相对正常范围内,能够完成整个治疗过程。
(3)有1例胃窦低分化腺癌患者行腹部淋巴结转移灶治疗,治疗后次日上腹部持续性疼痛并伴有发烧,结合影像学及实验室检测确诊为急性胰腺炎。
3 讨论
(1)HIFU利用瞬间高温效应、空化效应、机械效应,使肿瘤组织瞬间热凝固性坏死[5],同时伴有肿瘤细胞的变性和凋亡。HIFU的空化效应和机械效应对焦点处的组织细胞产生一定的影响;高强度、短时间的照射,由于空泡形成,逐渐扩大,获得能量,突然破裂,此种破裂产生巨大压力,损伤肿瘤组织。有学者认为[6,7]超声在组织中的空化作用应尽量避免,因为它可能使焦斑扩散而且扩散点位置难以预测。研究表明,用高强度超声300W,短时间0.5s空化形成微泡,随后立即给予较低声强20W辐照19.5s,产生空化效应和热效应形成的凝固性坏死比没有空化形成时范围较大。中、低声强和间断短时间辐照引起的细胞死亡主要是凝固性坏死和变性死亡;高声强超声辐照则可引起组织细胞的裂解性坏死,其机理可能与超声的空化效应有关;而HIFU的一次性过度辐照则可引起组织细胞的融解性坏死。由于裂解坏死和融解性坏死均是在瞬间对组织结构的极大破坏,在临床应用过程中应尽量避免,否则容易导致大出血和空腔脏器穿孔等严重并发症[8]。一味地追求即刻和彻底的治疗效果,治疗时往往会加大功率提高能量和增加辐射时间,而这种不恰当的参数选择所产生的空化效应和热积累效应有可能对周围正常组织结构会造成严重损伤。从治疗安全性考虑,治疗时应该遵循能量适中、反复多疗程的治疗原则,这样利于肿瘤组织的热毁损和治疗后肿瘤组织的吸收,并发症的减少、治疗安全性的提高。
(2)HIFU是以超声波作为治疗源,将体外低能超声波聚焦在体内靶区处,使靶区组织发生凝固坏死,同时靶区以外的组织结构不受或少受损伤。大量动物实验和临床研究已为许多类型的组织和肿瘤建立起超声作用的阈值,组织的升温和辐射时间决定于组织受损伤程度和范围的大小。温度达到60℃以上后,数秒的辐射时间即能不可逆转性地杀死任何组织细胞。同时,短时超声辐射和周围组织的血液循环使焦域四周产生极大的温度梯度,由于焦域很小,治疗时可以很好的控制凝固性坏死组织的区域,这点在治疗靠近重要脏器或结构的病变组织时显得尤为重要。
靶区的精确定位对提高治疗效果和减少并发症发生率及重要组织结构的保护有重要帮助。治疗中,仅依靠单纯的B超影像资料还不够完整,必须有CT或(和)MR影像资料,CT、MR的平扫与增强扫描以及多种方式的重建可清晰的显示肿瘤的大小、形状、位置、内部组织结构和与相邻组织结构之间的关系。这样多种影像资料的集合在B超定位时,可实现靶区的精确勾画。本组77例患者均有近期CT或MR等影像资料,以此为基础结合机器设备上的超声定位系统定位,能够达到较好的定位目的,本组无一例因定位不准而引起的并发症。
(3)虽然HIFU是一种非侵入性治疗肿瘤技术,但术中、术后仍应密切观察,早期发现,及时防治并发症,以改善预后。本组有1例胃窦低分化腺癌,行姑息性手术,术中见淋巴结转移;12个月后再行HIFU腹部淋巴结转移治疗,治疗前CT示胰头改变、脾稍大;治疗后次日上腹部持续性疼痛并伴有发烧、恶性、呕吐,CT扫描胰腺周围少量积液,淀粉酶测定增高,临床诊断为急性胰腺炎。经分析认为,其原因可能为治疗造成胰腺热损伤或乳头发生水肿,妨碍胰液排出所致。
HIFU治疗需以水为媒介介导超声波进入体内,以减少超声的折射。气体可以使超声波在穿透时发生折射,折射后的超声波既影响疗效,又可造成皮肤或靶区以外组织结构的损伤。为了减少超声波的折射,增强聚焦的准确性,治疗前应将耦合剂均匀和紧密的涂抹在皮肤表面,而且不能有气泡,然后再与设备的水球囊紧密结合。本组2例患者出现烫伤水泡,分析认为可能与耦合剂涂抹时有气泡产生有关。对治疗后皮肤如出现水泡的处理方法为:皮肤若出现≤1cm×1cm水疱时用紫草油纱布换药,1次/d,促使水疱吸收,严防皮肤破裂;若出现>1cm×1cm水疱时,行局部消毒处理后用无菌注射器穿刺抽水,再覆盖无菌紫草油纱布促进水疱吸收[9]。
多数患者由于受到疾病、治疗等方面的影响,表现为精神不佳、身体状况较差,特别是对中晚期并伴有癌性疼痛的患者,有时不能较长时间水平仰卧,难以接受HIFU治疗。本组有3例因癌性疼痛影响治疗,2例对症处理后可继续治疗,1例无法治疗。
超声波在透过皮肤时由于皮肤与设备的耦合或治疗功率的大小等原因可使一些患者皮肤有灼热刺痛感。本组有63人次治疗中皮肤有灼热刺痛感,轻重不一,约占总治疗人次的15.1%。分析认为,靶区距离皮肤表面越近和功率越大刺痛感越明显,这可能与入射角增大有关。为了使治疗安全和顺利完成,对体型偏瘦和靶区距离皮肤较近者治疗前应口服止痛药。
(4)HIFU具有无辐射、非侵入、可重复性和焦域处适形治疗等特点,被广泛应用于中晚期恶性肿瘤患者的姑息性治疗。在治疗中掌握好HIFU的适应症、禁忌症、注意事项和心理干预等,对减少意外、不良反应的发生以及提高治疗效果、提高患者的生存质量、延长生存期都有重要的帮助。
参考文献
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强度安全系数 篇6
1 测试原理
高强螺栓分为扭剪型高强螺栓和大六角高强螺栓, 大六角高强螺栓属于普通螺丝的高强度等级, 而扭剪型高强螺栓则是大六角高强螺栓的改进型。高强螺栓的施工必须先初紧后终紧, 初紧高强螺栓需用冲击型电动扳手或扭矩可调电动扳手。为保证螺栓连接的安全性, 依据高强螺栓的检验规范《钢结构工程施工质量验收规程》 (GJ50205-2001) 施工前对高强螺栓扭矩系数进行复检, 以确保高强螺栓的性能指标不低于制造时的标准和设计要求。
1.1 实验理论依据
T1:为克服螺纹副相对转动的阻力矩; :T2为螺母支撑面上的摩擦阻力矩。则施加于螺母上的施拧扭矩值T为:
undefined
螺栓扭矩系数K为:
undefined
则: T=P·d·K
其中:d:为螺栓的公称直径;d2:螺纹中径;D0:螺母支撑面的外径;d0:螺栓孔直径;λ:螺纹升角;f:摩擦面的摩擦系数;φ:螺栓副的当量摩擦角;P:螺栓连接所需要的预拉力。
螺栓承受的轴向拉力达到最大允许值P为螺栓材料屈服强度的50%～70%。依据《钢结构工程施工质量验收规程》 (GJ50205-2001) , 螺栓连接所需要的预拉力P应符合表1规定:
1.2 测试系统的组成
(1) NJ-100B扭转试验机。
(2) 自制轴力计。
(3) DH3818静态应变仪
轴力计的构造及原理:轴力计由一个弹性元件和粘贴于其上的电阻应变片组成。弹性元件感受被测量机械量的大小与符号, 在弹性元件中产生相应的应变, 然后再由应变片把弹性元件的应变转换为电阻的变化。通过静态应变仪将电阻变化量直接转为应变变化量。由于应变片的电阻值随着L变化
undefined, 并且产生的电阻变化量△R与所产生的应变关系为undefined (其中K为电阻应变片的灵敏系数) 。则该全桥电路应变输出式为:
ε读= 4 (1+μ) ε实
(其中ε读=为应变仪的读数、ε实为弹性元件的实际应变读数、μ为弹性元件的泊松比)
此电桥连接方法利用了电桥的加减特性, 即可消除力的偏心又实现工作片温度补偿, 大大提高了测量的灵敏度。
2 实验准备
首先对实验仪器, 自制轴力计的标定。利用DH3818应变仪及微机控制电液伺服万能材料试验机对轴力计进行标定。得出轴力和应变的关系式。
3 试验方法
某单位送检规格等级为10.9S ;M24 ×90的高强度大六角头螺栓连接副8套。我们对其进行复检。
将单根被测螺栓装入测试仪器NJ-100B扭转试验机及轴力计中, 连接DH3818静态应变仪, 进行试验。 (如下图)
打开电源进行实验加载, 依据规范10.9S ;M24螺栓预拉力P为206-250KN的规定, 本组实验预拉力P为234KN。当轴力计显示P为234KN 时, 结束加载, 读出扭转试验机度盘上对应的扭矩, 即为施拧扭矩值T。
如此方法依次对其它螺栓分别进行检验。
本组最终实验结果如表3:
根据公式计算:T=P·d·K
同批扭矩系数平均值为:undefined (式中:n为试件个数)
同批扭矩系数的标准差为:undefined
4 结果分析
依据GB50017-2003 GB50205-2001及JGJ 82-91 “高强度大六角头螺栓扭矩系数平均值应为0.110-0.150, 标准偏差小于或等于0.010。”的规定。本次送检高强度大六角头螺栓扭矩系数在规范规定范围内, 其结果符合规范要求。其标准偏差为0.005, 检验合格。
K就是扭矩系数, 它是螺栓质量 (螺杆、螺母、垫圈以及螺纹加工、热处理、表面质量等) 的综合表现。它反应了螺栓连接副的施拧扭矩值T和预紧力的关系。K与P成反比, K值过大, 预紧力P达不到施工的要求。K值过小, P大这样会导致杆件变形损坏。
在工程上钢结构越来越被广泛应用 , 但由于不同施工单位技术水平良莠不齐、各类钢铁厂产品质量波动性大等原因, 也经常出现这样那样的质量问题, 因而钢结构质量问题也越来越被人们所关注。因此为保证螺栓连接的安全性, 施工前加强对高强螺栓扭矩系数进行复检是非常重要的。
参考文献
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强度安全系数 篇7
暗适应是视网膜适应暗处或低光强度状态出现的视敏感度增大的现象。暗适应现象是引发交通事故的重要原因之一[1,2],一直是交通安全领域研究对象。尤其是高速公路隧道入口处的暗适应效应,获得了众多学者的关注[3,4,5,6,7]。
张殿业等[8]研究了暗适应测试方法,调查了夜间事故组驾驶与非事故组驾驶员暗适应水平。季卓莺等[9]评估多种背景环境下的中间视觉对比度阈值,探讨暗适应时间、背景亮度和眩光对人眼对比度阈值的影响。杜志刚、潘晓东等[10]利用照度仪、加速度采集仪、EMR-8B型眼动仪等设备,对隧道进出口段驾驶员的瞳孔变化等进行了行车实验和分析。针对明暗适应中的视觉震荡现象,选取换算视觉震荡持续时间作为驾驶员视觉舒适度评价指标,用于评价隧道进出口驾驶员视觉负荷程度及行车安全。
上述研究偏重于驾驶员暗适应测试方法及暗适应水平本身,较少针对减轻暗适应水平的方法进行研究。因此,本文针对上述问题展开研究。建立室内实验环境;测量以不同速率提前降低光照强度的情况下,外界光照强度突变为零后驾驶员辨识前方物体的时间。根据数理统计原理,解析辨识时间与光照强度变化率之间的关系,分析提前改变光照强度对辨识时间的影响,寻找最短辨识时间及其相应的光照强度变化率。
1 实验环境
在实验室内进行测试。建立室内实验环境,采用Landolt C环视标作为被观测物体,C形直径为5 cm,不同的视标开口方向相异,见图1。被试者距离视标一定位置。采用多个可调节亮度的光源分布于被试的前方、侧方和后方,称光源1、2、3。实测该环境最大光照强度为2 024 lx。测量光照强度的仪器为testo 545型照度计,使用秒表记录时间。被试人员40人,矫正视力在5.0以上。被试平均年龄32周岁,其中最大43岁,最小19岁; 18人有驾照,其中8人有5年以上驾龄,22人无驾照。
通过实验研究辨识时间与初始光照强度的关系。实验中,保持光源2、3亮度不变,改变光源1亮度从而改变环境光照强度。被试在光照环境中停留5 min,将光照强度变为0,并放置视标。记录从光照强度为0至被试能够准确辨识C开口方向的时间。视标与被试的距离分为0.8 m和1 m 2个等级。期望通过该实验获得辨识时间与初始光照强度之间的关系。
研究主动降低光照强度条件下的辨识时间。调整辨识环境光照强度使之由2 024 lx变至100 lx,变化时间从1～10 s不等,即采用不同的变化速率。此后,将光照强度变为0,并放置视标。记录从光照强度为0至被试能够准确辨识C开口方向的时间。视标与被试的距离也分为0.8 m和1 m 2个等级。期望用该实验研究主动降低光照强度是否会减少辨识时间,以及不同的变化速率对辨识时间具有怎样的影响。
2 实验数据分析
2.1 辨识时间与初始光照强度的关系
在不同环境光照强度下辨识时间见表1。数据保留2位小数。不同光照条件下辨识时间数据离散程度用方差表示,标明于表1辨识时间均值后。用不同的函数对数据进行拟合,发现说明三次曲线、二次曲线、幂函数曲线、对数曲线都可以较好的拟合效果,见表2。但二次、三次、幂函数曲线不符合辨识时间一直随初始照度逐渐增大的基本趋势,选择对数函数曲线作为表达式形式。
模型检验结果,截距与斜率显著性检验值sig均小于0.001,表明参数显著不等于零。距离0.8 m和1 m时,辨识时间与初始光照强度的关系拟合曲线见图2。表达式如式(1)、(2)。
上述实验数据表明,辨识时间将随着初始光照强度变化而变化,更高的初始光照强度将需要更长的时间方能对物体加以辨识,但变化率逐渐趋于缓和。
2.2 主动降低光照强度条件下的辨识时间
将2 024 lx光照条件作为基准进行主动降低光照强度条件下的辨识时间实验。在外界光照强度突变为零之前,主动降低光照强度,变化范围为2 024 lx至100 lx,记录降低光照强度过程时间以及被试者辨识物体时间,观察两者之间的关系。实验数据见表3,分为被测距离0.8 m和1 m 2种情况。其中,改变时间为0指不主动降低光照强度。不同改变时间条件下辨识时间数据离散程度用方差表示,对应于辨识时间均值之后,见表3。
数据显示,随着光照强度降低过程时间的延长,辨识物体时间变短,当改变过程时间变为7.0 s以上,趋势逐渐变缓。根据2.1中相同的原因,选择指数曲线进行拟合。拟合表达式见式(3)、(4),拟合曲线图见图3。距离0.8 m和1 m情况下,R2分别为0.813 7、0.955 7。以低于2 024 lx光照条件为基准进行上述实验时,可获得相似的逐渐降低趋势。
3 实验结果讨论
通过辨识时间与初始光照强度的关系实验,发现辨识时间将随着初始光照强度变化而变化,更高的初始光照强度将需要更长的时间方能对物体加以辨识。考察主动降低光照强度条件下的辨识时间,虽然暗适应对驾驶员的影响将持续较长时间,但实验数据表明,提前降低光照强度虽然不能完全改变暗适应效应,却可以适当缓解暗适应现象,最多可以减少辨识时间的61.91%。
上述结果对于缓解驾驶员暗适应,从而提高交通安全水平具有一定的借鉴意义。在车辆进入隧道或其他光照强度较低的地点之前,可通过传感设备获取位置信息,提前降低车内光照强度,从而适当缓解暗适应现象,提高驾驶员辨识能力;或者直接在隧道外设置灯具或顶棚,降低光照强度。对于应用,本实验还具有局限性,应进一步模拟隧道环境,实现实车实验,观察驾驶员车辆驶入隧道前后的视觉变化。
4 结束语
实验研究了辨识时间与初始光照强度的关系,还以不同速率主动降低光照强度,测试光照强度突变为零后驾驶员辨识前方物体时间。获得以下结论:
1) 随着初始光照强度的降低,辨识物体时间缩短,两者呈对数曲线关系。
2) 在确定的变化范围内提前降低光照强度的时间越长,辨识物体时间越短,辨识物体时间最多可减少61.91%,但时间增长到7.0 s以上时,辨识物体时间趋于恒定。这表明,提前改变光照强度对于短时间内缓解驾驶员暗适应现象有所帮助。
3) 虽然暗适应对驾驶员的影响将持续较长时间,但却可以通过提前主动降低光照强度缓解暗适应效应,对交通安全有一定应用价值,值得进一步研究。
4) 本文主要在静态条件下进行研究,结果表明提前改变光照强度对辨识时间具有显著影响,未来将以本研究结论为基础,进一步设计动态实验考察动态条件下的影响规律。
参考文献
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强度安全系数 篇8
国家标准《砌体结构设计规范》 (GB50003-2001) 第3.2节和《多孔砖砌体结构技术规范》 (JGJ 137-2001) 第3节规定了各类砌体的强度设计值, 计算时根据块体和砂浆的强度等级进行选用。在梁 (有吊车房屋中) 超过一定跨度、砌体截面小于一定面积、砌体采用水泥砂浆砌筑、施工质量控制等级为C级或验算施工中房屋的构件时, 砌体强度设计值应乘以调整系数γa。但是规范和条文说明中, 均未说明在遇到上述情况时, 为什么要进行调整, 由此造成砌体结构计算混乱, 甚至错误。本文根据砌体结构的基本原理, 说明在遇到上述情况时进行调整的原因, 并明确怎样进行调整。
2规范条文的解释
《砌体结构设计规范》 (GB50003-2001) 第3.2.3条规定和《多孔砖砌体结构技术规范》 (JGJ 137-2001) 第3.0.4条规定, 下列情况的各类砌体, 其砌体强度设计值应乘以调整系数γa:
(1) 有吊车房屋砌体、跨度不小于9m的梁下烧结普通砖砌体、跨度不小于7.5m的梁下烧结多孔砖、蒸压灰砂砖、蒸压粉煤灰砖砌体、混凝土和轻骨料混凝土砌块砌体, γa=0.9。
解释:
这是考虑到厂房墙体受吊车动力不利影响;梁跨度较大时, 梁端下砌体将受到较大竖向集中力作用, 局压较大而采取的降低抗力、来进行折减。设计时在构造上采取在梁端设置梁垫 (墙厚×300×800, 上下各3根Φ12钢筋, 箍筋为Φ8@100) ;梁端下的多孔砖应在3倍墙厚范围内用砌筑砂浆将孔洞填实, 填实高度不应小于300mm;在梁端下设置钢筋混凝土柱等来保证砌体安全, 增加砌体的抗力储备。
(2) 对无筋砌体构件, 其截面面积小于0.3m2时, γa为其截面面积加0.7。
对配筋砌体构件, 当其中砌体截面面积小于0.2m2, γa为其截面面积加0.8。构件截面面积以平方米计。
解释:
例如对240厚一字墙, 墙长L=0.3/0.24=1.25m, 对370厚一字墙, 墙长L=0.3/0.37=0.81m, 就意味着当墙长小于上面最小长度时就要对其强度进行折减。同时这是考虑截面较小的砌体构件, 局部碰损或砌块和构件缺陷对强度影响较大而进行的调整。对于砌体结构, 规范上规定的窗间墙最小宽度6, 7度为1.0m, 8度为1.2m及9度1.4m, 也是表明窗间墙、承重墙截面面积不要太小, 截面较小时抗力安全储备较低, 要对强度进行折减, 并且对于较小墙截面应采取有效措施对其进行加强, 提高承载能力。
(3) 当砌体用水泥砂浆砌筑时, 对《砌体结构设计规范》第3.2.1条各表中的数值和《多孔砖砌体结构技术规范》表3.0.2中的数值, γa为0.9;对《砌体结构设计规范》规范第3.2.2条表3.2.2中数值和《多孔砖砌体结构技术规范》规范表3.0.3中数值, γa为0.8;对配筋砌体构件当其中的砌体采用水泥砂浆砌筑时, 仅对砌体的强度设计值乘以调整系数γa。
解释:
这是由于在砌筑过程中, 块体将吸收砂浆中的一部分水分, 对于砂浆的强度和密实性是有利的。水泥砂浆本身可塑性及保水性都较差, 铺在块体上时砂浆中水分很快被吸收, 使砂浆铺平困难, 块体之间粘结较差, 影响正常硬化, 从而降低砂浆强度。因此水泥砂浆其强度等级虽然符合要求, 但砌筑质量差, 不易保证质量, 所以用水泥砂浆的砌体强度应予折减。工程设计时, 一般在±0.000以下 (潮湿环境下) 砌体采用水泥砂浆砌筑, 切记砂浆强度应进行折减;±0.000以上采用混合砂浆砌筑, 砂浆强度不折减。
(4) “当施工质量控制等级为C级时, γa为0.89。”
解释:
这是由于砌体强度设计值是针对施工质量控制等级为B级时测算的, 进行调整是为了保证构件的可靠度水平。但对于工程设计时都已注明砌体结构施工质量不应低于B级, 所以一般设计取γa=1.0。但对于施工质量较差达不到B级时, 此时对强度需要折减, 进行验算, 保证结构的安全。
(5) 当验算施工中房屋的构件时, γa为1.1。
解释:
这是考虑到施工中的构件有可靠支撑, 所以砌体强度设计值可适当提高。一般用在施工中验算墙体是否能承担结构自重和规范活荷载及施工时局部较大荷载, 来控制施工荷载限值, 所以最好不要出现局部出现较大堆积荷载。
总之, 在实际计算中遇到以上五种情况时, 砌体强度设计值均应按规定乘以调整系数γa, 多种情况同时出现时调整系数切记γa应进行连乘。
结束语
目前砌体结构在我国各类建筑中仍然占多数。砌体强度是其结构最重要技术指标, 所以正确理解何种情况下砌体强度须调整就显得比较重要。本文仅在这方面作一尝试, 对规范规定五种情况, 给出自己的理解和看法, 希望能得到专家的指正。同时希望今后在这方面进行有益的探讨, 更好的应用于工程设计。
参考文献
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[2]中华人民共和国建设部主编.JGJ137-2001多孔砖砌体结构技术规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2001.
强度安全系数 篇9
GB 14167-2006《汽车安全带安装固定点》是汽车被动安全的一个重要指标,是车辆公告试验的强制检查项目.标准要求,在承受固定点试验载荷的情况下,安全带固定点的强度必须保证安全带不得从安装固定点处脱落,但允许安装固定点及其周围区域产生永久变形或裂纹,且规定上部有效固定点的前向位移不得超过一定的范围.国内目前在这方面的相关研究较少,仅仅采用线性分析的方法,为了简化计算量,往往截取固定点周围的区域进行计算[1],从而无法分析标准中的允许塑性变形和上固定点位移不能超标等规定.
本文以一款交叉型乘用车为例,研究汽车符合GB 14167的可能性,将安全带固定点强度分析放在整车模型中,采用LS-DYNA的显式求解器对该准静态问题进行非线性分析,探讨了模型的建立、失效的判断以及该车型的具体改进方法.
1 模型的建立
采用板壳单元(shell)建立了白车身有限元模型.根据实际的试验状态,白车身模型不带挡风玻璃和侧围玻璃.由于前排和中排安全带分别有一个固定点在座椅本体内侧,为了保证座椅有足够的刚度,因此需要建立座椅骨架模型;第3排座椅安全带在加载情况下,D柱可能严重变形,背门对侧围有一定接触支撑作用,因此背门也应该加入到模型中.整车模型约39×10[4]个单元,40×10[4]个节点.
根据标准的规定,分别对前排、中排、后排的肩带、腰带施加13 500N的力,对第3排中间的两点式安全带施加22250N的力;对分设于车身与座椅构架上的安全带固定点,通过座椅质心,沿纵向水平向前施加20倍座椅重量的载荷(座椅的质量为35kg,因此该载荷为6860N).图1以中排座椅为例(前排类似),显示了试验加载条件的设置.
整车的固定点设置在前后悬架的安装位置、前轴管梁的安装点和后侧围下端(图2),满足标准规定的“固定装置应在距所试验的安装固定点前方500mm以外,或后方300mm以外处”.
2 主要参数的设置
模型中,安全带单元定义为*ELEMENT_SEAT-BELT,材料为*MAT_SEATBELT,定义安全带单位长度的质量,以及用曲线定义织带在加载和卸载条件下的受力与工程应变的关系,真实地模拟安全带的性能[2].
车身钣金件的材料用多线性弹塑性模型定义,输入材料的真实应力应变而非工程应力应变曲线[3].试验中,主要受力部位可能发生撕裂,因此与固定点连接的零件材料设置应变失效(即EPPF变量),当应变值大于设定值时单元自动删除.由于是准静态问题,用来定义塑性硬化所需要的Cowper-Symonds模型系数C,P设置为零.
点焊一般使用节点耦合法[4],或者刚性点焊连接来处理.由于试验中焊点附近发生很大的塑性变形,焊点本身有焊斑并有自己的材料特性和失效准则,因此本文使用可变形点焊定义,它的优点是:
(1)建立刚性焊点时需要两个一一对应的节点,而这种焊点可在部件之间的任意地方生成.
(2)有多达十多种的基于各种理论的焊点失效控制模式.
考虑到模型的规模和计算时间,本文没有设置焊点失效,而是求出关键区域的点焊轴向和剪切力,判断该焊点是否失效.根据有关资料,对于低碳钢材料厚度为1 mm左右的两层钢板,焊核直径为6mm左右静态试验时的焊点抗剪强度是5000N左右,抗轴向撕裂的强度是2500N左右,因此焊点受力小于允许值是设计优化目标之一.
安全带固定点强度试验属于准静态问题,可采用隐式和显式方法进行求解,虽然隐式求解方法是无条件稳定的,但在非线性大变形问题中,建立的总纲矩阵将非常大,对于静态和准静态问题,涉及到接触不稳定和极其复杂的接触问题,很难保证迭代稳定收敛.
LS-DYNA采用的是显式积分方法,其优点是非常适合于求解各种复杂的接触问题,比较容易收敛,只要积分时间步长小于所要求的临界时间步长,就可以用于准静态分析.为了缩短计算时间,可以通过提高加载速度的方法.与质量缩放的方法相比,提高加载速度可以更快地得到比较准确的结果,为保证准确性,提高速度后的动能与内能之比值应尽可能小,一般控制在2%以下[5].
为了避免沙漏变形,整车的板壳单元使用全积分单元(ELFORM=16),同时设置适合于低速问题的刚度公式进行控制.为了改善节点变化的效果,添加不影响整体变形程度的阻尼.
3 CAE分析与结构优化
根据文献[5],当加载速度低于40 km/h时,显式计算值跟准静态试验很接近.据此,本文采用的分析时间是180ms;增加负荷直到80 ms,之后的100ms保持规定负荷.
安全带固定点的局部定义如图3所示.刚体片P1,P2,P3构成了固定螺栓,其直径等于螺母的直径,刚体片P2,P3分别与所在的钣金件柔体共节点(连成一体),P1模拟与安全带连接的螺栓杆.安全带通过末端节点与刚体片P1连接,P1通过与P2,P3连接,这种模拟螺栓与钣金件的关系使周围不会产生应力集中.分析固定点周围的最大应力值为200 MPa左右,由于加强板为高强度钢板,因此虽有变形但不会破裂.
固定点螺栓被拉脱的现象比较普遍,但是只要适当提高螺栓周围局部刚度就可以避免.由于交叉型乘用车高车身、低成本的特点,更加难以控制的是立柱整体坍塌、地板整体上掀而不能通过标准的情况.以前排安全带固定点分析为例,根据5%的塑性变形图(图4)可以看出,塑性变形大的区域主要是
中立柱中段、前后地板座椅支撑板.
分析中立柱安全带固定点(A点)的向前、向内的位移曲线(图5),可以发现在100ms以后如果保持所施加的力,位移会继续向上发展,说明中立柱不能承受规定的载荷,试验结果说明了分析的正确性.
同时,从试验中发现,中立柱上部内外盖板的焊点发生了撕裂(图6),分析该处的焊点受力发现其轴向力远远大于2.5kN.
对塑性变形较大的区域进行仔细分析,要同时对上下结构进行综合考虑,主要优化的措施如图7所示.优化后中立柱安全带固定点(A点)的位移在100 ms后基本保持水平(图8),说明中立柱在变形一段位移后没有被压溃(在标准允许的范围内),可以承受规定的载荷.同时检验焊点的最大受力,基本小于焊点的最大强度.在此基础上进行改进的样车亦能够通过法规试验,进一步说明了改进的效果是很明显的.
4 结论
对于安全带固定点强度的分析,由于标准允许塑性变形,且上固定点允许一定程度的变形位移,因而不能仅仅局限于固定点周围的小范围,宜将分析放在整个白车身中进行.通过分析固定点的变形位移可以判断结构是否能够承受规定的载荷,通过分析焊点的受力可以判断焊点是否失效,从而全盘优化整个车身结构,满足标准要求.同时,采用LS-DYNA进行结构的非线性准静态有限元分析,可以有效地进行模型规模较大、接触较复杂的强度分析.
参考文献
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