加载设备

2024-05-26

加载设备（精选7篇）

加载设备篇1

医疗设备的安全性和有效性直接关系着使用者的生命安全[1]。加强对医疗设备的监督管理以保障医疗设备的安全性和有效性[2,3], 对于规范医疗设备的生产和使用行为, 保障医患人身安全至关重要[4,5,6]。

GB 9706.1-2007标准第21条规定医疗设备, 包括其各个部件的任何调节孔盖及零件, 应有足够的强度和刚度[7]。因此可携带式设备上的提手或手柄也应通过相应的加载试验。医疗设备提手的检测一般是参照GB9706.1标准的要求, 在提手下方根据设备重量加载相应重量的砝码, 准确性、安全性和可操作性都存在较大问题, 且该方法需人工反复操作, 检测效率较低。因此, 研制医疗设备提手加载试验装置, 严格参照医疗设备产品检测标准和规范进行检测非常有意义[8]。

1 可控式医疗设备提手加载试验装置的基本结构

可控式医疗设备提手加载试验装置的设计主要以国家标准GB 9706.1-2007、GB4793.1-2007的相关条款为依据, 装置必须能够自动测量被测设备的质量, 并能够根据设备质量输出相当于4倍设备质量的拉力, 从而对被测设备的提手进行加载试验。

该装置主要由电控箱、触摸屏、伺服电机、滑轨、支架、拉力传感器、挂钩、活动限位块等组成。可控式医疗设备提手加载试验装置框架图, 见图1。

注:1:支架;2:电控箱;3:电机;4:拉力传感器;5:限位块;6:直导轨;7:承重块;8:挂钩;9:触摸屏;10:支杆;11:支柱。

由图1可知, 加载试验装置支架的两根竖直的支柱上设有两根直导轨, 中间滑接一承重块, 承重块上设有用于挂接医疗设备提手的挂钩, 拉力传感器与承重块连接, 带动承重块沿直导轨运动。限位装置包括支杆、套接于支杆上的限位块以及设置于支杆与限位块之间用于将限位块固定于支杆上的锁紧装置, 用于阻挡设备的移动。支杆沿直导轨方向安装在支架上, 可根据被测设备的高度进行打孔限位以满足不同设备的高度要求。加载试验装置的右上方为电控箱, 设有用于输入控制命令的触摸屏, 可根据拉力传感器读取的数据控制电机的输出功率;正上方为伺服电机, 用来提供装置测试时所需的拉力。

2 可控式医疗设备提手加载试验装置的工作流程

可控式医疗设备提手加载试验装置的工作流程为: (1) 将待检测设备放到支架的底端, 用挂钩钩住提手, 此时电控箱控制电机启动, 提拉医疗设备的提手, 在设备未与限位装置接触时, 拉力传感器读出设备的重量, 然后根据该重量自动输入拉力传感器的待检测测量值, 也可以手动输入, 一般待检测测量值为待检测设备重量的4倍; (2) 电机驱动拉力传感器提拉设备, 限位装置阻挡住设备的移动; (3) 当限位装置阻挡住设备运动时, 电机依然输出功率, 直到拉力传感器的测量值达到待检测测量值 (10 s内从零开始逐渐加大到试验值) ; (4) 电控箱控制电机保持输出功率, 使拉力传感器的测量值保持在待检测测量值一段时间 (标准规定为1 min) ; (5) 电机停止输出功率, 取下设备。在这个过程中, 若设备的提手损坏, 则标记为不合格产品;若没有损坏, 则标记为合格产品。

其中, 限位装置可以直接将设备固定在支架上, 或者在设备起初与限位装置有一定距离, 当设备移动到限位装置时, 限位装置阻挡设备移动。电控箱中预先输入的待检测设备的重量, 可以是事先已知的, 也可以是使用拉力传感器在进行加载试验时直接测量出的, 拉力传感器直接测量出的设备的重量数据可自动预存到电控箱中, 电控箱再根据设定的程序设定拉力传感器的待检测测量值。

3 结语

可控式医疗设备提手加载试验装置, 配合使用电控箱、拉力传感器、电机和限位装置, 可以快速、准确地对医疗设备提手进行加载试验, 试验可重复性强且基本都由机器操作, 可避免人工操作产生的误差, 提高了检测准确性和安全性。

该装置结构简单、安全实用, 可应用于医疗设备检测机构、医疗设备生产企业等, 目前已在深圳市医疗器械检测中心以及深圳市理邦精密仪器股份有限公司进行了测试验证, 试验效果良好。该装置的研制成功, 有利于保证医疗设备产品的安全性和有效性, 保障人民群众的生命健康。

摘要：本文详细介绍了一种可控式医疗设备提手加载试验装置的基本结构和工作流程。该装置主要由电控箱、触摸屏、伺服电机、滑轨、拉力传感器等构成, 可规范医疗设备检测过程, 提高医疗设备检测的准确性和效率。

关键词：可控式加载试验装置,医疗设备提手,电控箱,拉力传感器

参考文献

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加载设备篇2

在某验证结构静力试验中要求,提出一种基于Flex Test 200加载控制系统中的位控-力控模式转换控制加载技术,通过使用“位控-力控”模式转换技术,可以在任意状态下改变控制模式,从而满足试验件控制加载的要求。

1 方案描述

在试验过程中,首先1#作动筒为位控模式,由图1所示的中立平衡位置收缩到极限位置,2#作动筒为力控模式,跟随运动,同时1#载荷传感器监视力反馈,2#位移传感器监视位移反馈;当收缩到极限位置后(此时2#作动筒相应的伸出到极限),1#作动筒随后在逐步伸出至平衡位置,随后执行模式转换,由2#作动筒进行拉动。

在位控作动筒执行收放命令时,相应的力控作动筒始终有一个预紧力命令(拉向),保证其与杠杆之间的连接正常即可。

为了减小由于作动筒自身因素对试验的影响,本次试验选取了2个相同类型的位控作动筒,本次验证试验具体的加载点设置见表1。

2 基本原理

控制模式是指当前控制回路由哪些输入输出信号参与控制,控制模式转换就是切换参与控制的输入信号来改变当前的控制状态,即在控制通道有多路输入的前提下,通过切换当前反馈信号,由不同的反馈信号来参与控制作动器,其他输入作为监视的控制技术。模式转换技术通过切换当前反馈信号的技术替代了改变控制通道物理参数的方法来实现不同控制模式之间的转换。一种简单的控制通道模式转换原理如图2所示。

由图2可以看出,在同一控制通道中分别接入了载荷传感器和位移传感器,该通道始终有位移反馈和力反馈两路输入信号,但是任一时刻该回路只有一个反馈信号作为当前反馈参与控制,另一路反馈信号作为监视信号。而由哪一路反馈信号参与控制是根据当前的控制模式决定的,控制模式的选择就是当期反馈信号的选择,其通过输入信号选择器来实现。

在该系统软件中,控制模式是由用户分配的输入通道的类型决定的,一旦用户为某一通道分配了输入信号的类型,其当前控制模式(Active Control Mode)和默认控制模式(Default Control Mode)就确定了。当前控制模式是指该控制通道在当前状态下的控制模式,如果用户将某一通道定义为位控通道,其当前控制模式和默认控制模式就是位控模式,反之,如果将其定义为力控通道,其当期控制模式和默认控制模式就是力控模式。当某一控制通道同时有多个输入信号时,其当前控制模式和默认控制模式根据用户首先选择的输入信号决定。例如:一个控制通道同时有位移反馈输入和力反馈输入时,如果用户首先为该控制通道分配的是力反馈输入,其当前控制模式和默认控制模式就是力控模式,反之就是位控模式。当前控制模式和默认控制模式可以在输入通道的属性中进行更改。模式转换改变的就是控制通道的当前控制模式。

3 软件配置

3.1 通道配置

本次验证试验设置两个控制通道,每个控制通道都有两路输入信号,其中一路为位移反馈输入,另一路为力反馈输入。具体配置如图3(a)所示。

其中1#点CH117作为位移反馈输入(作为当前反馈),CH118作为力反馈输入;2#点CH119作为位移反馈输入,CH120为力反馈输入(作为当前反馈)。其对应的当前控制模式和默认控制模式如图3(b)所示。

模式转换可以在试验文件加载状态下的任意时刻执行,无论加压与否,模式转换可以由下列情况触发:

(1)由一个定义为一种模式转换动作的试验事件触发(例如由保护限触发或者在执行完某一谱块后触发);

(2)在试验中有包含模式转换命令的命令脚本触发(例如由控制面板中的功能键来触发);

在设置控制模式转换方式时,首先要将配置的控制模式(F1、P1、默认控制模式)添加到试验动作组(Action Groups)中,如图4(a)所示。

在动作组中依次将动作F1,P1,P-P设置为执行控制模式F1,P1和默认控制模式。这样就可以在飞行谱中任意行的起始位置或者结束位置添加所需要执行的模式转换动作,在运行该谱块时,所设置的试验动作会被自动执行。

也可以在试验事件(Events)设置中将功能键(Function key)2、3、4依次设置为执行默认控制模式、P1和F1。如图4(b)所示。

在设置完控制模式和模式转换方式之后,就可以进行载荷谱和飞行谱设置。

3.2 载荷谱设置

为了模拟方向盘操纵试验的加载方式,本次试验设置了逐级加载和自动加载(一级)两种加载方式,具体加载方法如下:

在载荷谱中,加载顺序是初始状态时为P1控制模式,即1#点为位控模式,2#点为力控模式,1#点主动加载,2#点跟随,逐级加载到极限位置,再回到中立位置,随后转换为F1控制模式,1#点为力控模式,2#点为位控模式,开始反向加载。在载荷谱中,当某一个加载点为力控模式时,其位移指令是无效的,反之如果其为位控模式,载荷命令是无效的。载荷谱的设置见表2。

3.3 飞行谱设置

飞行谱的初始位置为中立位置,初始状态为P1控制模式,当其再次回到中立位置时,进行模式转换,转换为F1控制模式,最后回到中立位置,如图5所示。

本次验证试验主要考察各加载点在运行过程中的跟随性以及在模式转换时的响应,试验加载过程中的加载曲线如图6所示。

由图6可以看出在加载过程中,各加载点跟随良好,误差满足要求。

4 结语

通过本次地面验证试验,验证了位控-力控模式转换的实现方式,通过现场观察以及试验数据分析,可以看出模式转换过程迅速,状态平稳,冲击小。符合试验的要求,所得到的试验数据满足结构静力试验中的要求,并在结构静力试验中成功运用,为以后类似的试验提供参考及借鉴。

摘要：根据某验证结构静力试验,为满足试验件加载的要求,提出一种基于FlexTest 200加载控制系统中的位控力控模式转换控制加载技术。通过模拟试验的验证,所得到的试验数据满足结构静力试验中的要求,并在结构静力试验中成功运用,为以后类似的试验提供参考及借鉴。

关键词：控制模式,位控力控,加载控制,通道,载荷谱,飞行谱

参考文献

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[11] 楼锡银.液压传动及控制技术[M].杭州：浙江大学出版社，2012.

三角斜拉挂篮加载试验篇3

季华大桥主桥为110+190+115米共415m的预应力混凝土变截面连续刚构, 单箱单室, 直腹板, 梁高为3.5米到10米。根据现场情况, 主桥中跨过河, 水深达7~8米, 边跨下地质条件复杂, 决定采用挂篮悬浇施工。两墩作为两个单“T”结构悬臂浇筑, 最后进行两次体系转换, 浇筑合拢段, 组成连续刚构体系。中跨和边跨分别划分为25块悬浇段, 长度为6×3+12×3.5+7×4米, 共88米, 箱梁最大块件重量为308t。8#和9#墩上共有四个0#块, 0#块施工完后, 开始进行挂篮拼装, 挂篮拼装后进行加载试验提取弹性变形值, 根据加载试验结果, 挂篮安全性储备满足要求后才能开始挂篮悬浇施工。

根据箱梁最大块重量确定挂篮最大承重能力为308t, 挂篮分为主桁承重系统和底篮模板系统两大部分。主桁承重系统由主梁、斜拉带、立柱、上前横梁、上中横梁 (含立柱平联) 以及主梁平联组成空间桁架, 在前后横梁上方设置分配梁, 通过吊带连接底篮、内滑梁、外滑, 挂篮的前支腿置于已浇箱梁段端部, 尾部与箱梁竖向预应力锚固, 挂篮在前支点下设置支腿, 后支点设行走小车反扣在工字钢轨道上, 由手拉葫芦在轨道上纵移。 (见图1)

2 挂篮加载试验测试内容

由于采用“水箱法”加载、砂袋堆载的加载试验方法存在操作复杂、安全度低、费工费时等, 季华大桥采用千斤顶模拟荷载进行加载试验, 对挂篮的焊接质量进行最后的验证, 同时针对挂篮施工时前端挠度主要是由于主桁件的变形引起的, 试验时要测出力与位移的关系曲线, 作为施工时调整底模板的依据。

挂篮测试是在静态荷载下, 对其主桁进行挠度观测, 挠度采用精密水平仪配标尺进行观测。观测项目分为后锚上挠值、前支点沉降值、主桁前端销子处下挠值、主桁上前横梁各个吊点下挠值。

挂篮主桁分级加载重量, 千斤顶压力表读数, 持荷时间, 分级说明见表1。

挂篮主桁最大试验荷载 (不计挂篮自重) 经计算为1936KN, 利用穿心式千斤顶模拟此荷载对主桁悬臂施工加外力。

3 加载程序与方法

3.1 加载方法

由于挂篮底篮、模板系统的受力结构形式比较简单, 设计计算相对精度比较高, 所以为了便于实际试验, 故挂篮只对主桁这一复杂的空间承载桁架结构进行等载法测试, 进而达到试验测试目的。测试前将挂篮主桁架在8#桥墩已浇筑的0#块箱梁上, 根据实际工作状态, 按照等载原理进行组合, 其两侧主梁的前支点通过支腿放在预先安放的工字钢支承轨道上。两侧主梁的尾端通过分配梁, 分别锚固在已浇箱梁的8根竖向预应力筋上;主桁前横梁分别放置十个穿心式油压千斤顶 (60t) 。每个千斤顶的中心穿一根精轧螺纹钢筋, 其上端通过压板, 螺母压在千斤顶的上端面, 其下端分别锚固在箱梁顶板底部, 通过千斤顶对主桁前横梁施加模拟荷载, 此模拟荷载加载系统 (见图2) , 按照荷载等级分级施加张拉力, 并做好各阶段的观测数据。

3.2 加载程序:

a.安装挂篮, 并做好加载试验前的其他准备工作。

b.根据加载布置方案在箱梁顶板预留孔洞, 并复核预留孔与后锚固钢筋的位置。

c.在各个吊点箱梁顶板底部设分配梁, 锚固φ32精轧螺纹钢。

d.在前横梁上安装穿心式千斤顶, 按照各级荷载分级对称施加张拉力, 张拉时, 先张拉靠近桥轴线两根竖向筋至第一级荷载完毕, 然后拉远离桥轴线两根竖向筋至第一级荷载完毕, 如此直至各级荷载张拉完毕。

e.记录各阶段的观测数据。

各阶段加载数值最大荷载 (1#梁重加悬吊模板支架重量) 按照1.25倍安全系数考虑, 每次加载后, 只进行变形观测, 观测项目见测点布设。

f.加载试验完成后, 对挂篮主桁销结处的销子和主桁架焊缝进行观测, 发现问题及时处理, 确保挂篮施工安全可靠。

3.3 测点布置

根据主梁的受力状态, 在大桥箱梁浇注过程中, 挂篮主桁前横梁各承载力的挠度 (竖向位移) , 主桁纵梁3米处、3.5米处、4米处的挠度直接影响挂篮的竖向标高, 从而影响箱梁各段浇注后的标高和空间造型, 是施工中的重要控制参数。而主梁后锚固点的竖向位移也影响主桁前横梁的竖向位移。因此在主桁前横梁各吊杆承力点和两侧主梁的后锚固点都设置竖向位移测点。

a.每片主桁的后锚处设置一个观测点, 即测点Lh, rh。

b.每片主桁的前横梁10个吊点及跨中位置设置观测点, 即1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10, m。

c.主桁纵梁前端左右各一点即L5、r5。

d.主桁纵梁从立柱起设L0、r0点, 2米设L2、r2点, 3米设L3、r3点, 3.5米设L3.5、r3.5点, 4米设L4、r4点。

3.4 变形观测方法及仪器

变形观测应采用国家二等水准测量或工程测量变形三等水准测量的精度等级要求和观测方法进行施测。按此要求进行能测量到变形量±1mm/km级的挠度值。

配备一台精密水准仪和配套设备进行变形观测, 精度可达到±0.7mm/km。

4 测试结果

通过加载测试检验了三角型挂篮各杆件的变形值以及其前端的挠度, 验证挂篮的实际承载力及其安全可靠性, 同时通过测试分别得出挂篮在分级加载1#梁段实体荷载作用下和各种载荷下主桁的弹性和非弹性变形参数, 为箱梁施工控制提供数据。具体的测试结果见表2。

结束语

加载测试试验得出的结论与设计值较为吻合, 利用其实测值有效地指导施工, 季华大桥主桥箱梁采用三角斜拉挂篮悬臂浇筑施工已全部完成, 一个对称段悬臂浇筑平均周期为8d, 每个对称段标高实测值与控制值对比均小于10mm, 中跨实现高精度合拢, 两端全断面高程差在-5~+8mm, 满足设计要求的±15mm, 整个主桥混凝土连续箱梁达到了外形美观、接缝平顺的要求。

摘要：大跨径连续T型钢构桥悬臂浇筑施工时, 挂篮的强度、刚度和安全性是施工过程中考虑的重点。本文结合广东季华大桥主桥悬臂浇筑的施工状况, 重点阐述了三角斜拉挂篮采用千斤顶模拟加载试验, 不仅为了确保挂篮安全使用的需要, 而且通过模拟压重检验结构, 消除拼装非弹性变形, 为悬臂浇筑施工高程控制提供可靠依据。

数据与服务混合加载系统篇4

申请公布日:2016.10.26

申请人:中国地质调查局发展研究中心

地址:100037北京市西城区阜外大街45号

发明人:周顺平;李晨阳;万波;胡茂胜;左泽均;叶亚琴;杨林;商云涛

Int.Cl.:G06F17/30 (2006.01) I

液压加载系统设计与调试篇5

飞行员在调整飞机飞行姿态、收放起落架等部件时需要利用液压系统驱动执行元件, 液压系统的功率来源便是发动机。液压加载系统是为了模拟飞机液压泵工作, 提取发动机功率并对液压系统内各参数进行测量, 评测液压泵在提取发动机部分功率后, 对发动机运转的影响。它包括供、回油管路、液压泵、测控制系统、电液比例阀、冷却系统五部分组成。其系统原理图如图1 所示。

1 典型液压泵主要技术参数

输入功率:131k W。液压油牌号:YH-10。过滤精度:5 ~ 8μm。泵进口工作液压力: 0.392±0.2MPa。工作压力:MPa。额定增压值:MPa。最大流量:215L/min。泵出口工作液压力:在26 ~ 28MPa范围内按特性线变化。

工作温度:a. 环境温度为-60 ~ +120℃, 短期允许+200℃ (短期指液压泵每工作1h, 其间不大于8min的某时间段) ;b. 泵进口工作液温度不高于125℃。

2 供油部分设计

依据液压泵进油口压力要求, 设计一个密闭油罐, 地面油泵将液压油打入密闭油罐内, 将氮气注入密闭油罐, 使油罐内液压油压力提升至液压泵进口需要的0.392±0.2MPa, 另外需要在密闭油罐上加装安全阀组, 防止气压过大造成液压泵进口油压超压;

管路最大流量为215L/min, 按压力油管道流速推荐值2.5m/s查《流量、流速及管子尺寸表》[1], 选低压管路为DN50, 高压管路DN32, 管路材质为不锈钢无缝钢管。

3 液压加载系统调整流量方式:

液压加载试验要求液压泵在不同的工作流量下对发动机进行功率提取, 且系统一直维持高压。传统液压泵加载设备利用多套节流喷嘴切换实现对流量的控制。在设备调试阶段需通过试验得出不同通径的节流喷嘴在工作压力下的流量特性;此种设计许投入大量时间及资金进行流量特性试验。为节约资金及调试时间, 选用电液比例阀对液压泵高压出口管路进行流量调节。此种流量调节方式优点是调节范围大, 调节方便, 可兼容多种型号液压泵, 但对液压油固体污染度要求较高。为保证液压加载系统工作范围足够宽广, 设计两套流量调节管路, 一路为大通径 (DN20) , 串装大流量电液比例阀;一路为小通径 (DN10) 串装小流量电液比例阀。两套节流管路都安装一个电液单向阀控制其通断。两套管路并联后接入液压加载系统, 其中小通径管路中加装一个小量程流量计, 防止小通径管路单独工作时液压加载系统中大量程流量计测量数据不准。

4 液压加载系统散热

液压加载系统中无执行元件, 液压泵提取的功率大部分能量均转化成热量, 使液压油温度上升, 降低液压油的黏性及润滑性, 严重时会使液压油变质污染, 造成液压元件损坏。所以需要在系统回油管路上加装冷却器冷却液压油。使液压油的工作温度不高于80 摄氏度。

冷却器散热面积计算如下:

按液压泵最大流量计算, 液压泵功率为131Kw。可近似认为液压泵的功率就是冷却器的散热功率。那么, 冷却器的散热面积计算如下:

冷却器散热面积

式中

H——冷却器散热功率, 取液压泵的输出功率即131Kw;

k——冷却器传热系数, 板式换热器取300W/ (m2K) ;

——液压油进出冷却器温度算术平均值与冷却水进出口算术平均值之差, 取经验数值40℃;经计算, 冷却器散热面积, 为保证试验安全, 扩大冷却器散热面积到14m2。

5 减震措施

现代飞机液压系统多用变量柱塞泵。其脉动的流量特性输出会产生压力脉动, 使液压管路产生强迫振动, 当液压泵的脉动频率与流体之谐振频率相接近时, 振动会进一步加强。所以设计的液压管路的固有频率必须高于液压泵最高脉动频率的1.5 ~ 1.2 倍。防止液压管路振动损坏液压泵等液压元件, 在液压管路与重要液压元件 (如液压泵、电液比例阀等) 连接处加装液压软管总成, 借以吸收不锈钢液压管路传导的振动。另外, 液压泵启动时液压系统管路瞬时压力过大。针对此问题, 在电液比例阀进油口处加装蓄能器, 对液压加载系统内的压力、流量脉动进行缓冲。

蓄能器容量计算:

式中

V0——蓄能器容量;

m——液压油质量;

p1——系统允许的最大冲击力;

p0——蓄能器充气压力, 一般取系统工作压力的90%;

0.285——当蓄能器快速释放能量时多变指数;

经计算, 蓄能器容量约为1.8 升。查样本选蓄能器容量为2.5 升。

6 试验过程中遇到的问题

转接段焊口开裂 (连接液压泵高压口与液压软管总成) 。转接段结构如图2 所示。焊口开裂多发生于平管嘴、钢管与立方体弯头焊接处。平管嘴、钢管与立方体弯头是插接焊接结构。焊缝形式为角焊缝。此种结构的优点是氩弧焊后管路内部无焊瘤, 可保证在高压场合下管路内部的清洁。缺点是焊接时熔池无法渗透管壁, 焊接强度无法保证。改进措施为重新设计转接段, 其结构如图3 所示, 取消立方体弯头, 使转接段焊缝尽量少;钢管与管接头焊接采用图4 所示结构, 将焊缝改为1 型焊缝 (对接焊) , 焊接时在转接段内通氩气, 既可以保证管路内壁上不形成焊瘤, 又可保证焊接强度。

液压加载试验中, 出现过大流向比例阀单独工作时液压加载系统压力不正常。经反复试验排故, 确定为电液比例阀执行机构在激励电流下不动作导致电液比例阀节流口全开, 液压系统相当处于卸荷状态。造成这种故障的原因是液压系统工作液固体污染度等级过高, 造成电液比例阀芯卡滞。将电液比例阀返厂维修并将系统内液压油用滤油车过滤, 直至油液固体污染度按GJB420A-1996 为7 级以内后, 恢复液压加载系统管路, 系统工作恢复正常。

7 结论

通过引入电液比例阀进行流量控制, 液压加载设备较原有加载设备调节流量范围更加广泛, 可兼容多种液压泵型号, 工人试验工作量大大降低, 通过长期使用考核, 其可靠性也较原有液压加载设备有所提高。

摘要：液压加载设备是航空发动机整机试车台必备设备。传统液压加载设备存在无法兼容多型号航空发动机加载试验要求、加载流量可调范围小, 工人试验前准备工作量大等缺点。为解决这些缺陷, 提高工作效率, 设计一套新型液压加载设备, 采用电液比例阀控制加载流量, 实现加载流量无级可调, 可兼容多种型号液压泵加载试验技术要求。

关键词：液压加载,系统设计,流量调节

参考文献

简支梁加载结果分析篇6

体外预应力加固技术在桥梁加固方面已得到大量的应用。对于体外预应力加固新建简支梁的承载能力有较多的分析,但对于体外预应力加固带缝简支梁的非线性方面研究较少。本文针对简支梁,利用ANSYS有限元软件,建立了非线性有限元模型,对简支梁在施加预应力阶段、开裂状态及极限状态的挠度及应力结果进行了对比分析,最后得出重要结论。

1 有限元分析

1.1 有限元模型的建立

利用ANSYS有限元程序对简支梁进行非线性分析。几何模型的建立采用分离式模型,钢筋的处理采用体分割法。普通钢筋与混凝土划分单元一致。预应力筋单独设置,划分单元,然后与混凝土相应结点进行相应耦合,锚固端节点与体外筋节点三个自由度耦合。

混凝土采用solid65单元[1],非线性分析中采用多线性等向强化模型“MISO”;普通钢筋与体外预应力筋采用双线性随动强化模型“BKIN”;体外预应力筋选择link10单元;锚固端和转向块和加载点为防止应力集中采用solid45单元。

1.2 模型建立时应注意问题

与无缝简支梁相比,体外预应力加固的带缝梁裂缝左右两侧应单独划分网格,在裂缝处混凝土与普通钢筋无粘结,其他地方完全粘结;裂缝处考虑混凝土的相互咬合作用,设置粘结面单元,采用Targe170单元和conta173单元来模拟。对于体外预应力无缝梁与带缝梁的跨中下缘混凝土开裂荷载是不同的,在模型建立过程中要对混凝土的参数进行具体的设置。

2 仿真分析

2.1 简支梁分析

试验梁采用文献[2]中的简支梁,梁的尺寸及钢筋与混凝土的参数按文献中选取。荷载采用按跨中集中一点分级加载方式施加。荷载步设置如下:TIME=1,为预应力施加阶段;TIME=2-n,每次施加外荷载为20KN,但在接近开裂及极限状态时每次所施加荷载数量减小。

此试验梁在梁下缘混凝土达到极限拉应力时出现开裂,极限荷载达到270KN。此梁试验结果与有限元结果吻合较好。

2.2 体外预应力简支梁分析

将试验梁施加体外预应力,有效预应力为312MPa,体外预应力的施加采用降温法,一次施加完毕,预应力筋的主要技术参数如表2所示,有限元计算结果如表3所示。

将梁施加了体外预应力后,此梁下缘产生了一定的预压应力,相对于简支梁,极限荷载提高了33.33%,提高了梁的承载能力;开裂状态的荷载也提高了59.54%,大大提高了梁体的抗裂能力;极限挠度增加了6.32%。此试验梁的理论计算结果与有限元计算结果吻合较好。

2.3 体外预应力加固带缝梁的分析

此试验梁是文献中带裂缝的梁,对它施加体外预应力,缝高为352.5mm,有效预应力仍为312MPa,模型如图1及时程曲线如图2、图3、图4所示。

带缝梁在施加预应力后,下缘混凝土产生了预压应力,裂缝闭合,产生反拱,此反拱较体外预应力梁大;由于裂缝处混凝土混凝土不能承受拉应力,开裂荷载较小,而简支梁与体外预应力梁,在梁下缘混凝土达到抗拉极限强度时出现裂缝,开裂荷载较大;达到极限状态时,体外预应力带缝梁极限荷载虽比体外预应力梁小,但却比简支梁提高了18.52%,提高了梁的承载能力。

3 结论

3.1 此分析模型充分考虑了非线性的影响,有限元分析结果与理论或试验结果吻合较好,为此类结构的分析提供了有效的方法。

3.2 采用体外预应力技术可使梁的承载力得到提高,对于新建梁体还可提高抗裂性能,此加固技术是切实可行的。

3.3 模型没有考虑在施加体外预应力后,随裂缝高度的变化梁的承载能力提高情况,对于裂缝处混凝土的咬合作用考虑不是特别精确,因此对于模型的准确性有待于进一步提高。

参考文献

[1]吕西林,金国芳,吴晓涵.钢筋混凝土结构非线性有限元理论及应用[M].上海:同济大学出版社,2002.

[2]张耀庭,邱继生.ANSYS在预应力钢筋混凝土结构非线性分析中的应用[J].华中科技大学学报,2003,20(4):20-23.

双作动筒串联加载控制技术篇7

1 方案描述

1.1 双作动筒的连接方式

双作动筒连接方案选取了尾部对接的方式,若两个作动筒吨位一样的话,可直接连接,若吨位不一样的话,连接部位设计了一个专用连接段,为了满足加载载荷要求,设计了针对不同底座大小作动筒对接使用的连接段,如图1(a)所示。各种大小的作动筒都可以通过连接段连接,如图1(b)所示。另外还专门设计了作动筒固定耳环,用来稳定安装后的作动筒。

1.2 双力控作动筒的油路连接方式

由于使用的两个力控作动筒要用一个控制模块,所以控制模块采用与作动筒分离的连接方式,油路的连接也要与单作动筒不同,对于力控+位控作动筒不需要使用同一个控制模块。

2 验证试验的目的

(1)方案的可行性;

(2)在加载过程中出现的问题及解决方法;

(3)检查加载控制设备运行情况,调整控制参数,使加载系统协调、可靠,加载精度满足试验要求;

(4)验证试验配置的正确性;

(5)验证试验设备安装的正确性。

3 验证试验

3.1 力控+力控验证试验

为了保障作动筒加载流量,油管的选取使用了加粗油管,如图2(a)所示。分离连接的控制伺服模块如图2(b)所示。

进行验证试验时,按照双作动筒连接方法接好管路及作动筒,控制模块连接油路和控制信号线。并在调试时先不闭环连接,收放作动筒数次,观察活塞杆变化。收放正常后连接并逐级施加载荷,调试控制参数,使加载作动筒的动作能快速跟随命令,不抖动,反馈平稳,保证加载精度,使各加载点加载误差最小,跟随性、稳定性满足试验要求[1]。

调试过程中,在两个作动筒过渡期(即:下面的作动筒收完,上面的作动筒准备收缩)时,作动筒有明显的振动,反馈在±1 500 N左右振动(见图3),而在调整控制参数以后,振动频率明显降低,并且反馈在±700 N左右振动,如图3所示。

进行验证试验,位控作动筒模拟试验件变形在不断地伸出,而双力控作动筒在不断施加载荷。从验证试验的数据结果可以看出,双作动筒串联加载的静态误差都小于1%FS(FS:传感器的满量程),加载控制结果满足试验要求。图4为双作动筒串联加载曲线图。

串联作动筒连接理论图如图5所示。在串联作动筒加载过渡期出现冲击载荷的原因分析:当作动筒活塞杆全部伸出时,活塞与前端盖相接触如图6所示,即死区位置,此时当作动筒需要回收时,油液压力不能完全作用在活塞上,即在此位置活塞有效面积减小,需要提高油液压力到启动值,活塞才能动作。一旦离开死区,活塞有效面积恢复为正常值,在油液启动压力下,作动筒会有载荷冲击,随后油液压力恢复到正常值,作动筒平稳运行。

从验证试验可以得出以下结论:

(1)同一个作动筒,在相同级差下,载荷越大,冲击越大;

(2)同一个作动筒,在相同载荷下,极差越小,冲击越小;

(3)在两个作动筒交替时,有冲击载荷;

(4)在增益、积分、速率、阻尼、阀电流限制等控制参数中,阀电流限制参数对减小冲击载荷较为显著,其他参数效果不太明显。

3.2 力控+位控验证试验

首先对力控和位控作动筒进行收放、连点及单点调试,然后进行验证试验。

3.2.1 单一加载方式

单一加载方式是指先对模拟试验件的位控作动筒加载,到达一定载荷时,再用上面的位控作动筒进行收缩。上面的位控作动筒收缩时,力控作动筒的活塞杆则是向外伸出的。图7分别是加载、卸载时的图形,图中右上部分为力控作动筒加载图像,右中为位控作动筒加载图形,右下为模拟试验件变形的位控作动筒收放图形,图8为位控加载曲线。

从曲线中可以看出力控+位控双作动筒串联单一加载方式加载过程较为平稳,误差均为1%FS(FS:满量程),满足试验大纲的要求。

3.2.2 同步加载方式

同步加载方式是指力控+位控双作动筒同时进行加载。如图9所示,图中右上部分为力控作动筒加载图像,右中为位控作动筒加载图形,右下为模拟试验件变形的位控作动筒收放图形。图10和图11为力控及位控作动筒加载曲线。

从曲线中可以看出力控+位控双作动筒串联同步加载方式加载过程较为平稳,力控作动筒加载时有些微小震动,可调整控制参数使之平稳。加载控制误差均1%FS,满足试验大纲的要求。

4 结语

由以上的试验可以得出,力控+力控的加载方法具有以下特点:

同一个作动筒,在相同级差下,载荷越大,冲击越大;同一个作动筒,在相同载荷下,极差越小,冲击越小;在两个作动筒交替时,有冲击载荷;在增益、积分、速率、阻尼、阀电流限制等控制参数中,阀电流限制参数对减小冲击载荷较为显著,其他参数效果不太明显;在加载方面,加载精度满足试验要求,保证受载准确,误差小于1%。

力控+位控的加载方法具有以下特点:

使用两个控制通道,可以任意对力控或位控进行加载;在设计载荷谱时,需推算试验件变形量;无冲击载荷,加载较为平稳;在加载方面,加载精度满足试验要求,保证受载准确,误差小于1%。

双作动筒串联加载控制技术可以在大变形静力试验时应用,为解决设备行程不够问题开创了一种新的控制方法及思路,在今后的类似试验中可以借鉴其控制方法,为试验的顺利完成提供保障。

摘要：根据某验证结构静力试验,为满足试验件大变形情况下加载的要求,提出一种利用双作动筒串联的方式进行试验控制加载的技术。通过模拟试验的验证,所得到的试验数据满足结构静力试验中的要求,并在结构静力试验中成功运用,为以后类似的试验提供参考及借鉴。

关键词：双作动筒,串联,力控/力控,位控/力控,加载控制

参考文献

[1]王全红,滕申科.飞机结构可动翼面试验加载方法[J].结构强度研究,2007(1):45-51.

[2]胡寿松.自动控制原理[M].5版.北京:科学出版社,2007.

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[5]刘豹,唐万生.现代控制理论[M].北京:机械工业出版社,2011.

[6]黄德先.过程控制系统[M].北京:清华大学出版社,2011.