试验的研究（精选12篇）
试验的研究 篇1
为了制定汽车行业老化试验国家标准GB/T32088-2015《汽车非金属部件及材料氙灯加速老化试验方法》和GB/T 31881-2015《汽车非金属部件及材料紫外加速老化试验方法》,美国Q-Lab公司与20几家汽车主机厂、材料厂商和测试机构组织进行了实验室加速老化试验与户外曝晒试验的对比研究。本文是此次对比研究系列文章的第2部分。主要介绍针对汽车外饰油漆的氙灯耐候老化试验方法及试验结果。汽车行业老化试验国家标准制定工作背景请参照本系列文章的第1部分[1]。
1 汽车外饰油漆耐候老化测试方法
制定《汽车非金属部件及材料氙灯加速老化试验方法》和《汽车非金属部件及材料紫外加速老化试验方法》标准需要相关对比试验的支持,不仅要开展实验室加速老化试验,也应进行户外老化曝晒,因为户外自然曝晒是实验室加速老化试验的基础,可用于指导实验室加速老化试验。
1.1 户外曝晒试验
选择了两个典型曝晒场。一个是中国兵器工业第五九研究所的敦煌曝晒场,属典型的沙漠气候条件。该曝晒场位于东经94°41′、北纬40°09′,海拔高度1 139.0 m;年辐射总量为6 425 MJ/m2、年均降雨量为39 mm,年均相对湿度38%、年平均气温为10.8℃,月平均最高气温为24.9℃(7月)。
另一个是海南热带汽车试验有限公司的琼海曝晒场,属典型的亚热带气候条件。该曝晒场位于东经110°28′、北纬19°15′,海拔高度20.0 m;年辐射总量为5 400 MJ/m2、年均降雨量为2 000 mm,年均相对湿度85%、年平均气温24.0℃,月平均最高气温为28.4℃(7月)。
不管是敦煌曝晒场还是琼海曝晒场,试验样品都是放在汽车外饰件户外曝晒箱(Black Box)中进行曝晒。敦煌曝晒场的Black Box曝晒角度为45°朝南,琼海曝晒场的Black Box曝晒角度为20°朝南。
1.2 实验室加速老化试验
针对汽车外饰油漆制定了多种氙灯老化试验方法,如表1所示。其中试验方法1和试验方法3是参考SAE J2527标准《使用可控辐照度的氙灯设备对汽车外饰件进行加速暴露测试的以性能为基础的标准》中的方法,试验方法2、试验方法4和试验方法5是参考一些主要汽车主机厂的试验方法。
1.3 试验样品
参与本次标准制定的单位一共提供了40种油漆样板,样品颜色有黑、白、红3种。其中黑色样板14种,白色和红色样板各13种。
2 汽车外饰油漆耐候老化测试结果及分析
2.1 户外曝晒结果
对测试样品进行评估时,会测量样品的光泽变化、颜色变化,观察样品是否粉化、起泡、开裂、氧化、脆化等。本文主要分析样品的光泽和颜色变化。
a.样品光泽变化的评定参照ASTM D523《镜面光泽试验方法》,用反射计以85°几何条件进行测定。
b.样品颜色变化的评定参照ASTM D2244《用仪器测定颜色坐标法计算颜色容差和色差的标准规范》,选用CIE L*a*b*色空间、D65光源、10°观察者、镜面反射包含条件进行测定。
在敦煌曝晒场和琼海曝晒场分别曝晒18个月,样板的失光率分布和颜色变化分布情况见图1和图2。
由图1可见,参照GB/T 1766《色漆和清漆涂层老化的评级方法》,无论在哪个曝晒场,大部分样板属于轻微失光、很轻微失光,只有小部分样板属于明显失光和严重失光。
由图2发现,参照GB/T 1766《色漆和清漆涂层老化的评级方法》,无论在哪个曝晒场,大部分样板属于轻微变色、很轻微变色,只有小部分样板属于明显变色和较大变色。
2.2 实验室加速老化测试结果
按表1的试验方法使用氙灯加速老化试验箱[2]对样板进行加速测试,测试时间为1 200 h,样板的失光率分布和颜色变化分布见图3和图4。
由图3和图4发现,样板经不同试验方法的失光快慢和颜色变化快慢不同。如试验方法1比试验方法3变化慢,因为试验方法1使用日光滤光器,试验方法3使用紫外延展滤光器。
2.3 实验室加速老化试验与户外曝晒试验之间的相关性
实验室加速老化试验与户外曝晒试验之间的相关性以及两个户外曝晒场之间的相关性研究参考了ASTM G169《环境试验基本统计方法应用指南》中的spearman排序方法。相关系数rs指的是利用两种不同的测试方法对一组样品进行测试,所得试验结果之间的相关性。rs的计算公式如下。
式中,di为两列成对变量的等级差数,n为样品的个数。
将18个月户外曝晒试验数据按照样板的失光率和颜色变化ΔE*大小分别进行排序;将氙灯试验数据按照样板失光率达到50%和颜色变化ΔE*达到3.0的时间分别进行排序。表2是样板的光泽变化的相关系数,表3是样板的颜色变化的相关系数。
从表2看出,对于样板的光泽变化而言,氙灯试验与琼海之间的相关性好于氙灯试验与敦煌之间的相关性。试验方法1与户外曝晒之间的相关性较好,与敦煌之间的相关系数为0.76,与琼海之间的相关系数为0.88。
从表3看出,对于样品的颜色变化,氙灯试验与两个户外曝晒场之间的相关系数都比较好,试验方法1与敦煌之间的相关系数为0.66,与琼海之间的相关系数为0.95。
3 结论
a.对于样品的光泽变化,氙灯试验与琼海之间的相关性好于氙灯试验与敦煌之间的相关性。
b.对于样品的颜色变化,氙灯试验与敦煌和琼海之间的相关性都比较好。
c.对于氙灯老化加速试验,综合考虑样品的失光、颜色变化,及与户外曝晒之间的相关性,将试验方法1、试验方法2和试验方法3(首推试验方法1)推荐并写入GB/T 32088-2015《汽车非金属部件及材料氙灯加速老化试验方法》中。
试验的研究 篇2
采用接触反应柱对污泥臭氧氧化过程中污泥性质的变化进行了研究.结果表明,在相同臭氧投量下,低浓度臭氧分解污泥的效率较高;在臭氧投量为0.1gO3/gSS、臭氧浓度为16.8mg/L时,臭氧化使污泥溶液中的溶解性TOC从114.9mg/L增加到803.7mg/L;臭氧氧化后溶解性IC(无机碳)从2.63mg/L减少到1.02mg/L;臭氧氧化显著提高了污泥沉淀性能,氧化后污泥的SV和SVI相当于氧化前28.9%和58%.臭氧氧化使污泥的pH从初始的`7.13降低到投量增加到o.44gO3/gSS时的4.40.污泥臭氧化的最佳投量点为0.1gO3/gSS.
作 者：王琳 孙德栋 Wang Lin Sun Dedong 作者单位：中国海洋大学环境科学与工程学院,山东,青岛,266003 刊 名：环境污染与防治 ISTIC PKU英文刊名：ENVIRONMENTAL POLLUTION AND CONTROL 年，卷(期)： 27(2) 分类号：X7 关键词：臭氧氧化 污泥的处理与处置 污泥分解 沉降性能
试验的研究 篇3
关键词：沥青混合料；疲劳试验；加速加载；实验方法
一、前言
沥青混合料的疲劳性能一直是国内外沥青路面研究者较为关注的问题，了解和掌握沥青路面的力学特性和疲劳损伤特性对于改进沥青路面设计方案，及时进行路面的养护维修具有重要意义。已有大量的学者对沥青混合料的疲劳特性进行了相关的研究，主要表现在室内间接拉伸疲劳试验、拉压疲劳试验、弯曲疲劳试验等，这些室内疲劳试验都具有一定的局限性，即试件周边无约束、试件受力较为单一，与实际路面的力学状态有较大的差异性，不能科学合理的揭示实际路面的疲劳损伤规律。鉴于室内试件疲劳试验的诸多缺陷，有必要寻找一种更接近路面实际运营状态的加载方式，来探究路面实际工作状态的力学性能和疲劳性能。本文介绍了一种新的疲劳试验方法，即利用小型加速加载设备模拟行车对路面的力学响应状态，通过MTS测试不同加载次数下试件抗压回弹模量，以刚度的衰变来揭示沥青混合料的疲劳损伤演化规律。
二、常见疲劳试验方法
目前，国内外在进行沥青混合料疲劳性能研究时常用的试验方法大致可分为四种：第一种是模拟实际路面在汽车荷载作用下的疲劳试验，如美国的AASHTO试验路；第二种是足尺路面结构在模拟行车荷载作用下的疲劳试验，包括环道试验和加速加载试验，如南非的重型车辆模拟车（HVS）、澳大利亚的加速加载设备（ALF）等；三是试板试验法；四是室内小型试件的疲劳试验。前三种试验方法虽然可以较好地模拟实际路面的应力状态和环境条件，但试验成本投入高、试验周期长，而且试验的影响因素不易控制，并未得到广泛应用，应用较多的是周期短、费用少的室内小型试件的疲劳试验。室内小试件疲劳试验方法种类很多，主要有以下几种：拉压疲劳试验、弯曲疲劳试验、间接拉伸疲劳试验等。
1.弯曲疲劳试验
弯曲疲劳试验的加载模式有：中点加载（三点弯曲）、三分点（四点弯曲）加载和悬臂粱加载三种。其中中点加载弯曲试验试件和成型方法，按《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》（JTJ 052-2000）T0703-43规定的轮碾压实，再切割成小梁的方法成型试件。四点弯曲疲劳试验加载设备主要有美国沥青协会和加州理工大学伯克利分校所采用的两种。英国诺丁汉大学采用的疲劳试验设备是旋转悬臂梁。
2.拉压疲劳试验
这种试验由英国道路交通研究实验室开发，试件尺寸为75mm×75mm×225mm，采用液压伺服系统对试件施加荷载，可以用于荷载恢复期的影响研究。
3.间接拉伸疲劳试验
劈裂疲劳试验对圆柱体试件施加沿着径向的重复荷载，这样使得试件在垂直荷载作用的方向产生一个均匀拉应力。
四种疲劳试验方法汇总如下表1所示：
三、现行疲劳试验方法的不足与缺陷
对于这些传统的室内小型试件疲劳试验，在模拟实际路面在行车荷载作用下的力学性能、分析沥青混合料的疲劳损伤特性方面存在着诸多不足，主要表现在以下几个方面：
1.到目前为止，各国对疲劳试验还没有形成统一的试验标准，不同的试验方法得到的实验结果有着较大的差异；即使是相同的试验方法，控制模式不同（如应变控制或者应力控制）得到的疲劳性能截然相反，如应力控制模式下，较高劲度的沥青混合料具有较大的疲劳寿命，应变控制模式下，较高劲度的混合料却表现出较小的疲劳寿命。
2.对疲劳失效判据的定义也未达成共识，不同的控制模式下破坏准则不同，应力控制模式下的疲劳试验一般以试件断裂为破坏标准，而应变控制模式下的疲劳试验中则以试件劲度模量下降到初始劲度的一定比例作为破坏标准，实际上不同的研究者采用的破坏标准也并不相同，具有较强的主观性。
3.在研究沥青混合料疲劳性能时以现象学方法为主，该方法仅从初始力学响应与疲劳寿命之间的关系出发，不能描述沥青混合料的疲劳演化过程，不能从根本解释整个疲劳过程中沥青路面产生疲劳的原因以及疲劳破坏前后各性能的变化情况。
4.这些传统的室内小试件疲劳试验在加载形式上均具有共同的缺陷，即试件在加载过程中没有围压的限制，试件的受力状态较为单一，与实际路面受力状态有很大的差异。
前三点造成了不同机构、不同研究者得到的试验结果可对比性差，不便于科研工作的相互交流，研究成果也无法得到大范围的推广及应用。第四点则造成了这些传统的室内小试件疲劳试验中试件的受力状态与实际交通荷载作用下的路面结构行为状态相差甚远，对于评价沥青混合料的疲劳性能会有较大的偏差。
四、基于加速加载试验的疲劳试验方法
鉴于上述实验缺陷，本文提出一种新的沥青混合料的疲劳
试验方法，即利用小型加速加载设备来模拟实际路面上行车荷载对路面的力学响应情况，通过测试不同加载次数下试件的抗压回弹模量，以刚度的衰减来表征沥青混合料的疲劳性能。
实验设备：加速加载试验系统MMLS1/3（Model Mobile Load Simulator at 1/3rd scale）和美国进口的材料试验系统MTS（Material Test System）。
实验步骤：
首先；利用加速加载实验设备MMLS1/3对试件进行10万次、30万次、50万次、70万次、100万次、120万次、140万次等不同加载次数的加速加载试验。
其次；利用MTS（Material Test System-Landmark）材料试验系统测试试件的抗压回弹模量。回弹模量的测试按6个等级加载，分别取0.25mm、0.50mm、0.75mm、1.00mm、1.25mm、1.50mm六个位移等级作为试验荷载，以2mm/min的速率进行加载，每加载到一个等级后，再以同等速率进行卸载，然后静压30s，依次进行下一等级的加载、卸载试验。
nlc202309062145
最后；计算分析，按下式（1）计算各级荷载下试件承受的压强qi，然后将各级荷载下的压强与对应的回弹应变ΔLi/L绘在同一个坐标轴内，将qi～ΔLi/L曲线上接近线性的四个点进行线性拟合，得到的斜率n即为试件的抗压回弹模量
qi=PiS（1）
E=n（2）
式中：qi—相应于各级试验荷载Pi作用下的压强（MPa）；
Pi—施加于试件的各级荷载值（N）；
L—试件轴心高度（mm）。
S—试件的横截面积（mm2）
E—抗压回弹模量（MPa）；
N—拟合qi～ΔLi/L曲线的斜率；
在此需要说明的是，在进行回弹模量测试时，由于所施加的位移等级很小，加载至最大位移的等级时试件所受的力也相对较小，在这六个等级的位移加载卸载过程中，试件的应力、应变近似线性变化，主要发生弹性变形，对试件的损伤很小，与加速加载过程所造成的损伤相比，可以忽略不计。
五、结论
本文介绍了几种常见的沥青混合料疲劳试验方法，并分析了这些方法的缺点与不足，同时提出了提出基于加速加载试验的沥青混合料疲劳试验方法，此方法下试件周围受到约束，试件承受轮胎的重复荷载作用，与实际路面在行车荷载作用下的受力状态接近，该方法弥补了传统的疲劳试验方法的诸多缺陷。为以后的沥青路面性能检测提供了另一种参考依据。
参考文献：
[1]《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》[S].（JTJ 052-2000）T0703-43
[2]熊涛，严世祥.小型加速加载设备MMLS-1/3试验方法及数据分析简介[J].低碳世界，2014，第1期
[3]贾倩，赵强，王勇.小型公路路面加速加载实验设备MMLS-1/3[J].筑路机械与施工机械化，2009，（26）.
[4]虞将苗，张肖宁.三种沥青混合料四点弯曲疲劳试验机的对比[J].筑路机械与施工机械化，2011，01.
[5]陈飞，吴勇往，陈明，孟书涛.密级配沥青稳定碎石疲劳性能研究[J].公路2011，04.
[6]李本亮，黄卫东，黄明.沥青混合料自愈合特性四点弯曲疲劳试验研究[J].建筑材料学报2015，03.
试验的研究 篇4
1汽车行业老化试验国家标准制定工作背景
我国汽车行业老化试验的现状是,测试方法没有相关的国家标准或行业标准,不同主机厂使用不同的测试方法,从而造成行业内标准使用混乱的局面,具体表现在以下几个方面。
a.某零部件厂商如果给几家主机厂供货,那么同一种产品需要使用多种方法进行重复测试。
b.因为国内汽车老化标准的缺失,业内有些供应商和主机厂常采用其它行业(如油漆、塑料和纺织等)的标准,而这些标准中规定的测试条件不一定适用于汽车行业。
c.目前使用的一些国际标准或欧美汽车主机厂的标准往往是根据欧美气候条件制定的,试验方法是否可以模拟我国的气候条件有待考证。
因此制定统一的汽车行业老化试验国家标准非常重要。由国家汽车质量监督检验中心(襄阳) 申请制定的GB/T 32088-2015《汽车非金属部件及材料氙灯加速老化试验方法》和GB/T 31881-2015 《汽车非金属部件及材料紫外加速老化试验方法》 已经正式发布。这两个标准由全国汽车标准化技术委员会归口,国家汽车质量监督检验中心(襄阳)和美国Q-Lab公司中国代表处负责组织工作, 东风汽车公司技术中心、中国第一汽车股份有限公司技术中心、一汽-大众汽车有限公司、中国兵器工业第五九研究所、海南热带汽车试验有限公司、泛亚汽车技术中心有限公司和神龙汽车有限公司等20家单位参与了标准制定。
2汽车内饰塑料耐候老化测试方法
制定《汽车非金属部件及材料氙灯加速老化试验方法》和《汽车非金属部件及材料紫外加速老化试验方法》标准,需要相关对比试验数据的支持,不仅要开展实验室加速老化试验,也应开展户外老化曝晒试验。因为户外自然曝晒是实验室加速老化试验的基础,可用于指导实验室加速老化试验方法的制定。
2.1户外曝晒试验
选择了两个典型曝晒场。一个是中国兵器工业第五九研究所的敦煌曝晒场,属典型的沙漠气候条件。该曝晒场位于东经94°41′、北纬40°09′, 海拔高度1 139.0 m;年辐射总量为6 425 MJ/m2、年均降雨量为39 mm,年均相对湿度38%、年平均气温为10.8 ℃,月平均最高气温为24.9 ℃(7月)。
另一个是海南热带汽车试验有限公司的琼海曝晒场,属典型的亚热带气候条件。该曝晒场位于东经110°28′、北纬19°15′,海拔高度20.0 m;年辐射总量为5 400 MJ/m2、年均降雨量为2 000 mm, 年均相对湿度85%、年平均气温24.0℃ ,月平均最高气温为28.4 ℃(7月)。
不管是敦煌曝晒场还是琼海曝晒场,试验样品都是放在汽车内饰件户外曝晒箱(AIM Box)中进行曝晒。敦煌曝晒场的AIM Box曝晒角度为45° 朝南,琼海曝晒场的AIM Box曝晒角度为20°朝南; 箱内的最高温度都设定为102 ℃。
2.2实验室加速老化试验
针对汽车内饰塑料制定了多种氙灯老化试验方法,如表1所示。其中试验方法3是参考SAE J2412标准《使用可控辐照度的氙灯设备对汽车内饰件进行加速暴露测试》中的方法;试验方法1是对SAE J2412中方法的优化,因为针对汽车内饰塑料,窗玻璃滤光器比紫外延展滤光器更适合模拟车内情况;试验方法2、试验方法4和试验方法5是参考一些主要汽车主机厂的试验方法。
2.3试验样品
参与制定本标准的单位一共提供了45种塑料样板。这些样板均为PP材料,样品颜色有黑、米、 灰3种,每种颜色分别有15种样板。
3汽车内饰塑料耐候老化测试结果及分析
3.1户外曝晒结果
对测试样品进行评估时,会测量样品的光泽变化、颜色变化,观察样品是否出现粉化、起泡、开裂、氧化、脆化等。本文主要分析样品的光泽和颜色变化。
a.样品光泽变化的评定参照ASTM D523《镜面光泽试验方法》,用反射计以85°几何条件进行测定。
b.样品颜色变化的评定参照ASTM D2244《用仪器测定颜色坐标法计算颜色容差和色差的标准规范》,选用CIE L*a*b*色空间、D65光源、10°观察者、镜面反射包含条件进行测定。
在敦煌曝晒场和琼海曝晒场分别曝晒18个月,样板的失光率分布和颜色变化分布情况见图1和图2。
由图1可见,参照GB/T 1766《色漆和清漆涂层老化的评级方法》,无论在哪个曝晒场,大部分样板属于轻微失光、很轻微失光,只有小部分样板属于明显失光和严重失光。
由图2发现,参照GB/T 1766《色漆和清漆涂层老化的评级方法》,无论在哪个曝晒场,大部分样板属于轻微变色、很轻微变色,只有小部分样板属于明显变色和较大变色。
3.2实验室加速老化测试结果
按表1的试验方法,使用氙灯加速老化试验箱[1]对样板进行加速测试,测试时间为1 200 h,样板的失光率分布和颜色变化分布见图3和图4。
由图3看出,不同试验方法的样板的失光快慢不同。试验方法1和试验方法3的样板的失光比其它试验方法的快。这可能是因为试验方法1和试验方法3不但运行光照循环而且还运行黑暗循环,并且运行黑暗循环时箱体内的相对湿度是95%,这种潮湿的测试环境使样品更快失光。试验方法4的样品失光最慢,可能是因为辐照度、黑标温度、箱体空气温度及相对湿度都较低造成的。
由图4看出,不同试验方法的样板的颜色变化快慢不同。试验方法4的样板的颜色变化最慢,因为样品的颜色变化更多地与光源的光谱、辐射量相关,所以可能是因为辐照度较低造成的;而其它试验方法的辐照度相差不大,所以样板的颜色变化快慢差不多。
3.3实验室加速老化试验与户外曝晒试验之间的相关性
实验室加速老化试验与户外曝晒之间的相关性以及两个户外曝晒场之间的相关性研究参考了ASTM G169《环境试验基本统计方法应用指南》中的spearman排序方法。相关系数rs指的是利用两种不同的测试方法对一组样品进行测试,所得试验结果之间的相关性。 rs的计算公式如下。
式中,di为两列成对变量的等级差数,n为样品的个数。
将18个月户外曝晒试验数据按照样板的失光率和颜色变化ΔE*大小分别进行排序;将氙灯试验数据按照样板失光率达到50%和颜色变化 ΔE*达到3.0的时间分别进行排序。表2是样板的光泽变化的相关系数,表3是样板的颜色变化的相关系数。
从表2看出,对于样板的光泽变化而言,相比于敦煌和琼海这两个户外曝晒场之间0.09的相关系数,氙灯试验与敦煌曝晒试验、氙灯试验与琼海曝晒试验之间的相关系数都比较好,尤其是试验方法1与琼海曝晒试验之间的相关系数达到了0.80。
从表3发现,对于样板的颜色变化而言,氙灯试验与两个户外曝晒场之间的相关系数都比较好,而且两个户外曝晒场之间的相关系数也比较好。
4结论
a.对于样品的光泽变化,相比较敦煌和琼海这两个户外曝晒场之间0.09的相关系数,氙灯试验与敦煌和琼海之间的相关系数都比较好。因此, 不同试验条件下的户外曝晒是必要的;
b.对于样品的颜色变化,氙灯试验与敦煌和琼海之间的相关性都比较好;而且两个户外曝晒场之间的相关系数也比较好;
c.对于氙灯老化加速试验,综合考虑样品的失光、颜色变化以及与户外曝晒之间的相关性,将试验方法1、试验方法2和试验方法3(首推试验方法1)推荐并写入GB/T 32088-2015《汽车非金属部件及材料氙灯加速老化试验方法》中。
参考文献
主流倾斜的引射器试验研究 篇5
作者设计了4种主流倾斜的引射器模型,分别在5种主气流倾斜角和4种排气反压下,完成了模型冷流试验.试验表明,4种模型中具有等直管的模型3,4引射系数普遍高于大头模型1,2.在零气流角和反压为大气压时,约高10%左右,最高引射系数为3.379.试验还表明,具有等直管的模型3和模型4能承受的`反压较大.引射系数N为零的反压可高至900 mm水柱左右.4种引射器模型中,模型4的综合性能最好.
作 者：张以 徐辉 沈炳炎 徐琪强 牛延云 ZHANG Kun-yuan XU Hui SHEN Ping-yuan XU Qi-qiang NIU Yan-yun 作者单位：张以,徐辉,ZHANG Kun-yuan,XU Hui(南京航空航天大学,动力工程系,江苏,南京,210016)
沈炳炎,徐琪强,牛延云,SHEN Ping-yuan,XU Qi-qiang,NIU Yan-yun(沈阳航空发动机研究所,辽宁,沈阳,110015)
办公建筑的天然采光试验研究 篇6
【关键词】办公建筑；天然采光；试验研究
前言
所谓的天然采光，就是将日光引入办公建筑内部，然后将引入的日光进行合理的分配，为办公建筑提供更加理想化的照明环境。天然采光的运用，不仅可以减少照明用电，使得资源充分利用，还可以营造出一个动态的室内环境，在陶冶情操的同时也促使室内人员身心健康的发展。
1.模型相似度分析
所有的模型都会与原型存在误差。就说办公建筑的模型，它与办公建筑就存在有一些不同的特征参数，比如透光度、窗墙比等。为了验证模型与原型的相似度，我们进行了模型试验。
1.1理论分析
试验模型采用的是一个比例为1：2的缩小模型，要求它与原型的几何结构、特征参数都相似或者相同。就对于室内的某一点的照度而言，由于模型与原型的相对应点的仰角和方位角相同，而且处于相同的位置所看到的天空大小是相同的，再加上有相同的透光度，所以缩小模型和原型相对应的点的照度是相同的。
1.2模型计算分析
本文采用的是RADIANCE软件对模型进行了模拟计算，已知原型的长宽高分别为6*4*3（m），且窗户开在南向外墙之上，大小分别为3.2*1.5（m），窗台高为1m，透光率为0.502，天花板/内墙/地板的反光率分别为0.75/0.7/0.35，1：2的模型除了几何结构发生变化外其余参数都保持不变。在这样的条件下，分别对缩小模型和原型的室内照度进行数据记录，然后进行偏差比较，最后可以得出两者对应位置的照度值几乎一样。虽然存在有个别的偏差，这是因为所测点的绝对位置不同所导致的，属于可接受的范围。因此我们可以得出结论：缩小模型与原型的室内照度分布是一致的。
2.试验验证与分析
2.1模型简介
因为本试验研究的是天然采光，不对能耗进行要求，所以本试验的缩小模型采用大芯板搭建，围护结构的材料选择不受限制。
对于模型的建立，要求必须严格按照原型的几何结构和性能参数来建立。其尺寸大小应为3*2*1.5（m），窗户开于南向外墙之上，为了保证准确度，可以在搭建窗户时选择指南针作为辅助定位装置。模型为了保证足够的光照，所以要选在四周开阔，无遮挡的地方。根据办公建筑室内的构造，要求模型的内表面和天花贴有乳白色的壁纸，地板贴有地板革。为了保证和原型相同的透光率，可以在模型窗户的玻璃上贴有色玻璃贴，用WFZ-26型双光束紫外可见分光光度计来进行测试。最后窗墙比和窗台高的设置可以通过玻璃窗的部分遮挡来实现。
2.2天然采光系数验证
由于复杂的天气状况和外界其他因素的影响，会导致测试工况和模拟工况的室外照度值存在偏差。所以为了减少这样的偏差，我们采用了天然采光系数：室内某一天天然采光系数=该点的照度值/室外同一时间无遮挡水平面照度值。
根据公式可以看出，室外的照度越高，室内的照度也会增高，但是他们的天然采光系数是不变。结合这一结论，我们可以得出验证天然采光系数的分布是更加准确的。
在试验中，为了研究的方便，我们采用简化的方法，取距外墙相同距离工作面上多点天然采光系数的平均值，研究其进深方向的变化规律，從而得出规律结论。
2.3试验测试顺序与工况
本试验对进深处窗墙比、透光率还有窗台高对天然的采光系数的影响进行了测试，结合室外不同的照度的变化，最终将所有工况汇总到表1中：
2.4试验验证
2.4.1窗墙比
结合工况汇总表中工况1到工况4，分析了窗墙比对天然采光系数分布的影响，并制作成了对应了曲线（图1）其中虚线为测试工况对应的曲线，实线为模拟工况对应的曲线。（若无特别说明，以下图形实线和虚线的意思和图1的一样）
根据图1可以得出这些结论：①天然采光系数随窗墙比的增大而增大，曲线有下凹的趋势。②距离窗户越近的测点，窗墙比对天然采光系数影响越大，测试误差也越大。③测试工况对应的曲线均分布在对应曲线的上方，说明测试值还是比模拟值高。
2.4.2透光率
对工况表中，工况5到工况8研究的是透光率对天然采光系数分布的影响。并将所得到的结果进行数据处理，做成了曲线，如下图2所示：
结合图2可以得出以下结论：天然采光系数与透光率成线性关系；离窗户越近的地方，透光率对天然采光系数的影响越大，误差也越大。
2.4.3窗台高
对窗台高的研究分别是工况9到工况12。进行数据分析后得到了图3中的数据曲线。
根据图3，得出结论为：天然采光系数随着窗台高的增加而变大，曲线有上凸的趋势；距离窗户越近的地方，窗台高对天然采光系数的影响越大，且测试误差也越大；测试工况的曲线在模拟工况的曲线之上，说明测试值比模拟值要高。
3.结论
（1）从模型与原型的相似度的比较来看，理论模型与原型的室内照度分布具有很好的相似性。
（2）为了减少天气状况所造成的影响，试验中采用天然采光系数进行试验，通过试验表明，这是完全可行的。
（3）在特性参数的研究中，通过试验测试结果表明，窗墙比和窗台高与天然采光系数的关系是非线性的，而透光率与天然采光系数的关系是线性的。
（4）根据采光系数的定义，必须同时对室内、外照度进行测量。但是由于试验条件受限，所以在试验中先对室外照度进行测量，随后才是室内，因此出现了测试中的误差。并且根据试验证明，测点的测试顺序也会产生影响，具体是离窗户越近的测点和误差会越大。
（5）上午，室外照度会随着时间的变化而增大，所以，在测试中会出现天然采光系数的测量值比实际值大，误差为正；下午，随着室外照度随时间的变化而减少，所以，在测试中会出现天然采光系数的测量值比实际值小，误差为负。
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作者简介
排气系统的试验研究 篇7
关键词：振动噪声,排气系统,CAE
引言
汽车噪声与振动是一门非常复杂的学科, 涉及很多方面。在汽车产品开发过程中, 噪声与振动控制也是一门关键的技术。在汽车界, 人们谈论噪声与振动时, 通常采用一个词NVH, 即是噪声 (Noise) 、振动 (Vibration) 和不舒适 (Harshness) 三个英文单词首字母的缩写[1]。作为汽车非常重要的噪声振动源-排气系统, 一般是指从发动机排气多支管到排气尾管各个部件的组合, 其组成包括:Y型管、催化器、柔性管、前置消声器、后置消声器、中间连接管、尾管、挂钩、挂钩隔振器等部件。本文以国产某轿车在怠速工况下的排气系统为研究对象, 分别通过实验与CAE技术探讨了汽车的噪声与振动, 为整车车内噪声与振动源的分析及控制提供了借鉴[2]。
1、基本性能测试
基本性能测试是在车内特定位置布置麦克风和振动传感器, 由测试前端和电脑测出数据, 从而了解车内基本的噪声振动特性, 制定有效的目标值, 为进行下一步测试提供依据[3]。
本实验采用的试验车为某国产A级三厢轿车, 极具有代表性。发动机采用直列四缸四冲程横置自然吸气形式, 排量为1.6L, 五档手动变速器, 怠速转速为750r/min。实验地点为中国汽车技术研究中心整车半消声室, 实验设备为比利时LMS数据采集前端、B&K传声器和三向加速度传感器。
按照GB/T18697-2002《声学汽车车内噪声测量方法》, 本文对试验车进行了怠速工况车内振动噪声的测试[4], 车内测试点如表1所示。
基本性能测试采取试验车与对标车相对比的方法, 对标车为进口同等排量轿车, 对标车的测试值作为试验车的目标值。表2为在怠速空调关的工况下试验车和对标车振动噪声汇总结果。
测试数据可以得出以下结论:车内前排噪声明显比后排大, 而且后排左侧噪声偏大, 方向盘、换挡杆和座椅导轨的振动幅度差值偏大, 尤其是换挡杆的位置。
通过数据分析可以进行合理的推测:车内前排噪声较大是由于发动机噪声造成, 怠速工况下发动机是最主要的噪声源, 对于安装国产发动机尤为明显, 并噪声通过前围传递到车内;振动级别偏大是由于底盘排气系统造成, 排气系统受到发动机的激励, 振动由连接在排气与底盘处的吊钩传递到车内, 使得车内振动较大, 从而产生噪声。
2、排气系统试验
排气模态试验是通过力锤试验得到排气系统的模态。力锤激励是对被测结构施加一定形式和大小的激振力, 以迫使结构产生相应的振动。一把力锤、一个振动传感器和LMS数据采集前端就能测得排气系统的动力特性和结构模态。将振动传感器固定在响应较大的测点处, 依次用力锤敲击排气系统的其他测点, 可以测试得到不同点的单点激励与多个固定测点的振动响应, 经测试前端处理, 可获得频响函数, 并由此求出动力特性和排气模态。表3分别为力锤和排气系统的振动传感器安装[5]。
测试试验车自由状态下的排气系统模态, 评价吊钩分布是否合理的影响。图1为排气系统模态测试, 其结果为排气系统的二阶横向弯曲的模态频率为25Hz。而怠速转速为750r/min, 发动机的激励频率也为25Hz, 会激起排气系统的共振, 使车内振动噪声增大, 而且排气系统的二阶弯曲是由于吊钩安排不当, 需要用到CAE技术优化其吊钩位置。
3、排气系统CAE优化
排气系统进行开发中, 需要对排气系统的整体模态进行分析, 进而选出模态振动较小的部位设置悬挂吊钩位置, 同时也可最大程度上避免排气系统模态与整车发生共振[6]。
3.1 排气系统有限元模型的建立
排气系统的参数包括材料参数、尺寸参数等, 它们是进行排气系统有限元建模的前提。金属材料参数, 如表4所示。
排气系统尺寸参数如表5所示。
利用Hypermesh对排气系统几何模型进行有限元处理, 因为是在既有几何模型上对模型进行有限元处理, 模型建立过程中尽量保证模型的原状态, 对薄板件 (如消声器筒体和管道等) 和较厚构件 (吊钩等) 分别处理[7]。薄板构件采用PSHELL单元进行有限元处理, 较厚构件采用PSOLID单元进行有限元处理[8]。对于薄板构件, 需要定义板的厚度, 可以从几何模型中量取, 网格尺寸采用10mm。
在建立有限元模型时, 对于对计算结果没有明显影响的构件及条件可以进行适当简化, 因法兰连接处采用螺栓紧固, 可以看成是刚性连接[9]。还有对主副消声器筒体、催化转化器和管体采用壳单元进行网格划分, 并完成厚度和材料信息定义;法兰连接处用rbe2刚性单元连接;波纹管采用cbush单元, 三向刚度分别为Kx=45N/mm, Ky=Kz=1.5N/mm。完成后的有限元模型如图2所示。
3.2 排气系统模态分析
模态分析时整个排气模型有限元系统导入到MSC.Nastran中, 采用MSC.Nastran SOL103求解器, 应用Lanczos算法提取其结构模态, 提取200Hz以上的非零模态, 分析结果见表6。
各阶模态振型如下图3所示。
3.3 吊钩位置优化
选取排气系统模型, 对其行200Hz以内的自由模态分析, 通过选取平均驱动自由度位移值小的位置作为吊钩的悬挂位置。选点间隔为50mm, 从左至右编号为1-55, 利用MSC Nastran计算排气系统在点火频率上限以下的所有自由模态, 并将这些位置的位移进行加权叠加, 再选取叠加位移较小的作为吊钩的推荐处, 如图4所示[10]。
该排气系统在怠速激励范围内存在26.72Hz模态频率, 主要表现为波纹管X向伸缩模态, 建议减小波纹管轴向刚度来避开发动机怠速激励。吊耳位置基本布置在自由度位移值相对较小的位置, 比较合理。
针对排气系统在怠速激励范围内存在26.72Hz模态频率, 主要表现为波纹管X向伸缩模态, 建议减小波纹管轴向刚度由45N/mm降低到30N/mm来避开发动机怠速激励;改进吊钩位置后的计算分析前几阶模态频率分别为16.65Hz、21.49Hz、23.00Hz、47.75Hz, 完全避开了发动机怠速激励, 从而使车内振动级别大大下降, 并达到目标值要求。
4、结论
本文通过振动噪声性能测试, 全面地了解了试验车内基本的振动噪声情况, 为下一步的改进优化提供了可靠的数据保证;分析汽车怠速工况下的振动噪声源, 针对本实验车型最主要的振动噪声源为排气系统;通过汽车CAE技术, 即Hypermesh的网格划分和NASTRAN的有限元计算, 使排气吊钩位置得到改进, 实现排气系统NVH性能优化。
参考文献
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试验的研究 篇8
1 黏质粘土的孔压消散试验
1.1 土的性质
此试验采用的土样为原状土样,土为粉黏土。
1.2 孔隙水压消散试验
试样长为39.1 cm,高为8 cm,试验前用抽气饱和法将试验饱和,然后安放在静三轴仪上,按照《土工试验规程》SL237—1999的要求进行孔隙水压力消散试验,每组分三个试样,施加的荷载分别为50、100和200 kPa。
1.3 试验数据与结果分析
试验前每个试样的饱和度达到95%以上,从图1中可以看出在测试的4 h中,当围压是50 kPa时,试样的孔隙压力分别从46.20 kPa降到11.11 kPa,下降了35.09 kPa。当围压是100 kPa时,孔隙压力从96.72 kPa降到33.56 kPa,下降了63.16 kPa。当围压是200 kPa时,孔隙压力从197.5 kPa降到66.29 kPa,下降了131.21 kPa。从这些数据中可以看出,当围压增大时,相同的时间内孔隙压力消散的程度显著增加,孔隙水压力的平均消散速率也明显增大。从每组曲线的斜率也可看出,每个时刻的孔压消散速率也是随围压得增大而增大的。
将以上三条曲线经过拟合后可得出孔隙压力u与时间t的关系:
50 kPa下u与t的拟合关系式
undefined。
100 kPa下u与t的拟合关系式
undefined。
200 kPa下u与t的拟合关系式
undefined。
从以上各式中可见孔隙水压力u与时间t成指数关系,式子如下:
undefined。
式中a,b,c由试验确定。
通过u～t的关系式可求出u/p分别为90%、80%、70%、60%时所需的时间,然后根据孔压消散试验中记录的排水管数据可以计算出相应时间的排水速度。根据所求出的数值作v～u/p曲线。如图2所示。
从图2中可以看出:在试样饱和度达到95%以上,即是高孔隙水压力时,随着孔隙压力的消散,随u/p的比值的减小,排水速度都成减小的趋势,可见在实际工程中,土体在外荷载作用下,土体接近饱和状态时,在刚开始固结的阶段,排水速度很大,使孔隙水快速排水,随着固结的发展,土中的孔隙压力减小,排水速度也随着减小。从图中也可以看出当u/p值为70%时曲线前后变化的比较明显,出现了突变点,u/p值大于70%时排水速度变化程度随着孔隙压力的消散十分明显,随u/p值的减小,排水速度快速的减小。u/p值小于70%时排水速度变化程度随着孔隙压力的消散不是很明显,排水速度变化的幅度变小了。
2 粘土的模型试验
2.1 土的性质
此试验采用的土样为原状土样,土为黏土。
2.2 强夯的模型试验
模型试验是在一个高70 cm,直径24 cm的圆柱形有机玻璃箱内进行,根据模型试验箱的尺寸和相似率的计算,确定锤重的相似系数CQ=1 000,落距的相似系数Ch=10。
根据实际强夯施工器具尺寸和参数,按照各参数的相似系数进行模型尺寸和试验参数的设计。原型与模型的对应关系见表3。
2.3 试验数据与结果分析
首先在有机玻璃箱内进行的静载试验,在饱和土体上施加50, 100, 200,400 kPa的荷载计算出每级荷载作用下的土的渗透系数,并绘制渗透系数k与载荷p的变化关系图。如图3所示。
从渗透系数k随固结压力p的变化曲线中可以看出,固结压力对渗透系数的影响比较大,各土样的渗透系数都随固结压力的增大而减小。当固结压力从50 kPa增大到400 kPa时,土样的渗透系数从1.976×107减小到3.594×108。减小了将近一个数量级,可见减小的幅度很大。从图中也可看出200 kPa以前的渗透系数减小的速率非常大,200 kPa以后的渗透系数的变化就不是十分明显了。
根据各土样的k～p曲线拟合出方程式如下:
k=5.036 9×10-07e-0.022 7p+4.469 0×10-08。
可以看出,各土样的渗透系数k与固结压力p之间成明显的指数关系,可用下式综合表示:
k=mexp(np)+x。
式中: k一渗透系数; p一固结压力; m, n, x一试验参数,由试验确定。
然后在有机玻璃箱内进行孔隙水压力消散试压。
此试验分两部分,有静载和模拟强夯。静载部分分50 kPa、100 kPa、200 kPa三个等级,模拟强夯部分按不同的夯击能划分。
根据实验测得的数据绘制孔隙水压力消散曲线,如图4所示。
根据实验测得的数据绘制排水体积与时间的曲线,如图5所示。
图4是模拟强夯试验与不同固结压力下的孔隙水压力消散试验的对比图,从图中我们可以知道连续夯击5次的孔压消散曲线在初始阶段的倾斜程度比50, 100, 200 kPa中任意一条曲线的倾斜程度都大,这说明了强夯情况下的孔隙水压力消散速率比较大,4 h内孔隙水压力从104.847 3 kPa下降到45.844 28 kPa,孔隙水压力消散的程度也比50, 100, 200 kPa时的消散程度要高出很多。图5是模拟强夯试验和不同固结压力下孔隙水压力消散试验的排水情况对比,从图中可知模拟强夯试验的排出水的体积比较大,高达865 mL。而50, 100, 200 kPa的消散试验中最多排水体积为458 mL,大约为模拟强夯试验的1/2。可见强夯过程中由于大能量的瞬间作用下,造成了土体发生了破坏,形成了竖向排水通道,是排水能力大幅度提高,排水的速度巨增,孔隙水压力消散的速度也随之增加,使固结的时间缩短,而且孔隙水压力消散的效果也比静载预压的情况要好。
根据实验测得的数据绘制不同夯击能的孔隙水压力消散曲线,如图6所示。
根据实验测得的数据绘制不同夯击能的排水体积变化曲线,如图7所示。
图6是不同夯击能作用下的孔隙水压力随时间变化的曲线,从图中可见随着夯击能量的增加,曲线的倾斜程度也增大,孔隙水压力的消散速率也增大,而图中连续5次夯击的曲线明显比其他2条曲线倾斜的幅度大很多,可见连续5次夯击的能量是使土体孔隙水压力消散速率剧烈增加。图7是不同夯击能作用下的排水体积随时间变化的曲线,图中连续夯击5次的排水体积比其他2种情况下的排水体积多,与其他2种情况下的排水速率相比,5次夯击的排水速率也高出很多,可见连续5次夯击的能量使土体正好发生了破坏,形成了良好的排水通道,致使孔压消散和排水效果都比其他2种情况好。
3 结论和建议
①根据试验观测到的数据可知,在孔隙水压力消散的试验中,在不同的固结压力作用下孔隙水消散的速率是不同的,在消散的起始阶段速率明显随固结压力的增大而增大,以后速率变化的较小,最后逐渐接近相同。
②根据孔隙水压力消散的试验数据,可拟和出孔隙水压力u与时间t的关系式u=aexp(t/b)+c。可见孔隙水压力随时间按指数关系消散。
③由试验数据计算可得在高空洗水压力时即土样接近饱和,随u/p的比值的减小,排水速度v都成减小的趋势,u/p与v大体上成线形关系。而当u/p值为70%时曲线前后变化的比较明显,出现了突变点,u/p值大于70%时排水速度变化程度随着孔隙压力的消散十分明显,反之则相反。
④在模型试验中,通过观测不同固结压力下的渗透系数可知,固结压力p与渗透系数k成指数关系,给出可供参考的关系式如下,k=mexp(np)+x。
⑤在模型试验中,通过静载和模拟强夯的对比可知,在强夯作用下孔隙水压力的消散速度较大,孔隙水压力消散的效果较明显。而且孔隙水压力的消散的速率与夯击能也有关,随夯击能的增大而增大。
⑥在模型试验中,通过静载和模拟强夯的对比可知,在强夯作用下排出水的体积较大,排水速度较快。而且排水的速度也随夯击能的增大而增大。
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试验的研究 篇9
目前, 叶片式抛送装置存在的主要问题是抛送功耗大、效率低, 且容易堵塞。据国外资料介绍, 牧草、青饲料收获机中抛送能耗约占40%左右, 而抛送效率在25%～50%之间[1]。为了深入地了解农业纤维物料的抛送机理、降低抛送装置的功耗、增加抛送距离, 研制了叶片式抛送装置试验台, 并对各种设计参数下叶片式抛送装置的气流流场、所消耗的功耗以及抛送距离进行了试验研究。
1 总体方案设计
1.1 结构与特点
叶片式抛送装置试验台主要由进料槽、下机壳、上机壳、抛送叶片装配、主轴、出料直管、出料导向槽7JN338A型扭矩转速传感器、联轴器、电机以及机架等组成。试验台的结构示意图, 如图1所示。
1.2 工作原理与工作过程
物料由进料槽进入叶片式抛送装置后由绕水平主轴高速旋转的叶轮带动沿叶片滑移, 离开叶片后流经出料直管, 在气流的协助下运动, 直至与出料导向槽外弧壁碰撞, 然后在离心力作用下与气流分离, 沿外弧壁滑移一直到离开叶片式抛送装置。
2 主要参数确定
2.1 配套动力的确定
由于高速旋转的叶片在抛扔物料的同时, 还使气流获得能量协助输送物料, 本试验台选用配套动力为11kW电机。
1.进料槽 2.下机壳焊合 3.抛送叶片装配 4.主轴 5.上机壳焊合6.出料直管 7.出料导向槽 8.JN338A型扭矩转速传感器 9.联轴器 10.电机 11.机架焊合
2.2 叶片数及叶片倾角的确定
对于高速旋转的叶轮而言, 4叶片更有利于动平衡, 因此本试验台选用叶片数为4。叶片倾角即叶片安装角, 是影响叶片式抛送装置是否正常工作以及抛送能力的关键因素之一。研制本试验台时, 选取叶片倾角为前倾15°, 10°, 5°, 后倾15°, 10°, 5°和径向叶片7种。
2.3 转速的确定
转速的变化直接影响叶片式抛送装置的抛送能力。由于加工农业纤维物料时, 最佳线速度为30～40m/s之间[4], 而本试验台通过变频器调频, 转速在650～1 500r/min范围内变化。
2.4叶轮外径、叶片宽度以及外壳的设计
叶轮外径及叶片宽度也是影响叶片式抛送装置抛送能力的关键因素之一。本试验台采用3种叶轮外径尺寸:ϕ700mm, ϕ600mm, ϕ500mm, 每一种外径尺寸下设计两种可调的叶片宽度。
由于叶轮外径和叶片宽度可以调整, 故外壳采用直径及宽度可调整的上、下机壳。
2.5 出料直筒及出料导向槽设计
由于试验台采用3种叶轮外径尺寸, 相应的出料直筒及出料导向槽也采用3种尺寸。
由于经过出料导向槽的物料流动速度低是管道堵塞和提升能力降低的主要原因。设计时, 应使导向槽外圆弧曲率半径大于叶轮外径, 这样碰撞角就较小, 碰撞及摩擦能耗也较小, 碰撞后物料速度较大。
2.6 喂入口的设计
试验台采用轴向喂入, 喂入口尺寸由高度A和宽度B决定, 本试验台在不同叶轮外径下采用不同的喂入口尺寸。
3 实验研究与结果
试验对象:玉米秸秆切碎段。切碎长度为20～25mm, 含水率为60%。
3.1 气流流场试验
测试时从图1中A-A截面中心线上 (图中x坐标轴上) 取4个点, 各测点坐标分别为1: (201, 0, 0) , 2: (247, 0, 0) , 3: (293, 0, 0) , 4: (339, 0, 0) 。测试时无物料喂入。气流速度测试采用的仪器为热球风速仪QDF-3, 测速范围为0～35m/s。
图2为叶轮外径700mm、宽度160 mm、转速650r/min时各测点的气流速度分布与叶片倾角的关系图;图3～图5为不同叶轮外径、宽度下径向叶片时各测点的气流速度分布与叶轮转速的关系图。
由图2可知, 后倾10°叶片气流速度稍高一些, 且分布较均匀, 更有利于物料抛送。
由图3～图5可见转速越高, 气流速度越大;叶轮外径越大, A-A截面中心线上各点的气流速度分布越集中。
3.2 功耗试验
功耗测试仪器为JN338A型动态扭矩转速传感器, JN338C型计算机数据采集卡, 测量转矩、转速和功率的测量软件以及计算机。
图6为叶轮外径700mm、宽度160mm、转速650r/min、喂入量为30kg/min时功耗与叶片倾角 (规定后倾叶片为正, 前倾为负) 的关系曲线;图7为径向叶片时不同叶轮外径、宽度及喂入量下功耗与叶轮转速的关系曲线。
由图6可以看出, 当叶轮外径为700mm、宽度160 mm、转速为650r/min、喂入量为30kg/min时, 径向叶片功耗最小。由图7可见, 在相同叶轮外径、宽度及喂入量下, 转速越高, 功耗越大;且叶轮外径、宽度及喂入量越大时, 曲线斜率越大。
3.3 抛送距离试验
测试抛送距离时, 在出料导向槽的后面放置一块长11m、宽6m的防水布, 在长度方向上每间隔1m划一条线, 将防水布分成11个部分。每次试验后, 将抛在防水布每部分上的物料称取质量、记录后计算其平均抛送距离。
平均抛送距离与叶片倾角以及转速的关系, 如图8和图9所示。
由图8可知当叶轮外径为700mm、宽度160 mm、转速为650r/min、喂入量为30kg/min时, 后倾10°叶片平均抛送距离最远。由图9可见, 在相同叶轮外径、宽度及喂入量下, 转速越高, 平均抛送距离越远。
4 结论
1) 出料直管处的气流速度影响物料的抛送, 气流速度越大, 平均抛送距离越远;
2) 在相同叶轮外径、宽度及喂入量下, 转速越高, 气流速度越大, 平均抛送距离越远, 同时功耗也越大;
3) 当转速、喂入量相同时, 径向叶片功耗最小, 但平均抛送距离较近;后倾10°叶片平均抛送距离最远, 且功耗较小。由此可见, 当在一些不要求太远抛送距离的情况下, 选择径向叶片较合理;当有抛送距离要求的情况下选择后倾10°叶片较合理。
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气体分布规律的试验研究 篇10
地下管沟是在城市地下建造一个隧道空间, 将市政、电力、通讯、燃气、给排水等各种管线集中布置在同一个地下隧道中。地下管沟是城市市政基础设施建设现代化的重要标志之一, 是21世纪城市发展的方向[1]。对于我国来说, 经济、社会以及政治各方面都处在发展和变化之中, 发展地下管沟尤其显得重要, 现在针对这类问题正在形成研究热潮[2,3,4]。
本文通过模型试验, 对可燃气体在地下管沟内泄漏后摩尔组分浓度分布规律进行试验研究。
1模型试验
模型试验中用安全气体二氧化碳进行浓度测试, 用模型长10 m, 横截面为15 cm×15 cm的方形, 试验时模型沿长度方向水平放置。沿着模型一个壁面的中间每隔200 mm开有一个测量小孔, 共计49个孔, 从一端向另一端依次编号为No.1～No.49。气体释放口在模型一端, 气体由底部垂直向上释放, 释放口尺寸为1 mm×20 mm。靠近释放口处的模型横截面密封, 另一端的横截面上开有一个10 mm×10 mm方形出气孔。
试验中, 二氧化碳的浓度是由4台GXH-3010E型便携式红外线分析器测量, 释放量通过流量计控制。释放量分成4组, 分别为2 L/min, 3 L/min, 4 L/min和5 L/min。
试验中考虑的参数包括:二氧化碳释放量 (用Q表示) 、气体释放时间 (用T表示) 、测量的气体摩尔组分浓度 (用C表示) 、气体流动空间的横截面面积 (用A表示) 和测量距离即气体摩尔组分浓度测量点到气体释放点的距离 (用S表示) 。
2试验结果分析
2.1 摩尔组分浓度与释放时间的关系
当释放量分别为2 L/min, 在距离释放点2 m处测量的摩尔组分浓度C与气体释放时间T的关系如图1所示。
从图1中可以看出, 当释放量固定、测量距离固定时, 浓度随释放时间的变化关系为:初始浓度增加速度较快, 变化剧烈, 随着时间的增加, 浓度变化幅度慢慢降低。
从试验结果可知, 不论释放量多大、测量距离远近, 这种变化规律基本是一样的, 即:浓度随时间变化表现出初始快后来慢的特点。因此我们可以得出这样的结论:浓度与释放时间的关系可以用幂指数关系描述, 即:
C～Tα (α<1) (1)
2.2 “零点距离”分析
为了分析的需要, 我们先定义两个名词:“零点距离”和“名义扩散速度”。
定义1:将摩尔组分浓度为零的测量点到气体释放点之间的距离称为“零点距离” (zero-point distance) , 并用S0表示。
定义2:将泄漏气体的释放量Q除以气体流动空间的横截面面积A称为“名义扩散速度” (quasi-spreading speed) , 并用V表示。
影响零点距离的因素有横截面面积、释放量和释放时间。很显然, 释放量越大, 零点距离应该越大;释放时间越长, 零点距离应该越大;而横截面面积越大, 零点距离应该越小。
图2是零点距离S0与名义扩散速度V之间的关系。
从图2可以看出, 零点距离与名义扩散速度之间是线性关系。图3是零点距离随释放时间之间的变化关系。
同名义扩散速度一样, 零点距离随释放时间的变化关系也是线性的。因此, 可以用多元线性回归分析的方法, 找出零点距离的计算公式如下:
S0=-1.2+2.763T+18.662V (2)
其中, T为释放时间, min;V为名义扩散速度, m/min;S0为计算的零点距离, m。
2.3 摩尔组分浓度与测量距离的关系
图4是释放量为5 L/min, 几种释放时间下试验实测的反映浓度与测量距离之间关系的数据图形。
尽管从图4中可以看出, 实验数据比较离散, 但它们之间的规律依然是明显的, 即变化方式为:随着测量距离的增加, 浓度依次递减, 如果管道的长度足够大, 总有一处的浓度是零。
通过数据变化以后, 将会发现不同的变化关系。变化数据的方式是这样的:对于每一种释放量Q的各种释放时间T, 计算零点距离S0, 用S0除以各测量距离S, 即用S/S0来标准化测量点位置, 并且用第一个测量点的浓度除以各测量点的浓度来标准化浓度。通过这样变化以后, 近似满足余弦关系。进一步分析试验数据还可以看出, 当零点距离不超过模型长度时, 这种余弦关系与试验数据吻合的非常好;当计算的零点距离超出模型长度时, 距离释放点越近, 吻合程度越高。分析原因, 我们认为这是由于模型试验中的边界条件引起的。因为模型试验中两端的边界几乎都是封闭的, 当零点距离不超过模型长度时, 可以说端部封闭的边界对浓度变化影响较小, 而当零点距离超过模型长度时, 端部的封闭边界对浓度变化影响较大。然而, 实际工程的共同沟是两端不封闭的, 而且长度几乎可以看成是无限长的, 这样就不会有边界的影响, 因此实际情况将更加符合上面的余弦规律。
通过上述分析, 我们可以得出结论:浓度与测量距离之间的关系符合余弦规律, 即:
C～cos (90S/S0) (3)
2.4 摩尔组分浓度与名义扩散速度的关系
测量距离等于2 m, 4 m和6 m处, 对应于各种释放时间T, 从名义扩散速度的变化对摩尔组分浓度的影响关系可以看出, 不论测量距离远近, 基本上摩尔组分浓度与名义扩散速度之间为线性关系, 即:
C～V (4)
2.5 摩尔组分浓度分布规律分析
通过上述试验数据相互关系的分析可知, 摩尔组分浓度与释放时间、测量距离和名义扩散速度之间的规律满足如下关系:
C～fV (V) ·fT (T) ·fS (S) (5)
其中, fV (V) 为线性函数;fT (T) 为幂指数函数, 并且幂指数小于1;fS (S) 为余弦函数。因此, 我们可以将上述关系表示成如下形式:
C=β·V·Tα·cos (90S/S0) (6)
其中, α和β为待定系数, 通过试验数据回归分析求得。
根据回归结果, 最后我们确定摩尔组分浓度的计算公式为:
(7)
其中, S0为由式 (2) 计算的零点距离, m。公式中各物理量的单位是:名义扩散速度:m/min, 释放时间:min, 测量距离:m, 计算出的摩尔组分浓度为百分比数值。
3数据比较
表1是计算浓度与部分实测试验数据的对比。
从表1中可以看出, 计算公式的计算精度能够满足工程要求。
4结语
通过对模型试验数据的摩尔组分浓度与释放量、释放时间和测量距离等因素的分析, 建立了浓度分布的计算公式, 根据计算结果与试验实测数据的比较可知, 计算公式的精度能够符合工程的需要。
摘要：通过二氧化碳气体模拟可燃气体在共同沟内泄漏的模型试验, 分析了气体释放量、释放时间和测量距离对气体摩尔组分浓度分布规律的影响, 建立了气体摩尔组分浓度在共同沟内分布规律的计算公式, 计算结果表明公式的精度能够满足工程要求, 为带有燃气的共同沟安全设计提供了试验依据。
关键词：地下管沟,燃气泄漏,摩尔组分浓度,试验研究,安全设计
参考文献
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[3]章友俊, 彭栋林.共同沟开发与建设的思考[J].市政技术, 2004, 22 (4) :214-215.
水稳碎石压实特性的试验研究 篇11
关键词 水稳碎石；压实特性；击实曲线；压实工艺
中图分类号 U41 文献标识码 A 文章编号 1673-9671-(2012)051-0226-02
从1988年开始，我国公路建设进入了飞速发展的时期，而90％以上的高等级沥青路面的基层均采用半刚性材料。与柔性基层材料相比，水泥稳定碎石具有整体性强、承载能力高、刚度大、水稳性好等优点，但容易出现抗裂性不足、抗冻性不好以及与面层粘结性能差等缺陷。因此，必须通过良好地压实解决水泥稳定碎石的缺陷。论文通过对水稳碎石进行室内击实试验和室外压实施工工艺试验，了解了水稳碎石的压实特性，为水稳碎石的压实质量控制技术提供了参考。
1 密实度与抗压强度的相互关系
由于水泥稳定碎石混合料强度主要由骨料间嵌挤作用、水泥水化产物以及水泥与骨架间粘结强度形成。因此，水泥稳定碎石密实度对基层性能产生重要影响。为了确保水泥稳定碎石基层的路用性能和耐久性，必须确保为其良好的密实度。通过室内试验对三种类型的半刚性基层材料在不同密实度下进行了抗压强度测试，以分析压实度对半刚性基层抗压强度的影响，为现场的压实质量控制提供依据。试验结果曲线如图1所示。
图1 不同压实度对抗压强度的影响
由图1试验曲线可知，不同配比的水泥稳定碎石由于其混合料结构状态差异较大，导致其28 d抗压强度差异较大，按水泥与石屑（5:100）配比的水泥稳定碎石其强度最高。随着水泥稳定碎石密实度的提高，其抗压强度亦随之增加。
2 水稳碎石的击实特性研究
级配碎石的主要技术指标是最大干密度和最佳含水量，必须通过重型击实试验方法确定，并以此作为施工质量检验的标准。为了改善水泥稳定碎石的施工和易性，提高其抗裂能力，在混合料中掺加一定比例的粉煤灰。大量的试验结果表明，水泥稳定碎石结合料与集料的最优比例在13:8～17:8。依据《公路路基基层施工技术规范》要求提供的外掺法，确定水泥、粉煤灰、集料的试验配比为4:10:90，通过改变重型击实仪击锤质量和击实次数研究水泥稳定碎石的击实特性。
2.1 试验用材料
1）水泥。应选用初凝时间3 h以上和终凝时间较长的水泥，采用32.5慢凝普通硅酸盐水泥，其初凝时间4.1 h，终凝时间6.8 h，28 d抗压强度44.3 MPa，符合要求。
2）粉煤灰。粉煤灰细度（45 μm）44％，烧失量1.7％，技术指标符合规范要求。
3）级配碎石。碎石采用玄武岩石料，其中压碎值为11.2%，2＃集料表观密度为2.977 g/cm3，4＃集料表观密度为2.841 g/cm3。依据设备能力将集料筛分为4档，各档规格料的粒径分布及合成级
图2 碎石级配曲线
配见图2。
2.2 试验方案
在室内采用标准重型击实仪进行干密度试验。按《公路工程无机结合料稳定材料试验规程（JTJ 057-94）》中表3.0.1中类别丙的方法进行，试验方法见表1。
2.3 试验结果分析
试验过程中，先将粉煤灰用水润湿，与掺入的碎石均匀拌合，并闷料24h。进行击实试验前，再添入水泥均匀拌合，按四分法取样，减少材料变异性，用电子秤准确称量，击实曲线如图3
所示。
图3 不同击实功下最大干密度与最佳含水量的关系
由图3可知，击实功对水泥稳定碎石最大干密度的影响较大，击实功越大，水泥稳定碎石的最大干密度越高，而最佳含水量相应减小。由此可知，当水泥稳定碎石处于最佳含水量附近时，通过增加碾压遍数可以提高其密实度；当水泥稳定碎石含水量低于最佳含水量时，可采用高振幅进行碾压提高密实度。
3 水泥稳定碎石的压实工艺
为了合理确定水稳碎石的压实施工工艺，采用了三个区段分别进行碾压，压路机选型及碾压方法见表2。采用灌砂法对试验路段的压实度进行检测，压实度测试结果见图4。
从实际施工效果来看，方案一和方案三的碾压方案结果近似，方案二的压实效果最优。即可认为方案一和方案三的压实度和压路机类型无太大关系，只和振动强度有关，故碾压组合定为：双钢轮稳压一遍，单钢轮压路机强振2遍，单钢轮压路机弱振2遍，胶轮收面。碾压速度先慢后快，静压速度不超过1.5 km/h，以免混和料产生推移。弱振碾压速度1.5 km/h，强振的碾压速度2.0 km/h。
按照碾压方案二进行6遍碾压后，压实度均大于97%，满足《公路路基施工技术规范》规定的压实度大于97％的要求；双钢轮振动压路机稳压速度为1.5 km/h~2.5 km/h，其余均为2.5 km/h~4 km/h，满足了水泥稳定碎石的压实要求。因此，在今后大规模的水泥稳定碎石压实施工时，应采用碾压方案二进行振动碾压。
图4 碾压效果对比图
4 小结
1）通过改变重锤质量和每层的击实次数对水泥稳定碎石的压实特性进行了研究，击实功对水泥稳定碎石的最大干密度影响较大，在水泥稳定碎石施工时，应控制水泥稳定碎石混合料的含水量应不低于最佳含水量，以提高其施工密实度。
2）利用试验段的成功修筑，得出了级配碎石改良层的各项数据，可充分证明级配碎石改良层是一种可行的结构层。通过试验段路的修筑，确定较为合理的水稳碎石压实施工工艺，可为大面积施工提供直接指导性的施工技术数据和实践经验。
参考文献
[1]李炜光,范文东,韩庆.大激振力作用下厚层水稳碎石压实特性研究[J].武汉理工大学学报(交通科学版),2011(2):241-245.
[2]孟翠平.影响水泥稳定碎石土压实度的主要因素及控制措施[J].中国西部科技,2009，8(14):33-34.
[3]薄立明.水泥稳定碎石压实度控制和碾压组合方式[J].现代交通技术,2004
预测岩体破坏的试验研究 篇12
由于矿山井下采掘多处于深部地层高压力区, 对于坚硬难冒顶板岩体, 时常形成大面积采空悬顶, 以及爆破与机械采掘, 使岩体发生应力扰动, 时而发生冲击地压, 瓦斯突出等事故, 直接影响矿山安全生产。为了预测预报岩体破坏, 防事故于未然, 有必要开展这方面研究。众所周知, 岩体在破坏前夕, 由于应力作用的影响, 内部裂隙, 裂缝会不断地闭合与扩展, 并伴有声和振动现象, 拾起并分析现象中有用信号, 寻找岩体破环预告的前兆, 是预告岩体破坏的有效办法。国外早在上世纪40年代就开展了声发射预测岩体破环的研究。苏联学者г.д马涅夫, BM普罗斯库果柯夫[1]对声发射实验研究的成果表明:试样在准弹性状态下加载的最初阶段, 声发射强度就会增加, 同时在开始断裂之前便直接达到自身的最大值。日本学者中乌岩等[2]进行了沿煤层钻孔中AE活动的研究, 例示了以应力, 煤层强度及瓦斯压力为钻孔区破坏主要原因时的AE测试结果。国内不少单位也进行了这方面研究, 我们结合矿山安全课题, 进行了声发射预测岩体破坏的实验研究。
(二) 试验方法
脆性材料在应力作用下出现的裂纹扩展, 伴有应变能的突出释放而产生的声发射 (AE) 信号。释放的能量越大, AE信号越强, 也即表示裂纹开裂的长度和速度越大。通过分析声发射参数与应力, 变形, 时间的关系, 即可确定岩体的变形与稳定程度。本次实验采用YSS型声发射仪, 记录了AE参数的频度N和能率E, 其中频率N为单位时间内发生AE事件的累计数 (次/分) , 它是材料出现微观和宏观水平破裂速率的重要标志。能率E是一无量纲量, 记录单位时间岩体及其它材料能量释放的相对累计值。它综合了频度, 幅度及振时的变化总趋势, 也是材料破裂速度及其尺度的重要标志。
为了弄清岩体变形的力学参量与声发射关系, 我们分别进行了单轴压缩, 双面剪切, 三点弯曲下AE与应力σ, 应变, 位移S以及时序t的关系。由于水泥砂浆材料与岩体同属脆性材料, 所以我们采用水泥砂浆试样模拟岩石试件实验。分别制备了单轴抗压 (Φ7.1*15厘米) 柱状试件, 双面剪切 (3.9*3.1*15厘米) 条状试件。三点弯曲 (24.2*12.3*3.2厘米) 板状试件。配方采用水泥∶砂∶水为1∶2∶0.57 (重量比) 。所用水泥为425号矿渣硅酸盐水泥, 砂为标准模型砂。在18℃温度下浇注经养护28天后实验。试验前进行了声波和容重测定, 获得纵波速度为3447米/秒, 容重为2.2克/立方厘米。
试验采用油压千斤顶, 压力控制 (双面剪切、三点弯曲为位移控制) 加载, 直至试件破坏。加载同时记录AE信号N (次/分) , 能率E, 应力σ (10kpa) , 应变ε (με) 或位移S (μm) 。
(三) 测试结果与分析
全部测试数据整理归纳如表1和图1。
(图中AE信号N (次/分) , 能率E, 应力σ (10kpa) , 应变ε (με) 或位移S (μm) )
由图1中N-t, E-t关系可见, 试件受力变形破坏过程基本上经历四个阶段, 每一阶段之间AE值几乎都存在一个相对静止区, 且每个阶段AE信号存在一个峰值点。这四个阶段一般认为是压密 (Ⅰ) , 弹性 (Ⅱ) , 微破裂或扩容 (Ⅲ) , 破坏 (Ⅳ) 四个阶段。显然在Ⅰ阶段, 材料颗粒在受到力的作用时进行摩擦调整, 产生声发射, 但此阶段声发射一般较弱, 经一段时间后, 材料压密, 随着应力增加, 材料内部开始贮存弹性能, 声发射出现相对静止。此后进入弹性变形阶段, 并开始释放弹性能, 产生AE信号, 直至出现一峰值点。之后, AE信号减弱, 出现第二个相对静止区, 材料再次进入贮能阶段, 随着应力不断增大, 裂纹开始扩展, 能量开始释放, 到出现AE峰值点后, ε-t, σ-t曲线不再呈线性。此阶段AE信号较前两阶段丰富的多, 应力随时间t增加变缓, 而应变随时间增加变陡。之后, AE信号有趋于平稳, 出现第三静止区, 予示在裂隙尖端再次贮能, 当材料裂隙尖端的应力集中到一定程度, AE继续增大, 达到最大值, 整个试件破坏。试件破坏的双面剪切情况来说其规律比较复杂一些, 这可能是由于双面剪切情况下, AE信号来自两个剪切面, 加之采用手控位移加载时, 加载速率并非十分均匀所致。综合分析AE信号N总, N大, E值及σ, ε, s随时序t分布规律, 可确定第Ⅲ阶段AE峰值点为材料最终破坏的预报点。我们将材AE/AEC料变形的四个阶段所经历的时间看成一个时间周期Tc, 则进入材料的微破裂阶段, AE达到最大值的时间约为0.7Tc。即以AE发生的时间序列作为材料破坏的预告值时, 其预告值为
材料最终破坏的时间Tc为
图2分别为单轴压缩下AE/AEc-σ/σc, 三点弯曲AE/AEc-σ/σc, 双面剪切AE/AEc-τ/τc关系。
其中AEc为试件变形进入第Ⅲ阶段时所对应的AE峰值, σc, τc分别为试件破坏时的单轴抗压强度和剪切强度, Sc为试件破坏时的位移。从图上大体可划分四个阶段, σ/σc=0.5, τ/τc, s/sc=0.6之前为Ⅰ, Ⅱ阶段, 第Ⅲ阶段在0.6至0.9之间, 其后为第Ⅳ阶段。有关材料在不同变形阶段, 不同应力幅值下裂纹扩展与破坏的关系, 曾由Hallbauar等人[3]于1973年在刚性压力机上对细颗粒粘土状石英岩所作的三轴试验所证实。试验采用从一块石英岩上取下的一组试件, 不同试件的受压在沿全应力应变曲线预定点停止, 宏观和微观地观测了这些试件纵剖面与全应力应变曲线相关联的微裂缝扩展和破裂的过程。结果表明, 在弹性阶段, 应力水平为0.65最大时, 最初可见的结构破坏表现为随机分布的伸长微裂缝, 但集中在试件的中央部分, 微裂缝的长轴倾向于平行最大主应力方向。在扩容 (微破裂) 阶段, 微裂缝进一步增加, 在该阶段末, 微裂缝有显著的增加。根据应力水平为0.65最大时的切片, 观察到裂缝在试件中央部分发展为宏观破裂面, 该破裂面通过微裂缝的贯穿朝试件端部延伸。在破坏阶段, 破裂面朝试件端延伸并在裂缝面上发生相对运动, 而且试件对作用载荷的阻力迅速下降, 最终导致劈裂破坏。王彬等人[4]在钢筋混凝土梁破坏过程也得到类似结果, 尽管砂浆材料与岩石的物理性质存在差异, 材料变形阶段与微裂缝的扩展过程是相似的, 声发射的变化规律正是表征了裂缝扩展的特性。根据AE/AEc-σ/σc曲线, 不难得出第Ⅲ区AE峰值点在0.8σc处, 而从三点弯曲的AE/AEc-s/sc曲线得到第Ⅲ区AE峰值点在0.7sc处, 剪切时在0.7τc处。估可确定破坏预报点为:0.8σc, 0.7τc, 0.7sc。
(四) 结束语
通过单轴应力下水泥砂浆试样变形破坏全过程中AE试验研究所获得的结果表明:
1. 试件在单轴抗压, 三点弯曲和双面剪切条件下, 其变形的全过程的AE值可分为四个阶段, 并于材料受力变形阶段对应, 即分别对应:压密阶段 (Ⅰ) , 弹性阶段 (Ⅱ) , 扩容或微破裂阶段 (Ⅲ) , 破坏阶段 (Ⅳ) 。
2. 试件在单轴应力条件下的破坏预报点, 若分级等速加载进行试验时, 从加载到最终破坏的时间为一个时间周期后, 则破坏预极点为0.7Tc;若以破坏应力或变形为基准时, 则单轴抗压的破坏预告为0.85σc, 剪切为0.7τc, 三点弯曲为0.7sc。
3. 进一步加强现场地质条件, 采矿方式与声发射关系的研究, 提高仪器的抗干扰能力, 提高分析水平, 结合压力, 应力, 位移等测试参数, 综合评价岩体 (煤) 稳定性, 做出准确预报是搞好矿山安全生产的有效途径之一。
参考文献
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