非稳定性（通用11篇）
非稳定性 篇1
0 引言
随着深基坑工程规模、基坑深度的不断加大和设计方法的改进,对基坑的设计和整体稳定性验算提出了更高的要求,土中水的问题是基坑设计的难点,也是关系其稳定的重要因素。
基坑整体稳定性分析是对具有支护结构的直立土坡的分析,目的在于对基坑侧壁支护结构在给定的条件下设计出合理的嵌固深度或验算已拟定的支护结构是否稳定和合理。目前,整体稳定性分析方法中已经考虑了地下水的问题,但实际工程对基坑整体稳定性验算中,很少考虑基坑渗流和孔隙水压力的影响,这显然不符合实际。事实上,在基坑降水过程中地下水渗流是非稳定的,按稳定渗流分析基坑的整体稳定性显然不能真实地反映地下水的影响。
作者以水泥土挡土墙为例,降水使得坑下地下水整体自下向上流时,不考虑土体分层和各向异性,考虑降水方案和降水过程的影响,利用FOR-TRAN编制程序,对基坑内外的非稳定渗流进行模拟,进而根据圆弧滑动法分析基坑不同降水时刻的整体稳定性,分析降水引起的非稳定渗流对基坑整体稳定性的影响,并据此探讨降水过程中基坑整体稳定性的变化规律。
1 基本理论
1.1 二维非稳定渗流理论
简便起见,不考虑开挖过程的影响,假定基坑无限长,并且沿长度方向土的各种参数不变,则基坑降水过程中的非稳定渗流可采用饱和-非饱和二维非稳定渗流数学模型进行模拟,其基本方程为:
式中:H为饱和-非饱和水流总水头;θ为土体体积含水率,用以表示非饱和土的饱和度;Q为汇源项;t为降水时间;x和y分别为水平向和竖向坐标;k为饱和-非饱和土的渗透系数,编制程序时非饱和土的渗透系数可根据文献建议的基于土-水特征曲线的方法进行估算。
1.2 边界条件
基坑计算模型见图1。边界条件取为:水泥土挡土墙底下一定深度处为不透水边界,水平方向无穷远处为给水边界。由于水泥挡土墙透水性与土相比可以忽略,定义其周边为不透水边界。假定基坑内外初始水位为天然水位。开始降水后,基坑内外水位均降低,建模时基坑外水位定义为自由边界,基坑内水位变化按不同降水方案进行,即假定基坑内水位在n d内降到设计水位,并保持水位不变。
1.3 方程的求解
本文编制FORTRAN程序时应用迦辽金法建立有限元渗流方程为:
式中:[B]为梯度矩阵;[k]为单元渗透系数矩阵;{H}为节点水头向量;{N}为插值函数向量;{Ν}T{N}=[m]为质量矩阵;q为边界流量;λ=mwγw,其中mw为土体体积含水率,θ孔隙压力u曲线的斜率,γw为水的重度。
其中浸润面根据饱和与非饱和法进行确定,土中水的各势之间存在下列关系:
式中:φ在饱和区为压力势,值为正;在非饱和区为基质势,值为负。所以,首先假定全域饱和,然后根据求得的φ调整渗透系数,重新进行计算,直到计算结果达到精度要求,即可确定渗流场,进而求出φ=0的等势线,即为浸润面。
1.4 基坑整体稳定性分析
基坑整体稳定性分析的方法与边坡稳定分析一致,一般采用条分法,作者选取Bishop、Janbu和Morgenstern-Price三种计算方法,对比分析安全系数随时间的变化,在后文分析降水方案、渗透系数对整体稳定安全系数的影响时,采用了工程中较常用的Bishop法计算结果对基坑稳定性进行分析。
Bishop法仍然是圆弧滑动条分法,它在建立土条力平衡方程时,考虑了侧向力的影响,其土条受力分析如图2所示,根据力的平衡条件可得边坡稳定系数:
式中:L为滑弧长度;Wi为土条自重;Ti、Ti-1为土条间水平作用力;μi为渗流作用下滑面上孔隙水压力;c′、φ′为土的有效应力系数。
编程时考虑了以下几点:(1)建立的模型与渗流模型一致,便于孔隙水压力的导入;(2)采用网格法来搜索危险滑移面,可以采用逐渐缩小搜索面的方法,即开始时可以在滑裂面可能出现的地方搜索,然后慢慢缩小搜索面积,尽量使最小安全系数出现在搜索网格的中间部位;(3)基坑丧失稳定性发生滑动时,滑动土体将沿滑动面整块滑动,滑动面通常为一曲面。为计算方便,Fellenius等人认为滑动面为一个圆弧,基于这样的假定一般都能够保证工程的安全。另外,在桩下没有软弱下卧层时,最危险滑动面通过坡脚或桩的最底端,大量的计算分析也证明了这一点。因此在选定可能的滑裂面时,一般只考虑通过桩底端的滑动面。因此本文分析时,假定基坑最危险滑裂面为一个通过墙踵的圆弧滑裂面。
2 算例分析
基坑深5 m,宽40 m,采用水泥土挡土墙,墙高10 m,宽4.2 m,场地影响范围内土层以粉土为主,孔隙率θ=n=43%,抗剪强度指标φ′=30°,水位以下平均重度为18.8 k Nm3,水位以上取18 kNm3。饱和渗透系数k=0.5 m/d,对非饱和区,定义渗透系数与基质吸力的变化关系及水土特征曲线见图2和图3。计算时假定降水前水位与地面相平,坑内水位N d内降低5 m,然后保持不变,为考虑降水速度对基坑稳定性的影响,N分别取1、5和10时,降水30 d内的基坑整体稳定性变化,模拟方案计算见图3。
2.1 基坑整体稳定性计算分析
作者选取Bishop、Janbu、Morgenstern-Price三种计算方法,对降水过程中各个时刻、各种可能的滑裂面进行计算。表1给出了考虑按照降水方案b降水过程的非稳定渗流、考虑稳定渗流和不考虑渗流时按三种计算方法计算的整体稳定安全系数值。
可以看出:考虑非稳定渗流的安全系数随时间而不断增大,最后趋于某一稳定值。这可归结为在降水过程中,由于坑外水位不断下降,水力梯度也逐渐减小。另外考虑非稳定渗流的安全系数基本上都大于稳定渗流的结果,仅在刚降到预定水位时略小于后者。但由于渗流作用,安全系数始终比不考虑渗流时小很多,因此对于有地下水渗流的基坑,其整体稳定性计算时,如果不考虑渗流将使得计算结果是偏于危险的。
另外,从表1中也可以看出,按照Bishop法和按照完全考虑土条间作用力的Morgenstern-Price法的计算结果相差不多,且Bishop法比较简单,在工程中采用该法进行计算是适宜的。但要注意条块底部不能出现拉力,否则Bishop法也会产生很大的误差,甚至不能适用。
2.2 降水方案、渗透系数对安全系数的影响
以Bishop法的计算结果为据,分析降水速度和渗透系数对基坑整体稳定安全系数γs的影响。
采用自编程序,分别模拟土体渗透系数为0.5m/d、2.16 m/d、5 m/d、8.64 m/d的基坑,每种基坑均选取上述三种降水方案进行模拟,计算结果见图3。通过分析,可以得到以下结论:
(1)考虑渗流的计算结果均比不考虑渗流要小的多,渗流对支护结构整体稳定性不利,这与渗流对挡土墙的抗倾覆和抗滑移稳定性产生有利影响正好相反。
(2)随降水的进行,不同的降水方案,安全系数有不同程度的增大,但对同一土体在坑内水位降到预定水位后,安全系数很快就趋于稳定,并且三种降水方案下的安全系数趋于一致。
(3)渗透系数对不考虑渗流和考虑稳定渗流时的安全系数无影响,而对于非稳定渗流则是渗透系数越大,安全系数越大。
(4)除渗透系数为的土体外,考虑稳定渗流的计算结果比降水到预定水位时刻的安全系数稍小,偏于安全。因而,对于渗透系数较大的土体,在设计时,可以按照稳定渗流计算挡土墙整体稳定安全系数。
3 结论
本文通过应用自编程序,探讨了降水过程中基坑整体稳定性的变化规律。通过对不同渗透系数的土体在不同降水速度下的基坑的模拟,详细分析了降水速度和渗透系数对整体稳定安全系数的影响,并与考虑稳定渗流和不考虑渗流的计算结果进行比较。结果表明:渗流对基坑整体稳定性是不利的,因而在设计时只有充分考虑地下水渗流的影响,才能保证设计的安全性;渗透系数对非稳定渗流的影响较大,对于渗透系数较大的土体,在设计时,可以按照稳定渗流计算基坑整体稳定安全系数,但要充分考虑降水速度的影响。
摘要：通过模拟降水过程中基坑的非稳定渗流,分析了降水过程中基坑整体稳定性的变化规律,探讨了非稳定渗流、基坑降水方案和渗透系数对整体稳定安全系数的影响。分析结果表明,渗流对基坑整体稳定性不利。在设计时只有充分考虑地下水渗流的影响,才能保证设计的安全性;渗透系数对整体稳定性的影响较大,对于渗透系数较大的土体,设计时可以按照稳定渗流计算基坑整体稳定安全系数,但要充分考虑降水速度的影响。
关键词：非稳定渗流,基坑,稳定性
参考文献
[1]唐业清.深基坑工程事故的预防与处理[J].施工技术,1997,01:4-5
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[5]姜忻良,宗金辉.基坑开挖工程中渗流场的三维有限元分析[J].岩土工程学报,2006,28(5):564-568
[6]黄春娥.考虑渗流作用的基坑稳定分析[D].浙江大学博士学位论文,2001
[7]Green,R.E.and Corey,J.C.Calculation of Hydraulic Conductivity.A further evaluation of some predictive methods[J].Soil Science Society of America Proceedings,1971,35(1):3-8
非稳定性 篇2
非离子表面活性剂乳液体系抗聚并稳定性的实验与分析
实验考察了非离子表面活性剂TX和AEO乳化白油所得乳液体系抗聚并稳定性随电解质浓度和表面活性剂HLB值的变化规律.针对上述体系建立了两液珠间的静态力学模型. 利用模型考察了界面电位和电解质浓度对两液珠间作用力的影响.通过分析上述模型模拟结果和实验现象之间的矛盾,指出在液珠的.碰撞过程中,表面活性剂分子在界面静电排斥力的作用下,存在着被挤入到分散相液珠内的趋势,从而导致了界面的变形和表面活性剂空穴区的形成,阐述了乳液珠滴发生聚并的一种微观机制.
作 者：任智 陈志荣 吕德伟 作者单位：浙江大学材料化工学院联合化学反应研究所,浙江,杭州,310027刊 名：化工学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF CHEMICAL INDUSTRY AND ENGINEERING(CHINA)年，卷(期)：200253(3)分类号：O648.14关键词：乳液稳定性 表面活性剂 DLVO理论 HLB规则
非稳定性 篇3
关键词: 土坝 渗流场 稳定性
中图分类号: P62 文献标识码: A文章编号: 1007-3973 (2010) 04-040-01
1 概况
某水库是一座以农业生产灌溉为主、兼顾防洪、水产养殖等综合利用的小(一)型水库。该水库竣工运行后,于1997年溢洪道西八字墙垮塌,引起大坝溃口,导致库水位快速下降,沿迎水坡发生大大小小脱坡、跨方十余处。在该大坝钻探取样发现该土坝坝体并非均质,坝体材料分为上层粘土,下层粉质粘土,两者渗透性有差异,下层渗透性比上层稍强。所以研究库水位快速下降条件下,坝体下部粉质粘土层厚度对迎水坡稳定性影响有重要意义。
本文以该非均质土坝为研究对象,利用非饱和及非稳定渗流理论,建立渗流计算的数学模型。利用非饱和非稳定渗流理论,计算在2m/d的水位下降条件下,坝体下部渗透性稍强粉质粘土厚度对渗流场的影响,并在此基础上考虑了渗流场变化对坝体迎水坡稳定性的影响,为水库调水管理及治理措施提供参考。
2 二维饱和-非饱和渗流控制方程
非饱和土中的水流受到与饱和土中相同的定律控制(即Darcy定律),其主要区别是对饱和土假定渗透系数为常数,而对于非饱和土则需设为基质吸力、含水量或某些其他变量的函数。将达西(Darcy)定律和水的质量守恒定律结合起来便可导出描述土中水分运动的基本方程。
3 工程算例计算分析
3.1 物理模型和计算参数
某土坝,坝高15.0m,顶宽5.0m,,上游坝坡为1:2.0,下游坝坡为1:2.0,均质坝坝体材料分为上下两层,上层为粘土,饱和渗透系数3.4×10-6m/s,孔隙率为0.46;下层为渗透性稍强粉质粘土,饱和渗透系数1.0×10-5m/s,孔隙率为0.40。
假定上下两层粘聚力和内摩擦角均为20kpa、15°,所以文中仅考虑渗透性的差异性对坝体迎水坡渗透场的影响。
3.2 算例分析
为了定量分析上述水库使用过程中今后可能出现的水位下降对坝坡稳定性的影响,为水库安全运行科学管理制度及防治措施提供参考依据,特设计了在2m/d的水位下降条件下三个坝体横截面概化模型的算例。
表1 设计计算模型
4 计算结果及分析
4.1浸润线变化情况
计算模型及边界条件:选取坝体下部粉质粘土层厚度不同的三种算例,上游库水位从49m以2m/d的速度下降到41m,下游水位保持在37m。
大坝底部按不透水边界处理,初始渗流场为大坝上游水位保持在49m的非饱和渗流计算结果, 5d之内坝体内部浸润线呈上凸形,说明以2m/d的速度下降初期把体内会形成超孔隙水压力,坝体内水分来不及排出,容易形成“倒流”。坝体下部渗透性稍强的粉质粘土的厚度对坝体渗流场影响较大,图中可看出坝体下部土层厚度越大,浸润线上半段的下弯程度越缓,下半段的下弯程度亦越缓。这是由于孔隙水压力消散的时间与坝坝底粉质粘土层厚度有很大的关系,若该层厚度大,则需要较短时间孔隙水压力便能消散,浸润线下降的速度会更快,“倒流”现象持续的时间会更短。
4.2非稳定渗流下坝坡迎水坡稳定性分析
在上述非稳定渗流计算结果基础上,分析了三个模型的坝坡稳定性。整个计算过程在GEO-STUDIO2004下完成。库水位在49.0m初始库水位下以2m/d下降时,坝体迎水坡最危险滑弧半径及滑面截面面积开始先增大,直至降到41.0m稳定水位后,逐渐趋于稳定值。与此同时,迎水坡的稳定系数先急剧降低、后逐渐增大。坝体下部粉质粘土的厚度对坝体迎水坡稳定性影响较大,特别在库水位下降第4天,差异最明显。
5 结论与建议
(1)库水位以2m/d下降时,各个算例中坝体下部透水性稍强的粉质粘土层厚度越大,越有利于坝体迎水坡内孔隙水压力消散,浸润线下降的速度会更快,“倒流”现象持续的时间会更短。
(2)库水位以2m/d下降时,迎水坡最危险滑面稳定系数先降低、后增大。
(3)库水位下降第3、4时滑弧半径较大,最危险滑面截面积较大,稳定系数最小,此时土坝迎水坡最易发生滑动,且危害最大。
参考文献:
[1]Fredlund D G, Rahardjo H. 非饱和土土力学,陈仲颐等译[M].北京:中国建筑工业出版,1997.
[2] 安民.库水位升降对某均质土坝坝坡稳定影响分析[J].武汉:中国农村水利水电,2008.
索拉非尼纳米混悬剂的稳定性研究 篇4
纳米混悬剂是采用少量表面活性剂稳定药物粒子所形成的一种亚微米胶体分散体系, 是一种分散度极好的固体药物粒子水分散体系[7]。常采用高分子聚合物作为载体来增加药物的溶解度和生物利用度[8,9]。目前已广泛应用于各种给药途径 (口服、静注、肺部、经皮和眼部给药等) 制剂的制备[10,11,12]。本实验采用乳化法将索拉非尼制成纳米混悬剂, 并对其稳定性进行研究。
本实验采用粒径及多分散指数 (poly dispersion index, PDI) 随时间的变化来表征其物理稳定性;采用高效液相色谱法测定不同时间段内索拉非尼纳米混悬剂和索拉非尼原料药的浓度, 并绘制降解曲线测定其化学稳定性。
1 仪器与试药
1.1 仪器
FA25智能型高剪切分散乳化机 (上海弗鲁克流体机械制造有限公司) , 旋转蒸发仪 (RE52CS, 上海亚荣生化仪器厂) , HPLC (Aglilent 1100, 美国) , UV-1800紫外分光光度计 (日本) , JEM-2100 (HR) 高分辨透射电镜 (日本Jeol公司) , Zetasizer ZS90型激光粒度仪 (英国Malvern公司) , 恒温培养摇床 (ISO 13485, 上海一恒科学仪器有限公司) 。
1.2 试药
索拉非尼原料药 (湖北省武汉创成药业有限公司, 含量:99.0%, 批号:20140306) , 索拉非尼对照品 (上海翰香生化制品有限公司, 含量:99.4%, 批号:PY131206) , 聚乙烯吡咯烷酮K30 (广东省深圳优普惠公司) , Eudragit RS 100 (国药集团化学试剂有限公司) , 乙酸铵 (分析纯, 天津市博迪化工有限公司) , 乙腈 (色谱纯, 美国天地公司) , 甲醇 (色谱纯, 美国天地公司) , 水为超纯水 (实验室自制) , 其他试剂均为分析纯。
2 方法与结果
本实验前期已通过单因素试验优选出制备索拉非尼纳米混悬剂的最佳有机溶剂为丙酮∶甲醇 (3∶1) , 表面活性剂为聚乙烯吡咯烷酮 (PVP) 。将索拉非尼按最优处方制备成纳米混悬剂, 精密称取表1所示的药物和载体Eudragit RS100, 加入适量的丙酮∶甲醇 (3∶1) 中超声溶解, 形成有机相, 将体系的p H值用稀盐酸调节为4;另取PVP, 溶解于水中, 形成含1%PVP的水相。搅拌下将有机相缓慢滴加进水相中, 继续搅拌30 min。40℃下减压蒸发除去有机溶剂。并在10 000 r/min下高剪切10 min, 即得。
制备的9组索拉非尼纳米混悬剂都具有较小的平均粒径和PDI, 粒径在80~120 nm范围, PDI值均﹤0.300, 集中于0.190~0.250, 粒径分布比较均匀。当投药量为2 mg, 有机相与水相比例为1∶4时, 平均粒径最小, PDI=0.231, 粒径分布比较均匀, 选为最优处方。见表1。
注:PDI:多分散指数
2.1 粒径分布及Zeta电位测定
Zetasizer ZS90型激光粒度仪测定纳米粒子的粒径、PDI及Zeta电位, 将制备的索拉非尼纳米混悬液用蒸馏水稀释10倍, 进行测定。结果见图1, 平均粒径为 (89.76±5.36) nm, 平均PDI为 (0.231±0.072) , 平均Zeta电位为 (36.7±0.5) m V。
2.2 形态观察
将制备的索拉非尼纳米混悬液稀释5倍, 过膜, 滴加到覆盖碳膜的铜网上, 干燥后用2% (W/V) 的磷钨酸染色, 用滤纸吸去多余的液体, 晾干后在JEM-2100 (HR) 高分辨透射电镜下观察形态, 拍照。结果见图2, 可以看出, 所制备的纳米粒为均匀球形, 粒径较小且分布均匀。
2.3 物理稳定性的检测
将制备的索拉非尼纳米混悬剂装入棕色小瓶中, 分别避光保存在4℃和室温环境下, 放置1个月。测定其放置前后粒径和PDI的变化。粒径和PDI变化见图3。将制备的索拉非尼纳米混悬剂放在4℃环境下, 分别于30、60 d测定其粒径大小和PDI, 结果见图4。
图3显示, 索拉非尼纳米混悬剂避光放于4℃下比放于室温下的粒径和PDI变化更小, 更加稳定。图4可见, 随着放置时间延长, 粒径和PDI两项指标均有所增加, 但变化都不是非常明显;PDI虽然有所增加, 但仍然保持在0.5以下, 表明体系中少量粒子发生了聚集。
2.4 化学稳定性的检测
2.4.1 色谱条件
色谱柱为Inertsil ODS-3柱 (250 mm×4.6 mm, 5μm) , 流动相乙酸铵缓冲液 (20 mmol/L) -乙腈 (28∶72) , 检测波长266 nm, 流速1.0 m L/min, 柱温40℃, 进样量20μL。
2.4.2 标准曲线的绘制
精密称取索拉非尼对照品10 mg, 置100 m L量瓶中, 用流动相溶解定容, 然后用流动相依次稀释成浓度为1、5、10、15、20、25、30、40、50μg/m L的一系列标准液, 按以上色谱条件测定浓度, 依次进样20μL, 记录色谱峰面积。以峰面积 (A) 对质量浓度 (C) 进行线性回归, 得标准曲线:A=78.862C-32.897 (r=0.9999) , 说明索拉非尼浓度在1~50μg/m L范围内具有良好的线性关系。
分别在见光与避光的条件下, 用HPLC测定在4℃放置下不同时间段内索拉非尼纳米混悬剂及索拉非尼原料药溶解液的药物浓度, 描绘出其降解曲线, 进行对比, 结果见图5。索拉非尼纳米混悬剂在4℃避光条件下降解速度明显降低, 10 d内降解了10%左右, 以后趋于平稳只是发生极少降解, 可长期保存。在见光条件下, 10 d内降解30%左右, 随着时间延长, 降解量逐渐增大;溶解状态的索拉非尼药物避光条件下10 d内降解70%, 见光条件下5 d内降解80%, 结果表明在混悬液中以纳米粒子形式存在的药物比溶解状态的药物稳定, 索拉非尼纳米混悬剂的降解速度明显降低, 特别是在避光条件下, 说明索拉非尼纳米混悬剂显著改善了此药物的化学稳定性。
3 讨论
纳米混悬剂作为一种新的制剂技术, 它具有高饱和溶解度、黏膜吸附性、高溶出速率等特点, 可有效提高难溶性药物的药效和生物利用度[13,14]。但纳米混悬剂稳定性较差是其最大的问题, 很容易发生降解、沉降、聚集、变性等各种不稳定现象[15,16], 给纳米混悬剂的制备带来了较大挑战, 是其被广泛应用的最大障碍。本实验对索拉非尼纳米混悬剂的物理稳定性和化学稳定性进行研究。
影响纳米混悬剂的因素主要有稳定剂类型、分散介质和药物自身介质等。本实验已在前期工作中优选出稳定剂类型、分散介质等, 制备的索拉非尼纳米混悬剂粒径较小, 分布均匀, 稳定性良好。在4℃和室温条件下放置一段时间后, 4℃下粒径和PDI变化比室温条件下小, 说明索拉非尼纳米混悬剂在4℃下比在室温条件下更稳定。这与奥斯特瓦尔德熟化现象有关, 混悬剂溶液在总体上是饱和溶液, 小微粒因溶解度大而不断溶解, 大微粒则因过饱和而不断增长变大, 这一过程被称为奥斯特瓦尔德熟化[17]。van Eerdenbrugh等[18]在实验中证实, 奥斯特瓦尔德熟化与温度密切相关, 室温条件下, 纳米混悬剂会发生奥斯特瓦尔德熟化, 40℃的条件下奥斯特瓦尔德熟化现象增强, 而较低的4℃条件下, 奥斯特瓦尔德熟化减慢, 甚至停止, 所以索拉非尼纳米混悬剂在4℃比在室温条件下更稳定。将索拉非尼制备成纳米混悬剂, 在相同条件下, 降解速度比溶解状态的索拉非尼慢很多, 说明索拉非尼纳米混悬剂显著改善了此药物的化学稳定性。将药物制成纳米混悬剂, 通过加入稳定剂来抑制纳米粒子的成长, 稳定剂一般通过立体稳定、静电稳定和静电立体稳定3种机制达到对药物分散体系的稳定作用, 防止粒子间的聚集[19], 所以将药物制成纳米混悬剂比溶解状态更加稳定。
非稳定性 篇5
第四纪松散沉积层地下水开采三维非稳定流数值模拟
该文探讨了第四纪松散沉积层地区地下水三维非稳定流数值模拟计算的理论.采用渗流的有限单元分析法,以盐城市为例,在对模型进行识别、验证的基础上,结合对地面沉降、咸水入侵等地质环境控制的要求,规划、预测到底,第Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ承压含水层中的`最低地下水位分别恢复到-20m、-30m、-40m时,各含水层中地下水的开采量及地下水的最优开采布局,并预测了未来各含水层地下水位降落漏斗趋于稳定的地下水可开采量.证明三维有限元数值模拟理论用于规划预测此类地区的地下水资源可开采量具有较高的可信度.
作 者：付延玲 周志芳 Fu Yanling Zhou Zhifang 作者单位：河海大学,南京市,210098刊 名：勘察科学技术 ISTIC英文刊名：SITE INVESTIGATION SCIENCE AND TECHNOLOGY年，卷(期)：“”(6)分类号：P5关键词：第四纪松散沉积层 非稳定渗流 有限元 数值模拟
非决定性的瞬间罗伯特·弗兰克 篇6
弗兰克的摄影经历跟历史上两位女摄影大师十分接近，一是黛安·阿伯丝，阿伯丝的从影经历十分短暂，前后只有10年，弗兰克刚好也是十年。二是莎莉·曼，她是以拍摄“亲密家庭”一个专题出了名的摄影家，弗兰克也是以一本“美国人”的画册而名声大噪。
弗兰克曾经来过中国，跟许多摄影青年有过直接的接触，包括当时的年轻摄影家付羽。付羽说，弗兰克告诉他如何判断一张照片的好坏：好的照片应该充满着缺憾，总有那么一些不完美，总有那么一些不尽如人意……这其实就是弗兰克的美学思想。大师之所以是大师，除了掌握纯熟的技巧之外，更重要的是具有他人不具有的思想。这种思想不一定是一套完整的体系，甚至可以是一句话，只要它充满着力量。
弗兰克讲究的是一种即兴的拍摄手法，也许正是这种手法适合当时他所要表现的美国南方种族分离、人心破碎、相互敌对、充满绝望的民情，他以构图的不稳定性来为社会作隐语式的注解——人们对周围环境的焦躁不安，与所谓的工业奇迹形成一种对比，给批评家制造了不尽的话题。
在别人眼里，弗兰克的记录简直就是在戳穿美国梦、丑化美国人，但其实他想要表达的是对底层人民的肯定与同情，鼓励他们勇敢地面对现实，接受命运的挑战。他的黑白代表作“新奥尔良的电车”，在2013年的纽约苏富比拍卖中以68万美元的高价被一位画廊老板买走，此幅作品是他于1962年在MOMA个展上的原作。一辆电车的横画面里有五个窗口，前面两位是尊贵的白人，中间是女佣抱着白人的两个孩子，最后两个窗口则分别是黑人男女。窗口中所有的人都视线朝外，看似平等中却透露了不平等的信息：当时的南方黑人跟白人处于分离状态，就是在同一辆公共汽车里黑人也只能坐在后面。
摄影的最佳语言也许就是不需要语言，在一幅巨作面前，语言常常会显得无力而又苍白。
非稳定性 篇7
关键词：压杆稳定,切线模量理论,初始缺陷,失稳
0 引言
在弹性屈曲时, 采用小变形理论, 不计剪力影响, 其临界力和临界应力分别是:
上式是欧拉公式。取, 可得弹性弯曲屈曲的范围:λ≥λp为弹性屈曲;λ<λp为非弹性屈曲。
切线模量理论假定杆从挺直到微弯位置过渡期间, 轴向荷载增加, 并且增加的平均轴向压应力大于弯曲引起的构件凸侧最外纤维的拉应力Δσb, 从而截面上所有点的压应力都是增加的, 其σε着关系曲线由切线模量Ei控制, 界面中性轴与形心轴重合。ΔN与N相比, ΔN可以忽略, 可以得到外力矩Ny与截面弯矩-EtIy"的平衡条件:EtIy"+Ny=0。从而, 切线模量荷载Ncr, t=π2EtI/l02, 具体应用时临界应力形式为:
1 压杆计算理论的比较
1.1 欧拉公式与切线模量理论
变形模量以及长细比是影响欧拉公式和切线模量理论的最重要的因素, 但是在应用中, 并没有考虑理论受到残余应力和截面形状的影响。因此, 在分析那些存在残余应力的实用压杆的时候, 一定要考虑压杆的残余应力、杆件截面形状、失稳时所绕截面的形心轴以及制作工艺等相关因素。因此, 以往一直采用单条柱子曲线的做法不适用于现在的实用压杆分析。折减模量理论提出, 构件从直的位置到微弯位置时, 轴向荷载保持常量。当构件微弯时, 截面上任意一点的总应力将由一个均匀压应力Δσn=ΔN÷A和一个弯曲应力Δσb组成。在构件的凸侧的应力按E卸载, 凹侧应力由Et控制, 即认为有效模量Er是E、Et的函数。双模理论又叫康-恩-卡理论, 它的折减模量荷载由下式计算:
其中Er>Et, 即σcr, r>σcr, t, I1受拉一侧截面惯性矩;I2受压一侧截面惯性矩。
香利模型认为压杆的弹塑性性质都集中由可变元件来实现, 从而排出了实际压杆中同时应考虑沿着截面和杆件材料性质变化的复杂性。设模型在达到临界荷载前处于直线状态, 当压力进一步增大时, 模型将产生有限侧移坠, 元件变形且按照双线性应力应变图工作。利用模型的平衡条件、几何条件和物理关系可得临界荷载Ncr, s与∂的关系式:
式中τ=E2/Et。
由上式可以给出香利模型的N-∂曲线, 并且得出下述结论:ⅰ当∂=0时, 可得Ncr, s=Ncr, t, 即在切线模量时, 模型处于直线状态。说明模型保持直立状态时, 不可能达到Ncr, r。ⅱ当∂>0时, 且r不等于1时, Ncr, s将随着坠的增大而增大。当坠趋于0时, 可以证明Ncr, s趋于Ncr, t, 可见, 在非弹性压杆的压力N>Ncr, t之后, 仍可以继续增加荷载。ⅲr=1, 即E2=Et, 这表明压杆弯曲时凸侧不发生卸载现象。可以证明此时Ncr, s=Ncr, t, 即Ncr, s不随∂变化而保持常量。但由双模理论, 压力为常量, 凸侧必有卸载作用。这说明, 在有限变形时不会有r=1, ⅳ理论采用的切线模量Et假定为常数, 而实际上Et随着应力加大而减小。因此其最大值介于Ncr, t与Ncr, r之间。
1.2 考虑初始缺陷时理论的选取
更为精确的试验研究表明, 试验点更接近Ncr, t。因此轴心压杆非弹性屈曲的计算常采用切线模量理论。在实际工程中, 理想的轴心受压杆是不存在的, 他们总是具有各种例如初偏心、初弯曲和残余应力等初始缺陷, 它们被称为工程杆。工程杆的Ncr比理想的轴心压杆的Ncr低。对于工程杆的计算, 按小偏心受压构件的压溃理论确定承载力。若想在初弯曲和残余应力等各种因素的影响下求得实用压杆精确地临界力是非常繁琐困难的。其中最关键的是确定杆件截面在一定的压力作用下的弯矩和曲率即P-M或C-M之间的关系。为了求出相对M曲率, 一般应当建立弯矩与曲率的近似函数, 然后再指定P值。但是弯矩与曲率之间的关系受到残余应力的影响, 并不完全呈现规则的反弯曲线, 尤其T形截面在压力较大的情况下更为复杂。
为了有效的克服近似函数导致的误差, 我们提出了一种“逆算单元长度法”。此方法是将有限元压杆分割成为若干个有限单元, 并将其单元长度视为吟, 然后将变形后的单元曲率R看做一个定值, 最后根据内外平衡条件逆算出该单元的长度。此方法是在确定了与压力P相对应的压应变的条件下, 由已知的曲率而计算出内弯矩M, 然后利用平衡条件即内弯矩等于外弯矩求得单元长度, 因此, 要计算的单元曲率问题就用计算单元长度来代替。
考虑初始缺陷对受压构件稳定性的影响, 荷载N作用下产生的挠度增量为y, 在任意截面内力弯矩为-EIy义, 外力弯矩为N (y0+y) , 得到平衡方程EIy"+N (y0+y) =0, 将y0表达式代入, 令k2=N/EI, 则上式为:y"+k2y=-k2asin (πx) /l。其通解为y=C1sinkx+C2coskx+y*设特解y*=Csinπx/l, y*'=C (π/l) cos仔x/l, y*"=-C (π/l) 2sinπx/l代入可得:边界条件为:x=0时, y=o得C2=0;x=l时, y=0得C1sinkl=0。当有初弯曲时N<Ncr, 则sinkl=0, 只有C1=0, 方程的解为:
从上述求解过程可以看出, 利用边界条件并不能得到稳定方程的解, 并且求出临界力, 应分析荷载-挠度曲线, 从中找出临界力。在N作用下, 杆件任一点的总挠度为:
当x=l/2时, 杆件中点的总挠度为:。当杆件中点挠度趋于无穷时, N才逼近临界荷载NE, 与初始挠度值无关。
2 计算方法的选择
目前关于计算偏心钢压杆弯扭屈曲临界力的方法中, 如果充分考虑各种影响因素就会使得计算相对复杂, 因此, 常常忽略弯矩平面内弯曲变形附加弯矩的影响, 而是按照直杆作为计算的模型。存在的附加弯矩除了影响弯矩平面内弹性区的抗弯刚度外, 也会对弯矩平面外的抗弯强度造成一定的影响。因此, 如果在计算时不考虑附加弯矩的影响, 不但计算出来的临界力不符合实际, 更重要的是影响杆件的安全。
对于双向刚度相差不多的即所谓的柔性杆件, 在弯曲平面内受到的弯曲变形更为明显。在弹性区的面积, 针对自身的形心轴形成的惯性矩为Jxe、Jy, 并且他们是随着弯矩平面内弯曲曲率R变化的。仍旧以上述为例, 由图1可知:压力P作用在腹板一侧时, 随着曲率R的增加, 腹板首先是屈服, Je则以很快的速度减小;但是J仅仅在翼缘屈服之后才会有明显的降低。除在弹性工作阶段, 差不多从进入弹塑性工作阶段开始, Je将逐渐远小于Jy。杆件如在这阶段工作, 显然承载力应由弯矩平面内失稳所控制。
所在戳面上, 当Jx>J时, 杆件临界长度应按弯矩平面内失稳计算, 其P即为弯矩平面内弯扭失稳临界力;反之如Jy<J则杆件临界长度应按弯矩平面外失稳计算, 其P即为弯矩平面外弯扭失稳临界力;当Jye=Je时, 杆件处于两种失稳的临界状态中, P不但等于弯矩平面内外弯扭屈曲的临界了, 还等于按照模型算出的分枝荷载。因此, 对于已知截面尺寸的钢压杆就可以通过比较两种临界状态, 逆算出实际临界长度。
如图2虚线所示, 在压力较大的情况下, 临界力为弯矩平面内失稳临界力;压力较小时, 临界力为弯矩平面外弯扭屈曲的临界力, 如图2实线所示。虚实线交界处所对应的荷载即为分枝荷载。通过对不同偏心率所组成的各条压杆曲线中的分界点连成分界线, 就可在图上划分出两个区域来, A区即为弯矩平面内失稳区;B区为弯矩平面外失稳区。
A区-弯矩平面内失稳区;B区-弯矩平面外失稳区.
3 偏心距对于失稳的影响
当作用于两端的轴向力N与构件轴线有很小的偏心时, 偏心距为e, 此时的受压构件已不是轴心受压状态, 而转变为偏心受压构件。在任一截面处的内力弯矩为-EIy", 外力矩为N (e+y) , 令k2=N/EI, 则平衡方程为:y"+k2y=-k2e。方程的全解为y=C1sinkx+C2coskx-e。边界条件为x=0时y=0得C2=e代入上式, 得方程的解:
有初始偏心的轴心受压构件的稳定问题是第二类稳定问题, 即极值点失稳。对此类问题需要求出荷载-挠度曲线, 从而得出临界荷载。
测定参与应力的前提是假定杆件仅仅存在纵向的残余应力, 而在厚度方向是均匀分布的。测量之前, 先测量残余应力分布受横向切断的影响, 在处理刨边的三种截面时采用切断法、切片法以及切条法进行焊接残余应力的测定。残余应力的理论计算值按切条法实测结果, 用统计法处理的简化分布线型, 即残余拉应力区取两直线;压应力区取二次抛物线。
关于钢偏压杆弯矩平面内的相关公式, 按截面承载力理论, 提出偏压杆弯矩平面内相关公式如下:N/e Ns+CM/Ms=1。式中Ns=AQs (A——横截面, Qs——屈服应力) ;Ms=Ws Qs (Ws为塑性抵抗矩;W为弹性抵抗矩) ;C——系数, 与M/N值以及截面形状和尺寸、残余应力分布等有关。经分析工字形截面的C值为:
由此可导出焰切边典型三块板组焊成的工形截面的偏压杆弯矩平面内相关公式为:
式中的M代表沿杆长均匀分布的弯矩, 如果考虑弯矩梯度, 那么应当将M乘以折减系数Cm。当弯矩沿杆长不均匀分布或杆件受到横向荷载作用时, 应将M乘以相应的系数予以折算, 但是一定要按照不同的情况适当的对M进行取值。从表Zb组64条曲线中, 对各长细比相应的临界力概率分布的x检验结果, 正态分布通过70%;对数正态分布通过80%, 因此应按对数正态分布取分位值。按50%分位值求出的三组曲线, 几乎等于算术平均值曲线。
将a、b、c三条代表曲线与欧洲钢结构协会 (ECCS) 建议的多条柱子曲线、美国里海大学的多条柱子曲线, 以及我国现行《钢结构设计规范》 (TJ17-74) 采用的单一柱子曲线比较 (见图3) , 可以看出, 我们建议的a、b曲线稍高于ECCS的A、B曲线, 其C线则稍低于ECCS的C线;当姿<130时, 美国里海大学曲线I高于曲线a;λ<130时, 二者几乎接近;λ<60时, 曲线I高于曲线b;λ<30时, 二者亦几乎相等;我国规范TJ17-74采用的单条曲线介于a、b曲线之间, 当姿跃140时, 则接近b曲线。
4 结论
可以得到如下结论:当构件完全弹性时, 荷载-挠度曲线以N=NE为渐近线;实际上由于初始偏心产生的弯矩使构件常处于弹塑性状态, 因此荷载-挠度曲线呈现出虚线所示极值点失稳形态, 其极限荷载为Nu。当e为某个有限值时, 偏心距e越大则柱所能承担的荷载N比理想条件下的欧拉荷载NE降低越多。由于初弯曲、初偏心对受压构件的影响均导致出现极值点失稳现象, 都使构件的承载力有所降低, 两种影响并没有本质区别, 因此在确定实际构件承载力时, 通常将两者的影响一并考虑。
参考文献
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[2]周绪红, 王世纪.薄壁机构稳定理论及应用[M].北京:科学出版社, 2009.
[3]郭在田.钢压弯构件在弯矩作用平面外的稳定计算[J].工业建筑, 1988 (12) .
非稳定性 篇8
泉杜泵站是山西运城夹马口引黄工程的二级泵站, 泵站设计提水流量15.3 m3/s, 扬程155 m, 总装机7台, 容量36 750 kW, 灌溉面积20.7万hm2。泉杜泵站扬程高达155 m, 出水管路为3根直径1 800 mm钢筒混凝土 (PCCP) 管和预应力混凝土管, 单根长5 369 m, 这种高扬程、长管路的泵站在黄河小北干流绝无仅有。泵站安装有单级双吸离心泵 (S700SK5400/155-3150) 1台和双进口单出口多级中开离心泵 (SLOW800-78×2) 6台, 管路附属设备包括有进水闸阀、逆止阀 (阀板上下由旁通管贯通, 以消除水锤) 、出水闸阀等。
每台水泵在开机时, 在出水闸阀附近均出现振动和爆裂声, 引起出水闸阀密封垫高压刺水, 尤其是新安装的水泵试机时问题更为突出, 严重影响正常的生产灌溉。本文对水泵启动的不同工况进行了分析, 并提出了对应的解决方案。
1 水泵启动工况分析
1.1 工况Ⅰ (全充水工况)
水泵正常停机后再次启动工况, 称为全充水工况。水泵正常停机时, 首先依指令关闭出水闸阀, 再行停机, 逆止闸在阀板重力作用下自行关闭, 此种工况整个管路系统中完全充水[1,2]。当水泵再次启动时, 叶轮在电机拖动下开始旋转, 但此时出水闸阀并未打开 (瞬间) , 管道内水流处于“静止”状态 (Qi=0) , 叶轮的高速旋转使水流产生压力脉动, 当压力脉动达到一定强度时, 极易产生“振动型气泡”。随着时间的推移, 轻则产生噪音, 重则缩短材料使用寿命, 产生疲劳破坏。
全充水工况易导致泵轴径向负荷过大。由斯捷潘诺夫公式[1]可知:
式中:F为作用于叶轮上的径向力, N;H为设计扬程, m;D2为叶轮出口直径, cm;B2为包括前、后盖板厚度在内的叶轮出口宽度, cm;K为径向系数。
对于螺旋形压水室:
式中:Qi为工况流量, m3/s;Qe为额定流量, m3/s。
从式 (2) 可看出, 对于螺旋形压水室的泵, 当Qi=Qe时F=0;当Qi=0时, F值最大, 泵轴负荷最重。由于电动闸阀开启速度很慢, 故一般在主机启动的同时即应启动出水闸阀 (若条件许可, 可采用球阀或蝶阀) 。随着闸阀的徐徐打开, 流量Qi由Q0, Q1, Q2……逐渐升至Qe, 泵轴径向负荷逐渐减轻。因此, 此种工况历时越短越好。
1.2 工况Ⅱ (半充水工况)
多台并联水泵当首台正常运行后, 启动第2台水泵工况, 称为半充水工况。此种工况下出水闸阀下游压力管中已充水, 而上游至进水闸阀间未充水[1,2]。水泵启动前, 需打开进水阀, 使前池水充满管道及水泵。由于该段管路复杂, 存气的可能性极大, 残存气体导致的破坏成为水泵启动的主要障碍。
在半充水工况下, 气泡类型除工况Ⅰ中所述的“振动型气泡”外, 更多的是“固定型气泡”[2]。这是因为各种设备存气空间太多, 如进、出水闸阀的阀壳间隙、泵壳顶部、逆止闸阀及其旁通管等部位。生产实践表明, 若不彻底解决上述部位排气问题, 水泵启动时必然会产生很大的爆裂声、并伴随有振动。为防止残存气体破坏, 多数泵站已在泵壳顶部装有排气阀。
排气问题彻底解决后, 水泵的启动顺序及注意事项与工况Ⅰ中所述完全相同。
1.3 工况Ⅲ (无水工况)
首次首台水泵启动工况, 称为无水工况。此种工况管路处于完全无水状态, 是水泵启动最困难的一种工况。启动水泵前, 首先打开进、出水闸阀及相应的排气阀, 使管路充分充水, 既要保证压力管路中最高水位与前池水位持平, 又要完全排除各间隙处的存气, 而后关闭出水闸阀与排气阀, 启动主机[2]。图1为SLOW800-78×2性能曲线, 关阀启动时流量Qi=0, H死=183.48 m, 对应的水泵轴功率P=3 430.9 kW为最小值, 电机只需克服转动部分的摩擦损失, 最利于电机启动。
与工况Ⅰ不同的是, 闸阀打开速度不能过快。因为此时压力管中没有充水, 若速度过快, 水泵处于极低扬程下运行, 由以图1的功率曲线可知, 电机极易过载。为确保安全运行, 阀板应根据压力表指示徐徐打开, 压力值一般控制在0.8He左右。
此种工况为水泵最不利的启动工况[3,4]。这是因为:①管路中存气的可能性最大, 且空间最大;②开阀速度不能过快, 这就必然导致各部位产生气体破坏且历时最长。
2 机理分析
2.1 气 锤
当密闭管道的排气孔口很小或趋于零时, 向管道中充水, 管道内空气无法及时排出, 气团受到压力冲击, 在管道中产生局部高压的一种物理现象称为气锤[5,6]。工况Ⅲ (无水工况) 满足气锤产生的条件, 工况Ⅱ (半充水工况) 残存气体过多时也会产生局部气锤现象。
发生在出气转变为出水瞬间的气锤, 其压力值可以按Maurice.Albertson公式进行估算[1,6]:
式中:Pa为气锤压力, kg/m2;ρ为流体的密度, kg/m3;a为压力波的传播速度, m/s;Ks为水的弹性模量, 2.07万kg/cm2;E为管壁材料的弹性模量, kg/cm2;D为管道直径, mm;t为管壁厚度, mm;V为管道内的流速, m/s;d为空气出流口的直径, mm。
2.2 附加扬程H附
水泵关阀启动时, 排气孔径d趋于零, 则
水泵启动瞬间, 虽然闸阀关死, 但由于空气团的可压缩性, 瞬时流量必然占领空气团的部分空间, 水泵的瞬时扬程并非关死扬程H死、而是近似为零, 此时的出水量Qi远大于额定流量Qe。
若令气团断面积为Sk, 则瞬时流速Vk=Qi/Sk, 故式 (5) 可改写为:
在工况Ⅰ和工况Ⅱ时, 由于不存在空气团, 故Pa=0, 启动扬程才为水泵的关死扬程H死。在工况Ⅲ时Pa≠0。式 (6) 的本质为水泵启动时的一个附加扬程H附=Pak, 其值较启动扬程大, 生产中常被忽视, 以至造成出水闸阀附近局部过压, 产生振动、爆裂声, 严重时会引起出水闸阀严重刺水, 待闸阀全部打开后, 上述现象会自动缓解或消失。
对于特定的工况, 式 (6) 中ρ·a可看作常量, 则Pak的大小取决于VK, 而VK又决定于Qi与SK的比值;当SK相同时, Pak与Qi成正比关系。因此, 小容量水泵启动时没有明显的异常现象, 中型水泵启动时矛盾则比较突出, 大型、超大型水泵启动时难度更大。故在大中型水泵启动时, 一定要消除附加扬程, 否则将会造成不必要的经济损失。
3 应对措施
3.1 安装排气阀
由以上分析可知, 只有当管路系统内没有气团存在时, 才会出现Qi=0的工况。为了清除气团, 可在下列部位设置排气阀, 按照水流方向依次有:进水闸阀、水泵、逆止阀、出水闸阀以及其他管路附件等。此种方案适用于工况Ⅰ和工况Ⅱ。
3.2 消除附加扬程H附
对于工况Ⅲ, 可以从式 (3) 和式 (4) 出发, 求得出水闸阀在水泵启动前的预开面积, 在水泵启动前部分打开出水闸阀, 以消除附加扬程。
下文以泉杜泵站为例进行计算:
令:
即
将各参数代入上式, 可得a/β=0.511 m/s。 由式 (4) 求得a=1 049.13 m/s, 解得d=178.25 mm。
据d可以计算出水闸阀在水泵启动前的预开面积, 即Sfm=d2π/4, 进而计算出阀板的预开度。
4 结 语
本文以泉杜泵站为例, 分析了大型、高扬程泵站3种不同的水泵启动工况, 分析结果如下。
(1) 全充水工况和半充水工况下, 气泡导致的破坏是水泵启动的主要障碍, 因此, 必须彻底排气, 并在主机启动的同时启动出水闸阀 (若条件许可, 可采用球阀或蝶阀) , 历时越短越好。
(2) 无水工况下, 管内存气的空间最大, 易形成“气锤”, 产生附加扬程, 导致出水闸阀附近局部过压, 出现振动、爆裂声, 甚至引起出水闸阀严重刺水。
(3) 无水工况是水泵启动的最不利工况, 可采用本文的算法求得出水闸阀在水泵启动前的预开面积, 在水泵启动前部分打开出水闸阀, 以消除附加扬程。
参考文献
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[5]程有凯, 常琳.制冷管道中的气锤现象[J].制冷与空调, 2004, 4 (6) :95-97.
汽车非确定性故障诊断模型研究 篇9
1 故障评判模糊矩阵
故障评判模糊矩阵可以定义为：针对某一汽车总成，用隶属度的概念来反映常见故障现象和故障原因之间密切程度的模糊矩阵。故障评判模糊矩阵模型如表1所示。
隶属度rij是结合概率统计法和专家优序法综合确定的[3]，其数学模型为
式中:rij为故障现象对故障原因的隶属度;w1为专家经验权重,w2为概率统计权重,w1,w2≥0,且w1+w2=1;vij是由经验统计数据所确定的隶属度,vij=;sij是由专家优序法确定的故障现象j对原因i的隶属度,设某故障现象j由m种可能的故障原因1,2,…,m引起,针对j,将m种原因两两对比,把其中最容易引起故障现象的那一种记一次优先序数。为此给出如下定义:若i1≠i2,当故障原因i1比故障原因i2更易引起故障现象j,则i1的优先序数为1,i2的优先序数为0;若i1与i2的影响相当,则优先序数同为0.5,这样一位专家共做出种优先序比较,将各故障原因的优先序数分别求和所得的值即为该专家评出的优先序数[4]。请N位专家按上述方法作对比,针对各故障原因,将每位专家得出的优先序数求和即为该故障原因的优先序数。设原因i的优先序数为ti,记tk=max{ti|i=1,2,…,m},则故障现象j对原因i的初始隶属度为sij=ti/tk,i=1,2…,m。
由式(1)所得矩阵R=(rij)m×n即为所要构造的故障评判模糊矩阵。
2 故障识别模糊矩阵
故障识别模糊矩阵是针对特定汽车故障，反映故障现象和故障原因之间密切程度的模糊矩阵。
2.1 故障程度的描述
由于对实际故障现象的描述存在模糊性，如比较明显、明显、不太明显、无等，借助于确定性因子或可信度Cf的概念可对多种故障程度进行描述[2]，如表2所示。
2.2 构建故障识别模糊矩阵
故障识别模糊矩阵建立时应着重考虑以下3个方面：(1)鉴于汽车故障评判模糊矩阵中故障原因与故障现象之间的相对性，故障识别模糊矩阵中待诊断的故障原因对故障现象的影响程度亦相应有所差异;(2)当构建故障识别模糊矩阵时，未出现的故障现象所对应的隶属度为零;(3)由于故障现象在实际诊断过程中描述程度的相对性，故在建立故障识别模糊矩阵时，可通过确定性因子Cf来表示故障在表现程度上的不同。由此，待诊断的故障原因与实际故障现象之间的模糊关系可用下式表示[2]：
式中：Cf为权系数，其值可由表2中的故障度给出。
Cf值越大，表明该故障现象在待诊断的故障模式中所表现的故障程度越高，则在故障模式判别中越倾向于考虑这个故障现象。此外，通过rij因子可反映出待诊断的故障原因i对实际故障j影响的程度。对于在一定故障程度下的故障现象j，故障识别模糊矩阵模型如表3所示。
3 故障识别方法
模糊集合模式识别方法大致有两种：一种是直接方法，按“最大隶属原则”归类，主要应用于“个体”的识别;另一种是间接方法，按“择近原则”归类，主要应用于“群体”的识别。下面将按照上面的故障识别模糊矩阵模型，对2种模式识别方法的使用条件和方法分别进行讨论。
若汽车只呈现单一故障，根据“最大隶属原则”，uλj=max{u1j,u2j……umj}，可以认为由第λ个故障原因导致故障现象j具有最大概率。
若汽车呈现单个或多个故障现象的情况，须针对每个故障模式，结合故障评判矩阵，分别计算2个模糊集之间的贴近度，贴近度最大的2个故障模糊集所对应的故障因素即为所要查找的故障原因。
在上面的故障识别模糊矩阵模型中，可以看到总共有m种故障识别模式(一种故障原因即对应一种故障模式)，即{u11,u12，……，u1j，……，u1n}，{u21,u22，……，u2j，……，u2n}，{u31,u32，……，uij，……，u3n}，……，{um1,um2，……，umj，……，umn}。下面选用海明贴近度公式，建立故障识别的数学模型[6]：
当σλ=max(σ1(U,R)，σ2(U,R)，……，(U,R))，即可初步认定第λ个故障原因存在最大概率。
在模式识别计算中，由于贴近度的计算种类繁多，有海明贴近度、欧几里得贴近度、测度贴近度、格贴近度等，很难比较其优劣，只能经过反复修正并在实际应用中加以选择和修正。
由于故障诊断的数学模型是建立在概率统计和模糊数学基础上，因此不能肯定隶属度最大的或海明贴近度最大的就一定是故障原因，所以，在实际应用中，应将隶属度或贴近度按从大到小的顺序排出，并由此排出故障原因的诊断顺序。当按“择近原则”进行模式识别时，所得故障诊断流程如表4所示。
4 诊断实例
以汽车行驶系为例，应用“基于模糊理论的汽车故障诊断模型”进行实例诊断。首先依据式(1)建立汽车行驶系故障评判模糊矩阵，如表5所示。
假设实际发生的故障现象为：汽车高速摆振，故障程度为一般;轮胎异常磨损，故障程度为轻微。结合式(2)、表2可得到故障识别模糊矩阵见表6。
通过对故障识别模糊矩阵的分析可以看出，应用“最大隶属度原则”无法判定汽车故障原因及诊断顺序，因此需采用“择近原则”进行判定。利用式(3)可分别算出故障识别模糊矩阵与故障评判模糊矩阵中各故障模式的海明贴近度，针对各故障原因，建立诊断顺序列表见表7。
根据表7即可判断出应首先对轮胎的动平衡性进行检测，接下来的诊断序列如表7中所示依次类推。
5 结论
本文针对汽车非确定性故障特点，以模糊数学理论为基础，重点探讨了故障评判模糊矩阵、故障识别模糊矩阵的建模方法，指出了“最大隶属原则”和“择近原则”2种模糊识别方法各自的适用条件和范围，从理论上对汽车非确定性故障诊断模型进行了探讨。论文最后以汽车行驶系故障诊断为例，得出了科学的故障诊断结论。
参考文献
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[5]何丹娅.模糊数学在汽车故障诊断中的应用研究[J].西安公路交通大学学报,1999,19(1):89-91.
金属/窗口界面非稳定热辐射研究 篇10
本文在进一步改进金属与透明窗口冲击实验方案, 使界面辐射中的尖峰现象消失, 获得了无高温层影响的真实的界面温度历史, 为本文研究冲击过程中存在熔化相变的界面辐射性质提供了可能。此种情况的研究可以获得金属在冲击压缩条件下的熔化信息, 包括该冲击压力下金属的熔化温度, 熔化速率等。
1 实验介绍
实验过程中弹丸在二级轻气炮的加载下达到很高的速度 (本实验为5.53km/s) , 然后撞击在样品上从而产生冲击波。随着冲击波在样品铁中传播, 金属铁样品被压缩且温度升高。由于金属本身不透明, 不能直接观测其内部冲击波作用带来的高温高压状态。我们在金属铁后表面紧贴一块自身透明的材料 (本实验选用的是阻抗较大的蓝宝石) , 使得冲击波到达样品后界面时的压力不会立即卸载至零, 然后就可以通过此透明窗口来观察金属铁后界面处在高温高压下的物理状态。此方法的原理主要是利用辐射高温计系统收集来自铁/蓝宝石界面的不同波长的热辐射, 然后利用灰体模型拟合出界面的温度与发射率, 最后通过冲击原理, 推导得出冲击温度和卸载温度。实验过程中, 压力卸载是在瞬间完成的, 而系统温度达到平衡需要经历一个弛豫过程, 尤其在卸载以后金属铁的温度即卸载温度高于金属铁在此压力下的熔10化温度情况下。金属铁熔化需要有限的时间, 且此时间与热传导可比拟。实验中得到的辐射信号就包含了金属铁熔化相变过程中的热分配过程, 所以通过分析此过程的热辐射历史可以得到金属铁在此高压下的熔化信息。
2 实验结果及分析
图1是该实验中获得的界面热辐射历史, 在t=t0位置未出现辐射尖峰, 说明此实验中样品铁与窗口蓝宝石接触充分, 未发生尖峰辐射;t=t1的位置是追赶波到达界面的时间, 从图中可以看到辐亮度有明显的变化, 说明窗口蓝宝石在此状态下仍具有较好透明性。
在以往的研究中, 由于存在一个比真实界面温度值高很多的高温层, 其热传导过程将掩盖界面温度历史, 理论给出的理想接触界面在无相变的情况下的温度是不随时间变化的。实验中拟合出的温度历史未出现高温层, 所以分析此状态下带有相变的界面温度更具有现实意义。从界面温度历史变化情况 (图2) 可以看出, 带有相变过程的界面温度不是固定于某一确定的值, 而是在追赶波到达后界面前有一个下降过程。图3中给出的是三个时间点误差拟合情况, 从中可以看出误差都控制在5%左右, 数据结果完全满足冲击实验分析的要求。以下将从定性的角度分析整个过程中的热传导分配情况以解释本文中界面温度的历史。
金属铁样品被冲击到1 8 1 G P a, 冲击温度为4407K (理论值, 含电子效应) , 而此时窗口蓝宝石的冲击温度为1227K。由于蓝宝石阻抗小于铁, 所以冲击波到达界面时压力卸载至146GPa, 对应的卸载温度为4298K (理论值) 。金属铁与窗口蓝宝石之间存在很大的温度差, 所以铁与蓝宝石接触面的温度会很快降下来, 但金属铁内部的热量无法瞬间传出去。压力卸载, 内能下降, 但由于卸载以后温度大于熔化温度, 形成铁的过热态, 所以铁将发生熔化, 从而延缓了温度的下降。熔化需要吸收热量, 由此造成流向界面的热量无法维持界面温度的稳定。实验中观察的始终是来自铁/蓝宝石界面的温度情况, 所以观察的结果是界面温度在t0~t1时间内随时间呈慢下降趋势, 如图2所示。界面温度最大值在t=t0位置为4059K, 这与理论计算该冲击压力下的界面温度结果4023K是符合的。如果铁内部未发生熔化相变, 观察到的界面温度值应是一稳定值, 如图中虚线所示;但如果内部发生了熔化相变, 观察到的情况应与本文所述相同。利用界面的温度变化情况, 我们可以得到关于铁熔化相变的一些信息: (1) 熔化温度, 因为金属铁在1 4 6 G P a发生了过热熔化相变, 从计算得到的卸载温度以及界面温度可知, 金属铁在此压力下的熔化温度在4053K到4385K之间。 (2) 熔化速率, 界面温度在t0以后的近200个纳秒内都呈下降趋势, 可以由此推定, 此过程包含了熔化的整个过程。而这个过程持续的时间与过热度, 熔化速率以及热传导速率有关。
当追赶波到达金属铁后界面 (t=t1) 以后, 界面温度无明显变化。我们认为, 追赶波到达铁后界面之前, 与蓝宝石接近的部分就已经开始重结晶, 在追赶波的作用下, 重结晶速度大幅度提高, 由此放出的热量部分提供给熔化潜热, 部分传给了界面, 终止了界面温度下降的过程。追赶波到来之前铁熔化的完成情况, 追赶波对重结晶的影响情况, 追赶波造成压力下降引起的温度下降情况, 以及熔化吸热、重结晶放热、热传导三者之间的热量竞争情况是决定t=t1之后界面温度变化的主要因素。对界面温度后期的变化情况进行分析将有助于获取熔融铁重结晶, 追赶波对相变的影响以及固-液之间、固-固之间的铁的热传导的相关信息。
3 结论
本文观察到了金属铁被冲击到181GPa, 然后卸载至146GPa条件下整个过程中的金属铁/蓝宝石界面的辐射历史。分析表明, 带有熔化相变的界面温度不再是某一固定的值, 其变化情况包含了铁熔化相变的相关信息。在压力为146GPa下的熔化温度范围为4053 K到4385K。高压下的铁熔化速率与热传导速度是可比拟的, 本文中的熔化时间持续了大约200个纳秒。
摘要：基于金属与透明窗口界面冲击辐射研究的重要性, 借助二级轻气炮加载技术得到金属/透明窗口界面的无尖峰热辐射信号。结果表明界面温度呈现出非稳定特性, 对此种现象的分析可获得金属在高压下的熔化信息。
关键词：冲击,非稳定,熔化,辐射
参考文献
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非稳定性 篇11
1 数学模型
1.1 控制方程
模型中水流控制方程采用Richards方程, 其形式为:
式中θ———岩土体积含水率;
h———为压力水头, m;
S———汇, d-1, 反映岩土根系对水分的吸收;
xi——— (i=1, 2) 空间坐标, m;
xj——— (j=1, 2) 空间坐标, m;
z———垂向坐标, m, 向上为正;
t———时间, d;
———无量纲各向异性张量EA的分量;
K———非饱和水力传导函数, m/d, 并由下式给出。
式中Kr———相对水力传导系数;
Ks———饱和水力传导系数, m/d。
1.2 水分运动特征参数
含水率θ (h) 和土壤水力传导度K (h) 与基质吸力h具有很强的非线性关系, SEEP/W软件有5种可供选择的解析模型来表示土壤水分特征。其中比较常用的为VG模型 (Van Genuchten, 1980) :
式中θr———残余体积含水率 (即最大分子持水率) ;
θs———饱和体积含水率;
Ks———饱和水力传导度, m/d;
Sθ———饱和度;
l———孔隙连通系数, 一般取为0.5;
α和n为经验常数。
根据该工程地层情况及相关地质参数, 选取的岩土水分参数如表1所示, 基于VG模型的土壤水分特征曲线如图1所示。
1.3 初始条件
模拟的初始条件按压力水头给定, 假定地下水位在地表下2m, 则围堰底部压力水头为H (0, 0) =-2 m, 水头在垂直方向上线性变化。
1.4 边界条件
根据围堰运用期间的水位条件, 围堰迎水面设定为定水头边界, 背水面设定为渗出面边界, 围堰顶部设定为大气边界, 其余设定为不排水边界。
2 数值模拟计算
计算模型如图2所示 (不设防渗墙的模型去掉防渗墙) , 设置的防渗墙尺寸为厚40 cm, 深20m。取地表为零基准面, 坐标轴z轴取向上为正, x轴取向右为正, 即模拟的区域为:-21 m≤z≤6m, -35 m≤x≤35 m模拟时间0≤t≤T, T=1 080 d。
假定围堰为均质体, 围堰与基础各向同性且基础以下为相对不透水层。将计算区域离散为一般三角网格并进行自动优化且在围堰处进行网格加密, 网格节点为1 316个, 一维单元为277个, 二维单元为2 483个, 采用变时间步长剖分方式, 根据迭代计算次数来调整时间步长。设定的初始迭代步长为1 d, 最小迭代步长为0.1 d, 最大迭代步长为5 d;每个时段内最大的迭代次数为50次, 含水率容许偏差为0.01, 压力水头容许偏差为0.1 m。在迭代过程中, 如果某特定时间步长达到收敛所需的次数小于3, 则下一步长可乘以一个大于1的常数;如迭代次数超过7, 则下一步乘以一个小于1的常数, 如果迭代次数超过50次则计算自动结束。
3 渗流分析
根据数值模拟的结果, 给出围堰在有无防渗墙的情况下流入和流出边界的逐日流量, 具体情况见图3。
从图3中可以看出:
(1) 流动形式可划分为非稳定流和稳定流两种典型情况, 大致以150 d为界。
(2) 对比有无防渗墙时的流量曲线, 发现加设防渗墙不改变水流运动的基本规律。
(3) 对比出入流曲线, 二者在数量上不一致, 在不设防渗墙的模拟情况下, 模型孔隙水总增量为33.44 m3/m, 累计流入量为188.1 m3/m, 累计流出量为151.2 m3/m, 则累计蒸发量为3.46 m3/m。
(4) 当流动达到稳定时, 无防渗墙的溢出流量为0.142 m3/ (d·m) , 加设防渗墙的溢出流量为0.135 m3/ (d·m) 。
(5) 在模拟时间1 080 d内, 按照围堰总长500 m计算, 总的基坑渗漏为75 600 m3, 平均每日基坑渗漏量为70 m3/d, 这个渗漏量在工程中是可以接受的。模拟时段末, 围堰及基岩的压力水头分布图4所示。
4 结语
(1) 本文应用Geostudio岩土软件中的渗流分析软件SEEP/W中的VG模型模拟计算了土石围堰变饱和非恒定流的流动规律及水量平衡, 得出了施工阶段的基坑渗漏量, 并研究了防渗墙未贯穿强透水层时的防渗效果。
(2) 根据对数值模拟结果分析可知, 流动形式可划分为非稳定流和稳定流两种典型情况, 大致以150 d为界;对比出入流曲线, 二者在数量上不一致;当流动达到稳定时, 有无防渗墙溢出流量变化不大。
(3) 在非稳定流阶段, 流入水量明显大于流出水量, 特别是模拟初始阶段出流量为零, 分析认为该部分水量大部分补充围岩及基础的孔隙水, 令一部分消耗于围堰表面蒸发。稳定流阶段, 流入流出水量差量消耗于表面蒸发。
(4) 对比有无防渗墙时的流量曲线, 发现加设防渗墙不改变水分运动的基本规律。混凝土防渗墙的效果在该工程中十分不明显, 分析渗流流速矢量动画时发现, 基础含淤泥的砂层流速远大于围堰内流速, 沿防渗墙绕流现象严重。这是由于该层渗透系数为8.64 m/d, 显著大于其他岩层。若需要布置防渗设施时, 防渗墙需要贯穿该强透水层。
参考文献
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