变形温度（精选7篇）
变形温度 篇1
0 引言
光电经纬仪主要应用于空间目标探测、轨道测量等领域,随着航天事业的发展和远距离目标探测的需要,对光电经纬仪的指向精度要求也越来越高。而机架作为光电经纬仪的核心结构,是光学系统及其它元件的重要载体,其稳定性的优劣直接影响整个系统的性能。
当光电经纬仪在外场工作时,需要与周围环境在相同温度下进行操作。由于太阳照射及环境温度变化的原因,光电经纬仪需要在不同温度下运行,这就意味着温度变化会引起机架结构形状的变形[1]。针对机架温度变形的问题,本文详细分析了机架在太阳直射、斜射和实验条件下的变形情况,通过仿真结果与实验分析表明,机架变形位置及变化趋势基本相同,都会造成水平轴倾斜和镜筒弯沉。但温度测点不够密集,测点位置不够准确,不能完全反映出机架温度场模型。为了减小变形对光电经纬仪指向精度的影响,提出准确温度测点分布、机架表面涂层和避免直接照射等改进措施。
1 机架变形仿真分析
1.1 机架结构的有限元模型
光电经纬仪的机架结构主要有底座、托座、左右立柱、水平轴体和主镜筒等几个部分组成。其中,俯仰轴系的左右轴头和滚动轴系的旋转轴头由40Cr加工而成,内外轴承及一些重要构件由钢加工而成,水平轴体采用QT600加工而成,其余部分采用铝合金材料。这样既满足了刚度和强度要求,同时也减小了整体重量,以达到快速响应的目的。
由于光电经纬仪的机架结构比较复杂,为了能够顺利进行有限元分析,在Pro/E中建模时对其进行了适当的简化,忽略了一些较小倒角、倒圆角和螺孔等特征,同时对轴承进行了简化,使其等效为同等质量的圆环连接内外轴承[2]。把建立好的三维模型通过中间格式导入到Ansys/Workbench中,对导入到Ansys/Workbench中的模型进行材料设置,材料属性如表1所示,轴系部分为钢性材料,水平轴体为QT600,其余部分按铝合金材料设置。然后对其进行智能网格划分,设定网格单元大小为30 mm,最小边长为0.5mm,划分网格后的有限元模型如图1所示,网格划分后总节点数为23 9597个,总单元数为117 482个。
1.2 边界条件与施加载荷
当经纬仪在白天工作时,太阳照射在经纬仪各构件上的温度不均匀,以及各构件材料的热膨胀系数不同,都会产生温度变形[3]。支撑水平轴体的两个立柱因太阳照射不均匀,温度变形不一致,使水平轴在水平面内产生倾斜,影响水平轴与方位轴的正交性。主镜筒在工作时完全裸露在外部环境中,温度变化引起镜筒变形,造成镜筒弯沉等等。
太阳辐射是白天结构的主要温度载荷(这里仅考虑太阳直接辐射),在中国光学与光学仪器环境实验方法中,夏季典型天气条件下,太阳辐射总强度为1 120 W/m2。机架表面涂有白漆,其热辐射吸收率为15%,反射率为85%[4]。这里主要分析太阳直射(太阳光以平行线的方式直接从顶部照射)和太阳斜射(太阳光以倾斜45o角照射)两种情况。
太阳直射边界条件与施加载荷(图2):
1)对光电经纬仪底座进行固定约束;
2)主镜筒上表面太阳辐射强度为Q1=1 12015%=168 W/m2,下表面太阳辐射强度为Q2=1 12010%=112 W/m2。立柱顶部太阳辐射强度为Q3=1 12015%=168 W/m2;
3)设定环境温度为22℃,热对流系数为20 W/m2K;
太阳斜射(以45o角从右向左照射)边界条件与施加载荷(图3):
1)对光电经纬仪底座进行固定约束;
2)主镜筒上表面太阳辐射强度为Q4=168sin45o=118.78 W/m2,下表面太阳辐射强度为Q5=112sin45o=79.18 W/m2。右立柱与托座右侧太阳辐射强度为Q6=168sin45o=118.78 W/m2,左立柱与托座左侧太阳辐射强度为Q7=112sin45o=79.18 W/m2;
3)设定环境温度为22℃,热对流系数为20 W/m2K;
1.3 仿真计算
利用Ansys/Workbench热分析模块对机架进行稳态热分析,在稳态热分析中任一节点的温度不随时间变化。稳态热分析的能量平衡方程为[5]
式中:K是传导矩阵,包含导热系数、对流系数及辐射率和形状系数;T是节点温度向量;Q是节点热流率向量,包含热生成。Ansys/Workbench利用模型几何参数、材料热性能参数以及所施加的边界条件,生成K、T和Q。
太阳直射时温度变化主要发生在主镜筒和立柱上部,主镜筒上表面最高温度为29.286℃,上下表面存在温差,立柱顶部温度略有升高,其它部分温度变化不明显,整个机架的最大温差Δt=7.171℃,其温度场分布如图4所示。温差会造成机架变形,太阳直射时机架最大温度变形为0.123 mm,发生在主镜筒入口处。由于太阳照射面小,且温度对称变化,立柱及左右轴头在水平轴线方向变形不大,图5为其变形云图。
太阳以45o斜射时温度变化主要发生在主镜筒、左右立柱和托座等部分,机架的最高温度为27.476o,处于右立柱上半部分,立柱沿水平轴线方向和主镜筒上下表面都存在温度梯度,且整个机架的最大温差为Δt=5.472℃,其温度场分布如图6所示。
太阳以45o斜射时机架的最大变形为0.118 mm,左右立柱沿水平轴线方向及主镜筒均发生较大变形,主镜筒中的次镜变形量为0.071 mm。为了计算变形引起水平轴倾角大小,选取左、右立柱沿水平轴线的两点,其变形量分别为0.060 mm和0.086 mm,其变形差值为d=0.026 mm,两点跨距为L=1 452 mm,则水平轴倾斜角可以通过公式tani=d/L计算求得i=3.7″,图7为其温度变形云图。
2 实验对比分析
2.1 实验分析
某次实验中在机架的主镜筒、左右立柱分别安装三个温度传感器,在晴朗、无云的天气条件下,太阳从右侧照射机架,测得主镜筒、左右立柱的温度变化曲线如图8所示,从图中可知09:00~20:00时间段的最高温度发生在下午15:28时刻。此刻,主镜筒温度是27.938℃,左立柱温度是26.125℃,右立柱温度是27.563℃,对其进行有限元分析,施加边界条件与载荷如下:
1)对光电经纬仪底座进行固定约束;
2)对主镜筒、左右立柱分别施加对应时刻的温度;
3)设定环境温度为22℃;
通过对实验所测数据进行稳态热分析,可知机架最大温差为为Δt=6.611℃,主镜筒在Z轴方向、左右立柱沿水平轴线方向均存在温差,图9为其温度场分布。
温差将引起机架各部分变形不一致,本次实验中机架的最大变形为0.133 mm,其变形云图如10所示,从中可以看出,左右立柱发生明显变形,这将引起水平轴倾斜,主镜筒内包含有重要的光学系统,主镜筒变形会影响光路传输,引起视轴方向发生偏转。
为了分析机架变形引起的误差,选取机架沿Z轴方向的变形云图,如图11所示。机架的最大变形发生在主镜筒入口处,次镜沿Z轴方向的变形为0.034 mm。选取左、右立柱沿水平轴线方向的两点,其变形量分别为0.065 mm和0.085 mm,其变形差值为d=0.020 mm,两点跨距为L=1 452 mm,则水平轴倾角大小可以通过tani=d/L计算求得i=2.8″。水平轴倾斜会引起方位、俯仰方向产生指向误差,降低经纬仪指向精度。
2.2 仿真结果与实验分析比较
仿真结果与实验分析表明,机架的主镜筒和左右立柱都存在温度梯度,其温差变化范围在5~7℃之间,太阳斜射时引起水平轴倾斜角度为3.7″,次镜变形为0.071 mm,实验条件下水平轴倾角是2.8″,次镜变形为0.034 mm。温差引起机架变形位置和变化趋势基本相同,这些变形都会造成水平轴倾斜和主镜筒弯沉,从而降低经纬仪的指向精度。
在仿真时,考虑了两个方向的照射,太阳直射时,机架最大变形为0.123 mm,斜射时最大变形为0.118mm,水平轴倾角是3.7″,与真实环境相比,仿真时没有考虑地面辐射、散射等复杂因素,还存在一定的误差。
实际测量中,通过对主镜筒、左右立柱安装温度传感器测量其温度变化,计算温度变化引起的变形,机架最大变形为0.133 mm,水平轴倾斜角度是2.8″。然而测点个数不足,不能准确反映出机架温度场模型,所以应增加温度测点的密集性及位置的准确性。
由于机架结构和环境条件的复杂性,以及经纬仪对指向精度的高要求,为了真实的反映环境温度变化对经纬仪指向精度的影响,模拟出精确的机架温度模型,特提出以下三点改进措施:
a)首先应注意经纬仪保温措施,尽量减少太阳直接照射机架。比如在光电经纬仪的主镜筒、立柱、托座等外露表面涂白漆或热膨胀系数小的特殊材料[6]。
b)其次机架温度模型还不够准确,温度测点还不够全面,应增加测点的密集性和位置的准确性。例如本文实验中除了在主镜筒、左右立柱布设测点外,还应考虑在托座、底座、调平钳等处布设,这些测点应沿轴线或内外侧面,同时保证传感器不被太阳直接照射。
c)可以对变形引起的误差进行主动修正补偿。例如使用一种热稳定的参考结构,它能够探测机架的形状变化,能够主动进行修正补偿。同时也可以增加温度测点的密集性,使用测量的温度值和机架的温度模型来修正变形对指向精度的影响。
3 结论
通过Ansys/Workbench对光电经纬仪机架结构建立有限元模型,对整机机架进行温度变形分析,分析结果表明:
1)光电经纬仪机架在太阳照射不均匀及环境温度变化的影响下,会造成机架结构局部变形较大,影响安装在机架上面的构件及光学元件的理想位置,这些都会降低光电经纬仪的指向精度,甚至局部变形过大而影响机架结构的安全性。
2)由于太阳照射角度及环境因素的影响,使得机架各组成部分温度存在差异,为了能够准确的反映出机架的温度场分布,温度传感器的布点应沿着轴线方向,以获得沿轴线方向温差的变化情况。
3)通过以上分析可知,机架温度变形会降低经纬仪的使用精度,这些分析为下一步机架结构的优化设计、温度测量及局部温度控制提供了参考信息。
摘要：为了分析光电经纬仪机架的温度变形,建立了经纬仪机架结构的三维模型,利用Ansys/Workbench有限元分析软件对整机机架进行了稳态热分析。给出了机架温度场分布、机架总体变形以及沿Z轴方向的变形情况。通过仿真结果与实验对比分析表明,光电经纬仪机架在太阳照射不均匀及环境温度变化条件下,局部会发生较大变形。机架结构在27.938℃时的最大变形为0.133mm,左右立柱变形造成水平轴倾斜2.8″,机架变形会降低经纬仪的指向精度。这些分析为下一步机架结构优化设计、温度传感器布点及局部温度控制提供了参考信息。
关键词：光电经纬仪,有限元分析,机架变形,指向精度
参考文献
[1]赵彦.大射电望远镜指向误差建模分析与设计研究[D].西安:西安电子科技大学,2008:22-23.ZHAO Yan.Research on Modeling Analysis and Design of Pointing Errors for large Radio Telescope[D].Xi’an:Xidian University,2008:22-23.
[2]李杰.精密光电跟踪转台框架的静动态特性分析[J].光电工程,2010,37(1):61-64.LI Jie.Static and Dynamic Analysis of the Precision Opto-electronic Tracking Turntable Frame[J].Opto-Electronic Engineering,2010,37(1):61-64.
[3]Mung Cho,Andrew Corredo,Konstantions Vogiatzis.Thermal Modeling of the TMT Telescope[J].Proceedings of SPIE(S0277-786X),2011,8336:17.
[4]LI Cheng,XIAN Hao,ZHANG Jun.Thermal analysis of a1.8m solar telescope mechanical structure[J].Proceedings of SPIE(S0277-786X),2012,8415:841512.
[5]李兵,何正嘉,陈雪峰.ANSYS Workbench设计、仿真与优化[M].北京:清华大学出版社,2011.LI Bing,HE Zhengjia,CHEN Xuefeng.ANSYS Workbench Design,Emluator and Optimize[M].Beijing:Tsinghua University Press,2011.
[6]金晓飞,范峰,沈世钊.巨型望远镜反射面支撑结构日照温度场效应分析[J].土木工程学报,2008,41(11):71-77.JIN Xiaofei,FAN Feng,SHEN Shizhao.Effect of Non-uniform Temperature Field Under Sunshine on the Structure Supporting the Reflector of a large Radio Telescope[J].Civil Engineering Journal,2008,41(11):71-77.
[7]钱宏亮,刘岩,范峰,等.上海65m射电望远镜太阳辐射作用分析[J].工程力学,2012,29(10):378-384.QIAN Hongliang,LIU Yan,FAN Feng,et al.The Analysis on Solar Radiation of Shanghai65m Radio Telescope[J].Engineering Mechanics,2012,29(10):378-384.
变形温度 篇2
1 工程概况
某建筑工程分为两个部分, 主楼部分26层以及裙楼部分有4层, 该建筑的长度为126m, 宽度为25.65m, 属于超长结构。另外, 框架梁的截面为600x650mm, 非框架梁的截面为250x500mm, 柱的问距为8.4~8.4m。在该建筑工程施工过程中, 为了避免受到温度应力的影响, 我们可以考虑一下三个方面:首先, 应该适当减小与外界温度的变化;其次, 应该考虑到温度应力不会受到超长结构的影响:最后, 应该采取措施来确保结构不会受到温度变形。在建筑结构施工过程中, 不管什么情况都会造成结构产生温度应力, 导致结构出现裂缝, 所以我们并不能够采取措施来降低这一影响, 也就是说, 我们不能够依靠减小外界温度变化来减小温度应力;如果我们在结构上添加一层保温层, 结果表明, 这种方式能够在一定程度上减小结构的温度应力;当结构出现变形时, 如果我们能够将其变形限定在一定范围内, 那么通过对结构的约束可以有效的减小温度应力。其主要结构如图1所示。
2 如何减小温度预应力的影响
如果站在控制温度变化的角度上来看, 在对结构进行施工的过程中, 很多因素都会使得结构产生开裂的应力, 这个时候, 通常我们对这样的情况是没有非常好的控制办法的, 所以要想减少温度变化的水平是不太容易的, 在结构处于正常状态的时候, 结构上就已经设置了保温层, 这个时候, 温度的变化就会相应减小一些, 所以裂缝也能得到一定的控制。
对结构自身的约束进行有效的控制, 可以十分明显的减小由于温度因素而产生的应力情况, 这主要是因为结构如果出现了自由变形的情况, 通常结构的内部就不会发生应力现象。超长板结构主要会受到水平方向作用力的影响, 同时, 它所产生的约束力主要是边梁和纵向的结构。所以在施工的过程中可以采用减小柱和墙体截面的方法来对其刚度进行有效的控制, 但是在减小刚度的同时, 承载力也逐渐的减小。此外, 在施工的过程中还可以使用局部的结构强化结构两侧抵御变形情况的能力。但是这一过程中会使得整个结构的功能得不到正常的发挥, 如果可以直接对变形情况进行控制, 也就可以很好的避免结构出现开裂的问题。在该工程中采取的措施如下所述。
2.1 设置后浇带
主楼板的长度非常长, 其长度已经远远超过了混凝土伸缩缝设置的要求, 所以施工人员一共在建筑结构中设置了两条后浇带, 将整体结构分成了三个部分, 在后浇带部分的施工中应该选用微膨胀混凝土, 同时要等到其他结构中的混凝土基本完成收缩定型之后才能进行浇筑施工。
2.2 楼板结构施加预应力
为了减少温度变化对整个结构产生不利的影响, 从而出现严重的开裂现象, 在施工的过程中, 一定要严格的按照相关的标准和要求增强梁板在水平方向上的刚度。在24、25、26楼之间的框架梁和梁中央的位置, 通常都要按照施工的要求去设置钢筋, 钢筋的数量会随着施工情况的变化而出现非常大的转变, 只有这样, 才能更好的去控制楼板的变形程度, 此外, 使用这种方法还可以使得板结构自身的厚度不断减小, 从而也就减小了结构内外的温差。施工人员通过长期的观察发现, 在施加应力之前和之后, 温度应力明显的减小, 同时混凝土的强度也有了非常显著的提升。楼板变形的问题不会继续发展。
2.3 采用钢丝网加强混凝土和焊接冷轧带肋钢筋
如果建筑结构受到了比较严重的预应力影响, 局部的钢筋和混凝土就会出现比较明显的粘连现象, 从而使得整个结构出现比较严重的位移情况, 从而使得二者无法取得有效的配合, 同时结构自身的优势也无法得以充分的体现。混凝土结构出现裂缝的几率也会不断的增加。如果在这一过程中可以对建筑自身的变形情况进行全面的控制, 就可以十分明显的减少混凝土的使用量。在原料环节使得施工的成本得到了十分有效的控制。在使用了这种方法之后, 取得了比较令人满意的效果。
2.4 在结构中采取基础隔震措施
该措施普遍使用在长度较大的结构当中, 通常其长度要比规定长度高出3倍到5倍, 这种结构在应用的过程中会产生较大的温度应力, 同时在变形上也相对比较明显, 如果在施工的过程中采用传统的方式, 是很难彻底解决变形量过大的问题的。主要是采用了相应的措施在上面结构的部分设置柔性的隔震层, 这样一来, 结构下部结构的纵向构件侧移约束的压力相对较小, 所以使得整个结构的温度应力在一定的作用下和自由变形是更加类似的, 同时, 每个楼层都必须要保持位移相同。
3 研究成果
经过对本工程结构一年多的检测, 研究人员得出了以下结论: (1) 高层建筑超长结构中上面的三层到五层比较容易受到温度的影响, 从而产生了非常大的温度应力, 所以在结构设计的时候要对这一部分予以仔细的考虑。 (2) 在建筑超长结构的楼板当中采用焊接冷轧带肋钢筋相关技术来加强混凝土的强度能够非常好的起到减小结构由于温度变化而产生的变形, 这样对于混凝土裂缝的产生也有着非常大的作用, 与此同时还能有效的减少原料的使用, 从而也减少了工程建设需要的成本。
4 结论
在超长结构建筑的建设中, 一定要采取相应的措施对结构受温度的影响而产生的裂缝和变形状况予以有效的控制, 只有这样才能更好的保证建筑结构的安全性和稳定性, 混凝土受温度的影响是比较明显的, 所以一定要及时对这种情况采取一定的措施, 从而更好的保证建筑工程的质量。
参考文献
[1]李建涛.微膨胀混凝土的应用与研究[J].山东建材, 2007 (03) .
[2]吴碧桥.地下连续墙围护壁结构地下室工程综合施工技术[J].建筑技术, 2007 (12) .
变形温度 篇3
我国节能建筑门窗幕墙中应用最广泛的节能玻璃就是中空玻璃。中空玻璃由两片或两片以上玻璃构成,中间采用带有干燥剂的铝间隔框条隔开,周边用密封胶密封。中空玻璃的耐久性与可靠性主要取决于边部密封单元的健康状态及其完整性。密封单元一旦失效,不仅影响中空玻璃的节能功效,还会给中空玻璃的使用安全带来隐患。
中空玻璃边部密封单元由第1道密封胶和第2道密封胶组成,第1道密封胶为丁基胶,它与铝间隔框条共同承担着隔绝水气的作用;第2道密封胶多采用硅酮胶或聚硫胶,承担中空玻璃边缘结构性粘结的作用。目前,研究者普遍比较关注中空玻璃制造过程中的材料性能、施工工艺、气密性等对中空玻璃密封单元性能的影响[1,2,3,4],即中空玻璃本身的质量问题。却忽略了中空玻璃应用过程中,因环境温度变化对中空玻璃密封单元性能造成的不利影响。
中空玻璃在服役过程中,因受到环境温度变化、室内外温差等因素循环作用,其边部密封单元会产生一定的扩张和错位变形,变形过大就会发生第1道密封胶被挤出现象,导致第1道密封胶宽度和厚度不足,甚至脱胶、断胶,严重影响中空玻璃的性能及使用寿命,甚至造成中空玻璃完全失效。笔者在对既有玻璃幕墙进行检测的过程中发现,中空玻璃第1道密封胶被挤出造成第1道密封胶断胶、铝框条露出的现象非常普遍。这种情况并不是由于中空玻璃本身的质量问题引起的,而是由于环境温度变化作用造成的。并且,随着中空玻璃尺寸的不断大型化,环境温度作用造成的中空玻璃边缘错位变形也在增大,对中空玻璃密封单元失效的影响同样增大。针对上述问题,本文对环境温度作用下中空玻璃边部密封单元变形及其影响因素进行了定量分析,并给出了计算公式。
1 中空玻璃内、外片温差作用引起的中空玻璃密封单元变形
中空玻璃应用过程中,必然受到室内外温差作用,在北方寒冷的冬季,室内外温差甚至达到60℃以上。室内外温差作用带来的中空玻璃内、外玻璃片温差导致内、外玻璃片产生明显的伸缩变形差异,进而造成中空玻璃密封单元产生应力和变形:温度低的一面玻璃缩收,而温度高的一面玻璃伸长,这样的边部错位变形会引起中空玻璃边缘第1道密封胶错位,并被挤出(图1)。
在温差作用下,中空玻璃内外片变形与密封单元第2道密封胶材料变形存在变形协调关系(图2)。
如图2所示,设玻璃长边尺寸为l,短边尺寸为b,最大应力和变形发生在短边对应的部位。设玻璃内、外片温差为△Τ,假设不受边缘密封胶材料约束,玻璃内外片变形差为△l;实际玻璃在温差作用下伸缩变形时,密封胶材料一方面约束了温度高的玻璃伸长,同时又拉着温度低的玻璃收缩,最后形成平衡阶段,此时,内、外片玻璃实际变形差为△l1;密封胶材料受剪切变形,设变形量为△l2,即为边缘错位变形量,密封胶材料受到的剪力为N,则:
由变形协调关系:
可得:
式中,α为玻璃线膨胀系数,E为玻璃弹性模量,G为二道密封胶剪切模量,m为二道密封胶打胶宽度,h1为二道密封胶厚度,h2为玻璃厚度。
根据现有中空玻璃产品结构标准,玻璃线膨胀系数α为8×10-6,玻璃弹性模量E为70 GPa。取二道密封胶剪切模量G为硅酮结构胶的剪切模量,即0.86MPa;二道密封胶打胶宽度m为10 mm;二道密封胶打胶厚度h1为12 mm(中空玻璃间隔层厚度);选择玻璃基片厚度为5 mm,设温差为60°C,长宽尺寸为2 000 mm×2 000 mm,则可由公式(5)计算得到中空玻璃边缘错位变形量△l2=0.478 mm。
由公式(5)可以看出,中空玻璃边缘密封单元错位变形量随着二道密封胶打胶宽度m的增大而减小,随着打胶厚度h1(中空层厚度)的增大而增大。但是,由于结构胶本身剪切模量G要比玻璃弹性模量E小几个数量级,因此,二道密封结构胶对玻璃变形的约束比较有限,中空玻璃内、外片温差导致的两片玻璃变形差对中空玻璃边缘密封单元错位变形起决定作用。中空玻璃密封单元错位变形量与其长边尺寸基本呈线性关系,因此,对于超大型中空玻璃结构(目前已有中空玻璃产品最大边长尺寸超过15 m),中空玻璃边缘错位变形量相对较大,其对第1道密封胶错位变形影响更需引起注意。
2 环境温差作用下中空玻璃密封单元变形
中空玻璃中空层密闭气体在环境温度变化作用下会产生“呼吸”作用,当中空玻璃使用环境温度低于生产环境温度时,中空玻璃会发生内凹,引起第1道密封胶外溢,见图3(a);当中空玻璃使用环境温度高于生产环境温度时,中空玻璃会发生外凸,一旦玻璃外凸变形过大,就会导致第1道密封胶被拉开脱胶,见图3(b)。上述情况往复循环,特别是环境温度与内、外片温差共同作用,更加速了中空玻璃边缘第1道密封胶的失效。
环境温度变化作用下,中空玻璃内部空腔与外界空气产生气压差,玻璃受均布压差作用,弯曲成一球面。以玻璃内凹变形(环境温度低于生产温度)为例分析(图4),由于玻璃弯曲,会导致第1道密封胶被压缩,严重情况就是A、B点接触在一起,同时,部分密封胶被挤出,如此多次循环,就有可能破坏第1道密封胶的充填密封作用。
如图4所示,确定AB边被缩短的距离就是要确定A点到玻璃最外边缘之间的挠度差。由于中空玻璃边缘为结构胶约束,因此,可以把玻璃边界看成四边简支。根据板壳理论,四边简支矩形板在受均布载荷作用下的挠度方程为[5]:
式中,m=1,3,5,……;n=1,3,5,……;D=Eh3/[12(1ν2)],D为玻璃板的刚度,ν为材料的泊松比;△P为均布荷载;a、b为玻璃板的边长。观察上列级数,可以看出其收敛很快,因此计算时可以只取m=1、n=1就能够满足精度要求。不考虑结构胶对玻璃的约束作用,选择中空玻璃板一个角点为圆点,其对应的x、y坐标均为0,对应的挠度亦为0。设玻璃边缘距第1道密封胶内边缘长度为l,则A点的挠度计算公式可变为:
式中,y∈[0,b]。显然,当y=b/2时取极大值,即在中空玻璃板短边的中点处第1道密封胶变形最大,最大值为:
由公式(8)可以看出,要获得第1道密封胶最大变形,还需确定不同环境温度下中空玻璃中空腔产生的气压差△P。
以中空玻璃中空层气体为研究对象,根据理想气体状态平衡方程,有[6]:
式中,T0为中空玻璃生产时的温度,T为中空玻璃服役时的环境温度。每片玻璃因受△P而变形,变形体积受△P的作用,根据外、内片玻璃各点处的变形差,将差值对整个玻璃面积积分,就可以求出中空气体层的体积改变量△V:
式中,ω表达式见式(6),ω1、ω2分别为中空玻璃内、外片的挠度。
对式(10)在整个玻璃板面域内进行积分,计算时仍认为两片玻璃处于四边简支状态,可得到中空气体层体积变化量为:
将公式(11)代入公式(9),就可以得到中空玻璃中空层气体因温度变化而产生的压强变化,计算时令:
则得:
将式(13)代入式(8),即可得不同环境温度作用下中空玻璃边缘第1道密封胶AB边最大压缩或张开量。
选择规格为6 mm+12 mm+6 mm的中空玻璃,假设其生产环境温度为20℃,使用环境温度为-30℃,玻璃长宽尺寸为2 000 mm×2 000 mm,计算得到ωmax=1.54×10-3mm;长宽尺寸为1 000 mm×1 000 mm,计算得到ωmax=2.99×10-3mm。由计算结果可知,大尺寸中空玻璃边部变形比小尺寸更小,边缘密封单元最大变形量只为微米级。
3 小结
1)内、外片温差作用对中空玻璃影响主要是边缘密封单元的错位变形。错位变形随中空玻璃尺寸增大而增大,且近似呈线性关系,因此,大尺寸中空玻璃边缘错位变形对第1道密封胶影响更大。
2)环境温度作用下中空玻璃“呼吸”作用引起的边缘第1道密封胶变形仅在微米级范围内,且随中空玻璃尺寸增大而减小。
摘要：针对中空玻璃在服役过程中边缘部位产生变形,并导致边缘密封失效这一问题,建立了力学模型,并分别分析了中空玻璃内、外片玻璃温差及环境温度变化作用下中空玻璃边缘变形量,给出了计算公式,为中空玻璃边缘结构设计、工程应用及寿命预测提供了理论计算依据。
变形温度 篇4
CFL (Carbon Fiber Laminate, CFL) 片材粘贴加固技术由于其具有很好的比强度和比刚度、耐腐蚀、非磁性、重量轻、施工方便、工期短等优点而在国内外备受关注, 成为了建筑土木领域热门的课题[1,2]。
由于碳纤维的温度线膨胀系数 ( (0.6～3.0) ×10-6) 与混凝土线膨胀系数 ( (1.0～1.2) ×10-5) 、钢筋线膨胀系 ( (1.2～1.4) ×10-5) 有很大的差别[3], 当环境温度与CFL粘贴时的温度相差较大时, 在CFL和RC梁内都会产生很大的作用, 其值都是不可忽视的[4]。目前对CFL加固梁受纯温度载荷作用的研究已经很多, 但对其同时受温度、载荷作用及二者的耦合作用的研究却没有。因此本文对CFL加固梁势力耦合的研究具有极其重要的意义。
1热力耦合挠度公式推导
在混凝土构件上缘粘贴一层碳纤维布, 假设碳纤维布与混凝土构件可靠连接, 粘结层在混凝土和碳纤维 (以下简称CFRP) 之间仅传递剪力, CFRP、粘结层及混凝土之间没有相对滑移[5]。
对于三点弯曲简支梁, 在跨中集中载荷P的作用下, 根据材料力学[6], 加固梁挠度方程为:
根据图 1、图 2, 在载荷P和变温ΔT的耦合作用下, 在加固梁跨中截面有:
Mt=-N (h-xc+ωp+ωt) (2)
(2) 式中xc为受压区高度, ωp为载荷P引起的跨中挠度, 以向下为正, ωt为热力耦合作用下, 变温ΔT引起的跨中挠度, 以向下为正, Mt为热力耦合作用下, 变温ΔT引起的跨中截面弯矩, N为变温ΔT引起的CFL和RC梁界面上的交互力。
根据CFL和RC梁界面的变形协调条件[7], 有:
即:
由于ωp<<h-xc, ωt<<h-xc, 所以有:
根据三点弯曲简支梁弯矩和挠度的关系有:
(7)
由式 (7) 可得微分方程:
ω″t+k2ωt=k2 (h-xc-ωp) (8)
求解微分方程 (8) , 并代入边界条件, ωt (0) =0, ωt (s) =0可得:
(9)
2理论公式数值计算
本文计算的几何与力学参数如下:梁的计算跨径16 000 mm, 梁高200 mm, 梁宽100 mm, 加固梁下部的CFL长16 000 mm, 宽200 mm, CFL厚度δ (mm) 取如下值:0.1, 0.2, 0.23, 0.3, 0.4, 0.5。混凝土Ec=33 GPa, αc=1.0×10-5, Ecfl=240 GPa, αc=1.0×10-5, 受拉区钢筋2φ10 mm, 受压区钢筋2φ8 mm, Es=200 GPa, αs=1.0×10-5, 保护层厚度as=2 mm, 开裂载荷为9 kN。
2.1变温为定值, 载荷变化
载荷变温ΔT=60℃作用下, 载荷P (kN) 取如下值:0, 9, 15, 20, 27.5, 30, 32.5, 35。
2.2载荷为定值, 变温变化
载荷P=27.5 kN作用下, 变温ΔT (℃) 取如下值60, 40, 25, 5。
3结论
本文采用理论分析方法, 对CFL加固梁热力耦合效应进行定量的探讨, 根据推导公式, 代入计算数据, 得到了如下的结论:
(1) 热力耦合作用下, 变温ΔT一定时, 载荷水平对变温ΔT耦合引起的跨中挠度很小;载荷水平一定时, 变温ΔT对其挠度影响较大。
(2) CFL的厚度增加, 温度产生的挠度及热力耦合挠度都将增加;但与载荷产生的挠度方向相反, 且增加了整体的抗弯刚度, 总挠度变形减小, 对加固梁受力有利。
(3) 纯热力耦合项挠度与总挠度相比很小, 可以忽略不计。但是当CFL厚度较大, 且载荷超过开裂弯矩时, 其值较大。
参考文献
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变形温度 篇5
柴油-天然气双燃料发动机因其特有的优点成为研究的热 点[1,2]。与柴油机 相比,天然气发 动机经济性好,且天然气价格比柴油便宜。如果控制得当,双燃料发动机排放更低,在某些工 况下动力 性较强,相比天然气单燃料发动机能够实现更稀薄的燃烧,且不受天然气 供应基础 设施限制。然而,双燃料发动机所具备的这些特点并没有使柴油-天然气双燃料发动机在全球得到广泛运用,主要原因是柴油-天然气双燃料发动机的可靠性没有达到实际应用要求,如双燃料发动机在运行一段时间后易出现发动机熔顶、拉缸等恶性事故。
传统上对双燃料发 动机可靠 性的研究 主要针对爆震,对爆震产 生的原因 及预测已 有大量的 研究[3,4]。内燃机是一种热 能动力机 械,工作时发 动机要承受巨大的热负荷和极高的机械负荷,将柴油发动机 改装成柴 油-天然气双 燃料发动 机后,其热传递规律发生变化,发动机零部件所受热负荷和机械负荷也随之变化,对工作环 境最为恶 劣的活塞、 活塞环等零部件长期可靠的工作是非常大的考验。 当柴油-天然气发动机工作于高负荷高转速工况时传统的爆震传感器没有检测到爆震,但是活塞的热负荷和热机耦合下的变形量却超过最大安全值,从而导致双燃料发动机正常 运行一段 时间后出 现熔顶、拉缸等恶性事故。表1为标定工况下增压中冷前后进气温度台架试验测 量值及计 算得到的 一个工作循环内的缸内平均温度。由表1可见,发动机处于双燃料模式时涡轮前的温度、中冷后温度及缸内平均温度比纯柴油模式要高,且随着替代率增加温度有进一步增高的趋 势;因此,当发动机 处于双燃料模式时活塞承受更高的热负荷及热强度,对双燃料发动机进行热负荷及 热机耦合 下活塞的 热强度分析非常必 要。而当中冷 器不能正 常工作或 夏天车辆翻越较陡的山坡时,增压后的进气温度非常高,导致缸内平均温度高,活塞承受 较大的热 负荷和热强度。
进气温度是影响缸内温度的因素之一。本文中采用模拟与试验相结合的方法针对WD615高压共轨柴油机为原型机的柴油-天然气双燃料发动机进行分析。采用GT-Power软件对双燃料发动机的燃烧过程进行模拟,采用ANSYS软件对活塞的温度场及热机耦合下的变形场分布进行模拟。在模型基础上,对进气温度与进气压力对燃烧过程中的最大压力升高率的影响及活塞温度场、热机耦合下的活塞变形场进行研究,为提高双燃料发动机的可靠性提供一定的参考。
1试验设备
本文中所有试验均在WD615高压共轨柴油机为原型机的柴油-天然气双燃料发动机上进行。相比柴油发动机,双燃料发动机增加了一套天然气供气系统,并在原柴油机进气道安装天然气喷嘴,天然气采用进气道顺序喷射,与空气形成均匀混合气进入气缸。柴油机基本参数见表2。涡轮增压器为Garrett公司的TA51系列。试验中采用的主要测试设备和型号参数见表3。 机油耗、进气道空气流量、中冷后温度和压力等发动机状态参数由发动机监控系统测量。
2试验模型
2.1GT-Power模型
柴油-天然气双 燃料发动 机的工作 过程由GT-Power仿真软件来模拟并得到缸内瞬时温度和瞬时传热系数。GT-Power软件并没有双燃料发动机模型,因此需要构建双燃料模型。燃烧模型由三个零维的单Weibe函数叠加而成,能模拟两个放热率峰值,模型需要标定的参数为九个。燃烧子模型滞燃期模型需要重新标定,滞燃期是柴油-天然气双燃料发动机燃烧过程中一个极为重要的参数,与发动机可靠性 有关。双燃料发 动机滞燃 期比柴油 机长。柴油-天然气双燃料发动机传热模型中的瞬时传热系数用Woschni公式来计算。通过大量的试验标定双燃料发动机模型。图1为标定功率、标定转速、喷油提前角为11°CA、70%替代率时,缸内压力和放热率的仿真与试验对比情况。由图1可见,模拟值与实测缸压和放热率误差很小,仿真模型具备模拟实测双燃料发动机的能力。
2.2ANSYS模型
有限元 (finite element analysis,FEA)在汽车内燃机领域已被广泛应用。国外在基础理论研究领域及商业通用软件的开发与推广方面,均达到了绝对领先的技术水平。目前,FEA技术在国外内燃机不同研究领域都有广泛的应用[5,6]。常用的FEA模拟软件 有ANSYS、AVL/piston&ring、Abaqus、 Hyperwork等,本论文选用ANSYS Workbench软件对活塞的热负荷进行分析。
分析流程为:(1)采用硬度塞测温法在标定工况下,对活塞表面关键点的温度进行测量。测量的原理是利用某些金属材料经淬火后,其硬度随着回火温度的升高而下降这一特性来测量温度,事先建立回火温度与硬度的标定曲线,根据硬度塞的硬度值找出与之相应的温度值,即为活塞所承受的温度值。具体的测量方法是:将淬火后的温度塞材料制成圆柱钉或螺钉,然后钉入活塞测温部位,让发动机在所需测定的工况下,稳定运转2h,卸下硬度塞对其表面抛光,再进行硬度值测量,将测量得到的硬度值与温度的关系曲线进行比较,找出硬度所对应的温度,即为活塞测点处的温度。基于活塞顶部有燃烧室和进气门、排气门结构较复杂,且活塞顶部相对整个活塞而言温度状况最为糟糕,所以:在燃烧室 ω型底部四周均匀布置四个测点(测点2、测点4、测点6、测点8);燃烧室中心布置测点1;活塞顶面布置四个测点(测点3、测点5、测点7、测点9),其中测点3、测点5分别置于进、排气门处;在活塞第一环岸区的布置两个测点10、测点11;在活塞裙部靠近环区处布置一个测点12。具体活塞测点的位置如图2所示。(2)应用Pro/E对活塞进行三维建模并载入ANSYS软件进行有限元网格划分,得到的节点数为224 309,单元个数为144 723的活塞三维有限元模型。活塞燃烧室偏置3.5mm,活塞基本几何参数和基本材料见表4。(3)通过合适的经验公式计算活塞顶、活塞内冷油腔、活塞内腔、活塞侧面的第三类边界条件[7]并与ANSYS软件结合得到活塞的温度场分布,然后与实测关键点温度进行比较,不断修正其边界条件,直到ANSYS仿真值与实测值相吻合, 最终得到活塞温度场分布图。
活塞机械负荷与热负荷的耦合分析流程[8]为: (1)由仿真或试验得到某工况下缸内燃气最高燃烧压力值及此时曲轴转角角度,结合发动机参数确定活塞机械负荷的边界条件。(2)在活塞顶部、活塞环部、活塞销座及活塞裙部施加载荷,约束施加位置在销与销座处。(3)将活塞温度场作为初始条件加载在静态结 构分析中,得到热机 耦合下活 塞的变形场。
3试验设计与结果分析
一般评价活塞安全工作温度范围有两个指标: (1)活塞顶部 最高温度 在300~350℃ 之间,超过360℃ 会使活塞 顶面出现 热裂、烧损或者 熔顶; (2)活塞第一道环区的平均温度保持在180~200℃ 左右较为合适,高于200℃时温度每增加10℃炭强度将增加一倍,超过230℃就会产生严重结炭、活塞环卡死或拉缸。
活塞热机耦合下的变形范围不能超过活塞与缸套间的正常间隙:活塞头部间隙为0.6mm;活塞裙部间隙为0.25mm。
发动机试验工况分别在两种模式下进行:工况1为纯柴油模式,采用标定功率(213kW)和标定转速 (2200r/min),喷油提前角为11°CA;工况2为双燃料模式,采用标定 功率 (213kW )和标定转 速 (2200r/min),喷油提前 角为11°CA,柴油替代 率80%。在试验过程中,进气温度降低,进气量增加, 发动机功率会增大,此时保证天然气喷气量与进气量比值不变,适当减少柴油喷油量,使发动机的功率保持为标定功率。
不同进气温度时ANSYS的仿真值与测点实际温度值见表5。边界条件见表6。
图3为工况1纯柴油模式进气温度368K时活塞温度场和变形场的分布情况。由图3(a)可见,活塞整体温度分布很不均匀:最高温度出现在活塞顶部偏离燃烧室一侧的燃烧室喉部,为327.3℃;最低气温出现在活塞裙部底部温度,为103℃。活塞第一环槽最高气温为236℃,平均气温为227℃。由图3(b)可见,活塞的最大变形量出现在活塞顶部为0.425 33mm;活塞裙部的最大变形量为0.247 36mm。由判断准则可知:活塞顶部的温度及第一环槽的平均温度值在安全范围内;活塞顶部的最大变形量没有超过顶部与活塞的间隙0.6mm,在可控范围内;活塞裙部的最大变形量也没有超过活塞裙部与缸套间隙0.25mm。由此可知,在工况1进气温度为368K时,发动机是可以长期可靠运行的。
图4为工况2下进气温度为375K时活塞温度场和变形场的分布情况。由图4(a)可见,活塞整体温度分布很不均匀:活塞顶部温度最高,最高温度出现在活塞顶 部偏离燃 烧室一侧 的燃烧室 喉部,为335.6℃;最低气温出现在活塞裙部底部,为104℃; 在排气门处及燃烧室偏离活塞中心一侧活塞顶面温度偏高,平均温度 为324℃;ω 型燃烧室 中心凸起 部位温度较高,最高温度为315℃;活塞火力岸温度在燃烧室偏离活塞中心一侧温度偏高,平均温度为283℃;活塞第一环槽处最高温度为244℃,平均温度为233℃;活塞裙部测点处的温度值为187℃。由图4 (b)可见,活塞的最大变形量为0.436mm;活塞裙部的最大变形量为0.251mm。由判断准则可知:活塞顶部的温度在安全范围内;第一环槽的平均温度值超过了230℃;活塞顶部的最大变形量没有超过顶部与活塞的间隙0.6mm,在可控范围内;活塞裙部的最大变形量超过了活塞裙部与缸套间隙0.25mm。由此可知,在进气温度为375K、替代率为80%时标定工况下工作的发动机是不能长期可靠运行的。
图5为工况2下进气温度361K时活塞温度场和变形场的分布情况。由图5(a)可见:活塞顶部偏离燃烧室一侧的燃烧室喉部温度最高为324.5℃;最低温度为102℃,出现在活塞裙部底部,活塞第一环槽最高温度为235℃,平均温度为225℃;活塞裙部测点温度为184℃。 与图4(a)相比,其进气温度降低了14℃,活塞的最高温度从335.6℃降至324.5℃。由图5(b)可见:活塞的最大变形量为0.421mm;活塞裙部 的最大变 形量为0.246mm。活塞顶部及活塞第一环槽处的最高温度和平均温度都明显降低,且活塞第一环槽的平均气温降至230℃以下,活塞的裙部变形量小于活塞裙部与缸套间隙。由此可知,降低进气温度使得发动机的热负荷有了明显降低。
图6为工况2下进气温度350K时活塞温度场和变形场的分布情况。由图6(a)可见:活塞顶部偏离燃烧室一侧的燃烧室喉部温度最高为317.8℃, 最低温度出现在活塞裙部底部,为101℃;活塞第一环槽最高温度为229℃,平均温度为220℃。与图4(a)相比,进气温度降低了25℃,活塞的最高温度从335.6℃降至317.8℃。由图6(b)可见:活塞的最大变形量为0.413mm;活塞裙部的最大变形量为0.239mm。随着进气温度的进一步降低,活塞顶部及活塞第一环槽处的最高温度和平均温度及活塞最大变形都进一步降低,特别是活塞环槽的平均温度为220℃,使得发动机在80%高替代率下可靠运行的可能性大幅度提高。
图7为工况2下进气温度340K时活塞温度场和变形场的分布情况。由图7(a)可见:活塞顶部偏离燃烧室一侧的燃烧室喉部温度最高为311℃;最低温度出现在活塞裙部底部,为100℃;活塞第一环槽最高温度为223℃,平均温度为217℃。活塞第一环槽处的最高温度和平均温度都小于230℃。与图4(a)相比,进气温度降低35℃,活塞的最高温度从335.6℃降至311℃。由图7(b)可见:活塞的最大变形量降为0.403mm;活塞裙部的最大变形量为0.232mm。活塞顶部及活塞第一环槽处的最高温度和平均温度及活塞最大变形都进一步远离最大安全值。由此可知,尽可能降低中冷后的进气温度是减轻活塞热负荷和热强度的有效方法,能大幅度提高发动机的可靠性。
综上可知:当发动机处于纯柴油模式时,活塞承受的热负荷及热机耦合下活塞的变形都在安全范围内,发动机能正常运行;当发动机处于工况2下进气温度为375K时,活塞第一环槽的平均温度及活塞裙部的变形量超过最大临界值,发动机不能长时间可靠地运行。试验表明:当柴油机改装成双燃料发动机时热负荷和热强度有所增加,特别是在追求高替代率时一定要考虑发动机活塞所承受热负荷和热强度的极限值。
在对进气温度的研究中可知,进气温度对活塞的热负荷和热强度有较显著的影响。进气温度降低,燃气的平均温度降低,燃烧速度加快,传递到活塞的热量减少,活塞承受的热负荷和热强度降低。合理地控制进气温度可以提高双燃料发动机的可靠性,同时为提高双燃料发动机的替代率提供一种策略。
图8为标定工况下进气温度与最大压力升高率关系。由图8可见,随着发动机进气温度降低,压力最大升高率下降。通过降低中冷后进气温度的办法可以降低爆震发生的趋势,进一步优化燃烧。
4结论
(1)高负荷高 转速工况 下,当柴油-天然气双 燃料发动机替代率过高或中冷器不能正常工作时,会造成进气温度异常过高,活塞的热负荷会超过临界值,活塞裙部的热变形会超过活塞与缸套间的正常间隙。双燃料发动机在追求高替代率时为保证发动机长期可靠的运行需要考虑活塞的热负荷、热变形。
(2)试验结果表明:降低进气温度可以有效地降低活塞的温度及改善活塞的变形,同时降低最大压力升高率对发动机的爆震有一定的抑制作用,能够优化燃烧。
变形温度 篇6
对于简支梁桥和多跨连续梁桥,公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[5]中关于温度变化引起梁体的伸缩量Δl的计算公式为:
式(1)中,α为材料的线膨胀系数;l为观测点距固定支座的距离;Δt为桥梁有效温度的变化量。式(1)中有效温度常采用公路桥涵设计通用规范[6]中的建议的有效温度。这种计算方法相当于假定桥梁是等截面、温度是均匀变化的。事实上,长大桥梁常采用变截面设计。且在太阳辐射、地理环境,风速风向、热传导等因素影响下,桥梁沿高度方向的分布是非常复杂的[7]。此时,如何根据桥梁各部分的温度计算有效温度是一个值得探讨的问题。彭大文等[8]根据室内实验数据,提出了计算混凝土T型梁支座位移的修正系数。邓扬等[9]研究了悬索桥梁端位移与温度的相关性。对于大跨度连续刚构桥与钢箱梁桥来说,支座位移与箱外温度具有明显的线性相关性,但温度作用存在着一段时间的滞后。
不同截面型式的温度分布规律不同。为研究混凝土箱梁桥支座位移和温度的变化规律,本文选取陕西西安西咸新区沣河大桥混凝土连续梁桥为研究对象,进行箱梁截面的温度和梁端支座位移的实验研究,讨论箱梁温度变化和支座位移的变化规律,以供类似工程设计参考。
1 监测断面及测点布置
沣河大桥位于陕西省西安市西咸新区,桥位跨越沣河。桥体全长917 m,其中主桥为(55+5×100+55)m变截面预应力混凝土连续梁,长610 m,主桥的桥型布置如图1所示。其中10#桥墩的支座为限制滑动的球形支座,其他桥墩上支座为单向滑动支座。
图1桥型布置/m Fig.1 Layout of the bridge/m
箱梁采用单箱三室截面形式,箱梁截面尺寸为:顶板宽27.0 m,底板宽19.5 m,翼缘悬臂宽3.75 m。梁高从主梁根部的8.0 m,按1.8次抛物线变化到跨中的2.5 m为研究混凝土箱型梁温度变化对主梁位移的影响,在距11#支座14 m处(图1中的A-A断面)安装65个温度传感器,如图2所示。其中58个传感器安装在混凝土表面,7个用于测量箱梁周边不同位置的空气的温度。试验采用的传感器为PT100热电阻温度传感器。温度采集范围为-200~+200℃之间,精度为0.15+0.002| t|℃。|t|为实际温度的绝对值。采用自己开发的温度采集系统进行采集,采样频率为1次/min。位移传感器安装在13#墩顶。在南、北两个支座顺桥向分别设置一个米朗MPV-S-1 000 V拉绳式位移传感器,如图3所示。安装后的位移传感器照片如图4所示。位移传感器测量量程为0~1 000 mm,测量精度为0.3%FS。受安装位置限制,拉绳方向和桥梁之间成一个角度,此时可根据三角函数关系计算顺桥向的位移。位移的数据采集仪为东方所的3018A,并用DASP10进行数据分析。
2 支座位移及温度相关性
已有的研究结果表明,在桥长方向的温度分布一般是很接近的,可以略去桥长方向的温差的微小变化的影响。因此,在下面分析中,将实测断面的温度分布作为全桥各断面的温度分布。
为描述混凝土箱梁支座位移和温度的关系,选择不同季节进行了两次温度和位移的观测试验,具体日期为:2015年9月5日(晴)和2016年4月18日(晴)。根据箱梁的温度特征,将截面分为6个区进行温度统计。各部位所对应的传感器编号如表1所示。
对于顶板外表面的11个温度传感器,实测的温度值有微小的差别,但在太阳辐射下可以认为不同点的温度是相同的,因此以这11个传感器的平均温度作为顶板外表面的温度。对于其他区域也采用相同的方法处理,得到不同区域的平均温度。限于篇幅,表2仅列出2015年9月5日每2小时的不同区域的实测平均温度。
以2015年9月5日0时的温度为基准点,将其他时刻相对于0时的温差Δt值,代入式(1)计算相应的Δlt值,并同实测位移值进行比较。计算中钢筋混凝土的线膨胀系数α取1.0×10-5℃。不同部位温度变化的计算位移和实际位移的变化曲线如图5所示。
由计算结果可知:
(1)采用桥体上表面、桥体下表面温度以及腹板外侧温度计算支座位移的时候,计算结果明显大于实际测量结果。2015年9月5日试验温度变化下的支座位移相对于北支座位移的峰峰值误差分别达到了931%、412%、442%;相对于南支座位移的峰峰值误差分别达到了903%、378%、428%。
(2)基于顶板内表面温度所得的位移计算结果也大于实际测量结果,计算结果相对于北支座与南支座位移的峰峰值误差分别达到242%和232%,这是由于顶板厚度仅为300 mm,顶板在太阳辐射下,温度很快升高,经热传导导致顶板内表面的温度依然较高。
(3)基于腹板内表面和底板内表面温度所得的位移计算结果小于实际测量结果,其相对于北支座的峰峰值误差分别为-67%和-56%;相对于南支座的峰峰值误差分别达到-68%和57%。
(4)2016年4月18日的位移计算结果如图6所示。虽然2016年4月18日实测大气温度的平均值为17.1℃小于2015年9月5日的平均温度26.6℃,日温差为16.5℃大于2015年9月5日的12.3℃;但是位移和温度的变化规律和2015年9月5日的类似,箱梁顶板外表面、底板外表面、腹板外表面、顶板内表面、底板内表面和腹板内表面温度变化所得位移相对于北支座位移的峰峰值的误差分别为779%、267%、292%、247%、-51%、-77%;相对于南支座位移的峰峰值误差分别为673%、222%、245%、205%、-57%、-80%。综上可知,箱梁中不同部位混凝土的温度是不相同,支座位移是截面非线性温度分布下截面轴向自平衡后轴向应变的结果,单独由某个区域的温度进行支座位移计算将引起很大的误差。
3 支座位移近似计算方法
由结构力学[10]可知,单位荷载法计算温度改变引起连续梁支座水平位移的公式为:
式(2)中,εt为连续梁截面形心点的轴向温度应变。由于热的传播引起温度沿高度是按指数规律降低,通常距外表面400 mm范围内混凝土温度急剧变化,其余部分温度变化可以认为是线性变化。对于断面很大的箱梁而言,温度急剧变化混凝土仅占其中一小部分。为简化分析,在进行位移计算时,假定温度沿截面高度按线性变化,则可取截面形心高度各传感器温度的平均值作为位移计算的依据。箱梁截面左右对称,因此,形心位于对称轴上。测量断面的形心为距顶面的距离为2.26 m。考虑到截面外表面温度和内表面温度不同,因此以形心高度所有测点的平均温度作为形心点的温度。2015年9月5日和2016年4月18日利用形心点温度所得位移的计算结果如图7和图8所示。
图7箱梁形心高度温度变化下支座位移随时间的变化曲线Fig.7 Curves of the support displacement calculated by the temperature at the height of the centroid of box girder versus time
图8箱梁形心高度温度变化下支座位移随时间的变化曲线Fig.8 Curves of the support displacement calculated by the temperature at the height of the centroid of box girder versus time
由图7和图8所示的计算结果可知:
(1)基于形心温度所得位移的变化趋势超前于支座位移的变化,这是由于混凝土热传导系数较小导致的。
(2)2015年9月5日和2016年4月18日基于形心点温度所得位移峰峰值相对于北支座实测值误差分别为35.9%和-2.2%,相对于南支座实测值误差分别为32.1%和-14.0%,误差远小于前述基于单一区域温度所得误差,可供工程设计参考。
4 结论
以西安西咸新区沣河大桥这座宽度达27 m的单箱三室箱梁为对象,详细测量了一个断面的温度分布及支座位移,研究了温度变化导致箱梁支座位移的变化规律,得出以下结论:
(1)由于混凝土梁体的温度是高度的非线性分布,因此,支座位移是混凝土内部不同部位互相约束的结果。基于某一区域的温度进行位移计算易造成很大的误差。
(2)在太阳辐射作用下,箱梁截面总体的温度分布为外表的温度大于内表面的温度,顶板的温度大于底板的温度,由此导致利用外表面温度桥梁的顺桥向位移大于实测值,而基于腹板和底板内表面的温度计算位移将小于实测值。
(3)虽然截面温度分布是非线性的,但由于混凝土的热传导系数较低,急剧温度变化的范围主要在接近外表面的很薄的区域。因此,若假定线性温度分布而直接用形心高度温度的平均值进行位移计算,可有效地减少计算误差。
摘要：为研究温度对桥梁支座位移的影响,以西安西咸新区红光路沣河大桥为研究对象,现场实测了箱梁截面的温度和支座位移。主桥为7跨变截面连续梁桥,截面为宽度达27 m的单箱三室箱梁。选择典型截面在混凝土表面布置了58个温度传感器,同时测量了7个位置的大气温度,以及在南北支座布置了2个位移传感器。分别于2015年9月5日和2016年4月18日进行现场实验研究。结果表明,由于箱梁截面的温度分布不均匀,在日温差仅为12.3℃,直接根据某一区域的温度进行支座位移计算的误差很大,误差最大甚至达931%;而根据形心点温度进行支座位移计算的误差相对较少,最大误差为35.9%。可供类似工程设计参考。
关键词：混凝土箱梁,单箱三室,温度,支座位移,原位试验
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变形温度 篇7
目前利用ECAP技术制备的超细晶材料种类越来越多, 但与其他材料相比, ECAP技术在制备超细晶粒铝合金方面的工艺更加成熟。铝合金经过大塑性变形后, 晶粒被细化, 同时由于大塑性变形过程产生很大的应变量, 在铝合金中引入了很大的储存能, 虽然在晶粒细化的过程中有大量的储存能被消耗掉, 但在晶粒内部及小角度晶界上位错密度仍然很高, 使得被细化后的铝合金在热力学上是不稳定的, 具有向变形前的稳定状态转化的趋势。本研究主要对经过Bc路径四道次ECAP后的7005铝合金进行退火处理, 并研究和分析退火温度对力学性能及显微组织的影响。
1 实验
1.1 实验材料
实验材料为7005铝合金 (化学成分见表1, 质量分数, %) , 将原始材料加工成10 mm×10 mm×30 mm的试样。实验前合金的状态为T1。
1.2 实验方法
对原材料试样进行四道次ECAP挤压, ECAP模具内角为90°、外角为30°, 模孔为10mm×10mm的方形 (图1) , 挤压要求试样与通道形状一致, 且配合、润滑良好。
将四道次挤压后的7005铝合金试样分别在90℃、120℃、150℃、180℃、210℃进行退火热处理, 保温时间为1h。分别对经过退火处理后的试样进行X、Y面 (如图2定义所观察的截面) 的显微硬度测试, 并在CSS-44100电子万能试验机上进行室温拉伸试验, 测量铝合金试样在不同退火温度下的抗拉强度、最大拉应力等性能指标, 拉伸速度为5mm/min。通过透射电子显微镜观察并分析退火处理后试样的显微组织变化情况。
2 结果与分析
2.1 退火温度对硬度及抗拉强度的影响
7005铝合金试样在进行四道次ECAP后, 由于挤压过程中产生了剧烈的塑性变形, 使得晶粒细化, 试样强度大幅提高。挤压后的试样在不同温度下进行退火处理后, 试样的硬度及抗拉强度变化情况如图3所示。
从图3中可以看出, 在90℃和120℃经1h保温退火处理后, 合金硬度及抗拉强度并没有明显下降, 但退火温度升到150℃后, 随着温度的升高硬度值及抗拉强度都开始有所下降。其主要原因是:经过四道次ECAP变形后铝合金试样内部存在缺陷, 有较高的位错密度, 退火处理过程中, 退火温度较低时主要发生回复作用, 点缺陷和位错发生运动。90℃时主要是点缺陷发生运动, 移至晶界或位错处并消失, 使得点缺陷密度大大减少, 由于力学性能对点缺陷的变化不敏感, 因此硬度值基本没变化;但退火温度稍高时, 原子活动能力增强, 除点缺陷运动外, 位错也被激活, 在内应力作用下重新发生滑移, 处于同一滑移面上的异号位错可能互相吸引而会聚并抵消, 使位错密度略有下降, 反映在力学性能上则是其硬度略有降低;随着退火温度的继续升高, 位错被充分激活, 具有足够的活动能力以克服变形结构的钉扎作用而发生滑移, 然而同一滑移面上的同号刃型位错在本身弹性畸变应力场相互作用下发生攀移运动, 形成位错墙, 再加上螺型位错的交滑移运动, 产生多边形化, 缠结中的位错进行重新组合, 材料内部的原子扩散性逐渐增强, 使得变形晶粒转变到能量较低的状态。因此, 当退火温度升到150℃时, 铝合金试样硬度略有降低。
2.2 退火温度对显微组织的影响
图4为四道次ECAP变形的铝合金经不同温度等温退火1h后的TEM照片。从图4 (a) 可以看出, 四道次ECAP变形未退火试样显微组织存在较明显的剪切取向, 晶粒间的晶界部分趋于平直化, 部分为明暗相间不规则边界, 部分由大量位错缠结组成, 说明此时的晶界处于非平衡状态。从图4 (b) 可以看出, 90℃等温退火后, 晶粒间的剪切取向减弱, 晶界平直化的趋势增大, 晶粒内位错密度仍然较高。从图4 (c) 可以看出, 晶粒尺寸与90℃等温退火时接近, 位错大量向晶界运动, 团集成多边形化界面, 使得晶粒内部的位错密度大大降低, 亚晶界变得清晰且平直化较为明显, 并形成比较均匀的等轴晶。TEM观察到的多边形化过程实质上是形变产生的形变位错胞内部位错密度不断下降, 胞壁处的缠结位错不断凝集而使胞壁变薄, 逐渐形成网络, 构成清晰的亚晶界的过程。从图4 (d) 可以看出, 样品中已有部分再结晶晶粒形成, 但还有少数亚晶未合并, 表明再结晶尚未完成。晶粒内位错很少, 亚晶进一步长大并相互吞并, 生成大角度晶界。从图4 (d) 中还可看到第二相粒子大量出现在晶界和亚晶界上, 它们在再结晶形核和生长时, 对位错运动及晶界的迁移起到钉扎作用, 增加了亚晶界的稳定性, 阻碍了再结晶时晶界的推进。从图4 (e) 可以看出, 随着退火温度的进一步升高, 在180℃等温退火时, 晶粒尺寸长大, 晶粒内部的位错密度迅速降低, 位错几乎不存在, 晶界平直化现象明显, 再结晶晶粒趋于等轴状, 第二相粒子分布在晶界上。这说明180℃等温退火时再结晶晶粒通过大角度晶界的移动、以相互吞食的方式长大, 致使晶界减少, 总的界面自由能降低。在这个过程中, 晶界迁移因遇到了数量多而细小的第二相粒子而受阻, 使晶粒长大速率降低, 晶粒粗化速率减慢。
3 讨论
经过大塑性变形后, 金属材料的内部存在大量的缺陷, 通过热力学分析可以得出, 大塑性变形引起了金属储存能的增加, 使金属内部原子有向低能态转变的趋势, 这一趋势使其组织处于不稳定的状态。当满足一定条件后, 金属内部原子会向缺陷比较少的稳定状态运动, 这一转变包括扩散、位错以及晶界的移动等, 主要通过原子及空位的回复再结晶来完成。这就需要对材料进行合适的加热退火处理, 提供所需能量并在一定程度上实现冷变形造成的亚稳定状态向稳定状态转变。低温回复过程中, 大塑性变形时形成的过饱和空位消失以保持平衡浓度, 使得能量降低, 原先变形晶粒内大量增殖的位错密度有所下降, 位错经过重新排列后处于低能态。随着温度的升高, 原子的活动能力开始增强, 大塑性变形后的材料在中温回复时, 晶体中同一个滑移面上的异号位错在热激活能的作用下相互吸引、会聚而消失, 不在同一个滑移面上的异号刃型位错则通过空位凝聚消除半原子面或空位逃逸制造半原子面而消失;高温回复时, 晶体中的同号刃型位错沿滑移面塞积从而导致点阵弯曲, 发生位错的运动和重排, 位错由平行滑移面排列转变为垂直滑移面排列, 形成位错墙, 组成亚晶界, 即发生多边形化[10]。与此同时, 胞内的位错越来越少, 胞壁的位错重新排列和对消, 使胞壁减薄而逐渐变锋利, 最后形成位错网络, 也就是说, 胞壁完全锋锐了的胞块转化为亚晶。接着亚晶将会进一步长大以减小小角度界面面积从而降低储存能, 亚晶随着亚晶界的迁移形成大角度晶粒。通过实验分析可知, 热处理过程所提供的能量会使挤压试样从大塑性变形造成的亚稳定状态逐渐转变为稳定状态, 随着热处理的进行及温度的升高, 位错缠结、分割, 使晶粒碎化, 通过回复再结晶可以获得细小的晶粒。
在本研究中, 当温度高于150℃时试样的显微硬度发生明显的变化, 同时并没有新相的产生和新晶粒的出现, 这说明150℃退火1h后的7005铝合金试样的显微结构相对稳定。据分析可得, 随着退火温度的升高, 再结晶晶粒趋于等轴状, 第二相粒子继续析出, 弥散地分布于晶粒内的亚晶界上并被位错所包围。第二相粒子的存在对晶内位错起到了增生作用, 有利于合金的强化。温度是再结晶发生的先决条件, 退火温度越高再结晶过程进行得越快, 样品的形变量越大, 形变储能越高。在实验中, 7005铝合金试样经过四道次ECAP变形后, 具有较高的形变储能, 在快速加热退火过程中, 高温状态下其形变储能释放越快, 形核率越高。根据再结晶形核理论[11], 再结晶是一个需热激活的过程, 退火温度越高, 样品中形变储能在再结晶时释放得越多, 再结晶驱动力越大, 形核率越高。热处理时采用的是到温入炉, 加热速率很快, 从而使得回复不完全甚至来不及回复, 形变储能的释放有利于再结晶形核率的提高, 有利于再结晶的进行。
4 结论
(1) 经过四道次ECAP挤压后, 随着退火温度的升高, 试样内部的缺陷不断减少, 储存能部分得到释放, 位错密度下降, 试样的硬度及抗拉强度均有下降的趋势。
(2) 显微组织观察发现挤压后的材料在不同退火温度处理后并没有新相出现, 同时在150℃退火处理1h后晶粒细化程度比较好, 亚晶粒与晶胞没有发生明显的长大, 并且分布呈现均匀化趋势。
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