衰减问题范文（精选7篇）
衰减问题 第1篇
汽车底盘件容易出现质量问题从而造成安全隐患,其中扭矩衰减异常占底盘件问题的很大一部分。文中根据某轻客前减震器与转向节连接扭矩异常问题的分析,确定扭矩衰减的根本原因,从而改进整车底盘系统的设计与质量。
1、减震器简介
汽车在行驶中,悬架系统的弹性元件收到冲击会产生振动,故需要在悬架中与弹性元件并联安装减震器。单筒式液压减震器,常应用于各类汽车之中,能迅速衰减由车轮通过弹性元件传给车架的冲击和振动,避免车架承受过大的冲击载荷,提高汽车行驶的平顺性。
某轻客的车身与前桥转向节通过前悬架的减震器进行连接,以多颗M12的螺栓、螺母进行紧固,形成可靠有效的车身承载系统,保证减震器充分发挥减震作用。
2、问题描述(Define)
汽车前悬架的减震器与前桥转向节连接,是整车的关键工序。在车辆使用过程中,其作用举足轻重。作为底盘重要部件,某轻客前减震器与转向节连接设计安装扭矩要求为45Nm-70Nm。工艺标准:气动定扭工具,精度±10%,工具标定值58Nm。经检测,装配后扭矩偏小,线边检测扭矩30Nm-40Nm之间,远小于设计扭矩要求。
为避免整车下线后的二次复紧,实现生产线装配及检测扭矩的达标,文中运用六西格玛的DMAIC、SPC控制图等工具对此扭矩衰减问题进行分析及解决。
3、测量阶段(Measure)
3.1故障统计
在总装生产现场底盘线,按照产品和工艺设计标准进行装车验证,并对现场同一批次的产品进行装配后的扭矩测量,在底盘线对车辆故障装配点检测共计20台,160个安装点,合格仅20个,不合格140个点,合格率12.5%,必须重新进行定扭复紧。
备注:实际样本为20台车,此处表格中仅展示了8台车共计64个装配点的样本参数值。
结论:经统计,扭矩值低于下限值,扭矩衰减严重,不满足产品质量要求。
3.2测量系统
3.2.1测量设备:表盘扳手DB100N
3.2.2参考标准:企业标准某商用车装调及试验技术条件(拧紧检测法)
3.2.3技术条件:企标中1.20.2:连接扭矩(45-70)Nm,检测扭矩不低于下限值45Nm。
3.3 FAT分析及关键潜在因子清单
根据现场反馈的扭矩衰减情况,对可能造成扭矩异常的问题进行FAT分析,并查找关键潜在因子:
4、分析阶段(Analyze)
针对上述潜在的因子进行逐一的调查验证与分析:
4.1操作人员的技能水平较差
分析验证:(1)前减震器与转向节连接为关键工序,其作业人员已进行过多次考核,持证上岗,技能水平可以保证;(2)此岗位两年内无人员变更,且存在其余多个关键工序的装配质量均符合工艺要求。
结论:非要因。
4.2打紧前减震器与转向节连接点的工具状态不符合要求
分析验证:(1)此工序现场使用的工具:冲击扳手+咔哒扳手。每天上岗前,对扳手进行校验,每3个月将咔哒扳手送至省计量局送检,确保合格后使用。(2)现场员工使用S=19的套筒,未按工艺要求使用S=18的套筒。经验证,螺栓头与此套筒咬合不紧密,套筒的选用对连接点扭矩存在部分影响但不明显。
结论:非要因。
4.3前减震器与转向节连接处及连接螺栓设计不合理
分析验证:对现场实物状态进行校核,前减震器与转向节连接螺栓为六角螺栓平垫组合件Q1401230,并不具备防松的功能,且同一转向节上的4个螺纹孔存在3种设计状态。在装配完成后,车身底盘件存在应力和不均的载荷冲击,导致连接点扭矩衰减。
结论:要因。
4.4前减震器与转向节来件与图纸不符
分析验证:(1)经过对转向节螺纹孔等尺寸的测量,此处螺纹孔为M12-6H,符合设计要求;(2)实际装配,在控制实物、间隙尺寸等相同时,测量结果显示左右两侧的扭矩有差异但不明显。
结论:非要因。
4.5工艺标准不完善,员工未按正确的工艺执行
分析验证:(1)工艺要求:在装配过程中,对角打紧,控制装配过程中的局部应力不均造成的扭矩误差;(2)实际装配:转向节来回翻转不便,员工按照自己的习惯自行装配;(3)验证效果:调整装配顺序后,扭矩较为稳定,衰减程度降低。
结论:要因。
4.6现场风动工具气源不稳定,不符合工具使用要求
分析验证:对比相同连接点,使用同一工具,不同的气源,测量的结果存在波动较大。右转向节连接点使用的气源稳定,测量结果较为稳定,结果不合格;左转向节连接点使用的气源不稳定,测量结果波动大,结果同样不合格;当左转向节连接点使用右侧的气源,测量结果较为稳定,亦不合格。
结论:非要因。
4.7测量系统、手段存在误差,不符合要求
分析验证:该车间扭矩均采用拧紧法检测,仅此工序扭矩异常,工具定期标定送检合格,且经3名关键工序人员检测,测量结果无较大偏差。
结论:非要因。
5、改进阶段(Improve)及控制阶段(Control)
5.1改进验证
5.1.1措施一:更改标准件
建议将紧固标准件设计变更为带防松功能的标准件,排除标准件不防松造成的扭矩异常。经对标竞品车型,其在防松的处理上应用了厌氧性防松胶;内部对比前后桥等底盘安全件,亦采用有防松胶的螺栓,可达到扭矩不衰减和无损拆卸2—3次的效果。
更改为防松的标准件Q1401230S后,消除了因底盘载荷振动,连接点设计结构不同造成的扭矩衰减,避免了设计变更转向节铸造件的结构和机加工而产生的二次开模费用。
5.1.2整改措施二:完善工艺要求
(1)调整连接点的打紧顺序和工艺要求,先预紧后定扭并要求严格执行;(2)将现场使用的工具更换为高精度的离合断气工具和咔哒扳手,同时严禁使用不符合工艺要求的套筒。
5.2改进效果
5.3生产一致性控制
5.3.1设计变更
总结验证阶段的方法,产品设计标准明确标准件带防松胶(Q1401230S),标准件表面处理新增防松胶,在产品图纸中明确并受控下发各单位切换执行。
5.3.2工艺变更及现场固化
经过工艺分解技术状态,新标准件防松胶凝固后其破坏扭矩较大,可保证其扭矩满足设计标准;同时对现场作业工具和装配方式进行细节固化,通过工艺手段实现了生产一致性管控。
6、结论
从上述分析中可知,通过对设计连接件的改进以及工艺手段的控制,可以在一定范围内消除底盘件设计结构不足造成的扭矩异常,加强了连接的可靠性。目前采用该控制措施的车型,经市场反馈效果良好,实现了产品设计的目标。
7、结束语
随着汽车工业的发展,汽车的安全和舒适性要求越来越高,进而提出了精致化的设计和工艺。为保证底盘螺栓连接的可靠性,需综合考虑产品的设计、装配、性能等,在产品设计阶段考虑的潜在失效模式越多,后期的失效风险越小,同时工艺的保障性也能够同步提升。
摘要：某轻客前悬架减震器与前桥转向节连接扭矩衰减,车辆行驶过程中存在安全隐患。通过前减震器扭矩衰减问题分析,确定衰减的根本原因和解决措施,消除悬架系统连接失效的风险。
关键词：前减震器,扭矩,衰减
参考文献
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[4]余志生.汽车理论[M].北京:机械工业出版社,2000.
降雨衰减及去极化效应 第2篇
1 降雨衰减预报模型与计算
1.1 ITU-R地空雨衰减预报模式
ITU-R地空雨衰减预报模式
它是由DAH模式发展而来的。其既考虑了水平路径的不均匀性,又考虑了垂直路径的不均匀性。其预报方法仍是采用传统的半经验公式,并由0.01%时间雨衰减预报其它时间概率雨衰减。总的来看,概念比较明晰,应用简便。
地空路径电波传播示意图如图1所示,对于地空电路雨衰减预报需要输入以下参数:
R0.01:当地平均每年内0.01%时间被超过的降雨率(mm/h,1分钟积分时间)
hs:地面站海拔高度(km)
θ:仰角(degrees)
φ:地面站纬度(degrees)
λ:地面站经度(degrees)
f:频率(GHz)
Re:等效地球半径(通常默认为8500km,相当于4/3倍真实地球半径)
τ:极化倾角(degrees)
具体预测步骤如下:
第一步:计算雨顶高度。由ITU-R P.839建议获得地球站所在地的年平均雨顶高度。
第二步:计算雨顶下斜路径长度Ls。当θ≥5°时,
当θ<5°时,
如果雨顶高度hR小于或等于海拔高度hs,那么任何时间概率的雨衰减都将等于零,因而不必进行后续计算。
第三步:计算斜路径的水平投影:
(A区:冰冻水凝物区;B:雨顶高度;C区:降雨区;D:地空路径)
第四步:得到当地0.01%时间被超过的降雨率R0.01(1分钟积分时间),如果没有当地的降雨实测数据,可从ITU-R P.837建议中得到一个估值。若R0.01为零,则任何时间百分比的预报雨衰减都为零,不需进行后续计算。
第五步:计算0.01%时间被超过降雨率的特征衰减:
第六步:计算0.01%时间概率的水平缩短因子:
第七步:计算0.01%时间概率的垂直调整因子υ0.01:
最终可得垂直调整因子为:
第八步:计算有效路径长度:
第九步:计算每年0.01%时间概率不超过的雨衰减:
第十步:预测时间概率为0.001%-5%雨衰减
若:p≥1%或|φ|≥36°β=0
若:p≤1%和|φ|≥36°且θ≥25°β=-0.005(|φ|-36)
其它:β=-0.005(|φ|-36)+1.8-4.25sinθ
则:
最后,建议中也说明该模式是长期雨衰减的统计,有可能因为降雨的年际变化而造成较大的预报误差。
1.2 雨衰预报仿真算例
运用以上计算雨衰方法,以日本定点于136°E N-STAR通信卫星为例,并结合西安地区地理参数、0.01%时间概率的1分钟积分时间降雨率数据,计算工作频率f=35GHz的地球站到卫星的地空斜路径上的降雨衰减,采用参数如下:
西安地区0.01%时间概率的1分钟降雨率R0.01=19.2mm/h;已知该地区海拔高度HS=0.3969km;卫星所定点的经度准1=136°E;取地面站的经度108°56′E,取地面站纬度φ=34.3°N;地球等效半径Re=8500km。获得结果如下:
图2和图3分别给出了在降雨率一定时,不同极化状态下,特征衰减及降雨衰减值与频率之间的关系,由图可以看出,随着频率的增大,特征衰减及衰减值分别增大,而且在相同频率下,水平极化时的特征衰减及雨衰值最大,圆极化次之,垂直极化时特征衰减和雨衰值最小。
2 降雨引起的去极化效应
卫星通信系统经常采用正交极化技术进行频率复用,以提高通信容量与频带利用率,而地空传播路径上的交叉极化效应是影响正交信道性能的关键因素。在10GHz以上频段交叉极化主要是由降雨引起的。降雨不仅会使电波衰减,还会产生去极化作用,所以降雨对电波的吸收和散射特性也与入射波的极化波面有关。由于空气阻力使雨滴变成略微扁平的形状,在雨滴的两个轴向引起的衰减称为微分衰减,相位移称为微分相移。这种现象对单极化传输系统影响并不大,但对于正交极化复用的双极化传输系统,会造成极化隔离度降低,导致正交极化的信号互相干扰加大。这种降雨引起的去极化现象,对线极化和圆极化都有影响。我们常使用交叉极化鉴别度来表示极化纯度,一般情况下,当天线仰角大于15度时,交叉极化鉴别度在超过年平均时间的0.1%时可望达到27d B,0.01%时为20d B,0.001%时为15d B。
2.1 雨致交叉极化的ITU-R预报模式
ITU-R预报模式是由一阶小变量近似发展而来的,其雨致交叉极化预报公式为:
其中:
各物理量含义与单位为:
f:工作频率,GHz
A:与XPD相同时间概率的同极化衰减,d B
ε:仰角,degrees
τ:相对于水平极化的极化角,degrees
σ:雨滴倾角的标准方差,degrees
p:年平均时间概率(%)
年平均时间概率的含义是在一年中p%的时间内XPD不超过XPD(p%)。对应1%、0.1%、0.01%和0.001%时间概率,ITU-R给出σ取值分别为0°、5°、10°、15°,考虑到数据库中其他概率点的数据以及实际工作的需要,本文拟合了σ与p的函数关系:
该函数与ITU-R所给几个数值点重合。
由于冰晶层的去极化作用与降雨的去极化作用同时存在,因此计算地空路径雨致交叉极化时,需要考虑冰晶效应。ITU-R P.618-8建议推荐采用以下公式计算冰晶效应:
则最终雨致交叉极化预报公式为:
本文所有模式均采用以上公式计算冰晶效应。
基于二阶小变量近似,赵振维提出了基于不同雨滴尺寸分布、不同雨滴形状的几种预报公式。设雨滴尺寸分布为Laws-Parsons分布,当采用Pruppacher-Pitter型雨滴时:
当采用椭球型雨滴时:
上式采用的轴比[45]为:
R为雨滴等效半径(mm)。
2.2 雨致交叉极化仿真算例
在f=40 GHz系统中,降雨率取值范围在3~140mm/h进行计算得出:
将结果与实测值和解析方法所得理论计算值比较,吻合较好,部分计算结果如图4所示,可见此方法是简便有效的。因此,在实际应用中可以利用少量的小降雨率时去极化分辨率以及降雨同极化衰减序列来递推相应的去极化分辨率。
3 雨衰对卫星通信的影响
卫星通信链路中,影响电波传播雨衰大小的相关参数主要有天线仰角、降雨层高度、卫星地面站的海拔高度、电波的频率与极化方式和降雨强度等,在进行卫星链路上雨衰计算时应正确的确定各种参数。卫星通信链路受降雨影响的程度还与电波的极化方式有关,其趋势是水平极化方式下的降雨衰减值略小于圆极化方式,而垂直极化方式下的降雨衰减值略小于圆极化方式。由此可知,降雨及去极化效应对卫星通信由很大影响,了解其对卫星通信链路上信号的具体影响情况就显得非常重要。
3.1 降雨噪声
降雨引起的对电磁波吸收衰减也会对地球站产生热噪声影响,这种降雨噪声折合到接收天线输入端就等效为天线热噪声,对接收信号的载噪比有很大的影响,这种影响与衰减量的大小和天线结构有关,根据经验,每衰减0.1d B,噪声温度增加约6.7K。一般情况下,天线的仰角越高降雨噪声的影响越小,这是因为电磁波穿过降雨路径较短,衰减量就小一些。降雨噪声可以用下面的公式来计算:
其中:R为雨衰值(d B);W为馈源到LNB间的波导损耗(d B);Train为雨的温度(K)。
由计算公式可以看出:在没有雨衰时,噪声温度不增加;在没有波导损耗时,噪声温度只和降雨衰减量有关。由于噪声温度的增加直接影响到接收系统的G/T值,也就是直接影响到接收信号的载噪比,对信号可用度的影响甚至比降雨衰减更明显,在链路计算时必须考虑其影响。
3.2 降雨衰减与系统噪声温度
在卫星通信中,雨滴产生的电波吸收衰减作为热噪声影响到地球站。该噪声是引起传播衰减和噪声增加的外部噪声之一。在线路设计中可等效为噪声温度:
其中,A为降雨衰减(d B),Tr为降雨路径平均温度(取值在260K-280K之间),通常难以测量获得,可由表面测量温度ts(K)估计的到:
由下图可以看出降雨引起的噪声温度与雨衰的关系:
图5由公式(3-1)计算获得的噪声温度tr值,它是总路径雨衰的函数。由图可以看出,噪声温度随着衰减值的增大而快速升高,当降雨总衰减为1d B时,噪声温度为56K,当衰减为5d B时,噪声温度为188K,当雨衰为10d B时,噪声温度达到250K左右,当雨衰值超过10d B是,噪声温度快速趋于饱和。且在衰减值低于10d B时,路径平均温度的大小对噪声温度的取值影响不大。
3.3 降雨对天线G/T值的影响
降雨对卫星通信传输链路的影响不仅体现在无限电波信号强度的衰落上,而且对降雨所在地卫星通信天线性能也会造成影响,具体表现为使天线系统的噪声温度增加,从而是天线的G/T值减少。
天线系统噪声温度增加的幅度与降雨衰落的程度相关,从雨衰值(d B)可直接推算出天线噪声温度的增加值(K)。参考ITU-R标准,可用下式计算:
式中,Ts为天线噪声温度的增加值;Tm为介质温度;A为雨衰值。
由于存在降雨噪声,使信号功率下降,且噪声温度上升,从而影响了卫星通信线路总的C/T值。
3.4 降雨对上下行链路载噪比的影响
由于雨衰而带来的传播衰落、G/T值变化必然对卫星通信上下行链路载噪比造成影响。
上行链路载噪比(C/T)u为:(C/T)u=EIRPe-Lu+(G/T)s(d BW/K);式中,Lu为上行链路总损耗(d B),包括上行链路自由空间损耗(d B)、去极化、大气吸收、降雨衰减、天线指向误差等损耗(d B);EIRPe为地球站发射某载波的有效全向辐射功率(d BW);(G/T)s为卫星天线的G/T值。从该式中可以看出若上行链路总损耗由于雨衰而增加,则上行链路载噪比(C/T)u将会减少,若要保持(C/T)u不变,则只有改变地球站发射载波的有效全向辐射功率EIRPe,其结果是要么增大天线尺寸,要么增加发射机的发射功率。
下行链路载噪比(C/T)d为:(C/T)d=EIRPs-B00-Ld+(G/T)e(d BW/K);式中,Ld为下行链路总损耗(d B),包括下行链路自由空间损耗(d B)、下行极化、大气吸收、降雨衰减、天线指向误差等损耗(d B);EIRPe为卫星有效辐射功率(d BW);B00为卫星的输出补偿(d B);(G/T)e为地球站天线的G/T值。由该式可以看出,若下行链路总损耗由于雨衰而增加,地球站天线G/T值由于雨衰而减少,这两项因素都会使下行链路载噪比(C/T)d,则只有改变卫星发射载波的有效全向辐射功率EIRPs,其结果又是要增加卫星功放的发射功率。
摘要：研究了降雨引起的衰减与去极化效应,根据ITU-R提出的雨衰减预报模型,计算了我国某些城市的地空雨衰减量。将离散雨介质视为一随机系统,利用系统辨识的方法,利用系统辨识的方法,结合某市实验数据得到了一个去极化分辨率的序列模型。
水雾对红外光谱遮蔽衰减特性研究 第3篇
雾也是大气气溶胶的一种形式,由悬浮在近地面空气中缓慢沉降的水滴或冰晶质点组成,气溶胶具有可改变电磁波介质传输的性能.水雾遮蔽性能主要有2个:辐射遮蔽和衰减遮蔽.辐射遮蔽型水雾通常利用生成的浓度气溶胶微粒,凭借在较强的红外辐射时水雾形成的“假目标”,来遮蔽真实目标.衰减遮蔽型水雾主要是靠散射、反射和吸收作用来衰减电磁波辐射.水雾遮蔽通常是2种遮蔽性能同时起作用后的一个综合结果.
将水雾的遮蔽作为一种过程来描述,在直接传输过程中,吸收和散射作用将观瞄者视场中的、直接来自目标和其周围背景的某些辐射衰减掉;单次散射和多次散射的目标前向散射,对于视场较大的探测器接收目标信息具有重要的作用;周围环境和辐射源的多次散射也可以降低目标的分辨率并使成像设备观测到的景物信息的减少[1].
1.1 直接辐射传输
采用辐射强度I(λ、r0、Ω)来描述红外波长为λ,由位置矢量r0处沿方向Ω单位立体角的辐射通量,I(λ、r、Ω)描述位置矢量r处的辐射强度.
直接由r0传输到r的过程,可由朗伯比尔定律描述
I(λ、r、Ω)= I(λ、r0、Ω)exp[-τ(λ、r、r0)] (1)
式中,τ(λ、r、r0)称为光学深度或光学厚度; T(λ、r、r0)=exp[-τ(λ、r、r0)]称为直接透过率 ,它体现了辐射经水雾吸收和散射后的能量变化,其与水雾遮蔽的浓度和消光系数有关.
设2个位置矢量间距离为s,则光学厚度undefined、s′)c(s′)ds′.式中,α(λ,s′)称为质量消光系数;c(s′)为水雾遮蔽浓度.若水雾空间分布较均匀,则
undefined
消光系数包括散射和吸收2部分,即α(λ)=αscat(λ)+αabs(λ),在理想情况下,若已知红外波长、水雾粒子光学常数、尺寸及尺寸分布可以应用米氏公式计算水雾遮蔽粒子的散射系数、消光系数.
1.2 前向散射
在计算散射对透射辐射能量的作用时,通常用到反照率及相函数等概念,粒子单次散射的反照率ω(λ)定义为散射系数与消光系数之比,它代表散射在总的消光作用中的贡献,而1-ω(λ)自然就表示吸收作用的贡献,通常它又代表单位光学厚度上的发射率.相函数P(μ,φ;μ′φ′)表示从方向(μ,φ)来的入射光在方向(μ′,φ′)上的散射能力,其与入射波波长、粒子光学常数、粒子形状、尺寸及尺寸分布有关.对P(μ,φ;μ′φ′)作归一化处理,则undefined;μ′φ′)dφ′dμ′,由此可见,单次散射的反照率代表在所有角度发生散射的总体作用.
对于前向散射,相函数可近似为小角度时有高峰值的高斯函数
P(⌒Ω)undefined(3)
式中,θ0为前向散射峰值的小角度半宽;αP为前向峰值宽度的替换参数.
在接近前向角度,水雾遮蔽还会对成像设备探测的分辨率或对比度造成影响,因此,引入水雾遮蔽的调制传递函数这一概念.探测接收总的调制传递函数
undefined
式中,K为光学系统的MTF;D(λf)为与水雾遮蔽的调制传递函数相关的函数.
若水雾遮蔽粒子半径a比波长大,其衍射扩展半角undefined,并由此产生一个近似高斯相函数参数undefined,则
undefined
2 红外辐射传输方程
从目标r0处沿方向Ω到达观测者r处,辐射通量I(λ,r0,Ω)的变化,实际是计算红外波段直接透射和漫散射的总辐射问题,求解这一问题需应用辐射传输方程.辐射传输方程的积分形式是
I(λ,r;μ,φ)=I(λ,r0;μ,φ)exp[-(τ-τ0)]+
undefined;μ,φ)exp[-(τ-τ′)]dτ′
其中,J(λ,r′;μ,φ),表示从各方向和沿传输路径的所有点来的多级散射的源函数,它包含了周围环境各种辐射源经水雾散射进入视场的辐射散射
J(λ,r′;undefined;θ′,φ′)I(λ,r′;θ′,φ′)dθ′dφ′+J′(λ,r′)
式中,J′(λ,r′)为水雾粒子热发射源;undefined.其中,e(λ,r′)为水雾粒子的发射率;α(λ,r′)为水雾粒子的质量消光系数.
J′(λ,r′)=α(1-ω0)B(λ,t),B(λ,t)为普朗克函数.
对于水雾液滴对光波的能量衰减主要是球形粒子的米氏散射、光学散射、折射及液滴的吸收作用.当入射红外波长与粒子尺寸可比拟时,就产生米氏散射.可应用米氏公式计算水雾粒子的散射系数、消光系数并考虑路径辐射等因素,最终求解红外波段的辐射传输方程[2].
3 遮蔽特性评估
采用红外热像仪检测手段对水雾遮蔽衰减红外特性进行评估,对比实施水雾前后所获取的红外热图像,可以直观地看到水雾遮蔽红外辐射的效果,但要对遮蔽能力定量分析首先要用黑体对红外热像仪进行标定,黑体的辐射出射度为
undefined
式中,C1,C2 分别为第一、第二辐射常数;λ1、λ2分别为所测试对应的红外波段.
热像仪对红外辐射目标进行测试,接收到目标辐射出的两部分能量,一部分是目标自身的红外辐射能量,另一部分是目标反射环境红外辐射能量,通常情况下将目标视为灰体,具有相对发射率ε和反射发射率ρ,它们之间的关系为:ε+ρ=1.
在测试过程中将目标置于红外热像仪的测试轴线上其投影面对热像仪的目标表面积为S,同时在红外热像仪的热图像上生成n个等温区,相对应的目标面积为Si,那么热图像上所显示的目标波段的红外辐射功率为
undefined
式中,K是测试设备与介质相关的参数;TB是辐射源所在的环境温度;M△λТi是所测温度Ti 下的波段辐射出射度;M△λТB是环境温度TB下的波段辐射出射度.
水雾对红外辐射的透过率τ为
undefined
式中,P△λ1,P△λ0分别为施放水雾和无水雾时的波段红外辐射功率;M△λТi1,M△λТi0分别为施放水雾和无水雾时所测红外辐射源在温度Тi1,Тi0时的波段辐射出射度.
红外辐射能量在穿过水雾区时与水雾相互作用而受到衰减,设强度为I(λ)的光辐射通过厚度为dy的水雾后,其强度变化为:I(λ)+dI(λ),则
dI(λ)=-I(λ)σe(λ,y)dy (9)
σe(λ,y)为水雾的线性消光系数,解此方程得
I(λ)=I0(λ)exp[-∫undefinedσe(λ,y)dy] (10)
y1和y2为相距为L的两点横向坐标,当水雾的浓度、粒度较均匀分布时则式(10)可写成
I(λ)=I0(λ)exp[-σe(λ)L] (11)
此式为Lamber-Beer定律,式中σe为水雾对红外辐射的消光系数,m2/g;L为红外辐射能量穿透水雾的长度,m.
根据式(11),如果己知红外辐射能量在水雾介质中传输的距离为L,就可以通过实验测定红外在穿透水雾前后辐射功率的变化情况确定水雾对该辐射的消光系数[3].
实际测试如图1所示.图1中是红外热像仪距红外辐射源L处测试评估效果的演示图.在无水雾实施时可以通过热像仪直接观察红外目标的热图像并且效果检测系统显示能量,此时红外辐射目标特征信号清晰可见,见图2.布设水雾数秒钟后红外热像仪所观察红外目标的热图像已经无法看清,见图3,此时红外辐射目标已与背景融为一体无法识别出来.
通过设备检测与式(8)~式(11)计算,得到在无水雾和有水雾遮蔽情况下的红外辐射能量衰减效果曲线如图4、图5所示.
4 结 论
从光辐射传输理论分析、检测理论公式计算、或是通过检测系统检测,测评结果都表明了水雾对红外波段光谱具有良好的遮蔽效果[1].
参考文献
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[2] 潘功配,杨硕.烟火学[M],北京:北京理工大学出版社,1997.
[3] 姚禄玖,高钧麟,肖凯涛,等.烟幕理论与测试技术[M],北京:国防工业出版社,2004.
摘要：从理论上简要阐述了水雾对红外光谱的遮蔽衰减特性,用朗伯—比尔定律描述、分析了红外光谱在辐射传输过程中辐射经水雾吸收和散射后的能量变化.同时用米氏散射理论解释、计算水雾粒子的散射系数、消光系数并考虑路径辐射过程其他因素的影响.并且通过检测评估说明了水雾对红外辐射能量的遮蔽衰减特性.
关键词：水雾,红外,遮蔽
参考文献
[1]侯文学.雾对光波的作用机理探讨[J].光电技术应用,2008,23(4):18-20.
[2]潘功配,杨硕.烟火学[M],北京:北京理工大学出版社,1997.
爆破震动衰减指数、值线性回归分析 第4篇
1萨道夫斯基公式回归分析
目前在地下隧道工程中,针对K,α精确取值时,在场地条件和爆破相同的条件下,先用少量炸药进行现场爆破试验,通过定点监测取得振速数据,对萨道夫斯基公式进行回归分析来确定K,α值,这种方法只考虑了爆破地震波,仍不具有准确性和普遍适用性。
1.1确定经验回归方程
首先将萨道夫斯基公式等号两边取对数,使之线性化:
为变于讨论,引入新的变量y=lgv,x=lga,这样就得到了一元线性回归模型[2]
β0和β1的估计值可写成
2工程概况及应用
2.1工程概况
本文是在青岛地铁3号线一期工程太延区间隧道沿工作面推进的方向,在工作面两侧布置测点,对隧道爆破震动进行数据采集。检测段地表与隧道拱顶垂直距离为12m~14m。围岩为Ⅱ~Ⅲ级,围岩岩性主要为花岗岩,整体性较好,岩体性质与地质条件均无大的变化。
对于埋深12m~14m,洞宽6.2m,围岩等级Ⅱ~Ⅲ级的隧道上台阶掏槽部位爆破,地表质点振动速度峰值出现在距工作面1~3m的范围,在工作面附近存在一个火山口的峰谷,工作面附近的振动速度的变化规律不符合萨道夫斯基公式[3]。因此,为更好地回归出K、α值,故选取沿隧道轴线方向,距工作面距离3m~13m范围内的数据进行回归分析。
2.2数据回归分析处理
利用地面测点采集到的数据,结合公式(6)、(7)可得,K,α回归值为
对回归公式进行显著性检验,本文采用相关系数法进行检验
相关系数值0.34不高,表明各点振速规律性较差。除地质条件的差异外,由于相邻两段药包起爆实际时差往往可达20ms以下,会使相邻二振波叠加,峰值振速出现的时间并不相同,并不一定都是最大单响药量引起的振速[4]。
2.3 Matlab软件拟合分析
为了确定上述推理过程的正确性,利用地面测点测到的大量数据,利用matlab软件[5]进行拟合分析对比
部分Matlab程序语言:
显然回归出的α并不在爆破安全规程中根据爆区岩性选取K,α值的范围内,虽然K,α值仅与测点与爆心之间的地形地质条件有关。本文的K,α值,是特定条件下回归出来的,并不违背爆破安全规程中的规定。
3结论
(1)通过理论分析确定出萨道夫斯基公式的回归方法,以线性回归的方法对萨式公式进行回归分析,借助数理统计知识,对回归过程进行了阐述,得到了K,α值的回归方程。
(2)研究结果表明,在特定的工程背景条件下,回归得到的K,α值并不一定都在《爆破安全规程规定》规定的按爆破划分的K,α取值范围内。回归得到的K,α值以及回归方法对青岛地铁的后续施工,爆破震动控制具有一定的参考价值。
(3)结合青岛地铁隧道爆破施工获得的大量数据,运用Matlab软件进行数据拟合处理,对得到公式进行检验对比分析,最终回归出了K=170,α=1.07。
参考文献
[1]王海亮.城市硬岩大跨度隧道施工开挖控制爆破技术研究[D].山东科技大学,2011.
[2]盛骤,谢式千.概率论与数理统计[M].北京:高等教育出版社,2008.
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[4]薛云新,姚尧.地形地质条件对爆破质点振速分布的影响[J].金属矿山,2009,3.
好氧颗粒污泥内源衰减系数的研究 第5篇
1 实验装置与方法
1.1 实验装置与运行参数
实验采用的SBR反应器由有机玻璃制成, 反应器的内径50 mm, 高1 500 mm, 总体积3 L, 有效体积2 L, 每周期换水量1 L, 反应器底部设置曝气器, 经曝气泵进行曝气, 通过空气流量计控制气体流量, 控制在2 L/min。模拟废水经潜水泵进入SBR反应器, 由蠕动泵排水, 反应器的不同高度均设置有采样口。装置如图1所示。
整个装置为间歇进水, 1天8个周期, 每个周期历时180 min, 其中进水2 min, 曝气157～167 min, 沉淀5～15 min, 排水6 min, 反应器的水温由水浴套管控制在25 ℃。整个实验由R1和R2两个反应器组成, R1的进水负荷低, 其COD浓度为400 mg/L, R2的进水负荷高, 其COD浓度为2 000 mg/L。
1.2 接种污泥
本实验采用西安市邓家村污水处理厂A2/O二沉池的回流污泥为接种污泥, 污泥沉降性能差, 没有颗粒存在, 两个反应器各接种污泥500 mL。
1.3 废水水质
本试验用废水为人工模拟废水, 以葡萄糖和醋酸钠为碳源, 氯化铵为氮源, 磷酸氢二钾和磷酸二氢钾为磷源, 进水COD浓度400～2 000 mg/L, 氨氮均为400 mg/L, 微量元素根据文献[5]配制。
1.4 检测项目与分析方法
实验主要测定好氧颗粒污泥Kd、SOUR、出水SS、出水NO3--N, 通过对污泥表面DO的测定计算出内源衰减系数和比耗氧速率[4,5,6,7,8,9]。DO的测定采用数显的便携式DO测定仪 (YSI, Model52, USA) , 出水SS、出水NO3--N的测定均采用标准方法[10]。
2 结果与讨论
2.1 Kd与SOUR的关系
微生物内源衰减系数 (Kd) 又称微生物自氧化率, 是指单位微生物体酶单位时间内由于内源呼吸而消耗的微生物体量, 物理意义是:每天污染物在水体中衰减掉的百分率。而微生物细胞的比耗氧速率 (Specific Oxygen Uptake Rate, SOUR) 是指单位重量的细胞在单位时间内消耗氧的量, 间接表征了微生物活性及其对有机物的降解速率[11]。研究表明在高负荷的条件下 (R2) 其衰减变化的速率和比耗氧速率均较大 (图2) , 表明微生物活性较高, 因此微生物降解COD的速率较大。这是因为污染物在微生物的作用下进行降解, 耗氧量不同其最终降解产物将不同。只有当微生物获得充足的溶解氧, 其才能将废水中的污染物彻底降解, 因此好氧颗粒污泥的Kd和SOUR线性相关, SOUR随着Kd的增大而增大。
2.2 Kd对出水SS的影响
图3是Kd对出水SS的影响, 由图可知反应器内好氧颗粒污泥的Kd值高的, 其出水SS浓度高。因为R1 和R2的进水负荷不同, 所以反应器内形成颗粒的内部结构不同。Xiao L P和Zhang H M 的研究表明, 高负荷条件下颗粒污泥比较疏松[12], 因此在同样短的沉淀时间下, 其出水SS浓度高。在本研究中, 反应器R2为高负荷进水, 其颗粒结构松散, 粒径大, 在相同的沉淀时间内其颗粒污泥不易沉降, 因此其出水SS浓度高 (图3) 。而对于反应器R1来说, 其进水负荷低, 颗粒结构密实, 粒径小, 有利于沉淀作用的进行, 故其出水SS浓度低。所以好氧颗粒污泥出水SS浓度直接受微生物的内源衰减变化的影响。
2.3 Kd对出水NO3--N的影响
从图4可以看出, 高负荷条件下 (R2) 好氧颗粒污泥Kd越大, 其出水NO3--N的浓度就越高。Yang S F和Tay J H的研究表明, 颗粒污泥系统中自养菌和异养菌的分布受N/COD比值的影响, 即该比值越大, 自养菌越多, 越有利于硝化作用的进行[13]。在本实验中R1和R2的N/COD比值分别为1和0.25, 因此R1的出水NO3--N浓度较高。这是因为R2的进水负荷高, 微生物的比耗氧速率大, 吸收溶解氧和有机质的能力也强, 但其在吸收物质和能量的同时, 也将自身氧化降解, 因此其降解速率即衰减系数 (Kd) 也大。又因为R2的N/COD比值小 (0.25) , 所以该反应器内的异养菌为优势菌, 对有机物降解彻底, 不利于消化作用的进行, 故出水NO3--N浓度低。对于R1来说, 其进水负荷低, N/COD比值大 (1) , 故反应器自养菌的数量多, 消化性能强, 出水NO3--N的浓度高。因此通过控制好氧颗粒污泥的Kd可能是控制其出水NO3--N浓度的一种有效途径。
3 结论
(1) 高进水负荷条件下颗粒污泥的Kd大, 而颗粒污泥的Kd和SOUR线性相关, SOUR随着Kd的增大而增大。
(2) R1进水负荷低, 颗粒污泥的Kd小, 结构密实, 因此在相同的沉淀时间内出水SS浓度低;R2进水COD负荷高, 颗粒污泥的衰减变化大, 结构松散, 不易沉淀, 所以其出水SS浓度高。
(3) 对于出水中NO3--N的去除效果, 低负荷条件下自养硝化菌为优势菌, 颗粒污泥自身的Kd小, 对水中的有机物不能彻底降解, 所以其出水NO3--N浓度较高;而高负荷条件下异养菌数量多, Kd大, 抑制了硝化作用的进行, 因此其出水NO3--N浓度较低。
摘要：用序批式反应器 (SBR) 研究了好氧颗粒在不同进水负荷条件下其内源衰减系数 (Kd) 与比耗氧速率 (SOUR) 的关系及其对出水水质的影响。结果表明Kd和SOUR均在高进水负荷条件下大, 出水SS随着Kd的增大而增大, 但出水NO3--N则随着Kd的增大而减小。
空气耦合超声检测中衰减因素的研究 第6篇
关键词：空气耦合超声,衰减特性分析,时域有限差分法,斜入射
0 引言
空气耦合超声无损检测技术具有非接触、非侵入、完全无损的特点,可以应用于原位检测,具有很好的应用前景[1]。但是,换能器材料与空气声阻抗的严重不匹配,使得空气耦合超声换能器的效率低、频带窄、脉冲余振长,从而导致空气耦合超声检测系统无法达到一般超声检测系统的灵敏度、信噪比和分辨率[2]。实际检测过程中,试样材料与空气声阻抗的巨大差异使得气固界面耦合过程中能量损失极大。另外,超声波在传播过程中,其衰减与频率有关,尤其在空气中,其衰减系数极大。以上因素均对空气耦合超声检测过程中获得的信号幅值有极大影响。
Blomme等[3]采用700kHz的空气耦合传感器,应用穿透式检测方法,研究了纺织品对超声信号的衰减作用。Sukmana等[4]使用500kHz的静电换能器,研究了材料表面粗糙度特性与散射超声波的扩散特性之间的关系,并与基于基尔霍夫散射模型的理论计算进行了比较。Kažys等[5]采用斜入射同侧检测方式,通过数值仿真和试验分析,研究了航空用复合材料垂直结构蜂窝板中A0模式Lamb波的板边回波特性。Ke等[6]采用三维有限元仿真方法,分析了斜入射检测时A0模式Lamb波与缺陷的作用关系。Yamawaki等[7]采用时域有限差分法对正交各向异性材料和复合材料中的多种超声波传播特性进行分析,验证了该方法的有效性。Yoshiki等[8]采用时域有限差分法对松质骨的声衰减特性进行了仿真和试验研究。国内关于空气耦合超声检测的研究与应用还鲜见报道。
本文分析了影响空气耦合超声检测的主要衰减因素,通过时域有限差分法进行数值计算,分析了换能器远场区距离衰减特性,以及界面损失与斜入射角的关系,为空气耦合超声检测方案的选择和参数选取提供指导依据。
1 空气耦合超声检测过程中的主要衰减因素
造成超声检测过程中信号幅值衰减的影响因素较多,主要应考虑的是从换能器激励产生超声波信号到换能器接收到超声波信号后由于逆压电效应产生电信号的过程,这其中的因素主要有:换能器内晶片的能量转换效率、换能器表面阻抗匹配层的透射系数、换能器声场分布及扩散衰减、耦合介质及试样内的吸收衰减和散射衰减、超声波经耦合介质与试样表面透射后的界面损失。对于空气耦合超声检测过程,在换能器特性一定的情况下,影响信号幅值衰减程度的主要因素是后三个方面的因素。
1.1 声场分布及扩散衰减
换能器的声场分布特性对实际检测时测量方案的设计影响极大。根据经典超声理论,需要注意的主要有轴向声压分布、近场长度、焦区直径、指向性等。实际检测过程中,大多采用脉冲激励方式激励换能器,由此产生的脉冲声场分布特性将发生一定变化。
另一方面,理想情况下换能器产生的超声波在远场区可视为平面波,但实际声场边沿必然存在球面波效应。在超声波传播过程中,球面波将发生扩散衰减,其声压衰减系数与距离的平方成正比。
1.2 介质的吸收衰减和散射衰减
吸收衰减和散射衰减取决于介质的特性。声学理论证明,这两种衰减均遵从指数衰减规律[9]。对沿X方向传播的平面波而言,声压p随传播距离d的变化由下式表示:
p=p0e-α d (1)
式中,p0为初始声压;α为衰减系数,衰减系数中包含吸收衰减和散射衰减两部分。
超声波在空气中传输时,衰减系数与温度、相对湿度、大气压力等均有很大关系[10]。超声波在试样内的衰减与常规超声检测过程基本一致,在此不做专门分析。
1.3 界面损失
超声波从空气中入射到试样表面时发生反射及透射,由于阻抗差异极大,所以透射系数极小。气固界面往返透射系数Tp可由下式表示:
式中,z1为空气阻抗;z2为试样阻抗。
另一个问题是,在采用一发一收法检测时,很难保证两个换能器轴线均与试样表面垂直,所以必然存在一定程度的斜入射现象。而气固界面的斜入射临界角非常小,这就造成实际检测结果对换能器轴线与试样表面的垂直度非常敏感。
2 换能器声场分布数值仿真及测量试验
2.1 时域有限差分法
时域有限差分法(finite difference time domain method,FDTD)直接离散时域波动方程,不需要任何其他形式的导出方程,故不会因为数学模型而限制其应用范围[7]。由于采用步进法进行计算,故能很容易地实现各种复杂时域宽带信号的模拟,而且可以非常方便地获得超声波声场在空间的可视化分布以及某一空间点的时域信号波形。应用FDTD方法,不仅可以方便地计算任意波形激励的超声波声场,而且能够分析聚焦声场的特性,本文采用以往研究成果[11]进行空气耦合声场的分析。
直角坐标系下均匀介质流体运动基本方程为
式中,c0为介质声速;ρ0为介质密度;vx为x轴质点速度;vz为z轴质点速度;p为声压。
对式(3)应用FDTD方法,可得到如下差分方程组:
式中,Δx、Δz为空间间隔;Δt为时间间隔。
由于计算机内存容量和计算速度的限制,FDTD计算只能在有限区域进行,为了模拟超声波在更大区域内的传播过程,需要在区域的边界处设置吸收边界条件,起到吸收入射波的作用,使之尽量不产生反射波。本文采用完全匹配层(perfect matched layer,PML)方法进行边界吸收处理,经过PML边界吸收后,反射波受到了极大的抑制。
2.2 声场分布数值仿真
圆盘声源的声场特性具有轴对称性,可以取其中轴平面的声场分布来分析其特性。在本文的数值计算中,对圆盘声源的模拟是,假定其发射面为一个面阵,各空间点的激励波形为幅值和相位相同的正弦波。
假设介质为空气,空气中的声速c0=330m/s,空气密度ρ0=1.27kg/m3,计算参数选为:Δx=Δz=50μm,Δt=10ns。给计算区域左侧声源处的vx值施加激励信号,信号频率为1MHz,共5个周期的正弦波并加hanning窗处理。吸收层厚度为10Δx,反射系数R=0.001。计算区域范围为16mm210mm,声源直径11mm。中轴面声压分布如图1、图2所示,图中,声压为归一化声压。图1a所示为采用5个周期的激励信号进行计算时的各点声压最大值分布,图2a所示为采用25个周期的激励信号进行计算时的声压分布。
对比仿真结果可见,周期数大时,换能器近场区的干涉效应更加明显、旁瓣效应更强、远场区的幅值下降速度更低,更接近于连续波激励下换能器声场的分布情况。实际检测过程中应考虑所用激励信号特性,根据其声场分布特点设计试验方案。
2.3 空气耦合换能器声场分布测量试验
空气耦合换能器声场分布测量试验系统采用Ritec公司RAM-5000 SNAP高能超声系统作为超声波激励装置,Panametric 5058PR作为接收放大及滤波装置,数据采集卡为120MHz采样率的凌华PCI-9820,运动控制卡为Galil DMC-1842,步进间距取0.5mm,通过两轴扫描架对换能器轴平面进行扫描测量。换能器为Ultran集团的NCG500-D13空气耦合非聚焦换能器,标称频率500kHz,其-6dB带宽为300kHz。换能器声场分布测量试验系统结构如图3所示。
试验采用一发一收方式进行,在接收换能器外侧覆盖一个遮挡片,其中心开孔直径为2mm,作为小直径接收换能器使用。试验中激励电压峰-峰值为200V,接收增益共80dB。采用500kHz、5个周期正弦波加hanning窗处理后的激励信号,所得换能器声场分布如图1b所示。采用500kHz、25个周期正弦波加hanning窗处理后的激励信号,所得换能器声场分布如图2b所示。近场区由于叠加干涉作用较强,实测较难进行,仅取20mm以上数据。
对比仿真计算和测量试验结果,声场的分布特性基本一致,但实测结果中远场区幅值下降非常迅速,主要原因是空气中的衰减系数较大,而仿真模型中未考虑该因素。取仿真计算结果和测量试验结果的远场区数据进行相对衰减系数Ad的计算,取远场区最大值处为距离零点,结果如图4所示。
从试验结果可见,采用25个周期激励时远场区能量集中区域更大,这主要是由于激励周期数多导致干涉叠加过程更强;另外,两种情况下实际的衰减速度(曲线斜率)则基本一致。
3 界面损失分析及斜入射透射系数测量
3.1 往返透射系数
根据理论分析可知,理想状态垂直入射时往返透射系数完全由材料阻抗决定,但实际检测中,入射角度的偏差对透射系数有较大影响;另外,由于试样表面的粗糙度不同,也会造成一定的声衰减[12]。
以超声波在空气中传播,穿透有机玻璃板为例,取空气密度为1.27kg/m3、声速为330m/s,有机玻璃密度为1290kg/m3、纵波声速为2700m/s、横波声速为1330m/s。此时第一临界角为7.02°,第二临界角为14.37°。理想状态垂直入射时透射系数为4.8110-4。
采用2.3节所用测试系统及参数,夹具结构及试样如图5所示,分别测量无有机玻璃板时的信号幅值,和在两换能器中间垂直于换能器轴线放置有机玻璃板时的信号幅值。测得4.5mm厚有机玻璃板实际透射系数为4.7810-4,与理论计算值基本一致。
3.2 斜入射透射系数测量试验
试验系统与3.1节相同,控制有机玻璃板与换能器轴线垂直面的夹角,测量各角度下的透射波幅值,测试过程如图6所示,可得图7所示的空气-有机玻璃斜入射角度与透射波幅值之间的关系。
从试验结果可见,在0°到第一临界角之间,透射幅值为递增到递减的过程。处于第一临界角和第二临界角之间时,透射主要是由试样中的横波产生的,其透射幅值的最大值比垂直入射时要大1.46倍,这个特性可以应用于实际检测过程中以提高信噪比,且有利于检测垂直于试样表面的缺陷。第二临界角以外,透射幅值并未立刻衰减为零,根据声场分布特性可知,这主要是由于,换能器产生的声场并不是按理想的平面波分布,由于声束扩散及旁瓣效应导致入射角大于22°后透射现象才完全消失。
4 结论
(1)时域有限差分法可用于空气耦合脉冲波激励下超声换能器声场的特性分析中,算法易于实现,可获得理想的计算结果。
(2)空气中超声衰减系数受环境因素影响较大,试验中获得的实测参数值对实际检测应用具有很好的参考作用。
(3)斜入射角度对空气耦合超声检测应用极为关键,在一些特定角度下,斜入射方式可以获得更大的透射系数,有利于提高信噪比,或对垂直于试样表面的缺陷进行检测。
参考文献
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衰减问题 第7篇
在国家铁路公路施工及城市建设工程中,桩基础应用越来越广泛和普遍。预制桩一般都采用“打入法”即冲击钻孔法进行施工。这种方法施工便捷、快速,质量也容易保证。这种方法具有一个明显的缺点,就是打桩产生的地面振动会对周围环境产生以下几方面的影响:①会对近距离的建(构)筑物的安全造成影响;②会对地下管线的正常使用造成影响;③会对人们的正常工作、生活造成影响。[1]因此研究打桩引起的地面质点振动的规律对预估或减小这些影响具有重要的意义。对质点振动速度随距离的变化的规律的研究,可以为预测振动影响的范围提供依据。
1 试验场地工程地质概况
N9标段拒马河8号大桥为张石高速公路涞源(张保界)至曲阳(保石界)涞源至涞水段内一座主线桥,位于太行山山地区,桥址区地势起伏,桥址区无断裂构造及不良地质现象,岩土体分布较稳定、承载力高,总体评价桥址场地稳定性较好。其地质柱状图如图1所示。
2 现场测试
2.1 试验仪器:
由中科院成都分院生产的TC-4850爆破测振仪和与之相配套的标定好的传感器。
2.2 试验方案:
(1)在离施工桩2m、4m、6m、8m、10m、12m、的同一水平位置布置6个传感器,测试竖直方向的振动速度。(2)现在地上挖一个20cm*20cm*10cm的土坑,然后打入80cm的钢筋,再灌注水泥,结合牢固后再用石膏布置传感器。(3)为减小数据的误差,离施工桩的水平距离,冲击锤的提升高度每个提升高度我们试验次数取为5-左右然后取其均值。(4)试验中我们主要分析对振动速度产生影响的两个因素,即冲击锤的落锤高度,测点距施工桩的水平距离。
2.3 测点布置图
根据现场的体质情况及施工情况,作了如图2的测点布置。
3 冲击振动测试结果分析
打桩时,桩一锤一垫体系成为一个简单的单自由度体系。[2]冲击桩的落锤的能量计算公式如公式(1)。
W=mgh[2] (1)
W-落锤的冲击能量m-冲击锤的质量g-冲力加速度(9.8m/s2)h-冲击锤的落锤高度
在试验中,同一种冲击施工时,现场进行了5次测试,每次测试各点的振动速度和六个测点的变化规律基本一致,冲击能量的变化与测点波速的变化规律如图3、图4和图5所示
冲击能量的变化与测点1振动速度的变化规律如图6、图7和图8所示
三种冲击能量施工时,分别测试了5～8组数据,取其均值,得到波速如表1,曲线图如图9所示。
从上图中可以看出,冲击能量不同时,振动速度由近及远的衰减规律相似,都是在10m内衰减较快,10m之外衰减相对较慢。
4 数理统计及方程回归
根据表1的数据,用数理统计的方法分析三种不同能量施工时,各测点的质点竖直振动速度和测点距施工桩的水平距离之间的关系,对比不同能量冲击施工时同一测点的速度之间的区别和联系。
我们假设质点振动速度与冲击能量之间的公式为
V=k1Gm[2] (2)
因此,选取不同冲击能量冲击时6个测点的振动速度用数理统计的方法进行回归分析。
我们假设质点振动速度与距离之间的公式为
V=k2rn (3)
(V为质点振动速度,r为测点距施工桩壁的水平距离,n为得出的经验数据)
在冲击能量为25970时,根据数理统计的方法回归拟合出的方程为
V=2.787r-0.1243 (4)
进行方差检验
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回归平方和的自由度为fR=1
残差平方和的自由度为fe=n-2=4
三种自由度之间的关系为fT=fR+fe=5
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的线性变换 标准形式Y=A+BX即lgy=lgk2+nlgr进行显著性检验
若F
冲击能量为51940J时,根据数理统计的方法回归拟合出的方程为
V=3.6134r-0.1166 (6)
冲击能量为51940J时,根据数理统计的方法回归拟合出的方程为
V=4.4148r-0.1156 (7)
从表2、表3和表4中可以看出,经检验在冲击能量为25970J、51940J和77910J经过数理统计回归得出的方程在可靠度为99%的范围内X与Y的函数关系十分显著。
5 结语
(1)根据以上试验数据及拟合公式可知桥梁基桩冲击钻孔施工同一测点质点竖直振动速度随冲击能量的增加而增大。
(2)通过比较实测数据和数值计算和检验在冲击能量为25970J、51940J和77910J经过数理统计回归得出的方程在可靠度为99%的范围内X与Y的函数关系十分显著,说明指点的振动竖直振动速度V随距离r的变化的衰减规律一致性比较好。
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