張 闖, 王 標(biāo), 李乘風(fēng), 劉素貞, 楊慶新

(1. 河北工業(yè)大學(xué) 省部共建電工裝備可靠性與智能化國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300130； 2. 河北省工業(yè)大學(xué) 河北省電磁場(chǎng)與電器可靠性重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300130)

目前金屬材料在各種工程機(jī)構(gòu)中應(yīng)用廣泛，在工業(yè)生產(chǎn)中，金屬材料的力學(xué)性能是零件或結(jié)構(gòu)件的設(shè)計(jì)依據(jù)，又是選擇、評(píng)價(jià)材料的重要參量[1]；在金屬材料研究上，力學(xué)性能是合金成分設(shè)計(jì)和微觀組織結(jié)構(gòu)控制所要優(yōu)化的目標(biāo)之一，也是反映金屬內(nèi)部組織結(jié)構(gòu)變化的重要表征參量[2-3]。因此金屬材料的力學(xué)性能測(cè)試，對(duì)新型材料的研發(fā)、材料性能的改善、設(shè)備故障的分析、金屬制件設(shè)計(jì)的合理性及使用維護(hù)的安全可靠性都具有重要的意義[4-6]。

目前金屬材料的力學(xué)性能測(cè)試主要是在實(shí)驗(yàn)室利用各種類型材料試驗(yàn)機(jī)完成，然而金屬制件的實(shí)際服役條件復(fù)雜多變，為了確切表征金屬材料在服役條件下所表現(xiàn)的行為，在力學(xué)性能測(cè)試中往往需要盡量模擬實(shí)際工作條件[7-8]。但是這些模擬工作不僅復(fù)雜繁瑣，并且模擬效果與實(shí)際服役條件難免有所差異，導(dǎo)致測(cè)試結(jié)果存在誤差。

針對(duì)以上問(wèn)題，本文提出一種基于電磁感應(yīng)原理的金屬板軸向應(yīng)力在役加載方案。目前電磁加載技術(shù)已經(jīng)在金屬材料制造與測(cè)試領(lǐng)域取得了一定成果，例如金屬板材的電磁成形[9]、金屬管的膨脹實(shí)驗(yàn)[10]、金屬裂紋的聲發(fā)射技術(shù)[11]等。但這些技術(shù)或者只能產(chǎn)生電磁斥力，或者只是進(jìn)行定性研究，無(wú)法實(shí)現(xiàn)軸向的應(yīng)力加載。與上述技術(shù)不同，本文設(shè)計(jì)的電磁加載裝置可以實(shí)現(xiàn)金屬板的軸向加載，產(chǎn)生的應(yīng)力空間分布均勻并且可以定量調(diào)節(jié)。與機(jī)械加載設(shè)備相比，本裝置還具有噪音小、維護(hù)成本低、對(duì)工件表面無(wú)附加損傷等優(yōu)點(diǎn)[12-14]；同時(shí)本裝置體積小、重量輕、裝卸方便，適合在工件服役環(huán)境中進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)操作，省去了實(shí)驗(yàn)室模擬實(shí)際環(huán)境的繁瑣步驟，避免了模擬誤差對(duì)測(cè)試結(jié)果的影響。

本文將對(duì)金屬板材的軸向電磁加載原理進(jìn)行闡述，設(shè)計(jì)基于電容充放電原理的脈沖激勵(lì)源和基于電磁感應(yīng)原理的金屬板材應(yīng)力加載裝置，并對(duì)激勵(lì)電源的放電過(guò)程和金屬板中應(yīng)力分布進(jìn)行仿真分析。最后搭建實(shí)驗(yàn)平臺(tái)對(duì)鋁板實(shí)施電磁加載，采用超聲應(yīng)力檢測(cè)方法驗(yàn)證本方案的加載效果，為金屬材料應(yīng)力加載提供新的思路。

1 電磁加載原理及裝置設(shè)計(jì)

1.1 電磁加載原理

電磁力的產(chǎn)生原理如圖1所示，當(dāng)通電導(dǎo)線放置在金屬材料附近時(shí)，導(dǎo)線電流J0會(huì)在周圍空間激發(fā)感應(yīng)磁場(chǎng)Bd，Bd又會(huì)在鋁板中感應(yīng)產(chǎn)生渦流JE[15-17]。在Bd的作用下，JE會(huì)受到主要表現(xiàn)為垂直方向斥力的洛倫茲力FZ。當(dāng)額外施加靜磁場(chǎng)Bs時(shí)，JE又會(huì)受到水平方向的洛倫茲力FY[18-19]。利用該水平方向的洛倫茲力，可以對(duì)金屬板進(jìn)行軸向電磁加載。

圖1 電磁力產(chǎn)生原理Fig.1 Principle of electromagnetic force

當(dāng)激勵(lì)電流較大時(shí)，鋁板與線圈間的斥力不可忽略，為了防止鋁板受垂直方向上的斥力發(fā)生彎曲變形，本裝置采用上下對(duì)稱的結(jié)構(gòu)，使垂直方向上的斥力相互抵消。

電磁加載裝置原理，如圖2所示。在金屬板兩側(cè)對(duì)稱放置電流方向和磁場(chǎng)方向如圖2所示的加載線圈和永磁體。當(dāng)加載線圈內(nèi)存在激勵(lì)電流時(shí)，金屬板內(nèi)會(huì)產(chǎn)生感應(yīng)渦流，在永磁體靜磁場(chǎng)作用下金屬板兩端的感應(yīng)渦流受到方向相反的洛倫茲力作用，對(duì)金屬板形成拉伸加載。通過(guò)調(diào)節(jié)激勵(lì)電流的大小和方向，可以實(shí)現(xiàn)拉伸或壓縮加載方式之間的切換和對(duì)加載應(yīng)力的定量控制。

1.2 電磁加載裝置的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

為了達(dá)到電能利用率的最大化，經(jīng)過(guò)多次仿真和對(duì)比，確定了如圖3所示的電磁加載裝置結(jié)構(gòu)，其中1為加載線圈，2為永磁體，3為待測(cè)金屬試件。

圖2 電磁加載原理圖Fig.2 Principle diagram of electromagnetic loading device

(a) 正視圖

(b) 俯視圖圖3 電磁加載裝置結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Structure of electromagnetic loading device

加載線圈骨架采用長(zhǎng)方形結(jié)構(gòu)，永磁體采用U形結(jié)構(gòu)，包裹在加載線圈的線圈邊上。經(jīng)過(guò)仿真對(duì)比，永磁體采用U型結(jié)構(gòu)的加載效率是采用長(zhǎng)方體結(jié)構(gòu)時(shí)的2.2倍。每個(gè)加載線圈上安裝兩個(gè)極性相反的U型永磁體，使同一加載線圈的兩個(gè)線圈邊都能參與加載并且施力方向相同，采用這種設(shè)計(jì)的加載效率將比與只在一個(gè)線圈邊上安裝永磁體的情況提高一倍。

2 仿真與分析

2.1 激勵(lì)電流仿真

脈沖激勵(lì)電源電路如圖4所示[20-21]。使用耐壓1 200 V，容量2 800 uF的電容組C儲(chǔ)存電能，由可調(diào)穩(wěn)壓電源E為電容組充電，由受單片機(jī)觸發(fā)的晶閘管VT1、VT2控制電路的充電和放電過(guò)程[19-20]。四個(gè)加載線圈并聯(lián)連接，整個(gè)放電電路的電阻R1=0.55 Ω，電感L1=433 mH。

通過(guò)Matlab軟件編寫電容放電仿真程序，設(shè)置儲(chǔ)能電容電壓Uc為600 V時(shí)放電電流仿真結(jié)果如圖5所示。仿真顯示脈沖激勵(lì)電源總放電電流峰值約為700 A，則每個(gè)加載線圈中的激勵(lì)電流峰值約為175 A。

圖4 充放電電路Fig.4 Charge and discharge circuit

圖5 激勵(lì)電流仿真Fig.5 Simulation of exciting current

2.2 電磁加載有限元仿真

根據(jù)電磁加載裝置的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，建立如圖6所示的鋁板電磁加載有限元仿真模型，其中1與2為極性相反永磁體，3為加載線圈，鋁板厚度為5 mm，左右兩端加載線圈的距離為200 mm。將儲(chǔ)能電容充電電壓設(shè)置為600 V時(shí)鋁板內(nèi)應(yīng)力的分布情況，如圖6所示。

圖6 加載裝置有限元模型及仿真結(jié)果Fig.6 Finite element model of loading device and simulation result

在鋁板深度2.5 mm平面上，拉應(yīng)力隨X軸坐標(biāo)的變化如圖7所示。圖6與圖7表明，兩端加載線圈之間的拉伸區(qū)域里，電磁加載產(chǎn)生的拉應(yīng)力在水平方向和垂直方向上都呈均勻分布。

圖7 應(yīng)力隨橫縱坐標(biāo)的變化Fig.7 Variation of stress with horizontal ordinate

對(duì)鋁板中心點(diǎn)處的拉應(yīng)力進(jìn)行分析，其隨時(shí)間的變化情況，如圖8所示。根據(jù)麥克斯韋方程安培全電流定理：

由點(diǎn)劃線表示的激勵(lì)電流將激發(fā)*標(biāo)記的感應(yīng)磁場(chǎng)，又根據(jù)法拉第電磁感應(yīng)定律：

在感應(yīng)磁場(chǎng)作用下鋁板中會(huì)產(chǎn)生△標(biāo)記的感應(yīng)渦流。由于激勵(lì)電流頻率較低，感應(yīng)渦流會(huì)比激勵(lì)電流提前到達(dá)峰值。拉應(yīng)力隨時(shí)間的變化與感應(yīng)渦流保持同步，拉應(yīng)力峰值出現(xiàn)在1.1 ms時(shí)刻，最大值達(dá)到2 MPa左右。

圖8 應(yīng)力隨時(shí)間的變化Fig.8 The variation of stress with time

儲(chǔ)能電容充電電壓設(shè)置為不同值時(shí)，相對(duì)應(yīng)鋁板中拉應(yīng)力最大值的仿真結(jié)果，如圖9所示。充電電壓與應(yīng)力最大值呈線性關(guān)系，通過(guò)調(diào)節(jié)脈沖激勵(lì)源的充電電壓，可以實(shí)現(xiàn)對(duì)電磁力的定量控制。

圖9 不同充電電壓下的拉應(yīng)力Fig.9 Tensile stresses at different charging voltages

3 實(shí)驗(yàn)及結(jié)果

3.1 材料聲彈性系數(shù)的標(biāo)定

為了驗(yàn)證本電磁加載方案的有效性，采用超聲應(yīng)力檢測(cè)方法對(duì)金屬板中的電磁力進(jìn)行測(cè)量。根據(jù)國(guó)標(biāo)GB/T 32073—2015[22]，首先對(duì)材料的聲彈性系數(shù)進(jìn)行標(biāo)定。如圖10所示使用材料試驗(yàn)機(jī)對(duì)1 000 mm×60 mm×5 mm的1060鋁板從自由狀態(tài)開(kāi)始以10 MPa為步長(zhǎng)逐步施加載荷直到100 MPa，并測(cè)量每個(gè)應(yīng)力狀態(tài)下相應(yīng)的超聲波聲速。

圖10 聲彈性系數(shù)的標(biāo)定Fig.10 Calibration of acoustic elastic coefficient

不同加載應(yīng)力下超聲波聲速的測(cè)量結(jié)果如圖11所示，圖中每個(gè)點(diǎn)均為10次測(cè)量數(shù)據(jù)平均值。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，超聲波聲速與應(yīng)力值成線性關(guān)系，應(yīng)力每增加10 MPa，超聲波聲速減小3.5 m/s。根據(jù)聲彈性公式計(jì)算得到1060鋁板的聲彈性系數(shù)為：

kL=1.083 9×10-5

圖11 不同應(yīng)力下的超聲波聲速Fig.11 Ultrasonic velocities under different stresses

3.2 激勵(lì)電流的測(cè)量

為了對(duì)激勵(lì)電流進(jìn)行測(cè)量，將阻值為7 mΩ的標(biāo)準(zhǔn)取樣電阻串入其中一個(gè)加載線圈中進(jìn)行電流取樣，脈沖激勵(lì)電源放電過(guò)程中取樣電阻兩端電壓波形，如圖12所示。

圖12 取樣電阻兩端電壓Fig.12 Voltage across the sampling resistance

放電過(guò)程持續(xù)4.8 ms，取樣電阻兩端電壓最大值為1.25 V，所對(duì)應(yīng)的電流峰值為178 A，實(shí)驗(yàn)得到的放電電流周期和電流峰值都與仿真結(jié)果相符。

3.3 電磁加載實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)試樣為700 mm×100 mm×5 mm的標(biāo)準(zhǔn)零應(yīng)力1060鋁板，加載裝置實(shí)物如圖13所示。實(shí)驗(yàn)時(shí)將超聲探頭裝置直接放置于鋁板上方，超聲探頭的重力作用導(dǎo)致鋁板受到垂直方向上的剪切力。通過(guò)撓度計(jì)算可知，鋁板中面在垂直方向上的位移不超過(guò)0.007 236 mm，因此超聲探頭所引起的鋁板變形極其微弱，對(duì)于超聲傳播過(guò)程的影響可以予以忽略。

由應(yīng)力仿真結(jié)果已知，電磁力在1.1 ms時(shí)刻達(dá)到最大值。將儲(chǔ)能電容充電至600 V，對(duì)零應(yīng)力試件進(jìn)行拉伸電磁加載，通過(guò)單片進(jìn)行機(jī)控制，在1.1 ms時(shí)刻發(fā)射超聲波并采集相應(yīng)波形，對(duì)1.1 ms時(shí)刻的電磁拉力進(jìn)行測(cè)量；改變加載線圈中激勵(lì)電流方向，對(duì)另一零應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行壓縮電磁加載，同樣采集1.1 ms時(shí)刻的超聲波波形。試件處于自由狀態(tài)、拉伸加載、壓縮加載下的超聲波波形，分別如圖14所示。

圖14 不同加載狀態(tài)下的超聲波波形Fig.14 Ultrasonic waveforms under different loading conditions

以超聲波波形起震后的第一個(gè)過(guò)零點(diǎn)作為超聲波到達(dá)的判定依據(jù)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示與自由狀態(tài)相比，對(duì)鋁板施加電磁拉力時(shí)超聲波傳播時(shí)間延長(zhǎng)、聲速減小；施加電磁壓力時(shí)超聲波傳播時(shí)間縮短、超聲波聲速增大。

基于前文所測(cè)得的聲彈性系數(shù)，可計(jì)算得到不同加載狀態(tài)下的鋁板中的應(yīng)力值,結(jié)果如表1所示。經(jīng)過(guò)計(jì)算,電磁加載產(chǎn)生的拉應(yīng)力為1.8 MPa,壓應(yīng)力為1.9 MPa,考慮到超聲應(yīng)力檢測(cè)方法本身的誤差，可認(rèn)為實(shí)驗(yàn)測(cè)得應(yīng)力值與仿真計(jì)算所得的2 MPa基本一致。

表1 不同電磁加載狀態(tài)下超聲波聲速Tab.1 Ultrasonic sound velocity under different electromagnetic loading states

3.4 實(shí)驗(yàn)測(cè)量靈敏度與動(dòng)態(tài)范圍

(1)測(cè)試靈敏度，即該裝置對(duì)拉應(yīng)力變化的響應(yīng)程度。

拉應(yīng)力變化量Δσ與測(cè)量超聲波傳播時(shí)間的變化量Δt之間的關(guān)系式為：

上式表明，實(shí)驗(yàn)測(cè)試靈敏度與LCR的傳播路程有關(guān)。在本文的試驗(yàn)中所使用的示波器能讀取的時(shí)間節(jié)點(diǎn)可以精確到小數(shù)點(diǎn)后五位，即0.000 01 μs，LCR的傳播路程為200 mm，因此理論上該實(shí)驗(yàn)方案的測(cè)試靈敏度約為0.06 MPa，如果考慮實(shí)際情況下示波器會(huì)受雜波的影響，測(cè)試靈敏度也能達(dá)到約0.1 MPa，基本滿足實(shí)驗(yàn)要求。在實(shí)際應(yīng)用中只需改變縱波的傳播聲程使測(cè)量裝置達(dá)到測(cè)試靈敏度要求。

(2)該實(shí)驗(yàn)方案動(dòng)態(tài)范圍主要受試驗(yàn)中充放電電路的晶閘管與電容器的限制。試驗(yàn)中所用的晶閘管額定電壓為1 400 V，額定電流為800 A。電容器的額定電壓為1 200 V。因此，可將穩(wěn)態(tài)電源電壓加載至600 V，電容放電電壓峰值可達(dá)1 200 V，拉力峰值可達(dá)4 MPa，所以該實(shí)驗(yàn)方案動(dòng)態(tài)范圍為0～4 MPa，基本滿足實(shí)驗(yàn)要求。在實(shí)際應(yīng)用中可通過(guò)選用不同規(guī)格的晶閘管與電容器使該裝置滿足更大的動(dòng)態(tài)范圍要求。

4 結(jié) 論

金屬制件復(fù)雜多變的工作環(huán)境會(huì)對(duì)其力學(xué)性能測(cè)試造成誤差，針對(duì)此問(wèn)題本文提出了基于電磁感應(yīng)原理的金屬板軸向在役加載方案，通過(guò)對(duì)工件施加軸向洛倫茲力，實(shí)現(xiàn)了金屬板應(yīng)力加載的現(xiàn)場(chǎng)便攜操作。文中對(duì)所設(shè)計(jì)的電磁加載裝置用于鋁板時(shí)的加載效果進(jìn)行了有限元建模和仿真分析，得到了空間分布均勻的軸向應(yīng)力。設(shè)計(jì)了基于電容充放電原理的脈沖激勵(lì)電源并將其應(yīng)用于電磁加載實(shí)驗(yàn)。通過(guò)超聲應(yīng)力檢測(cè)方法對(duì)電磁加載下鋁板中的應(yīng)力進(jìn)行了測(cè)量，所測(cè)得電磁力數(shù)值與仿真結(jié)果相吻合，驗(yàn)證了本方案的可行性。