基于電磁感應的金屬板軸向在役加載裝置

張 闖, 王 標, 李乘風, 劉素貞, 楊慶新

(1. 河北工業(yè)大學 省部共建電工裝備可靠性與智能化國家重點實驗室，天津 300130； 2. 河北省工業(yè)大學 河北省電磁場與電器可靠性重點實驗室，天津 300130)

目前金屬材料在各種工程機構中應用廣泛，在工業(yè)生產(chǎn)中，金屬材料的力學性能是零件或結構件的設計依據(jù)，又是選擇、評價材料的重要參量[1]；在金屬材料研究上，力學性能是合金成分設計和微觀組織結構控制所要優(yōu)化的目標之一，也是反映金屬內部組織結構變化的重要表征參量[2-3]。因此金屬材料的力學性能測試，對新型材料的研發(fā)、材料性能的改善、設備故障的分析、金屬制件設計的合理性及使用維護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性能測試主要是在實驗室利用各種類型材料試驗機完成，然而金屬制件的實際服役條件復雜多變，為了確切表征金屬材料在服役條件下所表現(xiàn)的行為，在力學性能測試中往往需要盡量模擬實際工作條件[7-8]。但是這些模擬工作不僅復雜繁瑣，并且模擬效果與實際服役條件難免有所差異，導致測試結果存在誤差。

針對以上問題，本文提出一種基于電磁感應原理的金屬板軸向應力在役加載方案。目前電磁加載技術已經(jīng)在金屬材料制造與測試領域取得了一定成果，例如金屬板材的電磁成形[9]、金屬管的膨脹實驗[10]、金屬裂紋的聲發(fā)射技術[11]等。但這些技術或者只能產(chǎn)生電磁斥力，或者只是進行定性研究，無法實現(xiàn)軸向的應力加載。與上述技術不同，本文設計的電磁加載裝置可以實現(xiàn)金屬板的軸向加載，產(chǎn)生的應力空間分布均勻并且可以定量調節(jié)。與機械加載設備相比，本裝置還具有噪音小、維護成本低、對工件表面無附加損傷等優(yōu)點[12-14]；同時本裝置體積小、重量輕、裝卸方便，適合在工件服役環(huán)境中進行現(xiàn)場操作，省去了實驗室模擬實際環(huán)境的繁瑣步驟，避免了模擬誤差對測試結果的影響。

本文將對金屬板材的軸向電磁加載原理進行闡述，設計基于電容充放電原理的脈沖激勵源和基于電磁感應原理的金屬板材應力加載裝置，并對激勵電源的放電過程和金屬板中應力分布進行仿真分析。最后搭建實驗平臺對鋁板實施電磁加載，采用超聲應力檢測方法驗證本方案的加載效果，為金屬材料應力加載提供新的思路。

1 電磁加載原理及裝置設計

1.1 電磁加載原理

電磁力的產(chǎn)生原理如圖1所示，當通電導線放置在金屬材料附近時，導線電流J0會在周圍空間激發(fā)感應磁場Bd，Bd又會在鋁板中感應產(chǎn)生渦流JE[15-17]。在Bd的作用下，JE會受到主要表現(xiàn)為垂直方向斥力的洛倫茲力FZ。當額外施加靜磁場Bs時，JE又會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，可以對金屬板進行軸向電磁加載。

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

當激勵電流較大時，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，本裝置采用上下對稱的結構，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。在金屬板兩側對稱放置電流方向和磁場方向如圖2所示的加載線圈和永磁體。當加載線圈內存在激勵電流時，金屬板內會產(chǎn)生感應渦流，在永磁體靜磁場作用下金屬板兩端的感應渦流受到方向相反的洛倫茲力作用，對金屬板形成拉伸加載。通過調節(jié)激勵電流的大小和方向，可以實現(xiàn)拉伸或壓縮加載方式之間的切換和對加載應力的定量控制。

1.2 電磁加載裝置的結構設計

為了達到電能利用率的最大化，經(jīng)過多次仿真和對比，確定了如圖3所示的電磁加載裝置結構，其中1為加載線圈，2為永磁體，3為待測金屬試件。

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 電磁加載裝置結構圖Fig.3 Structure of electromagnetic loading device

加載線圈骨架采用長方形結構，永磁體采用U形結構，包裹在加載線圈的線圈邊上。經(jīng)過仿真對比，永磁體采用U型結構的加載效率是采用長方體結構時的2.2倍。每個加載線圈上安裝兩個極性相反的U型永磁體，使同一加載線圈的兩個線圈邊都能參與加載并且施力方向相同，采用這種設計的加載效率將比與只在一個線圈邊上安裝永磁體的情況提高一倍。

2 仿真與分析

2.1 激勵電流仿真

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

通過Matlab軟件編寫電容放電仿真程序，設置儲能電容電壓Uc為600 V時放電電流仿真結果如圖5所示。仿真顯示脈沖激勵電源總放電電流峰值約為700 A，則每個加載線圈中的激勵電流峰值約為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)電磁加載裝置的結構設計，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。將儲能電容充電電壓設置為600 V時鋁板內應力的分布情況，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，拉應力隨X軸坐標的變化如圖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)生的拉應力在水平方向和垂直方向上都呈均勻分布。

圖7 應力隨橫縱坐標的變化Fig.7 Variation of stress with horizontal ordinate

對鋁板中心點處的拉應力進行分析，其隨時間的變化情況，如圖8所示。根據(jù)麥克斯韋方程安培全電流定理：

由點劃線表示的激勵電流將激發(fā)*標記的感應磁場，又根據(jù)法拉第電磁感應定律：

在感應磁場作用下鋁板中會產(chǎn)生△標記的感應渦流。由于激勵電流頻率較低，感應渦流會比激勵電流提前到達峰值。拉應力隨時間的變化與感應渦流保持同步，拉應力峰值出現(xiàn)在1.1 ms時刻，最大值達到2 MPa左右。

圖8 應力隨時間的變化Fig.8 The variation of stress with time

儲能電容充電電壓設置為不同值時，相對應鋁板中拉應力最大值的仿真結果，如圖9所示。充電電壓與應力最大值呈線性關系，通過調節(jié)脈沖激勵源的充電電壓，可以實現(xiàn)對電磁力的定量控制。

圖9 不同充電電壓下的拉應力Fig.9 Tensile stresses at different charging voltages

3 實驗及結果

3.1 材料聲彈性系數(shù)的標定

為了驗證本電磁加載方案的有效性，采用超聲應力檢測方法對金屬板中的電磁力進行測量。根據(jù)國標GB/T 32073—2015[22]，首先對材料的聲彈性系數(shù)進行標定。如圖10所示使用材料試驗機對1 000 mm×60 mm×5 mm的1060鋁板從自由狀態(tài)開始以10 MPa為步長逐步施加載荷直到100 MPa，并測量每個應力狀態(tài)下相應的超聲波聲速。

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

不同加載應力下超聲波聲速的測量結果如圖11所示，圖中每個點均為10次測量數(shù)據(jù)平均值。實驗結果表明，超聲波聲速與應力值成線性關系，應力每增加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 不同應力下的超聲波聲速Fig.11 Ultrasonic velocities under different stresses

3.2 激勵電流的測量

為了對激勵電流進行測量，將阻值為7 mΩ的標準取樣電阻串入其中一個加載線圈中進行電流取樣，脈沖激勵電源放電過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

放電過程持續(xù)4.8 ms，取樣電阻兩端電壓最大值為1.25 V，所對應的電流峰值為178 A，實驗得到的放電電流周期和電流峰值都與仿真結果相符。

3.3 電磁加載實驗

實驗試樣為700 mm×100 mm×5 mm的標準零應力1060鋁板，加載裝置實物如圖13所示。實驗時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致鋁板受到垂直方向上的剪切力。通過撓度計算可知，鋁板中面在垂直方向上的位移不超過0.007 236 mm，因此超聲探頭所引起的鋁板變形極其微弱，對于超聲傳播過程的影響可以予以忽略。

由應力仿真結果已知，電磁力在1.1 ms時刻達到最大值。將儲能電容充電至600 V，對零應力試件進行拉伸電磁加載，通過單片進行機控制，在1.1 ms時刻發(fā)射超聲波并采集相應波形，對1.1 ms時刻的電磁拉力進行測量；改變加載線圈中激勵電流方向，對另一零應力標準試件進行壓縮電磁加載，同樣采集1.1 ms時刻的超聲波波形。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過零點作為超聲波到達的判定依據(jù)。實驗結果顯示與自由狀態(tài)相比，對鋁板施加電磁拉力時超聲波傳播時間延長、聲速減??；施加電磁壓力時超聲波傳播時間縮短、超聲波聲速增大。

基于前文所測得的聲彈性系數(shù)，可計算得到不同加載狀態(tài)下的鋁板中的應力值,結果如表1所示。經(jīng)過計算,電磁加載產(chǎn)生的拉應力為1.8 MPa,壓應力為1.9 MPa,考慮到超聲應力檢測方法本身的誤差，可認為實驗測得應力值與仿真計算所得的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 實驗測量靈敏度與動態(tài)范圍

(1)測試靈敏度，即該裝置對拉應力變化的響應程度。

拉應力變化量Δσ與測量超聲波傳播時間的變化量Δt之間的關系式為：

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

(2)該實驗方案動態(tài)范圍主要受試驗中充放電電路的晶閘管與電容器的限制。試驗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1 200 V，拉力峰值可達4 MPa，所以該實驗方案動態(tài)范圍為0～4 MPa，基本滿足實驗要求。在實際應用中可通過選用不同規(guī)格的晶閘管與電容器使該裝置滿足更大的動態(tài)范圍要求。

4 結 論

金屬制件復雜多變的工作環(huán)境會對其力學性能測試造成誤差，針對此問題本文提出了基于電磁感應原理的金屬板軸向在役加載方案，通過對工件施加軸向洛倫茲力，實現(xiàn)了金屬板應力加載的現(xiàn)場便攜操作。文中對所設計的電磁加載裝置用于鋁板時的加載效果進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力。設計了基于電容充放電原理的脈沖激勵電源并將其應用于電磁加載實驗。通過超聲應力檢測方法對電磁加載下鋁板中的應力進行了測量，所測得電磁力數(shù)值與仿真結果相吻合，驗證了本方案的可行性。