压电陶瓷
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压电陶瓷范文第1篇
关健词：粉体加工；压电陶瓷；超声换能
1 引言
压电陶瓷是电子功能陶瓷中的一大类材料，它的基本特性是能进行电能与机械能的相互转换，可制成无线电元件、电声元件、超声换能元件、引燃引爆元件等，具有十分广泛的应用领域。
常用的压电陶瓷有钛酸钡系、锆钛酸铅二元系及在二元系中添加第三种ABO3（A表示二价金属离子，B表示四价金属离子或几种离子总和为正四价）型化合物，如：Pb（Mn1/3Nb2/3）O3和Pb（Co1/3Nb2/3）O3等组成的三元系。如果在三元系统上再加入第四种或更多的化合物，可组成四元系或多元系压电陶瓷。
压电陶瓷的主要制备工序有：组成配料、预烧合成、粉体加工、成形、烧成、覆电极、极化、检测等。在压电陶瓷的生产中，每一道工序所用设备、工艺参数对最终产品质量都有很大影响。对粉体加工而言，合成料的粉碎颗粒度及其粒径分布范围对压电陶瓷产品的综合性能影响很大，通常，粉体粉碎粒径小、颗粒分布范围窄对压电陶瓷产品性能有利。
许多压电陶瓷超声换能产品，如超声波水声探测、超声波无损探伤、超声波焊接、超声波雾化等换能元件，都是采用干压成形，成形所用的压电陶瓷造粒粉体的填充性能对成形质量影响很大，理想的干压成形粉体是松装密度高、流动性好、得到的压制坯体和烧成瓷体都具有较高的体积密度。
本文针对压电陶瓷超声雾化换能器生产中的粉体加工制备这一基础环节进行研究，包括合成料的粉碎和干压粉体的造粒，以期获得良好的压电陶瓷粉体制备技术和相应产品。
2 实验条件
（1）本实验的超声换能压电陶瓷是改性的Pb（Mn1/3Nb2/3）O3―PZT三元体系，粉体的合成采用神佳SJJ―17高温箱式电炉。
（2）压电陶瓷合成料采用KR―2球磨机、YQ300振磨机和派勒PHN0.5CE砂磨机三种工艺设备进行粉碎加工。
（3）压电陶瓷粉体造粒采用大川原OPD―8T离心喷雾干燥机进行。
（4）粉体粒度和形貌检测采用欧美克LS900激光粒度分析仪、广光DV―300光学显微镜、荷兰PROX电子显微镜。
（5）粉体的松装密度、流动性采用自制装置检测，流动性用50 g粉体流出容器所用时间（s）来衡量，体积密度用阿基米德原理检测，压电陶瓷性能采用安捷伦4294A分析网络仪检测。
3 实验及结果讨论
3.1 不同粉碎设备对粉料粒径及其分布的影响
（1）实验方案
在球磨罐、振磨料斗和砂磨机料桶中分别放入3 kg压电陶瓷合成料进行粉碎加工，全部采用湿法加工，每隔一段时间取样，测其粒径及其分布，对比粉料粒径D50达到0.5 μm左右时三种设备加工所需的时间和加工后粉料的粒径分布情况。
（2）过程数据（见表1）
（3）数据分析
由实验结果可知，从粉碎效率和粒径分布来看，振磨工艺要好于球磨工艺，砂磨工艺要明显好于球磨和振磨工艺。这与粉碎所用的磨球尺寸和磨球的运动速度和能量有关。通常，磨球越小，研磨作用越大，粉碎越细，粒径分布也越窄。实验中，砂磨所用的氧化锆球径为1.5 mm（1.5 Kg），球磨和振磨所用氧化锆球径为20 mm、15 mm和8 mm混配（7.5 Kg），砂磨的研磨工作表面积要远大于球磨和振磨。砂磨时磨球运转速度为1800 rpm，振磨时磨球的振动速度为600 次/min，球磨时磨球运转速度为65 rpm。因此，砂磨工艺粉碎效率最高，粉体颗粒最细，粒径分布最窄，粉碎质量最好。
3.2 砂磨工艺对粉料粒径及其分布的影响
（1）试验方案
取粗粉碎后的压电陶瓷合成粉体，检测粗粉碎后的粉体粒度分布，记下D50，D90。
按粉 ： 水=68：32的比例化浆搅拌0.5 h，过120目筛网后进行粉碎（分散剂添加量为粉体质量的0.3%）；料浆循环砂磨一次需时大约5 min。
用滴管每隔5 min取3 ～ 4滴浆料进行粒度检测，记下D50，D90；（样品加20 ml水，超声分散3 min），计算出粉碎粒径变化与浆料过机循环圈数的关系。
（2）过程数据
（3）数据分析
从粉碎粒径与循环圈数关系图可以看出，粉体粒径与粉碎循环圈数有关，随着循环圈数的增加，粒径不断减小，当循环圈数≥12.8圈时，D90、D50变化不再明显，呈现动态稳定。
从SEMD片中可以看出，原料粒径接近2 μm，循环12.8圈后在0.8 μm左右波动，与激光粒度测试结果相符。
由本次试验结果可以看出，粉体粒径与粉碎循环圈数有关，在粉碎最初时粒度减小明显，当达到一定循环圈数后，颗粒细度达到极限，不再降低，因此，过度粉碎不仅增加能耗，降低产量，而且对颗粒分布带来不良影响。
3.3 喷雾干燥工艺对粉体颗粒形状、流动性和松装密度的影响
3.3.1聚乙烯醇PVA含量对造粒形貌的影响
（1）试验方案
取一定量的粉碎浆料，分别添加1.0 ～ 1.5%的PVA，PVA含量=PVA固体/（浆料+PVA溶液）；浆料固含量为65%，浆料固含量 = 干粉/（干粉+纯水）；喷雾干燥造粒条件：进风口温度230℃；出风口温度110℃；转速11000 r/min。
用光学显微镜观查喷雾造粒的颗粒形貌，并进行形貌对比。
（2）过程数据
（3）数据分析
从形貌图片可以看出，PVA含量对粉体形貌有一定影响，随着PVA含量的增加，喷雾颗粒尺寸略有增大，当PVA固含量达到1.5%时，粉体颗粒开始出现明显的窝头状（球型结构出现凹陷）。
3.3.2浆料固含量对造粒粉体松装密度、流动性的影响
（1）试验方案
制备三种压电陶瓷浆料，浆料固含量分别为50%、55%、60%，PVA含量为1.2%。
喷雾造粒条件：进风口温度230℃；出风口温度110℃；转速11000 r/min。
对比造粒后粉体松装密度、流出时间（s，50g粉体）。
（2）过程数据
（3）数据分析
粉体的松装密度决定压制成形的压缩比，松装密度高，压制时排气量小，则压缩比小。粉体流动性决定粉体在模具中的填充性，流动性好，有利于模具填料和成形。从实验数据可以看出，浆料固含量对松装密度、流动性有一定影响；固含量高，松装密度低，流动性好。固含量低，喷雾干燥时，相同时间内进水多、进料量少，造粒后粉体粒径偏小，松装密度偏大，粉体流动性差。
3.3.3进风口温度对造粒松装密度、流动性的影响
（1）实验方案
取55%固含量的压电陶瓷粉体浆料，进风口温度210℃、230℃、250℃，出风口温度110℃。PVA含量为1.2%。转速11000 r/min。
对比喷雾造粒后粉体的松装密度、流出时间（s）。
采用光学显微镜观查喷雾造粒粉体的形貌。
（2）过程数据
（3）数据分析
从实验结果可以看出，进风口温度对粉体粒径和填充性能有一定影响，进风口温度低（210℃）时，所得造粒粉体偏细，并且有破碎等粉体形貌出现，粉体含水率偏高，流动性较差。进风口温度高（250℃）时，所得造粒粉体颗粒较大，呈较规整的球状，粉体含水率低，流动性较好。进风口温度的选定，必须与进料速度相匹配，进料速度高，进风口温度应相应偏高。
3.3.4雾化头转速对喷雾造粒粉体松装密度、流动性的影响
（1）实验方案
取55%固含量的压电陶瓷浆料，进风口温度230℃，出风口温度110℃，PVA含量为1.2%。雾化头转速取9000 r/min、11000 r/min、13000 r/min。
对比喷雾造粒所得粉体的松装密度、流出时间（s）。采用光学显微镜观查喷雾造粒粉体的形貌。
（2）过程数据
（3）数据分析
从实验结果看出，雾化头转速会影响粉体的粒径和填充性能。转速过高（13000 r/min），粒径较细，造粒粉体中细颗粒所占比例较大，所得造粒粉体松装密度高，流动性差。转速太低（9000 r/min），雾化浆料颗粒较大，干燥时容易形成窝头状颗粒，球形规整度差，松装密度偏低，且粉体含水率偏高，降低造粒粉体的流动性。因此，不同的浆料，固含量不同，比重不同，要得到好的喷雾造粒粉料，所采用的雾化头转速是不同的。
3.4 造粒粉体粒径对压电陶瓷显微结构的影响
（1）实验方案
取一定质量造粒粉体按
将三种粒径粉体按相同的干压条件（干压密度5.40 ～ 5.45g/cm3）进行干压，并用光学显微镜观查对比干压坯体的表面形貌。
在700℃进行排胶（保温2 h），1280℃进行烧结（保温2 h）。
取烧结后三种粒径对应所得压电陶瓷体进行烧结密度测量。对烧结后三种粒径压电陶瓷体用电子显微镜观查对比瓷体内部的结构。
（2）过程数据
（3）数据分析
从以上实验数据和显微观查结果来看，粒径
因此，在干压成形粉体的制备中，仅通过筛分来减小造粒粉体的粒径分部范围，提高其松装密度和流动性，是片面的，还要综合考虑压制和烧成后陶瓷的致密度。因此，采用粒径
4 结论
（1）旱缣沾珊铣闪喜捎蒙澳セ粉碎，效率高，粉体颗粒细，粒径分部范围窄，更有利于改善压电陶瓷的微观组织结构，提高压电陶瓷材料的机械性能和压电介电性能，对超声波雾化换能元件而言，可降低性能衰减速度达50%，明显延长其使用寿命，由5000h延长至8000h。
（2） 在粉体喷雾干燥造粒中，PVA含量、进风口温度对粉体的形貌有较大的影响，PVA含量过高容易破坏粉体的球型结构；进风口温度过低颗粒容易破碎，造粒粉体流动性差，无法成形；浆料固含量、雾化头转速、进风口温度对粉体粒径有影响，固含量低、转速过高、进风口温度低都会造成造粒过程粉体粒径偏细，粉体松装密度变大，流动性变差。
压电陶瓷范文第2篇
关键词 烧结工艺；压电材料；晶粒
中图分类号 TQ 文献标识码 A 文章编号 1673-9671-(2011)122-0201-01
PZT压电陶瓷由于具有居里温度高、压电性强、易掺杂改性、稳定性好等特点，自20世纪60年代以来，一直是人们关注和研究的热点，在压电陶瓷领域中占主导地位。就PZT压电陶瓷的制备工艺而言，配方是基础，烧结是关键，烧结的好坏直接影响压电陶瓷材料的各种性能。烧结过程是气孔排出、晶粒尺寸与形状变化的过程，烧结温度的高低、升温速度的快慢及保温时间的长短都可影响传质原子的扩散系数，影响晶界的迁移快慢，从而影响陶瓷的晶粒尺寸、晶粒数量以及气孔的形貌和数量，进一步影响到材料的介电、压电性能。
1 实验过程
本文以传统的P-4才材料为依托进行实验，取纯度合格的原材料，经过配料、混和、烘干、预压、预烧、粉碎、增塑造粒、成型，制成圆片状毛坯，排胶后样品在1 240 ℃、1 260 ℃、1 280 ℃、1 300 ℃四个温度下进行密封烧结，分别保温1 h~3 h，烧结后的样品机械加工成
Φ50×5（mm），后被银、极化，静置24 h后测量。
2 主要影响因素
2.1 烧结温度
表1为不同烧结温度时样品的相对介电常数εr、介质损耗tgδ、机械品质因数Qm及机电耦合系数kp。从表中可以看出，烧结温度为
1 280 ℃时，εr、Qm、kp达到最大值，而tgδ达到最小。
烧结是颗粒重排靠近，使材料致密化以及晶粒生长的过程，过高的烧结温度使陶瓷晶粒生长过大或组织机构不均匀，还会促进二次结晶，而烧结温度过低则会导致晶粒发育不完全。由于陶瓷的电性能很大程度上依赖晶粒的大小，当烧结温度偏低时，晶粒尺寸较小导致瓷体致密度、气孔率高，所以介电常数较低。当烧结温度偏高时，因PbO的挥发而导致的气孔和铅空位也会使密度下降，介电常数降低。介质损耗是在外电场作用下，畴壁在运动过程中的能量损耗，当烧结温度偏低或过高，瓷体致密度低、气孔率高，介质损耗也相应的增加。机械品质因数Qm和机电耦合系数kp同样随气孔率的增加而降低，这也是由于畴壁运动所引起。由此看来，密度高是反映压电陶瓷质量的重要参数，选择最佳的烧结温度以得到晶粒大小适当、致密度高的样品，才能得到良好的压电性能。本实验中，最佳的烧结温度为1 280 ℃。
2.2 升温速度
表2是烧结温度1 280 ℃保温2 h条件下，升温时间分别为10 h和6 h两种样品的机电耦合系数kp及烧结开裂、极化击穿情况（各50件样品）。明显看出升温速度过快，元件的烧结开裂及极化击穿数量增加，又因样品气孔率高，极化时漏电流大，极化时难以施加高压，导致kp值偏低。可见升温速度快，不利于气孔排出，使气孔分布不均匀，影响材料致
密性。
升温速度对晶粒长大也有一定的影响，升温速度过快，晶粒长大速度增加，或出现异常长大，使样品气孔不易排出，材质变脆。本实验中，最佳升温时间约为10 h。
2.3 保温时间
表3列出了烧结温度1 280 ℃，升温10 h条件下不同保温时间样品的相对介电常数εr、机电耦合系数kp、压电常数d33。从表中可知，当保温时间≈2h，εr、kp、d33值趋于最大值。
保温是使样品在烧结过程中各部分温度均匀并促使样品完全结晶成瓷的过程。当保温时间过短，材料的晶粒来不及发育长大，造成晶粒过小，晶界过多，而随着保温时间的延长，晶粒重新排列并进一步发育生长，瓷体更加致密。由于陶瓷的电性能很大程度上依赖晶粒的大小，当陶瓷从高温顺电相到低温铁电相时，相临晶粒的自发取向不同而引起应力，而这些应力反过来影响电畴的取向，对电畴的转向形成夹持效应，由小晶粒组成的陶瓷，晶界对电畴的夹持效应强，畴反转困难，其压电性能差。随着保温时间的延长，晶粒长大，晶界的夹持效应的影响渐渐减弱，铁电性增强，表现为εr、kp、d33增加。当畴反转完全时，各性能参数值趋于稳定。但保温时间过长，因有些挥发性成分不氧化铅在高温下挥发，瓷体密度反而下降，导致各参数值变差。本实验中，最佳的保温时间为2 h，在此保温时间下陶瓷的致密性最好，气孔少，压电性能
最佳。
3 结论
研究烧结工艺对压电陶瓷材料性能的影响发现，烧结温度、升温速度和保温时间对压电陶瓷的介电、压电性能有密切关系。研究结果表明，升温速度过快时材料致密性下降，对传统的P-4材料来说，烧结温度1 280 ℃下保温2 h，升温时间为10 h，可以得到一种综合性能优良的压电材料。
参考文献
[1]张沛霖,钟维烈,等编著.压电材料与器件物理[M].山东科学技术出版社,1996.
[2]刘杏芹.现代陶瓷工程学[M].安徽:中国科学技术大学,1991:119.
[3]张福学,孙慷主编.压电学[M].北京:国防工业出版社,1984.
压电陶瓷范文第3篇
关键词：压电陶瓷传感器；钢筋混凝土框架结构；动力荷载；裂缝损伤；全过程监测
中图分类号：TU375文献标志码：A
Cracking Damage Process Monitoring of RC Frame Structure
Based on Piezoceramic Ceramic TransducersSUN Wei1，2， YAN Shi2， JIANG Shaofei1， CHEN Xin2
（1. School of Civil Engineering， Fuzhou University， Fuzhou 350108， Fujian， China； 2. School of Civil
Engineering， Shenyang Jianzhu University， Shenyang 110168， Liaoning， China）Abstract： Based on piezoceramic ceramic transducers， a cracking damage process monitoring of reinforced concrete （RC） frame structure under dynamic loading was conducted. In the test， some piezoceramics transducers were buried into a twospan and twostory RC frame structure； the pseudo dynamic loads and static loads were applied on the model structure respectively. The cracking damage process of structure under the load was monitored. Moving average method was used in data smooth processing. The results show that the method is effective for monitoring the development tendency of structure health situation in longterm. But monitoring data has volatility caused by environmental factors， which brings certain difficulty for damage identification. It will get better results after the data processing by moving average method. The concrete crack damage monitoring method based on piezoceramic ceramic transducers is fit for a longterm monitoring of structure， and the effective measure of data processing is significant for the damage identification.
Key words： piezoelectric ceramic transducer； RC frame structure； dynamic loading； crack damage； process monitoring
0引言
混凝土结构是土木工程领域中最为常见的结构形式。随着中国经济的迅速发展，各类大型混凝土结构不断涌现，结构可靠性备受重视，对结构进行的定期检测工作就显得尤为必要[16]。近年来，基于压电陶瓷传感器的混凝土结构裂缝损伤监测方法受到学术界的普遍关注。压电陶瓷材料以其灵敏度高、响应快、具有传感与驱动的双重功能以及造价低廉等诸多优点而成为理想的结构健康监测传感器制作材料[7]，特别是针对混凝土结构裂缝损伤监测，压电陶瓷传感器更有优势[89]。
目前，利用压电陶瓷传感器的混凝土裂缝损伤监测已取得丰富的研究成果[1016]。但是以往开展的研究工作多是针对单体构件的试验，鲜有大尺寸模型结构的监测试验。本文中笔者将压电陶瓷传感器埋入到钢筋混凝土框架模型结构中的关键部位，开展动力荷载作用下的钢筋混凝土框架结构损伤监测试验。在试验中，探索利用压电陶瓷传感器对整体结构进行监测的技术措施，以验证该技术对结构整体监测的有效性，同时采用移动平均法对监测数据进行平滑处理，使结构损伤识别结果更加准确。本文的研究工作为该方法进一步应用于实际工程打下基础。
1试验概况
1.1模型结构
试验模型结构为1个2层2榀钢筋混凝土框架，第1层层高2.1 m，第2层层高1.5 m，底座高0.4 m。模型的横向轴线跨度为3.0 m，纵向轴线跨度为1.5 m，框架柱截面尺寸为200 mm×200 mm，框架梁截面尺寸为150 mm×200 mm。模型结构框架柱部分的混凝土强度等级为C60，梁、板及底座的混凝土强度等级为C40。模型结构所使用的钢筋包括高强钢筋和普通钢筋。高强钢筋为预应力钢棒，直径为7.1 mm和10.7 mm两种，分别用于框架柱中的纵筋和箍筋；普通钢筋采用HPB235级和HRB335级钢筋，HPB235级用作梁中箍筋及板中配筋，HRB335级用作梁中纵向配筋。模型结构尺寸如图1所示。图1中，黑色圆点表示压电陶瓷传感器，其中，传感器SA1与SA2构成的监测单元负责柱根部的监测，SA1作为信号驱动器，SA2作为信号传感器；传感器SA3与SA4构成的监测单元负责第1层梁柱节点的监测，SA3作为信号驱动图1模型结构尺寸（单位：mm）
Fig.1Model Structural Sizes （Unit：mm）器，SA4作为信号传感器；传感器SA3与SA5构成的监测单元负责第1层柱顶和第2层柱底的节点监测，SA3作为信号驱动器，SA5作为信号传感器；传感器SA6与SA7构成的监测单元负责第2层梁、柱节点的监测，SA6作为信号驱动器，SA7作为信号传感器。
1.2试验加载
在试验中对模型结构同时施加水平荷载与竖向荷载，如图2所示。水平方向施加的荷载作为动力荷载，加载装置采用2台MTS电液伺服加载作动器；竖直方向施加的荷载为恒载，加载装置采用4台500 kN油压千斤顶，通过水平滑板将4个竖向荷载分别施加在各柱顶部。
图2试验加载装置
Fig.2Test Loading Device水平加载过程分为2个部分：前一部分为对结构施加拟动力荷载，后一部分为对结构施加拟静力荷载。在对结构模型施加拟动力荷载过程中，选取El Centro波、Taft波以及天津波用于模拟地震力对结构的作用；在对结构模型施加拟静力荷载过程中，按照位移控制原则，从±20 mm开始为第1个加载等级，荷载逐级增加直至试件破坏，每一个加载等级进行2次循环。试验加载工况见表1。
拟静力试验 倒三角形分布力，直至试件完全破坏1.3压电陶瓷传感器的布设
模型结构在试验中以承受水平荷载为主，易损部位为梁、柱节点处，因此，选取梁、柱节点进行裂缝损伤监测。由于结构的对称性，选择其中1根柱作为监测对象。选取PZT4型压电陶瓷片作为传感器，将其以“智能骨料”（Smart Aggregate，SA）的形式封装，并埋置在结构的相应位置，如图1所示。试验监测平台由dSPACE实时仿真系统构建，监测系统硬件包括PC机、dSPACE数据采集系统以及压电陶瓷驱动电源。监测系统如图3所示。
图3监测系统
Fig.3Monitoring System2损伤诊断方法
研究结果表明，监测信号的能量可作为裂缝损伤识别的特征参量。以结构健康状态下的监测信号能量Eh作为基准信号，结构处于某一损伤状态下的监测信号能量为Ei，那么该时刻结构的损伤程度Di可定义为[17]
Di=1-Ei Eh=（1-+∞ n=0|xi（n）|2 +∞ n=0|xh（n）|2）×100%（1）
式中：xh（n），xi（n）分别为结构健康状态和损伤状态下传感器采集到的离散信号。
显然，Di的取值范围在0～1之间。当Di=0时，表示结构处于健康状态；当Di=1时，表示结构处于功能完全失效状态。
由于基于压电陶瓷传感器的混凝土裂缝损伤监测是一种针对结构相对状态的监测方法，结构的健康状态是损伤评判的基础。但是自结构开始服役起，判断其在哪个时间范围内是处于严格意义上的健康状态是不容易的，这就给健康基准信号的提取带来了困难。因此，为使本次试验与工程实际更加接近，将式（1）进行适当改进，则有
Di=1-Ei+1 Ei=（1-+∞ n=0|xi+1（n）|2 +∞ n=0|xi（n）|2）×100%（2）
式中：Ei+1为监测采样点传感器采集的监测信号能量；xi+1（n）为所对应的离散信号。
式（2）表明，在监测过程中，每次传感器采集到的监测数据都以它前一次采集到的监测数据作为基准参照。理论上，结构处于同一状态时，Ei+1=Ei，Di值恒为0。但是如果结构出现损伤或损伤发展恰好介于2次数据采集之间，则采集数据应该表现为 Di
Dt=+∞ i=1Di（3）
以Dt作为结构监测损伤程度长期走势的判定依据，可以有效区别Di曲线突变是由结构损伤的发展所引起还是环境因素干扰所引起。因为由环境干扰引起的Di值的波动是无序的，其长期累积的结果是Dt趋势线仍将处在0轴附近。而由损伤引起的Di值的突起，其长期累积的结果是Dt脱离0轴并稳定在一定的数值附近波动。3试验现象及结果分析
3.1试验现象
模型结构在最大加速度为0.35，1.0 m·s-2的地震波作用下，均未出现目测可见的裂缝。在加速度峰值为2.0 m·s-2的El Centro波作用下，第1层梁端处出现第1条垂直裂缝；继续加载，柱底处出现水平裂缝，接近柱下端约12 cm，缝宽约0.1 mm。当加速度峰值为4.0 m·s-2时，随着柱底剪力的增大，已有裂缝继续延伸和加宽，同时又出现了一些新的裂缝。特别是柱根部的裂缝出现较多，说明柱底部受力较大，从而使柱的裂缝集中在底层，其余各层基本上无裂缝，仅在第1层柱顶部与连梁连接的角区出现了一些弯曲裂缝。此时，第1层梁端截面钢筋率先屈服，第1层柱底部的普通钢筋亦已屈服。在加速度峰值为6.0 m·s-2的El Centro波作用下，裂缝基本上是原有裂缝的不断延伸和扩展。第1层梁端钢筋均达到了屈服应变，第1层柱顶和第2层柱底部的部分普通钢筋已经屈服，同时第1层柱底部的高强钢筋应变亦有很大增幅。最后，在加速度峰值为7.0 m·s-2时，第2层梁端的钢筋也达到屈服应变，第1层柱底部的混凝土裂缝较宽，柱根部的混凝土被压裂，第2层柱根部普通钢筋也达到屈服应变，柱中的高强纵筋及高强箍筋应变亦有很大增幅，由于高强纵筋强度很大，整体结构并未形成破坏机构，拟动力试验结束。
在第2阶段的拟静力试验中，试验采用位移控制，根据拟动力试验结束时测得的结构抗侧移刚度，按倒三角形分布力。每级位移增量为20 mm，当顶点位移达到120 mm时，结构的破坏急剧增加，剪切滑移已非常明显，当位移达到160 mm时，边柱底部的混凝土被压酥，梁、柱节点部位的混凝土剥落，荷载下降至最大荷载的85%左右，标志着模型结构完全破坏。结构被监测部位的最终破坏形态如图4所示。
图4被监测部位的最终破坏形态
Fig.4Final Failure Modes for Monitored Locations3.2监测数据
在试验加载前的一段时期内，每间隔2 h采集1次数据，连续采集30次。在结构受荷载期间，每组荷载工况间隙采集1次数据。在试验结束后，仍每间隔2 h采集1次数据，连续采集6次。这样，每个监测部位共采集47次数据，利用这些数据对钢筋混凝土框架模型结构的损伤状况及其发展趋势进行有效判断。图5为埋置在模型结构内部的压电智能骨料的健康监测数据，其中，图5（a）为第1层柱底处监测点的监测结果，图5（b）为第1层柱顶和第2层柱底处的监测结果，图5（c）为第1层梁、柱节点处的监测结果，图5（d）为第2层梁、柱节点处的监测结果。从各监测结果可以看出，监测数据的走势能够很好地反映结构损伤状态的发展趋势。进一步对数据进行分析可知，结构在荷载工况1～8的作用下裂缝损伤发展较为缓慢；而在荷载工况9～11的作用下图5模型结构的监测数据
Fig.5Monitoring Data of Model Structure损伤发展较为明显，在数据曲线的长期走势中表现为Di产生较为明显的向上突变，而Dt值则明显向上偏离0轴。从图5中Dt值的最终结果可以判断：第1层梁、柱节点处的破坏最为严重，这时的累积损伤指标Dt大约在70%左右；其次是柱根处，Dt值接近60%。受损较轻的部位是第1层和第2层的柱节点位置，Dt值不到20%。将上述监测数据的分析结果与图4中各监测部位的最终破坏形态进行对比，可以看出，监测结果较好地反映了结构的实际破坏过程。
3.3监测数据的平滑处理
从图5中监测数据曲线的长期走势情况可以看出，Di值和Dt值具有一定的波动性，波动范围在-10%～10%之间，个别采样点偏离0轴的幅度接近20%。数据的波动主要是由环境干扰等因素所致，数据的波动性给损伤识别带来一定的困难，因此，有必要对监测数据采取相应的平滑处理。
本文中采取移动平均法[18]对Dt曲线进行平滑处理，将Dt曲线上的数据点从第m个采样点开始取m点及前m-1个点的平均值，即
t（j）=[Dt（j-m+1）+Dt（j-m+2）+…+
Dt（j）]/m（4）
式中：t为Dt经过光滑处理后的趋势线平均值；m为平均点数；j为数据点数；m，j均为正整数，且m
图6为平均点数m分别取5，10时的平滑结果MA5，MA10与原始曲线的对比。从图6可以看出，光滑处理可以明显改善原始数据波动性较大的缺点，并能突出结构健康状态的走势。随着n值的增大，曲线走势渐趋平缓，但也对损伤识别结果产生影响。这种影响表现为在相同的采集点数下m值越大，损伤指标的敏感性越低。采用移动平均法进行数据平滑处理，若想获得结构实际的损伤指标，至少需要多采集m-1个数据。虽然利用此方法可以使数据得到平滑处理，但是有效解决数据波动性的根本方法还需要从提高监测系统的抗干扰能力等方面入手。
图6监测数据的平滑处理
Fig.6Smooth Processing for Monitoring Data4结语
利用压电智能骨料传感器，开展了动力荷载作用下的钢筋混凝土框架模型结构的裂缝损伤监测试验。试验结果表明，基于压电陶瓷传感器的混凝土结构健康监测方法能有效地用于结构健康状态的长期监测，通过监测数据可以有效判别结构健康状态的发展趋势。由于受环境等因素的影响，传感器采集数据存在一定的波动性，这给损伤识别造成一定困难，特别是对结构初级破坏阶段损伤识别的影响尤为显著。采用移动平均法对数据进行平滑处理可以有效降低数据的波动性，突出损伤的发展趋势，但是该方法对损伤识别的敏感性造成一定影响。因此，寻找更加有效的数据处理手段滤除数据波动性以及提高传感器的抗干扰能力将是今后的工作重点。本文中的主要工作着眼于基于波动法的压电智能混凝土结构主动健康监测技术在实际工程中的应用，试验结果证明了该技术应用于实际工程中的可行性。参考文献：
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压电陶瓷范文第4篇
【关键词】变电站；二次设备；过电压防护
1.变电二次过电压防护
随着综合自动化系统和通信自动化系统等二次弱电系统在变电站的广泛应用，这类电子系统（设备）元器件的集成度愈来愈高，信息存储量愈来愈大，速度和精度不断提高，而工作电压只有几伏，信息电流仅为微安级，因而对外界干扰极其敏感，特别对雷电等电磁脉冲和过电压的耐受能力很低。当雷电等过电压和伴随的电磁场达到某一阀值时，轻则引起系统失灵，重则导致设备或其元器件永久性损坏。
2.过电压保护设计
IEC（国际电工委员会）TC/81技术委员会将防雷分为外部防雷和内部防雷两个部分，外部防雷是指避雷针（或避雷带、避雷网）、引下线和接地系统，是被保护物体免受直接雷击；内部防雷则是防止雷电和其他内部过电压侵入设备造成的毁坏。一个完善的防雷及过电压保护系统必须综合运用泄流（分流）、均压（等电位）、屏蔽（隔离）、接地、限压（箝位）保护等各项技术，按照外部防雷和内部防雷的原则，根据防护对象的特点，灵活应用，采取具体措施，构成一个完整的防护体系。
变电站内的过电压形式主要有：雷电过电压、工频过电压及谐振过电压、操作过电压等，这些过电压以传导或电磁感应的方式在线路及设备上形成危险的过电压，特别是雷电过电压，雷击变电站时，会在低压供电系统及弱电系统产生很强的感应过电压，同时使变电站的地电位升高（例如：变电站的接地电阻为1Ω，雷电流为10kA，则地电位为10kV），因地电位升高造成对线路及设备的反击而损坏线路及设备的事件时有发生，因此，尽管变电站的外部防雷系统（避雷针、引下线及接地装置）符合国家及部颁标准的要求，且其综合自动化和通信自动化等二次弱电系统也采取了诸如屏蔽、接地、隔离、滤波等措施，但却不能完全避免强大的雷电过电压及电压反击对系统造成的干扰和破坏。
3.变电站二次系统过电压防护
3.1站用电系统过电压防护
安装在变电站内的通信调度自动化系统大多采用交流电源或直流电源为其设备供电，在其整流环节，一般有较大容量的滤波电容，对瞬态过电压冲击有一定的吸收作用，站用变压器低压侧到站用馈电屏之间采用的是屏蔽电缆且设备都有良好的接地，运用现代防雷技术来分析，必须增加回路的分流措施，因为其工作接地、保护接地都与其它电气设备采用同一接地装置，而且设备都处于LPZOB区，电磁脉冲强度相对较强，在站用变低压侧虽然有防止线路侵人波的避雷器，但残压高，因此在变电站遭受雷击时，通过线路耦合和地电位升高而造成的反击过电压依然存在，而且高压侧的残压高达几千伏，因此必须对这些调度自动化设备的供电回路进行过电压保护。
根据雷电防护区域的划分原则，变电站内二次设备供电系统感应雷电过电压的防护可以按两级（B、C级）来进行分流保护。B级防雷一般采用具有较大通流容量的防雷装置，可以将较大的雷电流泄散入地，从而达到限流的目的，同时将过电压减小到一定的程度，C级防雷采用具有较低残压的防雷装置，可以将回路中剩余的雷电流泄散入地，达到限制过电压的目的，使过电压减小到设备能耐受的水平。
3.1.1第一级防护处理措施
防护位置：据据《雷电电磁脉冲的防护》中的雷电保护区域的划分原则。避雷器的安装位置应在不同保护区的交界处，对于此网络即第一级防护应设在交流母线处。在两根母线上各加装一个同型号的B级三相电源浪涌过电压保护器。
3.1.2第二级防护处理措施
对于较为重要的交流馈线上的设备，此处为直流充电屏，加装C级三相电源避雷器。由于直流充电屏是两路交流供电，所以在直流充电屏处加装两个同型号的C级三相电源浪涌过电压保护器。
3.2综合自动化系统过电压防护
防护位置：微机型综合自动化系统承受过电压的能力极低，几百伏的过电压就足以将设备损坏，因此必须对高压侧避雷器的残压（几千伏）进行进一步的抑制，以满足设备绝缘水平的需要，同时由于地电位升高而感应到电源回路零线的过电压也高达上千伏，因此必须在采用交流综合自动化系统的交流回路上加装C级单相浪涌过电压保护器。
3.3不问断电源设备（UPS）过电压防护
防护位置：由于内部计算机系统、集线器、监控设备、电能量计费系统等均经由UPS供电保护，为了保障以上微电子设备的安全，故在UPS电源装置前端加装C级浪涌过电压保护器。选用型号：选用（UPS为单相电源输入时）C级单相电源浪涌过电压保护器或（UPS为三相电源输入时）的C级三相电源浪涌过电压保护器。
3.4通信接口过电压防护
通信接口过电压防护同电网供电系统相比，此回路对过电压的敏感程度要高得多，且这些设备在有过电压的情况下显得非常脆弱。设备的绝缘耐受水平也相当低。与这些设备相连的有信号线、数据线、测量和控制线路，并且这些线路基本上是处于LPZOB区域，也有穿过LPZOA区域的，线路上的感应过电压相对较强，根据IEC的测试，当电磁场强度增大到0.07GS时，微型计算机设备将产生误动，丢失数据。而且这些回路运行的安全与否直接关系到一次系统设备的安全，因此须对重要回路的接口进行过电压防护。
3.4.1微机远动设备接口过电压防护
防护位置：由于变电站微机远动装置采用分布分散式结构。由遥信模块、智能遥测模块、智能遥控模块、智能遥调模块组成。各单元模块都装设在不同的自动化屏内，模块之间通过RS232接口或现场总线进行通信。这些接口线路都处在室内，设备接口线路的距离较短，因此不会感应到较强的过电压，但是各自动化设备与其它二次设备（测量单元、计算机等）有电气连接，当其它二次设备感应到很强的感应过电压时，将会反击到这些自动化设备的通信接口上，从而使设备接口电路损坏，因此有必要在这些设备的接口上加装RS232的浪涌过电压保护器。
3.4.2电能量计费系统信号过电压保护
防护位置一：变电站采用多功能电子电能表进行电能量采集，电子电能表承受过电压的水平极低。由于电能表与站内微机远动设备的通信采用RS232的接口，其通信线路较长，又处在LVZOB区域，在变电站附近或变电站遭受直接雷击时，将感应出较强的感应过电压，为了防止设备的损坏。在靠近电子电能表的RS232端口加装RS232的浪涌过电压保护器。
防护位置二：电子电能表采集的信息通过集中采集器的MODEM（调制解调器）由电话线将数据传送到远端，由于电话线路从室外引入，线路上感应到的感应雷电流相对较强，容易将调制解调器设备的接口损坏，因此必须在调制解调器的电话线路接口处加装一个接口浪涌过电压保护器。
3.4.3远方通信接口过电压保护
防护位置：由于变电站基本采用无入值守。对一次回路的各种保护、测量、控制、调节信号通过光纤、数据通信网络或载波向远方（省调、地调、集控站等）传送数据。如果采用载波，由于载波机与微机自动化装置的信号连接线路相对较长，在变电站附近或变电站遭受直接雷击时，处在LPZOB区的通信线路将感应出较强的感应过电（下转第196页）（上接第174页）压，因此必须在靠近微机自动化装置的信号接口端加装信号避雷器，同时处在LPZOB区并延伸到LPZOA区的通信线路（DDN、X.25）非常容易感应上雷电过电压，也必须加装浪涌过电压保护器。
压电陶瓷范文第5篇
关键词：电压互感器；压降；电能计量
1 电能计量装置的选择与配置
计量装置的选择：在初步拟定的电能计量装置选择范围内，首先要从经过国家以及省级计量部门认可的优质产品中进行二次优选；其次要对选购的电能计量装置按照有关技术规定进行检验，禁止使用检验不合格的电能计量装置。
电能计量装置的配置：（1）接线方式：对于接入非中性点绝缘系统的电能计量装置，应采用三相四线有功、无功电能表，而对于接入中性点绝缘系统的电能计量装置要采用三相三线有功、无功电能表。此外，按照新规程的相关要求，低压供电，负荷电流为50A及以下时，宜采用直接接入式电能表；负荷电流为50A以上时，宜采用经电流互感器接入式的接线方式。（2）电能表标定电流的确定：最新的电能计量规程规定，电能表的标定电流为正常运行负荷电流的30%左右。此外，为提高低负荷电能计量的准确性，应选用过载4倍及以上的电能表。（3）电流互感器的选配：应保证其在正常运行中实际负荷电流达到额定值的60%左右，至少应不小于30%；否则要通过热稳定电流互感器等来减少变比。如果变比选择较大，一旦出现电流互感器一次电流小于30%的情况，就会导致负误差增加；而如果变比选择较小，也会引发误差增加以及绝缘老化等问题。
2 电压互感器二次回路压降对电能计量的影响
电能计量的综合误差主要包括以下几部分：电流互感器、电能表、电压互感器、电压互感器到电能表的二次回路压降的计量误差。因此，即使使用中的互感器及电能表的计量误差符合国家有关规定，由电压互感器二次侧到电能表端子之间的二次回路线路的压降（简称TV二次压降）也会导致电压测量出现偏差。
从电力发电到配电的整个环节普遍存在着TV二次压降问题，这不仅使得系统的电压测量出现误差，影响电力系统的运行质量，更重要的是导致电能计量的误差。电压互感器是一次和二次回路的重要元件，向测量仪表、继电器的线圈等供电，能正确反映电气设备是否正常运行。近年来，电压互感器二次回路接线问题所导致的故障经常发生，严重影响电能计量二次回路的运行及经济利益。
例如，某地的35kV母线电压互感器每到春秋季节，尤其是阴雨或者潮湿天气，控制室中就会出现电压降低或者单相接地信号。值班人员切换电压表后发现其中一相或者两相的电压指示值下降，而另外的两相或者一相电压指示值不变。然后，电气二次人员对电能计量二次回路以及继电保护装置的触头进行打磨，同时对继电器重新整定，但是此期间均未发现异常现象。经过仔细检查，最终发现35kV母线电压互感器的二次接线引出端已经老化，并有放电的痕迹。
经分析，这种户外式电压互感器的二次接线引出端较短，二次配线时所留线头端子也比较短。一般正常运行时，由于北方气候干燥、灰尘较多，就会导致二次接线表面存留大量灰尘，一旦遇到潮湿或阴雨天气就会在电压互感器的二次侧发生电压降低或者是单相接地的现象。但是，这种现象并非真正意义上的短路或者接地，只是二次回路保护误发信号造成故障，但其也影响了二次回路的稳定运行，造成一定的经济损失。有文献指出：某省的年售电量如果设为100亿kw.h，TV二次压降设为1V，而TV二次额定电压为100V，那么由此带来的漏计算的电能将多达1亿kw.h，这就导致了巨大的经济损失。
由此可见，电压互感器二次回路压降对电能计量有着直接的影响，TV二次压降的存在会直接导致电能及经济损失。
3 降低二次压降及提升计量准确性的措施
3.1 降低二次压降的措施
鉴于电压互感器二次压降对电能计量的重大影响及对系统安全运行的威胁，国内很多学者对如何改善二次压降进行了深人研究。降低压降的方法有很多，归纳起来可以分为降低回路阻抗、减小回路电流和增加补偿装置等，下面仅就降低回路阻抗进行详细分析。
回路阻抗是导致电压互感器二次回路压降的重要参量，电压互感器二次回路阻抗包括导线阻抗、接插元件内阻、接触电阻三部分。
（1）导线阻抗。由于电压互感器二次回路的长度在100-500m之间，而且导线截面积过小，因而二次回路导线电阻成为回路阻抗中最被关注的因素。基于此，在DL/T448-2000《电能计量装置技术管理规程》中对电压互感器二次回路的测试有明确的规定：互感器二次回路的连接导线应采用铜质单芯绝缘线。对电流二次回路，连接导线截面积应按电流互感器的额定二次负荷计算确定，至少应不小于4mm2。同时，对电压回路，连接导线你截面积应按允许的电压降计算确定，至少应不小于为2.5mm2，而实际中一般均选择6mm2。尽管选择使用的导线截面积已经比计算值大很多，可依然不能完全消除导线阻抗，只是减小而已。
（2）接插元件内阻。在电压互感器二次回路中存在诸如保险、刀闸、自动开关或熔断器等转接端子以及电压插件等接插元件，在不考虑接触电阻的前提下，各元件的自阻被认为是一个定值，即为一常数，该值很小，不易减小。
（3）接触电阻在电压互感器二次回路阻抗中，接触电阻占很大的比重，其阻值是不稳定的。受接触点状态和压力以及接触表面氧化等因素的影响，阻值不可避免地会发生变化，且这种变化是随机的，又是不可预测的。接触电阻的阻值在不利情况下，将比二次导线本身的电阻还大，有时甚至大到几倍。测试中，二次导线压降通常都比计算值大许多，其根本原因就是没有估计到接触电阻有如此大的变化。
从上述分析中可以清楚地看到，电压互感器二次回路阻抗的三个组成部分中，可以通过增加导线截面积降低导线阻抗；接插元件内阻基本不变；接触电阻占主导地位，且其阻抗变化具有随机性。于是得到降低电压互感器二次回路阻抗的具体方案：（1）电压互感器二次回路更换更大截面积导线；（2）定期打磨接插元件、导线接头，尽量减小接触阻抗。但无论采取何种处理手段，都只能将二次回路阻抗减小到一个数值，不可能减小到0。
3.2 提升计量准确性的措施
电能计量装置的综合误差主要由电能表本身误差、电流互感器与电压互感器合成误差以及电压互感器二次压降等因素构成。为了消除这些因素导致的误差，就要从以下几点着手：（l）增加二次回路导线截面积并减小连接导线长度，从而减小二次压降及阻抗；（2）合理选择电网中性点接地方式，减少不合理电网运行方式带来的影响；（3）建议用户安装电能无功补偿装置，以提升功率因数；（4）合理、正确选择安装环境，首选没有腐蚀性气体、振动小、磁场强度小的环境，户外高压电能计量装置要增设避雷针、防污及防腐设施。
4 结束语
综上所述，本文从电能计量装置的选择与配置入手，重点论述了电压互感器二次回路压降对电能计量的影响，并提出了降低二次压降以及提升电能计量准确性的措施。
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