高い

Mar 29, 2023

Scientific Reports volume 13、記事番号: 5086 (2023) この記事を引用

370 アクセス

1 オルトメトリック

メトリクスの詳細

免震支承の三次元変位監視において同時に使用される三つの変位センサの変位伝達機構に起因する低感度・低精度の問題点に着目し，高感度回転型三次元変位センサを提案した。 このセンサーは、等強度の片持ち梁の表面に貫通穴を追加して横梁を形成し、梁表面の曲げ歪みを増加させて感度を向上させます。 ジャイロスコープと機械的回転構造を追加することで、1つのセンサーで3次元変位を同時に測定でき、変位伝達機構による測定精度への悪影響を軽減します。 ANSYS ソフトウェアを使用して、センサー ビームの貫通孔のサイズのパラメータをシミュレーションおよび最適化し、貫通孔の適切なサイズと位置を決定しました。 最後に、センサを開発し、シミュレーション結果に基づいて、静的および動的3次元空間における静的特性と変位測定性能をテストしました。 テストの結果、センサーの感度は 16.29 mV/mm、精度は 0 ～ 160 mm の範囲で 0.9% であることがわかりました。 静的および動的 3D 空間変位測定誤差は 2 mm 未満であり、3D 変位測定の精度要件と免震支承の構造健全性モニタリングの感度を満たすことができます。

近年、地震災害が多発しています。 地震時に発生する住宅の構造的損傷は、人々に耐え難い損失をもたらしています1。 従来の耐震技術は、地震に対しては期待とは程遠いものです2。 構造物に入力される地震エネルギーを根本的に減らすために、技術者は従来の「耐震性」から「免震」に焦点を移しました3。 免震構造は、一般的に基礎と上部構造の間に柔軟な免震層を設け、基礎と上部構造をある程度切り離した構造となっている4。 このようにして、上部構造物への地震エネルギーの伝達を隔離することができ、上部構造物の基本自励振動周波数を低減することができ、したがって上部構造物に対する地震作用の影響を軽減することができる5。 免震措置を講じることにより、上部構造の自励振動数は通常 1 ～ 6 Hz から 0.2 ～ 0.5 Hz に低減され、地震力の影響を大幅に軽減し、地震による直接災害や二次災害に効果的に抵抗することができます。地震6． 免震支承は免震構造システムのキーコンポーネントです。 建設中や使用中に複雑な自己荷重と環境負荷の影響により、構造システムの損傷は必然的に蓄積され、その結果、免震支承の自然災害に対する耐性が低下します7。 それは支持構造の通常の使用に影響を与えるだけでなく、建物に一定の安全上の危険をもたらし、地震による死傷者や経済的損失のリスクを増大させます8。 したがって、不安定な環境における免震支承の健康状態は、多くの学者の焦点となっています9。 従来の免震軸受の評価方法は、試験対象となる免震軸受を手作業で解体し、外観や荷重試験などにより健康状態を評価する「手作業評価」であった10。 しかし、実際には大規模土木建築物には免震支承の数が多く、設置環境も複雑である11。 手動による評価は時間と労力がかかるだけでなく、コストもかかります12。 センサー技術、情報収集技術、試験分析技術の急速な発展に伴い、免震支承のリアルタイムかつ継続的な健全性監視システムは、橋梁、高層ビル、水利保全、その他の工学分野で広く使用されています13。

近年、国内外で変位センサの研究が盛んに行われています。 Niuら14は工具鋼の曲げ変形をひずみゲージを用いて変位値に変換する抵抗ひずみ型変位センサを提案した。 この構造の測定範囲は 0 ～ 500 mm ですが、感度はわずか 0.098 です。 Lu ら 15 は、楕円形の変位増幅機構を利用して感度を向上させた楕円形増幅構造に基づく FBG 変位センサを提案しましたが、測定範囲 0 ～ 100 mm での感度は 6.1 pm/mm にすぎません。 Li ら 16 は、裸の光ファイバとバネを間接的に貼り付けることでセンサーの感度を向上させた、バネ埋め込み型 FBG 変位センサーを提案しました。 0 ～ 50 mm の測定範囲内で良好な線形応答があり、センサー感度は 23.96 pm/mm ですが、全体の精度は約 4.94% にすぎません。 Jiao ら 17 は、3 つのワイヤ変位センサを 1 組として鋼管支持体に垂直に固定する治具を使用し、3 球交差位置決め原理に基づいた 3 次元空間変位測定システムを提案し、3 次元空間変位値を測定します。空間座標分解を通じて取得できます。 システムの静的三次元空間変位測定誤差は、0 ～ 100 mm の測定範囲内で 2 mm 未満です。 センサーを使用して免震支承の健全性を監視する場合、人手を介さずに建物構造の劣化や損傷を検出できますが、次のようないくつかの制限があります。 (1) 変位センサーの設計では、変位センサーの感度が大きくなるにつれて感度が低下します。測定範囲のこと。 中高域を測定する場合、センサーの感度はすでに低くなります。 (2) 免震支承の健全性評価結果の精度は、センサの性能に大きく依存します。 従来の工法で変位センサを設置すると、免震支承の複合変位が発生した際に変位センサが破損しやすく、適用性が低くなります。 (3) 実際の建物のモニタリング過程において、免震支承の変形や変位は一種の複合運動であり、X、Y、Z の 3 つの変位成分を含みます。 1 つの免震支承の変位を測定する場合、 3 つの変位センサーを同時に使用する必要があります。 ただし、他の方向への変位の干渉を克服するために、各センサーの固定端に変位伝達機構を追加します。 このようにして、過剰な多軸累積誤差が発生し、測定精度が低下するという問題が発生します。

そこで本論文では，中高域測定における低感度と変位伝達機構のずれによる低測定精度の問題を解決するために，高感度回転型三次元変位センサを提案した。 設計した変位センサは、梁の表面に貫通穴を追加して横梁を形成し、ひずみゲージを固定端の上下面に近い横梁の中心線上に貼り付けました。 このようにして、センサーの感度が向上し、測定精度に対する温度の影響が軽減されました。 回転式の採用により、免震支承の3次元変位を同時に計測することで、センサーの計測精度を向上させました。 ANSYS18を用いて、設計したセンサの静的シミュレーションとサイズの最適化を実施し、シミュレーション結果に従って変位センサを作製した。 TD8411回転プラットフォーム表面磁気分布テスターと3D6自由度電磁振動テーブルを使用して、センサーの3D変位試験システムを構築し、システムの感度と精度を試験および分析しました。

高感度回転式三次元変位センサの全体構造を図1に示します。主な構成要素は、測定ガイドロッド、カンチレバービーム、リミットプレート、固定ベース、ジャイロスコープ、データ収集回路、ウェッジスライダ、フランジカップリング、クロスユニバーサルです。測定ガイドロッドの一端はねじで楔形スライダーに固定され、もう一端はシェルに貫通されており、外部変位を楔形スライダーに伝達することができます。 ビームの自由端は常にウェッジ スライダーの表面と接触していました。 くさび形スライダーの底部は底板のシュートに取り付けられました。 スライダの上下変位が測定結果に影響を与えるのを避けるため、シュート上部に楔形のスライダ制限板を固定し、スライダがシュートの左右方向にのみ移動できるようにしました。 ひずみゲージを横梁の固定端に近い横梁の中心線にあたる上下面にエポキシ接着剤を使って同じ強度で貼り付けます。 上面にひずみゲージ１、下面にひずみゲージ２を貼り付けました。 ひずみゲージとジャイロスコープはデータ収集回路によって接続されました。 変位と角度のデータは、上位コンピュータのソフトウェアによってリアルタイムで取得されました。 関連する三角関数の分解計算を行った後、免震支承の3次元変位値をさらに求めました。 センサの外側部分はフランジカップリングを介して十字ユニバーサルジョイントと軸受座に接続されており、センサが自由に回転できるようになりました。 免震軸受けがセンサーを駆動して移動する際に発生するヨー角やピッチ角を測定するのに便利です。

センサーの全体構造の概略図 (この図は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

図 2 に示すように、センサーの変位が \(\Delta x\) だけ変化すると、測定ガイド ロッドがウェッジ スライダーを駆動して、ウェッジ スライダーの自由端の垂直方向のたわみである \(\Delta x\) だけ移動します。片持ち梁は \(\Delta w\) で、その表面ひずみの変化は \(\Delta \varepsilon\) です。 したがって、片持ち梁の表面に取り付けられたひずみゲージの抵抗値が変化し、その変化量は\(\Delta R\)となります。

センサー内部の幾何学図 (この図は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

これは幾何学的条件から取得できます。

式では、 (1)、\(\theta\) はウェッジスライダーの傾斜面の傾斜角です。

等しい強度の片持ち梁の自重の影響を無視し、材料力学の原理に従って、梁表面のひずみ \(\varepsilon\) と垂直たわみ \(w\) の関係は次のようになります。

式では、 (2)、\(L\) は等しい強度の片持ち梁の長さ、\(h\) は片持ち梁の厚さです。

等式のとき (1) を式 (1) に代入します。 (2) から、等しい強度の片持ち梁の表面ひずみの変化を取得できます。

ひずみゲージ自体の特性によると:

式では、 (4)、\(\Delta R\) はひずみゲージの抵抗の変化、R はひずみゲージの抵抗、k はひずみゲージの感度係数です。

構造ひずみを抵抗変化に変換するパッシブセンサーとして、ひずみゲージの抵抗変化をブリッジ回路によりさらに電圧や電流の変化に変換することができます。 片持ち梁とひずみゲージは同一平面上にあるため、片持ち梁による変形は近似的にひずみゲージの変形とみなすことができます。 図3に示す差動ブリッジを検出に使用する場合、出力電圧は式3からさらに推定できます。 (4):

差動ブリッジ増幅回路の図 (この図は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

式では、 (5)、\({R}_{1}\) と \({R}_{2}\) は誘導ひずみゲージです、\({R}_{3}\) と \({R}_ {4}\) は定抵抗、\({U}_{I}\) は入力電圧、\({U}_{o}\) は出力電圧です。

同じ抵抗ひずみゲージが橋の隣接するアームに接続されている場合、つまり \({R}_{1}={R}_{2}\) および \({R}_{3}= の場合） {R}_{4}\)、\({\Delta R}_{1}={\Delta R}_{2}\)、式 (5) は次のように簡略化できます。

式を代入すると、 (4) を式に代入します。 (6):

式を代入すると、 (3) を式に代入します。 (7) より、測定された変位 \(x\) と差動ブリッジ回路の出力電圧 \({U}_{o}\) の関係は次のように得られます。

免震支承のX、Y、Z方向の変位を同時に測定するため、免震支承の上下連結板の位置\(A-{A}_{0}\)にセンサーを固定しました。 、図4に示すように。

免震軸受の 3 次元変位測定の概略図 (この図は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

変位センサの初期伸び長さ \({L}_{0}\) は、式 (1) から計算できます。 (8)。 ジャイロスコープを使用して、センサーの初期水平角、つまりピッチ角 \({\alpha }_{0}\) と横角、つまりヨー角 \({\beta }_{0}\) を収集しました。 ）。 三角関数の公式により、現時点での X、Y、Z 方向の初期変位値は次のように計算できます。

免震支承が振動により変形、変位すると、上下の連結板の位置が \(A-{A}_{0}\) から \(A-{A}_{0}^{ ^{\プライム}}\)。 このとき、免震支承の動きに合わせて変位センサが伸びたり、回転したりする。 伸びた長さは\({L}_{t}\)、回転角（ピッチ角）とヨー角は\({\alpha }_{t}\)と\({\beta }_{t)となります。 }\）、 それぞれ。 現時点での X、Y、Z 方向の変位値は次のように計算できます。

なお、免震支承の3次元変位値は以下のようにして求めることができます。

上記の測定方法に基づいて、回転変位センサにより引張変位、ピッチ角、ヨー角を測定した。 三角関数の分解計算によりX、Y、Z方向の変位値を求めることができ、免震支承の3次元変位測定を実現します。

変位センサの核となる部品である、同等の強度を持つ片持ち梁のサイズと構造は、センサの感度に直接影響します。 より高い感度を得るために、片持ち梁のサイズと構造を解析しました。 カンチレバーの構造を図 5 に示します。その寸法は、カンチレバーの梁の長さ \(L\)、厚さ \(h\)、および梁の幅 \(b\) です。 方程式から。 (7) と (8) より、入力ブリッジ電圧とシュートの傾斜角が固定されている場合、センサーの感度はカンチレバー表面のひずみゲージ領域のひずみのみに関係することがわかります。片持ち梁の表面に生じるひずみは、その長さ \(L\) と厚さ \(h\) によって決まります。 したがって、より高いセンサー感度を得るには、カンチレバーの表面により大きなひずみを生成できるようにカンチレバーのサイズを合理的に設計する必要があります。 この論文では、Solidworks19 を使用してさまざまなサイズの片持ち梁をモデル化し、ANSYS を使用して静的シミュレーション解析を実行することにより、片持ち梁の長さ \(L\) および厚さ \(h\) と片持ち梁の表面ひずみとの関係を調査しました。片持ち梁、片持ち梁の垂直たわみが 2.5 mm 未満。 シミュレーション結果を図6に示します。

等強度片持ち梁の構造模式図（図はSolidworks 2016×64（https://www.solidworks.com/）で作成）

片持ち梁のサイズとひずみの関係を示す 3D 図 (この図は Origin 2016 × 64 (https://www.originlab.com/2016) によって生成されました)。

図5より、片持ち梁で測定した変位が一定値の場合、 \(h\) の値が大きいほど、 \(L\) の値が小さくなり、片持ち梁の表面に生じるひずみが大きくなることがわかります。カンチレバービームを使用すると、センサーの感度が高くなります。 感度を向上させる従来の方法では、ビームの長さ \(L\) を短くするか、ビームの厚さ \(h\) を増やすか、ウェッジ スライダーの高低差を増やすことが一般的です。 しかし、これによりビームとスライダ間の摩擦が増加することは避けられず、長期の往復測定ではビームやスライダの磨耗により測定精度に影響を受けやすくなります。 そこで本論文では片持ち梁の表面に4つの貫通穴をあけて横梁を形成した。 カンチレバーの長さ \(L\) と厚さ \(h\) は、元のカンチレバー ビームとウェッジ スライダーのサイズを変更せずに間接的に変更され、クロス ビームの表面ひずみが増加し、センサーの感度が向上しました。カンチレバービームとウェッジスライダーの大型化によるセンサーの長期往復測定精度への影響を回避しました。 クロスビームの寸法は、クロスビームの中心から片持ち梁の自由端までの距離 \(M\)、クロスビームの幅 \(a\)、および貫通部の直径 \(R\) です。 -穴の構造を図7に示します。

クロスビームを備えた等強度の片持ち梁の構造概略図 (この図は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

片持ち梁の表面に貫通穴をあけると、梁の表面に発生したひずみが穴の部分に集中します。 穴の直径が大きくなるほど、この領域に集中するひずみが大きくなります。 材料の機械的特性は、金属材料の弾性変形において、片持ち梁の表面ひずみが同時に増加し、その表面応力も継続的に増加することを人々に伝えます。 ただし、表面応力は片持ち梁の材料の許容応力よりも小さくなければなりません。そうしないと、片持ち梁が永久に変形して損傷します。 したがって、貫通孔の位置は梁の等脚台形の中心線と上底との間に位置することが一般的であり、貫通孔の境界と梁の境界との間には2mm以上の安全な距離が必要です。片持ち梁の境界。 そこで、材料の限られた許容応力範囲内で片持ち梁の表面ひずみを大きくし、より高い感度を得るために、横梁の貫通孔のサイズをR=6mmとしました。 他のパラメータが決定されると、Solidworks ソフトウェアを使用して、異なる \(M\) と a を使用してクロス ビームをモデル化しました。 さらに,ANSYSに基づいて,静的シミュレーション解析を実行して,2つの重要なパラメータ\(M\)とaが片持ち梁の表面ひずみに及ぼす影響を研究し,クロスビームの最良のパラメータを取得した。 シミュレーション結果とそのフィッティング曲線を図 8 に示します。

片持ち梁の表面ひずみに対するクロスビームのパラメータの影響 ((a、b) は Origin 2016 × 64 (https://www.originlab.com/2016) によって生成されました)。

図 8 から、横梁の中心から片持ち梁の自由端までの距離 \(M\) が 15 mm から 30 mm まで変化すると、横梁の表面の最大ひずみと、片持ち梁表面の最大応力は \(M\) の増加とともに減少します。 片持ち梁は65Mnばね鋼製で、許容応力は523MPaです。 許容応力内で最適なひずみを得るために、横梁の中心と片持ち梁の自由端の間の距離は \(M=25\) mm として選択されます。 \(M=25\) mm で、横梁の幅 \(a\) が 0.4 ～ 2 mm まで変化すると、\(a\) の増加に伴って横梁の最大表面ひずみも減少します。 センサーの測定範囲に影響を与えることなく、より高い感度を得るために、クロスビームの中心からカンチレバーの自由端までの距離は、クロスビームの幅である\(M=25\) mmとして選択されました。 \(a=1.2\) mm、貫通穴の寸法 \(R=6\) mm、片持ち梁の長さ \(L=60\) mm、厚さ \(h=1\) mm幅は \(b=15\) mm です。

センサーのデータ取得回路は図9に示されており、主にジャイロスコープ、温度センサー、差動ブリッジ増幅回路、シングルチップマイクロコンピューター制御モジュールで構成されています。 温度センサーはセンサーの周囲温度をリアルタイムで収集し、シングルチップマイコン制御モジュールは線形温度補償方式を使用して、現在の温度に応じて温度による悪影響を排除します。 差動ブリッジ増幅回路はブリッジとオペアンプを介してひずみゲージの抵抗信号を出力し、シングルチップマイコン制御モジュールは温度センサーの温度データ、差動ブリッジ増幅回路の電圧、角度データを収集します。 AD および UART を介したジャイロスコープ。 計算により免震支承の3次元変位データを取得し、上位コンピュータに出力して保存しました。

回路のブロック図 (この図は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

差動ブリッジ増幅回路では、2 つのひずみゲージ \({SG}_{1}\) と \({SG}_{2}\) は同一であり、同じ温度環境にありました。 センサーが変位を受けると、ひずみゲージ \({SG}_{1}\) と \({SG}_{2}\) の抵抗は、一方が増加し、他方が減少します。 同じ温度下にあったので、温度変化による抵抗変化も同じでした。 ブリッジの隣接する 2 つのアームに接続すると、ひずみゲージ自体の非線形誤差と温度誤差が補償され、同時に測定感度と精度が向上します。 ひずみゲージの出力信号は非常に微弱であったため、シングルチップマイコン制御モジュールの取得と処理を容易にするために、本論文では信号を増幅するためにTP09オペアンプを使用しました。 このコンポーネントには、低オフセット、低消費電力、高精度、および高いコモンモード除去比という利点があります。 微弱な電圧信号を0.1%精度の抵抗で600倍に増幅し、0～5Vの電圧信号を出力しました。 回路を図 10 に示します。

差動ブリッジ増幅回路 (図は Altium Designer 2016 (https://www.altium.com.cn/products/downloads) によって生成されました)。

ARM コアを搭載した STM32F103RCT6 は、3 つの 12 ビット ADC と 2 つの初期シリアル ポートを統合した MCU 制御モジュールのメイン コントローラーとして選択され、電圧、温度、角度信号取得の要件を満たすことができます。 ジャイロスコープは、Witmotion社のWT931姿勢傾斜センサーモジュールでした。 測定範囲はX、Z±180°、Y±90°、測定精度はX、Y軸で0.05°、Z軸で1°でした。 ジャイロスコープモジュールは、シリアルポートTTLを介してSTM32シングルチップマイクロコンピュータと通信します。これには、小型、高精度、高速リターンレートという利点があります。 DS18B20高精度デジタル温度モジュールを温度センサーとして使用し、リアルタイム温度測定を実現しました。 温度モジュールはサイズが小さく、高度に統合されており、他の周辺コンポーネントなしでシングルチップマイクロコンピュータと通信できました。

差動ブリッジ増幅回路は温度ドリフトの誤差の一部を低減できますが、その補償精度には限界があり、センサーの高精度測定要件を満たすことができません。 センサーの出力電圧に対する温度ドリフトの影響をさらに低減するために、この論文では、DS18B20高精度温度センサーを使用してリアルタイムで温度を収集し、図11に示すようなソフトウェア線形温度補償モデルを構築しました。

ソフトウェア線形温度補償モデル (図は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

周囲温度の変化の影響下では、センサーの出力電圧 \({U}_{i}\) は、加えられた変位 \(X\) の関数だけでなく、温度 \(T \)。 標準変位 \(X_{i}\) をセンサ​​ーに適用した場合、その指示値は次のようになります。

ここで、\(U_{i}\) は、標準変位 X を適用した場合の温度補償前のセンサーによって表示される電圧値です。

室温 23 °C において、実験に使用した変位センサの変位校正用に n 個の検出点を選択し、センサの出力電圧は次のようになります。

センサーに変位動作を加えずに温度コントロールボックスの温度を変化させ、さまざまな温度での変位センサーの出力電圧を次のように測定しました。

最小二乗法に基づく線形フィッティング アルゴリズムを使用し、さまざまな温度でのセンサーの指示値の線形フィッティングによって温度校正式が得られました。

ここで、 \(a\) と \(b\) は線形フィッティング係数、 \(T\) はリアルタイム温度、 \(U_{T}\) は現時点での温度ドリフト電圧です。

最後に、現時点での測定電圧 \(U_{i}\) と現在の温度条件下での温度ドリフト出力電圧 \(U_{T}\) の差がシングルチップマイコンのプログラムによって作成され、そして補償された出力電圧 \(U_{o}\) が得られます。

変位センサーのサイズに応じて、高感度の回転可能な 3 次元変位センサーを図 12b に示します。 3D変位センサの温度性能を研究するために、図12に示すように、変位センサの温度補償試験システムを構築しました。センサは、天津中科製MQ-TH1000F-2N温度制御ボックスに設置されました。 Meiqi Technology Co., Ltd. (測定範囲: -70 ～ 170 °C、精度: 0.01 °C) を使用し、センサーの出力電圧を上位コンピューターでリアルタイムに収集しました。

温度実験テスト システムの概略図 ((a、b) は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

まず、温度校正式のフィッティング係数を決定するために、温度制御ボックスの温度を -20 °C から 60 °C まで上昇させました。 10 °C ごとに勾配を付け、毎回温度を 15 分間維持しました。 ボックス内の温度指示値が安定した後、温調ボックスの表示温度とセンサーの出力電圧ドリフトを記録しました。 6 グループのデータを繰り返し測定し、温度とともに変化する出力の曲線を図 13a に示します。 温度ドリフトデータは変動しているため、6 組の測定データの平均値をとり、最小二乗法によりセンサの温度ドリフトデータを直線フィッティングし、異なる温度における温度ドリフトの出力電圧方程式を求めました。 フィッティング方程式は次のとおりです。

温度補償前後のセンサーの出力電圧の比較 ((a、b) は Origin 2016 × 64 (https://www.originlab.com/2016) によって生成されました)。

温度校正式を MCU プログラムに入力し、センサーの出力電圧を補正して温度補償を実現しました。 上記の実験フローを繰り返すことにより、図13bに示すように、温度補償前後の出力電圧曲線が得られました。

図１３ｂから分かるように、温度補償後、変位センサの出力電圧は温度とともに低下し、出力範囲誤差は１３５ｍＶから１９ｍＶに減少した。 温度ドリフトはある程度改善されました。 最大温度ドリフト誤差は 3.6 % から 0.7% に減少しました。これは、センサーの温度補償モデルが合理的であり、効果的な温度補償に使用できることを示しています。

次に、免震ベアリングが配置されている免震層の周囲温度は年間を通じて 0 ～ 20 °C であるため、この範囲内でのセンサーの長期温度安定性をさらに検証するために、温度コントロールボックスを0℃から20℃まで上昇させ、5℃ごとに勾配を付けて各回10時間保持しました。 ボックス内の温度表示が安定した後、1 時間ごとに電圧値を記録します。 実験の継続時間は約50時間です。 センサーの出力電圧曲線を図 14 に示します。

さまざまな温度範囲でのセンサー出力電圧曲線 (図は Origin 2016 × 64 (https://www.originlab.com/2016) によって生成されました)。

図 14 からわかるように、センサーの出力電圧は 0 ～ 20 °C の温度範囲で緩やかに変動します。 基準点として 23 °C の温度点のサンプリング値を採用すると、最大温度ドリフト誤差はわずか 0.4% であり、これはセンサーが長期の一定温度下で良好な安定性を備えていることを示しています。

異なる変位センサの静的性能を比較するために、Hermitt 製 KTC-160 mm 位置トランスデューサを使用して比較実験を行います。 次に、Tianheng Measurement and Control Company 製の TD8411 回転プラットフォーム表面磁気分布測定器と、 Agilent Company が製造する 34410A デジタル マルチメータと U8002A DC 電源です。 システムブロック図と物理図をそれぞれ図15に示します。

変位センサーの静的キャリブレーション システム ((a、b、c) は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

3次元変位荷台のクランプ端を3次元変位センサと位置変換器の測定ガイドロッドで固定し、変位調整ノブをX方向に10mm刻みで回転させ、0mmの目盛りを引きます。正のストロークに応じて順番に最大 160 mm まで移動します。 出力電圧が安定するまで各変位点で 3 ～ 5 秒停止し、この時点の電圧データを記録します。 記録後、逆ストロークで変位を 160 mm から 0 mm に減少させます。 プロセス全体を 3 回連続してテストする必要があります。図 16 は、3 回の実験における各変位点に対応する出力電圧値を示しています。

3 つの変位テストの時刻歴図 ((a、b) は Origin 2016 × 64 (https://www.originlab.com/2016) によって生成されました)。

図１６の６組のデータの算術平均値を求め、最小二乗法によりデータを直線にフィッティングした。 結果を図17に示します。

出力電圧値と変位の線形フィッティング ライン ((a,b) は Origin 2016 × 64 (https://www.originlab.com/2016) によって生成されました)。

フィッティングラインから、測定範囲が 160 mm の場合、3D 変位センサの変位感度は 16.29 mV/mm、線形相関係数は 0.9999、直線性は 0.36%、ヒステリシス誤差は 0.45% であることがわかります。 、再現性誤差は 0.69% です。 センサーの総合精度は平方和法により 0.9% と計算できます。 比較すると、位置トランスデューサの変位感度は 14.13 mV/mm、線形相関係数は 0.9999、直線性は 0.8%、ヒステリシス誤差は 0.37%、再現性誤差は 0.27%、合計精度は 0.92 です。 %。

さらに、テスト結果は、3D 変位センサーが市販の位置トランスデューサーと比較して 15% 高い感度を持っていることを示しています。 2 つの変位センサーの直線性、ヒステリシス誤差、再現性誤差にはそれぞれ長所と短所がありますが、総合精度は同等です。 したがって、3D 変位センサはより優れた変位測定性能を示します。

センサの静的 3D 変位測定の精度と信頼性をさらに検証するために、図 18 に示すように、回転プラットフォーム表面磁気分布測定装置 TD8411 を使用して 3D 変位試験プラットフォームを再構築しました。 3D 変位センサの測定ガイド ロッドを固定しました。 3D 変位荷重プラットフォーム上で、プラットフォーム上の変位ノブを使用して空間内でテスト ポイントを一定の距離と方向に移動させ、それによって 3D 変位センサーを駆動してガイド ロッドが一定の距離と方向に移動するように測定します。 センサーの出力電圧と角度を上位コンピューターで記録し、センサーの3次元伸縮変位を取得しました。

3D 空間変位テスト プラットフォーム (図は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

3D変位センサの初期固定位置を原点A(0,0,0)、B(50,50,−10)、C(50,50,0)、D(100,100,0)とした。と E (100, 100, 10) が空間にプリセットされています。 点Aから点Eまでを一定の距離と方向で順番に移動し、各点に約3秒間滞在します。 測定点移動の模式図を図19に示します。

測定点の移動の概略図 (この図は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

上部コンピュータによって収集および記録された電圧と角度の値は公式によって計算され、対応するX、Y、Z方向の変位が得られます。 次に、Origin によりデータ波形を平滑化し、図 20 に示すような 3D 変位波形曲線が得られました。

X、Y、Z 方向の変位の変化曲線 (図は Origin 2016 × 64 (https://www.originlab.com/2016) によって生成されました)。

図２０から分かるように、変位段階が変化すると、変位調整ノブの人為的な回転では一定の速度を保つことができず、変位段階が変動しながら上昇したり下降したりする。 そのため、変位調整ノブの回転振幅や周波数に応じて波形が変化し、波形の変化が不規則になり、実際の位置にも波形の変化が反映されます。 B-C 断面の Z 方向変位が減少し、D-E 断面の Z 方向変位が増加すると、X 方向変位と Y 方向変位も小さな振幅で増減します。 C-D 断面の X 方向および Y 方向の変位が増加する過程で、センサー測定ガイド ロッドと 3 次元変位荷台のクランプ端の間の接続が緩んでいるため、Z 方向の変位もわずかに増加します。不安定。 作動すると、測定ガイドロッドの固定部分とベアリングベースが力によってわずかに変形し、残りの部品の変位の測定に誤差が生じます。

図に示すように、センサーが安定した状態で点 A、B、C、D に伸ばされたときにデータを取得し、その点に対応する座標を減算して X、Y、Z 方向の変位測定誤差を取得しました。 .21.

X、Y、Z 方向の変位誤差を測定しました (図は Origin 2016 × 64 (https://www.originlab.com/2016) によって生成されました)。

図２１から分かるように、Ｘ、Ｙ、Ｚ方向の変位データの測定誤差はいずれも２ｍｍ未満である。 測定誤差は、測定ガイドロッドと変位荷台のクランプ端との間の固定が不十分であることが原因である可能性があります。 変位ノブを手動で調整した場合、変位荷台とセンサーの間に変形が生じ、若干の誤差が生じていました。 実験結果は、センサーが静的な 3D 変位の測定において正確で信頼性があることを示しました。

免震建物が地盤振動を受けると、免震支承とそれに接続する上部建物との間でゆっくりとした平行移動が起こり、基本的な水平固有振動数は0.2～0.5Hzの範囲になります。 周波数範囲付近での 3 次元変位センサの動的 3 次元変位測定性能を検証するために、河北省防災技術学院地震防災リスク評価重点実験室の 3 次元 6 自由度電磁振動テーブルを使用しました。免震支承の動的変位をシミュレーションします。 動的三次元空間変位試験システムを図 22 に示す。三次元 6 自由度電磁振動テーブルは主にテーブルトップ、ベース、サーボ電動シリンダ、および制御キャビネットで構成されています。 テーブル天板の大きさは1.5×1.5m、最大耐荷重は2000kgでした。 テーブルの最大水平加速度は±2g、最大垂直加速度は±1.5g、最大ストロークは±10cm、動作周波数は0～60Hzで、必要な変位と周波数範囲を満たすことができました。実験。

動的 3D 空間変位テスト システム ((a、b) は Microsoft Visio Professional 2016 (https://www.microsoft.com/zh-CN/download/details.aspx?id=51188) によって生成されました)。

実験の前に、振動テーブルを一定の場所に吊り上げ、スムーズに動作し続けることを確認するために鉛製の釣り合いおもりを取り付けました。 センサ固定金具の高さを調整し、ブラケットと天板の間に変位センサ測定用ガイドロッドを固定しました。 センサーや振動台の回路をチェックし、人為的ミスなどによるシステムの正常な動作への影響を排除しました。 実験手順は、振動テーブルの制御側の上位コンピュータを調整して、X、Y方向のみ、およびX、Y方向同時の場合は変位振幅10mmの正弦波加振信号を振動テーブルから出力するようにしました。 周波数範囲は 0.1 ～ 5 Hz でした。 このうち、0.1 Hz と 1 Hz の間のステップ サイズとして 0.1 Hz を採用し、1 Hz と 5 Hz の間のステップ サイズとして 1 Hz を採用しました。 次に、正弦変位振幅を 50 mm、周波数範囲を 0.1 ～ 1.7 Hz に設定し、ステップ サイズとして 0.1 Hz で実験を繰り返しました。 図２３は、周波数０．９Ｈｚ、変位振幅１０ｍｍにおける変位センサの変位データと標準正弦波との比較曲線である。 変位センサの出力変位の各周波数範囲における最大ピーク値を測定値との差が出るように選択し、変位センサの振幅が10mmと50mmの場合の各周波数試験点における測定誤差を求めた。図24に示すように得られます。

測定周波数 0.9 Hz、変位 10 mm での測定変位と標準変位の比較 ((a,b,c,d) は Origin 2016 × 64 (https://www.originlab.com/2016) によって生成)。

さまざまな周波数でのセンサーのピーク測定誤差 ((a、b) は Origin 2016 × 64 (https://www.originlab.com/2016) によって生成されました)。

図からわかるように。 図 23 と図 24 では、振動テーブルの性能限界により、初期および最終段階の変位振幅は設定された目標に達できず、他の変位段階でセンサーによって測定された正弦波変位データは基本的に標準正弦波と一致していました。波。 正弦波変位の振幅が 10 mm のとき、周波数を変化させた場合、X 方向と Y 方向の単独動作および共同動作によって生じる測定誤差は、± 0.23 mm の小さな変化範囲でした。 の相対誤差は 2.5% でした。 ただし、正弦波変位の振幅が 50 mm の場合、X、Y 方向の単独動作と共同動作による測定誤差は、いずれも 1.5​​ mm の間で大きくばらつきました。 相対誤差は 3% であり、10 mm の変位振幅測定よりも小さく、センサーが良好な動的変位測定性能を備えていることを示しています。

本稿では、高感度の回転可能な三次元変位センサを提案した。 センサーの片持ち梁と等強度の機械構造を特別に設計することで、センサーの感度と精度を向上させ、同時に3次元変位測定を実現しました。 シミュレーション解析と実験検証を組み合わせることにより、最適な設計と設計されたセンサーの性能テストが実行されました。 結果は、センサーの測定範囲は 160 mm、感度は約 16.29 mV/mm、精度は 0.9% に達し、静的および動的 3D 変位測定誤差は 2 mm 未満であることを示しました。 免震支承の健全性監視に使用される他のタイプの変位センサと比較して、本論文で設計したセンサの等強度片持ち梁は横梁型貫通孔設計を採用しており、梁表面の曲げひずみが大きくなっています。感度を向上させる。 ジャイロスコープと機械的回転構造を追加した後、センサーを使用して免震ベアリングの三次元変位を測定することができ、同時に変位伝達機構が測定精度に与える悪影響を軽減するために使用できます。 高感度、高測定精度、高い適用性という利点があります。 ただし、ある程度は改善の余地が多く残されています。 実際、免震ベアリングの作業環境は一般に暗くて湿気が多いため、センサーがこの状態で長時間動作すると、センサーの内部の機械部品や電子部品が故障する可能性があり、センサーの性能に影響を及ぼします。この状態。 したがって、元のスキームをさらに改良して、橋梁、高層ビル、水利施設およびその他の工学分野の免震支承の健全性モニタリング研究にセンサーをできるだけ早く適用できるようにすることができます。

現在の研究中に使用および/または分析されたデータセットは、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

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この研究は、河北省地震災害計器および監視技術重点研究所の公開基金 (助成金番号 FZ224105)、教育省の新しい工学研究および実践プロジェクトの第 2 バッチ (助成金番号 E-SXWLHXLX20202607)、中央大学向け基盤研究費（助成番号 ZY20215101）。

防災研究所、電子科学制御工学部、三河、065201、河北省、中国

Jianxian Cai、Tao Jiang、Zhitao Gao、Yan Shi

地震災害計測および監視技術の河北重点実験室、三河、065201、河北省、中国

Jianxian Cai、Tao Jiang、Zhitao Gao、Yan Shi

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JC が原稿執筆と解析を監修し、TJ と ZG がセンサー構造の設計、センサー実験を担当し、原稿本文を執筆しました。 YS センサー部品の加工、実験結果の解析と作成した図。 1、2、3、4、5、6、7、8、9、10、11、12、13、14、15、16、17、18、19、20、21、22、23、24。 著者全員が原稿をレビューしました。

蔡建賢氏への対応。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

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転載と許可

Cai、J.、Jiang、T.、Gao、Z. 他高感度の回転式三次元変位センサです。 Sci Rep 13、5086 (2023)。 https://doi.org/10.1038/s41598-023-32178-3

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受領日: 2022 年 10 月 31 日

受理日: 2023 年 3 月 23 日

公開日: 2023 年 3 月 29 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-32178-3

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