DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 摘 要 现代飞机装配过程中，有大量碳纤维增强复合材料/钛合金(CFRP/Ti)叠层构件的制孔需求，复合材料及钛合金的难加工性使得叠层构件制孔成为影响飞机装配周期和装配质量的重要因素。螺旋铣孔技术因其较小的轴向力、较好的散热性和排屑性得到广泛关注。但基于孔加工过程封闭的切削环境，螺旋铣孔还是无法避免加工过程孔内残留切屑问题。针对以上问题，本文通过竖直螺旋铣孔实验，对比研究了自然排屑和使用集屑装置时孔壁粗糙度、孔径精度、孔出入口缺陷以及刀具磨损等。结果显示，集屑装置可避免切屑在孔口的堆积，进而减少向孔内返屑现象，从而有效降低因碳纤维和钛合金切屑导致的刀具磨损，提高孔径精度，减少孔出口缺陷。 关键词 :螺旋铣孔，排屑，CFRP，钛合金，制孔质量 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 碳纤维增强复合材料(Carbon Fiber Reinforced Plastics， CFRP)比强度高、可设计性强、耐腐性好 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] ，广泛应用于航空制造领域，如飞机蒙皮、中央翼盒、尾翼等部位，可大幅降低飞机重量 [ 4 ] ，提高飞机的经济性和可承载能力。飞机制造过程中，有大量的复材构件采用螺栓连接或铆接的方式在关键承力部位(如支架、骨架、翼身结合处等)与钛合金进行装配连接，形成碳纤维复合材料/钛合金(CFRP/Ti)叠层构件。随着新型飞机制造中复合材料使用比例的大幅增加，CFRP/Ti叠层构件制孔需求明显增大 [ 5 ] ，制孔效率和制孔质量直接关系到飞机的装配周期和服役寿命，因而高效率、低损伤的制孔技术是飞机装配过程中的关键环节。 目前传统钻削仍然是飞机装配过程中最常用的制孔技术，但钻削轴向力大、切削温度高、排屑条件差、加工质量低 [ 6 ] ，严重影响了飞机装配效率。螺旋铣孔，是一种新型制孔技术，切削过程由主轴自转、刀具沿孔中心公转、刀具沿孔轴线向下进给三个运动构成。相比与钻削，螺旋铣孔轴向力小、散热性好、排屑性好、加工质量高，根据偏心量的不同能实现一刀多孔 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] ，因而得到国内外的广泛关注。 不同于车削、铣削等，相对封闭的环境增大了制孔过程中切屑的排出难度，孔内残留的切屑会划伤已加工表面，南成根等人发现CFRP/Al叠层构件钻孔过程中过多的残留切屑会加剧刀具磨损，严重降低叠层构件制孔质量 [ 10 ] ；张松鹏等人在复材板钻削时安装了吸尘装置，较好的完成复材切屑的收集，但并未研究切屑对加工质量和刀具磨损的影响 [ 11 ] 。虽然断续切削极大地改善了螺旋铣孔过程中的排屑条件，有效降低了切屑对孔壁的二次损伤，但是铣刀螺旋槽并不能将全部细碎切屑排出孔外，部分切屑残留在孔内参与后续切削过程。而钛合金的易粘结性、碳纤维的高硬度，必然会对刀具磨损及制孔质量产生影响，甚至引起刀具堵塞 [ 12 ] 。关于切屑对叠层构件制孔过程影响的研究主要集中于钻削，而对螺旋铣削过程中残留切屑对加工过程的影响研究较少。 本文以CFRP/Ti叠层构件螺旋铣孔过程为研究对象，通过五轴机床进行螺旋铣孔试验，对比研究了螺旋铣孔自然排屑条件与使用集屑装置时的孔径、孔壁粗糙度、进出口毛刺等制孔质量的变化，并分析了两种排屑条件对刀具磨损的影响。
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user: 2. 实验设计 试验所用叠层工件由厚5 mm的T700多向铺层CFRP板([0˚/45˚/-45˚/90˚] 6s ，环氧树脂，碳纤维体积含量60%~65%)和厚5 mm的Ti6Al4V钛合金板组成，CFRP板在叠层构件上方，加工顺序由CFRP层切入，由Ti层切出。螺旋铣孔试验在DMU 80T五轴机床进行，加工方式为“竖直切削”，即叠层构件水平放置，孔轴线与叠层构件表面垂直，工装如图1所示。试验用刀具直径6 mm，4刃，螺旋角38˚，刃长4 mm，总长55 mm，刀具材料为超细晶粒硬质合金(WC/Co)，表面涂有TiAlN涂层。 分别在自然排屑和使用集屑装置条件下进行了螺旋铣孔试验。自然排屑条件下，切屑通过螺旋槽排出，无任何其他干预。使用的集屑装置如图1所示，为三维打印的ABS树脂一体构件，其结构是根据机床主轴几何尺寸所设计，安装后与工业吸尘器连接，完成切屑的排出和收集。螺旋铣孔切削参数如表1所示。 采用Mitutoyo SJ-500型表面粗糙度仪测量加工孔的表面粗糙度，取样长度为0.8 mm，取样位置为孔中间部位，每个孔测量3次取其平均值作为孔的粗糙度值；孔径测量在三坐标测量仪进行，测量位置为孔的中间部位，每次测量4个点；采用扫描电子显微镜(SEM)观测复材切屑形貌；用VHX-1000超景深显微镜观察孔的进出口形貌、刀具磨损形貌、钛合金切屑形貌。
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user: 4. 结论 本文研究了CFRP/Ti叠层构件竖直螺旋铣孔过程中，自然排屑条件和集屑装置对制孔质量和刀具磨损的影响，基于实验结果和分析，可得出以下结论： 1) 在竖直螺旋铣孔过程中，与自然排屑条件下相比，集屑装置的使用有效减小了孔径变动幅度，减少了复材和钛合金层出口毛刺高度，不过对孔壁粗糙度影响并不明显。 2) 集屑装置的使用明显减小刀具底刃磨损，而且降低了刀尖附近前刀面钛合金切屑的粘结。 3) 基于流体力学有限元分析，在吸尘器产生负压作用下，高速气流涌入集屑装置，对孔口的切屑产生扰动，并吸入排屑口，因而避免了孔口切屑的堆积，有效减少了向孔内返屑现象以及由返屑导致的刀具磨损。
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user: 摘 要 铝合金具有密度低、强度高、挤压性能好、焊接性优良及加工性能好等特点，已经成为高速列车车体生产的主导材料。在铝合金车体生产过程中，焊接技术是使用最为广泛的生产加工方式。高速列车铝合金车体焊接完成后，焊缝部位会形成一定的余高。余高不但影响高速列车整体结构尺寸精度，还会影响高速列车的安全可靠性，因此为了满足实际使用要求，大部分焊接接头均要求打磨余高。因而焊缝余高打磨工艺的研究是相当必要的。本文研究了不同打磨粒度对12 mm厚A6061-T6铝合金对接接头疲劳性能的影响。结果表明不同打磨粒度铝合金对接接头抗拉强度，延伸率差别不大，焊接接头的疲劳极限都随着打磨粒度增加而增加。 关键词 :A6N01铝合金，焊接接头，打磨粒度，力学性能，疲劳性能 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 试验材料及方法 1.1. 试验材料 本试验采用12 mm厚A6061-T6 (固溶处理 + 人工时效)铝合金板材为试验对象，试验用板材满足JIS H4100相关要求。焊接材料选用直径1.2 mm的ER5356铝镁合金焊丝。A6061-T6铝合金和ER5356焊丝的化学成分如表1所示。 焊接采用半自动焊接设备，操作人员为从事现车焊接焊工，具有相应的资质。焊机型号PHOENIX 421 EXPERT forceArc MIG焊机。保护气体为高纯氩(Ar纯度不小于99.999%)。焊接工艺参数及环境要求按照现车执行，为防止焊接变形，采用刚性固定。焊接工艺参数如表2。 焊后对焊接试板进行外观检查(VT)、渗透探伤(PT)和射线探伤(RT)，对检测合格的试板取样进行不同粒度(40目、80目和120目)的焊缝余高打磨。 1.2. 试验方法 打磨完成后对焊接接头分别进行显微组织观察，硬度、拉伸和疲劳试验。微观组织观察参照GBT 3246.2-2000变形铝及铝合金制品组织检验方法进行。硬度试验根据标准GB/T2654-2008/ISO9015：1-2000及HB5173-96，采用HV-30数显维氏硬度计进行试验，载荷30 N，加载时间10 S。拉伸试验根据GB/T228-2010标准，在CMT5305电子万能试验机上进行试验，试验速度为5 mm/min。疲劳试验使用GPS200高频疲劳试验机进行，应力比R = 0，加载频率为85~140 Hz。
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user: 2. 试验结果与讨论 2.1. 显微组织分析 6061-T6铝合金焊接接头显微组织如图1，由显微组织可以看出，焊缝为焊接时高温产生铸态组织。 Table 1 Main chemical compositions of A6061 alloy and solder wire ER535 材料 Si Fe Cu Mn Mg Cr Zn Ti Al 6061 0.4 - 0.8 ≤0.40 0.15 - 0.4 <0.15 <0.4 0.05 - 0.25 ≤0.25 ≤0.15 余量 ER5356 0.25 4.5 - 5.5 <0.1 0.05 - 0.2 <0.1 0.05 - 0.2 0.1 <0.15 余量 表1. A6061铝合金、ER5356焊丝主要化学成分(wt%) Table 2 Welding parameter 焊道 方法 填充金属直径(mm) 电流(A) 电压(V) 电流种类和极性 焊接速度(mm/s) 线能量(KJ/mm) 1 131 1.2 222 24.3 DCEP/+ 8.7 0.50 2 131 1.2 232 25.2 DCEP/+ 6.4 0.73 3 131 1.2 196 24.2 DCEP/+ 5.4 0.70 表2. 焊接工艺参数 图1. A6061-T6铝合金对接接头显微组织 在熔合区靠近热影响区一端为粗大的晶粒，靠近焊缝一端晶粒较小。热影响区由淬火区和过时效区(软化区)组成，淬火区的组织主要为过饱和α固溶体，淬火区由于靠近焊缝，受到焊接过程中较高温度热循环的影响，多发生固溶强化，第二相析出物较少；而过时效区(软化区)距离焊缝较远，焊接过程中，受热温度较低，但是又高于铝合金时效温度，处于一种过时效的状态，在这个温度下脱溶相互相聚集，形成稳定的β (Mg2Si)第二相，第二相的析出聚集长大，造成软化区的性能有所下降 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。 2.2. 硬度试验分析 6061铝合金对接接头硬度曲线如图2所示。从硬度曲线上可以看出三条焊缝硬度曲线相差不大。走势也很相近。焊缝硬度值较高，硬度值大约为60 HV，所有接头硬度随着与焊缝中心距离的增加先上升，再下降，在距离焊缝4~10 mm间存在一明显的软化区，硬度最低，约为40 HV，过了软化区硬度继续上升，直至与母材相同，母材的硬度值低于焊缝，约为53 HV。 2.3. 拉伸性能 表3为A6061-T6铝合金对接接头拉伸试验数据。可看出A6061-T6铝合金12 mm对接接头拉伸断裂位置都在热影响区，进一步印证了软化区是整个焊接接头最薄弱的区域。经不同粒度砂轮打磨后，焊接接头的抗拉强度、屈服强度相差不大，抗拉强度都分布在150~160 MPa之间，屈服强度在125~135 MPa之间，在打磨粒度为80目时取得最优的抗拉强度和屈服强度，分别为159 MPa和127 MPa。打磨粒度为120目时，延伸率略有降低，为9.49%，经40目和80目打磨后的接头的延伸率相差不大。 图2. A6061-T6铝合金12 mm对接接头硬度值曲线 Table 3 Tensile test data of 12 mm thick A6061-T6aluminum alloy butt join 材料 宽度/mm 厚度/mm 抗拉强度/MPa 平均值/MPa 屈服强度/MPa 平均/MPa 延伸率/% 平均值/% 断裂位置 6-40-1 24.82 11.98 164.31 128 11.39 热影响区 6-40-2 24.8 12.36 147.46 158 123 126 10.72 11.21 热影响区 6-40-3 24.92 12 162.84 129 11.52 热影响区 6-80-1 25.3 12.16 157.44 123 12.48 热影响区 6-80-2 24.92 12.12 161.43 159 129 127 12.05 12 热影响区 6-80-3 25 12 160.67 128 11.47 热影响区 6-120-1 25 12 160.86 132 10.08 热影响区 6-120-2 24.86 11.92 162.27 151 133 132 9.6 9.49 热影响区 6-120-3 24.9 12 161.42 133 8.8 热影响区 表3. A6061-T6铝合金12 mm对接接头拉伸试验数据 2.4. 疲劳性能 通过表4和图3我们可以观察到6-120试样的疲劳极限为100 MPa，6-40和6-80试样的疲劳极限为90 MPa。断裂的疲劳试样均断于焊缝处，说明在疲劳试验中焊缝是整个接头最薄弱的区域，这与硬度、拉伸试验得到的结论并不相符，然而通过对疲劳断口的分析可以发现，焊缝由于焊接工艺与过程的影响，存在数量不等的气孔和夹杂等缺陷，这些焊接缺陷往往是疲劳裂纹最容易萌生的区域，因此造成了焊缝在疲劳试验中成为整个接头最薄弱的区域 [ 4 ] 。 图4(b)显示断口起裂源在试样表面，可以看出焊缝中存在大量大小不一的气孔，气孔的存在，极易成为再服役过程中发生疲劳断裂的起裂源。从图4中可见，在试件中有较多的气孔，这就可能导致较大的应力集中，加速疲劳裂纹的扩展，加快试件的断裂。(b)是裂纹扩展区的疲劳辉纹，(c)是瞬断区韧窝形貌。 图5是80目打磨12 mm厚A6061-T6铝合金对接接头疲劳断口的形貌。图(a)显示断口的裂纹源位于试件的表面的一处夹渣，这可能是厚板多层多道焊时清渣未彻底造成的。图(b)是裂纹扩展区的疲劳辉纹，辉纹较深，形貌清晰。图(c)是瞬断区韧窝形貌，还能观察到气孔的存在。 图6是120目打磨12 mm厚A6061-T6铝合金对接接头疲劳断口的形貌。断裂面上有明显的疲劳辉纹，这是疲劳裂纹扩展时留下的，并存在二次裂纹。瞬断区断口呈明显的韧窝图样，这说明该疲劳试件在断裂时也是以塑性断裂的方式断裂的，说明该试件在疲劳加载过程中发生了塑性变形。由裂纹源区的疲劳断口可以发现一处聚集分布的气孔，引起疲劳断裂主要原因可能是这些缺陷综合作用的结果。这些缺陷一方面造成应力集中，另一方面造成截面积的减少。多个缺陷的出现增加了裂纹产生的概率，从而引起疲劳强度的下降。
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user: 3. 结论 (1) 利用MIG焊可获得焊接质量比较好的6061铝合金焊接接头，拉伸试验结果表明软化区是整个6061铝合金焊接接头最薄弱的区域，因此不同粒度对焊缝余高的打磨未对接头的抗拉强度和屈服强度造成明显影响。 Table 4 Fatigue data of 12 mm thick A6061-T6aluminum alloy butt join 材料 板厚/mm 接头形式 打磨片粒度/目 试件编号 载荷/MPa 循环周次 断裂位置 A6061-T6 12 对接 40 1 110 224250 焊缝 2 100 739300 焊缝 3 90 10000000 未断 4 80 10000000 未断 80 1 110 359782 焊缝 2 100 894600 焊缝 3 90 10000000 未断 4 80 10000000 未断 120 1 110 461751 焊缝 2 100 10000000 未断 3 90 10000000 未断 表4. 12 mm厚A6061-T6铝合金对接接头疲劳数据 图3. 不同粒度打磨后的12 mm厚A6061-T6铝合金对接接头疲劳S-N曲线((a) 40目，(b) 80目，(c) 120目) 图4. 不同粒度打磨后的12 mm厚A6061-T6铝合金对接接头疲劳S-N曲线((a) 40目，(b) 80目，(c) 120目) 图5. 经80目砂轮打磨后12 mm厚A6061-T6铝合金对接接头的疲劳断口图 图6. 经120目砂轮打磨后12 mm厚A6061-T6铝合金对接接头的疲劳断口图 (2) 焊接接头的显微硬度在焊缝处最高，在热影响区中存在一软化区，是整个接头硬度值最低的区域，也是力学性能最差的区域。 (3) 不同打磨粒度下铝合金6061焊接接头的S-N曲线整体变化趋势相同，随着应力幅值的降低其疲劳寿命升高；且随着打磨粒度的增加，焊接接头的疲劳极限有所降低。 (4) 焊接接头疲劳断裂发生在焊缝处，焊接接头的疲劳断口包括三部分，即疲劳裂纹萌生区、疲劳扩展区和瞬断区，并且各个区域有着不同的断口性貌；由于焊缝中组织的不均匀性，且焊缝中存在气孔等缺陷，焊接接头疲劳裂纹易于在此处产生，进而向焊缝处扩展，最终断裂。
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user: 摘 要 铝合金具有密度低、强度高、挤压性能好、焊接性优良及加工性能好等特点，已经成为高速列车车体生产的主导材料。在铝合金车体生产过程中，焊接技术是使用最为广泛的生产加工方式。高速列车铝合金车体焊接完成后，焊缝部位会形成一定的余高。余高不但影响高速列车整体结构尺寸精度，还会影响高速列车的安全可靠性，因此为了满足实际使用要求，大部分焊接接头均要求打磨余高。因而焊缝余高打磨工艺的研究是相当必要的。本文研究了不同打磨粒度对A7N01P-T4铝合金对接接头疲劳性能的影响。结果表明不同打磨粒度铝合金对接接头抗拉强度，延伸率差别不大。不同打磨粒度对铝合金对接接头疲劳性能的影响多变的。疲劳裂纹源均萌生于焊缝缺陷，多见于气孔，夹渣与硬质相，因而焊接接头的质量对疲劳性能的影响占主要原因。 关键词 :A7N01P-T4铝合金，焊接接头，打磨粒度，力学性能，疲劳性能 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 7N01铝合金为Al-Zn-Mg可热处理强化型高强铝合金，具有优良的焊接性能、挤压性能等综合性能。因此，7N01铝合金被广泛应用于高速列车生产制造中以满足高速列车轻量化和高速的要求 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。铝合金车体主要采用焊接的加工工艺制造，焊接完成后，焊接接头表面会形成一定的余高，而焊后焊缝余高的存在将影响铝合金焊接接头的使用性能 [ 4 ] [ 5 ] 。铝合金焊缝打磨主要针对焊缝余高和焊缝接头的打磨，利用良好的打磨工艺除去余高以及焊接残留物，使焊缝具有良好的表面光滑度且具有金属光泽。目前铝合金焊接工艺方面法国、德国、日本等国都做了许多研究。而焊后打磨工艺研究正处于起步阶段，相关方面需要更加深入的研究。 本文针对不同打磨粒度(40目，80目和120目)打磨后的焊接接头进行金相组织观察、硬度试验、拉伸试验和疲劳试验，对打磨粒度对焊接接头疲劳性能的影响进行研究。
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user: 2. 试验材料及方法 2.1. 试验材料 本试验采用12 mm厚A7N01P-T4 (淬火 + 自然时效)铝合金板材进行焊接，试验用板材均满足JIS H4100相关要求。焊接材料选用直径1.2 mm的ER5356铝镁合金焊丝。7N01铝合金和ER5356焊丝的化学成分如表1所示。 2.2. 试验方法 铝合金试板采用半自动MIG焊进行焊接，坡口形式为双面V形对接坡口(如图1)，焊接参数如表2所示。焊后依次对试板进行渗透探伤和射线探伤。渗透探伤试验方法按EN 571-1:1997《无损检验·渗透检验·第1部分：通用原理》进行，焊接缺欠等级按ISO 10042-B执行；射线探伤按ISO17636：2003《焊缝的无损检测-熔化焊接头的射线检测》进行，焊接缺欠等级按ISO 10042-B执行。焊接试板起弧与收弧处25 mm内的缺陷不计入。探伤后对符合要求的试板分别用40、80、120三种不同粒度砂轮进行焊缝余高打磨。打磨方向与焊缝方向平行，打磨后的纹路与焊缝垂直。打磨后的焊缝与母材等高。 2.3. 测试方法 打磨完成后对焊接接头分别进行显微组织观察，硬度、拉伸和疲劳试验。微观组织观察参照GBT 3246.2-2000变形铝及铝合金制品组织检验方法进行。硬度试验根据标准GB/T2654-2008/ISO9015：1-2000及HB5173-96，采用HV-30数显维氏硬度计进行试验，载荷3 KN，加载时间10 S。拉伸试验根据GB/T228-2010标准，在CMT5305电子万能试验机上进行试验，试验速度5 mm/min。疲劳试验使用GPS200高频疲劳试验机进行，应力比R = 0，加载频率为85~140 Hz。 Table 1 Main chemical compositions of A7N01P-T4 alloy and solder wire ER535 材料 Si Fe Cu Mn Mg Cr Zn Ti Al 7N01 0.30 1 - 2 ≤0.20 0.2 - 0.7 <0.4 <0.3 4 - 5 ≤0.15 余量 ER5356 0.25 4.5 - 5.5 <0.1 0.05 - 0.2 <0.1 0.05 - 0.2 0.1 <0.15 余量 表1. A7N01P-T4铝合金及ER5356焊丝主要化学成分(wt%) Table 2 Welding parameter 焊道 方法 填充金属直径(mm) 电流(A) 电压(V) 电流种类和极性 焊接速度(mm/s) 线能量(KJ/mm) 1 131 1.2 222 24.3 DCEP/+ 8.7 0.50 2 131 1.2 232 25.2 DCEP/+ 6.4 0.73 3 131 1.2 196 24.2 DCEP/+ 5.4 0.70 表2. 焊接工艺参数 图1. 对接接头焊接坡口示意图
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user: 3. 试验结果与讨论 3.1. 显微组织分析 图2(a)为焊缝区显微组织，主要为α-Al基体和其上分布着的部分析出的β (MgZn2)，焊缝晶粒形态多为等轴树枝晶，图2(b)为熔合区显微组织，左侧为焊缝，右侧为热影响区，在靠熔合线的焊缝一边，晶粒沿散热方向呈十分明显的柱状晶，在熔合线处柱状晶较为粗大，这是因为铝合金焊接过程中，由于铝的热导率很大且结晶温度区间较宽，热量很快就传导开，使得热影响区晶粒生长过程中产生很大的过冷度，导致柱状晶组织的出现，过冷度越大，柱状晶越粗大，图2(c)为热影响区显微组织，可以看出热影响区组织与母材相似但由于热影响区靠近焊缝，受到焊接热循环的影响比母材大，温度高且冷却速度快，导致晶粒比母材处粗大，且析出相也比母材要多，图2(d)为A7N01P-T4铝合金焊接接头母材的显微组，为沿轧制方向延长呈纤维状的晶粒在α-Al基体上分布着时效过程中析出的MgZn2强化相。 3.2. 焊接接头硬度分布 图3为7N01铝合金对接接头硬度曲线。焊接接头显微硬度的变化表明焊接热循环作用下，焊接接头组织发生了复杂的相和组织变化。焊缝中心的硬度最低，约在80 HV左右，在距离焊缝中心6~10 mm 图2. A7N01P-T4铝合金对接接头显微组织 左右为淬火区，硬度约为145 HV，在距离焊缝中心±15 mm为软化区，在此区域硬度值显著下降，为热影响区硬度的最低点，约为110 HV。软化区由于焊接热循环温度过高使其组织发生再结晶而发生软化；在距离焊缝中心22 mm左右为母材，此区域硬度最高，为155 HV。对比三条曲线，可以发现打磨粒度对A7N01P-T4铝合金焊接接头硬度影响并不明显。 3.3. 拉伸试验结果及分析 从表3可看出，A7N01P-T4铝合金对接接头拉伸断裂位置都在焊缝，这与硬度试验得到的结论一致，说明焊缝是整个接头最薄弱的环节。其中试样7-40、7-80的抗拉强度相同，为303 MPa，试样7-120抗拉强度略有下降为288 MPa；经过打磨的焊接接头屈服强度和抗拉强度具有相同的规律，在打磨粒度为80目时取得最优的屈服强度为276 MPa，在打磨粒度为120目时，屈服强度最低，为257 MPa。焊接接头的延伸率亦在打磨粒度为80目时取得最大，在打磨粒度为40目时最小。 3.4. 疲劳试验结果及分析 通过表4和图4为经过不同粒度打磨后焊接接头疲劳试验结果和S-N曲线，可以看出7-40和7-120 图3. A7N01P-T4铝合金对接接头硬度值曲线 Table 3 Tensile test data of A7N01P-T4 aluminum alloy butt join 试样编号 抗拉强度/MPa 均值/MPa 屈服强度/MPa 均值/MPa 延伸率/% 平均值/% 断裂位置 7-40-1 308.29 269 2.8 焊缝 7-40-2 298.05 303 268 266 2.75 2.68 焊缝 7-40-3 303.86 262 2.51 焊缝 7-80-1 282.4 280 3.15 焊缝 7-80-2 313.32 303 274 276 4 3.52 焊缝 7-80-3 313.97 276 3.41 焊缝 7-120-1 282.12 248 3.25 焊缝 7-120-2 288.29 288 260 257 3.52 3.36 焊缝 7-120-3 296.12 263 3.31 焊缝 表3. A7N01P-T4铝合金对接接头拉伸试验数据 Table 4 Fatigue data of A7N01P-T4 aluminum alloy butt join 材料 板厚/mm 接头形式 打磨粒度/目 试件编号 载荷/MPa 循环周次 断裂位置 7N01-T4 12 对接 40 1 120 663900 焊缝 2 110 10000000 未断 3 100 10000000 未断 80 1 120 677500 焊缝 2 110 1324040 焊缝 3 100 10000000 未断 4 90 10000000 未断 120 1 120 539700 焊缝 2 110 10000000 未断 3 100 10000000 未断 表4. A7N01P-T4铝合金对接接头疲劳数据 图4. 经不同粒度打磨后A7N01P-T4铝合金对接接头疲劳S-N曲线((a) 40目，(b) 80目，(c) 120目) 试样的疲劳极限为110 MPa，7-80试样的疲劳极限为100 MPa。 图5是经40目砂轮打磨7N01-T4铝合金对接接头疲劳断口形貌。图5(a)为疲劳源部，可以看到有放射状纹路汇聚于此，并且可以看出是由于气孔导致疲劳开裂。铝合金焊接时最容易产生的缺陷就是气孔和夹杂，尤其是厚板多层多道焊接时，气体来不及溢出因而会产生大量的气孔。由于气孔的存在导致试样内部几何条件不连续，孔边出现应力集中现象，使孔边应力远高于外部加载应力，滑移带更容易在孔边出现，萌生疲劳裂纹。疲劳裂纹自孔边萌生以后，将沿着与加载应力方向垂直的平面扩展，气孔的存在将影响到裂纹尖端应力强度因子的大小，从而影响到疲劳裂纹扩展速率 [ 6 ] 。图(b)为疲劳裂纹稳定扩展区，辉纹较浅，其扩展的切向方向指向疲劳源，图(c)是断口瞬断区的韧窝形貌，并伴随着气孔。 图6为经80目砂轮打磨A7N01P-T4-T4铝合金对接接头的疲劳断口，可以看出疲劳源位于试样近表面，有放射状纹路收敛于此。稳定扩展区由十分细密的疲劳辉纹组成，并且有二次裂纹穿插其中，瞬断区由大小深浅不一的韧窝组成，韧窝中有第二相粒子分布其中，为韧性断裂的特征。 图7为经120目砂轮打磨A7N01P-T4-T4铝合金对接接头的疲劳断口，可以看出疲劳源位于试样近表面，有放射状纹路收敛于此。稳定扩展区由十分细密的疲劳辉纹组成，瞬断区由大小深浅不一的韧窝组成，韧窝中有第二相粒子分布其中，为韧性断裂的特征。 图5. 经40目砂轮打磨A7N01P-T4铝合金对接接头的疲劳断口SEM图 图6. 经80目砂轮打磨A7N01P-T4铝合金对接接头的疲劳断口SEM图 图7. 经120目砂轮打磨A7N01P-T4铝合金对接接头的疲劳断口SEM图
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user: 4. 结论 (1) 利用MIG焊可获得焊接质量比较好的铝合金焊接接头，拉伸试验结果表明A7N01P-T4铝合金焊接接头的抗拉强度低于母材的抗拉强度，拉伸断口部位位于焊缝中心位置，可见A7N01P-T4铝合金焊接接头的焊缝强度最低，成为焊接接头的薄弱环节。随着打磨粒度的升高，焊接接头的拉伸强度和屈服强度均有所下降，但下降幅度很小。 (2) 焊接接头的显微硬度在焊缝处较低，且整体上随着远离焊缝显微硬度会慢慢升高，但是在距离焊缝中心16 mm左右处存在软化区。焊接接头显微硬度的变化表明焊接接头在热循环作用下，其组织发生了一系列复杂的变化。 (3) 在焊接热循环的作用下，铝合金A7N01P-T4焊接接头分为热影响区、焊缝区以及母材区，在热影响区存在软化区，在不同的区域有着不同的显微组织结构、第二相分布，焊缝中心为等轴晶组织，焊缝边缘形成了柱状晶。熔合区形成柱状晶粒，熔合区存在严重的化学不均匀性和物理不均匀性。 (4) 不同打磨粒度下铝合金A7N01P-T4焊接接头的S-N曲线整体变化趋势相同，随着应力幅值的降低其疲劳寿命升高；且打磨粒度对其并无明显影响。 (5) 焊接接头疲劳断裂均发生在焊缝处，焊接接头的疲劳断口包括三部分，即疲劳裂纹萌生区、疲劳扩展区和瞬断区，并且各个区域有着不同的断口性貌；由于焊缝边缘微观组织的不均匀性，且焊缝中存在气孔等缺陷，焊接接头疲劳裂纹易于在此处产生，进而向焊缝处扩展，最终断裂。 (6) 虽然焊接热循环作用在焊接接头的热影响区形成软化区，此区域的硬度值较低，力学性能也有所下降，但是疲劳断裂仍然没有在此处发生，说明软化区对A7N01P-T4铝合金整体疲劳寿命影响不大，在进行疲劳性能的改善上应该主要考虑焊接接头。
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user: 摘 要 本文分析导轨式电源外壳的结构特点，应用Moldflow软件对导轨式电源外壳注塑成型过程进行模拟仿真分析，设置最佳浇口位置，并对塑件的填充时间、流动前沿温度、气穴、翘曲变形进行模拟分析，为模具设计提供合理的方案和工艺参数。 关键词 :Moldflow，导轨式电源外壳，注塑模具，翘曲变形 Copyright © 2017 by author and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 塑料制品从设计到成型是一个非常复杂的过程，包括塑料制品的设计、模具结构设计、模具加工制造和模具生产等几个主要方面。需要产品设计师、模具设计师、模具加工工艺师及熟练操作工人协调努力来完成，这是一个设计、修改、再设计的反复迭代、不断优化的过程。目前大多数模具设计人员主要是依据自己的经验来确定模具的设计方案，但由于塑料制品的多样性、复杂性和设计人员经验的局限性，长期以来，工程技术人员很难精确地设计出一套可以减少成本、节省时间、提高产品质量及合格率的最佳工艺方案 [ 1 ] [ 2 ] 。 目前，CAD/CAM在模具设计与制造中运用比较成熟，而要设计和制造出高质量的模具，仅仅依靠CAD/CAM是不够的，必须运用CAE技术，本文采用Moldflow软件对导轨式电源外壳的充填、冷却和保压过程进行了动态模拟，为模具设计及注塑工艺参数的确定提供了一定的理论依据，改善了塑件的成型质量。
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user: 2. 塑件结构及材料分析 2.1. 塑件的结构分析 导轨式电源外壳三维示意图如图1，塑件两侧面均为类似蜂窝状的进、出风口，塑件底部由于是卡勾结构，局部壁厚偏厚，由于与电源上盖装配具有方向性，外壳的口部局部减胶增加防呆缺口、止口功能。其总的外形尺寸为75 mm × 72.5 mm × 90 mm，壁厚最大处为4.0 mm；壁厚最小处为0.5 mm，如图1所示。该塑件为外观件，要求其表面光滑、平整，不能有明显的熔接痕、气泡、银丝、缩孔、翘曲及变形等缺陷。 2.2. 塑件的材料分析 塑件材料为ABS + PC，材料牌号为Bayblend FR1514，材料加工参数如表1所示。
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user: 3. 模流分析 塑件整体成对称结构且为外观件，考虑浇口要么位于产品底部外表面的中间位置，要么位于产品底部内表面的中间位置，可以得到完美的外观，但模具的制造成本会增加，且由于模仁的空间有限冷却水路无法布置，只能将浇口位于产品底部外表面的中间位置，Moldflow自动生成的最佳浇口位置也是接近于在产品底部外表面的中间位置，如图2所示，与浇口位置的初步设想基本一致。 塑件底部外表面的浇口位置区域是产品的功能区域，不能有浇口残留，同时考虑到产品的外观要求高，即采用热流道技术，从而还能缩短成型周期，节省塑料原料，且利于生产自动化。模具布局方式一模一腔即可满足产品的年采购需求，创建完成的浇注系统与冷却系统如图3所示。 参考原材料的加工参数表，工艺参数设置如下：模具表面温度为60℃，熔体温度为260℃，开模时 间为5 s，速度/压力切换为97%充填体积，保压压力为注射压力的80%。Moldflow分析序列为冷却 + 填充 + 保压 + 翘曲。 3.1. 充填分析 3.1.1. 充填时间分析 在塑料熔体充填过程中，充填时间较短，如图4可以看出，塑件完全充满需2.428 s。但是通过动画模拟可知塑料熔体不能同时到达两侧型腔的末端，可见产品填充不太平衡。 Table 1 Injection parameter of Bayblend FR151 模具温度 熔体温度 最大剪切应力 最大剪切速率 顶出温度 70℃ 260℃ 0.4 Mpa 20，000/s 135℃ 表1. Bayblend FR1514的加工参数 图1. 导轨式电源外壳三维示意图 图2. 浇口匹配性 图3. 浇注系统与冷却系统 图4. 充填时间 3.1.2. 流动前沿温度分析 流动前沿温度是衡量物料充填后塑件质量的重要指标。注塑完成后，合理的温度分布应该大致均匀，模型的温度差一般允许值为20℃ [ 3 ] ，流动前沿温度过低，会使塑件外观差，外壁不光滑，严重的时候会充不满塑件，或者有明显的熔接痕。流动前沿温度过高，会导致物料分解，温度过高可能导致塑件内部产生残余应力，而残余应力会导致塑件发生翘曲，严重影响塑件的质量。从图5可以看出，流动前沿温度最高为274℃，符合原材料推荐的成型温度范围250℃~280℃，但是最大温差为34.2℃，熔体的流动前沿温度分布不均匀，格栅区域温度较低。 3.1.3. 熔接痕分析 当两股聚合物熔体的流动前沿汇集到一起，或一股流动前沿分开后又合到一起时，就会产生熔接痕， 熔接痕可以导致塑件表面缺陷，强度降低，应该尽量减少。如图6所示，熔接痕位于格栅区域，若无法避免可能会出现塑件欠注的缺陷。 3.1.4. 气穴分析 气穴的形成是由于模腔内塑料不足，外圈塑料冷却固化，使得内部塑料产生收缩形成真空。气穴可能使塑件没有被完全充填，塑件内部存在气孔；气穴可能导致燃烧，使塑件出现烧焦的现象。气穴应该分布在塑件的边界上，避免在塑件A面上出现气穴，如图7所示，气穴位于出风格栅区域，分布在塑件A面。 图5. 流动前沿温度 图6. 熔接线 3.2. 冷却分析 冷却系统的优劣对成型效率和塑件的质量的影响很大，冷却系统的影响因素主要有模具结构形式、模具大小及成型投影面积的大小，浇口流道的布置等。一般情况下进出流道的水温差不大于5℃。如图8所示回路冷却液的温度分布可知，进出水口的最大温度差为0.56℃，温差值较小符合塑件的冷却要求； 图7. 气穴 图8. 回路冷却液温度 从图9可知经过冷却后制品的最高温度约为86.44℃，低于设置的顶出温度135℃。 3.3. 翘曲分析 翘曲是由收缩变化过大引起的制品缺陷，一般情况下，导致收缩变过大的原因有3种，冷却不均匀、不同区域的收缩不均匀和分子不均匀 [ 4 ] 。如图10(c)所示，从分析结果看最大翘曲变形量为0.5170 mm，其中由于冷却引起的变形很小为0.0742 mm (图10(a))，由于收缩产生的变形为0.5356 mm (图10(b))，因 图9. 制品冷却后温度 图10. (a) 冷却不均匀导致的变形量；(b) 收缩不均匀导致的变形量；(c) 所有因素导致的变形量 此收缩是引起的翘曲变形主要原因。 3.3.1. 收缩分析 从模具温度图11可以看出，注塑过程中模具温度分布在26℃~51℃，不满足原材料对模具温度的要求70℃，后续实际生产过程中需要应用模温机。从体积收缩率图12可知，收缩率在−3.660%~1.746%之间，超出了原材料允许的最大收缩率0.7%，收缩率较大的地方集中在制品末端区域和浇口周围。
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user: 4. 结论 通过以上的模拟仿真分析，可以得出以下结论： 1) 通过充填分析可知，虽然应用热流道技术提高了塑件填充的平衡性 [ 5 ] ，但是由于产品结构的特殊性和局部不对称，塑件还是出现了填充不均匀，格栅区域的熔体温度较低，流动性差，易出现欠注、熔接痕、气穴等缺陷，且由于产品设计的需要无法更改格栅的形状、位置和数量，在模具设计时应重点考虑在相应位置增加排气设计，成型过程中再通过调整和改进注塑工艺来控制熔接痕的大小和位置 [ 6 ] ，比如提高注射速度。 2) 通过冷却分析可知塑件的冷却比较均匀，验证了冷却系统的设计、分布是合理的。 3) 通过翘曲变形分析可知，冷却引起的变形很小可以忽略不计，从而又验证了冷却系统的设计是没有问题的，收缩不均才是引起变形的主要原因。塑件的收缩率在很大程度上取决于熔体的补偿能力，而熔体的补偿能力取决于保压压力的大小，以及在该压力下将熔体继续向模内传递的保压时间，这一过程要持续到浇口凝固并封闭为止，保压压力大，保压时间长，则塑件的收缩率就小，因此保压压力和保压时间对塑件的收缩率起着非常重要的作用 [ 4 ] 。 如果调整塑件末端区域收缩量，压力如图13(a)所示的变化，延长恒定压力作用时间，塑件末端收缩量减小，反之亦然。 图11. 模具温度 图12. 体积收缩率 如果调整浇口附近的收缩量，压力如图13(b)所示的变化，压力衰减速度变快，塑件浇口附近收缩量增大，反之亦然。 如果调整塑件中间区域的收缩量，压力如图13(c)所示的变化，把压力衰减过程分为两段，调整压力为图中增加位置，塑件中间区域收缩量减小，反之亦然。 该塑件需要减小塑件末端的收缩量，在实际成型过程中要注意延长保压时间来减小收缩量；同时还需要应用模温机来加热模具并保持模具恒定在工作温度，改善充填流动的平衡性，使成型收缩较充分，后收缩量减小。 图13. 体积收缩率
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user: 5. 结束语 综上所述，针对导轨式电源外壳，运用Moldflow最佳浇口位置的分析结果，得出了初步的设计方案和相应的成型模拟结果，并对模拟的结果进行分析得到了相应的解决方案，对实际生产中设计、修改模具具有很好的参考价值和实践指导意义。
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user: 摘 要 无线电监测是指探测、搜索、截获无线电管理地域内的无线电信号，并对该无线电信号进行分析、识别、监视并获取其技术参数、工作特征和辐射位置等技术信息的活动。在日常的监测工作中将产生大量的监测数据，并且随着监测站数量的增加，这些数据的传输将占用大量的网络资源。由于无线电频谱数据本身具有稀疏性，因此可以通过压缩来减少传输的数据量。本文介绍了几种压缩传感算法及其Matlab工具箱实现方式，采用不同的算法对20~3000 MHz频段的无线电频谱数据进行压缩处理，并比较了算法的时间以及数据的恢复重构误差。结果表明在5%的重构误差下，采用压缩传感可减少2/3的数据流量，有利于降低网络传输成本，这在无线电监测中有潜在应用。 关键词 :压缩传感，无线电监测，Matlab工具箱 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 无线电频谱是一种重要的国家战略资源，通过无线电监测，进行无线电频谱管理，维护空中电波频谱秩序，保证无线电安全，成为关乎经济发展、社会稳定和国家安全的重要因素 [ 1 ] 。新中国成立以来，我国的频谱管理经历了“少设严管”、“按需设置，严格管理”和“科学管理，促进发展”三个阶段，经过近二十年的建设，全国已建成了以固定监测站、遥控站和移动监测车组成的无线电监测体系，基本满足重要区域20 MHz~3000 MHz频段范围的监测需要。以云南省为例，目前已建成了由A级网、B级网、C级网，以及在机场、边界口岸、码头和重点监测区域布置的小型监测站组成的无线电监测网络，这些网络通过SDH、ADSL或3G网络互联 [ 2 ] ，网络传输数据流量大。然而，在边海地区及其它重点监测区域，如果要进行精细化无线电管理，就需要部署大量的谱传感节点，传感网络将产生海量的传感数据，网络传输数据量将呈现几何级数增加 [ 3 ] [ 4 ] ，数据传输成本的剧增将成为制约监测网发展的主要瓶颈之一。因此，采用数据压缩方法减少网络流量是发展新一代无线电监测网的关键。 由于无线电频谱具有稀疏性，因此压缩传感(CS: Compressed Sensing)技术在无线电监测网络中有潜在应用。压缩传感理论最早由Donoho等人 [ 5 ] 提出，其主要思想是在某个变换基下将信号稀疏表示，构建一个平稳的、与变换基不相关的测量矩阵，并通过设计重构算法精确地恢复原始信号。压缩传感理论提出后，迅速得到了广泛关注，并被美国科技评论评为2007年度十大科技进展，具有广阔的研究和应用前景。目前，压缩传感算法已被用于图像处理、心音分析和云环境下传感大数据的处理等许多方面 [ 6 ] [ 7 ] ，然而在无线电监测数据的处理中并没有相关报道。 本文简要介绍了压缩传感算法，并比较了不同算法的频谱压缩性能，发现OMP算法和L1L2算法性能较好；采用L1L2算法对20~3000 MHz频段的无线电频谱进行了压缩处理，结果表明，如果仅传输高于低噪的信号，则在一定的重构误差下，可以把传输的原始数据压缩到31.8%。这对提高数据传输效率，节约传输资源有重要意义。
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user: 2. 压缩传感算法及数据处理 压缩传感的主要思想是寻找与原始信号 对应的测量矩阵 以便生成观测矩阵 ，由于 ，因此必须通过重构算法在一定的约束条件下才能恢复原始信号 [ 8 ] 。常见的重构算法有匹配追踪法(MP:Matching Pursuit)、正交匹配追踪法(OMP: Orthogonal Matching Pursuit)、逐步正交匹配追踪法(StOMP: Stagewise Orthogonal Matching Pursuit)、多面体面追踪法(PFP: Polytope Faces Pursuit)、迭代阀值法(IST: Iterative Soft Thresholding)、最小角度回归法(LARS: Least Angle Regression)、迭代重加权最小二乘法(IRWLS: IterativelyReWeighted Least Squares)和最小L1范数算法L1l2。这些算法中，前8种可采用斯坦福大学开发的Matlab压缩传感工具包SparseLab [ 9 ] 实现，而L1l2算法可采用莱斯大学开发的快速优化算法工具包YALL1 [ 10 ] 实现。 在工具包中算法被编写成了函数可以直接调用，实现OMP算法的函数为：SolveOMP，其调用格式如下：[sols， iters] = SolveOMP (A， y， N， maxIters)，其中输入参数A为测量矩阵，y为观测矩阵，N为原始数据长度，maxIters为最大迭代次数；输出参数sols为重构数据，iters为迭代次数。MP算法、StOMP算法、PFP算法、IST算法、BP算法、LARS算法和IRWLS算法的调用格式分别如下： [sols， iters] = SolveMP (A， y， N， maxIters)； [sols， iters] = SolveStOMP (A， y， N， maxIters)； [sols， iters] = SolvePFP (A， y， N，maxIters)； [sols， iters] = SolveIST (A， y， N，maxIters)； sols = SolveBP (A， y， N，maxIters)； [sols， iters] = SolveLasso (A， y， N， algType， maxIters)； [sols， riters] = SolveIRWLS (A， y， maxIters)。 实现最小L1范数算法的函数为：yall1，其调用格式如下：[x， Out] = yall1 (A， b， opts)，其中输入参数A为测量矩阵，b为观测矩阵，opts为选择项，opts.tol设置最大误差，opts.nu的值大于0算法为L1/L1模式，opts.rho的值大于0算法为L1/L2模式，opts.delta的值大于0算法为L1/L2con模式，opts.nonneg的为1算法为非负模式，opts.weights的值大于0算法为加权L1模式。输出参数x为重构数据，out输出退出信息和迭代次数等。 图1给出了测量得到的20-3000MHz频段的典型无线电频谱分布图 [ 11 ] ，由图可见，由于频谱数据中带有低噪，在进行数据处理时必须去除低噪才能保证其稀疏性。数据处理的步骤是先在不同频段取出频谱数据的平均电平，减去低噪得到稀疏的原始信号数组 ，然后产生高斯测量矩阵 ，再用 乘以 得到观测矩阵 ，最后调用压缩传感重构算法即可得到重构信号 。计算重构平均误差的公式为： ，不同频段的平均误差进行加权求和，并除以划分的频段总数即可得到监测频段的总误差，压缩比计算与平均误差计算相同。
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user: 3. 实验结果分析与讨论 3.1. 不同算法的比较 在实验中，我们对九种算法的性能进行了统计比较，表1给出了压缩比为0.5时，调频广播(87.5~108 MHz)频段不同算法的数据压缩重构误差和计算时间，从表中可以看出不同算法具有不同的重构误差和计算时间，选择算法是进行压缩传感的关键。为了直观的比较重构算法对频谱数据的压缩性能，我们选取了OMP、IST和L1L2算法分别对特定频段的频谱数据进行了压缩重构。 图2给出了压缩比为0.5时，调频广波频段采用OMP、IST和L1L2算法的数据压缩重构比较，图中 Table 1 Comparison of reconstruction error and calculation time of different algorithm 算法 误差 计算时间 StOMP 1.979556e−001 6.909817e−003 LARS 1.622896e−001 4.603686e−002 OMP 6.361672e−002 1.556287e−002 BP 1.721571e−001 1.447810e−001 MP 2.013880e−001 1.596714e−001 PFP 1.428507e−001 3.325506e−002 IST 3.261296e−001 5.602173e−001 LRWLS 2.246290e+000 8.920407e−003 L 1L 2 1.426413e−001 8.235404e−003 表1. 不同算法的重构误差与计算时间比较 图1. 频率为20 MHz~3 GHz范围内的无线电频谱 图2. 88 MHz~108 MHz频谱重构图 可以看到IST算法重构波形非常差，产生了大量的伪频谱，而OMP和L1L2算法能够较精确的恢复原始信号波形。图3给出了压缩比为0.8时，数字电视频段505~525 MHz采用OMP、IST和L1L2算法的数据压缩重构比较，由图可以看出OMP和L1L2算法恢复波形明显优于IST算法。定量计算表明，OMP算法、IST算法和L1L2算法的重构误差分别为1.3%、17%和4%，IST算法误差明显高于OMP和L1L2算法，OMP算法误差最低，但计算时间较长。 图4给出了压缩比为0.8时，GSM频段2000~2050 MHz采用OMP、IST和L1L2算法数据压缩重构的比较，可看出该频段OMP和L1L2算法明显优于IST算法，其中OMP算法误差为0.16%，L1L2算法误差为0.89%，IST算法误差为8.1%，OMP算法和L1L2算法的误差均小于IST算法的误差。图5给出了压缩比为0.6时，566~586 MHz频段采用OMP、IST和L1L2算法压缩压缩重构的比较，OMP算法、IST算法和L1L2算法的重构误差分别为0.014%、0.015%和0.2%，IST算法误差明显高于OMP和L1L2算法。 图3. 505 MHz~525 MHz频谱重构图 图4. 2000 MHz~2050 MHz频谱重构图 图5. 566 MHz~586 MHz频谱重构图 Table 2 The compression ratio， error and occupancy ratio of each frequency ban 频带 频率(MHz) 压缩比 误差 占用度 1 20~87.5 0.768 0.066 35.7% 2 87.5~108 0.5 0.063 65.4% 3 108~223 0.526 0.059 25.5% 4 223~400.05 0.381 0.045 12.7% 5 400.05~470 0.646 0.066 15.1% 6 470~566 0.905 0.067 61.6% 7 566~606 0.301 0.021 8.2% 8 606~806 0.353 0.065 19.1% 9 806~890 0.476 0.055 22.3% 10 890~960 0.602 0.070 42.7% 11 960~1215 0.251 0.031 7.7% 12 1215~1710 0.2 0.070 0.6% 13 1710~1880 0.457 0.055 28.7% 14 1880~2170 0.334 0.057 10% 15 2170~3000 0.145 0.054 7% 16 20~3000 0.318 0.056 13.7% 表2. 各频段压缩比、误差和占用度 3.2. 基于L1L2算法的数据处理 在前面我们对OMP、L1L2和IST算法进行了比较，主要结论为：OMP算法和L1L2算法性能明显优于IST算法；OMP算法和L1L2算法性能相当，但L1L2算法的计算时间小于OMP算法。因此，我们以L1L2算法为例对20~3000 MHz频段的频谱数据分段进行了处理，并计算得到了各个频段的压缩比和误差，结果见表2所示，从表中可以看出，重构误差大约5%时，20~3000 MHz频段的数据压缩比达到31.8%，即采用压缩传感可减少近2/3的数据流量，从而明显提高了数据传输效率，节约了网络传输资源。
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user: 4. 结论 压缩传感可以在远小于Nyquist采样速率的条件下实现数模转换，因而成为近年研究的热点。论文介绍了匹配追踪(MP)、正交匹配追踪法(OMP)和迭代阀值法(IST)等9种压缩传感算法及其Matlab工具箱实现方式，通过对20~3000 MHz频段的无线电频谱进行压缩处理，发现如果重构误差为5%，采用压缩传感可将数据流量压缩到1/3，有利于降低运营成本；对9种压缩传感算法的压缩率、重构误差和运算时间进行了比较，结果表明L1L2算法重构误差较小和计算时间短。
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user: 摘 要 高速移动环境下，由于多普勒频移增大，信道的时变性破坏了正交频分复用(Orthogonal Frequency Division Multiplexing， OFDM)系统子载波之间的正交性，从而产生子载波间干扰(Inter Carrier Interference， ICI)，导致系统性能严重下降。为了减少待估计量，通常采用基扩展模型(BEM)来近似模拟时变信道。为了提升性能，当信道的相干时间与发送码元的周期可相比拟的时候，本文采用多块(多个OFDM符号)。同时在使用导频符号对参数估计时，忽略了相邻非导频符号的ICI干扰，降低了整个时变信道下的估计准确性。因此我们通过分析子载波所产生的ICI系数变化特点，提出了一种带有ICI自消除的多OFDM符号时变信道估计方法，提高估计的准确性。但是由于基于多OFDM符号的信道估计性能在归一化多普勒频移较大时该方法成立条件不再满足，因此性能呈现明显的衰减，为了解决此问题，我们提出一种带有ICI自消除的自适应OFDM符号个数时变信道估计方法。仿真实验从误码率，归一化均方误差两方面分别验证了该方法的有效性。 关键词 :OFDM，基扩展模型，子载波间干扰自消除，多OFDM符号，时变信道估计 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 OFDM [ 1 ] 技术是新一代宽带无线通信系统的核心技术。它是一种采用多个正交子多载波的并行传输技术，因此要求各子载波严格正交，但是随着载频及移动终端移动性的提高，使得信道发生时变，信道时变造成的多普勒扩展破坏了OFDM系统子载波之间的正交性，引起子载波间干扰，恶化系统的性能，并且带来严重的地板效应。为了解决这个问题，其中四个主要的ICI抑制方法包括时域加窗 [ 2 ] 、频域均衡 [ 3 ] 、ICI自消除 [ 4 ] 和多普勒分集技术 [ 5 ] 得到了深入的研究，其中最有效的就是频域均衡，但前提是得到一个准确的信道估计结果。针对目前梳妆导频结构的OFDM系统信道估计都是以单个OFDM符号为单位 [ 6 ] ，而利用多OFDM符号进行估计一定程度上较传统单个符号性能有所改善。但是仿真结果显示其优势并不明显，且该方法在归一化多普勒频移较大时性能并不理想。 当归一化多普勒频移大于0.1时，线性时变信道模型不再适用，基扩展模型则更能准确的拟合快速时变的信道。已有的基扩展模型包括：复指数基扩展模型(CE-BEM) [ 6 ] ，多项式基扩展模型(P-BEM) [ 7 ] ，椭圆基序列基扩展模型(DPS-BEM) [ 8 ] ，Karhunen-Loeve基扩展模型(DKL-BEM) [ 9 ] 。在本文仿真中我们采用改进的复指数基扩展模型-优化的泛化复指数模型 [ 10 ] 。 Zhao [ 4 ]等人提出了的一个经典的ICI自消除方法。该方法的主要思想是基于相邻子载波间的ICI差别很小这个基本原理，经过两个步骤：第一步是通过将相同数据调制到相邻的子载波并令其系数为“−1”，这样可以通过自身结构消除部分载波间干扰；第二步：为了进一步消除载波间干扰，对接受符号采用ICI消除解调原理，即第K + 1个子载波令其系数为“−1”再加到第K个子载波上。因为同样的数据要传输两次，导致资源利用率仅为传统的50% [ 11 ] 。 本文中为了不降低带宽利用率，我们采用上述自消除方法的第二步，即只采用ICI消除解调原理，这样可以大大提高在高速移动条件下的估计准确度，再结合多OFDM符号信道估计，提高时变过程中的估计性能，但是为了适应更加复杂多变的实际信道环境，进一步，我们提出一种带有ICI自消除的自适应OFDM个数时变信道估计方法，在归一化多普勒频移小于0.8时，采用M值满足M = 2，其他情况采用M值满足M = 1使其不仅适用于慢时变而且在快时变条件下，整体性能都优于单纯的BEM时变信道估计方法、多OFDM符号时变信道估计方法、带有ICI自消除的单OFDM符号信道估计方法的估计性能。理论分析和实验结果都证实了该方法的可靠性。