配合比计算

2024-09-09

配合比计算（精选9篇）

配合比计算篇1

摘要：砼配合比实验是砼工程中重要的工作, 砼配合比的计算涉及的参数非常多计算复杂, 本文利用Access数据库软件, 结合VBA编程, 极大简化了计算, 考虑各种参数后, 计算瞬间完成, 极大简化了砼配合比实验的计算量。

关键词：Access数据库软件,配合比,塌落度,砂率

0 引言

影响砼强度的参数主要有:水泥强度、砼级配、塌落度、骨料类别、材料密度、水灰比、砂率等, 有的砼还要考虑添加剂, 如引气剂、减水剂等。做实验时, 还要考虑设计指标, 如强度保证率。

1 界面的因素设置

考虑砼强度的主要影响因素, 利用编辑软件编辑如图面板, 把自动形成的名称改成中文, 但编程时要用原来的名称。

2 计算思路

在控制面板上可以直接选择各种参数, 或填写各类参数, 计算后得到一系列数据, 根据得到的数据进行试配, 得到砼的真实强度。真实强度和计算强度对比, 然后在实配计算参数调整砂率和用水量, 进行试配计算, 再进行一系列砼强度试验, 最后出配料单。

3 编程计算

3.1 选择砼级配

3.2 主计算程序

4 结语

砼试验、配料是砼工程的基础而又重要的工作, 而配料的计算又是砼试验的基础工作, 传统的计算模式比较麻烦。本文综合计算规则和编程以及数据库, 把各类因素综合考虑, 能比较准确而快捷的完成配料的计算。

参考文献

[1]夏寿荣.混凝土外加剂配方手册[M].2版.化学工业出版社.

[2]赵海江.混凝土配合比速查手册[M].中国建筑工业出版社, 2012, 3.

[3]罗朝盛.VISUALBASIC6.0程序设计教程[M].人民邮电出版社, 2013, 2.

配合比计算篇2

一、设计依据：

1、《普通混凝土配合比设计规程》JGJ55－2011

2、《公路桥涵施工技术规范》JTG/TF50－2011

3、《公路工程集料试验规程》JTG E42-2005

4、《公路工程水泥及水泥混凝土试验规程》JTG E30-2005

二、设计要求及材料组成情况：

1、工程名称及用途：吴中大道东段暨南湖路快速路工程二标

桥梁工程

2、工程部位：钻孔灌注桩

3、设计强度：C30

4、设计坍落度：200±20mm

5、原材料规格及产地：

(1)水泥：采用溧阳南方P.O42.5级水泥，根据JTG E30-2005《公路工程水泥及水泥混凝土试验规程》的复试结果，该批水泥符合GB175-2007的质量技术指标要求。

(2)粉煤灰：采用苏州华望Ⅰ级灰。

(3)砂：江西赣江中砂，根据JTG E42-2005《公路工程集料试验规程》的试验结果，该批砂符合JTG/T F50-2011的质量技术指标要求。为II区中砂。(4)碎石：浙江湖州采石场生产的5~25mm连续级配碎石，根据JTG E42-2005《公路工程集料试验规程》的试验结果，该批碎石符合JTG/T F50-2011的质量技术指标要求。(5)水：自来水。

(6)外加剂：吴江博思通BST-9

三、配合比设计步骤：

1、确定初步及基准配合比： ① 确定砼试配强度fcu,o（MPa）：

fcu,o≥fcu,k+1.645σ=30+1.645×5.0≈38.2MPa

（取σ=5.0）② 确定水灰比w/c：

w/c=αa×fb/(fcu,o+αa×αb×fce)≈0.47 式中：αa取0.53，αb取0.2，fb=γfγcfce,g =0.75×1.16×42.5≈37.0MPa

③ 确定单位用水量mwo（设计坍落度200±20mm）：

根据所要求的砼坍落度、碎石最大粒径及经验选取用水量242kg掺外加剂时用水量为242*（1-20%）=194kg（减水率20%)④ 确定单位水泥用量mco(kg)：

mco=w/（w/c）=194/0.47=413kg/m

3粉煤灰用量mf（kg）：

采用等量取代法，取代率20%，则mfo=413×20%=83kg 取代后水泥用量：mco =413-83=330kg ⑤ 外加剂用量：mno =413×1.44%=5.95kg(外加剂掺量1.44%）⑥ 确定砂率βs（%）：

根据集料情况、水灰比及经验取βs=43% ⑦ 计算砂、石用量mso、mgo（kg）：采用体积法计算：

mco/ρc+ mfo/ρf +mso/ρs+mgo/ρ

go+mw/ρw+0.01α

=1 α取1

ρc取3.10g/cm3

ρf取2.60g/cm

3mso/(mso+mgo)×100%= βs

得mso=768kg/m3

mgo=1018kg/m3

按计算材料用量拌制混凝土拌和物，测定其坍落度为210mm，其粘聚性和保水性良好，满足施工和易性要求，其基准配合比为：

mco: mfo:mso:mgo: mwo:mno =330:83:768:1018:194:5.95

2、检验强度、确定试验室配合比

① 检验强度

采用三个不同的水灰比，较上述基准配合比分别减少和增加0.05，即三个水灰比拌制三组混凝土拌和物。砂率分别增减1%，用水量保持不变，分别测定其坍落度并观察粘聚性和保水性分别为(1)、(2)、(3）均属合格。（1）、(w/c)1=0.42 坍落度210mm、保水性：无、粘聚性：良好（2）、(w/c)2=0.47坍落度215mm、保水性：无、粘聚性：良好（3）、(w/c)3=0.52坍落度210mm、保水性：无、粘聚性：良好

三组配合比经拌制成型，标准养护后，按JTG E30-2005试验规程测得其立方体抗压强度值列于下表：

各材料用量 kg/m3碎石10231018101028d抗计算表观密7d抗压计算表实测表观坍落度与实测表压强强度值观密度密度观密度差度值水外加剂度mmMPakg/m3kg/m3MPa值%1945.421030.637.8240023701.31941945.956.6821521033.937.444.148.***701.31.5组别123水灰比w/c水泥粉煤灰砂0.520.470.***92804768732根据以上条件拟采用配合比为：

配合比计算篇3

现代混凝土配合比全计算法是北京工业大学陈建奎教授和中国矿业大学王栋民教授共同研究开发出的一套全新的混凝土配合比设计方法。传统混凝土配合比设计方法 (如绝对体积法和假定容重法) 是以强度为基础的半定量计算方法, 不能全面满足现代混凝土的性能要求。现代混凝土配合比全计算设计方法是以工作性、强度和耐久性为基础建立数学模型, 通过严格的数学推导得到混凝土的用水量和砂率的计算公式, 并且将此二式与水灰 (胶) 比定则相结合能计算出混凝土各组份 (包括:水泥、掺合料、砂、石、含气量, 用水量和超塑化剂掺量等) 之间的定量关系和用量。这项研究成果是混凝土配合比上一次大的改进。由于模型的普遍适用性, 全计算法不仅用于高性能混凝土的配比设计, 而目还能用于其它特种混凝土等现代混凝土的配合比设计。

1 高性能混凝土配合比全计算法设计

1.1 高性能混凝土配合比设计的基本原则

高性能混凝土 (HPC) 与高强混凝土 (HSC) 和流态混凝土 (FLC) 最显著的差别是混凝土配合比综合考虑工作性、强度和耐久性。其配合比设计的基本原则是: (1) 满足工作性的情况下, 用水量要小; (2) 满足强度的情况下, 水泥用量少, 掺合料多; (3) 材料组成及其用量合理, 满足耐久性及特殊性能要求; (4) 掺多功能复合超塑化剂 (CSP) , 改善和提高混凝土的多种性能。

因此, HPC的配合比设计比HSC和FLC更为严格合理。图1表示各种类型的混凝土配合比分区范围, 无论采取什么方法设计, HSC, FLC和PLC (塑性混凝土) 的配合比在一个范围之内, 而HPC在AB线附近。由此证明HPC的配合比设计必须严格, 精确和合理。

1.2 混凝土的普适体积模型

混凝土是多相聚集, 其组分包括:水泥、矿物掺合料、砂、石子、水、空气和外加剂等。基本观点如下:

(1) 混凝土各组成材料 (包括固、气、液三相) 具有体积加和性;

(2) 石子间的空隙由干砂浆来填充;

(3) 干砂浆的空隙由水来填充;

(4) 干砂浆由水泥、掺合料、砂和空气所组成。

根据以上观点, 混凝土普适体积模型建立如图2。以此为基础可得到用水量公式和砂率计算公式 (见1.3中第3条和第5条公式) 。

其中Vc、Vf、Va、Vs、Vg、Ves和Ve分别表示水泥、掺合料 (如FA) 、空气、砂子、石子、干砂浆和浆体的体积 (l/m3) 。

1.3 HPC配合比设计步骤

现代混凝土由水泥、矿物掺合料、砂、石子、水和超塑化剂等多种成分按严格的比例关系组成, 传统配合比设计方法不可能得到优化的配合比, 而“全计算法”在设定条件下能精确计算出每个组分的用量和相互比例。HPC配合比全计算法设计步骤如下:

(1) 配制强度:

式中:fcu, 0——混凝土配制强度 (MPa) ;

fcu, k——混凝土立方体抗压强度标准值 (MPa) ;

σ——混凝土强度标准差 (MPa) 。

(2) 水胶比:

式中:W/ (C+F) ——水胶比;

αa、αb——回归系数。

(3) 用水量:

(4) 胶凝材料的用量:

式中:mc——水泥用量 (kg/m3) ;

mf——掺合料用量 (kg/m3) ;

f———掺合料的掺量 (%) 。

(5) 砂率及集料用量

式中:ms———砂子用量 (kg/m3) ;

mg——石子用量 (kg/m3) ;

ρc, c——混凝土表观密度计算值 (kg/m3)

(6) 复合超塑化剂 (CSP) 掺量

(CSP为浓度40%的液体)

式中:

μ——复合超塑化剂 (CSP) 掺量 (kg/m3) ;

mw0——坍落度7~9cm时基准混凝土用水量 (kg/m3) ;

η——复合超塑化剂 (CSP) 减水率 (%) ;

Δη——减水剂增量系数。

2 试配和配合比调整

在以上混凝土配合比设计中, 配制强度、水胶比、用水量、胶凝材料组成与用量、砂率及粗细集料用量、超塑化剂等均可以通过公式计算而定量确定, 最终确定混凝土配合比, 故称之为全计算配合比设计。当然, 在计算中也涉及到个别参数的取值问题, 如对某特定混凝土, 水泥浆体体积Ve和干砂浆体积Ves的取值, 但这些取值都有比较成熟的研究结果。与传统的配比设计中大量参数经过查表取值的经验方法比较, 其科学性与定量性大大提高。

值得指出的是在用水量W公式中涉及到两个参数, 气体体积和胶凝材料中超细粉掺合料体积分数, 同时给出了超塑化剂掺量的计算公式。超塑化剂CSP和超细粉 (掺量) 在设计中均得以体现, 这是以高耐久性为特征的HPC的必要组成材料。

3 结论

在国内外首次建立了普遍适用的混凝土体积模型, 以此为基础可得到用水量公式和砂率计算公式。这两个公式揭示了混凝土组成材料内在的客观规律和必然联系, 成为HPC混凝土全计算配合比设计的基础。它使得HPC混凝土配合比设计从半定量走向定量、从经验走向科学, 是混凝土配合比设计上一较大的改进。

由于模型的普遍适用性, 这两个基本关系式及全计算配合比设计方法不仅适用于高性能混凝土, 也适用于普通混凝土、高强混凝土、流态混凝土及其它混凝土, 不再一一赘述。

配合比计算篇4

HPMBP缩对氟苄胺合Ni(Ⅱ)配合物的合成、表征和量化计算

合成1-苯基-3-甲基-4-苯甲酰基-吡唑啉酮-5(HPMBP)缩对氟苄胺席夫碱合Hi(Ⅱ)配合物,用红外、紫外光谱及元素分析进行结构表征,并对其进行了量子化学计算.结果表明,参与配位的N、O原子具有很强的接受和转移电子的`能力,此配合物的活性部位主要是芳香环.

作者：陈丹 ZHANG Xin 宋玉晶 CHEN Dan ZHANG Xin SONG Yujing 作者单位：天津师范大学,化学与生命科学学院,天津,300387 刊名：天津师范大学学报（自然科学版） ISTIC PKU英文刊名：JOURNAL OF TIANJIN NORMAL UNIVERSITY(NATURAL SCIENCE EDITION) 年，卷(期)：2008 28(3) 分类号：O641 关键词：HPMBP缩对氟苄胺 Ni(Ⅱ)配合物合成量化计算

配合比计算篇5

关键词：高性能,自密实,混凝土配合比,计算方法

自密实混凝土主要在低水胶比之下具有较高的流动性能, 其不离析、不泌水, 是可以不用通过振捣而靠自重流平并且充满了模型以及穿越并包裹钢筋的新型高科技技术。其主要的性能是可以在自重的作用之下自己填充模板的空间、不需要振捣, 其可以使用在较难浇筑或者无法进行浇筑的结构[1]。自密实的混凝土在结构上具有非常好的力学性能以及耐久性能, 并且由于免振, 可以节省相应的劳动力和电力, 从而使得施工的效率得到提升, 降低了噪音对于环境的伤害[2]。

1 自密实混凝土的概念分析

1. 1 自密实混凝土的含义以及发展

自密实混凝土主要指的是那些具有较高的流动性能并且在浇筑的过程中不产生离析、泌水的现象, 其可以在不振捣的情况下依靠自身的重力充满以及包裹钢筋混凝土, 是一种节能、环保、经济、高效的混凝土。自密实混凝土的研究以及应用在世界上开展的非常广泛, 这一概念早先是由日本大学的学者提出来的, 随后经过东京大学的学者开展了相应的研究, 在1988 年配制成功。其经过20 多年的发展, 在美国、加拿大等国家得到推广[3]。

1. 2 自密实混凝土的配合比以及其特点

自密实混凝土的配合比例应该满足相应拌合物的施工性能以及要求。所以, 其相比较一般强度等级的普通混凝土, 有着较大的浆集比, 而且砂率大; 细掺料的总量较大。自密实混凝土的配合比例是上述的相应参数以及新拌的自密实混凝土的工作性、硬化混凝土的力学性以及耐久性之间的矛盾统一。如果粗骨料的用量较多, 石子本身级配不良, 针片状含量较大, 其流动性相对较差, 抗离析性能也就难以满足要求。所以, 相比较普通的混凝土配合比, 我们需要根据上述的矛盾以及统一来确定粗细骨料的最佳适用量[4]。

2 自密实混凝土的配合比以及计算方法

2. 1 全计算法

全计算法主要指的以建立适用范围广的混凝土的体积模型, 经过推导之后得到高性能的混凝土单方用水量以及砂率之间的计算公式。这两个公式将传统的水胶比定则结合起来, 然后在这个基础上设计复合超塑化剂的配方, 从而求出外加剂的掺量, 这样就可以实现确定各组分之间的材料用量, 进而验证配方与外加剂的适应性, 设计出实用新型的高性能自密实混凝土配合比。

经过实践研究发现, 全计算的方式在大部分的高性能混凝土的配合比例上都适用, 但是也存在相应的缺陷。由于部分自密实混凝土对于流变的性能要求比较高, 这样就使得自密实混凝土的配合比例当中应该具有比较小的粗骨料的体积含量以及足够多的砂浆, 我们发现, 全计算方法的浆骨比不能够满足相应的需求。并且所得到的砂率也是随着用水量的减少而减少, 当强度的等级比C30 大的时候砂率小, 那么石子的松堆体积也是偏大, 导致了浆体含量降低[5]。

我们可以根据相应的公式来进行计算:

式中: Ve、Va分别为浆体体积和空气体积, 单位m3∶pe、pf分别为水泥比重和粉煤灰比重, 单位Kg/m3;为胶水比; φ 为掺合料 ( 粉煤灰) 体积掺量百分比。

式中: Vm为干砂浆体积, 单位m3∶ps、pg分别为砂、石表观密度, 单位kg/ m3。

2. 2 固体砂石体积法

这种砂石体积固定化的方法主要是根据高自动化的流动自密实混凝土的流动性和抗离析性以及配合比等因素间的平衡关系, 经过实验研究, 从而得到了比较能够适用高流动的自密实混凝土的特点和要求的配合比计算方法。

其主要的计算方法如下: 我们假设每立方米的混凝土当中石子的松堆体积在0. 5 立方米到0. 55 立方米之间, 得到相应的石子的用量和砂浆的用量。我们假定砂浆当中砂石的体积在0. 42 到0. 45 之间, 得到砂石的用量以及体积。接着我们再根据水胶比以及胶凝材料掺合料之间的比例, 得到用水量以及材料的总重量。

3 工程实践案例

3. 1 技术要求

某电子工程自密实混凝土钢包柱技术要求, 设计强度等级为C40, 钢包柱混凝土分为内芯与外保护层, 混凝土需一次浇筑完成。钢柱内芯为边长65cm正方体空心钢支撑, 内外都有铆钉且分布较密, 整体柱高约9 - 10m, 外保护层约15cm, 待钢包柱施工完成后, 内芯钢柱被完全包裹填充, 而钢柱内芯每隔1m设置约束横隔板, 且中间只有留一处圆孔混凝土可以穿越, 直径为30cm, 混凝土浇筑时需从上端头注入内芯, 穿越横隔板 ( 7 - 8 次) 至底部从斜角上翻, ( 底部端口设置四个斜角开口, 边长约15cm) , 这时混凝土由底部穿越钢柱外铆钉及外模钢筋层至上端浇筑面完成包裹, 在全过程中不使用震捣工艺。

3. 2 技术难点

因该结构部位需要混凝土自上而下, 穿越填充、中间过程无振捣等施工工艺对混凝土的流动性, 抵抗分离性能要求较高, 配合比设计混凝土扩展度不低于650mm。

泵管出口距离底部最高达到10. 0m, 混凝土拌合物下落和上翻时经过多重横向阻隔, 容易产生物料分离, 因此拌合物的通过性、包裹性、抗离析性要求程度较高, 不允许有泌水。方钢柱内边角、横隔板底部等部位的物料灌注, 在无振捣前提下容易产生孔洞, 因此, 混凝土拌合物的密实性对整体结构的稳定性十分重要。

3. 3 配合比设计思路

( 1) 为了保证自密实混凝土的体积稳定性和其它力学性能, 在满足混凝土工作性和强度的情况下, 应尽量降低砂率; ( 2) 采用粒形圆润、针片状少、空隙率小、粒径5 - 25mm的反击破碎石; ( 3) 采用与减水剂适应较好的水泥, 并要求减水剂公司参与配合比验证过程, 调配出合适的减水剂; ( 4) 配合比验证与实体浇筑。

上述列表配合比验证结果满足设计要求, 指标如下: (1) 流动性: 坍落度240mm, 扩展度680mm; (2) 1h工作性能: 坍落度240mm; 扩展度650mm, 半小时时略有放大, 但无泌水泌浆; (3) 含气量: 1. 6% , 无明显大个气泡; (4) 泌水率: 0% , 包裹性良好; (5) T500 流动时间: 3 ~ 4s; 1h后T500 流动时间5s。

根据工程实体浇注反馈, 整个施工过程非常顺利, 混凝土上翻效果良好, 一次成型, 中间无振捣。自密实混凝土在待料期间坍落度损失没有太大的变化, 和易性、流动性都达到了指标要求, 受到施工人员的好评。

4 结语

总之, 如果我们直接将高性能的混凝土以及配合比的计算方法应用到自密实混凝土当中, 则我们得到的砂率以及浆集比率都会偏低, 就难以满足相应的要求。笔者结合工程实例验证对计算后配合比进行调整, 取得了较好的突破。同时自密实混凝土由于配合比设计体系不同于普通泵送混凝土, 单方用水量相对较大、胶材用量大、粉煤灰掺量较大、砂率高、减水剂掺量高, 因此减水剂配方在设计时减水率需要慎重考量。自密实混凝土的工作性要求比普通混凝土高得多, 后放型保坍母液的加入需慎重考量, 如加入量过大, 会引起施工过程的不确定性, 应注意敏感度。自密实混凝土的和易性要求较高, 低敏感的酯类母液对该指标有良好的效果。因自密实混凝土胶材用量大、流动性大、含气量较低, 其硬化后的表观质量一般比较好。

参考文献

[1]王成启, 张悦然.复掺粉煤灰与石灰石粉海工自密实高性能混凝土试验研究[J].中国港湾建设, 2012 (1) :19-22.

[2]仇益梅, 王育宏, 陈君翔, 等.C50自密实高性能混凝土配合比设计及工程应用[J].世界桥梁, 2011 (4) :61-64.

[3]王成启, 张悦然.矿物掺合料对海工自密实高性能混凝土收缩性能的影响[J].中国港湾建设, 2012 (6) :24-28.

配合比计算篇6

(1) 设计图纸要求

(2) 公路桥涵施工技术规范JTG/TF50-2011

普通混凝土配合比设计规程JGJ 55-2011

(3) 公路工程水泥混凝土试验规程JTG E30-2005

(4) 《公路工程集料试验规程》JTG E42-2005

2 使用部位:

伸缩缝

3 原材料情况

(1) 水泥:采用云南宏发福牌P.O42.5水泥。

(2) 粗集料:采用冯家庄料场产5-10mm碎石。

(3) 细集料:采用冯家庄料场产Ⅰ区粗砂。

(4) 外加剂:采用重庆凯步聚羧酸高效减水剂, 掺水泥质量的1.0%, 减水率25%。

(5) 钢纤维:采用贵州金路丰环保科技有限公司产钢纤维, 掺量为水泥用量的10%。

(6) 拌和水及养护用水:饮用水。

以上原材料所检指标符合JTG/T F50-2011的技术要求[1,2]。

4 配合比的初步确定:

(1) 计算试配强度

(2) 水泥强度系数为1.13:

(3) 确定水灰比:

该水灰比符合公路桥涵施工技术规范《JTG/T F50-2011》中6.8.3表的要求, 考虑配合比的经济性, 本配比选用水灰比0.33试配

(4) 确定单位用水量

查表按经验选用水量为Mw0=215kg/m3, 减水率考虑25%, 则单位用水量为Mw0=215× (1-25%) =161kg。

(5) 计算单位水泥用量

(6) 查表得:βs=35%

(7) 计算砂石用量

采用质量法假定混凝土毛体积密度为2450Kg/m3

5 试验室配合比试配

根据基准配合比, 计算出试配25L砼所需各项材料的用量, 三个水灰比试拌得出的拌合物的坍落度均满足要求, 棍度:上, 粘聚性和饱水性良好, 满足施工要求[3,4]。

6 配合比确定:

根据表得结果, 确定fcuo=59.9MPa的水灰比为0.33, 由用水量mw0=161kg/m3, 得水泥用量为487kg/m3, 试验室配合比确定为:

水泥=487kg/m3

石子=1171kg/m3

外加剂=4.87 kg/m3

钢纤维=48.7kg/m3

即确定配合比为:

水泥:砂:碎石:水:外加剂:钢纤维

m3, 试验室配合比确定为:

水泥=487kg/m3

石子=1171kg/m3

外加剂=4.87 kg/m3

钢纤维=48.7kg/m3

即确定配合比为:

水泥:砂:碎石:水:外加剂:钢纤维

参考文献

[1]蓝光欣.浅谈公路桥梁伸缩缝[J].湖南交通科技, 2001.

[2]周颂民.浅谈桥梁病害诱因及其质量控制对策[J].广东交通职业技术学院学报, 2003, (2) .

[3]孟春明.桥梁伸缩缝病害预防措施[J].山西建筑, 2002.

配合比计算篇7

如图1所示,轴和套通过过盈配合冷装在一起,单边过盈量为 $\frac{D_{1} - D_{3}}{2}$ ,两种零件的材料均为普通钢材,弹性模量E=210 GPa,泊松比=0.3,计算过盈引起的结构应力和变形以及轴从套中拔出需要的力。

过盈配合后,最终轴径D1要收缩到D1′,套内径D3要扩张到D3′,根据位移协调关系D1′=D3′,因此推导出D1单边收缩量与D3单边扩张量之和等于单边过盈量。由 $\frac{D_{3^{'}}}{2} - \frac{D_{1^{'}}}{2} = 0$ ,两边同加单边过盈量 $\frac{D_{1} - D_{3}}{2}$ ,整理后得:

$\frac{D_{1} - D_{1^{'}}}{2} + \frac{D_{3^{'}} - D_{3}}{2} = \frac{D_{1} - D_{3}}{2}$ 。

其中: $\frac{D_{1} - D_{1^{'}}}{2}$ 为D1的单边收缩量; $\frac{D_{3^{'}} - D_{3}}{2}$ 为D3的单边扩张量。

2 过盈拔出力理论计算

设轴拔出的位移量为VS,当VS<H0时,轴与套的接触面积为:

S=πD3H 。

当H0<VS<H0+H时,轴与套的接触面积为:

S=πD3(VS-H0) 。

假设过盈配合条件下,过盈量为e,摩擦系数为μ,接触面之间平均接触压力为p0,则拔出力F为:

图2为过盈配合中轴与套的应力分布,图3为过盈配合后轴与套接触面的形状(变形放大图)。

从图3中看出,过盈配合后轴与套接触面不再是光滑的,而是由交替凹槽和凸起条组成。一般取轴的平均单边收缩量为 $\frac{D_{1} - D_{1^{'}}}{2} = 0.029 m m$ ,套的平均单边扩张量为 $\frac{D_{3^{'}} - D_{3}}{2} = 0.021 m m$ ,两者之和为0.05 mm,等于单边过盈量。有限元建模分析时套的外表面固定,由于套的扩张受到外表面约束的限制,因此套的变形小些,关于轴收缩和套扩张量之间的比例关系,刚性弱者收缩(或扩张)量大一些[1,2]。下面将分析套外表面自由的情形。

3 过盈力与设计参数之间的关系

影响过盈力大小的设计参数有:过盈量e、摩擦系数μ、套外径D2、套高度H、套内径D3。通过ANSYS对参数进行多方案分析,总结出过盈力的通用计算表达式。

3.1 过盈力与过盈量、摩擦系数之间的关系

表1的有限元计算表明,最大拔出力与过盈量、摩擦系数均成正比,因此接触面间平均压力p0与过盈量关系可以写成:

其中:k为比例常数。将式(2)代入式(1),得到拔出力F:

本计算模型D2=140 mm,D3=100 mm,H=50 mm,因此接触面积S=πD3H=15 700 mm2,将e=0.05 mm、μ=0.1、F=290 000 N代入式(3),得到k=3 630。总结出计算模型拔出力F与过盈量e、摩擦系数μ之间的关系为:

3.2 拔出力与套外径D2的关系

保持e=0.05、μ=0.05以及其他参数不变,变化D2,计算其对拔出力的影响规律。

表2是最大拔出力与外径D2的计算结果,通过对有限元分析数据拟合表明,拔出力与套壁厚的平方根近似成反比关系,即有:

其中:k1为比例常数。将D2=160、D3=100、F=129 000 N代入式(5),确定常数k1:

$k_{1} = F \sqrt{D_{2} - D_{3}} = 1 000 000$ 。

综合以上分析,拔出力与过盈量e、摩擦系数μ、套壁厚平方根倒数 $\frac{1}{\sqrt{D_{2} - D_{3}}}$ 、接触面积S成正比,即:

其中:k0为比例常数。将面积的表达式代入式(6),整理得:

根据式(7),拔出力还与套高度H、 $\frac{D_{3}}{\sqrt{D_{2} - D_{3}}}$ 成正比,通过有限元分析也证明了这两种关系的存在。

3.3 比例常数k0的确定

为得到常数k0的较准确值,将多组数据代入式(7),得到一组比例常数k0,见表3。

对表3中的数据求平均值得到k0=24 800。

当D2/D3比值增大时,k0的值会适当增加。比较式(1)和式(7),接触面的表面压力p0为:

轴和套采用相同材料时,在弹性范围内接触表面压力与弹性模量成比例关系, 因此式(8)可以改写为:

其中:E为材料的弹性模量;kr为比例常数,kr=k0/E。本分析模型材料为钢,E=210 000 MPa,因此常数kr=24 800/210 000=0.12。

最大拔出力计算公式(7)用kr改写为:

4 数学计算法与有限元法结果比较

下面随机采用一组数据,用式(9)、式(10)计算接触压力和最大拔出力,然后用有限元法计算,比较两种方法计算的准确性。

(1)已知数据为:e=0.1,μ=0.1,D2=280,D3=160,H=80,计算得到的接触面平均压力为:

$p_{0} = k_{r} \frac{E e}{\sqrt{D_{2} - D_{3}}} = 229 Μ Ρ a$ 。

最大拔出力为:

$F = k_{r} E e μ π \frac{D_{3} Η}{\sqrt{D_{2} - D_{3}}} = 920 000 Ν$ 。

有限元法计算出的最大拔出力F=820 000 N,两种方法计算值相差11%。

(2)已知数据为:e=0.1,μ=0.1,D2=330,D3=200,H=110。计算得到的接触面平均压力为:

$p_{0} = k_{r} \frac{E e}{\sqrt{D_{2} - D_{3}}} = 221 Μ Ρ a$ 。

最大拔出力为:

$F = k_{r} E e μ π \frac{D_{3} Η}{\sqrt{D_{2} - D_{3}}} = 1 527 000 Ν$ 。

有限元法计算出的最大拔出力F=1 480 000 N,两种方法计算值相差3%。

5 有限元分析边界处理

上述分析的边界条件是将套的外表面固定,从而构成可求解的有限元模型。但实际情况可能是套的外表面自由膨胀[3],下面来探讨此种模型的有限元分析边界条件处理方法。

如图4所示约束轴中心线节点沿X、Z方向的位移,即轴的中心线只能沿Y(轴向)运动,由于轴与套配合约束,因此若不加其他限定条件,套也只能沿轴向运动。在套上(下)面施加沿轴向约束,从而使套定位,但套的外表面是自由的。

图5为套外表面自由时轴上的应力分布,图6为套外表面自由时套上的应力分布。

套的外表面自由时,过盈配合产生的应力小很多,当e=0.05,μ=0.1,D2=140,D3=100,H=50时,最大拔出力为89 416 N,仅相当于套外表面固定时拔出力的1/3,因此对于套外表面自由时的拔出力计算,将式(10)中的常数kr缩小到1/3,对于钢材取0.04。轴的平均单边收缩量为 $\frac{D_{1} - D_{1^{'}}}{2} = 0.007 m m$ ,套的平均单边扩张量 $\frac{D_{3^{'}} - D_{3}}{2} = 0.041 m m$ ,两者之和近似等于单边过盈量。由于套的外表面是自由的,因此套的膨胀变形较大,轴的收缩变形则小很多。

6 结束语

工程中有大量的轴套过盈配合结构,这种结构主要用来传递扭矩,若过盈量不够,工作中轴套之间会发生松动,但过盈量设计过大,则容易使零件发生疲劳破坏,影响结构寿命,因此合理选取过盈量非常重要[4,5]。本文介绍了采用有限元工具计算过盈力的方法,并通过多参数多方案计算总结出过盈力与设计参数之间的关系方程,验证表明计算结果与真实值之间有较好的一致性。

摘要：在ANSYS有限元分析平台详细计算了工程中常见的轴与套过盈配合引起的接触压力和拔出力,通过参数综合,以CAE技术作为实验工具总结出过盈力与设计参数之间的关系方程,实际验证表明计算结果与真实值之间有较好的一致性。

关键词：ANSYS,过盈配合,接触

参考文献

[1]孙靖民.机械优化设计[M].北京:机械工业出版社,1990.

[2]王振宇.过盈配合的选择方法[J].机械制造与自动化,2006(5):23-24.

[3]杜邦.过盈联接可靠性设计研究[J].中国机械工程,2005(1):56-58.

[4]于忠海.过盈配合计算机辅助设计系统[J].机械工程师,2002(2):33-35.

配合比计算篇8

高速电机的研究是当前国际电工领域的研究热点。由于转速高,电机的功率密度大,其几何尺寸远小于输出功率相同的中低速电机,因此可以有效地节约材料。同时也正是由于转速高,为了减少转子动不平衡对整个电机振动带来的影响,转轴上的扭矩基本上都是通过过盈配合来传递[1]。

传统的过盈配合的计算公式通常只能考虑单个过盈配合关系和静止状态下厚壁圆筒的配合关系,对于动态下、多个过盈配合的计算根本不能解决。本文基于接触非线性理论的基础,采用有限元的计算方法,模拟计算出在高速离心力的作用下多个接触对之间的关系,得出了更加接近真实的结果,反映了电机转子从静止到高速旋转的变化过程,对以后的设计和优化起到很好的指导作用。

2 接触非线性的数学模型

对于两个弹性接触体A和B,如图1所示,物体B上有固定的边界,外力F作用在物体A上。物体A的接触力是Pj,物体B上的接触力是Pj',对于二维情况,它们可以表示成:

物体A和B在接触点上的柔度方程分别为:

其中:j=1,2…m,表示接触点的数目;是A和B的接触点i的位移;[CAij]和[CBij]分别是物体A和B在节点i由节点j作用引起的柔度矩阵;fk是第k个载荷点的外力向量;e是外载荷点数。

假定接触区域上的接触点对是连续的,接触面上的兼容方程为:

其中:是第i个接触点对的初始间隙向量。

由于在接触点上,作用两个物体的接触力必须是大小相等方向相反,即:

将式(1)和式(3)代入到(2),可得连续状态点的相容方程:

对于滑动状态,假设满足Columb摩擦定律,则:

这里μ是滑动摩擦系数,对于自由状态的点,在式(4)中

由于在式(4)中,[CAij]和[CBij]以及[CAik]都是不变的,因此,每次迭代求解只需根据接触点的接触状态,用式(5)或式(6)替代式(4)即可[2]。

3 过盈配合分析计算

3.1 几何模型和工况描述

高速异步电机的转速为6000r/min,转子几何模型如图2所示,其中转子铁芯套在薄壁套筒上,薄壁套筒再套在有锥度的转轴上。为了有效传递扭矩及运行安全,转轴与薄壁套筒、薄壁套筒与转子铁芯及环之间必须有足够的过盈量,面和面之间有合适的压力。同时由于工艺要求是加热热套,因此转子的加热温度又不能太高,否则会破坏叠片之间的绝缘。按照工艺顺序,转子铁芯和薄壁套筒采用过渡配合先成为一个整体,再将薄壁套筒和转子铁芯、环同时加热使其内径加大0.2mm,然后热套进转轴内。

3.2 计算模型[3~5]

基于非线性接触理论,本文采用大型有限元软件ANSYS建立物理模型来模拟这一过程并校核设计的合理性。显然,这是一个轴对称问题,采用高精度平面2次单元来进行建模,有限元模型如图3所示,同时按照实际工况建立图4所示的以下五个接触对:

接触对1为转轴与薄壁套筒间径向接触,初始接触过盈量为0.1mm,接触面的锥度为1:50;

接触对2为转轴与薄壁套筒间轴向接触,初始接触过盈量为0;

接触对3为转子铁芯与薄壁套筒间轴向接触,初始接触过盈量为0;

接触对4为转子铁芯与薄壁套筒间径向接触,初始接触过盈量为0;

接触对5为转子铁芯与环间轴向接触,初始接触过盈量为0。

3.3 计算结果及分析

高速电机的转速达到最高转速时,主要两个传递扭矩的接触对1和4之间的正压力分布如图5所示。转轴与薄壁套筒径向之间的接触压力平均为16MPa,转子铁芯与薄壁套筒径向之间的接触压力平均为6MPa,由于转轴的轴向长度大于薄壁套筒的原因,两个接触对的两侧边界上的接触压力有较大的升高变化。电机在转速为零的情况下,接触对1和4之间的正压力分布如图6所示。显然正压力明显高于动态时,接触对1和4的接触压力平均值增加到41MPa和45MPa,而且两者相差不大。

图7和图8分别显示了电机转子在高速转动和静止时各个构件环向拉应力的分布情况。其中薄壁套筒的拉应力变化较大,高速旋转比静止时大55MPa,这表明高速旋转时的离心力的作用影响还是相当大的。

图9和图10是转子铁芯分别在静止和高速转动时外表面从A点到B点(参见图2)的径向位移变化曲线。图9显示,静止状态下从A点到B点转子铁芯直径的变化量是不同的,二者相差1.78倍,而在电机进入最高转速时,这种变化量达到了5.35倍之多,这加大了气隙的不均匀度。比较图9和图10可以看到,从静止到旋转,A点处的直径减小了,B点处的直径加大了,这主要是由于接触对1是一个锥面的原因。

4 总结

(1)本文基于接触非线性理论,采用有限元软件AN-SYS对高速电机转轴几个构件间的过盈配合关系进行了模拟,计算结果与实际吻合。

(2)要想准确地计算出高速电机多个过盈接触面之间的压力分布及静止到动态时的变化情况,应用接触非线性理论结合有限元进行分析是很必要的,它突破了传统计算方法的局限。

(3)本文的模拟计算结果为以后高速电机转子结构设计及过盈量的选取提供了理论依据,可较好地指导设计,有效缩短产品试制周期,提高产品设计质量。

参考文献

[1]陈世坤.电机设计[M].北京:机械工业出版社,2004.

[2]张汝清,詹先义.非线性有限元分析[M].重庆:重庆大学出版社,1990.

[3]杨荣柏.机械结构分析的有限元法[M].武汉:华中理工大学出版社,1985.

[4]谭建国.使用ANSYS6.0进行有限元分析[M].北京:北京大学出版社,2002.

配合比计算篇9

1 励磁调节器V/F限制、强励限制动作原理

励磁调节器, 是励磁系统的控制核心, 控制发电机机端电压、转子电流、无功功率、功率因数的作用, 励磁系统的保护也是通过调节器实现的, 如强励保护、欠励保护、V/F限制保护等等。

南方某发电厂某机组发变组励磁调节器采用北京某公司GEC-332的励磁调节器;GEC-332的励磁调节器由控制单元AVR32、操作回路、数字 (开关) 量输入输出回路、模拟量输入输出回路、脉冲放大、脉冲分配、大功率晶闸管整流元件、整流桥交直流侧开关 (施奈德等进口或国产优质免维护产品) 及操作回路构成。GEC-332励磁调节器V/F限制。

V/F限制报警时间公式:

V/F限制动作时间公式: 当实际磁通密度达到磁通密度顶值M2时, 2 s后发出V/F限制动作信号, 自动进行检磁) 。

GEC-332励磁调节器强励限制反时限曲线无曲线公式, 取励磁试验的试验数据如表1所示。

2 发变组继电保护过激磁保护、励磁过负荷保护动作原理

发变组过激磁保护主要是防止发电机和变压器过激磁, 当电压升高或频率降低时工作磁通密度过高引起铁芯饱和、铁芯漏磁磁通增强, 严重时造成设备变形及绝缘破坏。励磁系统过负荷保护反应励磁绕组的平均发热状况。保护动作量按躲过强励工况整定。

发变组保护采用南京某公司RCS-985保护。

(1) 发电机反时限过激磁保护:发电机反时限过激磁保护具有累积和散热功能。给定的反时限动作特性曲线由整定输入的八组定值得到。过励磁倍数整定值一般在1.0~1.5之间。

(2) 发变组RCS-985保护励磁过负荷反时限曲线为:

式中:C为转子绕组过热常数;Ifd为转子回路电流;Ijz为转子回路基准电流。

3 发变组继电保护、励磁调节器定值单

(1) 发变组RCS-985保护励磁过负荷保护定值如表2所示。

(2) 发变组RCS-985保护过激磁保护定值如表3所示。

(3) 发电机励磁调节器GEC-332定值如表4所示。

4 发变组继电保护、励磁调节器定值配合校核

校核发变组保护励磁过负荷保护与励磁调节器强励限制的配合。

发变组RCS-985励磁过负荷反时限保护, 取C=35如表5所示。

励磁调节器强励限制曲线, 无曲线公式, 取励磁试验数据如表6所示。

校核发电机过励磁保护与V/F限制的配合。

发变组RCS-985过激磁保护曲线定值如表7所示。

励磁调节器V/F限制曲线如表8所示。

校核结果如下。

(1) 从上图1可以看出, 在励磁电流为1.4倍以下, 励磁调节器强励限制动作时间比励磁过负荷保护动作时间长, 不满足先励磁限制后发变组保护的动作阶梯关系。应调整励磁调节器设置参数, 以满足先励磁限制后发变组保护的动作阶梯关系。 (2) 从上图2可以看出, 两个曲线不存在交叉点, 且励磁调节器V/F限制动作时间均比过激磁保护动作时间短, 满足先励磁限制后保护的阶梯关系。

励磁调节器的保护先于发变组的过激磁保护、励磁过负荷保护动作, 动作后可以减少电压给定值来限制VF比值。所以, 应优化修改机组的励磁过负荷保护定值与励磁调节器的强励限制参数设置, 以保证险励磁限制后发变组保护的动作阶梯关系。

5 结语

本文通过检验某厂保护励磁调节器及发变组保护定值的配合问题, 校验了励磁调节器的强励限制与保护励磁过负荷、励磁调节器的VF限制与保护过激磁的配合定值, 应先励磁限制后保护动作的阶梯关系。经过检验后, 督促电厂作出保护定值与励磁系统调节器的配合优化修改。电厂自2011年自定值优化后, 符合励磁调节器及发变组保护的阶梯关系。保护及调节器运行正常, 至今未发生误动事件, 保证机组的安全稳定运行。

参考文献

[1]RCS-985发电机变压器成套保护技术说明书.

[2]GEC-332励磁调节器装置说明书.

[3]大型发电机变压器继电保护整定计算导则, DL/T684—2012[S].

[4]继电保护和安全自动装置技术规程, GB 14285—2006[S].

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普通混凝土配合比07-20