机械应力

2024-10-02

机械应力（精选7篇）

机械应力篇1

甬台温铁路是我国铁路规划的“四横四纵”线路之一,设计时速200 km/h,远期预留250 km/h。施工地处东南沿海地区,地质地貌复杂多变,地基处理尤为重要。台州站站前工程大区域复杂软土地基部分区段采用直径500 mm的预应力管桩处理,施工区域在长1 018 m、宽62 m的范围,共需施工预应力管桩578 731延米,桩长37～45 m,桩间距2.4 m。施工区域周边乡村居多。

静压管桩特点

静压法施工是通过静力压桩机的压桩机构自重和桩架上的配重作反力将预制桩压入土中的一种成桩工艺。下面简要介绍预应力管桩中静压法施工的优缺点。

优点

低噪声、无振动、无污染,可以24 h连续施工,创造时间效益,从而降低工程造价。施工效率高,场地整洁、施工文明程度高。由于送桩器与工程桩桩头的接触面吻合较好,送桩器在送桩过程中不会左右晃动和上下跳动,因而可以送桩较深,基础开挖后的截去量少。施工中由于压桩引起的应力较小,且桩身在施工过程中不会出现拉应力,桩头一般都完好无损,复压较为容易。

缺点

具有挤土效应,对周围建筑环境及地下管线有一定的影响,要求边桩中心到相邻建筑物的间距较大;施工场地的地耐力要求较高,在新填土、淤泥土及积水浸泡过的场地施工易陷机;过大的压桩力(夹持力)易将管桩桩身夹破夹碎,或使管桩出现纵向裂缝;不宜在地下障碍物或孤石较多的场地施工。

静压管桩施工过程的质量管理

压桩前的准备工作

施工队资质审查必须对施工队(压桩队伍)的资质进行审查与管理,了解施工队的技术力量及压桩水平。审查施工组织设计、施工压桩路线、施工进度计划,评价其可行性。要求施工队每个技术人员,包括施工技术员、焊工、记录员、操作员等都必须具有相应技术资格证和上岗证。

桩机的选择根据具体工程的地质资料和设计的单桩承载力要求,合理选择压桩机。如果压桩机吨位过小,可能出现桩压不下去的情况,因而无法达到设计承载力要求;反之,如果压桩机吨位过大,易发生陷机情况。所以应该会同各有关部门合理选择压桩机,尽量采用超载施工。一般情况下,压桩机的压桩力应不小于单桩竖向极限承载力标准值的2.0倍。

施工放线与定桩位由于放线的准确与否直接影响建筑物的位置是否符合“规划”要求,而桩位的准确与否又直接影响着整个工程的结构。因此,这2个工序的重要性不容忽视。项目技术管理人员应该对已定好的轴线位进行复核,根据建筑物与结构桩位图逐位校核,发现不符合要求的及时纠正。

桩尖、桩身质量检查首先必须对桩尖进行查验、测量,按照管桩有关规范、对于桩尖的构造要求和设计图纸要求,对所有到场的桩尖进行测量,不满足设计和管桩规范要求的,责令其更换。对所有到场的管桩进行仔细认真地查验,测量管桩的外径、壁厚、桩身、长度、桩身弯曲度等有关尺寸,并详细记录。特别要注意管壁厚度,由于静压法施工中的夹持力较大,壁厚不够很容易把桩夹碎。同时应对桩身外观质量进行仔细查验,检查桩身是否有粘皮麻面、内外表面是否有露筋、表面是否有裂缝、是否有断头脱头、桩套箍是否有凹陷、表面混凝土是否有坍落等情况,不符合管桩规范要求的,责令厂家退回。

压桩施工过程的质量管理

底桩(第一节入土的桩)的定点虽然在放线与定桩位时已经核查过,但是经验不足或技术水平不高的施工技术人员往往在放底桩时偏离原定的桩位,从而导致成桩的偏位。建议在每个桩位处用石灰以原定的桩心为圆心、以该桩的桩径为直径画一圆圈,压底桩时以此圆圈为准,控制桩不偏离该圆圈,使成桩的偏位尽可能减小。

桩身垂直度的控制由于静压管桩桩机驾驶室内一般会悬挂一吊有重锤的绳线,由操作员以此线为准控制桩一个方向的垂直度,因而另一方向的垂直度必须另外控制,方法就是在垂直于桩与此绳线连接的地方(即另一正交方向)另设一吊重锤的绳线(视线要通透),以这2条绳线来控制桩的垂直度。当桩在2个方向都已经垂直的情况下方允许压桩,而且在压桩过程中要经常检查桩身的垂直度。

接桩及焊缝控制接桩前,应保证上下2节桩的顺直,而且2桩桩心的错位偏差不宜大于2 mm (宜设置接桩导向箍)。管桩施工中主要采用焊接接桩法,在焊接前应该把2节桩的端头板用钢刷清刷干净,直至坡口露出金属光泽,而且应该保证上节桩已经垂直后方能焊接。焊接时最好2个焊工同时进行,先在坡口圆周上对称点焊4～6点,焊接层数不少于2层,每层焊渣必须清理干净,保证焊缝连续饱满,自然冷却约8～10 min (严禁用水冷却或焊完即压),防止高温的焊缝遇水变脆而被压坏。

压桩过程的施工记录为了便于控制终止压桩,必须详细记录压桩过程的压力与桩入土深度,了解桩尖入持力层深度是否满足设计要求以及桩穿过各土层时的压力值。

终压(即终止压桩)标准及终压的控制终压标准应该以建设单位、设计单位、施工单位、及监理单位等有关部门在试桩会议中根据试桩的实际情况确定的标准为准则。一般情况下,除保证桩长及桩尖入持力层深度应该满足设计要求外,还要控制终压值的大小。虽然终压值Q与单桩竖向承载力标准值Rk是2个不同的概念,但终压值Q与单桩竖向承载力标准值Rk存在着某种比例关系,这有待于日后的工程实践与理论研究。笔者认为这种比例关系与工程地质构造情况关系较大,同时与桩的长度以及所选的持力层关系也不可忽视。总结台州地区近几年静压管桩的工程实践经验,终压值Q可以按以下原则来控制:①当桩端持力层为粘土、粉质粘土时,主要控制桩端达到的设计深度,终压值Q应在1.6～2.0Rk之间。②当桩端持力层为标贯击数较低、中密以下的粉细砂时,以控制桩端入持力层深度为主,终压值Q介于1.6～2.0Rk之间。③当桩端持力层为标贯击数较,中密以上的中粗砂、砾砂时,控制终压值Q在1.8～2.5Rk之间,长桩取低值,短桩取高值。

桩头填芯的质量控制

由于桩与上部结构的连接主要通过桩的桩帽,因此桩头嵌入桩帽的长度不宜太短,有关管桩技术规范规定不宜小于35 cm。从桩基事故实例调查中可知,有不少是由于桩嵌入桩帽长度不足,抗拔不够,因此有必要把桩嵌入桩帽的长度加长,桩头的插筋长度也应加长,并增加配筋量,桩头填芯混凝土的强度等级应满足设计规范要求。这一环节的重要性显而易见,有关技术管理人员应该加强这一环节的质量控制。

成桩的质量检查

桩身垂直度及桩身质量的检查

桩身的垂直度可以用垂球吊线的办法来测量,对不符合规范要求的,应及时报送设计单位,由设计单位提出补强修改意见。对于配置封口桩尖的工程桩,桩身质量的检查可以直观检查,即将低压电灯泡沉入桩内腔检查,正常情况下,内腔应该是不进土和水的。若桩内腔完整干燥,说明桩身基本完好、焊接质量完好、桩尖无损坏,这种情况下可不采取其他方法另行检查;反之,应该采取其他方法另行检查。依据《建筑桩基施工规范》规定,按桩总数的5%采取小应变动测的检测方法,对桩身的完整性进行检测。

桩顶标高及偏位情况的检查

基础开挖后,应对桩顶标高及桩的偏位情况进行测量,并把记录资料完整地整理一份报送设计单位,由设计单位提出方案,解决那些桩顶标高低于设计标高以及桩偏位超过规范要求的情况。而对于那些桩顶标高高于设计标高的情况,施工单位应用电锯截去多余的桩段,而不应该用人工敲打的办法把多余的桩段敲掉,那样很容易把成桩敲伤。

单桩竖向承载力的检测

目前主要采用静荷载试验的方法来检测成桩的单桩竖向承载力,由设计单位、施工单位及监理单位等有关部门举行点桩会议,选取较具代表性的桩进行静荷载试验。静荷载检测时一般用慢速维持荷载法,并要求工程有关技术管理人员进行现场监督,详细记录最终沉降量和残余沉降量等。特别要注意检测桩机在进场、退场及移动过程中不要碰撞到任何工程桩。

常见质量问题分析与处理

桩倾斜

插桩初压即有较大幅度的桩端走位和倾斜。这种情况很可能在地面下不远处有障碍物。处理的措施主要是在压桩施工前将地面下旧建筑物基础、块石等障碍物彻底清理干净。

桩尖达不到设计深度

静压管桩施工时,若发生个别桩长达不到设计深度,其原因可能是:①桩尖碰到了局部的较厚夹层或其他硬层。②中断沉桩时间过长。由于设备故障或其他特殊原因,致使沉桩过程突然中断,若延续时间过长,沉桩阻力增加,则使桩无法沉到设计深度。③接桩时,桩尖停留在硬土层内,若时间拖长,很可能不能继续沉桩。

发生管桩沉不下去时,应冷静分析原因,找出对策才能继续施工,切不要盲目加大压桩力强行成桩。

基坑开挖不当引起大面积群桩倾斜

挖土引起基桩的倾斜,直接起因是挖土方法不当,将基坑挖得太深或将挖出的土堆放在基坑边坡附近,因而产生侧向压力,加上淤泥本身的流动性以及土体中未消散的超静孔隙水压力乘机向开挖方向释放,加剧了淤泥向开挖方向流动,而管桩对水平力的抵抗能力小,于是随着土体的位移而向开挖方向倾斜,造成桩顶大量位移。发生这样的事故先要进行调查分析,弄清哪些桩应报废,哪些桩还可以用,哪些桩应折减其承载力,然后根据实际情况进行补桩。为防止此类工程事故的发生,应严禁边压桩边开挖。开挖宜在基桩全部完成并至少隔15天后进行,挖土宜逐层均匀进行,桩周土体高差不宜超过1 m。注意保持基坑围护结构或边坡土体的稳定,基坑顶部周边不得堆土或堆放其他重物等。

桩身上浮

当工程桩较短或桩较密集时较容易发生桩身上浮的情况,此时采取复压是较有效的补救措施。所谓复压指的是已经压好的桩再进行静压的一种措施。

起重机械使用中的应力测试技术篇2

关键词：起重机械,缺陷,应力测试技术

引言

起重机的金属结构在使用过程中,要检查其金属结构的强度,应力测试技术因此应运而生,通过试验、分析应力测试的结果,能够得出金属结构的刚度和应力情况,从而判断是否存在因为应力太大造成失效的可能性,本文将对如何应用应力测试技术评定起重机的安全性。

1 应力测试的关键技术

1.1 测试应力的原理

实际工作中,测试应力首先要测试结构的应变。通过测量应变,可得到时域上结构件应力的最大数值、最小数值和平均值,并得到最大主应力的大小方向和产生变化遵循的相关规律。通常使用应变片测量应变量,采用静态或动态方式加载构件,然后再使用测量系统测量应变的大小及变化。

机械应力篇3

关键词：起重机械,安装,应力测试

1 引言

起重机在长期的使用过程中, 由于构件表面腐蚀、磨损和变形, 起重机结构的强度和刚度会受到影响。在起重机金属结构改造过程中, 由于焊接工艺和安装工艺的影响, 整体金属结构是否满足强度要求, 需要通过一定的技术手段来进行校核。应力测试技术作为一种非常成熟的技术手段已被应用到起重机安装改造中, 通过分析起重机金属结构重要部位应力测试的结果, 得出钢结构是否存在应力过大导致失效的可能, 评价起重机的安全性。

2 应力测试关键技术

2.1 应力测试原理

在工程上, 结构的应力是通过测试结构的应变获得的。应变测量可以在时域上获得结构件的应力最大值 (峰值、峰峰值) 、最小值、平均值, 以及最大主应力的大小、方向和变化规律。应变的测量采用应变片, 对构件实行静态加载或动态加载后, 利用测量系统测试出应变的大小及其变化规律。

式中:K0-应变片电阻丝的灵敏系数;R-应变片电阻丝的初始电阻;ε-电阻丝受力产生的应变。

由上述公式可见, 电阻丝受力之后, 其电阻的变化率和电阻丝产生的应变成正比, 当应变片粘贴在构件上时, 如果构件受力产生应变, 就会引起应变片电阻的变化, 测试了电阻的变化值, 就可以知道构件应变的大小了。

2.2 应变片布片原则

①应变片应布置在均匀应力区、应力集中区和弹性挠曲区;②在主梁跨中, 设计所在确定的结构最大应力处贴片;③使用中最不利工况下最大应力处;④有塑性变形、可能产生裂纹或经常超载的位置;⑤应变片在被测构件上行沿主应力方向粘贴;⑥测点布置尽量合理, 应变片粘贴尽量少。

2.3 应变片的粘贴工艺

①使用放大镜观察应变片的外观质量, 看有无断丝、引线焊接不牢等缺陷。②使用万用表测量应变片阻值, 同时防止应变片的污染, 不能用手摸基底, 同一组应变片的组织误差最好控制在0.1Ω范围内, 便于仪器调平衡。③使用角磨机或者砂纸打磨试件表面, 表面光滑后, 再用细砂纸达成45°交叉网纹 (粗化处理, 便于表面存胶) , 选择砂纸时, 对钢件多用180目, 对铝件多用360目。④用角尺、钢板直尺和划针画十字定危线。⑤用镊子夹脱脂棉球沾取适量CCL或者丙酮擦洗试件表面, 注意擦拭的最后一道工序沿一个方向擦拭, 避免脏棉球污染磨光的金属表面。⑥分清版面, 光滑的一面为贴面, 用502胶水将胶水滴在应变片反面, 两点对齐, 迅速贴在金属反面。用小块塑料薄膜覆盖应变片表面并用拇指按在被测部位, 把多余胶水挤出炸吸附在塑料薄膜上, 然后用拇指紧紧按住应变片停留30s, 最后轻轻去掉覆盖的塑料薄膜, 这样做的目的是防止手沾到胶水。⑦用镊子轻轻拔起 (使其树立) 应变片的两引脚线, 用塑料透明胶带贴在两引脚线与应变片基底之间、贴紧。⑧将两引脚线轻轻放平, 再用塑料透明胶带使两引脚线固定在基体上, 这样可以固定两引脚线的根部, 以免在焊接时因为过多的摆动使得两引脚线折断。⑨使用电烙铁融化焊丝, 先把引线和导线两端分别挂上焊锡, 为防止假焊, 一定要保证焊锡融化透。⑩使用数字万用表测量应变片的阻值和应变片于试件间的绝缘电阻值。若应变片阻值变化大、不通, 或者绝缘电阻小于80MΩ, 应查找原因, 必要时清除后重新粘贴应变片。輥輯訛为了防潮, 应变片上应涂凡士林软膏、蜂蜡、914胶或者硅胶。

2.4 测试准备

①胶水的最佳固化时间为24h, 现场测试时若遇紧急情况, 如临时粘贴应变片, 待30min之后就可以进行测量。但真正使应变片完全固化后则需要10~24h才能达到高黏合强度。其次, 将导线连接在应变测试仪上。②空载, 将应变仪调零, 观察各测点显示值随时间变化情况, 判断应变片是否有零点漂移现象, 具有零点漂移的应变片应清除后重新粘贴。③预加载和与卸载。为了更好地实现应变片电阻变化和应变变化之间的线性关系, 避免应变片的滞后特性、蠕变, 应在正式测试之前预加载、卸载4~5次, 具有蠕变的应变片不能使用, 应重新粘贴。

2.5 测试

①按照事先编织的试验大纲和测试工况金星村二是, 在测试试验表格上详细记录;②加载的负荷一般由小到大;③试验中, 应及时判断数据的合理与否, 试验是否有效, 如出现异常, 需要立即停止试验, 找出原因排除故障, 重新试验;④切忌试验中临时改变测试项目或者是内容。

2.6 分析

①对采集的数据进行计算和处理, 找出应变或便利随时间的历程、分布规律;②与预期值、理论值或者是经验值进行比较;③对试验数据和对比结果进行进一步的归纳总结, 上升到理论高度, 找出规律;④对被试件作出评价, 对起重机械安装质量进行评估;⑤出具测试和研究报告。

2.7 其它应力测试方法———光测法

光测法的理论基础是光弹性法:置于偏振光场中的具有双折射效应的透明光弹性材料, 会因为受力而产生干涉条纹;测量并计算干涉条纹图后可确定模型在受载情况下的应力状态、光纤技术是光测法的代表, 其特点是:因为可将被测对象的状态变化转换成光信号的形式, 所以能与高度发达的电子装置有很好的兼容性, 从而具备较高的发展潜力;光纤信号不易受外界影响, 光纤技术适用于高压与电磁干扰的环境下使用;光纤传输损耗低, 可用于远距离测试 (基于以上优点, 光纤技术适用于土木工程领域大型复杂结构的在线监测) 而在起重机领域, 该技术还尚未普及, 有待进一步的发展。

对于电阻式应力测试, 为适应起重机现场检验, 应变片与屏蔽电缆之间的连接方式将越来越简便, 现场焊接将不再必要;无线遥感的抗干扰能力将得到加强, 并逐步取代收放电缆不便的有线测试。对于光纤式应力测试, 结构模型将更加专业化, 即变得更适用于起重机检验;该测试方法将使在线监测成为保证危险性较大的大型起重机使用安全的常规监控手段。

除自身不断发展之外, 应力测试还将与计算机模拟仿真更紧密的结合在一起:应力测试一般在起重机安装完成后进行, 因此较难测量出结构本身自重产生的应力及金属结构的内应力, 通常测试所得到的数值实际上为试验加载后金属的应力差值。应力测试与计算机模拟仿真所对比的就是加载前后的应力差值通过对比, 应力测试可以验证计算机模拟仿真的正确性。反过来, 一个接近实际情况的计算机模拟仿真则可以为应力测试测点的准确定位提供依据, 且模拟起重机因环境限制而无法开展的应力测试。

3 实例分析起重机械安装应力测试技术

3.1 实例概述

本文结合广州某码头堆场的集装箱门式起重机技安装的过程, 说明应力测试技术的应用。因场地等原因, 需要对其整体加高才能满足使用要求, 该机起升高度由原来的15.3m增高至21m。改造的重点部分是主钢结构, 在其刚性支腿和柔性支腿与主梁连接的法兰面增设加高节, 同时在支腿间增加工字型斜撑, 以便满足强度要求。第1套方案为增加节高的同时增大支腿的截面尺寸, 第2套方案为增加节高而保持支腿截面尺寸不变。综合考虑到改造的工艺性和经济性等因素, 本次改造选用第2套方案。下面就对改造过程中起重机的安装中的金属结构应力测试进行分析。

3.2 应力测试

对机械安装进行动态应力测试时, 工况的选择非常重要。这些工况必须能够反映金属结构的动态应力情况, 并且能够反映金属结构危险点在危险工况下的实际应力。

试验载荷为35t, 工况如下:①小车位于刚性支腿处, 对应变片进行清零处理。②小车移动至主梁中间, 抓箱, 起吊, 保持静止。选取了主梁上翼板跨中3个测点, 测试仪器为DH3817F。跨中的应力云图以及各测点的位置分布见图1。从《起重机设计规范》 (GB/T3811-2008) 查得结构件的工作级别为E6, 应力集中等级为K3。由此可查得疲劳许用应力基本值为68.3MPa。通过将实测应力和有限元计算自重产生的应力叠加进行疲劳计算, 得到跨中最大应力为53.19MPa, 拉伸疲劳许用应力为126MPa, 起重机主梁跨中改造后的疲劳强度足够, 同时对改造后的起重机在现场按照《起重机械定期检验规则》 (TSGQ7015-2008) 的要求进行下挠度测量, 测量结果显示其满足刚度要求;对其支腿和主梁的法兰连接处在最不利工况下的最大水平位移进行测量, 证实其水平动刚度达到了改造的要求。

4 结束语

综上所述, 起重机械是工业生产中比较重要的机械设备, 其安装质量、性能等对于生产有着决定性影响。在起重机械安装过程中, 其装配产生应力会对整体结构的稳定性造成影响, 从而引发安装质量问题。因此, 本文结合实例分析了起重机械中的金属结构应力测试, 保证了金属结构应力符合要求, 起重机械整体稳固, 在一定程度上保证了起重机械的安装质量。

参考文献

[1]许志沛, 薛顺, 刘晓卉, 等.塔式起重机应力检测中的流程程序和联合作业分析[J].起重运输机械, 2011 (1) :39~43.

[2]陈华, 顾梅英.残余应力分析及其对起重机械的影响[J].起重运输机械, 2011 (12) :52~53.

机械应力篇4

预应力高强砼管桩的接头,一般是采用手工电焊,焊接工艺要求比较严格。要求钢端板表面应保持清洁,端板坡口上的浮锈应清除干净,表面呈金属光泽后方可焊接。焊条采用E43,或二氧化碳气体保护焊,焊接道数不宜少于三道,内层焊渣必须清理干净方可施工外层,焊缝高度以将端板周围的U型焊接口焊满为宜。当上下两节桩之间因施工误差而出现的间隙应用厚薄适当的并加工成楔形的铁片全部垫实焊牢,并且要求焊好后应在自然条件下,冷却八分钟以上,方可继续沉桩等。就这么严格但又简单工艺,在施工时往往没有得到有效的执行,施工现场发现的问题:⑴、普遍存在没有除锈处理,有的谈不上呈现金属光泽;⑵、焊缝不饱满,一般仅有二道焊缝;⑶、由于上下节桩施工误差,坡口根部间隙一般大于2mm,设置楔型垫片没有全部垫实,存在空隙;⑷、焊好后没有在自然条件下冷却或冷却时间偏短即沉桩,当焊缝遇水时往往开裂。

这些因素影响了管桩接头的质量问题,特别当有抗浮要求时,桩接头焊缝被拉断的事故时有发生,影响工程质量与进度,造成必不可少的经济损失与不良的社会影响。因此在国标(03SG409)和省标(闽06G119)先后推出管桩机械快速连接接头的标准图,福建省建设厅于2004年6月23日颁发了福建省工程建设地方标准《预应力砼管桩机械快速连接接头施工与验收规程》(DBJ13-58-2004),进一步规范管桩机械快速连接施工过程的质量控制,确保桩基工程施工质量,提高施工效率,特别是在国家尚无现行管桩机械接头标准的情况下起到良好过渡作用。

2 管桩螺纹机械接头的设计

福建省标(闽06G119)图集推荐的管桩机械连接接头是将设置在管桩两端的连接端盘,用螺母连接而成的管桩接头,简称为管桩螺纹机械接头。详照片1。它具有安装操作方便,质量可靠安全,接头的力学性能良好等,适用于工业与民用建筑工程的低桩承台管桩的连接。管桩机械连接接头结构图详图2。

管桩接头(螺纹端盘,连接端盘及连接螺母等)承载力不得小于规程(DBJ13—58--2004)中规定的各类管桩的抗拉强度设计值(详表1)。

根据螺母受力情况分析,一般螺母的破坏形式:①螺纹牙磨损及牙根弯折;②螺母被拉断或剪断,因此强度验算时只需校核螺纹牙是否符合耐磨条件和弯曲强度,以及螺母最危险断面的强度。

2.1 螺纹端盘强度计算[1]:

螺纹端盘结构示意图如图3。

2.1.1 螺纹端盘抗拉(或压)承载力验算:

螺纹端盘主要承受拉力(或压力),当在水平力作用下将受弯。抗拉强度可按式⑴进行计算。

P=f×s ⑴

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式中:P——螺纹端盘抗拉承载力(kN);

f——铸钢件的抗拉强度设计值为240Mpa;

s——危险断面(退刀糟)截面积(mm2);

D1——螺纹端盘的螺纹内径(mm);

D2——螺纹端盘的内径(mm)详表2。

计算结果详表3。从表3可以看出,螺纹端盘抗拉承载力均大于同规格预应力高强砼管桩的桩身抗拉强度设计值,接近管桩桩身抗压强度设计值。

2.1.2 端盘螺纹牙抗剪强度验算:

螺纹牙的抗剪强度可按公式⑶计算:

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式中:[τP]——螺纹牙的剪切强度设计值为140Mpa;

τp——螺纹牙的抗剪强度(Mpa);

Pb——螺纹端盘承载力的设计值(kN);

D1——螺纹端盘螺纹内径(mm);

B——危险断面处齿根宽度(mm);undefined

δ——螺距(mm);

Z——螺纹受力牙数。

计算结果详表4。从表⑷可以看出,螺纹端盘的螺纹牙的抗剪强度均小于剪切强度设计值。

2.1.3 螺纹牙的抗弯曲强度验算:

螺纹牙的抗弯强度可按公式⑸进行计算:

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式中:[σw]——螺纹牙的弯曲强度设计值为240(Mpa);

σw——螺纹牙的抗弯强度(Mpa);

h——螺纹牙工作高度(mm);

Pb——螺纹端盘的计算荷载,即管桩桩身的抗压强度的设计值(kN);

D1——螺纹端盘螺纹内径(mm);

Z——螺纹受力牙数;

B——危险断面处齿根宽度(mm);undefined

δ——螺距(mm)。

计算结果详表4。从表4可以看出螺纹端盘的螺纹牙的抗弯强度均小于弯曲强度设计值。

连接端盘的抗拉(压)、螺纹牙的抗剪与抗弯均与螺纹端盘相同,在此不一一贅述。

2.2 螺母强度计算[1]:

螺母结构示意图如图4所示,各种规格管桩的螺母外内直径列于表5。

(1)螺母抗拉(压)承载力验算:抗拉强度计算公式⑴。计算结果表明,螺母抗拉(压)承载力均大于同规格预应力高强砼管桩桩身的抗拉强度设计值(详表1),接近管桩桩身抗压强度设计值。

(2.)螺母螺纹牙抗剪强度验算:抗剪强度计算公式⑶。计算结果表明,螺母螺纹牙抗剪强度均小于剪切强度设计值。

(3)螺母螺纹牙抗弯强度验算:螺母螺纹牙抗弯计算公式⑸。计算结果表明,螺母的螺纹牙的抗弯强度均小于弯曲强度设计值。

2.3 管桩螺纹机械接头的构造设计:

(1)对中机构的设置,为保证上、下桩节在接桩时能保持管桩中心线在一垂直线上,在螺纹端盘与连接端盘设有凹凸体锥度配合的对中机构,保证立桩和沉桩过程中的垂直度满足规范要求。

(2)防松嵌块的设置,在锤击桩中使用螺纹机械接头时则应在螺母下部垫上防松块,并用螺丝拧紧,防止螺母松动下滑,保证施工顺利进行。

(3)螺纹端盘与连接端盘之间接触面涂刷黄油(即3#钙基润滑油)约1mm厚,保证在桩基动测时,桩身具有连续完整性,以便通过桩身质量动测关。

3 管桩螺纹机械接头的试验

连接后的管桩螺纹机械接头的各项性能指标应满足福建省工程建设标准[2](DBJ13-58-2004)、福建省建筑标准图集[3](闽06G119)和国家标准先张法预应力混凝土管桩[4](GB13476-1999)的要求,试验选取PHC500-125-AB型桩进行抗拉与抗弯试验。

3.1 管桩螺纹机械接头的抗拉试验

为获得试验在接头处破坏,所试验用的试件其桩身全改为钢管,抗拉试验在专门设置的拉力试验机上进行,详图5。用4台JS-50型液压同步缸,ZB06/63型电动油泵,

BPR-10型压力传感器,YJS手持智能应变数据采集仪进行,加载程序为:每级200kN,加载至接头破坏为止。PHC500-125-AB型桩螺纹机械接头抗拉试验荷载—变形值详表6。

荷载——变形曲线如图6所示。

破坏形状:试验用的螺蚊端盘和连接端盘受力后变成锅底型,引起端盘螺纹牙变形、脱开而丧失承载力(详图7),破坏最大荷载是DBJ13-58-2004规程规定的抗拉强度设计值的1.16倍。

3.2 管桩螺纹机械接头的抗弯试验

抗弯试验在专门设置的试验台座上进行(详图8),用DYQ100-20型分离式油压千斤顶进行加载,加载装置如图9所示。加载程序为每级100kN,加载至接头破坏。PHC500-125-AB型桩螺纹机械接头抗弯试验荷载——变形值详表7。

荷载——变形曲线如图10所示。

破坏形状:与抗拉试验结果类似螺母受力后变形,引起螺纹牙脱开而丧失承载力(详图11),破坏最大跨中弯矩为200.7kN·m。根据(GB13476-1999)、PHC500-125-AB型管桩机械接头极限弯矩为200kN·m,符合国标(GB13476-1995)的要求。

3.3 螺纹机械接头受力初步分析

(1)第一种情况:

当螺纹端盘与连接端盘两端面紧密接触时,上节桩所受到力即通过端盘接触面直接传给下节桩,端盘的接触面处于受压状态,这种是最理想的,螺母或端盘均处于受力很少的状态连接。

(2)第二种情况:

当桩承受抗拔力时,上下节桩的端盘在上拔力的作用下是脱空的,这时的螺母或端盘(螺杆)将受到很大的拉力,其螺纹牙也将受到很大的压力,螺纹牙将表现出承受较大的剪应力和弯曲应力。从上面的计算分析与试验结果,螺母或端盘(螺杆)与螺纹牙均能较好满足受力要求。

(3)第三种情况:

当上下节桩的端盘表面没有紧密接触时,螺母或端盘(螺杆)将受到很大的压力,这个压力将大于桩身抗压强度设计值,螺纹牙也将受到更大的剪应力和弯曲应力。从设计计算分析和试验结果表明,这是一种危险状态,应尽可能避免。为此在螺纹端盘与螺母之间专门设置防撞机构,保证接头的正常工作。

4 工程应用

预应力管桩螺纹机械连接已在福州大学城师范学院教学楼、新华园商住楼、亿源公司厂房、洋丰野营用品有限公司厂房、瑞钢公司厂房和东煌等高层建筑中得到应用,到目前为止已有16个工程3843个接头中采用,实践证明,管桩机械螺纹连接施工操作方便,连接质量安全可靠,桩身垂直度控制良好,单桩竖向承载力和桩身完整性均符合规范要求。

使用该螺纹机械连接技术过程中,有什么问题、意见与建议请函告福建省建筑设计研究院福建省管桩标准图编制组(邮编:350001)。

5 结语

⑴试验与实践表明管桩螺纹机械连接施工快速便捷,接头的施工质量有保证,完全符合国家标准GB13476-1999和福建省地方标准DBJ13-58-2004有关技术要求。并已经编入DBJT13—77管桩图集中。

⑵管桩螺纹机械连接的螺母与端盘的抗拉强度均大于同规格预应力高强砼管桩桩身的抗拉强度设计值,接近管桩桩身抗压强度设计值,其螺纹牙的抗剪与抗弯强度均小于材料的剪切强度和弯曲强度,抗弯试验其极限弯矩大于GB13476-1999规定的数值。

⑶对中机构、防松嵌块与在端盘接触面涂刷黄油等措施,保证管桩螺纹机械连接顺利进行和施工质量起到关键作用。

⑷有待进一步加强端盘和螺母的刚度或强度,以便发挥螺纹机械连接接头的潜在能力。

参考文献

[1]吴宗泽.机械设计实用手册[M].化学工业出版社.2001.

[2]福建省标准.预应力混凝土管桩机械快速连接接头施工与验收规程(DBJ13-58-2004)[S].2004.

[3]福建省标准图.先张法预应力高强砼管桩(闽06G119)[S].2006.

[4]先张法预应力混凝土管桩(GB13476—1999)[S].2000.

[5]建筑桩基技术规范(JGJ94-94)[S].1995.

机械应力篇5

早在20世纪80年代,学者拟定地质力学的研究方向有四个方面:理论地质力学、应用地质力学、区域地质力学和有关地质力学的测试方法[1]。其中理论地质力学的研究是所有地质力学研究的主体,是对地质力学基本理论的研究。而对岩石力学性质的研究也是理论地质学研究的一个重要方面。岩石力学性质的研究是探讨岩石变形的基础,当岩石在一定物理条件下受地应力作用时,就会产生一系列构造形迹。处在不同物理环境下的相同岩石,或处在相同物理环境下的不同岩石,其力学表象各不相同。当岩石受到外力后,其岩石内部的各点应力分布是不同的。为了方便研究岩石内部的应力分布情况,常从岩石中某一点的应力状态研究入手。构造应力作用导致的岩石变形,不仅改变了岩石的渗透性能,而且还提供了流体流动的通道,如断层、节理和不整合面等[2]。但不是所有的构造都是通过区域构造应力形成的,例如成矿热液对岩石的作用。成矿热液是矿床形成的主要物质来源,在成矿作用过程中,成矿热液沿着构造裂隙运动,会对岩石产生机械破裂作用,借助应力莫尔圆对成矿热液对岩石破裂作用的产生条件进行动力学机制解析。

1 应力莫尔圆

在解析地质力学的过程中,常用应变椭球体来分析岩石内某一点的应力状态,但是当探讨某一平面上与其剪应力、正应力大小之间的关系时,使用应力椭球去分析问题就不太方便[3]。为此,引用莫尔图解法来进行应力分析。

1.1 二维应力在单轴应力状态下

当一处于单轴应力状态的物体受到P1作用时(图1)。

代表该应力状态的二维应力莫尔圆为圆心在的一个圆(图2),其中应力莫尔圆方程为:

其中圆上的D点坐标OF和FD分别等于截面上的正应力(σA)值和剪应力(σB)值。

1.2 二维应力在双轴应力状态下

当一处于双轴应力状态的物体受P1和P2(P1和P2相互垂直且不为零,P1>P2)的压力作用时(图3)。

代表该应力状态的二维应力莫尔圆为圆心在的一个圆(图4),其中应力莫尔圆方程为:

其中圆上的D点坐标OF和FD分别等于截面上的正应力(σA)值和剪应力(σB)值。

1.3 三维应力

当截面处于三个力P1,P2和P3(P1>P2>P3)作用时,一个应力的方向与此截面平行,此时平面仅与另外两个作用力相关,应力莫尔圆图解为(图5)。

三个互切的应力莫尔圆圆周上各点代表与某一主应力平行的那个截面上的应力状态,阴影区域内各点表示与三个主应力轴皆不平行的任意截面上应力状态。

2 成矿热液对岩石机械破裂作用力学解析

Smorodinov等人(1970)曾经试验,得出岩石抗压强度随孔隙度增加而按指数减小的结论,但延性却随孔隙度增加而提高[1]。莫尔圆从初始状态到破坏状态的大、小主应力变化过程可看做由若干个等增量步组成[4]。假设岩石中存在一条裂隙(图6),所受构造应力分别为σ1,σ2和σ3(σ1>σ2>σ3),则应力莫尔圆方程为:

当岩石受到成矿热液的压力P时,则会对岩石形成一定程度的冲击力,当成矿热液在对岩石裂隙的方向压力与σ1,σ2,σ3方向的夹角为α,β,γ时,成矿热液对岩石作用力在岩石所受构造主应力方向可分别表示为

PA=Pcos,αPB=Pcosβ,PC=Pcosγ。

那么P2=PA2+PB2+PC2。此时应力莫尔圆方程可以表示为

这里有3种情况:

(1)当PA-PB>0时,有成矿热液压力时的莫尔圆相对于没有成矿热液压力的莫尔圆半径减小了,圆心向左平移,当P足够大时,莫尔圆会与莫尔包络线相切,此时岩石发生破裂,破裂的方式主要为张性破裂(图7);

(2)当PA-PB<0时,有成矿热液压力时的莫尔圆相对于没有成矿热液压力时的莫尔圆半径增大了,圆心向左平移,若莫尔圆与莫尔包络线相切时,岩石会发生破裂,破裂的方式主要为剪切破裂(图8);

(3)当PA-PB=0时,应力莫尔圆的圆心不变,圆心向左平移,当PA-PB足够大时,应力莫尔圆圆心向左移动幅度很小时,就会与莫尔包络线相切,此时岩石会发生剪切破裂(图9)。当PA-PB不够大时,应力莫尔圆圆心需要向左移动幅度较大,即成矿热液的压力很大时,岩石才能发生破裂,破裂的方式主要为张性破裂(图10)。

3 实例分析——以新疆哈密红石铜矿东部矿段为例

新疆哈密红石铜矿为超大型中低温火山热液矿床,赋存于中奥陶统荒草破群大柳沟组第二至三岩性段内,分为东部和西部两个矿段。矿区岩浆活动强烈,中奥陶统地层主要由火山岩构成,志留纪有较广泛以中酸性为主的岩浆岩侵入[5]。其中红石东部矿段走向近南北向,在东部矿段存在一些矿脉产于层间断层中,断层的倾角为35°左右,沿走向和倾向延伸比较稳定,通过野外观测和实验室分析查明这些断层主要是受成矿热液对岩石产生机械作用力而形成。

设成矿热液对岩石的作用力为P,其中P的分量PC与断层的走向平行,其中PA-PB≈0.5P>0。根据上述公式,则有:

因此可以得出,当成矿热液对岩石产生作用力时,应力莫尔圆的圆心相对于没有成矿热液作用力时圆心向左平移了1.39P,半径减小了0.25P,表明层间断层的初始应力状态被成矿热液的压力所改变。成矿热液对岩石产生的机械破裂作用为张性破裂,而且成矿热液对岩石的压力参与了导矿构造和容矿构造的形成。通过对矿脉中的网状裂隙,梳状石英以及可以拼合的角砾岩等一系列构造现象观察综合研究分析也证实此容矿断层是通过成矿热液对岩石产生张性破裂作用而形成的。

4 结论

在地质力学作用中,成矿热液对岩石的机械破裂作用主要表现为通过外力(成矿热液对岩石的压力)改变原始莫尔圆的圆心位置和半径来控制岩石的破裂,岩石的破裂主要表现为张性破裂和剪性破裂两种方式。当莫尔圆与莫尔包络线还有一定距离时岩石不会发生破裂,当岩石受到成矿热液的压力致使原始莫尔圆向左平移与莫尔包络线想切时,岩石会发生破裂,从而形成容矿和导矿断裂。在地壳中,岩石所受构造应力是随着深度增加而增加的,所以当地壳深度越大时,应力莫尔圆的圆心越靠右,从而应力莫尔圆和莫尔包络线的距离越大,成矿热液对岩石的破坏作用越小,因此导矿断裂和容矿断裂就越难形成。

参考文献

[1]李东旭,周济元.地质力学导论.北京:地质出版社,1986

[2]曾联波,漆家福,王成刚,等.构造应力对裂缝形成与流体流动的影响.地学前缘,2008;15(3):292—298

[3]徐开礼,朱志澄.构造地质学.北京:地质出版社,1989

[4]卢廷浩,周爱兆,刘尧.单剪条件下主应力大小及主应力轴方向.岩土力学,2010;31(4):1009—1046

机械应力篇6

1 问题描述

在功能测试工站侦测到线路板上U64, U65 位置BGA开路不良, 10.55% (17/161) 不良率。用3D放大镜看不良焊点位置发现BGA焊点和基座之间开裂.

2D X-ray扫描发现不良BGA焊点影像和良好BGA焊点影像没有明显区别, 2D X-ray不能侦测到该BGA断裂不良。将其中三片不良板重新测试5DX, 都通过, 5D X-ray也不能侦测到该BGA基座断裂不良.

2 原因分析

检查回流焊的温度曲线, 没有发现异常。重新分析了该机台在生产过程中经过的每一个工站, 发现线路板ICT (In Circuit Tester) 电性测试工站和组装工站都有机会造成BGA焊点锡裂的风险。因为ICT电性测试时, ICT测试探针会压到该BGA表面, 因而有机械应力作用到BGA表面。

于是我们对ICT工站和组装工站作Strain gauge测试。

ICT工站Strain gauge测试结果:最大压力小于200u, 标准: 400u。 ICT工站Strain gauge测试结果都通过, 没有发现异常.

组装工站Strain gauge测试:

组装工站Strain gauge测试点位在BGA两端靠近散热片弹簧柱的位置。

组装工站Strain gauge测试方法:测试将散热片两端的弹簧柱压到线路板孔的过程中BGA的受力情况。

测试结果: (1) 在该弹簧柱组装过程中, 有一个由上向下的力作用在BGA上, 该力是在由上往下压弹簧柱的过程中产生的, 该力在200u以下:符合标准。 (2) 但是还有另外一个由下向上的力作用在BGA上。

根据Strain gauge测试结果, 猜想不良原因: 当压散热片两端的弹簧柱, 然后松开后, 弹簧因延伸开来对散热片有一个由下向上的反弹力, 由于散热片粘合在BGA表面上, 因而散热片对BGA有一个由下向上的反冲力, 该反冲力过大导致BGA在基座处开裂。

那怎样验证这个猜想呢?

3 实验验证

3.1 BGA不良点位位置分析

将所有实际产生的17 片不良BGA开路的点位作一个统计分析图发现所有不良点位都集中在BGA左上角和右下角处:左上角十五片不良, 右下角处两片不良。 BGA左上角和右下角处正是装散热片两端有弹簧柱的地方。而右上角和左下角处没有组装弹簧柱而没有该不良。该数据表明BGA开裂的焊点位置和组装散热片的弹簧柱的位置有强相关性。

3.2 试验验证

试验计划: 在组装散热片前用万表用量测BGAA1, B1, A18, B18, V18 确保没有开路不良。然后再组装散热片。组装散热片后, 再用万表用量测这些点位看有无开路不良。如果有, 就可以确定是组装散热片导致BGA开裂。试验结果: 组装前用万用表量52 片板子A1, B1, A18, B18, V18 点位没有发现不良, 但在组装散热片后发现有6 片不良。

试验结论: 组装散热片导致BGA焊点开裂不良。

进一步研究散热片固定柱上的弹簧发现用在开裂BGA (U64, U65, U66) 位置上的散热片固定柱上的弹簧的弹簧系数比用在其他BGA位置的弹簧系数大。用在U64, U65 开裂BGA位置上的弹簧系数为0.9kfg/mm, 而其他没有开路不良的BGA位置的弹簧系数为0.47kfg/mm或0.2kfg/mm。

于是将U64, U65 开裂BGA位置上的弹簧换一个弹簧系数较低的弹簧, 弹簧系数从原来的0.9kfg/mm降到0.47kfg/mm。然后再作Strain gauge测试。测试结果: 最大值为122u, 小于标准400u, 测试合格.

原因分析结果: U64, U65 开裂BGA位置散热片固定柱上弹簧的弹簧系数较大, 为0.9kfg/mm。在组装BGA散热片时, 当散热片的固定柱被压到线路板的孔里面后, 操作员松开固定柱, 散热片固定柱上的弹簧因延伸开来对散热片产生一个由下向上的反冲力, 由于散热片粘合在BGA上, 该反冲力也作用在BGA角落处而造成BGA左上角和右下角处开裂。

4 解决方案

将U64, U65 开裂BGA位置散热片固定柱上弹簧的弹簧系数由0.9kfg/mm降低到0.47kfg/mm。

5 效果验证

将弹簧系数由0.9kfg/mm降低到0.47kfg/mm后, 生产5, 000 片没有类似BGA开裂不良。

机械应力篇7

为此, 以某钢铁公司210 t转炉托圈为研究对象进行分析。运用Pro/E Wildfire3.0软件对托圈建模后, 将其通过.iges格式输出到有限元分析软件ANSYS Work bench12.0, 在考虑各连接处的接触关系后, 对转炉在3种倾动角度下托圈的机械应力进行了分析。

1 有限元模型的建立及接触的设置

运用专业的三维建模软件Pro/E对结构建模和装配, 然后将建好的模型通过Pro/E与ANSYS Work bench的接口导入。由于主要针对托圈的强度进行分析, 所以在建模时将炉体和连接装置简化绘制, 以减少课题研究的工作量。建模完成后, 在ANSYS Workbench的Mechanical模块中采用三维实体分析默认的solid186单元进行划分, 划分时炉体部分网格相对粗些, 托圈部分的网格相对要细。划分后共有14 785个单元, 25 676个节点, 其中托圈占70%, 炉体及其附件占30%。因为托圈是主要研究对象, 所以比较合理。整体建模见图1, 网格划分见图2。

考虑到托圈的实际工作情况, 托圈与炉体、托圈与球面支承、球面支承与托圈和炉体都存在复杂接触, 所以模拟实际的接触情况是十分必要的。托圈三维有限元分析模型共有40处应用了接触单元, 采用了柔体、柔体的面、面接触类型。对于柔体、柔体的面、面接触类型, 接触面和目标面都是变形体, 有着近似的接触刚度。为了保证接触问题解法的正确性。结合托圈的结构和工作特性, 设置球面支撑内部和球面支撑外部处接触为摩擦接触, 其他全部为绑定接触。

2 托圈的机械应载荷

转炉托圈的工作特点是重载和频繁转动, 它在炼钢过程中主要承受的机械载荷可分为以下3种。

2.1 静负荷

转炉托圈在转炉炼钢过程中所受到的静载荷主要包括炉壳、耐火炉衬的质量、炉内全部装入料的质量, 以及连接装置自身的质量。其中连接装置自身的质量相对于炉体来说是可以忽略不计的。对于210 t转炉来说, 转炉炉体质量大致为1 020 t, 炉液和炉渣的质量约为250 t。

2.2 倾动力矩

转炉在倾动过程中托圈还传递着使炉体绕耳轴旋转的倾动力矩。对于整个转炉系统来说, 倾动力矩主要由3部分组成。

式中:MK———空炉力矩;

MYE——液体力矩;

MM———转炉耳轴上的摩擦力矩。

转炉倾动示意图见图3。

假设模拟炉料均匀, C点为炉体炉料重心, C距耳轴轴线为e, O点为倾动中心, 转炉倾动了α角位置。则在倾动中心作用着重力G和力矩M=Gesinα。忽略转炉耳轴上的摩擦力矩MM, 倾动力矩的大小主要随着倾转角度的变化而变化。

课题组在计算转炉倾动力矩时, 先用Pro/E进行建模 (图3) 。在分析过程中采用图中所示的xyz坐标系 (Y坐标垂直于XOZ平面, 因是立体图中未标出) , xyz坐标系随转炉转动, 这样可免去对坐标系的换算, 使求解变得更加简单。则倾动力矩的计算公式为:

具体求解过程为:

炉液未流出之前, 在转炉倾动不同角度时, 根据炉液质量不变这一条件, 运用Pro/E中的去除材料命令进行逼近, 达到要求后, 再用分析质量属性命令进行查询, 即可得到重心的位置坐标。

炉液在流出之后, 将辅助实体移到与出钢口相切的位置, 然后运用去除材料的命令, 得到倾倒液体时的位置, 再运用上述方法查询, 即可得到坐标位置和质量特征。转炉倾动数据汇总见表1。

可见当出钢角度为57.5°时, 转动力矩最大, 为446 t·m。

2.3 动负荷

动负荷包括装入废钢和刮渣时、倾动过程加速或减速时产生的冲击负荷。在分析时, 采用将载荷加大1.5倍的方法进行处理。

3 托圈机械应力分析

针对托圈的受力特点, 将按照托圈的3个极端位置 (即强度考核点) 进行有限元分析, 这3个位置依次是:0° (转炉垂直位置) 、57.5° (倾动力矩最大位置) 、90° (出钢开始位置) 。

在转炉有限元分析模型中, 驱动端处约束其3个方向的线位移和耳轴轴向的角位移, 从动端处只约束X, Z方向的线位移。加载方式如下。

3.1 工况一 (0°垂直位置)

加载:炉体质量1 270 t, 再乘以1.5的载荷系数, 大约为1 905 t, 调整炉体材料密度使得炉体重力符合标准。在炉体上施加一个重力加速度—9 806.6 mm/s2, 方向—Z。托圈0°时的机械应力云图见图4。

3.2 工况二 (57.5°最大倾动力矩位置)

加载:将坐标轴绕Y轴旋转22.5°, 建立新坐标系, 根据倾动力矩图, 此时倾动力矩最大为446 t·m。托圈同时承受着炉体自身质量以及使得炉体转动的倾动力矩, 根据力的平移定理, 由M=GY, 可以将这两种载荷转化成在炉体上距离耳轴轴线—X方向0.372 m的地方加载一个1 198.9 t的载荷, 方向—Z。托圈57.5°时的机械应力云图见图5。

3.3 工况三 (90°出钢开始位置)

加载:使用工况一时的坐标系, 转炉处于90°位置的时候, 炉体倾动力矩为164 t·m, 按照工况二的方式在炉体上距离耳轴轴线—X方向0.506 m的地方加载一个324.1 t的载荷, 方向—Z。托圈90°时的机械应力云图见图6。

4 结果分析

根据上述步骤对模型进行有限元求解, 得到了转炉连接装置在3个极限位置的应力分布图和整体变形图。对托圈在不同工作角度时的云图进行分析和对比。可以看出, 炉体在不同倾斜角度时, 托圈盖板棱边应力总是大致呈对称分布。这是由于转炉成对称关系, 且连接装置和托圈接触上采用了绑定处理, 所以托圈两侧应力基本相同, 只是正负不同而已。

抛开耳轴处, 托圈在0°时的最大机械应力位于下盖板的中部, 其值为54.4 MPa;57.5°时的最大机械应力位于出钢侧下盖板, 其值为68.6 MPa;90°时的最大应力位于托圈的人孔附近, 其值为59.8 MPa。

从图中还可以看出, 随着转炉倾角的增大, 托圈的应力极值逐渐从耳轴附近向托圈中部过渡。

如果从托圈整体 (含耳轴) 来看, 0°、57.5°时托圈的最大应力都位于驱动侧耳轴与耳轴板的连接处, 最高可达81.7 MPa。这是因为此处为结构过渡处, 存在应力集中, 同时这里也是托圈耳座支撑炉体的位置, 与实际情况也比较一致。所以此处一定要在安装完成后, 采取一些消除预应力的措施。而90°时的最大应力位于人孔附近, 其值达到29.6 MPa, 这与弹性力学中的孔口应力集中现象也是一致的。

托圈受静负荷引起的机械应力较低, 可以断定机械应力对托圈的破坏有一定影响, 但不是主要原因, 可能是热应力作用导致托圈破坏, 需对托圈热应力做进一步研究。

参考文献

[1]张忠纯, 王会刚, 李自芹.基于ANSYS转炉托圈的机械应力及模态分析[J]机械设计与制造, 2009, (11) :126-127.

[2]赵紫玉, 高满旭.转炉托圈机械应力的试验研究与有限元分析[J].鞍山钢铁学院学报, 1998, 1 (6) :165-167.

[3]米红林, 瞿志豪.AOD炉倾动力矩计算及重要构件强度分析[J].机械设计与制造, 2010 (2) :37-39.

[4]章文超.转炉倾动力矩计算方法探讨[J].上海金属, 2007, 29 (6) :47-50.

【机械应力】推荐阅读：

局部应力05-10

应力释放05-11

应力变化05-13

应力情况06-15

实测应力06-15