动态卸荷（共4篇）
动态卸荷 篇1
1 引言
精密进给工作台已应用到工业的许多领域, 正在发挥着重要作用。但在重载条件下的应用却受到了很大限制。如对一些重型零件的精确装配, 通常重载进给工作台的承载和移动定位两种功能是融在一起的, 精密进给工作台还不易完成在重载条件下的精确定位进给。本文着重研究如何使重载进给工作台的承载和移动定位两种功能有效分开, 分别是电机伺服系统的精密定位作用和液压伺服系统的辅助驱动作用。使精密定位进给工作台的溜板处于一种动态复合驱动状态, 从而改变了进给工作台进给定位驱动控制方式, 使进给工作台总体性能更合理。
2 重载进给工作台复合伺服系统力学模型分析
由电机伺服驱动系统完成主体移动定位功能, 由液压卸荷装置完成承载溜板的辅助进给驱动功能, 两部分的控制系统需要总控系统进行协调控制。在精密定位进给工作台电机伺服驱动控制系统上的力传感器受到的拉力或压力被限制在给定值范围之内。力传感器将受到的拉力或压力对应的接口信号反馈给总控系统。当超过给定值范围时, 液压卸荷系统完成对承载溜板的辅助进给驱动。当重载时, 首先由电机伺服驱动控制系统对重物施加驱动力, 这时力传感器的拉力或压力在不断地增大, 当力传感器的接口信号超出了某一范围时, 总控系统立即控制液压伺服控制系统逐渐增加驱动力, 以使进给工作台上电机伺服驱动控制系统的受力在允许范围内变化。电机伺服驱动控制系统通常是滚珠丝杠副驱动系统结构, 现将两驱动系统复合, 得到重载进给工作台复合伺服驱动系统的总体力学模型。重载进给工作台复合伺服系统是一个多参数的动力学系统, 能够反映影响重载进给工作台系统稳定性、动态响应特性和移动定位精度的主要因素。如图1为复合伺服进给工作台简化力学模型。
对重载进给工作台复合伺服系统来说, 要实现精确定位就要合理设置动态响应过程的相关参数, 特别是机械系统结构方面参数的优化设计。重载进给工作台复合伺服系统中溜板的受力平衡力学关系式为:
其中, m-重载进给工作台的质量;a-重载进给工作台的加速度;F-重载进给工作台整个系统受的合力;μ-工作台与导轨之间的摩擦系数;Ff-工作台与导轨之间摩擦力;FM-滚珠丝杠受到的电机驱动力;Fe-液压缸驱动力;l-滚珠丝杠中心轴到滑台垂直距离;A-活塞截面面积;S-滚珠丝杠导程;θ-电机输入转角;M-滚珠丝杆转矩;xi (t) -活塞位移;xj (t) -油缸输出位移。
在分析重载进给工作台复合伺服系统中溜板受力时假定:进给工作台为刚性体, 而滚珠丝杠副与溜板间的驱动联接件为弹性体。理论上分析液压缸的输出位移为重载进给工作台溜板的位移, 但由于摩擦、磨损等因素, 实际位移与理论位移为|xj (t) -xi (t) |=△x
即液压复合伺服驱动系统的驱动力为:
当xj-xi=0时, xj=y0, 液压缸伺服驱动力为:
滚珠丝杠副伺服驱动系统的输出转矩:
重载进给工作台中溜板所受合力为:
重载进给工作台复合伺服系统数学模型:
其中:kq-流量增益;kL-流量-压力系数 (因压力变化而引起的流量变化) ;Q-液压缸的液体流量;i-电机转子传动比;PL (s) -液压缸压强;N (s) -工作台支持力;Ff (s) -工作台与导轨之间摩擦力;F (s) -重载进给工作台整个系统受到合力。
3 重载进给工作台复合驱动系统的仿真
重载进给工作台复合伺服进给系统的数学模型包括两个部分:一部分是伺服驱动系统, 另一部分是机械传动系统。根据得到的重载进给工作台复合伺服驱动的总体力学模型建立的系统数学模型, 经分析软件的模拟仿真, 获得模拟仿真曲线如图2所示。
分析获得的模拟仿真曲线知:从重载进给工作台接受指令启动开始, 进给工作台溜板处于加速状态, 电机伺服驱动滚珠丝杠控制系统和液压缸辅助伺服系统共同驱动进给工作台工作。从图2中可看出, 此时电机伺服驱动滚珠丝杠控制系统的驱动力小于液压伺服系统的驱动力。也就是说, 大部分的驱动力任务转移到了液压缸伺服系统承担;电机伺服驱动滚珠丝杠控制系统负担固定范围值内的小部分驱动力, 其主要的作用是定位作用。这样就有效地分开了电机伺服驱动滚珠丝杠控制系统定位与驱动的两个作用。当进给工作台完成加速后, 将处于匀速运动, 此时, 只需电机伺服驱动滚珠丝杠控制系统驱动进给工作台溜板就可满足要求, 液压缸伺服系统可处于浮动状态, 因为这时已不需要大的驱动力, 但是由于液压缸伺服系统本身存在响应滞后的特性, 其响应会出现滞后和延时。从图中可看出, 液压缸伺服系统不是在进给工作台加速完毕后立即进入浮动状态。在重载进给工作台溜板处于减速状态的时候, 重载进给工作台溜板需要的减速驱动力, 除电机伺服驱动滚珠丝杠控制系统需负担给定范围内的小部分驱动力外, 其余的减速驱动力, 也需由液压缸复合伺服系统承担。从而使驱动定位重载进给工作台溜板的电机伺服驱动滚珠丝杠控制系统, 只需使作用其上的驱动力在给定范围内变化, 就能达到使进给工作台溜板速度迅速降低的目的, 极大地改善了重载进给工作台性能。
4 结论
本文对重载进给工作台采用电机伺服定位与液压缸伺服驱动复合在一起的结构进行了分析研究。对进给工作台电机伺服定位驱动力学模型和液压缸驱动的力学模型分别进行分析的基础上, 将两种驱动系统融合, 得到重载进给工作台复合伺服驱动的总体力学模型。分析了重载进给工作台复合伺服系统的作用原理。并对其进行模拟仿真, 仿真结果表明:将两驱动系统复合的进给工作台性能优于只采用电机伺服定位驱动的进给工作台。
摘要：研究了一种新型重载进给工作台动态卸荷原理, 采用电机伺服驱动定位与液压伺服辅助驱动融合在一起的伺服驱动结构, 建立了电机定位驱动、液压辅助驱动与工作台滑板之间的动态数学模型, 并对进给工作台数学模型在模拟条件下进行了卸荷控制仿真。
关键词：重载,进给工作台,动态卸荷,辅助驱动
动态卸荷 篇2
“卸荷岩体力学”的概念于1995年首次被提出[1], 经过十几年的研究和实践, 卸荷岩体力学目前已得到了较好的发展, 在岩体工程中发挥了重要的作用[2~9]。卸荷岩体力学是岩体力学研究的新领域, 它是自然界及岩体工程中卸荷岩体在力及其他因素作用下, 岩体卸荷力学性质及其工程应用的科学[8]。
岩体的加载与卸载是不同力学条件, 两者有本质的区别。岩体工程中的石方开挖从力学本质上看主要是卸荷。如基础工程开挖为卸荷力学条件, 只是在建筑物建成后, 其力学条件才转为加载;岩石边坡工程, 特别是深挖高边坡石方开挖, 地应力释放量大, 卸荷量级高, 卸荷范围宽, 只是局部有应力集中现象, 大面积大量卸荷是高边坡主要力学现象, 卸荷力学特征十分明显;地下工程中二次应力场中切向应力加载, 径向应力为卸荷, 视其地下工程的尺度、形态和应力场条件不同, 加载和卸荷的范围不一[3]。
岩石本身在加载和在卸荷条件下力学特征的差别不大。与此不同, 在岩体中多各类节理, 这些结构面在加载力学状态下, 仍有很好的力学特征。但是, 卸荷条件下, 在卸荷量很大的情况下, 特别是在拉应力出现后, 岩体中结构面的力学条件将发生本质的变化。这些结构面迅速劣化岩体质量, 因此其力学参数急剧下降, 其力学特征不再符合在加载条件下研究所得成果[3]。
目前在岩体的力学分析中, 普遍应用现行加载岩体力学的理论和方法, 不加区别地应用于处于加载的岩体工程中, 也应用于卸荷条件下的岩体工程。许多工程实例表明, 应用现有加载岩体力学的研究成果, 与工程实际观测资料有数量级的差距, 并导致工程事故的发生。这主要是计算分析加载力学数学模型与工程实际的卸荷力学条件不相吻合所致。因此, 应根据岩体工程中不同的应力动态、加载或卸荷的力学状态, 分别应用加载岩体力学或卸荷岩体力学[3]。
2 卸荷土体力学的提出及其基本理论框架
从前面卸荷岩体力学的发展可看出, 完整的岩块在加载和卸荷条件下的力学特征差别不大, 而对包含岩块和结构面的岩体来说就不一样了, 岩体在加载与卸载不同力学条件下的性状有很大的差别。所以, 岩体越破碎, 开挖岩体的卸荷效应就越明显。
而土体是典型的散粒体, 也可看成是由土颗粒和结构面 (带) 组成的二元介质模型[10]。开挖土体的卸荷效应是很明显的[11~12], 且这种卸荷效应比岩体更明显。
其实, 卸荷作用下土体的变形在岩土工程中是普遍存在的, 比如基坑工程中由于开挖引起的坑底隆起, 土体地基超载卸荷后的回弹。天然土体在经过漫长地作用后基本处于应力平衡状态。由于开挖卸荷, 在一定范围内土体中发生应力重分布及变形, 当开挖卸荷到一定程度, 土体变形过大, 就可能发生局部甚至整体失稳。不同类型的土体失稳, 如基坑垮塌, 边坡失稳, 其内在原因都是由于开挖卸荷导致土体内部应力重分布, 局部发生剪切破坏, 产生滑裂面等而导致的。
长期以来人们习惯于常规的加荷土力学的研究、试验和设计方法, 没有考虑土体开挖卸荷的实际应力路径, 致使实际工程中经常出现一些土体工程的失稳事故, 鉴于此, 作者这里提出“卸荷土体力学”。
卸荷土体力学就是基于特有的研究理论和试验方法, 研究土体在卸荷条件下的受力、变形性状, 从而指导实际的土体工程, 为土体工程服务的学科。
卸荷土体力学的研究对象是就是在土体中有卸荷行为的一切土体工程, 如在土体中进行的基坑开挖工程、边坡开挖工程、堆载卸去的土体地基处理工程, 等等。
卸荷土体力学的主要研究内容主要有: (1) 卸荷土体的应力应变关系、力学参数研究; (2) 卸荷土体的特有试验方法研究; (3) 卸荷土体的细观力学、变形特性研究; (4) 土性对卸荷土体力学特性的影响研究; (5) 地层结构效应对卸荷土体力学、变形特性的影响研究。
3“卸荷岩土体力学”的提出及其基本理论框架
综合上述的卸荷岩体力学、卸荷土体力学, 作者这里提出“卸荷岩土体力学”。“卸荷岩土体力学”的基本理论框架就是卸荷岩体力学、卸荷土体力学理论框架的综合。
实际的同一岩土工程中, 往往既有岩体, 又有土体, 岩体、土体往往同时会存在卸荷行为, 此时, 可用卸荷岩土体力学的有关理论和方法来分析卸荷岩土体的受力和变形特性。
摘要：本文提出了“卸荷土体力学”新学科, 并对“地层结构力学”的定义、研究对象和研究内容进行了分析, 并综合卸荷岩体力学和卸荷土体力学提出了“卸荷岩土体力学”新学科。
关键词：卸荷土体力学,卸荷岩土体力学,研究内容,理论框架
参考文献
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粘性土的卸荷应力路径试验研究 篇3
关键词：卸荷应力路径试验,微型土压力盒,模型试验,三轴试验
0 引言
土在不同应力路径条件下,其强度和变形特性有很大的差异。有别于加荷工程,基坑和隧道开挖对底部土体来说属于轴向和侧向均卸荷的过程。一些学者采用固结仪和直剪仪对卸荷路径下的土体强度和变形特性进行了研究[1,2];部分学者采用普通三轴仪和应力路径三轴仪进行了卸荷应力路径试验,其中大多是采用轴向荷载不变而侧向卸荷来模拟基坑开挖时周边土体的应力路径[3~6];还有部分学者利用改造的三轴仪和GDS三轴仪,模拟过开挖卸荷过程中底部土体轴向和侧向均卸荷的应力路径[7~12]。但这些研究只是在试验时设定了不同的卸荷应力路径,没有确定基坑开挖时实际的卸荷应力路径,也无法确定采用何种应力路径下的试验参数用于实际工程。
本文在室内采用模型试验,通过微型土压力盒测定粘性土在加卸荷过程中的应力路径,再通过三轴应力路径试验按照实际测定的路径进行卸荷试验,从而得到符合工程实际的卸荷应力应变参数,为开挖卸荷类工程设计提供参考依据。
1 模型试验
1.1 模型设备
模型装置采用高23cm、内径为15cm、壁厚为1cm的圆柱形铁筒,略低于筒口放置直径为14.5cm、厚度为1cm的圆形承压板。用20个质量5.1kg的砝码手工加载。模型如图1所示。
土压力盒采用江苏海岩公司生产的微型土压力盒(量程0.05MPa,直径2.7cm,厚度0.9cm)。通过江苏东华公司静态应变采集系统采集数据。
1.2 试样制备
从实验室取一部分粘性土进行含水率和液塑限的测定,测得其含水率为2.92%,液限为28.5%,塑限为17.3%,其塑性指数为11.2,因此所用的土样为粉质粘土。从实验室分次取土,每次称取粉质粘土12879g,用1800ml的水将其配置成塑限含水率,放置24h后再进行试验。
1.3 试验过程
将土样分层加到铁筒中并逐层压实,保证介质的密度一致,取两个微型土压力盒,进行两组试验。第一组:将两个土压力盒水平放置,间距为其半径的3倍,受力面与加载方向垂直,距装置顶面1.5cm;第二组:将两个压力盒竖直放置,距装置顶面1.5cm。每组试验分别进行10~15次加载和卸载的试验,每次加载间隔10~15min,直到数据稳定为止。为了防止下层土的压力回弹影响加载和卸载的数据,每完成一次中间间隔40min。
1.4 土压力盒的标定
微型土压力盒出厂标定结果为:y=Ax+B,其中y为应力(k Pa),x为微应变(με)。对于编号005205和005200的两个土压力盒,其A值分别为0.04916,0.04399,B值分别为-0.51314,-0.17154。但是由于土压力盒出厂标定介质与实际不符,所以需要对土压力盒在试验土样中重新进行标定。
通过第一组加荷试验,得到微型土压力盒在粉质粘土中的应力和微应变的关系曲线,如图2所示。从图2中可以看出,在加荷过程中,微型土压力盒的应力和微应变具有较好的线性关系,说明其具有良好的加载特性。编号为005205和005200的微型土压力盒的A值分别为0.0619和0.0470,B值分别为-1.2225和-1.3662。由此可见,在不同的介质中,微型土压力盒受力方式不同,其标定参数不同。
1.5 测定加荷和卸荷侧向土压力系数
(1)测定加荷侧向土压力系数K0
将第二组试验加荷过程测得的微应变值带入土压力盒的修正公式,得到各级垂直荷载下的侧向压力,将加荷过程各级垂直压力和侧向压力关系绘制成图3,进行线性拟合,得到测试土样的加荷侧向土压力系数的平均值为0.38。
从图中可以看出,在加荷过程中,土压力系数不是稳定不变的,而是随着加荷量不断变化的,最终稳定于某一值。
(2)测定卸荷侧压力系数
将第二组试验卸荷过程测得的微应变值带入土压力盒的修正公式,得到卸荷后各级垂直荷载下的侧向压力,将卸荷过程各级垂直卸荷量和侧向卸荷量关系绘制于图4中。
从图4可以看出,与加荷过程不同的是,轴向卸荷量和侧向卸荷量不成线性关系。在卸荷开始时,侧向土压力减少较慢,当垂直压力减小到一定值以后,侧向土压力才会出现快速减小,直到垂直卸荷完毕后,侧向土压力稳定为某一值。垂直压力卸荷到0后,编号为005200和005205的土压力盒测得的残余侧向压力分别为0.725和0.429,此时,轴向卸荷压力和侧向卸荷压力比分别为2.9和2.8,因此本次试验土样的轴向和侧向卸荷比可取3∶1。
2 三轴应力路径试验
2.1 WF应力路径三轴仪简介
图5所示WF应力路径三轴仪由英国WF公司生产,主要由RTC控制系统、自动数据采集仪、压力控制器、体变器和加载架等组成,其试验过程采用标准模块式设定,可以根据需要选择不同模块进行不同应力路径的三轴试验。该仪器还配备拉伸试验装置,可以进行三轴轴向卸荷试验,该装置阻止围压垂直作用在试样顶部的试样帽上,使轴向应力可以减小到低于围压甚至到零。
2.2 试验方案
取三个模型试验内的土样,进行K0固结试验和卸荷试验,模拟加荷和卸荷过程。
采用等径试样帽,可以分别独立地控制轴压和围压。选用斜率方式进行控制,通过设定围压和轴压不同的目标值和试验时间进行加荷、卸荷试验。
首先取K0=0.38在三轴仪上进行K0固结,将轴向荷载和侧向荷载分别加荷到100k Pa和40k Pa,待试样完成K0固结后,进行轴压和围压卸荷比为3∶1的卸荷试验。
2.3 试验成果分析
2.3.1 K0固结曲线
图6是3个试样的K0固结试验曲线,可以发现曲线具有相同的特征,说明WF三轴仪具有良好的稳定性。在固结开始阶段成线性增加,随后略有下弯,然后再逐渐上翘,说明K0是随荷载的增加而不断变化的,这与模型试验测试土样K0值过程相似。
2.3.2 卸荷应力—应变曲线
图7是卸荷偏应力—应变关系曲线,纵坐标为轴向卸荷量减去侧向卸荷量,横坐标表示轴向伸长应变。
从图7中可以看出,卸荷应力应变曲线符合应变硬化趋势,在小应变的情况下,应力应变关系即表现为明显的非线性,符合土体变形特征。在卸荷初期,应变增长缓慢,几乎不变,当两向卸荷量之差达到15k Pa、约为总卸荷量20%时,应变开始明显增长,这与模型试验时侧向压力随垂直卸荷量减小的规律相似,也与文献2中的结果一致。当应变超过0.5%后,应变增长迅速,土样开始出现伸长破坏。
2.3.3 应力—应变的双曲线拟合
Kondner(1963)提出可以用以下双曲线函数来表达粘性土固结不排水三轴试验的应力—应变关系:
式(1)可改写为线性关系式:
式中:a、b分别为所拟合直线的截距和斜率。
从(1)式可知,初始切线斜率为1/a,定义初始切线卸荷模量Eui=1/a。
考虑到轴向卸荷土样的(σ1-σ3)值可能跨越零点,从而不满足式(2)成线性的要求,将式(2)改为:
式中:σ1c、σ3c分别为固结状态下的轴压和围压。
针对3个试样的试验结果,根据推导的轴向卸荷双曲线函数公式(3)绘制的曲线如图8所示。从图8看到,卸荷应力路径条件下所有的曲线都呈良好的线性关系,这证明式(3)能够很好地接近试验结果,表明在卸荷条件下土样的应力—应变关系也能由双曲线函数表达。
通过对图8的线性拟合,可以得到试验土样的初始切线卸荷模量值,列于表1。
3 结论
通过室内模型试验,对微型土压力盒在试验土样中的应力应变关系进行了校正,得到了加卸荷过程中土样的侧压力系数,据此对试验土样进行三轴应力路径试验,并对其应力应变曲线进行线性拟合,得到如下结论。
(1)通过模型试验,得到两只微型土压力盒在粉质粘土中的应力应变校正公式分别为y=0.047x-1.3662和y=0.0619x-1.2225(y为应力;x为微应变)。
(2)通过模型试验得到测试土样的加荷侧压力系数为0.38,卸荷侧压力系数为0.33。
(3)卸荷应力应变曲线存在临界卸荷值,卸荷差超出15k Pa时,应变才有显著增长。应变超出0.5%后,伸长应变增长迅速,土样开始伸长破坏。
汽车起重机增设自动卸荷油路 篇4
1.单向节流阀2.卷扬制动器3.卷扬马达4.平衡阀5.先导溢流阀6.电磁阀7.梭阀
这种高度限位控制方式存在的主要问题是:高度限位器与起升液压油路之间不存在直接的控制关系,而是由起重机操作人员根据报警信号来停止起重机的起升操作。但作业现场环境差,噪声大,再加上手动控制,易出现吊钩起升到限位高度后继续起升的现象,极易造成事故。为了避免发生事故,我们在1台起重机的卷扬起升油路上加装1条先导式溢流阀卸荷油路,可实现自动控制。卸荷油路液压原理如附图所示。
油路具体工作过程如下:先导式溢流阀的遥控口与二位二通电磁阀连接,该电磁阀受高度限位器控制,当高度限位器行程开关接通时,二位二通电磁阀得电,使先导式溢流阀和卷扬机起升油路先后卸荷,卷扬马达停止工作,卷扬机起升动作停止,起到高度限位自动保护作用。