静态性能影响（精选7篇）
静态性能影响 篇1
目前,常用爆破法和水压致裂法来进行煤矿坚硬顶板致裂,岩石切割和开采等[1—3]; 但是水压致裂周期长,对岩石的透水性有要求,且不适用于含有裂隙的硬岩。爆破法在高瓦斯矿井内不适用,且爆破过程中会产生强烈震动和有毒气体污染环境。静态破碎技术作为一种新形式的破岩技术,使用过程中不会产生强烈震动、粉尘和有毒气体等,该方法安全性高,破岩效果显著[4]。
国内外学者在静态破碎剂( 简称SCA) 作用机理,破碎裂纹萌生和发展规律等方面做了大量研究。其中,岳中文等[5]制备半径200 mm,高度400 mm的圆柱体实验模型,以此来研究SCA作用下岩石的静态破裂机理; 并采用高速摄像技术模拟了试件破坏过程。李岩等[6]通过不锈钢保温盒对SCA在不同拌和水温,不同水剂比条件下,SCA反应溶液的体积膨胀和温度变化规律进行了研究。Gambatese等[7]将SCA技术来拆除混凝土建筑结构,通过该技术可以在小范围内形成控制裂缝,并且不会产生过大振动,噪音等。李开学等[8]在鱼田堡煤矿巷道扩大工程中采用静态破碎技术,指出该技术对于巷道稳定性,周围管线安全有益。郝兵元等[9]在真三轴岩石力学试验机上对单轴应力作用下的岩样进行了静态破碎实验,并通过声发射空间定位系统检测了实验过程中岩样内部裂纹萌生和扩展。
以上研究成果多集中于对SCA作用机理和应用方面[10—12],在SCA影响因素方面的研究甚少,本研究通过五种不同管径的高强度钢管对SCA作用下的膨胀压力进行了试验,以此研究不同钻孔直径对于SCA致裂效果的影响,试验结论可为实际工程提供理论参考。
1 试验
试验所需的材料主要为SCA、水化反应延迟剂( 乙烯甘醇) 、拌合水; 所需仪器设备主要有BX120—20AA型电阻应变片( 表1) ,高强度钢管( 表2) 、木塞、502 胶水、Y2538 静态电阻应变仪( 量程: 0 ~15 000 !") 、漏斗、防护眼镜、橡皮手套等[13,14]。
试验选用四川珙县生产的SCA,其所能适应的环境温度范围为: 0 ~ 45 ℃。根据实验要求,以不同孔径的高强度钢管来模拟不同直径的钻孔,制备0. 32,0. 38,0. 50 三种不同水剂比的SCA浆液,每种水剂比对应五种不同直径的高强度钢管,所需高强钢管的一端焊接固定有一个4 mm厚的钢片,以此来封闭钢管的一端,实验时在钢管外表面距离钢管底座25 cm和50 cm处分别沿环向及径向粘贴电阻应变片( 图1) 。将将制备好的SCA浆液快速的注入高强钢管内,在3 min内完成,然后在钢管的另一端通过木塞来封堵。考虑到安全以及对周边环境的影响,试验在实验室外明沟内完成,并在明沟上部盖有橡胶垫,起消声和防护的作用。
图1高强度钢管电阻应变片布置Fig.1 Arrangement of electric resistance strain gauges on high strength steel tube
2 结果与讨论
试验中高强度钢管中部的膨胀压力值明显小于底部的压力值,因此,只做各组试件底部应变片( 应变片1、2) 的膨胀压力分析。试验中,SCA浆液拌合水温度是18 ℃,试验环境温度是13 ℃,环境温度变化幅值小于2 ℃,高强度钢管试件G1 ~ G5 下部应变片1 和应变片2 用片1 和片2 来表示。
2. 1 水剂比0. 32 试验测试
反应初期G1 试件环向和径向应变值增长缓慢,随着反应的进行,反应速率增加,应变值快速增大,18 min左右达到最大值[图2( a) ],产生的最大膨胀压力为17. 66 MPa,之后基本保持稳定状态[图2( b) ]。17 min时G2 试件发生喷孔现象,此时膨胀压力为51. 42 MPa,随后应变值减小,而后,随着反应的进行,应变值又有所增加,但膨胀压力均小于喷孔前的值,反应稳定时膨胀压力为15. 29 MPa[图2( b) ]。试验初期G3 试件膨胀压力值增长也比较缓慢,但随着SCA在反应过程中不断释放热量,反应速率越来越快,12 min时,应变值和膨胀压力均呈线性增长趋势,19 min时达到最大值20. 05 MPa,之后基本保持稳定。10 min左右时,G4 试件出现第一次喷孔,此时,试件底部环向应变为4 642 × 10- 6,径向应变为- 1 538 × 10- 6[图2( a) ],膨胀压力为56. 44MPa,此后膨胀压力下降,随着生水化反应的进行,G4 试件膨胀压力又开始不断增长,19 min时出现第二次喷孔,膨胀压力为18. 91 MPa,最终稳定在7. 6MPa左右[图2 ( b) ],这主要是因为产生第一次喷孔后,钢管内SCA含量减少,反应产生的温度扩展空间变大,有利于能量释放,故在第一次喷孔后产生的膨胀压力值均小于第一次测得的值[15]。G5 试件在试验开始的前10 min内应变片1、2 的数值变化较小,10 min之后呈较快增长趋势,20 min时,膨胀压力达到24. 21 MPa,之后基本保持不变[图2( b) ]。
图2水剂比0.32时G1~G5试件试验结果Fig.2 Test results of specimen G1~G5 in water agent ratio 0.32
2. 2 水剂比0. 38 试验测试
试验前期,G1 试件应变值增长缓慢[图3( a) ],大约23 min时,达到最大膨胀压力12. 66 MPa,G2试件应变片1 和2 的值均不为0,主要是因为试验开始前试件受外部环境温度的影响,应变片温度升高,从而产生一定的应变,但在试验开始后,两个应变片值均有所下降,一段时间后又开始稳定增长,最终达到的最大膨胀压力14. 83 MPa[图3( b) ]。试验过程中,G3 试件应变值有所波动,整体上来看,应变片1 的值呈正向增大的趋势,应变片2 呈负向增大的趋势,且在15 min之后数值增大的较快[图3( a) ],这是因为随着反应的进行,钢管内热量堆积,使钢管体积膨胀[16],最大膨胀压力为16. 57 MPa[图3( b) ]。试验开始的前13 min内G4 试件应变值得变化波动较大,随后逐渐趋于稳定,并呈线性增长[图3( a) ],22 min后达到最大膨胀压力18. 98MPa[图3 ( b) ]。G5 试件和G2 试件应变值变化趋势基本一致,最大膨胀压力为23. 45 MPa。
图3水剂比0.38时G1~G5试件试验结果Fig.3 Test results of specimen G1~G5in water agent ratio 0.38
2. 3 水剂比0. 50 试验测试
试验开始的前20 min内,G1 试件应变片1 的值波动较大,尤其是在2 min左右时突然增大,主要原因是应变片受到环境温度的影响,30 min后两个应变片达到最大值,产生的最大膨胀压力为9. 27MPa,此时G2 试件膨胀压力也达到最大值10. 35MPa,之后趋于稳定( 图4) 。G3 ~ G5 试件应变值增长缓慢但波动较大,在30 ~ 35 min之间G3 ~ G5 试件所达到的最大膨胀压力分别为12. 3 MPa、14. 34MPa和15. 30 MPa,这主要是因为此组SCA浆液水剂比较大,试验前半段时间内,SCA水化反应缓慢,另外应变片受外部环境的干扰也会造成应变值波动较大。
图4水剂比0.50时G1~G5试件试验结果Fig.4 Test results of specimen G1~G5in water agent ratio 0.50
将以上三组试验所测结果汇总于表3。
钢管直径对SCA的膨胀压力有一定的影响,具体表现为: 在不发生喷孔的情况下,水剂比一定时,钢管直径越大SCA产生的膨胀压力越大,反之就越小,这主要是因为随着钢管直径的增大,钢管内单位长度的SCA浆液含量增大,SCA浆液含量越多水环反应越剧烈,进而产生的膨胀压力也就越大( 表3) 。另外,在不发生喷孔的情况下,钢管直径一定时,水剂比越小SCA产生的膨胀压力就越大,反之就越小,这是因为SCA的含量越多,其发生水化反应时释放的能量也就越多。由相同水剂比下SCA达到最大膨胀压力所需时间可知,各试件达到最大膨胀压力所需时间不会由于钢管直径的不同而有所变化,这说明各试件的反应速率基本相同; 而随着水剂比的增大,各组试件达到最大膨胀压力所需的时间逐渐变长,这说明了水剂比越大SCA浆液水化反应速率越慢。当钢管直径较大时容易产生喷孔现象( 表3) ,甚至会连续喷孔,首次喷孔时产生的膨胀压力值较大,而后再次喷孔产生的膨胀压力较小,这主要是由于首次喷孔后钢管内SCA含量减少,空间增大,能量积聚效应降低造成的。
3 结论
( 1) SCA浆液水剂比一定时,随着钻孔直径的增大SCA产生的膨胀压力也增大,但是大直径的钻孔比较容易出现SCA喷出钻孔的现象,且首次喷孔时产生的膨胀压力最大,此后发生喷孔时产生的膨胀压力较前一次有所减小。
( 2) 在不发生喷孔的情况下,钢管直径一定时,SCA浆液水剂比越大,其发生水化反应时释放的能量也就越多,SCA产生的膨胀压力就越大,相同水剂比,不同钻孔直径的钻孔达到最大膨胀压力所需时间基本相同。
( 3) 对试验钢管作降温处理可有效减小发生喷孔的概率。
摘要：进行岩石切割或开采时,静态破碎剂(简称SCA)致裂性能受多种因素的影响。为了研究钻孔直径对SCA致裂效果的影响,研究设计三种不同的SCA浆液水剂比;通过五种不同直径的高强度钢管来模拟不同的钻孔直径,测试了试件中SCA产生的膨胀压力。结果表明:1大直径的钻孔易发生喷孔现象,且首次喷孔时产生的膨胀压力最大;2当SCA浆液水剂比一定时,SCA产生的膨胀压力随着钻孔直径的增大而增大,但不同钻孔直径的钻孔达到最大膨胀压力所需时间基本相同。
关键词：静态破碎,岩石开采,顶板弱化
静态性能影响 篇2
图1为见于一般教材的阻容耦合射极输出器的典型电路,其直流通路如图2 所示。
观察图2所示的直流通路可看出,基极电阻Rb、发射极电阻Re构成决定静态工作点的偏置电路,依KVL及晶体管的电流分配关系,可写出基极直流电位UBQ,发射极静态电流 IEQ的表达式为:
由图2及式(1)、式(2),可得出射极输出器偏置电路的构成特点及静态工作点的稳定情况:
(1) 晶体管的基极只接有一个基极电阻Rb,没有采用基极电位稳定的二个电阻分压式偏置形式,基极直流电位UBQ与电流放大系数β、发射结直流电压UBEQ等晶体管的参数有关,随晶体管的参数变化而变化不是稳定的。
(2) 晶体管发射极所接的发射极电阻Re引入了直流负反馈,但因基极直流电位UBQ不稳定而影响静态工作点的稳定性,发射极静态电流IEQ与电流放大系数β、发射结直流电压UBEQ等晶体管的参数有关,静态工作点随晶体管的参数变化而变化。
几乎所有电子技术类的教材[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10],在介绍射极输出器时,所给出的电路均为图1所示的形式,但都不说明为什么采用基极电位不稳定、静态工作点不稳定的简单构成形式的偏置电路,都不强调静态工作点的设置和稳定问题,都没有分析静态工作点的稳定性对射极输出器动态性能影响的问题。这给射极输出器的教学带来几个疑点问题:射极输出器不需要稳定的静态工作点?静态工作点的稳定性对射极输出器动态性能有什么影响?
1 射极输出器动态性能和静态工作点的关系分析
射极输出器和其他放大电路一样,用电压放大倍数
利用微变等效电路法[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10],求得图1所示的射极输出器的电压放大倍数
电压放大倍数:
输入电阻:
输出电阻:
其中:
式(8)中含有静态工作点的电量IEQ,使得含有晶体管输入电阻 rbe的电压放大倍数
晶体管的电流放大系数β≫1,电路一般满足(1+β)R′L≫rbe的关系,因而式(3)、式(4)可近似简化为:
式(9),式(10)表明,电压放大倍数
射极输出器的输出端为负载RL其提供信号电压,可将射极输出器的输出端用一个实际电压源等效,其内阻为射极输出器的输出电阻Ro,如图3所示。
由图3可写出输出电压表达式为:
由于晶体管的电流放大系数β≫1,使式(5)所表示的输出电阻Ro很小,电路一般满足Ro≪RL的关系,则式(11)可近似简化为:
式(5)、式(12)表明,虽然输出电阻Ro与静态工作点的电量有关,但由于输出电阻Ro很小,射极输出器的带负载能力受静态工作点变化的影响很小可以忽略,负载RL两端的电压基本稳定不变。
2 结 语
以上分析表明,射极输出器静态工作点的稳定性对电路动态性能影响很小,可近似忽略。
放大电路直流偏置电路的构成形式,要根据动态性能受到静态工作点的影响和制约情况等因素而确定。
因此,为简化电路,射极输出器一般采用简单的偏置电路形式,即:
晶体管的基极只用一个电阻Rb—— 用于引入晶体管发射结的正偏压,简化了电路但基极直流电位不恒定;
晶体管的发射极接有电阻Re—— 因发射极交流电流ie 需经电阻转换成交流电压从发射极输出,发射极必须接有电阻Re,Re又对直流有负反馈作用,有一定稳定静态工作点的作用。
需要指出的是:
(1) 为满足β≫1,(1+β)R′L≫rbe及Ro≪RL的条件,忽略静态工作点的稳定性对射极输出器动态性能的影响,晶体管的电流放大系数β应尽可能大些。
(2) 射极输出器的静态工作点仍要设置合适,否则可能产生非线性失真,影响动态输出范围。
参考文献
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静态性能影响 篇3
超高速微切削空气静压电主轴是加工PCB板微小孔的核心部件[1],空气静压径向轴承因为其所具有的低摩擦、高精度、高速等优点,广泛应用于超高速空气静压电主轴。它是根据空气所具有的粘性,使得充分干燥和过滤后的空气通过气体轴承里的节流小孔导入轴承间隙,在主轴和轴承表面形成了具有可压缩性的压力气膜,并用来支撑外界的负载。其中空气轴承的承载力及刚度则是轴承设计里最关键的性能参数。
国内外有大量的学者已经对空气轴承做了深入的研究,当前理论方面得出空气轴承气膜的压力分布及承载力通常有几种方法,一种方法是通过工程理论计算,例如Khatait J P采用了简化的工程算法,分析了轴承的直径、节流小孔的直径、供气压力以及轴承间隙因素等对气体轴承刚度及承载力的影响[2]。V. Viktorov等提出全新的解析建模方法对空气轴承动静态性能都进行了研究[3]。刘墩根据空气轴承结构提出了近似计算公式,对轴承承载特性进行计算[4]。王云飞[5]将空气轴承气膜展开成平面,推算出轴承的承载力及刚度。还有一种方法是将气体轴承简化成具有一定质量及刚度的弹簧模型,但是忽略了其所具有的非线性。另外一种方法是通过有限元方法联立并求解流体运动方程,可以有效解决气体轴承中的非线性。段明德[6]建立空气静压轴承的理论模型,根据有限体积法仿真分析了处于旋转状态的轴承,其供气压力与平均半径对空气轴承承载能力及耗气量等参数带来的影响; 徐刚[7]以中心孔圆盘空气静压止推轴承作为分析对象,研究气膜间隙、节流孔直径、气浮面直径及供气压力4个设计参数对轴承承载特性的影响,并探讨4个设计参数间的耦合关系; 张在春[8]基于空气静压轴承对称性和节流器阵列性,利用ANSYS二维流场分析取代复杂的三维分析,对轴承内气膜进行数值仿真,求解出气膜的压力分布。
空气静压雷诺方程可以比较准确地描述空气在气膜中的流动,不过因为它的形式太复杂,实际上仅能在比较少数情况才能够得出精确的求解,因此在前文所描述的几种方法中,只有通过数值计算方法才能求得比较精确的近似解,在实际应用中空气在气体轴承间是复杂的三维流动,三维仿真可以得到更为精确的结果,传统的数值仿真方法并没有考虑到气腔和节流孔等区域对空气轴承性能的重大影响。
笔者建立全参数的三维流场模型,以Ansys为平台,考虑了节流孔和气腔等重点区域,从而解决传统数值分析的不足。
1空气静压径向轴承的结构参数和性能核算
径向轴承的节流孔布置主要有两种形式,一种是双排孔,一种是单排孔。因为在同样的供气条件下双排孔的承载力和刚度都更好,应用得更为广泛。本次设计采用双排孔供气。
径向轴承结构如图1所示。
承载力和刚度是衡量气体轴承最重要的指标,其静态性能取决于供气的压力、结构参数及气体的性质等因素。空气轴承主要的结构参数包括: 节流孔的轴向位置l,轴承的内径D,轴承的宽度L,小孔直径d,节流孔数n,轴承与轴芯的间隙h0与供给气体的压力Ps。
本研究采用的空气静压轴承的基本结构参数是D = Φ20 mm,L = 20 mm,n = 8,排数为2。
主轴在受到外在负载时,会产生一定的偏心量e,造成上下气膜表面压力分布不均,下气膜表面气膜厚度变小,气体的阻力增大,从而气膜的压力变大。同理,上气膜表面气膜厚度变大,气体阻力减小,从而气膜的压力变小。这样上下气膜表面会形成压力差W,用以平衡外在负载,这就是气膜承载力。刚度表示气膜厚度变化引起的承载力变化的大小,由此得到径向轴承气膜刚度K:
承载力是空气静压轴承最重要的一个性能指标,也是本次设计的关键。下面利用轴承静态性能近似计算公式,对承载力、刚度等性能进行近似的估算( 在ε = 0. 5,且l / L = 0. 25的情况下) 。
( 1) 单个径向轴承的承载力W。根据公式:
其中:
式中: Pa—环境压力,即标准大气压力,Pa= 1. 0 × 105Pa; Ps—供气压力,Ps= 6. 0 × 105Pa; Cj—载荷系数,它是轴承在不同情况下可以承受载荷与各参数确定后所能达到的理论承载力之比,因为本研究采用的径向轴承为双排孔供气,Cj= 0. 25。
代入数据得:
( 2) 径向刚度( 单个轴承) :
式中: ε—偏心率,h0—径向间隙。
2径向轴承静态特性有限元仿真
在求解轴承气膜压力场时,因为空气在轴承内的流动状非常复杂,用传统的解析法求解气体的压力情况非常困难。Ansys flotran是专业求解不可压缩及高度可压缩等复杂流动状态的CFD分析软件,根据Ansys可以仿真出实际的轴承气膜流动状态,如压力、速度、温度随着时间变化的特性,除此之外还能得出规律性结论[9]。
2. 1 小孔节流径向静压轴承建模
本研究分析的是有两排节流孔的空气径向轴承,径向轴承气膜有限元模型如图2所示。在气膜的周向方向上均匀分布8个节流孔,且每排节流孔的在气膜的轴向位置也是左、右对称,这样就保证了流场分布的对称性。
轴承工作时,外部气体经过节流孔时,由于速度急剧增长会在节流孔喉部造成很大的速度及压力梯度,所以应该尽量使用非常规则的映射网格,并且在节流孔气腔处需要更密集,划分好的网格如图3所示。
轴承的端部因为直接排入大气,环境压力即为出口处的压力,然后在供气孔的端面施加0. 5 MPa的供气压力,这是压力边界条件。由连续介质气体动力学可知,在壁面处轴承表面的速度与气体分子的速度相等,因为轴承是固定的,对轴承的静态特性进行研究时,主轴也是静止的,所以笔者对气膜内外表面、节流孔施加速度为零的速度边界条件。
边界条件的设置情况如图4所示。
2. 2 初步试解
在流体分析中,空气在径向轴承中的流动是紊流还是层流、是不是可压缩流动都有可能,流动的状态比较复杂,所以可以先暂定不可压缩层流进行试解[10]。已知20 ℃时空气的密度 ρ = 1. 21 kg /m3,空气粘性系数 η = 1. 81 × 10- 5N · s / m2,因为假设空气为牛顿流体,空气粘性系数为常数,并且密度不变。本研究通过以上参数设定,为流场分析设置适当的迭代次数,径向轴承的流速矢量图如图5所示。由图5可知流速最大值约为534 m/s。
流体的流动状态分为紊流和层流,由雷诺系数Re决定,其定义为:
式中: υ—流体的流动速度,l—流场特征长度,ρ—流体密度,μ—流体粘度。
然而马赫系数常用来判别流体是否可压缩,它反映的是流速与声速的比例,其定义为:
式中: υ—流体流动速度,a—声速。
当Re > 2 300时是紊流,Re < 2 300的时候是层流。当Ma1时,流体被视为不可压缩流动; 当Ma >0. 7时,则被当做可压缩流动求解; 在Ma > 0. 3时,流体当做不可压缩和可压缩求解都可,结果差别不大。笔者研究的径向轴承,节流孔直径0. 2 mm,节流孔处Re = ρvl / μ = 1. 21 × 534 × 0. 2 × 10- 3/1. 81 × 10- 5=7 140 > 2 300,且马赫数Ma = 534 /340 = 1. 57 > 0. 7,因此分析径向轴承处的流场时需要将流体的流动状态设置为可压缩紊流处理。
2. 3 重新求解
本研究把整个轴承的流场设置为可压缩紊流求解以后重新求解,进而得到空气轴承在偏心率为0. 5时的轴承压力分布图,整体三维压力分布如图6所示。由图6可知,轴承的压力从节流孔到轴承边界逐渐降低,并且呈扩散状态。流体既存在周向流动也存在轴向流动,且在气膜中间形成具有一定范围的稳压区。
由于空气轴承存在偏心,从而造成上、下气膜的厚度分布不均匀,进而压力分布也不均匀而产生压力差,这就是气膜具有承载力的根源。轴承气膜的表面压力分布如图7所示。下表面的气膜压力明显大于上表面的气膜压力,对气膜的压力进行数值积分,得出分别得出上、下表面的气膜压力,进一步做差就得到整个轴承的承载力。
3静态特性数值仿真结果分析与轴承结构参数优选
根据之前设计的轴承结构参数,笔者进一步探究节流孔轴向位置、节流孔直径大小、供气压力、平均半径间隙等因素对空气静压径向轴承静态性能的影响[11]。
3. 1 节流孔轴向位置对轴承静态性能的影响
设供气压力Ps = 0. 4、0. 5、0. 6 MPa时,径向承载力和刚度与节流孔轴向位置的关系如图8所示。其结构参数为: L = 20 mm,D = Φ20 mm,ε = 0. 5,n = 8,d =Φ0. 2 mm,h0= 24 μm。
由图8可知,承载力和刚度曲线在节流孔轴向位置l/L = 0. 24附近时,具有极大值。当供气压力为0. 6 MPa时,轴承承载力W = 52 N,在同等的结构参数和供气参数的条件下,之前运用工程理论算法上的近似计算公式得出来的承载力W = 50 N。两者比较得出仿真的误差为4% ,说明了仿真分析的可靠性。考虑到安装O型圈和加工节流孔的方便,径向空气轴承采用了l/L = 0. 25,即l = 5 mm。
3. 2 节流孔直径对静态性能的影响
平均半径间隙h0= 16 μm、20 μm、24 μm以及偏心率 ε = 0. 5,径向轴承的刚度与承载力和节流孔直径之间的关系如图9所示。其结构参数为: L = 20 mm,D= Φ20 mm,n = 8,Ps= 0. 6 MPa。
由图9可知,两条曲线都存在一个极大值,这是因为在一定范围内节流孔直径变小,其节流的效果就越强,轴承刚度与承载力会比较大,但是如果节流孔径太小,空气流量也很小,这样轴承就会缺乏支承它的气体。综合比较承载力与刚度,轴承节流孔直径取d =Φ0. 2 mm。
3. 3 供给气体的压力对轴承静态特性影响规律
不同供给气体压力条件下,径向轴承承载力、刚度和偏心率的关系如图10所示。其结构参数为: L =20 mm,D = Φ20 mm,l = 5 mm,n = 8,d = Φ0. 2 mm,h0= 20 μm。
从图10中可以得知,轴承的承载力与静刚度随着供气压力增加而相应增大,这是因为承载力是根据轴承上、下气膜的压力差产生的,如果增大供气压力,那么压力差会随之增大,因此承载力也会增加; 在某些范围之内,承载力和偏心率构成线性的关系,但是刚度会伴随偏心率的增大反而降低。为了提高轴承承载能力,可通过提高供气压力的方式来实现,但是供气压力越大,气锤振动的概率越大,所以供气压力不宜过高。通过以上分析,径向轴承的偏心率 ε = 0. 5,供气压力Ps= 0. 6 MPa。
3. 4 平均半径间隙对径向轴承静态性能的影响
有限元计算的不同偏心率下,径向轴承的承载力和刚度与平均半径间隙的关系如图11所示。其结构参数为: L = 20 mm,D = Φ20 mm,l = 5 mm,n = 8,d =Φ0. 2 mm,Ps= 0. 6 MPa。
由图11中曲线可知,承载能力与刚度两个曲线都存在一个拐点,也就都存在一个极大值。这是因为平均半径间隙过大,空气流动的阻力小,造成气膜的压力减小。如果平均半径间隙过小,容易造成空气轴承出现气锤振动等不稳定现象,进而导致气膜的刚度和承载力下降。径向轴承在平均半径间隙h0取20 μm ~22 μm时,有一个最大的承载力; h0取16 μm ~ 18 μm时,有一个最大的静刚度。兼顾承载力和刚度,径向轴承的平均半径间隙采用h0= 20 μm。
4结束语
本研究根据全参数三维实体建模方法,利用有限元软件ANSYS开展了在不同空气流动状态下气体轴承流场的仿真计算,研究结果表明:
( 1) 气体在轴承间隙内的流动是极其复杂的三维流动,本研究综合考虑了节流孔和气腔等重点区域,应用ANSYS对空气静压径向轴承进行全参数三维实体建模,研究结果表明,气膜三维流场的仿真分析与经传统工程理论计算所得的轴承承载力和刚度的结果误差较小,为超高速微切削空气静压电主轴的轴承设计提供了依据。
静态性能影响 篇4
一、细观力学有限元法
1、基本概况
该方法的原理是:首先, 在分离网络结构的基础上, 求出混凝土应变与宏观应力之间的关系。然后, 根据以上关系, 对细观立场展开深入的分析、研究。在此基础上, 研究混凝土复合材料的伤损过程, 以及塑性屈服的问题。在分析混凝土静态力学特征中, 采用细观有限元法具有很大的优势。主要包括这几个方面。第一, 能够直观的看见混凝土破损的整个过程。第二, 便于研究人员找到骨料的形态、分布、配比, 然后分析对混凝土力学特征的影响。第三, 实施混凝土细观数值实验, 得出的力学参数更加准确、可靠。第四, 将部分实验取而代之, 从而减少了由于人为因素导致的误差。由于以上优势, 该方法已经被广泛的应用到混凝土静态力学性能分析中, 并且发挥着重要的作用。
2、计算方法
细观力有限元法有多个模型, 包括格构模型、MH细观力学模型、随机骨料模型等。这些模型在应用的过程中, 主要是对混凝土复合材料的骨料颗粒、砂浆基质进行分析, 研究混凝土材料的非线性。同时, 利用细观有限元法试件后, 可以与材料的网络结构进行离散, 最终得出需要的代数方程组。
在 (1) 式中, a代表结点位移阵列。k代表整体刚度矩阵, 包括多个单元刚度矩阵 (ke) 。其计算公式为:
在 (2) 式中, d表示弹性矩阵, b表示应变矩阵。可以看出, 细观有限元法的本质是:对非线性方程进行求解。然而, 当非均匀因素影响在加载时, 往往会对单元矩阵造成不同程度的破坏, 导致非线性行为非常复杂。针对这种情况, 应该根据不同的模型, 采取针对性的办法与措施。
二、细观理论分析法
1、混凝土材料弹模理论
混凝土材料由多种介质组成, 力学特征非常复杂。基于此, 对混凝土力学性能的研究, 从本质上来讲也是解决非均匀介质的均匀化等效问题。包括热弹性、等效弹性、热传导等。应用理论分析法的意图在于对混凝土非弹性性能进行预测。通常情况下, 理论分析方法分为微分法、广义自洽法、自洽法, 以及MoriTannka法。其中, Mori-Tannka法的计算公式为:
在 (5) 式中, c0表示基体的体积分数。Pr表示剪切模量、基质体积模量的张量。Lr表示第r类夹杂模量。L0表示基体模量。该方法在使用的过程中, 能够直接得出复合材料的显式表达式, 因此应用的范围比较广。
2、过渡区界面的影响
过渡区界面由水泥砂浆、骨料组成。研究显示, 在骨料周围存在一个过渡层, 其厚度为50-100μm。与水泥浆基体的空隙相比, 过渡层的空隙更大。由于这种微观性的差异, 导致过渡层的弹性模量与强度力学性质比水泥基体低。鉴于此, 专家在分析混凝土静态力学性能的过程中, 不能忽视界面过渡层的影响。当前, 研究人员在过渡层特征分析中做了大量工作, 并且得出了不同的研究方法, 包括实验法、数值模拟法, 理论分析法等。其中, 数值模拟法与理论分析法主要是对实验结果进行验证。
三、细观单元等效化模型
采用理论分析法, 虽然在宏观力学性能分析中起着重要的作用, 但是不能准确的计算出混凝土的残余强度参数, 以及宏观应力与应变之间的关系。所以, 该方法也存在很大的局限性。与此同时, 应用细观力学有限元法, 可以通过数值实验对混凝土损伤的过程进行分析、研究, 并且得出宏观应力与应变之间的关系。然而, 随着新材料的不断应用, 在分析混凝土静态力学特征中, 也面临着巨大的压力与挑战。特别是在分析模型计算效率时, 存在很大的困难。近年来, 部分专家在分析混凝土宏观力学特征时, 引入了新的研究方法, 即细观单元等效模型分析法。该方法的机制为:首先, 采用Monte Carlo方法, 对混凝土试件的骨料模型进行分析。在此基础上, 得出混凝土有限元网格, 并建立相应的骨料模型。最后, 采用复合材料等效化方法, 计算出各单元网格的力学特征。通过对单元格的性质、非线性模型进行分析, 来把握整个试件的宏观非线性力学特征。结果显示, 应用细观单元等效化模型后, 减少了体系的自由度以及网格单元尺度, 计算准确率更高, 取得了显著的成效。与细观力学分析模型相比, 具有更大的优势。
四、混凝土力学性能分析的发展趋势
根据以上理论研究, 并结合相关文献资料, 本文提出混凝土力学性能分析的发展趋势。主要包括以下几个方面:
第一, 由于细观力学模型在计算效率时受到很大限制。因此, 有必要开展进一步研究, 分析该方法能否真实反映混凝土损伤规律, 包括断裂、裂纹等。在此基础上, 对计算混凝土静态力学性质的准确性进行验证。第二, 扩大对钢筋混凝土、钢筋力学性能的研究范围, 提高混凝土结构抗震设计的合理性、科学性。第三, 混凝土主要采用水下作业方式, 容易受到水、空气、温度的影响。在这种情况下, 与干燥混凝土的性能产生了很大差异。鉴于此, 应该加大在这方面的研究。第四, 当前, 在混凝土力学性能分析上, 主要以静态分析为主。然而, 现代化混凝土结构还承受着低沉、爆炸等动态荷载。因此, 为了提高抗震结构的可靠性, 安全性, 应该在研究混凝土静态力学特征的同时, 加大对动态力学特征的分析与研究。第五, 在实际的工程建设中, 大部分混凝土表现为多轴受力状态, 这种状态相当复杂。因此, 在结构设计与力学仿真中, 应该提高对该应力状态的重视度。除此之外, 还应该在混凝土尺度效应方面加强研究的力度。
五、结束语
混凝土是各种现代化建筑工程的重要材料, 为了保证抗震结构设计的合理性, 有必要对其静态力学性能进行分析、研究。本文结合相关经验, 主要介绍了两种方法, 分别是细观有限元法、细观理论分析法, 并介绍了两种方法的优势与缺陷。然后, 提出了细观单元等效化模型。该模型减少了体系的自由度以及网格单元尺度, 得出的数据准确率更高。相比而言, 具有更大的优势。最后, 结合相关文献资料, 对混凝土静态力学性能的分析进行了展望, 同时提出了具体的建议与意见, 希望可以为混凝土力学特征分析提供一定的经验。
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静态性能影响 篇5
随着我国高等级公路的迅速发展,全社会汽车保有量接近三千万辆,子午线轮胎的需求大幅度增加,子午线轮胎模具特别是活络模具的发展速度远远高于模具平均水平,目前,子午线轮胎在世界范围已是轮胎工业的主流产品,世界轮胎子午化率达90%,发达国家已达到或接近100%。子午线轮胎以其耐磨、高速、舒适、节油的特点受到人们的广泛重视。制造子午线轮胎使用的模具是子午线活络模具,曲面成型轮胎侧板是子午线轮胎模具的主要组成零件,其精度对轮胎制品性能有决定性影响。国外子午线轮胎模侧板曲面加工工艺方法是不公开的,但从产品分析应该是通过机械精密加工完成的。为了实现子午线轮胎模侧板曲面的砂轮轨迹包络磨削加工过程,需要设计和研制一种具有轴对称曲面的子午线轮胎活络模具轮胎侧板成型曲面专用数控磨床。
对于该专用数控磨床,砂轮主轴是其关键零件,其结构的合理性和强度将直接影响数控磨床的加工效率和精度,液体静压轴承具有摩擦阻力和功率消耗小,传动效率高,精度保持性好和速度变化对油膜刚度影响小等优点,广泛用于精密机床结构中。
有限元作为结构分析和辅助设计的常用技术,其基本思想是将连续的求解区域离散成有限个、且按一定方式相互联结在一起的单元组合体。然后,利用每一个单元体内假设的近似函数来分片表示求解域上待求的未知场函数[1,2]。AN-SYS是一款应用非常广泛的有限元分析软件,主要应用于结构、热、流体、电磁、声学等领域。
在数控专用磨床设计研制中,利用有限元技术对砂轮主轴进行静态性能分析,可大大提高其设计的效率和精度。
1 砂轮主轴结构及受力分析
1.1 砂轮主轴结构
在专用数控磨床中,砂轮主轴运转必须具有良好的回转精度、平稳性和吸振性,参照目前砂轮主轴设计的主体方向,砂轮主轴的轴承采用液体静压轴承。液体静压轴承主要靠外部供给压力油,在轴承内产生静压承载油膜以实现液体润滑的滑动轴承,砂轮主轴结构如图1所示。
1.2 砂轮主轴受力分析
(1)液体静压主轴的材料与基本结构
在专用数控磨床中,根据砂轮主轴的工作状况,其材料选择40Cr合金结构钢,调质处理。砂轮主轴的两端一般分别装工作机构、电机等,考虑安装与密封,其结构为阶梯形状,如图1所示。
(2)砂轮主轴的受力分析
在专用数控磨床中,砂轮主轴的受力主要有:(1)主轴零件的重量,作用在主轴的中间;(2)与驱动电机相接的联轴器的重量,悬挂在主轴的一端;(3)工作机部分的重量,悬挂在主轴的另一端;(4)主轴在工作时,受到工件的反作用力;(5)主轴在电动机的驱动下作旋转运动所产生的扭矩等。因此砂轮主轴属于受弯曲和扭转组合变形的转轴,砂轮主轴各液压轴承支承处的受力简图如图2(a)所示,各部分弯矩如图2(b)所示,各部分扭矩如图2(c)所示。
(3)油膜刚度的确定
在液体静压轴承中,油膜既能吸振又能产生较强的支撑。油膜刚度特性直接影响液体砂轮主轴的安全性及使用寿命。油膜刚度的总计算公式为:。
油膜刚度与轴承有效承载面积(Ae)、润滑油特性、供油压力(Ps)、轴承半径间隙等有关。
在专用数控磨床中的砂轮主轴的结构设计中[3,4],其液体静压轴承用油选用AN32号,该用油在50度时的动力黏度和运动黏度分别为:η50=193,γ50=0.22;当节流比(β)为0.5时,轴承具有最佳的刚度;在满足轴承最大承载能力和足够刚度条件下,供油装置功率消耗最小的原则,其供油压力(ps≥98)选择为147;根据设计中的配合关系H7/h6,其公差为0.041 mm,轴承半径间隙约为0.02 mm。
当专用数控磨床中的液体静压轴承直径为50 mm(L/D=1)时,则油腔宽度(l)为40 mm,轴向封油面宽度(l1)为5 mm,油腔夹角(θ)为60°,周向封油夹角(θ1)为12°,回油槽夹角(θ2)为6°,回油槽深度为0.6 mm,周向封油面宽度(D sin(θ1/2))为0.525 mm,回油槽宽度(D sin(θ2/2))为0.258 5 mm,油腔有效夹角(θm=(θ1+θ2)/2)为36°。
轴承有效承载面积:
根据机械设计手册[5]有:
则
以上计算式子中,D为轴承直径,L为轴承宽度,Ae为轴承承载面积,G0为油膜刚度,ps为供油压力,β为节流比,l1为轴向封油面宽度,K为载荷分布系数。
2 砂轮主轴静态性能有限元分析
2.1 砂轮主轴有限元模型的建立
在整个砂轮主轴支撑与传动系统中,主轴主要承担径向载荷,所以,利用两个液体静压轴承来承受径向载荷。略去径向轴承因加载倾斜产生的转矩,这样可以把整个主轴系统进一步简化为如图3所示的弹性支承。
在一个平面内,对单个梁单元可在水平和竖直两平面分别分析计算,单元两端的载荷分别是剪力和弯矩,产生的变形表现为挠度和转角。用垂直于轴线X的平面内的水平和竖直方向(Y与Z)的两根可压缩弹簧进行线性叠加来等效主轴上的液态静压轴承,支点位于主轴上对应压力最高的油腔中心位置处,弹簧的刚度特性可通过上面计算的油膜刚度得出。
2.2 用ANSYS求解砂轮主轴的静态性能
(1)单元选择。砂轮主轴可采用BEAM188单元进行网格划分,单元的几何形状、坐标系、和节点坐标如图5所示。在全局坐标系统中该单元由节点I和J定义,节点K是定义单元方向的可选项,本主轴因为是中心对称结构不需要定义K。面(1)～(5)用于定义面载荷,单元的主要输入与输出参数可见表1。用ANSYS提供的弹簧单元COMBIN39模拟轴承,单元的主要输入与输出参数见表2。
(2)模型输入及单元划分。在ANSYS中建立的“全支承”主轴有限元静态分析模型如图7所示,主轴材料为Cr40,假定为各向同性的线弹性材料,取弹性模量EX=1.93E5MPa,泊松比PRXY=0.27,材料密度DENS=7.86E-6 kg/mm3,用BEAM188划分主轴共可得到116个单元、117个节点。
(3)求解。有限元模型建好后,对其施加边界条件、载荷,确定求解类型并运行求解。砂轮主轴的静态性能分析结果即载荷与主轴端面位移之间的关系如图5、图6所示。
3 结论
通过液体静压轴承系统中的砂轮主轴静态性能有限元分析,可得到主轴前端加载点的径向位移与载荷之间的关系,当在主轴前端施加向下(Y轴负方向)的集中力后,主轴发生倾斜,前端下沉,中间部分向上弯曲。在载荷的作用下,主轴的弯曲变形主要是因为液体静压轴承油膜受压变形引起的,主轴的抗弯刚度比轴承刚度大,弯曲变形小,这样,通过有限元技术可以较合理地确定砂轮主轴的参数。因此,有限元技术在数控专用机床设计中的应用将对提高机床设计的精度和效率起到非常重要的作用。
参考文献
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静态性能影响 篇6
钢纤维混凝土 (Steel Fiber Reinforced Concrete, SFRC) 是在普通混凝土中掺入乱向分布的钢纤维后形成的一种多相复合材料[1]。其具有优良的物理力学性能, 可以满足工程中的高拉应力、复杂受力、高耐久性、抗裂、阻裂和增韧等性能要求[2]。轻骨料混凝土 (Lightweight Aggregate Concrete, LAC) 是一种利用人造或者天然轻质骨料替代普通密度骨料的混凝土, 具有轻质、隔热保温、耐火、抗震等优点[3]。将钢纤维和轻骨料混凝土结合起来成为钢纤维轻骨料混凝土 (Steel Fiber Reinforced Lightweight Aggregate Concrete, SFRLAC) 。钢纤维轻骨料混凝土不仅具有轻骨料混凝土的优良特性, 而且明显提高了轻骨料混凝土的抗拉强度、抗弯强度、抗裂性能和抗疲劳性能[4], 在各类混凝土工程中具有广阔的应用前景。
当前, 钢纤维混凝土和轻骨料混凝土研究已经相对成熟, 并已投入实际工程应用, 而SFRLAC发展较晚且力学性能较前者复杂, 主要处于在力学性能试验研究阶段。本文针对基体强度等级为LC60, 钢纤维体积率 (Vf) 为0~3%的SFRLAC进行立方体抗压、劈拉、轴压试验研究。
2 SFRLAC试验概况
2.1 原材料
水泥:广州市越堡水泥有限公司生产的金羊牌P.O42.5R硅酸盐水泥。
粉煤灰:广州市天达混凝土搅拌站提供的Ⅱ级粉煤灰, 表观密度为2.3g/cm3, 提纯后得到纯度为98%更细颗粒的粉煤灰微珠。
硅粉:挪威Elkem公司生产的Elkem Microsilica牌硅粉。
钢纤维:武汉新途工程纤维制造有限公司生产的微细钢纤维, 长度10~20mm, 抗拉强度800MPa。
粗骨料:湖北宜昌产页岩圆陶粒, 堆积密度为770Kg/m3, 表观密度为1362Kg/m3, 陶粒级数为800, 筒压强度7.0MPa, 颗粒级配为5~10mm连续级配。
细骨料:河砂, 表观密度为1570Kg/m3, 细度模数为2.5。
减水剂和水:聚羧酸型高效减水剂, 含固量为20%, 减水效率35%;自来水。
2.2 配合比
普通混凝土通常采用绝对体积法进行配合比设计, 轻骨料混凝土可采用全计算法[5]。此处将混凝土全计算法与绝对体积法相结合, 计算出SFRLAC高强度等级LC60 下的配合比如表1 所示。
单位:公斤/ 立方米
2.3 试验装置、加载方法及试块
本试验立方体抗压强度测试采用:江苏无锡建仪仪器机械有限公司NYL-2000 型压力试验机, 增加夹具和垫块后可用于劈拉试验的测定。轴压试验采用深圳市新三思计量技术有限公司生产的SHT4106 型电液伺服万能试验机, 试验加载全过程采用位移控制, 可测得SFRLAC试块单轴压缩应力- 应变全曲线。
试验加载方法参考《普通混凝土力学性能试验方法标准》 (GB /T50081-2002) 和 《纤维混凝土试验方法》 (CECS 13:2009) 。
本试验SFRLAC按钢纤维体积率分别为0、1%、2%、3%分为四组, 每组配合比均要做100mm×100mm×100mm立方体试块6 块、100mm×100mm×300mm棱柱体3 块, 前者用于测试SFRLAC立方体抗压、劈拉试验, 后者用于轴压试验。
3 SFRLAC试验结果
按照CECS 13: 2009 中所述试验数据处理方法, 对同试验同配合比下的三个离散数据进行处理, 得出SFRLAC立方体抗压强度值、劈拉强度值、轴压强度值、弹性模量大小如表2 所示, 应力- 应变曲线如图1 所示。
4 SFRLAC试验结果分析
4.1 钢纤维体积率对SFRLAC抗压强度的影响
从表2 可以看出, 随着Vf的提高, 各系列材料的抗压强度都有所增加。这是因为混凝土中钢纤维的掺入, 在混凝土基体内形成了纵横交错的网络, 增强了混凝土基体间的粘结性, 对SFRLAC抗压强度具有一定的提升作用, 具体增长趋势见图2。当钢纤维体积率在1%、2%、3%时LC60 等级立方体的抗压强度增幅分别为7.1%、15.4%、18.7%;对应轴压强度分别提高2.6%、8.0%、11.9%。显然棱柱体轴压强度的增幅小于立方体抗压强度, 但二者最大增幅均小于20%。其原因是:尽管钢纤维起到阻裂增强作用, 但由于基体LC的陶粒筒压强度低, 钢纤维掺入后, 随着Vf增大界面薄弱层越多。因此, SFRLAC受压后首先在陶粒边界处破坏, 导致SFRLAC的抗压强度增幅有限。
4.2 钢纤维体积率对SFRLAC劈拉强度的影响
图3 为钢纤维体积率对SFRLAC劈裂抗拉强度的影响变化图, 由图可知, 钢纤维使得混凝土劈裂抗拉强度显著提高。当钢纤维体积率为1.0%、2.0%、3.0%时, LC60等级SFRLAC劈裂抗拉强度分别提高了32.7%、71.4%、122%, 增长幅度明显大于材料抗压强度。这主要是因为劈拉试验过程中更能充分利用钢纤维的拉结作用, 且钢纤维体积率越大, 参与“边壁效应”的钢纤维越多, 抗拉强度增幅越大。
4.3 SFRLAC应力应变曲线分析
从图1 中的SFRLAC单轴压缩应力- 应变曲线图可知:SFRLAC在轴心压力作用下, 其应力- 应变曲线的外形与SFRC的曲线非常相似, 也可以分为4 个阶段:弹性阶段、裂缝稳定发展阶段、裂缝失稳阶段和破坏阶段[6]。在曲线上升段, 钢纤维的掺入对于LC的性质几乎没有影响。只有当曲线进入下降段, 试块出现裂缝后, 与裂缝相交的钢纤维才明显地发挥作用, 阻滞裂缝的进一步发展, 导致曲线下降段较平缓, 直到钢纤维从LC中拔出, 从而使得轻骨料混凝土的韧性大大增强[7]。同时钢纤维的阻裂和约束侧向裂缝发展的作用也使SFRLAC弹性模量逐渐增大, 这在表2 数据和图1 中清楚显现。且弹性模量增幅的逐渐减小, 与混凝土弹性模量与立方体抗压强度的平方根呈线性相关关系的结论一致[8]。至于表2中弹性模量低于普通混凝土现行规范值, 分析认为和SFRLAC所采用粗集料陶粒内部结构疏松多孔有关, 且陶粒本身表观密度远低于普通石子, 多项物理力学指标偏低造成轻骨料混凝土弹性模量普遍较小。
4.4 SFRLAC破坏形态
4.4.1 受压破坏形态
如图4 所示, 通过观察LC60 等级下不同钢纤维体积率的SFRLAC试块受压破坏形态, 发现不掺钢纤维时, 其裂缝很宽, 外围脱落严重。而掺有钢纤维的SFRLAC, 在受压时, 由于裂缝之间钢纤维的桥接作用, 形成纤维网络结构, 因而与未掺钢纤维的混凝土相比:SFRLAC试块破坏后基本保持完整性, 裂而不散, 表面有碎片崩落。显然, 钢纤维掺入LC中可以改善LC的脆性破坏形态, 使其具有一定的塑形破坏形态, 且钢纤维体积率越大, 其塑形破坏体现的越明显, 破坏程度越小。同时注意SFRLAC试块断裂面处, 所有陶粒都是内部断开, 而不是与水泥凝胶体脱粘。说明水泥胶凝体包围粘结着强度较低的陶粒, 陶粒本身为薄弱环节, 这与立方体抗压强度增幅有限的理论分析保持一致。
4.4.2 劈拉破坏形态
图5 所示为不同钢纤维体积率下SFRLAC劈拉破坏形态。不掺钢纤维的LC试块劈裂破坏面断口整齐, 有劈裂的碎片, 许多陶粒骨料被劈成两半, 属于典型的脆性剪切破坏。掺有钢纤维的LC立方体试块, 由于有钢纤维的拉结作用, 试块破坏过程中不会完全断开成两半。且钢纤维被拔出非拔断, 在试块中部出现一条裂缝, 裂缝宽度由上到下慢慢变细, 而且是随着Vf的增大, 裂缝宽度逐渐变小。SFRLAC试块有征兆的裂缝逐渐变宽的破坏过程, 说明钢纤维的加入提高了试块破坏时的极限拉应变和延性[9]。
5 结论
⑴钢纤维对LC的立方体抗压强度增强幅度有限, 幅度为7.1%~18.7%, 轴压强度的增幅范围更小, 为2.6%~11.9%;同时观察试块断裂面, 发现陶粒均为断裂而非脱粘, 说明陶粒本身的筒压强度是制约SFRLAC抗压强度的重要因素。
⑵LC劈裂抗拉的断面整齐, 钢纤维是拔出非拔断。由于钢纤维在LC基体中的“边壁效应”, 使LC的劈裂抗拉强度大幅提高, 对应钢纤维体积率为1%~3%时LC60增长幅度可达32.7%~122%, 远大于SFRLAC抗压强度增幅。
⑶SFRLAC的应力-应变曲线, 与SFRC一样有相似的曲线走势, 但LC脆性更大, 曲线下降段比较陡峭;同时钢纤维的掺入显著提高了LC的韧性, 弹性模量也随Vf的增大缓慢增长, 但增幅逐渐减小。
⑷LC基体试块受压破坏后, 裂缝很宽, 外围脱落严重;而SFRLAC试块破坏时, 试块基本保持完整性, 裂而不散。LC基体试块劈裂破坏面断口整齐, 属于典型的脆性剪切破坏;而SFRLAC破坏时, 由于有钢纤维的拉结作用, 试块破坏过程中仅中部出现一条裂缝, 且随Vf增大, 缝宽逐渐变小。说明钢纤维掺入LC中可以改善LC的脆性破坏形态, 使其具有一定的塑形破坏形态, 且Vf越大, 其塑形破坏体现的越明显, 破坏程度越小。
摘要：采用NYL-2000型压力试验机和SHT4106型电液伺服万能试验机, 分别对基体强度等级为LC60, 钢纤维体积率 (Vf) 为03%的钢纤维轻骨料混凝土 (SFRLAC) 进行立方体抗压、劈拉、轴压试验, 测得SFRLAC立方抗压强度、劈拉强度、轴压强度和应力-应变曲线。试验结果表明:随Vf的增加, SFRLAC抗压强度逐渐增大, 但增幅有限, 劈拉强度增幅明显, 最大可达122%;钢纤维的掺入可显著提高基体轻骨料混凝土 (LC) 的韧性, 弹性模量也随Vf的增大缓慢增长, 但增幅逐渐减小。观察其破坏形态可发现:钢纤维的掺入改善了LC的脆性破坏形态, 使其具有一定的塑形破坏形态, 且Vf越大, 其塑形破坏体现越明显, 破坏程度越小。
关键词：SFRLAC,力学性能,应力应变曲线,破坏形态
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静态性能影响 篇7
2002年东南大学多孔金属泡沫实验室制备出胞状铝合金。点阵夹芯材料是哈佛大学的Evans教授、剑桥大学的Ashby教授等近年来提出的一种新型超轻型金属材料[1,2,3,4,5,6,7,8]。通过模拟分子点阵构型可设计出含静定/静不定多孔有序微结构的仿生结构。常见的拓扑构型包括八面体结构、四面体桁架结构和四棱锥桁架结构等。2004年F.W.Zok等对金字塔形栅格材料的制备加工、单向压缩试验以及力学性能数值模拟进行了详细阐述[8]。金字塔形栅格材料单元见图1。
本实验在F.W.Zok研究的基础上研究了金字塔形栅格材料和胞状铝合金的压缩力学性能、吸能能力和吸能效率, 并进行了比较。
1 实验
胞状泡沫铝合金由东南大学多孔泡沫金属实验室采用熔体发泡法制备, 孔结构电镜扫描图见图2。采用电火花线切割加工成Φ20mm×30mm的压缩试样, 用精度为0.01g的天平称量其质量m。采用SS-2202型万能实验机进行压缩实验, 压缩位移速率为5mm/min, 获得载荷-位移曲线。将施加于样品上的载荷与宏观截面面积之比称为表观应力, 记为σ。试样的原始长度为L, 压缩时长度方向上的形变量ΔL与L之比称为表观应变, 记为ε, 即可得到σ-ε曲线。
2 结果与分析
2.1 胞状铝合金压缩应力-应变曲线
胞状铝合金的压缩应力-应变曲线呈现明显的3个阶段:线性变形阶段、屈服平台阶段和致密化阶段。图3为不同孔隙率胞状铝合金的压缩应力-应变曲线, 可以看出随着孔隙率的减小, 相同应变量的应力值增大, 曲线明显上移, 屈服平台段变短[9]。
①线弹性变形阶段
由图3可看出, 胞状铝合金在ε<0.1的区间内, 应力-应变曲线近似为一条直线。屈服点发生在线弹性段的末端。
②塑性变形屈服平台阶段
当弹性应变增大时, 胞状铝合金的压缩应力-应变曲线进入塑性变形屈服阶段。在平台阶段表现为当应力达到屈服点 (上屈服点) 后会突然下降, 到下屈服点后上升到另一个高点, 曲线为锯齿状。
③致密化阶段
在高应变条件下, 当胞状铝合金试样中几乎所有孔洞都被压垮、胞壁相互接触时, 进一步的应变量越来越多地为基体材料本身所承受, 于是压缩应力随应变的增大而急剧增大。
2.2 金字塔形栅格材料的压缩应力-应变曲线
金字塔形栅格材料的压缩应力-应变曲线见图4。该曲线大致可分为4个阶段:线弹性变形阶段、弹塑性阶段、软化阶段、致密化阶段。
①线弹性变形阶段
在压力较小时, 栅格材料的应变非常小, 应力和应变几乎呈线性关系。直到栅格材料杆件截面的最大应力达到材料的屈服强度时, 杆件才进入弹塑性阶段。
②弹塑性阶段
当杆件截面出现塑性区域时, 夹心栅格材料进入弹塑性变形阶段, 此时, 由于塑性区域退出工作, 增加的应力由弹性区承受。随着塑性区域的不断扩大, 弹性区域不断减小, 栅格材料所能承受的应力空间越来越小, 增长速度越来越慢, 表现为曲线越来越平缓。当杆件的截面全部进入塑性区后, 栅格材料能承受的应力达到最大值, 之后必须减小外力才能保持栅格材料杆件平衡。
③软化阶段
当栅格材料达到最大应力时栅格材料的应力随应变的增加而减小, 这时必须减小外力, 否则栅格材料的杆件就会失稳。
④ 致密化阶段
随着应变的增加, 杆件的变形增大, 可能发生栅格材料杆件的相互接触, 大大提高栅格材料的抵抗能力, 与多孔金属泡沫的致密化十分相似。
2.3 金字塔形栅格材料和胞状铝合金的力学性能比较
随着孔隙率的减小, 多边形泡沫铝合金屈服强度增加, 压缩曲线明显上移, 屈服平台段变短 (见图3) 。在相同孔隙率下, 金字塔形栅格材料的屈服强度明显高于同孔隙率的多边形泡沫铝合金, 而且在线弹性阶段后, 其弹塑性阶段的应力增幅也远远大于多孔泡沫金属 (见图4) , 因此金字塔形栅格材料是明显优于多孔泡沫金属的超轻型、高比强的材料。
2.4 压缩吸能性能
吸能特性通常用单位体积所吸收的能量 (吸能能力W) 和吸能效率 (E) 来表征[10], 其计算公式分别为:
W=∫undefinedσdε (1)
undefined
式中:ε为应变, σ为相应的压缩应力。
金字塔形栅格材料和多边形孔泡沫铝合金体内含有大量孔洞, 在压缩时基体承受压力, 孔洞发生变形, 具有较大的变形空间。由于结构上的特点, 其具有优异的压缩性能。
①吸能能力
由图5可见, 泡沫铝合金的吸能能力随应变量的增加和孔隙率的降低而提高。多面体高孔隙率泡沫铝合金的吸能能力为1.29MJ/m3, 而孔隙率Pr为87.9%的金字塔形栅格材料的吸能能力为22MJ/m3, 为相同孔隙率泡沫铝合金的17倍。
②吸能效率
图6为不同孔隙率泡沫铝合金的吸能效率对比。多边形孔高孔隙率泡沫铝合金的吸能效率平均值稍低, 而金字塔形栅格材料的吸能效率曲线在峰值时出现平台, 且维持很长时间。
3 结论
(1) 与多孔泡沫金属材料的压缩应力-应变曲线相比, 金字塔形栅格材料的压缩应力-应变曲线有4个明显的阶段, 即线弹性变形阶段、弹塑性阶段、软化阶段、致密化阶段。
(2) 在金字塔形栅格材料压缩应力-应变曲线的基础上研究了金字塔形栅格材料的吸能能力和吸能效率。金字塔形栅格材料明显优于多孔泡沫金属的超轻型、高比强材料, 其吸能能力远远大于多边形孔泡沫铝合金, 吸能效率曲线在峰值时出现平台, 且维持很长时间。
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