几何参数仿真分析

2024-06-17

几何参数仿真分析（精选6篇）

几何参数仿真分析篇1

1 引言

金属切削加工中, 利用刀具与工件材料之间的相对运动, 将工件上多余的金属材料去除, 使工件达到图纸规定的尺寸精度、形位精度和表面粗糙度。当然金属切削过程是个非常复杂的运动过程, 尤其是涉及到刀具角度的几何参数的选择, 它受到很多因素的影响, 如切削力大小不同, 工件材料不同, 以及不同的加工情况, 甚至包括冷却情况是否良好, 机床系统刚性、刀具刚性、工件刚性是否足够等, 刀具角度的几何参数就会相应不同。就算是工件材料相同, 加工性质不同, 如粗加工或精加工, 刀具的几何角度也不同。因此, 为了掌握刀具角度的变化规律, 确定合理的刀具几何参数, 必须认真分析影响刀具角度变化的各种因素。在一般情况下, 影响刀具角度变化的主要因素其实还是加工工件材料。

2 刀具几何参数与工件材料的关系

2.1 加工灰铸铁材料时刀具几何参数的选择

由于灰铸铁材料的硬度低 (一般为170~241HB范围内) , 抗拉强度低, 塑性变形小的特点, 因此加工灰铸铁材料时, 切削变形和切削抗力较小。另外, 由于灰铸铁组织结构内部分布了大量的片状石墨, 而石墨本身又有润滑作用, 所以灰铸铁本身还具有良好的切削加工性能。

但是由于铸铁本身表面常常存在带型砂的硬皮和氧化层, 局部的白口铁、砂眼、气孔和缩松等缺陷, 使整个切削带有比较大的冲击性, 这些不利因素会降低刀具的耐用度。根据铸铁表面的缺陷, 必须增加刀具切削部分的强度, 前角应选得小些, 通常前角宜取0°~5°范围内, 但不宜选用负前角。为了增强刀具切削部分的强度, 通常在刀刃上磨出0.2~1.2倍走刀量的斜向负倒棱。

又因为灰铸铁组织结构里的石墨割裂了金属基体, 从而使灰铸铁在切削过程中易于形成崩碎状切屑, 冲击性的切削阻力全部集中在切削刃口附近, 刀尖区域内散热性差。为了增加散热面积, 减轻单位长度切削刃上的负荷, 改善刀头散热条件和增加刀尖处的强度, 提高刀具寿命, 应选择较小的主偏角 (在工件加工形状允许情况下宜取45°~75°范围内) 。在不影响刀具强度的情况下, 应适当加大后角 (宜取4°~10°范围内) , 以减少后刀面的摩擦。但后角过大会削弱刀具强度, 散热体积减少, 磨损反而增加。

2.2 加工铸钢件时刀具几何参数的选择

(1) 切削加工铸钢件的特点:由于铸钢件中的锰、铬、镍造成切削加工时刀具不耐磨, 特别是一些大型铸钢件, 很多刀具未加工完一个工件就已经破损, 造成接刀痕或“扎刀”, 轻则影响加工效率和加工质量, 重则造成工件报废。尤其是有夹砂、白口等铸造缺陷或者有间断车削, 容易崩刀, 造成刀具使用成本居高不下。

(2) 切削加工铸钢件刀具选用。因为铸钢是短屑材料, 不同于锻钢件, 特别是粗加工或者间断车削铸钢件时, 如果采用YT类合金刀头, 一般会崩刀。因此在加工时必须跳出“钢件就用YT类硬质合金刀头加工, 铸铁件就用YG类硬质合金刀头”的误区。通常情况下可选用YG类硬质合金或者YW类硬质合金, 当然也可选用立方氮化硼整体聚晶刀片或者涂层硬质合金刀片。

(3) 切削加工铸钢件时刀具几何参数的选择。刀具主偏角的大小主要根据加工工艺和机床系统的刚性进行选择, 如果系统刚性不足, 主偏角采用83°或者90° (具体根据端面和台肩加工需求而定) ;如果机床刚性好且夹持力好, 尽量采用45°左右的主偏角车刀;后角的磨刀角度和加工铸铁件相仿。

2.3 加工铸造黄铜材料时刀具几何参数的选择

黄铜材料加工特点是:强度硬度低, 塑性小, 切削力很小。由于黄铜材料强度低, 硬度低, 塑性小, 材料表面硬而光滑, 加上内部组织粗松, 在切削过程中, 当选用较大的前角, 切削刃锋利时, 容易产生"扎刀"现象, 因此刀具前角应选得小些 (10°~-3°)

黄铜材料的导热性较好, 热量大部分由切屑和工件传递出去, 所以刀具主偏角可选择大些 (60°~90°) 。

因为导热系数好, 在切削加工过程中如果刀具角度太小或者是负角, 那么工件的发热量会根据角度的大小产生不一样的温度, 公差尺寸就比较难保证, 特别是大型铜件的加工。如果为了使工件降温而使用切削液冷却的话, 工件颜色会变黑, 因为内部组织疏松, 比较容易吸入水分, 所以加工铜件最好不要使用切削液。

2.4 加工铝合金材料时刀具几何参数的选择

切削加工铝合金材料时可选用YG8硬质合金刀具。

(1) 加工铝合金材料时, 根据有利条件选择刀具几何参数主要考虑: (1) 由于铝合金材料的强度和硬度低, 因此切削抗力很小, 又因其塑性变形小, 延伸率低, 因此可以选择较大的前角 (选择范围20°~30°) 。前刀面磨成圆弧形, 无倒棱, 刃倾角为0°。 (2) 导热性能好, 可降低切削温度。主偏角可选得较大些 (选择范围60°~90°) 。刀尖圆弧R0.5~R1, 使刀头有相应的强度。

(2) 虽然加工铝合金的材料有利条件比较多, 但绝不能忽略它的不利条件。加工铝合金材料时, 选择刀具几何参数主要考虑: (1) 在切削刃处有局部高压高温区域, 又加上铝合金熔点低 (659℃) , 因此在切削过程中容易产生刀瘤, 影响零件表面粗糙度。因此在加工铝合金材料时刀具的前角应选得大一些, 同时刀具前刀面, 后刀面的表面粗糙度值要求控制在Ra0.8以下, 以减少切屑的粘附, 防止刀瘤的发生。 (2) 铝合金中含有硅, 而硅的化合物是硬度很高的质点, 会加剧刀具的磨损。为了减少后刀面与零件之间的摩擦和减少刀具磨损, 应选择较大的后角 (选择范围8°~12°) 。

切削加工铝合金材料时, 粗加工使用乳化液;精加工使用煤油为冷却液。

另外, 切削加工铝合金材料时切削用量比加工钢类材料高, 其切削速度可达150~200m/min (可比钢类材料高出2~3倍) , 进给量0.15~0.5mm/r, 切削深度0.5~5mm。

2.5 加工奥氏体不锈钢 (典型钢种是1Cr18Ni9Ti) 材料

时刀具几何参数的选择

奥氏体不锈钢属于一种特殊材料, 物理、机械性能与一般的金属材料有显著的区别, 所以车削时对刀具材料、刀具角度、切削用量以及切削液都有特殊的要求, 必须根据具体情况进行选择。

(1) 奥氏体不锈钢的切削加工特点

奥氏体不锈钢的特点归纳起来就是既粘又韧, 且导热性差。因此加工奥氏体不锈钢时必须清晰掌握奥氏体不锈钢的特点, 以便找出解决、消除由于工件材料自身不利因素带来的困难。奥氏体不锈钢的特点具体体现在: (1) 奥氏体不锈钢的强度高, 特别是高温强度和高温硬度高, 所以切削力较大。 (2) 奥氏体不锈钢的塑性大, 韧性高, 切削变形大, 相应的切削力、切削热也大。 (3) 奥氏体不锈钢的导热率低, 仅约为普通碳钢的1/2~1/3, 由工件和切屑带走的热量很少, 因此, 刀具上的切削温度较高, 使刀具磨损加快。 (4) 奥氏体不锈钢的韧性好, 切屑不容易卷曲、折断, 在切削过程中容易堵塞, 使表面粗糙度值增大和刀刃损坏。 (5) 奥氏体不锈钢的粘附性强, 在切削过程中产生的粘附性切屑, 容易产生积屑瘤, 不易获得表面粗糙度值小的工件表面, 刀刃也容易磨损。 (6) 奥氏体不锈钢的加工表面易产生冷作硬化现象, 使刀具磨损加剧。

(2) 刀具材料选择

加工不锈钢的刀具材料应具备足够的强度、韧性、高硬度和高耐磨性, 且不锈钢的粘附性要小。常用的刀具材料有硬质合金和高速钢两大类, 形状复杂的刀具主要采用高速钢材料。由于高速钢切削不锈钢时的切削速度不能太高, 因此影响生产效率的提高。对于较简单的车刀类刀具, 刀具材料应选用强度高导热性好的硬质合金。如YG类硬质合金, 最好不要选用YT类硬质合金, 尤其是在加工1Cr18Ni9Ti不锈钢应绝对避免选用YT类硬质合金, 因为不锈钢中的Ti和YT类硬质合金中的Ti产生亲合作用, 切屑容易把合金中的Ti带走, 促使刀具磨损加剧。生产实践表明, 选用YG3X、YG6X、YW1、YW2硬质合金刀具材料加工不锈钢具有较好的加工效果。并且YG类硬质合金的韧性和导热性较好, 不易与切屑粘结, 因此适用于不锈钢粗加工;而YW硬质合金的硬度、耐磨性、耐热性和抗氧化性能以及韧性都较好, 适用于不锈钢的精加工。另外, 现在新型的CVD、PVD涂层刀具在加工奥氏体不锈钢时有着优越的加工性能, 其摩擦系数小, 硬度高, 耐磨性好, 耐热性高。在加工奥氏体不锈钢时效率可提高1~3倍, 高者甚至可达5~10倍。

(3) 刀具几何角度的选择

由于奥氏体不锈钢材料的塑性大, 因此切削变形大, 切削力也大, 为了减少塑性变形, 减少切屑切离和清出过程中所遇到的阻力, 降低切削温度和减少加工硬化, 便于切削加工, 应在保证切削刃强度前提下尽量选用较大前角粗加工前角宜取10~20°范围内;精加工前角宜取20°~30°范围内。为了防止前角加大导致削弱刃口强度, 主刀刃应进行负倒棱, 通常采用如图1所示的断屑槽。尤其对于外圆粗车刀应该使主刀刃低于刀面0.15~0.25mm, 以保证切屑向前卷曲时碰到主后刀面上自动断屑。

图1中, bn表示棱边宽度, bn≈0.05~0.3mm;Wn表示卷屑槽槽宽, Wn=2~7mm;Rn表示卷屑槽槽底圆弧半径, Rn≈1.5~7.5mm;γ0表示前角;α0表示后角;γ0′表示负倒棱前角。

后角的选择:对于奥氏体不锈钢这种易出现加工硬化的材料, 其后刀面摩擦对加工质量及刀具磨损影响加大, 因此为了减少后刀面与加工表面间的摩擦, 又不影响刀具强度, 粗加工时后角应选在4°~6°范围内;半精加工及精加工时后角应选在6°~12°范围内。

主偏角及副偏角和刀尖圆弧半径的选择:奥氏体不锈钢冷硬性强, 塑性变形大, 因此在机床、工件及刀具系统刚度允许条件下应尽量取较小的主偏角, 一般主偏角宜取45°~90°范围内, 具体可根据加工余量选择, 加工余量大时, 主偏角小些, 加工余量小时, 主偏角大些。副偏角宜取8°~15°范围内, 刀尖圆弧半径常取0.5~1mm。

刃倾角可控制切屑流向, 影响刀尖强度。合理的刃倾角应为:连续车削奥氏体不锈钢时, 刃倾角应选在-2°~-6°之间;断续车削时, 刃倾角应选在-5°~-15°之间;精加工车削时, 刃倾角应选在0°~3°之间。在实际生产加工中也可采用如图2所示的双刃倾角断屑车刀, 既增强了刀尖强度和散热性能, 同时又部分增大了切屑变形, 加宽了断屑范围, 在实际应用中取得了良好效果。

奥氏体不锈钢材料粘结磨损比较严重, 因此必须降低刀具切削部分的表面粗糙度值 (即刃磨后进行研磨) , 以减少切屑形成卷曲时的阻力, 提高刀具耐用度。选用合适的润滑冷却液, 原则是选用抗粘附性和散热性好的润滑冷却液, 如硫化油或硫化油加四氯化碳, 以降低切削热和切削力, 防止刀瘤的产生, 减少刀具磨损, 延长刀具使用寿命。

当然在技术要求允许的条件下, 可将工件进行适当的热处理, 以改善材料的切削加工性。

2.6 加工淬火钢材料时刀具几何参数和切削用量的选择

淬火钢突出的特点:硬度高, 脆性较大。因此切削力很大, 切削热也很大, 刀具磨损和崩刃现象比较多。为了改变这种不利状况, 应增加刀具的强度。采取下列方法:

(1) 选择适合于加工淬火钢的刀具材料:YG8、YW1、YW2、YM201。

(2) 选用较大的负前角 (选择范围-5°~-2°) ;为了增加刀具散热面积, 应减小刀具主偏角 (选择范围20°~60°) ;刀尖圆弧角120°, 刀尖圆弧半径1.5mm。主后角 (2°~5°) , 副后角 (6°~8°) 。这样刀尖强度好, 散热快, 提高了刀具耐用度。

(3) 淬火钢硬度高, 加工困难, 所以转速要低 (切削速度一般选择25~30m/min) , 吃刀小 (吃刀深度一般选择0.5~4mm) , 走刀慢 (进给量一般选择0.1~0.3mm/r) , 而且还存在加工硬化。如果刀具钝了还继续切削, 工件表面更容易出现挤压硬化, 刀具挤压力一旦大于工件表面淬火后的屈服强度, 工件的加工层就会出现崩块现象, 无法保证工件的加工质量。

2.7 加工橡胶材料时刀具几何参数的选择

(1) 车削橡胶材料的特点与刀具几何参数的选择。橡胶材料除了具有一般非金属材料所共有的导热性差、强度低等特点外, 还有弹性极好的特点。因此在车削时, 材料的弹性变形很大。为了确保车削顺利, 所选用的刀具应尽量锋利, 因此前角一般选择40°~60°, 后角一般选择10°~15°, 从而使楔角减少, 进一步增强刀具的锋利, 达到减少切削变形的目的, 否则切削时不易达到要求的加工精度和表面粗糙度。为了减少后刀面与工件的摩擦, 并分散切削力和切削热, 可适当加长车刀的过渡刃和修光刃。为了使排屑流畅, 车刀前刀面磨成大前角平面型和圆弧型组成的排屑槽。

(2) 车削橡胶材料时刀具材料与加工工艺

加工橡胶材料时刀具材料一般选用高速钢, 但在车削含杂质较多的硬橡胶时, 由于高速钢耐磨性较差, 也可用硬质合金车刀。

由于橡胶材料在车削中容易产生弹性变形, 因此应特别注意工件的装夹方法, 如在卡盘上装夹平整的木板钉住橡胶板, 或用木质心轴装夹套、圈类工件, 以增加橡胶抵抗切削的能力。

切削用量应根据切削形式、车刀角度和橡胶种类的不同来选择。切削速度一般可选择大些。车削时不能用油类作切削油, 以防油类腐蚀橡胶导致工件变形。如有特殊情况要求时, 可以用水冷却。

3 结语

由于不同材料的物理性能、机械性能有显著的区别, 所以加工时刀具材料、刀具角度、切削用量以及切削液都各有不同的要求。因此加工时应该根据具体材料进行具体分析, 从提高加工效率、保证零件加工质量、延长刀具使用寿命等方面考虑, 选择合适的刀具材料、比较合理几何角度以及工艺参数。

摘要：针对灰铸铁、铸钢、铝合金、铸造黄铜、不锈钢、淬火钢和橡胶等材料, 采用常用的高速钢以及YG类、YT类、YW类硬质合金刀具材料进行加工, 分析了刀具角度变化情况, 给出了刀具角度的变化规律, 确定合理的刀具几何参数, 从而延长了刀具的使用寿命, 提高了工件加工质量和加工效率。

关键词：工件材料,刀具几何参数

参考文献

[1]北京第一通用机械厂.机械工人切削手册[M].北京:机械工业出版社, 1977.

[2]许兆丰.车工工艺学[M].北京:劳动人事出版社, 1986.

[3]朱渊澄, 等.金属工艺学[M].北京:机械工业出版社, 1980.

圆盘剪工艺参数仿真分析篇2

1 板料本构模型及其属性定义

由于刀具材料的硬度、屈服强度远大于带料, 且变形十分微小。故可将圆盘剪、刀轴、压料盘都定义为刚体, 这样可大大提高显示积分的效率。铝带料采用随动塑性 (与应变率相关) 材料模型, 该模型是各向同性、随动硬化或各向同性和随动硬化的混合模型, 可通过选择硬化参数为0或1来选择随动硬化或各向同性。一般用CowperSymonds模型来考虑应变率。

上下压料盘起到固定带料上下晃动的作用, 另外沿轴向的摩擦力可防止铝带左右攒动, 从经济性和实用性的角度来看, 可选用铸造合金钢作为上下压料盘的材料, 其性能参数如下:弹性模量190 GPa;密度:7 300 kg/m3;抗剪模量:7.8e+10 N/m2;屈服强度:241 MPa;

上下圆盘刀材料为SKD11高碳高铬合金工具钢, 其性能参数为:弹性模量:210 GPa;密度:7.70 g/cm2;屈服强度1 200 MPa;泊松比:0.28;

上下圆盘刀轴选用45号钢, 其性能参数为:弹性模量:205 GPa;泊松比:0.29;密度:7.85 g/cm2, 屈服强度为:530 MPa。铝带选用工业纯铝, 其性能参数为:厚度:0.08 mm;宽度:25 mm;长度:160 mm;弹性模量:69 GPa;泊松比:0.33;密度:2.7 g/cm2, 屈服强度:27.6 MPa;抗剪模量:27 GPa。

2 建立有限元模型

考虑到圆盘剪剪切只是一个局部变形剧烈的过程, 变形部分仅仅存在于被剪切部分。另外由于上下刀轴都是装配体, 在三维软件中建模后导入到ANSYS中分析复杂, 加之计算机的配置有限, 故可把上下圆盘刀轴简化为一个整体零件来建模导入到有限元软件中, 这样不仅不会影响实际的分析结果, 还可大大减轻计算机的计算能力, 对网格划分也有很大的好处。另外, 实际模型中的一些倒角圆角, 工艺槽之内的, 在导入之前也可删除掉, 不影响实际的分析结果。其简化后的圆盘剪切有限元模型如图1所示。

3 断裂区域单元应力状态分析

由于圆盘剪剪切铝带过程内在变形机理复杂, 选取剪刃附近的单元, 通过分析它们在剪切过程中其应力状态来探究剪切过程内在的变形机制, 在上下圆盘剪剪切过程有限元模拟中, 有一列单元被剪切删除, 剪切过程受力单元如图2所示。

其中上表层单元6 096、下表层单元6 116在剪切过程中被删除, 上表层单元6 096与邻近的上表层单元6 097剪切过程应力随时间变化的曲线如图3所示。

从图3可以看出剪切后被删除的上表层单元6 096其应力值随着剪切迅速达到峰值然后快速减为零, 其最大值比邻近单元大, 这时因为单元6 096处于剪刃接触处。而邻近未被删除的单元6 097其应力值一直在40 MPa范围内波动, 这是由于划分网格时, 圆盘剪不是理想的圆形而是正多边形, 剪切过程中刀盘不停地转动挤压单元6 097, 造成应力值不断波动, 而对与下表层单元, 其应力随时间变化曲线图如图4所示。

下表层单元其应力变化情况与上表层单元类似, 但是下表层剪刃接触处的单元6 116其应力达到的峰值比上表层剪刃接触处的单元6 096其应力达到的峰值要小很多, 故可以得出剪刃剪切铝带时, 其上圆盘剪承受的剪切应力要大, 由断裂力学可知, 裂纹由最大应力方向扩展, 所以推测剪切时生成的裂纹由铝带下表层扩展到上表层, 从而使铝带断裂, 完成铝带剪切过程。

4 工艺参数仿真分析

4.1 侧向间隙对剪切力和剪切品质的影响

侧向间隙为圆盘剪刀盘侧向之间的距离, 在进行剪切确定侧向间隙时, 要从多方面来考虑, 不仅要考虑材料的强度也要考虑材料的厚度。侧向间隙过大时, 带材就会产生严重的撕裂现象, 间隙过小, 又会时圆盘剪超载, 刀刃磨损加快, 使用寿命降低, 同时也会使毛刺增多, 故选择合理的侧向间隙对于剪切质量和刀具的使用寿命至关重要。在这里保持其他工艺参数不变, 分别取侧向间隙为铝带厚度的3%, 4%, 5%, 6%, 7%来进行有限元仿真, 这选取剪切过程中剪切处单元6 096的有效应力变化曲线来反映剪切力的变化。其有效应力曲线如图5所示。

从图5中可以看出, 取不同侧向间隙时, 其应力的变化是不同的, 其最大值是先减小后增大, 取为5%时为最小, 并且其减为零的时间也稍有差别, 侧向间隙为7%时其减为零的时间最长, 3%, 4%, 6%减为零时间基本一样, 取5%时其减为零的时间最短, 裂纹生成的最快。故可选5%为最佳剪切间隙, 此时反映到宏观上的剪切力也最小。

4.2 重叠量对剪切力和剪切品质的影响

重叠量也是影响圆盘剪剪切的一个很重要的工艺参数, 其选取的好坏直接影响着剪切力和剪切品质, 一般是根据剪切厚度来选择的, 重叠量太大则引起带材的“翘起”, 太小会引起圆盘剪超负荷运转和带材的局部弯曲。这里根据实际剪切情况分别取重叠量为0 mm, 0.1 mm, 0.2 mm, 0.3 mm, 0.4 mm, 其有效应力曲线如图6所示。

由图6可知, 单元6 096的有效应力的峰值随着重叠量先增大后减小, 当为0.2 mm时最大, 为90 MPa。取为0 mm时, 其有效应力的峰值最小, 但其减为零的时间大大增加, 裂纹生成的速度慢, 影响后续的剪切过程, 对剪切质量不利。取值为0.4 mm时, 达到峰值用时最短, 然后最快衰减为零, 其实际宏观表现为咬入条件最好, 裂纹生成的速度快, 铝带被剪切开后不产生粘着现象, 不影响后续的剪切过程。

4.3 铝带厚度对剪切力剪切品质的影响 (图7)

一般情况下, 剪切力随着剪切厚度的增加而增大, 然而通过本次仿真分析, 可以明显的看出并不是符合一般的剪切规律, 厚度0.07 mm、0.09 mm时有效应力最大, 0.08 mm时的有效应力峰值最小。

4.4 剪切速度对剪切力和剪切品质的影响

现在圆盘剪的剪切速度越来越快, 虽然对大多数材料来说, 速度越高剪切品质越好, 但并不是越高越好。有些材料对速度敏感性较差, 提高剪切速度不仅对剪切品质提高不大, 而且还会产生温度效应, 反而影响剪切品质。所以进行速度对剪切力的影响规律仿真分析是十分有必要的, 如图8所示。

从图8可以看出, 当速度从130 m/min增大到215 m/min时, 有效应力最大值基本不变, 但其增大到最大值的时间减小, 衰减为零的时间逐渐减小, 裂纹快速生成。铝带的粘着现象减弱, 剪切品质提高。但是当剪切从215 m/min增大到300 m/min时, 其有效应力值逐渐增大, 其衰减为零的时间先较小后增大, 裂纹生成的速度由快到慢, 铝带的粘着现象增强, 剪切质量恶化。所以在保证剪切品质的情况下, 同时考虑咬入条件, 其最佳的剪切速度为257.5 m/min。

5 结论

通过对圆盘剪剪切铝带进行有限元应力分析和工艺参数仿真分析可以得出如下结论:

1) 剪切力随重叠量是先增大后减小, 并找到了相应的最佳重叠量;侧向间隙越大, 剪切力越小, 但侧向间隙增大到一定程度时, 剪切力反而变小;铝带厚度越大, 其剪切力不一定越大;剪切速度在一定范围内对剪切力的影响不是很明显, 但是当增大到一定值时, 应力值随着剪切速度增加而增大。

2) 剪切过程中, 裂纹是由下表层扩展到上表层, 被剪切单元有效应力达到峰值和衰减为零的时间越短, 则其裂纹生成的时间也越短, 咬入条件越好, 剪切品质也越好。

摘要：通过对圆盘剪的工作原理和剪切机理的研究, 利用ANSYS/LS-DYNA来对圆盘剪剪切铝带三维模型进行有限元分析, 并采用显示动力学模块对剪切过程进行了有限元分析.分析了铝带剪切断裂的过程, 得到了铝带剪切过程中的应力、应变随时间的变化, 断裂区上特定单元的应力、应变变化。仿真研究了工艺参数如重叠量、侧向间隙、带料厚度、剪切速度等对铝带剪切品质的影响, 进行分析和研究, 提高了剪切品质。

关键词：圆盘剪,铝带剪切,工艺参数,有限元仿真

参考文献

[1]贾海亮.圆盘剪剪切过程的有限元模拟和实验研究[D].太原:太原科技大学, 2010.

[2]白金泽.LS-DYNA3D理论基础与实例分析[M].北京:北京科学出版社, 2005.

[3]尚小红, 苏建宇.ANSYS/LS-DYNA动力分析方法与工程实例[M].北京:中国水利出版社, 2006.

几何参数仿真分析篇3

1 空气悬架动力学建模

本文研究的客车底盘参数如下:轴距6300 mm, 总长11752 mm, 总宽2493 mm, 总高1987 mm;前悬2273 mm, 后悬3127 mm, 前轮距2053 mm, 后轮距1860 mm;前桥允许轴荷6500 kg, 后桥允许轴荷11500 kg, 底盘最大允许总质量18000 kg。其定位参数为:主销后倾角2.5°, 主销内倾角10°, 车轮外倾角0.85°, 前束角0.2°。

根据整车载荷及尺寸要求, 气囊型号选择CONTITECH公司的1T15M-0, 其重量:5 kg, 使用气压:0.3~0.8 MPA, 负载能力:840~3430 kg, 工作行程:200 mm;总成尺寸:建议设计高度:210 mm, 最低高度:110 mm, 最高高度:310 mm, 使用最大外径:300 mm。

以该非线性空气弹簧刚度特性输入到ADAMS中建立空气弹簧模型, 拟合出的弹簧刚度非线性特性曲线[2], 同时根据选用的减震器型号, 得出非线性阻尼特性曲线。在ADAMS/View下建立的空气悬架动力学模型如图1所示。

2 前空气悬架仿真结果分析

对建立的模型进行仿真, 分析车轮的跳动过程中前悬架的运动学特性。空气弹簧的工作行程为200 mm, 可以近似的认为车轮跳动的最大行程为200 mm, 输入驱动函数, 模拟车轮在通过不同路面时的变化情况, 考察悬架系统的特性, 确定前轮定位参数的变化趋势。

2.1 主销后倾角

由图2可见, 车轮上跳时主销后倾角基本呈减小趋势, 下跳时变化规律则相反曲线变化平缓, 保证车轮具有合适的回正力矩[3]。

2.2 主销内倾角

前轮主销内倾有利于减小主销横向偏移距, 从而减少转向时驾驶员加在转向盘上的力, 使转向操纵轻便, 同时也可减少从转向轮传到转向盘上的冲击力。根据汽车设计的要求, 内倾角不宜过大, 实际设计时, 大致范围为:7°~13°。由图3可见, 整条曲线变化平缓, 其变化范围较为理想, 满足设计要求。

2.3 车轮外倾角

由图4可以看出, 在车轮跳动量为±100 mm的行程内, 前轮外倾角的变化范围为-0.7°~1.2°, 变化较小, 变化趋势也符合要求, 有利于保证汽车的操纵稳定性[4]。

2.4 车轮前束角

由图5可知, 前轮上跳时前轮前束的变化范围较小, 可以减少轮胎的磨损, 使轮胎磨损不因侧偏现象而加剧, 同时也不增加滚动阻力和不影响车辆直线行驶能力, 所以车轮在跳动过程中应该尽可能使前束保持不变或者变化很小。

2.5 侧向滑移量

车轮上下跳动时, 车轮绕瞬时中心摆动, 几乎不可避免地会导致轮距的变化[5]。从图6可以看出随着车轮在-100~100 mm之间上下跳动, 车轮侧向滑移的最大变化量为21 mm, 其变化量偏大, 在一定程度上加大了轮胎的磨损, 为了降低车轮的侧向滑移量, 减少轮胎的磨损, 后续需对悬架参数进行优化。

4 结论

(1) 运用动力学模型分析, 较大程度的提高了产品的开发周期, 降低设计成本。通过仿真得出的反馈信息可以对现实的设计进行指导, 方便以后空气弹簧的匹配分析。

(2) 对A D A MS建立的虚拟测试平台进行仿真分析可知:后倾角变化范围不大, 内倾角在设定值附近较为稳定, 外倾角变化很小, 前束角的变化趋势与外倾角基本一致, 只有车轮的侧向滑移量出现较大的变化, 下一步对此变化量进一步的优化, 以更好的提高空气悬架的定位参数。从而达到转向的轻便, 形成合适的回正力矩;保证了轮胎的磨损均匀, 减轻了轮毂外轴承的负荷, 使其具有良好的操纵稳定性能。

参考文献

[1]王为才.旅游客车空气悬架后悬架设计及仿真优化分析[D].长沙:湖南大学, 2009.

[2]秦东晨, 吴磊, 顾朝伟.空气弹簧大客车前悬架的前轮定位参数仿真研究[J].机械设计与制造, 2009 (11) .

[3]张亮亮, 裴永生, 吴丹丹.基于ADAMS的双横臂独立悬架的仿真分析及优化设计[J].现代机械, 2010 (4) .

[4]汪随风, 刘竞一.基于ADAMS汽车前悬架仿真研究[J].上海汽车, 2007 (5) .

几何参数仿真分析篇4

圆锥破碎机是物料破碎的主要设备,工业生产中被广泛用于矿山、冶炼、水利、公路、铁路和化工等部门[1]。国内外有基于层压破碎理论并根据相关研究成果及试验数据,研究用于获得破碎力在动锥表面分布的计算方法[2,3],而圆锥破碎力的求解是整机运动学/动力学分析的基础。

在圆锥破碎机的实际生产过程中,主轴自转转速是判断破碎机工作性能的关键参数,破碎机空载、正常破碎以及“飞车”等工况,都表现在主轴的自转转速上。对于多缸液压圆锥破碎机,由于结构上采用的是主轴静连接,则破碎机的工况表现在动锥的自转转速上。主轴自转转速与偏心套转速、进动角等设计参数有关。转速信息在生产中只能通过实物样机的试运行获得,无法反馈到产品设计阶段。针对上述问题,本文以圆锥破碎机的主设计参数为依据,以ADAMS软件为辅助手段,提出参数化虚拟样机建模的方法。在建模的同时,施加精确计算的破碎力信息,设计者可以对虚拟样机系统进行运动学仿真分析,得到主轴自转转速信息和运动副载荷信息并加以分析,找出产品设计阶段参数设计不合理之处并进行改进。虚拟样机模型的开发可以减少对物理样机的依赖,缩短产品开发周期[4],为建立自主研发的产品信息化集成平台以及研发新型节能高效圆锥破碎机提供技术方法支持。

1 圆锥破碎机虚拟样机模型

虚拟样机技术使得设计人员可以直接利用各零部件的物理信息及几何信息在计算机上定义零部件间的连接关系并对系统进行虚拟装配,在虚拟环境中真实地模拟系统的运动,并对其在各种工况下的运动和受力情况进行仿真分析。

多缸液压圆锥破碎机结构比较复杂,主要包括机架、传动部件、偏心套、碗形轴承架、破碎圆锥、支承套、调整套、保险缸、润滑液压部、电控部等[5],由于支承套、调整套、保险缸和电控部等是圆锥破碎机智能控制的主要研究对象,在本文中不赘述。图1为多缸液压圆锥破碎机主要工作部件的示意图。由于主轴和机架为静配合,所以主轴算作机架的一部分,其中偏心套、碗形轴承架部、破碎圆锥部和主轴构成了主破碎工作部分。本文在虚拟样机参数化建模时,以偏心套转速反映动力传动装置的性能。基于虚拟样机模型,通过运动学和动力学仿真分析,得到不同工况下动锥的自转转速信息和关键运动副的载荷信息,基于仿真信息可以了解样机的工作性能。

1.1 模型元素

圆锥破碎机虚拟样机模型由描述实物样机物理属性和几何属性的刚性体部件,以及作用在其上的运动副约束、驱动约束、外力/力矩元素共同组成。整个模型主要由4类基本要素组成,可表示为Model={part,joint,motion,force}。此外,模型还包含缺省的重力(gravity)[6]。

(1)部件(part)。

圆锥破碎机虚拟样机模型中主要包括动锥部件、物料层部件(有载)、碗轴承部件、轴承座和主轴部件以及偏心套部件。通过定义对象的物理属性和几何属性(物理属性包括质量、材料、转动惯量等,几何属性即形状、尺寸和位置)来表征实物样机中的组件和零件。一般情况下部件的几何尺寸和结构会根据实际情况做一定简化。

(2)运动副(joint)。

圆锥破碎机虚拟样机模型中通过定义运动副表征两部件间的相对运动关系。偏心套和地面之间创建旋转副(revolution)以限制偏心套的自由度,主轴与地面(ground)之间创建固连副(fixed)。为简化建模的复杂度,用地面代替实物样机中机架的作用。

(3)力/力矩(force)。

作用于部件上的力元素,包括部件所受外力和部件间的内部力。圆锥破碎机虚拟样机模型中用单作用力force表示动锥部件所受破碎力和摩擦转矩,而关键运动副部件之间所受内部力,如碗轴和轴承座之间的摩擦力、动锥和偏心套之间的摩擦力,则用contact力表征,并定义部件间为3D接触,仿真时采用基于碰撞函数的接触算法求解[7]。

(4)驱动(motion)。

定义部件随时间变化的运动方式。根据破碎机的工作特性,模型中只包含一个原始驱动,即偏心套的旋转,可通过施加角位移运动实现。

1.2 模型元素关系

模型元素关系是指各个模型元素间的相互关联和相互作用,某个模型元素属性的修改往往会导致相关元素的属性变化,同样地,模型元素的删除也会导致关联元素的删除。圆锥破碎机虚拟样机模型中模型元素关系可概括为以下几种形式:

(1)父子关系(parent)。父子关系就如同计算机中的树结构。以模型和部件为例,模型就是根结(parent),而各个部件就是枝杈(child),子元素的坐标系是相对于父元素的坐标系定义的,所以在每次新建模型元素时,都要先将坐标系转换为模型的全局坐标系,否则新建的部件的坐标系就会是相对于其他部件而定义的。此外,部件与标记点、部件与几何形状都是典型的父子关系。如果父元素被删除,则其下的子元素全部被删除。

(2)属性关系(property)。某种参数的改变将会引起关联参数的改变。如部件的几何外形即决定部件的物理属性——质量和转动惯量,如果选择修改数值,则两元素间将会失去这种属性关系。以偏心套部件为例,其几何尺寸一旦确定下来,在材料已知的情况下,偏心套的质量和转动惯量经软件的内部计算也随之确定下来。

(3)关联关系(related)。一个元素借用另一元素表达自身属性。如动锥部件所受的摩擦转矩即是引用自身重心标记点的角速度测量值表达转矩的大小,当角速度大小改变时只改变转矩的大小并不影响转矩的作用;但如果删除角速度的测量值信息,则转矩将随之失去数值信息,进而不能实现正确表达。

圆锥破碎机虚拟样机空载模型元素的关系简图见图2。矩形框表示模型元素,其中双线框的元素属于弱元素,即依附于其他模型元素而生成的元素,用有向箭头连接的两个模型元素表示一方作用于另一方;菱形框表示模型元素之间的力或运动约束关系,箭头始端的元素是约束关系的载体元素;椭圆形框表示模型元素的属性,包括元素的类型、几何参数和物理参数等,属性值是模型参数化的主要对象。

2 参数化建模实现

参数化技术为模型参数的可变性和模型的可重用性提供了有效手段,同时也解决了建模能力较弱时必须调用第三方软件的问题[8]。模型可以通过一组设计参数约束其几何尺寸、位姿以及仿真变量,只要参数合理输入,保证模型物理属性的正确设置和模型元素的正确装配,即能实现整机模型的生成和运动学/动力学仿真分析。

2.1 参数化类型

圆锥破碎机虚拟样机的建模是在ADAMS环境中完成的,利用solver命令语言,很好地解决了软件建模能力不足的问题,同时通过命令语句的编写来实现参数化[9]。圆锥破碎机参数化建模主要通过以下三种参数化类型实现:

(1)基于点的参数化(point)。主要实现模型空间位置的确定,最终保证模型的装配关系,模型中所有模型元素空间位姿的确定,均是通过参数化定义结构点并将模型元素的位姿参数与之关联来实现的。如参数化定义一个point点,即可定义碗轴承部件的空间位置,参数化定义两个point点,即可确定偏心套部件的偏心轴线位置和偏心角度。

(2)基于设计变量的参数化(variable)。主要实现模型几何特性和物理特性的参数的确定。如部件的三维尺寸以及contact力元素中,硬度系数、阻尼系数以及摩擦因数等变量的参数化,可以方便工程师实现模型的修正,得到更精确的仿真结果。

(3)基于元素的参数化(property)。主要用于建立模型元素之间的关联约束关系。如模型中动锥所受转矩的数值函数,通过动锥重心角速度值表达为

force create direct single-component-force &

function="10*.model-conecrusher.

cm_MEA_1*.model-conecrusher.cm_MEA_1"

2.2 约束设置

在圆锥破碎机参数化建模过程中,存在不同模型元素间的诸如尺寸和位置关联,对于这些约束关系,基于上述参数化的分类方式,可采用关系表达式来限制模型元素属性。模型中有关位置关系的约束可以通过表达式location=(LOC_RELATIVE_TO({0,0,0},POINT_1))来确定,其中POINT_1为结构点,其位置的坐标决定了被约束点的位置坐标。圆锥破碎机模型中还有相关部件尺寸相等的约束,如碗轴承和轴承座的曲率要相等,主轴和偏心套的内孔直径要相等,偏心套外径和动锥孔径要相等。在参数化的过程中,将相等数值处转化为一个变量,通过控制变量大小来实现数值的修改,除此之外还运用建模方法中的布尔减运算来完成复杂曲面的尺寸约束。

2.3 虚拟样机模型生成方法

圆锥破碎机虚拟样机模型的参数化建模过程包括原始参数输入、模型元素生成、模型仿真分析以及仿真结果保存等过程,如图3所示,其完整建模过程可描述如下:

(1)输入模型数据,并对数据进行语法检查,若有关键参数遗漏或者参数大小违背设计原则,如部件内孔直径大于外径,则给出错误警告,并重新输入。

(2)根据已编辑好的建模命令,基于参数化原则和约束机制,生成结构点、动锥、碗轴承、轴承座、主轴、偏心套等部件元素,并按模型位置装配各部件。

(3)如部件元素正确生成,则在各个部件间添加运动副约束,以地面(ground)代替机架,创建固定副,参数化确定运动副位置。

(4)根据圆锥破碎机的受力情况,在碗轴承和轴承座间创建contact1,在动锥和偏心套间创建contact2,若为空载模型,则在动锥处添加转矩,若为有载模型,则创建表征破碎过程的力元素。

(5)添加模型驱动,即偏心套的转速驱动。

(6)设置仿真时间、仿真步数和仿真类型,进行运动学和动力学分析并保存仿真结果。

3 实例与分析

基于以上的参数化方法,以PYG1100型国产多缸液压圆锥破碎机为实例,建立参数化虚拟样机模型,模型参数采用VC++界面接口输入。图4a所示为偏心套部件的参数化设置界面,图片左侧为参数输入接口,图片右侧为模型尺寸标记,方便设计者正确输入尺寸,图4b所示为ADAMS环境中生成的三维模型。在实际的参数化建模过程中,系统会根据用户输入的设计参数生成相应的建模文档,通过VC编写系统与ADAMS软件的接口,驱动ADAMS软件以命令流的方式后台运行并调用生成的建模文档进行建模和仿真分析。

(a)参数输入界面 (b)偏心套三维模型

图5所示为圆锥破碎机虚拟样机有载模型,各个模型部件如图所示,其中物料层部件是通过提取动锥轮廓素线为母线生成的旋转体,用以表征实际工作中的下落物料。

装配模型的参数化建模是通过自底向上的方法进行的,在仿真场景中首先生成模型部件的底层基本形状,通过尺寸的布尔运算获得符合要求的部件,部件和下一级的基本形状之间有着尺寸的关联关系。不同部件之间通过结构点(point)的约束函数确定位置关系,通过执行命令文件中的装配语句,便将生成的所有部件按照事先确定的逻辑关系装配到一起。

通过拾取仿真场景中的对象,可以创建两个部件间的约束;通过拾取部件的关键点,可以创建两部件之间的运动副。偏心套和动锥之间的碰撞力约束的实现方法如下:

contact create &

contact_name=.model_conecrusher.CONTACT_1

& //碰撞力名称

i_geometry_name = ECCENTRIC & //作用对象1

j_geometry_name = CONE & //作用对象2

stiffness = 1.0E+005 & //硬度系数

damping = 1000.0 & //阻尼系数

exponent = 2.2 & //力指数

dmax=0.1 //最大接触深度

设置仿真分析时间为5s,仿真步长为500,对PYG1100型圆锥破碎机模型施加400r/min的偏心套驱动转速,进行有载和空载工况下的仿真分析,得到动锥自转转速曲线和运动副的载荷信息。表1所示为有载时球轴承—轴承座运动副的受力情况,包括3个方向的分力大小和转矩大小。取仿真时长为1s,将不同时间下的载荷信息列于表1。由载荷数据可以看出,由于球轴承固定在动锥上,随着动锥的周期性旋转运动,球轴承受力也呈周期性变化,变化周期与动锥转速相关,其中力的正负表示全局坐标系下力的方向。

仿真分析得到在空载情况下动锥自转转速在125r/min上下,波动范围不大,且转速与偏心套转向一致。实物样机中,在润滑状态良好的情况下,PYG1100型圆锥破碎机动锥的空载自转转速约为120r/min,如图6所示。在有载工况下,动锥自转转速稳定在14r/min,且方向与偏心套转向相反,如图7所示。这符合圆锥破碎机在有载时动锥反向转动的事实,且实物样机中PYG1100型圆锥破碎机动锥有载自转转速约为12r/min。

分析空载和有载时的动锥自转转速可知,仿真结果略大于实物样机的测量值,误差在10%左右,这是因为模型的参数化建模过程中,对与工作过程无关的细节尺寸做了相应的简化,这也是误差产生的原因之一。另外,破碎机的现场工作条件极其恶劣,长期工作容易导致工作部件的油润滑质量下降,进而增大工作部件之间的摩擦,降低动锥的自转转速,在破碎机长期工作过程中,此类型号的破碎机动锥自转转速维持在10~15r/min之间[3],在此不赘述。总的看来,仿真结果与实物样机数据基本吻合,证明虚拟样机模型是可靠的。

4 结论

(1)本文以国内外相关研究为基础,以ADAMS软件为辅助手段,研究得到圆锥破碎机虚拟样机参数化建模方法。

(2)实现了圆锥破碎机的虚拟样机建模,并通过仿真分析得到关键运动副的载荷信息,为之后零件的有限元分析提供数据支持。

(3)仿真得到的动锥转速信息可以在产品设计阶段为破碎机工作性能的评价提供依据,虚拟样机的辅助设计减少了对物理样机的依赖,为圆锥破碎机的自主研发提供了有效的分析手段。本文以PYG1100型圆锥破碎机为实例,通过仿真分析验证了建模方法的可靠性。

摘要：为了在设计阶段提高破碎机机械结构运转性能和动力学表现,基于圆锥破碎机的主设计参数,结合ADAMS软件的建模语言,提出圆锥破碎机虚拟样机参数化建模的方法,该方法通过参数化类型和约束类型表达模型元素之间的关联关系。由仿真分析参数化模型得到不同工况的动锥自转转速信息以及关键运动副的动力学信息,为其工作性能评价提供依据并为下一步的有限元分析提供数据支持。以PYG1100型圆锥破碎机为例进行参数化建模和仿真结果分析,验证了模型的有效性和可靠性。

关键词：圆锥破碎机,参数化建模,虚拟样机,仿真分析

参考文献

[1]朗宝贤.圆锥破碎机[M].北京:机械工业出版社,1998.

[2]Lindqvist B,Evertsson C M.Improved Flow-andPressure Model for Cone Crushers[J].Minerals En-gineering,2004,17:1217-1225.

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[5]郑鸣皋.多缸液压圆锥破碎机[J].装备机械,2009(4):16-21.

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几何参数仿真分析篇5

关键词：绿片岩,几何参数,连通率,全迹长法

已建成发电的锦屏一级水电站[1]位于四川省木里县和盐源县交界的雅砻江干流,该水电站装机容量3 600 MW,大坝为混凝土双曲拱坝,坝高305m,是目前拱坝坝高居世界第一的特大型工程。

拱坝区别于重力坝、土石坝的一个重要特点在于它的荷载主要是由拱座的岩体来承担,坝肩岩体稳定是拱坝安全的前提条件。据统计,国外遭到破坏而无法使用的三座高拱坝,均是由于坝肩岩体失稳造成的[2]。

坝区岩体因所处的特殊地形及构造环境,在经受长期多方位的强烈构造作用的同时,还经受了区域动力变质作用,石灰岩变质为大理岩,其中石灰岩中的炭质、泥质灰岩夹层或透镜体变质为绿片岩[3]。根据前期勘测研究,大理岩中的绿片岩,分布较普遍,性状软弱,不仅会弱化坝基岩体质量,而且当其集中发育时,还将对坝基的抗滑稳定产生重要影响。因此对坝基绿片岩的迹长、间距、连通率等几何参数的统计与分析(特别是可靠合理的连通率的取值)以及绿片岩对坝基岩体质量影响分析,对坝基抗滑稳定性验算具有重大意义。

前期曾通过勘探平硐对绿片岩的几何参数(延伸长度、间距、连通率等)进行过专门勘测研究。然而,平硐揭示是有限的,而坝基大范围开挖则为研究绿片岩几何参数提供了良好的露头。本文拟依据右岸建基面揭示的绿片岩调查资料,对其几何参数进行分析,进而探讨绿片岩对坝基岩体质量的影响。

1 绿片岩的分布及基本地质特征

坝址区河谷狭窄、谷坡陡峻,左岸为反向坡,右岸为顺向坡。坝基主要由中上三叠统杂谷脑组第三段变质砂岩、板岩(T32-3z)以及第二段大理岩夹绿片岩(T22-3Z)组成。前者分布于左岸1 800 m高程以上,后者分布于左岸1 800 m高程以下、河床及右岸。

第二段(T22-3Z)大理岩按岩性组合可分为八个小层,其中,第三、五、七小层岩性较纯,为厚-中厚层状大理岩及条纹状大理岩;第四、六、八小层,以杂色角砾状或灰白-浅灰色大理岩为主,夹绿片岩及灰黑色片岩。本文研究区位于右岸建基面1 885~1 720 m高程(图1),从高高程到低高程依次为第二段大理岩第六、五、四小层[T2-3Z2(6)~2(4),简记为2(6)层、2(5)层、2(4)层],研究区绿片岩顺层面发育,平均产状为N40°~50°E/NW∠30°~35°。

现场跟踪开挖进度对右岸建基面开挖所揭示的绿片岩逐条进行调查,包括其物质组成、风化情况、产状、规模(包括延伸长度、厚度)、形态、位置等。绿片岩的定位采用全站仪。经调查,在右岸建基面1 885~1 720 m高程,共发现94条绿片岩(图2)。

从数量上看,绿片岩主要分布于2(6)、2(4)层,2(5)层数量很少[2(6)层52条,2(5)层8条,2(4)层34条];从物质组成上,绿片岩主要有两种类型:一是钙质绿片岩,二是绿泥石片岩。前者岩质较硬,与大理岩接触紧密,除局部破裂面外,层面裂隙不发育,抗风化能力较强,一般为微新,主要分布于2(4)层,另外在2(6)层中部也有少量分布(钙质绿片岩共55条,占总数的59%);后者片理发育,与大理岩接触面多为破裂面,岩质较软、较疏松,抗风化能力差,一般呈弱~强风化,属软弱结构面,主要分布于2(6)层,偶见于其他两层。从产出形态看,上述开挖揭露的绿片岩主要以条带状绿片岩为主,少量透镜状及团块状绿片岩。

2 绿片岩几何参数统计与分析

对上述实测的94条绿片岩,本文采用全迹长法[4]对其迹长、厚度、间距、面积比率及连通率进行统计和分析。迹长、厚度、面积比率(面积比率为绿片岩出露面积与建基面面积的比值)均采用实测值统计;本文所算间距为绿片岩真间距,测线垂直于走向方向布置,贴坡面而行,根据建基面及绿片岩产状关系进行投影值计算(真间距);连通率测线平行于绿片岩走向方向布置,贴坡面而行。鉴于工程重要性,间距及连通率测线布置于绿片岩较发育部位。

2.1 迹长、厚度及间距统计

绿片岩迹长、厚度(每条绿片岩取平均厚度)、间距统计结果如表1所示。进一步,对迹长、厚度、间距分别进行分段统计,可得到迹长、厚度、间距分布直方图(图3~图5)。

注:分子为范围值,分母为平均值。

可以看出:(1)2(6)、2(5)、2(4)各层绿片岩迹长变化均较大,短的仅米级,长的接近40 m,迹长的平均值分别为6.0 m、4.1 m、5.3 m。(2)2(6)、2(5)、2(4)各层绿片岩厚度分布均相对集中,即以小于0.5 m的为主,其中,2(6)、2(4)层厚度分布范围略宽于2(5)层。平均厚度依次为0.6 m、0.4 m、0.6m。统计还发现,迹长较大的绿片岩,其厚度一般较大,介于1.2~2.0 m之间;(3)各层内绿片岩的间距变化较大,反映出各层内沿层厚方向,绿片岩分布稀疏不均(由于2(5)层绿片岩不发育,未进行间距统计);(4)各层面积比率都很小,均小于10%,总体发育较稀疏。

综合上述,目前右岸建基面上揭示2(6)、2(5)、2(4)各层绿片岩,不仅规模上彼此差异较大,而且空间分布(顺层面、沿层厚方向)上很不均匀。

2.2 连通率统计及其建议值选取

连通率,其定义为岩体结构面在延伸方向上的连通长度之和与其延伸总长度的比值[5]。由于岩体的剪切破坏往往是沿一定宽度发生的,所以根据实测迹长确定连通率时,通常是按一定带宽采用投影法(全迹长法)确定,显然,带宽取值是否合理直接影响连通率数值的合理性和可靠性。从上述统计可见,绿片岩迹长、厚度变化均较大,延伸较长的绿片岩较之较短的绿片岩对抗滑稳定更具有控制意义,其厚度显然对于确定投影带宽具有参考意义。根据统计,绿片岩的平均厚度为0.6 m,延伸较长的绿片岩厚度一般在1.2~2.0 m之间。考虑到绿片岩性状软弱,并参考其他工程中计算连通率投影带宽的选取方法,综合考虑,投影带宽按2.0 m取值。这个带宽与前期利用追踪平硐确定连通率时所取带宽一致。

在2(6)、2(4)层中选取了绿片岩比较发育的部位布置了9条测线(图1,编号为aa~ii,2(5)层因绿片岩不发育,未布置测线),统计结果见表2。

由表2可见,沿层厚方向,绿片岩连通率变化较大,2(6)层绿片岩连通率变化于13.9%~70.2%之间,平均值为46.3%;2(4)层连通率范围值为25.9%~54.8%,平均值为35.9%。其中2(6)层中下部及2(4)层顶部,连通率都超过了50%,最大可达70%。

各部位连通率变化较大,应对连通率建议值的选取进行综合分析。

注:本文采用锦屏一级电站岩级分级标准,波速(m/s)>5 500为Ⅱ类岩体,4 500~5 500为Ⅲ1类,3 800~4 800为Ⅲ2类,<3 800为Ⅳ类岩体。

由前文所述,绿片岩分布较为随机,而且不均匀,因此,不同部位统计时,数据就会出现较大的变化。据前期调查资料统计,2(4)层大理岩中透镜状或夹层状的绿片岩平均水平间距3.0~3.4 m(真间距值更小),单条平均出露长度2.56~3.0 m[6],而本文对右岸建基面已开挖揭露的第2(4)层绿片岩统计看,2(4)层平均间距为8.2 m,平均迹长为5.3m,这与前期调查所得参数数值大小差别十分明显,由此可见,坝区绿片岩分布的随机性及不均匀性。

就本文统计的连通率而言,2(6)层中下部与2(4)层顶部的连通率都比较高,前者高达70.2%,后者为54.8%,比其他部位连通率高的多。以上两部分所处位置连通率较高,岩体质量相对较差。但从大范围看(沿测线向两侧边坡延伸),两侧边坡绿片岩露头较建基面少;而且考虑到坝肩抗滑稳定性验算的岩体尺度比较大(相比建基面尺度大得多),因此,上述两部分连通率值作为建议值偏高,不宜作为整体建议值。在这种情况下,连通率取值按平均值确定较为合理。

另外,文中连通率测线都布置在绿片岩较发育部位,具有一定的安全储备;再者,前期右岸2(4)层顺河向平硐勘探揭示的绿片岩透镜体顺走向的线连通率为35%[6],与本文统计2(4)层绿片岩平均连通率35.9%相当。

因此,建议锦屏一级电站右岸坝基绿片岩连通率值取为各层平均连通率,2(6)层取为50%,2(4)取为35%。

3 绿片岩工程地质意义初步分析

3.1 绿片岩对坝基岩体质量影响

绿片岩易风化,较大理岩岩性差,其发育情况在一定程度上会影响弱化大理岩强度。根据以上对绿片岩几何参数的统计及分析,右岸建基面开挖揭露的2(6)、2(5)、2(4)层各层中绿片岩发育差异明显,可划分为三个区:2(6)层绿片岩发育区、2(4)层绿片岩次发育区、2(5)层绿片岩不发育区。

为定量了解绿片岩对右岸坝基岩体质量的影响,作者依据右岸建基面所测物探声波资料进行统计分析。文中采用爆破后所测声波波速数据,共57个声波测试孔,声波测试孔垂直于建基面,孔深为6~20 m(每隔0.2 m采集一个数据),大致均布于右岸建基面坝中心线、坝上及坝下。2(6)、2(5)、2(4)层中分别布置了24、18、15个孔(图2),各层参与统计波速数据分别为1 307、1 283、1 291个(已经剔除断层、挤压带等不良地质结构所对应的声波值,以尽量减小其影响)。统计结果见表3。

据表3,右岸建基面2(6)、2(5)、2(4)各层平均波速值基本相同,2(6)层平均波速值稍小,2(5)层居中,2(4)层稍大,考虑到声波测试5%左右的误差率,因此从各层平均波速值看,此三层岩体质量完全是属于同一类岩体,按锦屏一级电站坝基岩体质量分都为Ⅱ类岩体;从各层各波速段所占百分数看,都很接近,基本相同,各层波速值>5 500 m/s的均占绝大多数;波速值在4 500~5 500 m/s均占10%略多,少量波速值<4 500 m/s。由此,可见:虽然右岸2(4)~2(6)各层绿片岩发育程度存在一定差异,但总体上发育较稀疏,其发育程度的变化对岩体质量的影响很小。

3.2 绿片岩对坝基抗滑稳定影响

坝肩抗滑稳定性是受坝基地质结构控制的。除侧裂面发育状况外,是否存在潜在底滑面及其发育程度对坝肩抗滑稳定至关重要。根据上述,右岸建基面1 840~1 820 m高程、1 790~1 760 m高程,绿片岩连通程度较高,两者分别对应于2(6)层中下部及底部、2(4)层顶部,前者顺层面视倾向的连通率为50%,后者为35%。在这两个部位,绿片岩均构成一种潜在抗滑底边界。此外,从工程部位上看,两者位于拱坝推力较大的(拱坝)中部、中上部拱圈高程,而且拱坝推力方向(N75°~85°E)与绿片岩走向夹角较小(约40°),因此,上述两个部位的绿片岩的存在对坝肩抗滑稳定是不利的,在坝肩抗滑稳定计算及拱坝设计中应当特别关注。

4 结论

(1)右岸坝基2(4)~2(6)层中绿片岩产出状态多样、规模上彼此差异较大,空间分布上具有随机性及不均匀性;但总体发育较稀疏,而且以性状相对较好的钙质绿片岩为主,绿片岩发育程度的变化对坝基岩体质量影响较小。

(2)在右岸坝基1 840~1 820 m高程、1 790~1 760 m高程之间,绿片岩相对发育,连通程度较高,是右坝肩抗滑稳定相对薄弱的部位。根据本文分析,建议这两个部位绿片岩连通率分别按50%和35%取值。

参考文献

[1]孟铭杰.锦屏一级水电站右岸拱肩槽边坡稳定性分析.成都:成都理工大学,2009Meng Mingjie.Analysis of stability for the right spandrel groove slope of Jinping I hydropower station.Chengdu:Chengdu University of Technology,2009

[2] 向能武.软弱夹层对构皮滩高拱坝变形影响分析.武汉:武汉大学,2004Xiang Nengwu.Analysis of deformation effect from weak intermediate beds to Goupitan high arch dam.Wuhan:Wuhan University,2004

[3] 邓荣贵,张倬元.锦屏水电站坝区绿片岩结构及力学特性研究.成都理工学院学报,2001;28(1):93—97Deng Ronggui,Zhang Zhuoyuan.On the microstructure and mechanical properties of greenschist in the dam site of the Jingping power station.Chengdu University of Technology,2001;28(1):93—97

[4] 黄润秋,许模,陈剑平.复杂岩体结构面精细描述及其工程应用,北京:科学出版社,2004Huang Runqiu,Xu Mo,Chen Jianping.Accurate description of complicated rock mass structure and its application to engineering.Beijing:Science Press,2004

[5] 张倬元,王士天,王兰生.工程地质分析原理.北京:地质出版社,1994Zhang Zhuoyuan,Wang Shitian,Wang Lansheng.The theory and analysis of geology engineering.Beijing:Geology Press,1994

几何参数仿真分析篇6

目前,在铁道轨道线路设计中尚未考虑轨道线路曲线参数和变坡点位置的选择以及左、右轨道垂向不平顺的差异对铁道车辆动态响应的影响。为分析这些因素对车辆动力学响应的影响,本文参考实际客运专线的曲线和坡道等线路参数,对车辆垂向动力学进行仿真分析。

1 ADAMS/Rail模型的验证

为了验证ADAMS/Rail模型[1,2]的可用性,利用ADAMS/Rail模型对装有CW200型转向架[3,4]的列车进行建模。本文以车体垂向加速度为验证对象,列车速度为325 km/h。车体垂向加速度仿真结果如图1所示。从图1中可以明显看到经过坡道改变的区段时,车体垂向加速度出现了超重和失重现象。

其仿真结果和实测数据的对比结果见图2。由图2可以看出仿真结果和实测数据基本一致[5],ADAMS/Rail中的多体模型可用。

2 曲线过渡段与变坡点的距离对车体垂向加速度峰值的影响

为分析曲线过渡段与变坡点两者之间的距离对车体垂向加速度的影响,分别采用较硬的二系垂向悬挂和较软的二系垂向悬挂进行讨论。较硬的二系垂向悬挂参数对应的车体点头和沉浮模态参数分别为1.1 Hz和0.96 Hz,阻尼比分别为0.54和0.49;较软的二系垂向悬挂参数对应的车体点头和沉浮模态参数分别为0.89 Hz、0.79 Hz,阻尼比分别为0.144、0.127。计算采用变坡点的坡度为1/1 000,曲线过渡段距变坡点距离分别为0.65 m、5 m、10 m、15 m、18 m、20 m、50 m、100 m。曲线过渡段与变坡点之间距离对车体垂向加速度峰值的影响如图3所示。

3 轨道垂向不平顺对轮重减载率和车体加速度的影响

影响轮重减载率和车体加速度的因素很多,如钢轨焊缝、轨道刚度变化、轨道坡度变化等[6,7,8]。本节将分别探讨轨道垂向不平顺对轮重减载率和车体加速度的影响。

3.1 轨道垂向不平顺对轮重减载率的影响

图4为轮重减载率的仿真结果。在16 km附近、21 km～24 km范围内、28 km～29 km范围内,出现了轮重减载率超标的情况。根据仿真模型中的线路参数设置,16 km附近对应轨道坡度变化区域,坡度由上坡正坡度6/1 000变化为下坡负坡度4/1 000;21 km～24 km范围内的两处减载率较大的区域,分别为轨道道岔区域;在28 km～29 km范围内的轨道线路无明显特征,但仍然出现了轮重减载率超标。检查对应位置的轨道,发现左、右轨道都存在垂向不平顺,在轮重减载率超标的相应位置,出现了较明显的不一致性。28 km～29 km范围内左、右轨道垂向不平顺仿真图如图5所示。

由图5可知,左、右轨垂向不平顺的差与临近区域垂向不平顺的峰值相当,车辆通过该区域时,轮对某侧产生剧烈运动,从而产生了轮重减载率超标的情况。

3.2 轨道垂向不平顺对车体加速度的影响

图6 为28 km～29 km范围内轨道垂向不平顺激励的车体垂向加速度仿真图。由图6可知,在28 km～29 km范围内,车体垂向加速度出现了较大峰值以及相应的衰减波形,这说明左、右轨道垂向不平顺对车体垂向加速度有影响。

为验证仿真结果的可靠性,将以低速运行时检测的实测数据提取出来,与图6的仿真结果进行比较,见图7。

由图7可知,在28 km～29 km范围内,实测车体垂向加速度和仿真车体垂向加速度都出现了较大幅值和相应的衰减过程,说明图6的仿真结果可信。

4 结论

通过本文的研究,可发现轨道坡度变化和轨道垂向不平顺对车体垂向加速度、轮重减载率等有影响。但由于本文选用的模型和数据有限,所以有必要收集大量的数据,综合分析铁道轨道线路设计中尚未考虑的轨道线路曲线参数对车体加速度、轮重减载率的影响,总结出规律,帮助评估线路状况和列车运行状态的安全程度。

参考文献

[1]王成国.MSC ADAMS/Rail基础教程[M].北京:科学出版社,2005.

[2]陈泽深,王成国.铁道车辆动力学与控制[M].北京:中国铁道出版社,2004.

[3]李秋泽.CW-200型无摇枕转向架[J].铁道车辆,2001,39(8):6-9.

[4]程冰.CW-200系列无摇枕转向架的研制[J].铁道车辆,2005,43(4):20-23.