力学性能分析

力学性能分析（通用12篇）

力学性能分析 篇1

0 引言

自20世纪80年代中国热带农业科学院农业机械研究所提出胡椒“脱粒( 机械法) →去梗( 机械法) →青熟果分选→浸泡( 池泡) →洗涤( 机械法) →晒干→除杂( 机械法) →分级( 机械法) ”的初加工工艺流程起,胡椒初加工机械装备的研发与技术升级便主要围绕该流程展开。

《胡椒初加工机械通用技术条件》( NY /T736 2003) 在指导胡椒机械化生产中起到了关键的作用,现有的机械法脱皮过程技术,因青熟果所需的击打力度和摩擦力度不同,未经分离的胡椒鲜果直接脱皮存在果皮、果肉脱离不彻底,碎果严重和浪费等问题。

胡椒鲜果力学性能的测试可进一步了解胡椒青熟果外表皮力学性能,对胡椒鲜果脱皮机械的升级改进提供理论参考。同时,可优化机型,提高成品加工质量,进而提升我国胡椒产业国际竞争力,助推行业产业发展[1,2,3,4]。

1 胡椒鲜果力学性能测试的方法

1. 1 测试工具与方法

胡椒青熟果各100粒、TE - XWW - 20电子万能试验机( 上海日芯数据分析与图像处理软件) 、纸、笔、图像输出设备、镊子及锡纸托盘等。依照《GB /T228 2002》标准进行测试。

1. 2 胡椒鲜果的选取

选取多个整穗上有青熟果的果穗,人工脱粒,选取成熟度、色泽、外形接近的青熟果各100粒,清洗并经表皮自然风干后盛入锡纸托盘中待用。

1. 3 测试过程

青、熟两种胡椒鲜果用镊子轻取盛于经校核的电子万能试验机夹具中,每次12个测试,分别对应编号a和b,分别选取0. 5、1、3、5mm / min的进给速度,分别对应编号05、1、3、5,整个测试过程保证在同一点进行试验。

2 测试结果与数据分析

按照以上胡椒鲜果力学性能的测试方法,项目组成员在海南省国营东红农场现场采集了胡椒鲜果,并于24h内在农业部热带作物机械质量监督检验测试中心进行了胡椒力学性能的测试。测试分清熟果两种分别进行,两种胡椒果力量( N) 与时间( min) 、位移( mm) 的矢量图分别如图1( a) 、图1( b) 所示,在不同的进给力下测试的相关数据平均值如表1所示。

从图1( a) 可看出: 胡椒青果力量与时间图上有2次转折点,第1次在外力达到3 ~ 4N时,第2次在31~ 32N时。从图1( b) 可看出: 胡椒熟果力量与时间图上也有2次转折点,第1次在外力达到3 ~ 5N时,第2次在36 ~ 37. 5N时。以上可预知胡椒的表皮破损约需3 ~ 5N的外力,而果核的破损约需30 ~ 40N的外力,结合青熟果力量与位移图可知: 胡椒鲜果受最大力时位移约为7. 8 ~ 8mm( 含胡椒鲜果在夹具中的间隙) ,与千分尺所测胡椒鲜果二轴尺寸基本吻合。

由表1可知: 胡椒鲜果在4种进给力下,青熟果的测试平均值与图1( a) 、( b) 反映数值基本一致; 胡椒果因成熟度不一,果核破裂所需的最大力值在35 ~45N之间; 各测试果品随夹具安装间隙的大小,最大力点的位移略有改变,吸收能量和破裂时强度基本与压力变化值关系一致,可与矢量图形成一致结论。

为进一步了解胡椒鲜果随受力变化,其表皮和果核受损的变化过程,项目组分别在3种进给力下,对胡椒鲜果的力量与时间图进行了对比[5],如图2所示。

根据以上测试实验数据分析结论如下:

1) 当仪器的进给力在3mm / min或5mm / min时,能较好地反映力学曲线变化; 但针对脱皮设备脱皮力的设计( 果皮破损和果核破损临界值) 需求,进给力在1mm / min时更能直观地反映设计需求数据。

2) 不同进给力下,青、熟果受力在5N以上时表皮均可破裂。

3) 所有熟果在试验过程中会出现两次曲线波动,初步判断为两层内部组织分别破裂所产生。

4) 青果在试验过程中内部组织所引起的曲线波动不太明显,图形基本成一斜线走势,可能原因为青果两层内果皮组织结合较为紧密。

5) 试验力达到28N以上时青果核会破裂,达到45N以上时熟果核会破裂。

3 试验分析

采用往复式伸缩支架作为动力机构,支架臂底部安装有平板式摩擦机构( PU带) ,胡椒鲜果每100粒放置于固定在电子秤表面的摩擦带上,当平板式摩擦机构下降到电子秤示数为15N和25N时,分别暂停并固定电子秤,随后开始往复运动; 3min后,取出胡椒鲜果,清洗后观察脱皮效果,各测量数据如表2所示。

方案1为电子秤示数15N; 方案2为电子秤示数25N; 方案与序号对应的数字表示该方案下每100粒中未脱皮合格的胡椒果数,带括弧的表示果核受损伤数。

由表2可知: 按照测试临界值在5 ~ 28N之间取正压力值时,利用PU带作为摩擦材料,可以初步实现胡椒鲜果的脱皮,即所测试的数据可为胡椒鲜果脱皮机脱皮部件的设计提供力学参考。

4 结语

从胡椒鲜果力学性能测试数据理论值分析可知:击打或摩擦式胡椒鲜果脱皮机构的脱皮部件作用在胡椒果穗上的作用力在5 ~ 30N时即可满足脱皮的需求; 当脱皮作用力偏小时可适当考虑延长脱皮作用的时间,反之减小脱皮作用时间,均可有效的保证脱皮的效果和控制机械部件导致果核破损造成浪费现象的发生[6,7,8,9]。如有市场需求和进一步控制脱皮率与损伤率的需要,可在胡椒鲜果脱皮之前进行脱粒和青熟果分选,并改变脱皮机构设计力的大小,以获得分级、分类更好的加工设备。

摘要：对胡椒青熟鲜果在不同压力下表皮力学性能进行了测试。通过对不同工况下果皮、果核受压破损数据及曲线图的分析,明确了胡椒鲜果脱皮的基本力学要素,得出了胡椒鲜果在机械法脱皮过程中,理论击打力在5~3 0 N时可取得较好的脱皮效果,且不会造成果核破损等现象发生的结论 。该研究可为胡椒初加工机械的升级改造提供了理论基础支撑。

关键词：胡椒鲜果,力学性能,测试

力学性能分析 篇2

轻质多孔点阵材料通过模拟分子点阵构型，并由节点和节点间连接杆件单元组成一种具有周期性的拓扑结构，不同的胞元结构构成的点阵材料会产生千差万别的力学性能。常见的三维点阵构型有编织叠层夹芯结构、三维全三角点阵结构、八面体结构、四面体和四棱锥点阵夹芯结构以及三维Kagome结构。本文所设计的胞元结构由长方体空间微结构衍变面来，根据六面体结构的特性，选取顶点、体心、面心以及棱边中点等关键点作为构建基本胞元结构的特征参数，设计了5种典型胞元结构。由12条圆柱棱边构成长方体，具备一般结构的特性;由长方体中心与8个顶点支柱相连构成，能够很好地将载荷传递到体心节点;面心结构，由长方体表面中心与相邻表面中心支柱相连构成，具备良好的载荷传递能力;为互连顶点结构，由长方体中心与8个顶点通过支柱相连且同侧顶点依次相连构成，其对顶点结构的端点进行了加强;为内十字面心结构，由长方体上下表面中心到侧面中心相连且相对表面中心互连构成，内十字结构具备良好的应对三向拉压能力。

1. 2轻质点阵结构参数化建模系统

基于长方体空间的轻质点阵结构参数化建模流程主要概括为胞元结构的选择、胞元尺寸的参数设置、空间密度的计算插值、试件参数的设置、有限元分析以及实例学习。主要包括以下7个步骤:

(1)根据六面体结构的特性，计算顶点、体心、面心及棱边中点等关键点作为构建基本胞元结构的特征参数并存储;

(2)选择不同关键点并设定连线规则，得到不同的胞元结构并与胞元结构数据库进行匹配; (3)全部胞元结构与实例库进行匹配，当全部相同时，表明己存在相关数据，可直接输出实例数据;

(4)比较不同胞元支柱总长，设定最短的为基本胞元结构，并设置其结构尺寸参数;

(5)进行改变胞元尺寸或支柱截面半径两种方式下的空间密度二分法插值计算，并与基本胞元结构空间密度值比较;

(6)设置基本胞元结构试件参数，得到各胞元结构试件参数数据及模型;

(7)进行有限元分析，将设计实例及相关参数存储到数据库，为以后新胞元结构数据对比研究时进行相同匹配。

2点阵材料的力学性能研究

2. 1弯曲载荷有限元分析.

为通过改变胞元尺寸及数量构建的5种试件，分别施加弯曲载荷进行有限元分析求解试件的总变形云图。边结构受载胞元层发生整体变形较大，说明此种结构胞元抵抗弯曲能力差;顶点结构受载胞元层与第二层变形量相差较大，且靠近固定端变形量很小，说明此种胞元结构承受弯曲载荷能力很差，传递载荷能力较差。

5种点阵结构试件受到弯曲载荷时总变形、轴应力、最小组合应力以及最大组合应力相对于边结构的比值。

点阵结构试件受到弯曲载荷时:面心结构及内十字面心结构抗弯曲能力最强，互连顶点结构稍差于这两种结构，但面心结构在改变胞元截面半径情况下组合应力值较小，结合图6c可知试件高方向上胞元数量补半值产生了一定的影响;边结构抗弯曲能力一般;顶点结构的抗弯曲能力最差。在两种情况下，试件抗弯曲力学性能总体表现相似;由最小最大组合应力对比情况可知，弯曲载荷条件下，胞元支柱的轴向拉应力和压应力数值接近。

2. 2扭转载荷有限元分析。

为通过改变胞元支柱截面半径构建荷时总变形、轴应力、最小组合应力及最大组合应力相对于边结构的比值。

5种点阵结构试件受到扭转载荷时:边结构总变形明显大于其他4种结构，但其弯曲应力较小;顶点结构具有较好的抵抗扭转变形的能力，但承受一定的弯曲应力; 面心结构具有最强的抗扭转变形能力，但其具有较大的组合应力，说明其弯曲应力很大;互连顶点结构在改变胞元支柱截面半径情况下抗扭能力最强，其最小最大组合应力在改变胞元尺寸及数量情况下明显变差;内十字面心结构表现一般，其在改变胞元尺寸及数量情况下最小最大组合应力比在改变胞元支柱截面半径情况下好。同样，在两种情况下边结构、顶点结构和面心结构试件抗弯曲力学性能总体表现相似;由最小最大组合应力对比情况可知，扭转载荷条件下，胞元支柱的轴向拉应力和压应力数值接近。

2. 3试件动力学模态分析

分别对5种点阵结构试件进行模态分析，求解其前6阶固有频率与对应的振型，分析结果得到1阶弯曲、1阶扭转的模态频率及对应总变形，并验证试件的抗弯、抗扭刚度。

当激励频率在1阶固有频率处驻留时，试件发生了1阶竖直弯曲变形。边结构与顶点结构对比可知，在频率相近时顶点结构的总变形明显偏大，说明顶点结构抵抗弯曲变形的刚度比边结构小;其他3种点阵结构频率为边结构3倍左右，总变形稍大于边结构，说明这3种试件具有明显的抵抗弯曲变形的刚度优点。在3阶固有频率处驻留时，试件发生了1阶扭转变形。其他4种点阵结构共振频率明显大于边结构，说明这4种结构具有较好的抗扭能力，互连顶点结构具有最优的抗扭刚度。

3结论

(1)在分别改变胞元尺寸及大小或胞元支柱截面半径两种情形下，试件的力学性能总体基本相似。

(2)边结构具有一定的抗拉/抗压能力，但其在抗弯和抗扭方面表现一般。

(3)顶点结构的综合力学性能表现最差，其抗扭能力稍强于抗拉/抗压和抗弯能力。

(4)面心结构的抗拉/抗压以及抗弯曲能力表现出色，但其抗扭能力表现较差，且需注意改变胞元尺寸及数量时试件高方向的补半会对力学性能有一定影响。

(5)互连顶点结构综合力学性能最优，抗拉/抗压、弯曲、扭转能力表现较为均衡，但其在改变胞元支柱截面半径情形下抗拉/抗压的组合应力稍大，且承受扭转载荷时在变支柱截面半径情况下表现较好。

(6)内十字面心结构总体力学性能较为优秀，但其抗扭转力学性能表现一般，在改变胞元尺寸及数量情况下力学性能稍好于在改变胞元支柱截面半径情形下。

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力学性能分析 篇3

[关键词]GH4263 显微组织 力学性能

0 序言

镍基高温合金具有很高的高温强度、良好的高温持久和抗热腐蚀性能、焊接性能等综合性能。被应用到航空发动机的关键部件[1]。除发动机涡轮叶片外,现代飞机、宇航飞行器、火箭发动机、核反应堆以及船舶、车辆、动力装置也在使用镍基高温合金,目前在实际生产中镍基高温合金的焊接应用最多的是手工电弧焊和钨极氩弧焊。常规TIG焊由于具有焊接电弧稳定、在惰性气体保护下能够保证焊缝的内在质量、成形美观、适合在施焊难度较大的场所使用等优点。但常规TIG焊单道焊熔深浅,只适于焊接薄板。如果增加电流输入,熔宽会变得很宽,而熔深增加的不明显。而用氦气做保护气,熔深增加也很有限,并且会大大提高生产成本[2,3]。A-TIG同常规TIG焊相比,在相同的焊接规范下,可以大幅度的提高熔深,同时减少焊接时间50%,提高焊接效率2-6倍,降低焊接成本。传统的TIG焊,单道熔深仅仅2mm,特别是对于中厚板焊接生产效率很低。A-TIG可以大幅度提高焊接熔深,进而提高焊接效率。国内学者对低碳钢、不锈钢等材料的活性焊接工艺进行了研究, Marya研究了单一氯化物活性剂对AZ21镁合金焊接后熔深、熔宽、深宽比和焊缝微观组织的影响,金焊接后熔深和焊缝微观组织的影响。

1 实验材料及方法

目前,在航天发动机领域应用最多的镍基合金是GH4263,而本实验针对这种材料进行了研究。采用150×25×5mm的GH4263高温合金板件进行对焊实验。

1.1试验方法

在堆焊试验之前,对板材表面进行去除氧化物、油污处理,首先用钢丝刷打磨去除试件表面的氧化膜,露出金属光泽;然后用无水乙醇或丙酮擦拭,清除油污并晾干。为了方便进行比较焊接效果,将焊接板件划分成两个区域,其中,一个区域涂敷活性剂进行A-TIG焊接,另一部分进行普通TIG焊接。将粉末状活性剂用无水乙醇混合搅拌成悬浊液,用扁平毛刷将悬浊液均匀涂敷在试件表面,待无水乙醇完全挥发后,便可进行焊接。

2实验结果

2.1 活性剂对焊接熔深的影响

通过对比可以发现如下规律,涂敷活性剂以后,焊缝的熔深明显增加,熔宽变窄,对应的深宽比增加;对于不同的化合物熔深的增加也不同;单组元化合物对熔深都有不同程度的增加。未涂敷活性剂时焊接熔深1.5mm,而涂敷AlF3熔深可达到4mm,增加了160%,在以下的几种种化合物当中,AlF3对熔深的增加最为显著。其次Moo3焊接熔深可达到3.8mm。其它化合物的熔深。Tio2的焊接熔深增加较小,

2.2 活性剂对焊接电压的影响

焊接电压是焊接工艺的重要指标之一,它对焊接的线热输入量有很大的影响,判断焊接电弧收缩与否最为明确而且有说服力的办法是考察电弧电压的变化。同一电弧在相同的焊接电流、电弧长度及保护气氛下,如果电弧电压增加,无疑是某种原因使电弧产生了收缩。然而在电弧收缩状态下,由于电弧力更为集中,熔池表面会产生更大的凹陷,实际电弧长度是增加的,在此情况下以所测的电弧电压值判断电弧的收缩就具备不明确性,这也是以往人们未采用电弧电压评判电弧收缩的一项主要原因。问题的关键在于去掉弧长变化带来的电压变化的影响,考察电弧电压的变化仍是证明电弧收缩最为有效的办法。

电弧电压测量结果(未考虑引入活性剂后,由于电弧力更为集中,熔池表面产生凹陷的增加)。测量结果表明,在所选择的8种活性剂中,除了NiO对电弧电压没有影响外,其它活性剂都使电弧电压有不同程度的增加。其中,涂敷Moo3活性剂后电弧电压增加程度最大,对应的焊接参数下电弧电压增加为11.5V,电弧电压增加40%(未涂敷活性剂的电弧电压为8.8v)。导致电弧电压增加有两个原因: 一个是电弧的电子数量增加,另一个是由电弧收缩而的导电面积减小。虽然活性剂分解后的金属原子比Ar原子容易电离,但是金属氧化物的离子键结合能很大,所以,电离出来的金属离子很少,电子数量增加并不是主要原因,而由电弧收缩而引起的导电面积减小才是主要原因。

2.3 焊缝性能分析

涂敷活性剂以后,焊缝的性能与母材相比略有下降,MgF2的堆焊拉伸强度最高,可达到770MPa,占母材强度的96.1%。AlF3的堆焊拉伸强度为740 MPa,占母材强度的92.5%。而Tio2、 Moo3的堆焊拉伸强度分别为725 MPa和 730 MPa,占母材强度的90.6%,91.2%。

3 结论

(1)涂敷对AlF3 对GH4263合金的焊接熔深增加最显著;涂覆AlF3焊缝的表面成形最好;Moo3对焊接电压增加最显著。

(2)涂敷MgF2焊缝的强度最高,涂敷其它几种化合物的强度也都占母材的90%以上。

參考文献

[1] 张奎元. 高温合金在飞机发动机上的应用及焊接. 航空材料学报,1997, (3):11-13

[2] H. Carpenter. Alloy 903 Helps Space Shuttle Fly. Metals Progress. Aug. 1976, 25-29

隧道开挖与支护的力学性能分析 篇4

关键词：隧道开挖,隧道支护,力学性能,有限元分析

0 引言

隧洞开挖与支护是一个典型的土与结构相互作用问题。开挖与支护参数的确定取决于隧洞的几何尺寸和形状、受力状况、衬砌的刚度、建造隧洞所使用的材料、围岩特点、开挖顺序、围岩蠕变效应。另外由于材料和几何上的非线性,隧洞分析的难度将会增加。实际上不可能建立一个考虑上述所有因素的模型来分析隧洞衬砌,许多学者在分析隧洞衬砌时作了简化假定,把衬砌的受力状态归结为衬砌横截面上的轴力和弯矩。

本文主要以圆形隧道为研究对象,通过有限元方法建立模型,模拟隧道支护的施工过程,选择能够反映开挖特点的岩体的本构模型,从而建立有限元分析方法,分析和比较了衬砌与围岩接触面的摩擦系数、衬砌厚度、围岩岩性、侧压力系数、埋深对衬砌轴力和弯矩、位移的影响。得出了具有一般性的规律,为施工和设计提供合理的依据,以及为今后有限元分析提供参考。

1 隧道开挖与支护的有限元分析

1.1 有限元模型的建立

在工程实际中,混凝土和岩体两种不同性质的材料是共同工作的,对支护体系的有限元模拟,归纳起来有两种模型,即整体分析模型和分离式模型。支护结构和围岩的整体分析,有两种方法,第一种方法常见的是在重力场条件下,把围岩和衬砌作为整体分析。第二种方法是把支护结构作为骨架结构,采用梁单元的力学模型并与围岩的二维、三维连续体力学模型结合在一起进行分析。本文主要采用整体分析的第二种方法。

1.2 隧道工程中的力学效应

1.2.1 初始应力场

地层中通常存在初始地应力,它是地层处于天然产状条件下所具有的内应力。地层的初始应力,主要是由于岩、土(包括覆盖它的岩、土体)的自重和地质构造作用的结果。

岩、土体的初始应力状态一般应通过现场测试方法确定。按照弹性理论半空间体的求解结果,岩、土体在自重作用下的垂直正应力σy=γy和水平正应力$\sigma {}_x=\frac{\mu }{1-\mu }\gamma y$。

其中,y为所考察的点距离岩、土体表面的埋深。可是实测表明,上述结果与实际情况有时相差很大,侧压力系数λ有时会远大于$\frac{\mu }{1-\mu }$,可达到1,甚至可大于1。

地层开挖前的初始应力为{σ},隧洞开挖后,洞周初始应力被解除,即洞周产生卸荷效应——“释放荷载”,由释放荷载而引起地层中的应力{σ′},位移{δ′},则开挖后洞周总应力{σz}={σ}+{σ′},位移{δ}={δ′}。

1.2.2 隧道开挖力学效应

1)外荷载变化的力学效应。

设第n阶段体系刚度矩阵[K]n,外力荷载(如体力、面力等)为{P}n,总位移为{u}n,按有限元法,得出公式:

[K]n{u}n={P}n (1)

第n+1阶段荷载发生变化为{P}n+1,按增量法计算的公式应为:

[K]n+1{Δu}n+1={ΔP}n+1 (2)

其中,[K]n+1为第n+1阶段体系刚度,结构体系不变时,[K]n+1=[K]n;{Δu}n+1为第n+1阶段的位移增量;{ΔP}n+1为第n+1阶段的荷载增量。

{ΔP}n+1={P}n+1-{P}n (3)

根据式(2)和式(3),式(1)变为:

[K]n+1{Δu}n+1={P}n+1-[K]n{u}n (4)

2)隧道开挖的力学效应。

在隧道工程的开挖过程中,有部分土体被挖去,被挖去的土体对总刚度阵的贡献消失,总刚度阵有了变化,同时由于该部分土体上所承受的荷载(如重力、面力等)也随着土体的挖去而消失,使总荷载阵也发生了变化。

设第n阶段,体系总刚度阵[K]n由两部分组成,一部分为体系中即将挖去部分的刚度[K]${}_n^e$,一部分为体系中仍然保留部分的刚度[K]${}_n^r$,根据式(1)有:

([K]${}_n^r$+[K]${}_n^e$){u}n={P}n (5)

第n+1阶段,部分土体挖去,结构体系与荷载同时发生变化,设由体系变化而产生的不平衡力为{ΔP}${}_{n+1}^1$,由荷载变化产生的不平衡力为{ΔP}${}_{n+1}^2$。

因而总的不平衡力为:

{ΔP}n+1={ΔP}${}_{n+1}^1$+{ΔP}${}_{n+1}^2$=({P}n+1-{P}n)+({P}n-[K]${}_n^r${u}n) (6)

故第n+1阶段的增量式有限元公式应为:

[K]n+1{Δu}n+1={ΔP}n+1={P}n-[K]${}_n^r${u}n (7)

其中,{P}n+1为第n+1阶段的最终荷载;[K]n+1为第n+1阶段体系刚度。

3)支护结构变化的力学效应。

设第n阶段,体系总刚度阵[K]n由四部分组成,根据式(1)有:

([K]${}_n^{br}$+[K]${}_n^{bv}$+[K]${}_n^{sr}$+[K]${}_n^{se}$){u}n={P}n (8)

其中,[K]${}_n^{br}$为第n+1阶段仍然保留的支护结构刚度;[K]${}_n^{bv}$为第n+1阶段因产生裂缝或被拆除等原因而失去的支护结构刚度;[K]${}_n^{sr}$为第n+1阶段仍然保留的土体刚度;[K]${}_n^{se}$为第n+1阶段被挖去的土体刚度。

体系的新刚度阵中增加新的支护刚度[K]${}_n^s$,于是第n+1阶段体系刚度为:

[K]n+1=[K]${}_{n+1}^b$+[K]${}_{n+1}^s$+[K]${}_{n+1}^a$ (9)

其中,[K]${}_{n+1}^b$=[K]${}_n^{br}$;[K]${}_{n+1}^s$=[K]${}_n^{sr}$。

第n+1阶段,[K]${}_n^{se}$被挖去,[K]${}_n^{bv}$失去,体系产生的不均衡力为:

{ΔP}${}_{n+1}^1$={P}n-([K]${}_n^{br}$+[K]${}_n^{sr}$){u}n (10)

由荷载变化产生的不平衡力为:

{ΔP}${}_{n+1}^2$={P}n+1-{P}n (11)

因而产生的总的不平衡力为:

{ΔP}n+1={ΔP}${}_{n+1}^1$+{ΔP}${}_{n+1}^2$=({P}n-[K]${}_n^{sr}${u}n-[K]${}_n^{br}${u}n)+({P}n+1-{P}n) (12)

于是第n+1阶段的增量式有限元公式应为:

([K]${}_{n+1}^b$+[K]${}_{n+1}^s$+[K]${}_{n+1}^a$){Δu}n+1={P}n+1-([K]${}_n^{br}$+[K]${}_n^{sr}$){u}n (13)

1.3 隧道开挖与支护过程的模拟

土工结构(包括隧道开挖与支护体系)的内力和变形往往和其建造过程有密切关系。在分析土工结构的内力和变形时,有必要模拟其建造过程。

用有限元法模拟开挖和建造过程时,较为简便的做法是对施工过程中的最大区域来划分有限元网格。

隧道开挖与支护的模拟过程如下,假设开始i步:

1)针对施工过程中的模拟区域来划分网格,初始状态下岩体单元均设置为“生”状态,“杀死”混凝土衬砌单元,每步计算中仅考虑处于“生”状态的单元。

2)计算土的初始应力,通过原位场求得。

3)进行第i步开挖,“杀死”拟开挖步的岩体单元,重新生成总刚,并计算当前开挖步的应力和变形。

4)建造该步混凝土衬砌,“激活”该混凝土衬砌单元,计算当前的应力与位移。

5)按照上述3)步,4)步继续计算,直至施工完毕。

2 计算结果与分析

2.1 计算模型

1)计算模型。

按照上述方法,利用弹塑性有限元方法,对隧道开挖与支护进行数值分析,计算模型见图1。

2)计算参数。

衬砌、围岩参数如表1,表2所示。

2.2 衬砌与围岩之间不同摩擦系数对衬砌的影响

衬砌与围岩之间接触面属性在传递从围岩到初次衬砌荷载过程中起着重要的作用。接触面的属性影响围岩与衬砌的受力状态。然而,目前大多数计算中并不考虑初次衬砌与围岩的接触面。本文考虑将围岩与衬砌之间的接触面摩擦系数分别取μ=0,0.3,0.5,0.7,1.0,2.0,5.0,∞。

通过比较可以看出,随着接触面的摩擦系数增加,衬砌顶拱、边墙、仰拱的弯矩减小;当摩擦系数0≤μ≤2.0时,随着摩擦系数的增大,各关键点的弯矩迅速降低;当2.0≤μ≤∞时,随着摩擦系数的增大,弯矩几乎不变。随着接触面摩擦系数增加,衬砌顶拱和仰拱轴力在0≤μ≤2.0时,显著减小,而边墙处显著增加;2.0≤μ≤∞时,轴力变化不大。接触面摩擦系数对各关键点的位移影响很小,这表明在研究衬砌变形时可不考虑接触面,但研究衬砌弯矩和轴力时,需合理设置衬砌和围岩的接触面参数,0≤μ≤2.0时,不设置接触面将低估衬砌的弯矩、顶拱和仰拱的轴力,高估边墙的轴力。

2.3 衬砌厚度对衬砌的影响

隧道的其他尺寸及参数不变,衬砌的厚度0.10 m～0.40 m。通过分析可得出,衬砌关键点弯矩随着衬砌厚度的增加而增加(顶拱和仰拱弯矩为负,边墙的弯矩为正,为了便于比较,统一取其绝对值),且曲线斜率逐渐增大;隧洞关键点的轴力基本成线性增加,这是因为衬砌厚度增加使衬砌刚度相对增加。随着衬砌厚度增加,衬砌关键点的位移变化较小。

2.4 埋深对衬砌的影响

隧道埋深(拱顶距地表的距离)分别取100 m,200 m,300 m,400 m。随着埋深的增大,顶拱、边墙、仰拱的弯矩、轴力、位移都增加;其中各点的轴力随着埋深增大增加显著;边墙的位移增加缓慢,而顶拱和仰拱的位移增加较明显。这是由于随着埋深增加隧道的竖向荷载增加。

2.5 侧压力系数对衬砌的影响

这里侧压力系数分别取K=0.3,0.5,0.7,1.0,1.5,2.0,2.5。当侧压力系数0.0<K<1.0时,随着侧压力系数增加顶拱、边墙、仰拱的关键点弯矩显著减小,当K>1.0时,随着侧压力系数增加顶拱、边墙、仰拱的关键点弯矩反向显著增大。随着侧压力系数增加顶拱、边墙、仰拱的关键点处轴力增加。随着侧压力系数增加,顶拱和仰拱的位移显著减小;而边墙的位移显著增大。

3 结语

本文采用非线性有限元方法对软岩圆形隧道开挖荷载下衬砌影响因素进行了数值模拟,主要结论如下:

1)接触面摩擦系数对各关键点的位移影响很小,这表明在研究衬砌变形时可不考虑接触面,但研究衬砌弯矩和轴力时,需合理设置衬砌和围岩的接触面参数,0≤μ≤2.0时,不设置接触面将低估衬砌的弯矩、顶拱和仰拱的轴力,高估边墙的轴力。

2)衬砌关键点弯矩随着衬砌厚度的增加而增加且曲线斜率逐渐增大;隧洞关键点的轴力基本成线性增加。

3)随着埋深的增大、岩性的变差,顶拱、边墙、仰拱的弯矩、轴力、位移均增加,岩性对衬砌边墙的影响尤为明显;当岩性变差时,衬砌边墙弯矩、轴力、位移都显著增加。

4)随着侧压力系数增加,当侧压力系数0.0<K<1.0时,顶拱、边墙、仰拱的关键点弯矩显著减小;当K>1.0时,顶拱、边墙、仰拱的关键点弯矩反向显著增大。随着侧压力系数增加,顶拱、边墙、仰拱的关键点处轴力增加;顶拱和仰拱的位移显著减小,而边墙的位移显著增大。

5)从以上各种工况计算的结果来看,衬砌的轴力远大于弯矩。本文计算的薄衬砌主要承受轴力荷载,衬砌的应力状态基本处于薄膜应力状态。

参考文献

[1]王毅才.隧道工程[M].北京:人民交通出版社,2001:90-91,180-181.

弹道动力学分析 篇5

在导引弹道动力学分析中，我们需要设定的参数有目标的初速度、目标的初始x向位置、目标的初始y向速度，发动机的推力、发动机的工作时间、升力变化系数、阻力变化系数。经计算我们便可以得到导弹的速度曲线、弹道曲线、需用法向过载时间曲线、攻角时间曲线、舵偏角时间曲线、推力时间曲线。例如设定参数如下

可得导弹的速度曲线、弹道曲线、需用法向过载时间曲线、攻角时间曲线、舵偏角时间曲线、推力时间曲线分别如图所示：

导引弹道运动学分析对总体工作是一个相当不错的工具，使得总体能够在方案论证阶段就能掌握系统需用过载的情况，从而为后续的弹体结构设计、气动设计以及控制系统设计提供依据。而导引弹道动力学分析能对导引弹道运动学分析的功能进行扩展，使得总体工程师在总体方案设计过程中随着定量数据信息的积累能够采用导引弹道分析方法获得更多的系统特征量的需用值。

导引弹道动力学分析是基于“瞬时平衡”假设的。所谓“瞬时平衡”就是认为导弹绕弹体轴的转动是无惯性的，即导弹的姿态运动是没有过度过程的，更进一步说就是从舵偏角到法向加速度的动力学变成了一个比例环节。在“瞬时平衡”假设下，导弹在整个飞行过程中的任意时刻都处于平衡状态。

为了给出导引弹道动力学分析的方法的思路，首先对导弹质点弹道运动方程组进行分析。导弹在铅锤平面内的质心运动方程组为

dVmdtPcosBXmgsin①mVdPsinYmgcos②BdtdxVcos③ dtdyVsin④dtdmmc⑤dt加入控制方程

Bmzzmzz

就可以实现方程组的闭合。同样，我们可以将质点弹道与导引弹道运动学方程组结合，就能构造出一组新的封闭方程组，作为导引弹道动力学分析的工具。

对于动态特性分析的重要性，因为总体工程师的一个主要目标是保证导弹作为一个被控运动体具有良好的被控特性，而被控特性从不同的控制理论出发来理解是不同的，对于古典控制理论，我们所关注的被控对象特性集中体现在增益、阻尼和固有频率这三个特征量上。对于现代控制理论，我们更关心系统的可镇定性和可检测性。

对于一名总体工程师，只有真正了解了导弹作为一个被控的动力学系统，其动力学特性的特点、抽象的“被控特性”与实际物理参数之间的关系乃至从控制角度对导弹动力学所提出的主要要求，才能够真正在总体设计中把握住明确的目标，理清工作的脉络。

通过以上分析，我们可以得出结论，在进行导弹导引动力学分析时，设计的主要学科有： 1.理论力学

力学性能分析 篇6

关键词 锚爪 套管 弹性力学 套管深度

中图分类号：TE931 文献标识码：A

0引言

水力锚工作原理是当油套产生一定压差时，产生一个液压作用力，锚爪自动伸出，卡在套管内壁上，实现锚定油管柱的作用。锚爪在在液压的作用下，锚爪齿伸进套管，卡住套管内壁，实现锚定作用，在不同压力作用下，锚爪卡进套管深度不同，锚定力也不尽相同，所以研究锚爪牙齿卡进套管深度，清楚承受锚定力的大小，为采油行业压裂技术提供理论依据。

1应用塑性力学对锚爪嵌入套管进行力学分析

假设楔形体受均布载荷作用，接触面无摩擦，取单位宽度进行分析。

在这里，楔形体内任意一点的各应力分量决定于 ，q， 和 。根据量纲分析，各应力表达式只能取Nq的形式，其中N是 和 组成的量纲一的数量，所以在各应力分量的表达式中， 不可能出现。

2结论

利用弹性力学的方法得出了锚爪在不同压力下嵌入套管深度，以及单个锚爪的锚定力大小，为水力锚的设计提供理论基础。

参考文献

[1] 高家美，薛茹.非对称楔形体顶部受一给力偶作用的弹性应力解[J].云南工业大学学报， 1999.

[2] 高家美，马福才，刘希亮.非对称楔形体在楔面下部承受非线性分布剪力作用的弹性应力解[J].焦作工学院学报，1997.

[3] 禹奇才.另一类楔形体的通解[J].华南建设学院西院学报，2000.

四层钢结构框架力学性能分析 篇7

钢结构框架不仅应用在房屋建筑上,在石油石化企业作为支撑管道、储罐等的构筑物也应用的非常广泛,其设计方法是将管道、储罐等直接简化成竖向均布荷载作用在钢框架结构上[1],板直接承受荷载并将其传给支撑板的框架梁,再传给框架柱,最后到基础。某一由工字型钢柱、钢梁和钢板组成的三维框架结构体系,钢材选为Q345钢,钢柱截面尺寸为250×250×20×20,层高为3m;工字梁截面尺寸为200×100×10×10,钢梁的计算长度取为6m,钢板厚度为0.02m。本文采用有限元软件ANSYS[2]开展了该四层钢框架在均布荷载作用下的力学性能分析,得到框架结构的内力和变形,在此基础上,进行了该框架的模态仿真,得到前三阶的频率和振型,为进一步开展在地震波作用下框架的动力滞回性能研究奠定基础。

2 有限元模型

采用BEAM4[2]单元模拟框架柱和梁,钢板采用Shell63弹性壳单元模拟,钢材的弹性模量为2.01×105MPa,泊松比取为0.3,钢材的质量密度为7.8t/m3,建模时先建柱子、梁和板的几何模型,然后进行网格划分,然后施加约束,约束底部四个节点的全部自由度,在钢板上施加均布荷载10KN/m2,进行求解。钢框架有限元模型见图1。

3 静力结果分析

通过ANSYS的后处理[3],建立单元表,可得到框架的内力,其中柱内力如表1所示。梁中弯矩支座最大为-36.6 KN.m,跨中弯矩最大为28.3 KN.m,经验算梁和柱的抗弯和压弯承载力均满足要求。

图2为框架结构整体变形图,楼板跨中的变形最大,其变形值为19.22mm,小于跨度的1/250=24mm[3],板的抗弯刚度也满足要求。可见,构件截面的选取是合理的。

4 模态分析

应用MODAL分析,采用Block Lanczos算法进行了四层钢框架的模态仿真,求得四层钢框架前3阶频率及相应的振型,其频率值为1.426HZ,1.698 HZ和2.336HZ。图3为前3阶频率对应的振型。

从图3中可以看出,框架的第1阶振型是剪切变形,沿着水平振动,底层变形最大,钢板振动表现的不明显;第2阶振型表现为弯曲变形,顶层位移最大;第3阶振型是扭转变形,前三阶振型主要以水平振动[4]为主。随着阶数的增加,变形形状表现的越复杂。

5 结论

5.1 应用大型有限元软件ANSYS开展了四层钢框架结构的有限元分析,得到了构件的内力和整体变形,通过验算框架的承载力和刚度均满足要求;

5.2 开展了四层钢框架的模态分析,得到了钢框架前3阶自振频率和相应振型,为进一步开展钢框架的动力分析奠定基础。

摘要：应用大型有限元软件ANSYS开展了四层钢框架结构的有限元分析,得到了构件的内力和整体变形,通过验算框架的承载力和刚度均满足要求;随后开展了四层钢框架的模态分析,得到了钢框架前3阶自振频率和相应振型,为进一步开展钢框架的动力分析奠定基础。

关键词：钢框架,模态分析,ANSYS

参考文献

[1]GB50017-2003.钢结构设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2003.

[2]ANSYS programmer's manual[M].ANSYS Inc,1998.

[3]博弈创作室.APDL参数化有限元分析技术及其应用实例[M].北京:中国水利水电出版社,2004.

力学性能分析 篇8

减震支座, 又称为隔震或免震支座, 是由隔离体和阻尼器所构成的减震装置。隔离体用来提供对桥梁结构的柔性支承, 而阻尼器则在抵抗结构水平力、阻止桥梁产生过大变位的同时吸收耗散振动能量, 两者可以是一个整体, 也可以在结构上是分离的。各种减震支座的功能和作用是相似的, 即在竖直方向可承受桥梁结构的恒载和活载, 在水平方向则具有较好的柔性, 以满足较大变位的要求, 使桥梁结构的振动长周期化;同时, 利用滞回阻尼或粘性阻尼等吸收耗散振动能量, 提高桥梁结构的阻尼, 从而达到减小地震作用的目的。

二、铅芯橡胶支座的构造和工作原理

1. 铅芯橡胶支座的构造

铅芯橡胶支座通常采用剪切弹模G=0.8-1.2MPa的天然橡胶或氯丁橡胶和纯度为99.90%以上的铅制作。板式橡胶支座由多层薄板橡胶与薄钢板叠合而成, 具有非常大的竖向刚度, 足以支撑上部结构荷载;在水平刚度方面薄钢板不影响橡胶板的水平变形, 因而保持了橡胶固有的柔韧性, 为支座提供了水平向柔性和恢复力的功能, 从而达到延长结构周期的目的。板式橡胶支座由于其滞回曲线近似于直线, 几乎没有耗能特性, 铅芯橡胶支座的耗能作用则主要体现在铅的参与。铅作为一种晶体金属, 同其它晶体金属一样, 在一定的温度下, 变形后的铅可以再结晶。铅再结晶的动力是受挤压后的晶粒所储存的变形能, 这样就实现了耗能的功能。选用铅作为插入材料的原因, 其一是由于铅的再结晶温度低于室温 (200℃) , 所以室温时或超过室温时铅的恢复、再结晶和结晶生长的过程是同时出现的。实际上, 铅是仅有的一种在室温下作塑性循环时不会发生累计疲劳现象的普通金属。其二是由于铅在较小的应力 (约10MPa) 时剪切屈服, 且其行为与弹塑性固体近似。

铅芯橡胶支座是在板式橡胶支座的基础上, 在支座中间加入铅芯以改善支座阻尼性能的一种减震支座。铅芯橡胶支座构造比较简单, 可以单独作为桥梁支座使用, 因此在新西兰、美国和日本被广泛地用于桥梁的减震。

2. 橡胶支座的工作原理

普通板式橡胶支座力学性质表现为线弹性, 其主要缺点是阻尼小, 在较小水平力作用下 (如制动力) 支座变位也可能很大。在普通板式橡胶支座中加入铅芯之后, 铅芯不仅提供了静力荷载作用下所必须的刚度, 而且提供了地震荷载作用下所必须的屈服强度, 即在较小水平力作用下, 铅芯橡胶支座因具有较大的刚度而变形很小, 在大的地震荷载作用下, 铅芯橡胶支座因铅芯屈服产生滞后的塑性变形而消耗振动能量, 并通过橡胶提供恢复力, 因此铅芯橡胶支座既是隔震系统又是阻尼器。

普通板式橡胶支座和铅芯橡胶支座在交变荷载作用下的滞回曲线如图所示, 由图可以看出, 普通板式橡胶支座的滞回曲线所包围的面积远远小于铅芯橡胶支座的滞回曲线所包围的面积, 即铅芯橡胶支座吸收耗散振动能量的能力远远大于普通板式橡胶支座;而且, 铅芯橡胶支座加载时消耗于铅芯的变形功大于卸载时铅芯放出的变形功, 因而有一部分变形功被铅芯所吸收, 然后又转化为热能耗散到大气中, 从而达到吸收耗散振动能量的目的。

金属铅具有良好的力学性能, 能与普通板式橡胶支座很好地结合, 且具有较低的屈服剪切强度 (约10MPa) 和足够高的初始剪切强度 (约130MPa) , 经过冷变形后, 可在常温 (15℃) 下再结晶, 性能为理想弹塑性体且对于塑性循环有很好的耐疲劳性能。

三、铅芯橡胶支座的力学性能

3.1铅芯橡胶支座的静力特性

桥梁是露天结构物, 采用的铅芯橡胶支座在材料、功能上应能够长期稳定, 因此铅芯橡胶支座应具有以下静力特性:

3.1.1耐久性

用于公路桥梁上的铅芯橡胶支座在风、雨、温度和太阳光的长期影响下, 并在遭遇地震时应能保持稳定的功能。因此, 制造支座所选用的材料及支座结构均应有较好的耐久性, 且维修养护方便。

3.1.2竖向承载能力

铅芯橡胶支座承受荷载的能力应根据《公路桥梁板式橡胶支座》 (JT/T4—93) 中的规定选取。支座在设计时应避免上部结构传递的荷载在支座中产生过度的局部剪切应变, 即支座与桥梁上下部结构要接触紧密、平整且受力均匀。

3.1.3徐变压缩量

铅芯橡胶支座将受到上部结构恒载的持久作用, 橡胶隔离体在长期荷载作用下会产生徐变变形, 从而使上部结构下沉造成路面不平。对于上述现象在减震设计中应加以考虑, 原则上铅芯橡胶支座在竖向荷载作用下的徐变压缩量应为橡胶厚度的5%以下。

3.1.4温度稳定性

当温度在一定范围变化时, 铅芯橡胶支座的等价刚度应保持稳定。如果铅芯橡胶支座的等价刚度随温度变化而发生大的改变, 则桥梁的固有周期将发生变化, 这样就可能达不到设计预想的减震效果。因此, 规定在‐10℃至﹢40℃的温度范围内, 支座等价刚度的比值 (温度变化前后等价刚度之比) 应小于1.3;同时, 桥梁的固有周期的变化应在15%以下。

3.1.5平时水平荷载抵抗能力

铅芯橡胶支座不仅受到地震作用, 而且还受到风、制动力等水平力的作用, 如果由风、制动力等水平力作用使桥梁产生较大的水平位移, 则将降低桥梁的使用功能, 并造成不安全感。因此, 支座对于这种不利的水平变位必须有充分的抵抗能力, 即铅芯橡胶支座的屈服荷载应由设计来确定, 使其大于作用于上部结构的风、制动力 (除地震力作用) 等水平力之和, 而当地震发生时又可产生大的变位。

3.2铅芯橡胶支座的动力特性

桥梁上使用的铅芯橡胶支座在地震发生时将受到地震力的往复作用, 因此, 支座在地震产生的反复荷载作用下应具有以下动力特性。

3.2.1减震耗能特性

普通橡胶支座的剪切性能近似为线弹性, 耗能减震效果不明显。铅芯橡胶支座的滞回曲线所包围的面积比普通支座的要大得多, 而且随着铅芯直径和个数的增加, 以及支座变形量的逐步加大, 滞回面积都将逐步增加。由此可见通过调节铅芯的尺寸或截面积、支座的变形量或高度均影响到这种吸收耗散能量的功能, 故铅芯橡胶支座的设计有较大的灵活性。

3.2.2合适的刚度和阻尼

一般来说, 减震支座是通过结构的长周期化和提供阻尼吸能来减小地震力的, 所以正确地确定铅芯橡胶支座的刚度及阻尼常数是很重要的。

铅芯橡胶支座的等价刚度和等价阻尼常数的平均值与设计值的差应在±10%的范围内。这是由于最终的减震效果是由铅芯橡胶支座的等价刚度和等价阻尼常数决定的。当铅芯橡胶支座的等价刚度和等价阻尼常数的平均值与设计值的差控制在±10%以内时, 桥梁上部结构的加速度、变位等的变化幅度在使用中不会产生问题。

3.2.3滞回性能的稳定性

因为地震时产生的水平振动将反复许多次, 震后往往还有余震, 因此要求铅芯橡胶支座具有稳定的滞回性能, 在水平荷载反复作用下, 其等价刚度和等价阻尼常数基本保持常量, 从而满足地震期间水平荷载反复作用的要求。在平常的荷载变动和温度变化等影响下, 也应具有稳定性。

3.2.4承受大震作用的能力

由于在一次大地震中主要振动的反复次数可以认为是30次, 考虑一定的富余量, 铅芯橡胶支座在50次连续的正负反复荷载作用, 剪切变位为有效设计变位Beμ的情况下, 性能必须稳定, 支座不得损坏。

3.2.5正的切线刚度

铅芯橡胶支座应具有正的切线刚度。即使在大的地震发生时, 支座的响应进入了非线性区域而产生了大的变位也要求铅芯橡胶支座具有正的切线刚度。

3.2.6复位能力

为避免地震发生后铅芯橡胶支座不能恢复变形而对桥梁上车辆行驶产生影响和在遭遇下次地震时不能正常发挥功能, 要求支座具有向原来位置复位的能力。

3.2.7容许最大变形量

铅芯橡胶支座容许最大变形量是指支座在一定的垂直竖向荷载作用下, 施加水平荷载, 发生剪切变形时保持正常工作, 不出现不稳定现象的最大变形量, 它不仅与支座的强度和刚度有关, 而且与其稳定性有关。

3.2.8加载方向变化的影响

改变水平加载方向对铅芯橡胶支座的滞回特性几乎没有影响, 其滞回曲线的形状及面积基本相同, 说明铅芯橡胶支座对沿桥轴向和横桥向的地震均有减震作用。

力学性能分析 篇9

高炉煤气余压发电装置(TRT)是一种二次能源回收装置,主要利用高炉冶炼的煤气余热进行发电。作为TRT装置的核心部件,叶片承担着将流体动能转化为机械能的任务[1],但由于煤气中大量粉尘杂质长期堆积在叶片上,导致叶片的刚度及质量发生变化,叶片运转过程中容易产生振动现象,严重影响整个装置的正常工作,如图1所示。为了避免振动现象,延长TRT装置的使用寿命,项目组结合国内外研究成果[2],分析了叶片在不同积灰厚度下的力学性能,为解决叶片因积灰产生损坏等问题提供了参考依据。

1 TRT积灰叶片结构

项目组根据TRT生产企业提供的数据,确定叶片为扭曲变截面,由出气边、进气边、叶型、叶根等组成,选用2Cr13材质,总高度358mm,叶型高260mm,叶根采用两级榫齿菱形结构,高度为98mm。根据企业的资料得知[3],积灰层主要分布在叶型与叶根连接区域,约为叶型高度的三分之一。由于积灰粘度比较高,能与叶片牢固地粘结在一起,故可将积灰层与叶片作为整体进行分析,图2为TRT积灰叶片结构示意图。

2 建立TRT积灰叶片的有限元模型

TRT积灰叶片的有限元模型是分析积灰对叶片力学性能影响的关键,直接决定分析结果的准确性。项目组利用CATIA软件建立了积灰叶片的几何模型,由于叶根榫齿处的棱边存在尖边过度,计算时容易出现应力集中现象,需进行圆角处理,如图3所示。将IGES格式的叶片模型导入到Hypermesh软件后,发现叶片模型存在自由边等缺陷,严重影响计算精度,因此需要对模型进行清除修复,如图4所示。

根据相关资料得知[4],TRT叶片材料为2Cr13,屈服强度σs=450MPa,抗拉强度σb=660MPa,弹性模量E=2.09×105MPa,泊松比μ=0.3。此外,积灰的主要成分是氨盐和灰尘的混合物,其材料性能参数如表1所示。

网格划分直接影响有限元计算结果,是有限元分析的重要环节之一。综合各种因素考虑,项目组确定采用Solid l87四面体单元对TRT积灰叶片进行网格划分,由于积灰层厚度不同,网格划分的单元数目不同,以积灰厚度为5mm的叶片为例,共划分了256743个单元,116402个节点,如图5所示。

根据叶片在转子上的安装情况,如图6所示,叶根两个周向面限制了叶片X、Y方向的平动自由度,榫齿槽的接触面限制了Z方向平动自由度,故项目组对叶根的X、Y、Z方向进行了位移全约束,如图7所示。

TRT叶片正常工作时,主要承受叶片自身高速旋转产生的离心力和气流的作用力,叶片离心力可依据叶片稳态工作转速n=3000rp/min进行定义,气流力可根据经验将0.085MPa、0.07MPa的作用力分别施加在叶背和叶盆上[5]。

3 TRT积灰叶片的力学分析

3.1 静态力学分析

静态力学分析时,项目组采用ANSYS默认求解器对积灰厚度从1mm~5mm的叶片进行了应力、位移分析。计算时,对整个积灰叶片施加了角速度为314rad/s的离心力,加载0.085MPa稳态均布载荷在叶背上,加载0.07MPa均布载荷在叶盆上。

由于篇幅有限,本文只列出了积灰层厚度为1mm和5mm的应力云图,如图8所示。

从图8中可以看出,积灰层厚度为1mm、2mm、3mm、4mm和5mm时,叶片应力分布没有较大变化,应力主要集中在叶根四个榫齿的圆弧过渡区域和叶型与叶根交界处,其他部位应力相对较小,这主要是由于离心力从叶片顶部到叶根逐渐增加所导致。积灰厚度为1mm时,最大应力为284Mpa;积灰厚度为5mm时,最大应力为316Mpa。可以看出,随着积灰层厚度的增加,叶片质量发生了变化,叶片应力也随之增加,但应力分布规律没有较大变化。

表2为TRT积灰叶片各向应力分布值,从表中可以看出,Z方向的压应力最大,Y向次之,X向最小。计算出来的数值并不能完全代表实际应力数值,但是可以用来描述应力的大致变化趋势。当积灰厚度为3mm时,根据材料许用应力公式:

可以发现,叶片的最大应力已经大于材料的许用应力,叶片会因强度不足而产生破坏。随着积灰厚度的增加,叶片的疲劳破坏更为严重,因此企业应及时清理TRT装置内的积灰,保证积灰厚度不超过3mm,避免造成叶片损坏。

由于叶片应力分布规律未随着积灰厚度的增加而发生较大变化,因此本文列出了积灰厚度为1mm和5mm两种情况下的位移变化图,图10为积灰叶片位移云图。

从图10中可以看到,最大位移出现在叶片进气边的顶端,并沿着叶型斜下方向逐渐减小,叶片底部的位移值最小,这是由于叶片底部较厚,增强了应变能力。另外,随着积灰厚度从1mm增加到5mm,位移值却从0.274154mm减小到0.259602mm,这主要是由于积灰粘结在叶片上,增强了叶片刚度,造成位移值减少。

3.2 动态力学分析

TRT叶片的动应力是随着时间变化,叶片在气流激振力作用下产生的交变振动应力。随着振动次数的增加,当叶片某处的动应力达到一定值后,叶片将产生疲劳断裂。

叶片阻尼类型主要是材料2Cr13的阻尼,项目组用恒定阻尼比来处理材料阻尼,恒定阻尼比和对数衰减率有式(2)表达的关系,其中对数衰减率为0.0076:

根据振动理论,激振力的大小直接影响动应力的大小。而叶片的激振力主要源于气流参数沿着圆周方向的变化和波动,作用在叶片上的气流力可以表示成:

式中: 为作用在叶片上的气流力按时间的平均值;

为转子的旋转角速度, =2πn;

k为激振力阶次;

Pk为第K阶激振力幅值;

由于引起叶片振动是交变气流力,式中项可以略去;另外,本文只讨论激振力频率K的一项,将初相角K略去。叶片受低频共振影响较大,项目组选取一阶动频分析叶片共振情况,式(3)可变换为下式:

其中,。

P总为叶片气流力差,在ANSYS中进行瞬态动力分析时,可加载通过上述公式计算的动载荷表。

3.2.1 模态分析

为了便于分析,项目组提取了TRT积灰叶片稳态工作状况下的前6阶频率及振型进行分析,如表3所示。

从表3中可以得知,随着积灰厚度不断增加,叶片固有频率不断减小,这主要是由于积灰增加了叶片质量,导致叶片固有频率降低。从振动类型上看,积灰叶片的振动主要为弯曲振动、扭转振动和复合振动。

(单位:Hz)

3.2.2 瞬态动力学分析

分析叶片瞬态动应力对研究叶片振动及疲劳断裂有着重要意义,项目组提取了TRT叶片在不同积灰状态下的前220个载荷步,表4为不同积灰情况下叶片最大应力值。

从表4可知,叶片的最大动应力为30.184Mpa,出现在积灰厚度为4mm的状态下,这是由于积灰厚度造成叶片的频率接近激振频率,导致叶片动应力的增大,容易产生共振造成叶片断裂,应避免叶片在此积灰厚度下长期运行,此刻的等效应力云图如图11所示。

从图11可知,TRT积灰叶片的最大动应力主要集中在叶型中部及叶型与叶根交界处,其余部位应力值较低,与静应力相比,对叶片的影响较小,但结合前面的静应力分析结果,此处容易发生断裂事故。

4 结束语

本文通过ANAYS软件对积灰的TRT叶片进行了静态和动态力学分析,获得了叶片的应力、位移分布规律及固有频率。经过对分析结果总结,可以得到以下结论:

1)TRT积灰叶片在离心力及稳态气流力作用下,应力在叶根榫齿的圆弧过渡区出现了集中现象。

2)随着积灰层厚度增加,TRT叶片的应力也随着增大,但应变位移值却减少,这主要是由于积灰增加了叶片的质量和刚度。

3)对TRT积灰叶片进行瞬态动应力分析后,可以发现TRT积灰叶片的最大动应力主要集中在叶型中部及叶型与叶根交界处。

4)为避免叶片产生疲劳断裂,应保证积灰厚度不能达到3mm及以上,因此企业生产时应及时对TRT装置中的积灰进行清除处理。

双液法钢化薄玻璃的力学性能分析 篇10

本实验采用上层为有机液体下层为酒精水溶液作为玻璃钢化的淬火介质，当玻璃浸入上层有机液体中后，加热过的玻璃进行冷却，同时在玻璃表面形成一层蒸汽油膜，由于膜的存在使得玻璃不能冷却得过于迅速，从而不易炸裂。进入水中之后，蒸气层消失，玻璃表面在水中迅速被冷却，而玻璃内部冷却得较慢[1]。由此产生的结果是玻璃的表面部位具有压应力而玻璃的内部具有张应力，从而提高玻璃的强度，实现钢化的目的。即通过双液介质冷却法，在不同的介质中，形成特定的温度梯度，从而达到淬火钢化的目的。为使玻璃不发生炸裂或产生裂纹，还可以在浸入液体之前进行短暂的风冷。

2 实验部分

2.1 样片的准备

本实验所用样片均为钠质硅酸盐玻璃，厚度分别为3mm、2mm、1mm，来源于洛阳玻璃厂。玻璃的转变温度为561.9℃。将玻璃裁成尺寸为120mm×20mm, 40mm×60mm的形状，磨边、清洗、烘干后待用。

2.2 实验工艺

实验选用有机溶剂作为上层淬火油。用含酒精(纯度为99%)5%的水溶液作为下层淬火介质。

选择淬火油的基本原则：粘度、密度尽量小(必须小于水)，热导率大，无毒、闪点高、使用安全，化学稳定性和热稳定性好，不与水发生乳化，对大气环境没有破坏作用[2]。实验选用的4种淬火油的各种参数见表1。

将玻璃样片放在不锈钢支架内，在马弗炉中加热，马弗炉温度设定在580℃到670℃之间，把加热好的玻璃浸入上层淬火油中3～5秒;之后再将其传送到酒精的水溶液中停留数秒后取出;用洗涤剂清洗油污后再用超声波清洗;最后在烘箱中烘干。实验所用装置如图1。

2.3 测试方法

弯曲强度测试：选用尺寸为120mm×20mm，厚度分别为2mm和1mm的样品，在电子万能材料试验机上采用三点弯曲法测试其弯曲强度。跨距为100mm，加载速度为5mm/min。由于玻璃具有较高的离散性，所以难以用单个强度值来表达，故取多次测量的平均值来表征;

玻璃样片钢化前后的应力采用WYL-2应力仪观察;

采用FT—IR红外光谱分析仪分析钢化前后玻璃表面的化学键结构的变化。

3 结果与讨论

3.1 弯曲强度和淬火油的关系

淬火介质的热导率、粘度、密度等对玻璃钢化后的强度有重要影响。本文分别采用Dow Corning DC200、Transcal N、Energol CS32和长城牌U8101淬火油作为上层淬火介质，对厚度为2mm的玻璃在各个温度进行淬火，并对钢化后的强度进行测试，结果见图2。

由图2可知，在一定温度范围内，淬火温度越高，钢化后的玻璃强度越大。淬火温度在640℃以下时，玻璃在4种介质中淬火的强度差别不大，均较低。而在640℃以上，随着温度升高，在Transcal N中淬火的玻璃强度迅速增加。670℃左右在Transcal N中淬火的玻璃强度远远高于在其他3种淬火剂中淬火的玻璃强度。因此，本文采用的最佳淬火温度范围在650℃～670℃之间，选择Transcal N做为上层淬火介质。

3.2 弯曲强度与淬火温度、淬火时间的关系

淬火温度和淬火时间是影响玻璃钢化强度的重要因素。玻璃的淬火过程包括以下4个阶段：(1)玻璃从加热炉中取出，在空气中停留的降温阶段;(2)玻璃从空气中浸入上层淬火油，在上层淬火油中的冷却阶段;(3)玻璃从上层淬火油传到下层酒精水溶液，在酒精水溶液中的冷却阶段;(4)玻璃从淬火液中取出，在空气中冷却至常温的过程。玻璃冷却示意图见图3(以2mm玻璃为例)。

玻璃淬火过程的第4阶段中玻璃温度均在100℃以下，在此温度范围之内，玻璃强度不会发生变化。因此玻璃强度的变化必然发生在第1至第3阶段。这个过程中，可以用红外测温仪测量玻璃出炉的温度、玻璃在空气中冷却的最后温度和玻璃从淬火液中取出的温度(由于所用红外测温仪的测量误差和实际操作的误差，可能导致数据的一定偏离)，而从淬火油进入水溶液时的温度无法直接测出。由图3可知，从第1阶段到第3阶段曲线斜率依次增大，即冷却速率依次加快。

理论上淬火时温度越高，降温越快，玻璃钢化程度越高，但降温过快容易使玻璃炸裂，因此，必须找到合适的淬火工艺，在保证玻璃不炸裂的前提下，使玻璃的钢化程度最高，玻璃强度达到最大。实验采用2mm厚的玻璃，以Transcal N作为上层淬火油，研究淬火温度和淬火时间对钢化强度的影响，结果见表2。空气中的时间指的是使得玻璃不炸裂而在空气中停留的最短时间，实指风冷的时间(以下表格说明同此)。

实验在400℃到700℃之间淬火，发现400℃到600℃之间玻璃极易炸裂，难以得到钢化产品，而600℃以上，温度越高玻璃样片越不易炸裂，但670℃以上不同厚度的玻璃会出现不同程度的变形，温度越高变形越明显，厚度越薄变形越大。

由表2可知淬火时的温度(加热温度)越高，玻璃越不易炸裂，在空气中所需的冷却时间越短。原因是在低于转变温度和转变温度附近，玻璃中的Si-O键结构很稳定，当遇到极冷极热变化时，SiO键仍然保持不变，难以适应温差的变化，在张应力的作用下，玻璃就极易炸裂。当玻璃加热到接近软化点时，玻璃体中Si-O键处于松弛状态，具有一定的弹性，温度越高这种弹性越大，再冷却时就会表现出更大的伸缩性，所以不易炸裂。淬火时的温度越高，钢化后的玻璃强度越高。

从表2中还可以看出，同一温度下，在空气中的冷却时间和上层淬火油中的淬火时间越短，玻璃的强度越高。

虽然淬火时的温度越高钢化后的玻璃强度越高。但是加热温度不能高于玻璃的软化温度，否则，玻璃软化变形。实验发现，玻璃样品加热到680℃时，样品明显变形，因此本实验加热温度设定在650℃～670℃之间，空气中的冷却时间为40s～50s，淬火油中淬火时间为3s～5s。

3.3 弯曲强度和环境温度的关系

采用传热佳Transcal N作为淬火油，玻璃试样采用三点弯曲法测得的抗弯强度见表2、表3、表4。表2数据为夏季所做样品的数据，表3、表4数据为冬季所做样品的数据。

图4、图5为采用传热佳Transcal N作为淬火油，冬夏数据的比较，明显看出，冬季样品需要的风冷时间比夏季的长些，而且同在670℃时淬火，夏季钢化的玻璃样品强度较高。也就是说淬火介质的温度越高，所需的风冷时间越短，玻璃钢化的强度越高。这就验证了在一定范围内淬火液温度较高时，较大面积玻璃在钢化过程中出现断裂的情况明显减少，这一说法的一致性。

3.4 弯曲强度和玻璃厚度的关系

由图6可知，在强度到达最高点之前，2mm玻璃的钢化强度曲线变化不成规律，而1mm玻璃强度几乎呈线性递增，而且在相同的淬火温度下，1mm玻璃要比2mm玻璃的强度要高，预测本实验所用钢化玻璃的方法更加适用于较薄的薄玻璃。

在实验中发现，样片厚度越薄越不易炸裂，本实验方法不适于钢化3mm以上的玻璃。在钢化过程中，玻璃发生炸裂的原因，除了玻璃表面和内部过高的温差，过大的张应力之外，还有金属提篮的高传导率也是重要原因之一。在实验中经常发现与金属接触的地方很容易产生裂纹，这是因为金属比玻璃的热导率高，使得接触位玻璃急剧冷却，局部产生过大的张应力，超出了玻璃本身的抗张强度，从而使得玻璃炸裂。虽然尝试了用耐火棉来改善这种情况，但效果不佳。

3.5 应力分析

由于玻璃样品尺寸的限制，不能用表面应力仪测得其应力值，故采用WYL-2应力仪观察钢化前后玻璃表面的应力分布特征，分析不同淬火温度下玻璃的钢化程度。样品尺寸40mm×60mm，厚度为2mm，钢化前后经应力仪观察图像见图7至图9。

由图可见，未钢化的玻璃在光源周围出现均匀的紫色，表现出无应力分布。600℃钢化的玻璃，边角出现红色和蓝色，表现出较小的压应力。670℃钢化的玻璃，边缘的黄色更加明亮，且蓝色减少，表现出更加明显的压应力，但应力分布不够均匀，这跟前面分析的玻璃炸裂的多种原因相关，也是本实验的局限性所在。

3.6 红外光谱分析

采用FT—IR红外光谱分析仪，利用反射谱分析钢化前后玻璃表面的Si-O键的存在情况。以1mm玻璃为例，如图10所示，在1061cm-1和467 cm-1附近的吸收峰，钢化后的Si-O振动峰均向短波数方向移动，分别移至1054 cm-1和463cm-1。这表明钢化后玻璃表面的Si-O键力常数变小，键长度变长。玻璃回火时，高温时处于松弛的Si-O键在液体中进行淬火时并未恢复到原来状态，而是玻璃表面的Si-O键变长了。

4 结论

(1)本文以Transcal N做为上层淬火油，在400℃到700℃之间淬火，发现400℃到600℃之间玻璃极易炸裂，难以得到钢化产品，而600℃以上，温度越高玻璃样片越不易炸裂，但670℃以上不同厚度的玻璃会出现不同程度的变形，温度越高变形越明显，厚度越薄变形越大。通过弯曲强度的测试，确定本实验的淬火温度设定在650℃～670℃之间，空气中的停留时间为40s～50s，淬火油中冷却时间为3s～5s。

(2)冬季样品需要的风冷时间比夏季的长些，而且同在670℃时淬火，夏季钢化的玻璃样品强度较高。也就是说淬火介质的温度越高，所需的风冷时间越短，玻璃钢化的强度越高。

(3)在相同的淬火温度下，1mm玻璃要比2mm玻璃的钢化强度要高，而且样片厚度越薄越不易炸裂，本实验方法不适于钢化3mm以上的玻璃。预测双液钢化法更加适用于钢化较薄的薄玻璃。

(4)通过红外光谱分析钢化前后玻璃表面的Si-O键的存在情况。无论1mm还是2mm的玻璃，钢化后Si-O振动峰均向短波数方向移动，SiO键力常数变小，键长度变长。

5 结束语

以上对提高薄玻璃强度的方法的详细分析表明，以Transcal N作为上层淬火油，酒精水溶液作为下层冷却介质，对厚度为3mm以下的薄玻璃进行淬火，能够明显提高玻璃的强度，且成本低，冷却速度快，玻璃质量好。

总之，通过以上实验明确双液冷却法对玻璃增强的作用，找到一条提高薄玻璃强度的优化途径。目前，钢化的薄玻璃可应用于手机屏玻璃，眼镜玻璃以及工业仪器仪表玻璃。而且随着工艺的成熟，它的应用领域必将更加广泛。并希望找到更加合适的淬火介质及合理的工艺参数，使得此法得以推广，最终能适用于超薄玻璃的强化。

参考文献

[1]Werner Kiefer, Process for the thermal tempering of glass, United States Patent4, 516, 999, 1985.

初中物理力学重要实验分析 篇11

【关键词】 逻辑思维 力学分析 贯穿 力学实验

【中图分类号】 G633.7 【文献标识码】 A 【文章编号】 1674-4772（2014）01-040-01

物理学习是现阶段对于学生比较难的科目，如何让学生喜爱上我们的物理学科，就需要我们老师去认真思考了。其实，物理学科是一门思维性很强的课程，对于这些抽象的概念我们应该以物理实验来讲解。实验，可以使学生产生浓厚的兴趣，对于物理现象将产生怎样的结果，会去努力探究，找出合理的解释与满意的结果。所以，在物理这门学科的教学中，实验是必须存在的，没有实验，就没有结果。我们的力学概念，也是由现象产生的。如重力概念，就是伟大科学家牛顿根据苹果掉落的自然现象得出的结论。下面，我们就对初中物理课程中概念的理解，用物理实验做分析讲解。

一、二力平衡条件实验分析

老师在讲解二力平衡这一概念的时候，通常都会说物理在两个力的作用下，保持平衡状态，这两个力平衡。我们所说的平衡状态，就是指物理静止或者做匀速直线运动。学生会再大脑中产生这样的疑问，这两个力，如何才能使物体静止或者做匀速运动呢？这时，我们可以用物理实验来给学生讲解这个概念，让学生理解二力平衡的条件，才能真正的掌握二力平衡这一概念。如，用一根木棍两端用东西支起保持一定的高度，用一根绳子，一端套在我们的木棍上，绳子的另一端套一个砝码，这时，我们的砝码处在空中，保持一种静止状态。同样我们可以在光滑的桌子上放一个小车，桌子的两端架两个定滑轮，小车的两端分别套一个绳子绕过定滑轮。在实验一中，我们的砝码本应该是受到重力的影响往下掉，可是它没有掉，而是处于空中保持一种静止状态，为什么？因为二力平衡，绳子对于砝码，产生了一个拉力，这个力的大小刚好与砝码的重力相等，只是它的方向向上，与重力的方向相反。小车实验中，我们先在一端绳子上套一个砝码，小车会往套有砝码的一端移动；我们在小车的两端分别套上大小一样的砝码，这时我们发现小车在桌子上保持静止状态；我们在小车的两端套上两个大小不一样的砝码，小车会往重的砝码一边移动。在这个实验中，我们发现套一个砝码和大小不一样的砝码时，我们的小车都会移动，而大小相等的砝码就不一样了。砝码一样时，两个砝码受的重力相等，对于小车而言，它受到了大小相等，方向相反的两个力的作用，可是仍保持与受力之前的相同状态。通过这些实验，我们了解到了，二力平衡的条件就是两同一等一反，即在同一个物体和同一直线上，作用两个大小相等，方向相反的力，这个物理的状态不会改变。并且这几个条件缺一不可。

二、浮力影响因素的实验分析

当学生了解了浮力这一概念后，我们就得让他们去认识影响浮力大小的因素。我们会在书本上看到，物体受到的浮力，与物理排开液体的体积和液体的密度有关，物体排开液体的体积与液体密度越大，浮力就越大。可是，学生如何来认识这一概念，如何认识到体积变大和密度大呢。我们可以让学生去做实验，证明这一概念的正确性。如我们先用一个石块，挂于弹簧测力计上，用四个量杯（分别编号1，2，3，4）其中前三个杯子盛装水，第四个装盐水。把同一块石块分别让入四个量杯中，1号杯石块的一半体积放入水中，2，3号杯把石块全部放入水中，但深度不同，4号杯把石块全部放入盐水中，观察水和酒精上升的位置，弹簧测力计的数值。不难发现，弹簧测力计的数值有相同和不同的，水上升的位置也有相同和不同的。石块一半放入水面时，弹簧测力计的数值最大，而完全放入杯中的两个水杯中，弹簧测力计的数值一样，水上升的位置也一样。而第四个杯子中，弹簧测力计的数值与2，3号杯不一样，盐水上升的位置也不一样。为什么呢，明明是同一个物体，只是放入物体的大小和承载物体的液体不同而已。这样就找出了我们改变浮力大小的原因了，对四组数据进行分析，我们知道盐水的密度大于水的密度。在1号杯和4号杯中，物体放入液体中的体积是一样的，可是弹簧测力计的数值1号杯小于4号杯，可以得出结论一是液体密度影响我们物体所受的浮力，密度大，浮力大。在1，2和3号杯的结果可以看出，1号杯的弹簧测力计的数值小于2，3号杯，可以得出结论二在液体密度相同的情况下物体排开液体的体积影响物体所受浮力，排开液体体积越大，浮力越大。在2，3号杯的结果可以看出，在相同液体，相同体积下，不管物体放于什么深度，物体的浮力一样，得出结论三，深度不影响物体的浮力。通过这个实验，学生就掌握了改变浮力大小的因素就是密度与体积。

三、结语

总而言之，针对初中物理力学的学习，我们不能照本宣科，而是需要通过实验去分析讲解。物理学习，不同于我们的其他学科，多背多看就可以了，它是一门逻辑思维特强，综合性特高的学科。需要我们让学生自己动手做、动脑想，自己分析现象与结果，自己记录实验数据与分析数据，得出结论，并与书本知识相结合，理解掌握知识点。

[ 参 考 文 献 ]

[1] 徐海云.中考力学实验题的分类与解析[J].初中生世界（九年级

物理版），2013（2）.

[2] 张大鸿.试论初中物理力学解题思路的培养[J].新课程·下旬 ，

2013（5）.

[3] 朱万青.一组力学演示实验的设计[J].新疆石油教育学院学报，

2004，7（4）.

[4] 胡海红.从不同角度巧解力学综合题[J].中学物理（初中版），

力学性能分析 篇12

最早对冻土单轴抗压强度影响因素展开研究的可追溯到俄罗斯冻土学开创者崔托维奇,其在1930年通过冻结砂土单轴压缩试验得出单轴抗压强度随温度的降低而增加的规律[2].国内最早进行冻土单轴抗压强度试验研究的是吴紫汪等人,其通过冻结砂土单轴抗压强度试验,发现冻结砂土的强度与温度、含水率和加载速率有关[3];朱元林对冻结砂土及粉土的单轴抗压强度进行了深入研究,认为抗压强度与变形速度、温度、土性及含水量等因素关系密切,同时给出了它们之间的定量关系[4];李洪升等着重对应变速率对冻土抗压强度的敏感性进行了分析[5].陈湘生通过冻结砂土与冻结黏土单轴抗压对比试验得出单轴抗压强度与土性有关,并指出冻结细砂抗压强度约为冻结黏土的3～7倍,是冻结粗砂的1.8～2倍[6].刘宏等通过试验研究了冻结温度、应变速率、养护时间以及尺寸效应对钙质黏土抗压强度的影响规律[7].

综上,针对单轴抗压强度影响因素的研究主要基于室内试验,且室内试验按排除法进行设计,即在探究多个因素对试验的影响时,仅改变一个因素,而保证其他因素不变,从而重点分析该因素对冻土单轴抗压强度的敏感性以及规律变化,至于诸影响因素之间的敏感性大小关系很难直观呈现.为综合分析诸因素敏感性,本文通过进行多组不同影响因素交错下的冻土单轴抗压试验,并采用灰色关联理论分析试验结果,从而评定出各因素对冻土单轴抗压强度影响的权重,为人工冻土单轴抗压试验及工程应用提供依据.

1 试验方案

冻土单轴抗压强度影响因素很多,为研究方便,本文选取7种因素进行分析.试验方案采用正交试验法进行设计,即按7因素三水平安排试验.7种因素分别为:土性、深度、温度、密度、含水率、养护时间、加载时间.其中土性有黏土、砂土、砂质黏土,分别用1,2,3表示,深度考虑150 m,300 m,400 m,温度有-5℃,-10℃,-15℃,密度包括1.89g/cm3,2.15g/cm3,2.42g/cm3,含水率有20%,23%,26%,养护时间有24h,48h,72h,加载速率包括5%min-1,15%min-1,25%min-1.

根据《人工冻土物理力学性能试验》[8]对冻土样制备的规定及试验方案,重塑制备18组尺寸为φ50×100的标准圆柱体试样,每组3个平行样,并采用-40DL/160低温箱对土样进行低温养护.冻土单轴试验在自行研制的WDT-100型微机控制电液伺服冻土单轴试验机上进行,其温控精度为±0.1℃.试验按应变控制加载方式进行,冻土的瞬时强度取试件破坏时的极限强度值,或者取轴向应变为20%时所对应的应力作为冻土的瞬时强度值,每组取3个平行样的平均值作为最终结果.影响因素水平分配及试验结果如表1所示.

2 灰色关联分析法

灰色关联分析法可以对影响一个复杂系统的诸多因素进行分析,判定哪些是主要因素,哪些是次要因素;判定指标为相应因素的关联度.

2.1 数列无量纲化

数列无量纲化的方法有初值化、均值化、逆化、倒数化.本文采用初值化法对人工冻土单轴抗压强度影响因素进行分析.

设Xi=(xi(1),xi(2),…,xi(n))为因素i的行为序列,即为因素i的初始化后的行为序列.

2.2 求灰色关联度

绝对差序列

其中,k=(1,2,…,n)为水平数,i=(1,2,…,m)为因素序列数.

二维最大绝对差和最小绝对差

确定关联系数

在灰色关联分析理论领域,分辨系数ζ值的选取没有统一的原则和具体方法,沿用较多的是最早提出灰色关联空间理论的邓聚龙[9]对于分辨系数的规定:分辨系数ζ的取值范围为(0,1),实际应用中通常取0.5.

为提高关联系数之间的差异显著性,且考虑正交试验具有均匀分散的特点,本文ζ取0.5进行计算分析.

计算关联度

3 影响因素敏感性分析

将表1试验结果作为分析参考列,即i=0.i=1表示影响因素土性,i=2表示深度,i=3表示含水率,i=4表示密度,i=5表示加载速率,i=6表示养护时间,i=7表示温度.

对表1无量纲化后,由式(1)～式(3)求得各数列关联系数,并应用式(4)求得各列关联度,结果如表2所示.

4 结论与展望

(1)通过试验结果分析可知,所选7种影响因素的关联度均大于0.5;关联度超过50%即说明该因素对结果影响比较大.因此选定的7种因素均是人工冻土单轴抗压强度的重要影响因素.为保证试验结果精准可靠,这些因素应被严格控制.现场采用蜡封法封装试样;严格标定试样钻取深度;严格检测土的性质;确保温箱温度降到设定值再进行加压;选定合适的加载速率;选定合适的养护时间;皆是提高数据精度的有效方法.

(2)依据所求关联度大小,可对7种因素敏感性大小进行排序:温度>深度>土性>养护时间>加载速率>含水率>密度.运用科学的正交试验法对试验方案进行了设计,并采用科学的理论分析方法对结果进行了分析,因此这一排序,具有一定的科学性.其指导意义在于,在诸多影响因素不能完全满足试验条件时,首先必须保证敏感性较大因素的误差,如此方能控制试验结果误差.此外,可为相关试验优化设计提供参考.

(3)后续将通过大量试验,研究这些因素对人工冻土三轴抗压强度及主要参数敏感性大小,更加完善相关方面的研究.

参考文献

[1]胡省三,成玉琪.21世纪前期我国煤炭科技重点发展领域探讨.煤炭学报,2005,30(1):1-7(Hu Shengsan,Cheng Yuqi. Discussion on key development fileds of China's coal science and technology at early stage of 21st century.Journal of China Coal Society,2005,30(1):1-7(in Chinese))

[2]崔托维奇.张长庆,朱元林译.冻土力学.北京:科学出版社, 1985

[3]吴紫汪.冻结凿井冻土壁的工程性质.兰州:兰州大学出版社, 1988

[4]朱元林,张家懿,彭万巍等.冻土单轴压缩本构关系.冰川冻土,1992,14(3):210-217(Zhu Yuanlin,Zhang Jiayi,Peng Wanwei,et al.Constitutive relationship of uniaxial compression of frozen soil.Journal of Glaciology and Geocryology, 1992,14(3):210-217(in Chinese))

[5]李洪升,杨海天,常成等.冻土抗压强度对应变速率敏感性分析.冰川冻土,1995,17(1):40-47(Li Hongsheng,Yang Haitian, Chang Cheng,et al.The sensitivity analysis of strain rate of compressive strength of the frozen soil.Journal of Glaciology and Geocryology,1995,17(1):40-47(in Chinese))

[6]陈湘生.人工冻土瞬时无侧限抗压强度特征的试验研究.建井技术,1991(6):32-33(Chen Xiangsheng.Experimental study on characteristics of instantaneous unconfined compressive strength in artificial frozen soil.Mine Construction Technology, 1991(6):32-33(in Chinese))

[7]刘宏,刘其福.冻结钙质黏土无侧限抗压强度影响因素研究.山西建筑,2009,35(2):115-116(Liu Hong,Liu Qifu.Research ??on unconfined compressive strength influencing factors of frozen calcareous clay.Shanxi Architecture,2009,35(2): 115-116(in Chinese))

[8] MT/T593-2011.人工冻土物理力学性能试验.北京:国家安全生产监督管理总局,2011