力学特性分析（共12篇）
力学特性分析 篇1
1 前言
随着开采深度的不断增加, 许多布置在软岩中的巷道变形越来越严重, 支护相当困难, 因此软岩的研究问题成了目前工程界最为关注的问题之一。
2 工程背景
某矿工作面地面标高30.45m, 工作面标高-720 m~-777m, 煤层厚度4.2m, 煤层倾角平均15°。直接顶为深灰色砂质泥岩, 厚约3.0m;老顶为灰白色中细石英砂岩, 厚约7~20m, 裂隙发育;直接底为黑灰色砂质泥岩, 厚约5.0m。在松软围岩中布置巷道, 巷道围岩稳定性差, 遇水极易膨胀, 使巷道掘进和回采期间支护困难, 通过对巷道围岩的力学性质研究, 揭示了软岩的力学特性和软岩破坏机理, 为指导大变形巷道工程支护实践提供了理论依据。
3 软岩的力学性质试验
岩样取自直接顶的砂质泥岩, 试验主要包括单向抗压强度、三向抗压强度、劈裂抗拉强度等力学特性试验。
3.1 单向抗压试验
在单向压缩试验中, 外界环境对软岩的强度影响较大。如温度、湿度和加载速率对软岩性质的影响, 外界环境变化不太大的情况下都能引起软岩性质的明显变化。
对于砂质泥岩的单向抗压特性, 在室温天然含水状态下通过RMT岩石力学试验机进行, 加载速率为0.02mm/s, 测试结果见表1。
3.2 三向抗压试验
岩石三向压缩试验指的是岩石试件在一定围压条件下所测定的强度和变形特性。本试验是常规三向压缩试验 () , 测试结果见表2。
3.3 单轴抗拉强度试验
岩石的抗拉强度采用劈裂法, 将圆柱状岩石试件置于压力机承压板上, 并在试件与上下承压板间各设置一根钢筋压条, 然后加压, 试件受力后沿径向裂开破坏, 根据弹性理论求其抗拉强度。测试结果见表3。
4 测试结果分析
由图1、2可知, 岩石的强度在有围压的状态下明细增加, 从变形曲线上看, 岩石可近似地看作塑性变形→弹性变形→塑性变形的过程, 主要是孔隙和裂隙为主的变形。在压应力作用下, 岩石中的孔隙和裂隙逐渐闭合, 岩石的刚度增大, 曲线斜率也逐步增大。随着压应力的增加, 孔隙和裂隙闭合到一定程度后, 岩石在压应力的作用下发生弹性变形, 其后裂隙扩展成新的裂隙, 直到发生破坏。在单向压缩试验时, 岩石呈脆性破坏, 破坏过程瞬时完成, 破坏时发出较低且清脆的声音。随着围压的增大, 岩石的力学性质发生了变化:逐渐由弹脆性→弹塑性转变。在压应力达到峰值后, 由于岩石中存在弱面, 强度相对较低, 低强度部分将逐渐产生屈服弱化, 岩石呈现剪切破坏, 破坏过程有一定的延时, 破坏时有一定的软化特性。岩石的单向压缩破坏形式与劈裂破坏形式相似, 类似内部的拉伸破坏;岩石的三向压缩破坏形式是剪切破坏。因此岩石的破坏形式, 按其机理来说只有拉伸破坏和剪切破坏两种, 而通常所说的岩石被“压坏”实质上是不存在的。
5 结论
通过分析软岩在不同应力状态下的破坏状况得知, 单向压缩破坏表现为脆性破坏, 产生这种破坏的原因是岩石中裂隙发生和发展的结果。三向压缩破坏表现为剪切破坏, 岩石中存在软弱结构面, 软弱结构面上的剪应力大于该面上的强度时, 岩石就沿着弱面产生剪切滑移, 从而导致岩石的剪切破坏。
参考文献
[1]曹辉, 杨小聪, 解联库, 郭利杰.某矿岩石力学特性及力学参数相关研究[J].中国矿业, 2010 (07) .
[2]王东, 刘长武, 王丁等.三向应力下典型岩石破坏预警及峰后特性[J].西南交通大学学报, 2012 (02) .
力学特性分析 篇2
1引言
封闭式吸水罐指的是装置在泵前，水泵吸水管路直接从中取水的有压容器，起着前池、进水池的作用，而非传统用于水泵启动的吸水罐[1,2].
相比于开敞式水池，封闭式吸水罐适用于水位变幅较大的泵站，可充分利用站前水头，提高整体供水效率。但目前对于泵站工程内部流场的研究大多集中于开敞式水池[3,4]或进出水流道[5,6]中，而很少分析封闭式吸水罐内部的流态，因而不了解采用封闭式吸水罐装置的泵站的内流场特性，如不同开机台数对泵站内流场的影响及不同水泵机组之间的差异等，导致在吸水罐的设计方面缺乏指导性的参照。因此，本文以四川省四平泵站为例，分析了封闭式吸水罐的内部流动特性，旨在为类似泵站设计与运行提供参考依据。
2计算方法与边界条件
2.1控制方程和算法
泵站内的流动不考虑密度变化，属不可压缩湍流流动，其计算模型的建立主要依据瞬态连续方程和N-S方程。在泵站主流区，流动一般处于高雷诺数湍流状态，且由于泵站尺度较大，在前池、进水池的流动变化较大，往往会有较大尺度的回流与边壁脱流，故采用两方程κ-ε模型中的RNGκ-ε进行求解计算[7].计算时，离散格式对流项采用二阶迎风模式，扩散项和源项采用中心差分离散模式，数值求解方法采用SIMPLEC算法[8].
2.2计算模型与网格划分
四平泵站为一高扬程泵站，其设计流量为8.7m3/s,站前设计水位225.34m,最低水位224.74m,最高水位246.84m.安装四台水泵（三工一备），单泵流量2.95m3/s,扬程为36.5m.本次计算范围包括吸水罐前长为12m的引水钢管、吸水罐、吸水罐出口到泵前的吸水管，见图1.
该高扬程站采用截面为圆形，直径为6m,长为36m的圆柱形吸水罐。网格划分均用Gambit划分四面体网格，网格局部单元最大尺寸400mm,最小尺寸100mm,增长率1.5,网格单元总数98×104,网格节点总数19×104.经网格无关性检查，当网格单元总数在100×104左右，网格节点总数在20×104左右时可以满足网格无关性的要求。
2.3边界条件引水钢管进口采用质量流量进口边界条件，异径管末端出口设置压力出口[9].各壁面均采用标准壁面函数法，由于引水钢管、吸水罐和吸水管均为钢管，粗糙度较小，因此在设置边界条件时设置较小的粗糙度[10].边界条件示意图见图2.
3不同机组运行的水力损失和流态对比
3.1不同机组运行的水力损失对比
为系统地分析吸水罐不同机组的流动特性，本文研究了不同机组台数对于水泵机组运行的影响，即分别分析了一台泵、两台泵和三台泵运行时的运行特性。由于该吸水罐模型可近似视为左右对称结构。一台泵运行时有两种情况（边机组#1和中间机组#2），两台泵同时运行时共有四种情况；三台泵运行时有两种情况，本文仅分析其中一种即边机组#1和中间机组#2、#3）。
通过CFD可得表1中六种工况的水力性能，结果见表2.表2中，h1、h2分别表示从吸水罐进口到出口、吸水罐出口到水泵进口的水力损失，h为整个计算域的水力损失。
由表2可看出，三台泵同时运行时的水力损失最大，一台泵边机组#1运行时的水力损失最小。两台泵同时运行时，中间机组#2、#3运行时水力损失最大，边机组#1、#4同时运行时水力损失最小。因此，从水力损失角度方面分析，中间机组运行时的水力损失比边机组运行时的大。这可能是因为边机组的流态要比中间机组的流态稳定。为了进一步对比中间机组与边机组的差异，从内部流场来进行对比分析。
3.2不同机组运行的流态对比
3.2.1单泵运行图3、4分别为单泵纵剖面（y=0）流线图和多截面流线图。由图3、4可看出，单泵运行时，边机组#1运行时，吸水罐内的流态较好，无正对着吸水喇叭口的漩涡，且吸水管内的流线较中间机组#2运行时的光顺。这是因为当水流由引水钢管引入吸水罐时，水流会对吸水罐壁产生冲击，距离进口较近的机组，由于距离较短，水流尚未调整过来从而导致其流态较为恶劣。而距离进口较远的边机组，水流调整较好因而流态较好。故单泵运行情况下，边机组运行要比中间机组运行的流态好。
3.2.2两泵运行图5、6分别为两泵纵剖面（y=0）流线图和多截面流线图。由图5、6可看出，两泵同时运行时，工况D6000-2-D的.流态最好。其中边机组吸水喇叭管下方的吸水罐局部区域均无漩涡，而中间机组无论是#2还是#3在吸水喇叭管下方均存在较大尺度的漩涡，这些漩涡会较大程度地影响水泵的吸水性能，不利于水泵高效稳定运行。
3.2.3三泵运行
图7为三泵流线图。由图7可看出，由于流量、速度的增加以及水泵机组之间干扰的加剧，边机组和中间机组的差异性更加明显。中间机组#2、#3吸水喇叭管下方存在大尺度的漩涡，而边机组#1则流态较好。
4结论
通过对四平高扬程站机组流动特性的分析，发现装备封闭式吸水罐泵站的水力学特性与开敞式水池的泵站存在较大差异，数值模拟结果与实际运行情况相似，从而对该类型泵站的运行提出在单泵运行情况下，尽量以边机组运行，以保证水泵能够高效稳定地工作；多台泵运行情况下，优先选择边机组的组合进行工作，具体实际操作以生产工作中具体要求而定。
参考文献：
[1] 唐再生.吸水罐设计[J].工程设计与研究，（98）:48-50.
[2] 段景良.离心泵吸水管上加装负压吸水罐的分析[J].山西焦煤科技，2007（2）:17-19.
力学特性分析 篇3
关键词：板块病害；力学特征；水泥混凝土
中图分类号：U41文献标识码：A文章编号：16723198（2007）11027302
1引言
水泥混凝土路面是一种刚度大、扩散荷载能力强、稳定性好的路面结构。加之水泥混凝土路面的适应性及抗灾能力强，能较好地满足现代化交通的要求，自20世纪90年代以来得到了迅猛发展。但随着公路里程的增加，养护维修的任务越来越重，况且由于路面经常受重交通荷载、环境条件等因素的作用，水泥混凝土路面在使用初期或经过一段时间使用后，容易出现一定程度的损伤破坏，如路面表面出现细小的裂缝、坑槽、露骨；路面板出现裂缝、断板；接缝产生错台、碎裂等病害。这些病害降低了路表使用性能，减小了路面结构的承载能力，降低了道路的通行能力，应迅速予以修复，否则在车辆荷载和环境因素继续作用下，路表使用性能将迅速降低，路面承载能力将进一步下降，会引起整个路面结构迅速破坏。从而会大大增加今后的维修成本。
2板块破坏的类型及传统修补方法
在水泥混凝土路面的板块修补方面，常采用的方法是将损坏的混凝土除掉，将局部板块凿成5～7cm的长方形凹槽，清除刷洗干净后重新补铺路面，铺上与原路面混凝土相同强度或略高于路面混凝土原设计强度的普通混凝土。
2.1板块破坏的类型
板块破坏修补的类型一般包括：
（1）板角断裂：裂缝垂直通底，并从角隅到断裂两端的距离等于或小于板边长的一半。（2）边缘有中等或严重的混凝土开裂或成碎块。（3）坑洞，板表面出现直径为2.5～10cm、深为1.2～5cm的坑洞。
2.2传统的修补方法
（1）沥青混凝土。长期以来，公路部门都习惯于采用沥青混凝土对损坏的水泥混凝土路面进行修补，尽管方法简便，但隐患较多。①道路强度不均匀，传荷不一致。②使用寿命短。沥青混凝土本来的使用寿命就较水泥混凝土路面短得多，夹在水泥混凝土板面中间，更易发生破坏，有的其至一个冬季或雨季过后，就要进行重新修理。③影响路面平整度，降低表面使用功能。由于沥青混凝土的热稳性较差，夏季在外部荷载作用下，沥青混凝土易产生变形，导致路面平整度下降，影响路面使用功能。④不美观。在整片灰白色的水泥混凝土路面中补上一块黑色的沥青混凝土，路面景观受到影响，行车者见了也很不舒服。
（2）普通水泥混凝土。公路上另一种传统的修补水泥混凝土路面的方法是将破损的混凝土除掉，新铺上与原设计标号相同或高标号的普通混凝土，采用普通水泥混凝土修补被损坏的混凝土路面，主要有如下缺点：①收缩大，易导致新老混凝土拉开。②水泥混凝土本身粘度低，与老混凝土结合差。③新老混凝土间的界面缺陷，易使混凝土开裂。④养生期长，影响交通。
3板块病害修补结构形式研究与力学分析
3.1基本几何性能
水泥混凝土路面在进行受力分析过程中，可以按薄板的基本几何来进行。对混凝土板块建立如图1所示的坐标系，板在x-y平面内，在z方向的厚度为t，板的表面在z=±t/2处，中面在z=0处，它满足薄板的基本几何：（1）板的厚度比它的平面尺寸b和c要小得多，既t< 板块在破坏后，按照传统的修补方法，是将破损的混凝土除掉，新铺上与原设计标号相同或高标号的普通混凝土，采用普通水泥混凝土修补被损坏的混凝土路面，其修补形式和修补后修补块的界面受力，采用传统的修补形式进行修补后，由于界面间骨料的咬合力，修补板块的边界上仍旧作用有面应力和剪应力，这些应力从板的中面开始，在z方向线性变化。虽然忽略了板的横向剪切变形，但是仍旧有横向剪应力，这些横向的应力在沿边界上就产生了弯矩和扭矩。由于界面间各种作用力的存在，在行车荷载的作用下，必定会在接缝处产生接缝碎裂等现象，而且新混凝土的干缩还会使新老混凝土产生裂缝，导致地面水下渗，从而会引起整个板块的破坏。 4.2修补方案的提出及力学分析 采用膨胀胶条使修补块与原混凝土板块分离开，使新旧板块单独受力。分离以后，按最不利位置进行加载，以单轴130KN的均布荷载全部作用在修补块上进行ANSYS受力分析。修补后新旧混凝土界面上的应力值在采用胶条进行修补和采用传统修补方法进行修补时，界面应力所示。 由新旧混凝土界面剪应力云图4和图5可以看出，在新旧混凝土界面上，由于胶条的作用，界面各种应力值明显减小，有的应力值甚至为0，这样，单元的受力结构就由图3变成了另一种受力状态。由于胶条的作用，减小了修补后的新混凝土与老混凝土之间的界面应力，混凝土板块作用面上的剪力yzτ和xzτ明显减小，xσ，yσ也相应减小，使修补的混凝土板块单独受力，单独工作，从根本上改变了传统的修补思想。 4实验路修补的施工工艺与效果分析 4.1施工工艺 （1）确定切割范围：对路面进行清扫，用粉笔画出处治区域。 （2）切割及清理：按照标线用切割机进行切割，切成5cm以上深的槽，切割完毕后，用风镐对其破损部分进行破除，破除深度大约为15cm，坑槽底部要求尽量平整，风镐无法找平的地方，要人工用手锤，刚钎进行整平，清理完毕后，用气泵除尘，直到洁净为止。 （3）配制修补用混凝土及树脂胶。用滚桶式搅拌机拌和混凝土，少量的混凝土也可用人工拌和，在拌和时，要求对膨胀剂和早强剂的剂量要控制准确。树脂胶在配制完成后，要求在10分钟内全部涂于混凝土壁面上，以免温度过高，发生膨胀而无法使用。 （4）对清理好的混凝土面用水浸润30分钟后，将界面水清理干净，然后在界面上涂刷一层水泥净浆。 （5）粘止水膨胀条：用抹布把边缘擦干净，将树脂胶毛刷均匀地涂在止水膨胀条上及老混凝土边缘，按照上表面与混凝土表面相同高度的原则，把胶条粘在混凝土切割缝上。 （6）灌注：灌注混凝土，用振捣棒进行振捣，振捣完毕后使混凝土表面高出原路面1cm，用抹子抹平表面，在抹平时应注意不要使止水条低于混凝土表面，抹平后拉毛。 （7）养生：喷洒养生剂或用塑料薄膜覆盖养生，三天后开放交通。 4.2修补后的效果分析 针对此种修补方案，本项目组于6月末在某高速公路选定3KM范围内进行了实地的混凝土板块的修补，并于7月初对修补的混凝土板块进行了观测，效果显著。 采用上述修补方案修补后的混凝土路面，通过一段时间的行车荷载作用后，在新旧混凝土板块接缝处没有任何的板边破碎或掉角等现象，这说明了胶条的存在，缓解了行车荷载的冲击作用，减小了界面之间的剪力和弯矩。修补后，1d龄期时混凝土抗压强度达到了17.5MPa，满足了1d开放交通的要求，证实了采用这种修补方案进行维修混凝土路面的可行性，基本上可以用于实际混凝土路面板块病害的修补。 参考文献 ［1］Ohama，Y.Handbook of Polymermodified Comcrete and MortarsProperties and Technology，Noyes Publications，2005：p473478. ［2］龚益，徐至钧.纤维混凝土与纤维砂浆施工应用指南［M］.北京：中国建材工业出版社，2005. 齿轮传动系统是目前最重要而且应用最广泛的机械传动机构,由于齿轮传动系统的工作状态的复杂性,使其力学行为和工作性能对整个机器有着重要的影响[1]。齿轮的模态分析是对掌握齿轮的结构振动特性的必要工作之一,通过模态分析可以避开这些结构或者传动部件的固有频率,最大限度地减少对这些频率的激励,避免共振发生。目前,关于齿轮的模态分析的例子数不胜数[2,3,4,5,6],但这些分析都是针对单个齿轮或者基于数值方法进行的,没有考虑齿轮之间的啮合关系,也就是轮齿之间的约束关系对系统的影响。因为齿轮的工作特性是以啮合为基础的,所以单一齿轮的分析已经不能满足分析的需要,本文以渐开线直齿圆柱齿轮副为研究对象,建立了啮合三维模型,分析其啮合状态下的特性,并且在其基础上建立了不考虑齿面间摩擦力的情况下齿轮传动系统的非线性动力学模型。 1齿轮的三维建模 此传动系统齿轮的参数如下:齿轮模数m=5 mm;大齿轮齿数z1=97,小齿轮齿数z2=20;压力角α=20°,大齿轮齿宽b=100 mm,小齿轮齿宽b=100 mm。使用参数化的方法绘制齿轮的三维啮合模型如图1所示。 将文件保存为IGS格式导入ANSYS有限元软件中进行动力学模态分析,如图2所示。齿轮啮合传动时轮齿之间是相互接触的,之间存在约束关系,也就是说啮合过程中随着啮合位置的改变啮合刚度是变化的,所以齿轮啮合模态分析是一种非线性的动态分析。在文中对齿轮进行啮合分析时主要考虑的情况是两个齿轮的啮合不是简单的装配过程中的啮合,在有限元分析中要考虑定义接触对。定义接触对的过程就是要保证齿轮的啮合过程。 2装配体的模态分析 首先对三维实体模型划分网格如图3所示。定义材料属性:弹性模量E=2.06×105MPa,泊松比μ=0.3,材料密度ρ=7.85×103kg/m3。 由于此传动系统是适合于高速重载工况,所以在分析时要考虑其在高速旋转情况下的模态。也就是有预应力模态分析,有预应力模态分析用于计算有预应力结构的固有频率和振型,小齿轮是主动轮,在进行模态分析之前,要先进行静力学分析,需要注意的是预应力选项必须打开。 然后重新进入solution,进行模态分析。求得的结果为:一阶固有频率为1493.3 Hz,二阶固有频率为1604.0 Hz,三阶为1683.0 Hz,四阶为1909.9 Hz,五阶为1972.3 Hz,六阶为2174.7 Hz,七阶为2876.8 Hz,八阶为3588.4Hz,九阶为4148.8 Hz,十阶为4155.6 Hz。 从各阶模态振型图上可以看出:一阶模态主振型如图4所示。表现为小齿轮基本没有振动,大齿轮的对折振动;二阶模态主振型如图5所示。表现为小齿轮基本没有振动,大齿轮上端、下端、右端的弯曲振动;三阶模态主振型如图6所示。表现为小齿轮基本没有振动,大齿轮的径向振动;四阶模态主振型如图7所示。表现为小齿轮和大齿轮的径向振动;五阶模态主振型如图8所示。表现为小齿轮基本无振动,大齿轮的右端弯曲摆动;六阶模态主振型如图9所示。表现为小齿轮基本没有振动,大齿轮的上端和下端对折振动;七阶模态主振型如图10所示。表现为小齿轮基本没有振动,大齿轮的扭转振动;八阶模态主振型如图11所示。表现为小齿轮基本没有振动,大齿轮的伞状对折振动;九阶模态主振型如图12所示。表现为小齿轮的弯曲振动,大齿轮的径向振动;十阶模态主振型如图13所示。表现为小齿轮的径向振动,大齿轮的扭摆振动。 3齿轮副的动态响应分析 在模态分析的基础上,建立了齿轮副的动力学模型,应用Newmark-β法对系统进行动态响应分析。文中分析了两种啮合刚度的主动轮、从动轮的位移、角位移和速度如图14和图15所示。 分析了两种阻尼的频谱如图16所示。 从图14中可以看出在开始运动时齿轮副在Y方向的振动比较剧烈,但是随着齿轮副的连续运转振动趋于稳定,并且振幅逐渐降低;而主动轮和从动轮的角速度变化趋势一致,方向相反,这与实际相吻合。图15为增大啮合刚度之后的位移图和速度图,从图中可以看出,随着啮合刚度的增加,Y方向的位移和速度会随着时间收敛更快,振动更加平稳;角速度的变化趋势较小,基本不受刚度的影响,图16为两种不同啮合阻尼时的频谱图,从图中可以看出,主动轮的频谱图在频率为2.8 Hz和4.4 Hz的时候出现了一个尖点,在4.4 Hz频率下,齿轮的振幅会更大,出现了2/3倍频,当阻尼增大时,只在4.4 Hz处出现了尖点,且振幅变小。 4结论 1)利用参数化方法建立了齿轮啮合的装配体模型,并对模型进行了模态分析,得出装配体齿轮的十阶固有频率和振型图。 2)在模态分析的基础上,应用Newmark-β法对齿轮副系统进行动态响应分析,得知系统的位移和速度会随着啮合刚度的增加而使系统趋于稳定。而随着阻尼的增加,频谱图的2/3倍频消失,只在4.4 Hz处出现尖点,系统的振幅减小,更快趋于收敛。 摘要：建立圆柱齿轮副三维啮合模型,通过定义接触对的方式对其进行有预应力的有限元模态分析;在模态分析的基础上,应用Newmark-β法分析了齿轮副在不同啮合刚度下的动态响应以及不同阻尼条件下的频谱变化,分析结果可为齿轮传动系统的优化设计提供有力的技术参考。 关键词：齿轮,动力学特性,Newmark-β法 参考文献 [1]李润方,王建军.齿轮系统动力学[M].北京:科学出版社,1997. [2]杨伟,马星国,尤小梅.基于ANSYS的齿轮装配体模态分析[J].沈阳理工大学学报,2008,27(4):71-75. [3]王富民,李捷,杨建伟,等.地铁齿轮箱箱体模态及谐响应分析[J].机械传动,2015,9(39):146-150. [4]范江东,潘宏侠.齿轮箱箱体的有限元模态与实验模态分析[J].煤矿机械,2010(5):92-93. [5]吴俊清.某军用发动机振动模态的实验研究与计算[J].兵工学报,2005,26(4):492-495. 坡面含沙水流水动力学特性研究进展 坡面流是坡面侵蚀的主要动力之一,具有独特的水动力学特性.本文对坡面含沙水流的流态、阻力系数、流速的测量与计算、径流能量以及含沙量对以上参数的影响进行了系统深入的论述.表征坡面流流态的参数有雷诺数与弗汝德数,雷诺数研究的分歧点一般存在于对其”层流"的界定上,降雨扰动是造成其流态特殊性的主要原因,一般认为裸土上的清水坡面流弗汝德数大于1,较少的研究含沙水流流态的资料表明,目前对含沙水流雷诺数的观点不一,但多数学者认为含沙水流属于缓流范畴;不同坡面试验所获得的阻力系数值不同,影响阻力系数的因素有雷诺数、水深、弗汝德数、含沙量等.在含沙水流中,阻力系数与雷诺数、水深的关系复杂,与弗汝德数呈负相关,随含沙量的增加而增大;测量坡面流流速的.方法很多,各自存在优缺点,精密仪器暂不适合量测含沙水流,用染色剂法测量坡面含沙水流的流速具有一定的可行性,常采用坡度、流量的幂函数计算坡面流流速,一般认为流速与含沙量呈反比;能量是坡面流水动力学特性的综合体现,一般认为随着含沙量的增加,坡面流能量消耗呈增加趋势.在此基础上提出了目前研究中存在的不足之处,为分析坡面侵蚀机理、完善坡面侵蚀模型提供理论依据. 张光辉,ZHANG Guanghui(北京师范大学地理学与遥感科学学院,北京,100875;北京师范大学地表过程与资源生态国家重点实验室,北京,100875)齿轮机构的动力学特性分析 篇4
力学特性分析 篇5
力学特性分析 篇6
关键词：棉絮；分离力；扯断力
中图分类号： S562.01文献标志码： A文章编号：1002-1302（2015）11-0504-03
收稿日期：2014-12-11
基金项目：石河子大学高层次人才科研启动项目（编号：RCZX201309）。
作者简介：张新建（1987—），男，山东菏泽人， 硕士研究生，研究方向为先进性制造技术。E-mail： zhangxinjianzxj001@163.com。
通信作者：张宏文，教授，主要从事农业机械设计及机械系统仿真的研究。E-mail：zhw_mac@shzu.edu.cn。新疆是中国最大的优质棉生产基地，以其先进的植棉技术和产业优势，在全国棉花主产区占有重要地位；新疆具有得天独厚的地理位置及天然气候，使得新疆棉花以纤维长、色泽洁白、拉力强著称[1-3]。据统计，2013年新疆棉花的种植面积为169.2万hm2，总产量为340万t，棉花产量大约占全国的46%，占世界总产量的12%，棉花已成为新疆的支柱产业[4]。随着新疆生产建设兵团对机采棉技术的推广和普及，采棉机的数量得到了迅速的发展。但要解决进口采棉机在国外采净率高，到新疆采净率下降[5]的问题是迫在眉睫的事情。
棉花作为机械工作过程中的一种介质，它在不同开放状态下物理特性的研究为正确设计采棉机提供了必要条件，通过对棉絮与铃壳的分离力及棉絮纤维扯断力的试验研究，试验数据对采棉机的设计提供理论依据，同时还可以指导棉农进行棉花的适时采摘。
棉絮和铃壳之间的分离力是指将棉絮和铃壳分离所需要的拉力。分离力的大小反映棉絮与铃壳之间的连接强度，并且该指标直接影响采棉机的采摘效果。棉絮与铃壳之间的分离力越小，说明棉絮越容易从棉壳上采摘，相反，棉絮与铃壳之间的分离力越大，棉絮越难从铃壳上采摘下来。当单瓣棉絮分离力大于此瓣棉花纤维撕裂而断开的最小力时，棉絮不能完整地从铃壳上采摘出来，最终未被采摘出的棉花遗留在铃壳中，这就直接导致了采棉机采净率降低。所以，探究棉花在喷洒脱叶剂之后棉铃不同开放状态下，不同含水率棉絮与铃壳分离力之间的关系，确定棉花最适合采棉机采摘的时间，为提高采棉机的采净率提供理论指导[6-8]。
1材料与方法
1.1试验材料
棉花取自石河子146团六分场七连当年种植的棉花，品种为新陆中棉66号（此品种棉花种植面积占七连棉花种植面积的85%以上），此棉田采用机采棉种植模式（66+10）cm于2014年9月18日喷洒脱叶剂，10月4—10日采样进行测试，采样时棉田中棉铃的吐絮率大于94%，脱叶率大于90%，棉絮含水率小于10%[9]。此地块于10月11日采收棉花，籽棉产量5 400 kg/hm2。
1.2试验设备
GDE-500电动单柱立式机台（有效行程≤400 mm，无级调速0～500 mm/min）、HF-5推拉力计（量程5 N，精度±0.001 N）及与其相连的数据采集装置、德国赛多利斯MA系列MA45电子精量天平（水分快速测试仪，量程45～145 g，精度±0.001 g）。
1.3试验方法
在试验地的大型棉田中随机选取一块测试地，在选取的测试地上找到地块各边的中点，分别从各边中点向对边中点连线，这样把测试地块平均分成4部分，任意选取对角线上的两部分作为测试地块。在所选对角的2个小的测试地块上，分别找到长、宽边的中点向对边中点连线，分别沿中点的连线从地边算起，选取连线长的1/4、3/4点处作为检测点，此外还有检测地块2个连线的交点，共5个检测点位置，试验时间为2014年10月1—7日，连续7 d棉田检测点采样测试。
根据前期学者的研究[10]，定于每天14：00进行采样测试，在每个标记好的棉田检测点确定60株完整的棉花，并记录棉株上青棉铃数、半开放棉铃数、完全开放棉铃数、过开放棉铃数；此后随机选取上述4种状态的棉铃进行取样，样品取出后马上进行棉絮含水率测试、棉絮与铃壳分离力及棉絮扯断力大小的测试，防止因取样时间过长对分离力及扯断力的大小产生较大影响。
在选定的每个测试点上对半开放、完全开放、过开放3种不同开放状态的棉铃进行取样，相同条件下随机各取10个，将它们随机分成均等的2组（A组和B组）。对A组3种开放状态的棉花不作任何处理直接测定棉絮的含水率；B组测试前要先把棉絮加湿，再进行棉絮含水率的测定，但必须保证棉絮的含水率小于10%。最后分别测定含水率不同的两组棉铃的分离力。
1.3.1棉絮含水率的测定棉絮样品含水率的测定采用干燥法，参照GB/T 6102.1—2006规定[11]进行。在对棉絮含水率测试之前，先用尖嘴镊子将籽棉中的棉籽摘除，然后把摘除棉籽的籽棉絮放在MA45电子精量天平上。获取并且记录此时试样的质量m。将试样放入干燥箱内， 在（103±2） ℃的温度下干燥一段时间后， 从中选定2 ～ 3个试样进行第 1 次称量， 以后每隔 1 min称量1次， 至最后2次称量之差不超过0.002 g时， 即认为试样达到全干。把干燥后的去籽籽棉再次放在MA45电子精量天平上，获取并且记录此时试样的质量m1。去籽籽棉含水率的计算公式如下：
1.3.2棉絮分离力的测定测试时利用GDE-500电动单柱立式机台的台钳将棉柄垂直夹在机台的拉力盘上，单瓣籽棉夹在HF-5推拉力计的测试端，最后调整棉柄在拉力盘上的夹持位置，保证棉柄和籽棉的夹持点及HF-5推拉力计的测试杆在同一直线上。该试验GDE-500电动单柱立式机台以10 mm/s的速度将籽棉从铃壳中拉出，利用HF-5推拉力计的计算机终端采集分离力数据并记录。试验测定籽棉和铃壳之间的分离力以及单瓣籽棉被扯断时的扯断力。
nlc202309021428
2结果与分析
由表1可知，10月4—10日对选定的300株完整棉花、共2 983个棉铃对其不同开放状态进行统计显示，喷洒脱叶剂后16～18 d（10月4—6日），半开放棉铃、青棉铃的数量迅速减少，全开棉铃数量增加较快，过开棉铃数量增加相对较慢；但是喷洒脱叶剂后19～20 d（10月7—8日）半开棉铃、过开棉铃、青棉铃数量增加相对平稳，此时完全开放棉铃数量最多；喷洒脱叶剂后20～22 d（10月8—10日）半开放棉铃和青棉铃个数逐渐减少，过开放棉铃数量快速增加，完全开放棉铃数量不断减少。
2.1棉絮分离力与含水率的关系
通过10月4—10日对棉絮含水率及棉絮与铃壳分离力的测定，结果见表2、图1、图2。棉絮含水率的不同，A组半开棉铃、全开棉铃、过开棉铃的棉絮与铃壳分离力均略大于B组棉絮与铃壳分离力。分析棉铃含水率不同、开放状态不同可以得出：全开棉铃的棉絮与铃壳分离力均大于半开棉铃和过开棉铃的棉絮与铃壳分离力，并且半开棉铃、过开棉铃的棉絮与铃壳分离力比较接近。即含水率越高其棉絮和铃壳之间的分离力就越小。
2.2棉絮扯断力与含水率的关系
棉絮扯断力的变化如图3、图4所示：半开棉铃棉絮扯断力远小于全开棉铃和过开棉铃的棉絮扯断力。相同开放状态的棉铃不同含水率情况下含水率越高对应的棉絮扯断力越大，所以含水率对棉絮扯断力的影响较显著。
2.3综合分析
结合图1和图3分析A组的测试结果可得：棉铃半开状态下棉絮与铃壳分离力和棉絮扯断力的大小比较接近。在测定其分离力的过程中，会出现棉絮与铃壳没有完全分离的现象，但此时棉花纤维已经断裂，这样测定的棉絮与铃壳分离力也就是棉絮扯断力，棉絮与铃壳分离力和棉絮扯断力大小比较接近，这就导致了机采棉过程中采净率的下降。全开棉铃和过开棉铃的棉絮扯断力接近棉絮与铃壳分离力的2倍，说明全开棉铃和过开棉铃在机采棉过程中，很少会出现棉花纤维被扯断的情况。
结合图2和图4分析B组的测试结果可得：适当增大半开棉铃棉絮的含水率可使棉絮的扯断力略大于其分离力，在实际机采棉过程中也会提高采净率。
3结论
根据棉铃在不同开放状态下的拉力试验结果显示，在喷洒脱叶剂之后的18～20 d机采棉采摘效果最好，在此期间全开棉铃的数量达到最大，半开棉铃和过开棉铃的数量相对较少；当喷洒脱叶剂之后小于18 d时，半开棉铃的数量相对较多，由于半开棉铃的棉絮与铃壳分离力和棉絮扯断力比较接近，在实际的机采棉过程中棉絮容易被拉断，导致采净率下降；当喷洒脱叶剂之后大于20 d时，过开棉铃的数量逐渐增多，因为过开棉铃棉絮与铃壳分离力相对较小，所以在机采棉过程中容易造成籽棉落地量的增加，也会造成采净率下降。
根据棉花与铃壳分离力及棉絮扯断力的试验分析得出，B组3种状态下棉花与铃壳的分离力要略小于对应A组3种不同状态下棉花的分离力，即适当提高棉絮的含水率更有利于棉花的采摘。
参考文献：
[1]叶炜，叶关荣，肖中高，等. 大容量棉花纤维测试仪的色泽测量研究[J]. 仪器仪表学报，2011，32（8）：1871-1878.
[2]余渝，邓福军，田笑明，等. 新疆兵团棉花品种纤维品质现状分析[J]. 中国棉花，2003，30（7）：2-4.
[3]姜茹琴，姜保功. 新疆棉花品种纤维品质检测和分析[J]. 中国棉花，2001，28（5）：4-6.
[4]聂新富，徐新洲，董国光. 影响机采棉发展的制约因素分析及对策[J]. 新疆农机化，2004（1）：42-43.
[5]中国科学院农业机械化研究所，中国科学院情报资料室编译.棉花收获机械译文集[M]. 北京：机械工业出版社，1960.
[6]毕新胜，王维新，武传宇，等.采棉机水平摘锭的工作原理及采摘力学分析[J]. 石河子大学学报：自然科学版，2007，25（6）：786-789.
[7]张宏文，康敏，傅秀清，等.胶棒滚筒棉花采摘头的设计与试验[J]. 农业工程学报，2011，27（2）：109-113.
[8]李勇，张宏文，杨涛. 棉花收获期棉絮分离力的试验研究[J]. 石河子大学学报：自然科学版，2011，29（5）：633-636.
[9]NY/T 1133—2006采棉机作业质量[S]. 2006.
[10]GB/T 6102.1—2006原棉回潮率试验方法[S]. 2006.窦超银，李趋，陈伟，等. 微喷带灌溉田间灌溉方式的选择与应用研究[J]. 江苏农业科学，2015，43（11：507-509.
自吸泵转子动力学特性分析 篇7
转子动力学的研究理论与研究技术的迅速发展以及计算机技术发展,为离心泵叶轮转子系统动力学特性分析的开展提供了可靠的保证。早期的旋转机械结构比较简单。可以把转子看作由圆盘装在无重的弹性转轴上,而转轴的两端由完全刚性即不变形的轴承及轴承座支持。这种模型称为刚性支撑的转子。根据这种模型进行分析计算所得的概念和结论在转子动力学中是最基本的东西[1]。
离心泵是一种旋转式流体机械,以转子为工作主体,转轴与叶轮构成了离心泵的转子,运动时会有各种各样的原因导致转子系统发生振动,它不仅会降低泵的工作效率,产生噪音,严重时还会造成事故,影响泵的安全经济运行,因此对转子系统进行动力学分析具有重要意义。许多学者对泵的振动噪声与模态分析进行了研究,赵万勇等采用Fluent软件对某大型双吸离心泵内部流场进行数值模拟,计算出不同流量下叶轮所受径向力,作为叶轮转子有限元分析的边界条件,进行有限元分析,得到振动特性[2]。高新民等从离心泵产生振动噪声的因素出发,对某型船用离心泵进行了设计制造改进,对改进后泵进行流场模拟与底板模态分析,减少了泵的振动[3]。本文根据磁力自吸泵的实际结构特点,用soildworks三维软件进行建模,运用Ansys有限元软件对自吸磁力泵转子系统进行模态分析与谐响应分析,避免泵在工作时发生共振。对转子系统进行模态分析,极大的确保了自吸泵工作时的安全性。通过对泵的转子系统进行有限元分析得到的振动特性(固有频率和振形),对后续转子系统的优化设计具有一定的参考价值。
1 磁力自吸泵结构分析
磁力自吸泵是一种通过磁力传动器来实现无接触力矩传递从而以静密封取代动密封,使泵达到完全无泄漏的目的。它由自吸泵、磁力传动器、电动机三部分组成。由于泵轴、内磁转子被泵体、隔离套完全封闭,从而彻底解决了“跑、冒、滴、漏”问题,消除了炼油化工行业易燃、易爆、有毒、有害介质通过泵密封泄漏的安全隐患,有力地保证了职工的身心健康和安全生产[4]。
磁力自吸泵的结构如图1,由泵体,叶轮,滑动轴承,主轴,隔离套,内磁钢,外磁钢,电机和底座组成[5]。本文主要对设计的如图1所示的小型磁力自吸泵结构进行转子动力学分析。该泵在工作时转速为2950r/min,主频为49Hz,叶轮有5个叶片。
2 转子系统模态分析
2.1 建模与网格划分
利用Solidworks三维软件建立自吸磁力泵转子系统模形,在保证精度的前提下,为了节约计算时间对叶轮转子进行适当合理的简化,将转子模形导入Ansys中作为模态分析的几何模形。根据设计要求,叶轮材料为06Cr19Ni10,轴的材料为14Cr17Ni2,在Engineering Data中输入材料的密度、弹性模量、泊松比,程序自动划分网格如图2。
对磁力自吸泵转子系统进行网格划分时轴上设置比其他处大的网格精度,这样可以得出更多的节点应力值,使结果更加精确而又节省时间,系统对转子系统自动进行网格划分[6]。将转子系统的实体模形变为有限元模形,为后续加载与求解做准备。
2.2 转子加载和求解
在这个步骤中,我们进入SOLUTION处理器来完成求解类型定义,分析选项设置,施加载荷,载荷选项设置,并最终求解的流程。加载和求解的步骤又细分为:定义分析类型和设置分析选项、施加载荷、设置载荷选项、求解[7]。再通过后处理过程可以得到转子各阶固有频率及振形的仿真结果。
2.3 结果后处理
在加载和求解这一步完成后,需要查看计算结果,此时要用后处理器来完成这项工作,观察和分析有限元的计算结果。可以在后处理器中显示各阶固有频率和振形,得到各阶固有频率如表1所示。
由表1可以看出,最低固有频率为1312.4Hz。根据实际工作情况,电机转速为每分钟2950转,频率为49Hz,由于叶轮有5个叶片,故外部激励频率大约是电机频率的5倍,大约为245 Hz。最低阶固有频率远高于工作环境激振频率,不会发生共振现象。
3 转子系统谐响应分析
3.1 谐响应分析定义
一个持续的周期载荷必将对结构产生持续循环的相应,在动力学中通常称为谐响应分析。即分析一个线性系统的稳态动力学行为[8]。
3.2 转子系统谐响应分析
根据图3、图4所示,分别在叶轮转子系统中的叶轮与内磁钢上进行激励,得到如下两个振动位移响应-频率曲线图。在图3中可以看出,在变形较大的叶轮上一点沿Y轴的旋转方向的1500~2000Hz,4000~4500Hz范围内值较大,所以与模态分析所提的二阶、八阶、九阶固有频率数据一致。在图14中可以看出,在变形较大的内磁钢上一点沿Y轴的旋转方向的3000~3500Hz范围内值较大,与模态分析所提的七阶固有频率数据一致。在出现峰值情况下的转速远高于叶轮转子系统的转速,故不会出现振动稳定性问题。
4 结论
(1)利用Ansys对叶轮转子进行模态分析,得到了叶轮转子前十阶固有频率和相关振形,同时进行谐响应分析,得到振动位移响应-曲线图,进行多模态验证。证明了设计的合理性。
(2)根据仿真数据得知,叶轮转子的各阶固有频率中,最低固有频率为1312.4Hz。根据实际工作情况,电机转速为每分钟2950转,频率为49Hz,由于叶轮有5个叶片,故外部激励频率大约是电机频率的5倍,大约为245 Hz。最低阶固有频率远高于工作环境激振频率,不会发生共振现象。确保了自吸泵工作时的安全性。
(3)实践证明本文运用的计算分析方法是可行的,为今后的自吸泵的优化设计提供了一个有效的设计方法。
参考文献
[1]钟一諤,何衍宗,王正,李方泽.转子动力学[M].北京:清华大学出版社,1987:1-2.
[2]赵万勇,王磊,白双宝.大型离心泵转子动力学分析[J].甘肃科学学报,2013,25(01):80-82.
[3]高新民,陈冰,吕敬高等.船用离心泵减振降噪分析[J].流体机械,2011,39(09):50-53.
[4]刘学刚,邹立莉,苟莲香,所子明.磁力泵研究浅析[J].通用机械制造,2011(10):89-99.
[5]陈伟.国内磁力驱动泵的现状和发展[J].化工部设备设计技术中心站,1994(03):45-46.
[6]赵万勇,王磊,白双宝.大型离心泵转子动力学分析[J].甘肃科学学报,2013,25(01):83-84.
[7]邓凡平.ANSYS12.0有限元分析自学手册[M].北京:人民邮电出版社,2011:41-42.
力学特性分析 篇8
1 12081工作面煤体特性和电镜分析
12081工作面所采煤层为山西组二1煤, 煤种贫煤, 煤质以低灰、发热量特高热值、特低硫、特低氯、低磷为主要特征, 为一级含砷煤。煤灰属较高软化和较高流动温度灰。二1煤中无烟煤和贫煤可做为动力用煤和民用燃料。开采煤层煤质特征见表1。12081工作面煤体电镜分析见图1。
二1煤煤类有无烟煤和贫煤, 以粉状为主, 粒状、鳞片状次之, 块状少许, 易磨碎。二1煤为黑色-灰黑色, 黑-灰黑色条痕, 以粒状为主, 次为块状, 粉状, 可见鳞片状。
块煤为金刚——玻璃光泽, 贝壳状、参差状断口, 内生裂隙发育, 可见镜煤条带, 莫氏硬度2~3度。粉、粒状煤污手、质软, 煤芯疏松易碎。二1煤层相对真密度为1.49t/m3, 相对视密度为1.45t/m3。
与底板特性测试的结果相吻合。说明煤体软而且酥, 极易风化。工作面可见底板煤层浸水后, 踩上去似泥窝一样把矿工靴陷进去。
2 12081工作面顶板和底板岩体力学性能与电镜分析
二1煤直接顶板多为砂质泥岩和泥岩, 砂质泥岩为深灰色薄层及中厚层状, 裂隙不发育。泥岩多为深灰色块状。也有砂岩为灰白色, 一般致密坚硬, 裂隙不发育。有伪顶, 岩性为泥岩及炭质泥岩, 厚度0.4 3~0.9 5 m。
从电镜图可见, 岩体破坏的界面与煤层截然不同, 煤层的界面就像小米粒一样处于松散的状态;顶板岩体的界面就像坚硬的实木裂口一样, 处于相互嵌合的状态。
综上所述, 12081工作面即二1煤层直接顶板, 为砂质泥岩和泥岩, 岩石抗压强度较高, 属易管理顶板。12081工作面即二1煤层底板, 为泥岩和砂质泥岩为不易变形中硬度底板, 亦易管理。
3 底板比压特性曲线图谱显示
12081工作面底板比压测点分布, 如图3所示, 在工作面每测区距煤壁1~4m之间建测点, 共建16个测点。按照上述计算方法计算每个测点的对应数值, 并绘出底板比压特性曲线图谱。
图3中编号:左起第一为数字是指, 按照距离槽头的距离排序的序号;第二位数字是指, 1代表用采用BPN型内注式静压比压仪测定底板实体煤层的比压, 2采用DZD40-A底板比压仪测定底板表层煤层的比压。最后一位数字是与井下记录的联系, 没有具体含义。空心△曲线代表底板比压。当底板比压仪的底模尺寸大于的油缸内径时, 因为折算后的值小, 如空心△曲线所示。
4 结论
力学特性分析 篇9
我国高速铁路和公路建设进入大发展时期, 运力要求的提高促使大断面隧道的建设数量急剧增加[1]。大断面隧道施工工法的合理选择应用, 对于整个道路建设项目的推进至关重要[2]。但应该注意到, 大断面的隧道工程建设中仍然存在很多复杂理论和技术问题, 其中最为关键的是隧道围岩变形控制问题[3]。由于大断面隧道具有跨度大、施工方法多样以及施工工序复杂等特点, 因而在开挖过程中纵向开挖距离的变化、开挖工法的不同, 都可能导致不同的围岩压力和围岩变形。为控制围岩变形, 大断面隧道一般采用分步开挖法施工, 该工法能有效降低围岩的变形和应力, 提高隧道结构的整体稳定性[4]。在施工过程中, 为了避免施工过程中产生的安全隐患和风险, 同时也为了避免设计过度保守而导致的人力和财力的浪费, 施工工法的力学分析和研究, 对大断面隧道塌方事故的预防和治理具有重要的工程价值和现实意义[5]。本文通过分析铁路和公路的大断面的隧道, 建议采用台阶分布开挖法进行隧道的开挖, 该施工方法具有施工投资相对较少、安全性好以及稳定性高等特点, 在城市地铁中为了能够满足工期的要求, 同时为了控制地面的位移建议采用盾构法。
1 大断面隧道开挖的工法研究
伴随着开挖断面拱顶围岩的竖向位移随着开挖断面的增大逐渐增大, 开挖对围岩的扰动逐渐增强, 虽然不同断面结构性参数的最小值变化不大, 但最小值发生的位置逐渐远离拱顶, 这表明断面越大的隧道, 开挖引起的松动范围也越大[6]。与初始的结构性参数相比, 大洞径隧道围岩的结构性损失较大[7]。对于隧道周边的围岩来说, 隧道开挖的方法不同, 对其带来应力变化也会不同, 因而产生不同的应力路径。由于大断面公路隧道具有跨度大、施工方法多样以及施工工序复杂等特点, 而在开挖过程中, 由于纵向开挖距离的变化, 开挖工法的不同, 都可能导致不同的围岩压力和围岩变形[8,9,10,11,12]。为了避免施工过程中产生的安全隐患和风险, 同时也为了避免设计过度保守而导致的人力和财力的浪费, 建议采用台阶分布开挖法进行隧道的开挖, 该施工方法具有投资相对较少、安全性好以及稳定性高等特点, 虽然工期比其他施工工法长, 但是在隧道施工技术中普遍应用[13,14,15]。如图1所示。
2 隧道开挖过程中的力学特性分析
隧道的围岩通常由岩土体构成, 衬砌则是由锚喷混凝土构成, 准确描述此类材料的强度准则是屈服准则。利用有限元的方法可以使得Drucker-Prager屈服准则得到比较准确的解。本文采用ANSYS隧道模型PLANE42实体单元来模拟, 该单元具有塑性、蠕变、膨胀、应力强化、大变形和大应变的特征。PLANE42用来构建实体结构, 可以视为平面单元或轴对称单元, 由四个节点结合而成, 每个节点具有X、Y位移方向的两个自由度。隧道开挖伴随着荷载释放, F.Pelli等[16,17]对工作面开挖荷载释放做了数值模拟推演[18], 国内, 也有专家学者在推演中添加荷载释放系数等因素模拟隧道开挖过程的围岩应力变化[19]。
2.1 围岩和衬砌的有限元模拟
根据围岩的分类标准[20], 岩体经开挖后, 围岩自身原有的应力平衡遭到破坏, 应力经重新分布后, 硐壁应力往往由于初始应力作用或岩体强度下降的原因, 超出岩体屈服强度, 此时, 隧道岩体将产生塑性区[21,22]。本文中采用ANSYS单元生死来模拟围岩土体的开挖与支护。隧道开挖时直接选择被挖掉的单元, 然后将其去除以模拟土体的开挖, 增加支护时将激活相应的单元。另一方面, 在模拟过程中, 将超过许用应力或应变的单元去除, 用来模拟围岩或结构的破坏。
大断面隧道的开挖不可能一次到位, 开挖后围岩的应力的重新分布与开挖的方法和步骤有直接的关系。为了尽量避免施工出现的风险以及过于保守造成的浪费, 必须采用合理的施工工艺。围岩因拉应力造成松动的范围因施工的工法和步骤而异[23]。本文中所采用的围岩和衬砌的参数如表1所示, 其中衬砌采用C25水泥, 隧道围岩材料的特性按均质弹塑性体考虑, 采用Druck-Prager屈服准则, 当材料进入塑性状态后, 其应力和应变关系由塑性理论中的增量法求解;衬砌的材料特性按照弹性体考虑。
2.2 隧道开挖的围岩和衬砌应力分析
拟建的隧道断面有限元模型如图2所示, 为铲通的断面, 衬砌的厚度为0.6 m。根据开挖影响范围的大小, 隧道的两侧各取15 m, 拱顶上覆岩体的厚度为10 m。模型约束情形:本实例模型左、右施加水平约束, 下部边界施加法向和水平两种约束, 上部为自由边界, 围岩只考虑自重的作用。围岩和衬砌均采用四节点平面单元 (PLANE42) 加以模拟, 通过杀死单元来模拟开挖过程, 另一方面通过激活有关单元来模拟衬砌的支护作用。
在一些地质条件非常稳定的围岩可以采用全断面开挖的施工方法, 然后再施加衬砌进行支护, 模拟开挖和支护的围岩和衬砌的第一主应力如图3所示。在施加了衬砌的隧道上, 第一主应力的变化并不十分明显, 而且最大第一主应力作用在左右两边的拱脚处, 达到了0.624。换句话说, 只有当围岩抗拉极限应力大于0.624时, 才能保证隧道的断面不产生塌方, 而不同种类的围岩的抗拉极限一般为0.14~15, 土的抗拉极限几乎为0, 因此在大多数情况下, 大断面隧道并不适合于全断面开挖。由于全断面开挖对围岩的要求很高, 即使在全断面开挖工法中, 也存在着断面不同部位开挖的次序不同, 因此, 全断面开挖具有一定的盲目性和不确定因素, 必然存在施工风险。只有在设计理论中合理考虑施工产生的应力变化规律, 才能合理地选择使用的工法, 既能减少施工费用, 又能满足施工安全。我们可以考虑图1所示的台阶分步法进行施工, 围岩的第一主应力如图3所示。围岩采用台阶分步施工法与全断面开挖形成了对比, 可以看出第一主应力明显减小, 但是最大主应力仍然分布在隧道洞口的两边附近, 作为抗拉极限很低的围岩, 分步开挖使第一主应力减小意味着塑性区域的减小[24]。
除了分析围岩的应力之外, 衬砌的第一主应力分布也必须加以分析, 两种施工工法所形成的应力分布曲线如图4所示, 从图4中可以看出, 台阶分步开挖法的衬砌应力比全断面开挖小很多。但是衬砌应力分布有着共同之处, 最大值出现在衬砌的拱脚部位, 如图5所示。
2.3 隧道开挖的顶部位移分析
隧道的贯通过程必然产生了顶部围岩的位移, 在制定隧道开挖方案的过程中不能不考虑, 因为在当今社会, 城市的地面交通已经无法满足人们的出行需要, 修建地铁成为解决地面交通紧张的首选, 修建地铁实际上就是大断面隧道的开挖过程, 由此产生的地面下沉必然会影响地面建筑的安全, 因此, 地铁修建过程中地面的位移分析必不可少。在这里我们通过对该隧道的开挖分析顶部的位移分布情况, 如图6所示, 可以看出分步开挖法比全断面开挖顶部位移明显小, 同样从这方面表现出分步开挖法的优点。
3 全断面开挖和分步开挖法的安全性比较
从以上的隧道开挖力学特性比较可知, 分步开挖方法的优势在于衬砌应力和顶部位移都比全断面开挖工法小, 在实际施工过程中围岩的应力如果超限必将形成局部的塑性变形甚至塌落, 从而危及施工人员的安全, 从安全性考虑分步开挖工法仍然值得考虑。当围岩非常稳定的情况下才可选用全断面开挖。对于衬砌而言, 无论采用何种工法都必须配钢筋, 否则衬砌必然超过许用应力, 如C25混凝土的极限抗拉强度只有1.25 MPa。分步开挖法对衬砌的要求比全断面开挖法低。
4 盾构法的分析和应用
虽然分步开挖法施工安全, 对衬砌的强度要求低, 投资较少, 但是却存在施工工期长的缺点, 而且随着开挖步骤的增多, 施工的组织和管理将会复杂化, 对于每个工序之间的协调一致提出了更高的要求, 对于断面的施工工序一般不超过6个[23,24]。在隧道开挖中近年来已经普遍采用了盾构法, 在城市地铁中为了能够满足工期的要求, 几乎都采用该工法。盾构法在施工中隧道断面一次成型, 然后立即采用预制的钢结构衬砌进行初步支护, 为了进一步保证安全可靠, 再用浇筑混凝土进行二次支护。在该隧道中如果采用盾构工法, 例如采用厚度为200 mm的钢结构衬砌初步支护和厚度为400 mm的C25混凝土衬砌二次支护, 顶部的位移如图7所示, 与图4所示的C25混凝土单独支护同样形成了鲜明的对比, 顶部位移有所减小, 但是与台阶分步开挖工法相比仍然大很多。对于城市地铁的施工必须考虑不超过地面位移的最大允许值, 为此不仅需要考虑衬砌的类型, 还要增加隧道洞口距离地面的深度, 同时合理选线也必不可少。
5 结论
本文通过对大断面隧道施工不同工法的分析, 建立有限元模型, 对开挖过程中围岩和衬砌的应力和位移等数据的分布情况进行了模拟。最后结合施工和支护形式的选择, 对大断面隧道围岩的变形控制理论进行了探讨, 并得出了以下建议及结论。
1) 局限于对开挖围岩的应力应变机理的认识缺陷, 在隧道设计时暂时无法量化岩体的非连续性以及渐变性对工程的影响。另外围岩和锚固支护材料共同作用的变形机制比一般的材料复杂得多, 很难准确模拟。基于这一点, 分步开挖法更应该首先考虑。
2) 为了满足开挖过程中围岩和衬砌的强度要求, 对隧道开挖进行计算分析时必须考虑不同混凝土的力学参数以及配筋率等因素的影响, 并在此基础上建立三维计算模型、合理选择施工工法, 保证复杂地质条件下围岩和衬砌的结构强度要求。
3) 由于隧道的开挖大都在复杂地质条件下进行, 因此, 施工过程中强调先探先知机制, 采用超前地质雷达等工具实时监测围岩的状态, 结合监测数据及时调整开挖工序、步骤, 防止冒顶、岩爆、透水等突发地质灾害危及施工人员的安全。
4) 在大断面隧道施工过程中, 选择分步开挖能显著增强结构面围岩的稳定性, 且易于局部支护, 但依旧存在施工工期长、施工组织管理复杂的局限。若选择盾构法来提高施工效率, 则必须采用初次衬砌加二次衬砌来支护, 这将对施工人员的素质提出更高要求。[ID:003412]
摘要：为了适应经济的快速发展, 对交通运输提出了更高的要求, 大断面隧道已经进入设计和施工的高峰期, 由于以往对于大断面隧道积累的经验较少, 施工出现的风险在所难免。为了能够在大断面隧道施工过程中既能保证施工人员的安全, 又能减少施工费用, 必须合理地选择施工工法。本文通过有限元软件对开挖过程进行了岩体的应力分析, 为施工过程和施工工法的选择提供了可靠的依据。另一方面, 结合城市地铁隧道建设的实际情况, 为了满足对工期的要求而采用了盾构法施工, 为此对开挖过程也同样做出了分析, 以确保地面建筑的安全。
力学特性分析 篇10
(1)目前基于有限元模拟的车削过程大多采用二维有限元模型[2,3,4,5],但实际上刀具-工件的整个作用过程是三维、空间、立体的;
(2)许多有限元模拟(包括少数三维有限元模拟)工作基于简化处理后的车刀几何结构,作了一些理想化处理[2,3,4,5],因而在一定程度上限制了仿真结果对实际加工的预测和指导意义;
(3)对硬质合金可转位刀具而言,根据其实际加工状况,该刀具刀片的前刀面上实际承受的是分布载荷,但以往多数采用静力等效集中载荷法或弹性理论极坐标通解法来处理前刀面上的分布载荷[6],往往很难得到与实际相符的计算结果。
基于此,本文在充分考虑硬质合金可转位车刀几何参数及刀片-工件实际作用状况的基础上,主要对整个切削过程的力学特性进行了深入研究,分析处于实际加工状态的硬质合金刀片的应力、应变状况,为该刀片的优化设计提供了一定的理论依据。
1 金属切削有限元模拟的特征
由图1所示,v是可转位车刀的进给速度,n是工件的转速。金属切削过程非常复杂,涉及物理、机械和化学的变化。在切削过程中,材料模型既有弹性变形,又有塑性变形。被切削工件材料由弹性变形到塑性变形,最后被撕裂并脱离已加工表面形成切屑,整个切削过程是一个非常复杂的非线性问题。
根据加工实际,本文在模拟计算过程中,主要考虑了以下3个方面:
(1)屈服准则,即Von Mises屈服准则。有关研究表明[6],当材料处于塑性状态时,等效应力是一个恒定值。该准则用公式可表示为:
即:(σ1-σ2)2+(σ2-σ3)2+(σ3-σ1)2=2σs2
式中,:等效应力;σs:屈服应力;σi:材料的第i主应力(i=1,2,3)。
(2)流动准则,刀具切削工件过程中,常伴有大量的切削热产生(低速切削时,由于产生切削热较少,可忽略),此时工件材料的变化符合应变硬化热软化的规律,即等效应力应变曲线表现为应变硬化后,随之应变(热应变)软化,并且材料在热软化的过程中出现了流动性。该准则的数学表达式为[6]:
式中,εpl:材料的塑性应变;λ:塑性增量系数;Q:决定材料应变方向的应力函数。
(3)强化准则,根据硬质合金可转位车刀的具体加工特点,本研究选用多线性等向强化准则,该准则的数学表达式为[6]:|σ1-σ3|=Y
式中,Y:塑性功的函数。
此外,在刀具和工件作用过程中,刀具的前刀面与切屑之间以及刀具后刀面与已加工表面之间还存在着剧烈磨擦。为了正确描述摩擦模型,考虑到前刀面-切屑之间存在着粘结和相互滑动的具体情况,这里我们采用刚体对柔体的接触,将刀-切屑摩擦面的接触长度设为切削层中剪切面的长度,其中粘结区大约占总接触长度的1/2,这样可在不同的摩擦区域通过设置不同的摩擦系数模拟摩擦状态。
2 可转位刀片的有限元
本文在充分考虑硬质合金可转位车刀几何参数及刀片实际加工状况的基础上,首先利用三维建模软件SolidWorks建立该刀片的三维模型,然后通过内嵌于其上的有限元分析软件COSMOSworks完成可转位刀片的有限元分析。
2.1 可转位刀片三维模型的建立
车削模拟中采用的刀具为可转位车刀,刀片的几何参数参照文献[7],如图2所示。刀片的材料为WC基硬质合金。整个模型采用基于特征的零件实体建模技术,利用三维建模软件SolidWorks建立,如图3所示。
2.2可转位刀片的有限元模型
根据可转位刀片实际用材情况,我们选用牌号为YT14的硬质合金材料,其主要力学特性参数为弹性模量EX=5.25×1011Pa,泊松比ν=0.25。利用COSMOSworks进行分析之前,考虑到可转位刀片的具体形状及受力特点,在不影响计算精度的情况下,采用了四面体实体单元对其进行有限元网格的自由划分,由于在整个切削过程中,应力应变的变化主要集中在刀尖周围区域,因而对该部位进行了网格细分[8,9,10,11,12]。根据以上方法,可转位刀片共被划分为20146个节点,12940个元素,其网格如图4所示。
为了得到较为精确的计算结果,需要根据可转位刀片的实际状况对其约束和加载。分析可转位刀具的结构可知(如图5),刀片通过机械的方式,被夹固在刀体上,刀片置于刀柄槽中,刀底面约束刀片z轴负方向的位移,刀片前刀面的压板约束刀片z轴正方向的位移,刀柄槽的两侧面约束刀片x和y方向位移,刀槽底面、两侧、中心孔及压板还约束刀片x、y和z轴的旋转,所以,刀片相对于刀垫是固定不动的,据此对其约束,如图6所示。
可转位刀片在工作过程中主要受到的载荷有[1]:
克服被加工材料对弹性变形和塑性变形的抗力;
克服切削过程所引起的摩擦力。
根据实际作用效果,切削力通常被分成3个方向的作用力,即主切削力Fz、进给抗力Fx和切深抗力Fy,如图1所示。由于切削过程非常复杂,所以,目前还没有与实际测量结果十分相符的理论公式。现在有关切削力的计算一般都是采用实验方法获得的经验公式,该公式的具体形式如下[1]:Fz=CFzapxFzfyFzKFz;Fy=CFyapxFyfyFyKFy;Fx=CFxapxFxfyFxKFx。式中:CFz、CFy、CFx是决定于被加工材料、切削条件的系数;XFz、XFy、XFx、YFz、YFy、YFx分别为ap、f的指数值;KFz、KFy、KFx为当实际加工条件与实验公式条件不符时,各因素对切削力的修正系数的积。
上述各系数、指数、修正系数值都可以从相关切削用量手册中查得。本文根据可转位刀片加工实际状况,查阅手册得到了某一粗加工可转位刀片的经验公式:
其中,ap单位为mm,f单位为mm/r,Fx、Fy、Fz单位为N。
为了研究可转位刀片的力学特性,我们对处于切削状态中刀片的载荷状况进行了测量,相关实验数据如下:
实验材料:硬质合金可转位刀片,45钢;
测力装置:使用瑞典奇士乐公司生产的9265B型压电式三向测力仪以及与其配套的5019B131型多通道放大器,对切削力三个方向的分力进行测量;
实验条件:在普通CA6140型车床上进行粗、半精加工刀片的切削实验,无切削液;
切削用量ap=2～8mm,f=0.3mm/r,n=370r/min。
有关研究表明[1],刀具在切削工件过程中,通常切深抗力Fy=(0.15～0.7)Fz,进给抗力Fx=(0.1～0.6)Fz,所以,在分析计算时,一般取主切削力Fz作为主要载荷进行计算。表1是实验所测量到的不同槽型可转位刀片主切削力数值(表中L表示可转位刀片的槽型):
由表1取主切削力Fz=2000N、进给量f=0.3mm/r、切削深度ap=4mm,根据可转位刀片实际受载状况,将主切削力作为面载荷施加在主切削刃周围靠近刀尖A=fap/3的面积上,如图7所示。
2.3 计算与结果分析
2.3.1 分析计算
由此对可转位刀片进行有限元计算,所得结果如下:
2.3.2 结果分析
(1)由上述应力、应变图可以看出:可转位车刀刀片受到的最大应力、出现的最大应变均出现在主切削刃靠近刀尖的部位,最大应力值为:1.975×109Pa,与其实际工作状况较为相符。
(2)为了进一步说明问题,在保持进给量、切削深度不变的情况下,分别取主切削力Fz=1500N、4000N、6000N进行分析计算,所得到的结果见图10、图11、图12。
上述计算结果也表明,可转位刀片进行切削加工时,主切削刃靠近刀尖区域所受到的应力最大,产生的应变也最大,因此,该部位是刀片失效的关键部位。
(3)分析可转位刀片的工作过程及其刀尖区的失效特征,我们认为:失效的产生不仅与刀具本身的质量有关,还受机床性能,工件夹持的可靠性,刀杆系统的刚性,刀片选择的合理性以及切削参数的正确性等因素的影响,既有随机性、偶然性,也带有普遍性。通过对该刀片的结构、几何参数和切削性能的分析,刀片及刀体自身的结构参数对整个车刀的切削性能有着至关重要的影响;并且在实际加工过程中,刀体的结构参数基本上是不变的。因此,我们只有通过改变刀片的几何参数来改变刀片的切削性能,以便刀具在生产加工过程中达到最佳的切削状态。
综合各方面的因素,为了提高刀具的耐用度,特提出以下建议:
一是提高刀具原始质量。有关研究表明[1],刀具原始质量是造成刀具非正常损坏的主要原因。因此,提高刀体材料质量、规范热处理方法、选择恰当的刀片牌号以及设计合理的刀具切削角度都会改善刀具的原始质量,提高刀具的耐用度。
二是提高刀具使用质量。可转位硬质合金刀具随着应用场合的不同,对使用者的经验和水平要求也不同,但刀具使用质量的好坏直接关系到刀具的加工成本和使用效率。通过对大量刀片损坏事例分析,总结出提高刀具使用质量的一些方法,具体有以下几种:
(1)考虑机床功率的承受能力,防止因刀具直径太大或齿数太密或进给量太大,造成机床功率不足,出现闷车打刀现象,致使刀片失效。
(2)考虑使用切削液的具体加工环境和时机,切不可认为只要在切削过程中施加切削液就一定起好作用,有些场合使用切削液适得其反,例如可转位硬质合金立铣刀,若在切削过程中加切削液必将损坏刀片。
(3)提高工艺系统的刚性。夹紧刀片时,不论采用何种夹紧方式,刀片在夹紧时必须满足:刀片装夹定位要符合切削力的定位夹紧原理,即切削力的合力必须作用在刀片支承面周界内;刀片周边尺寸定位需满足三点定位原理;切削力与装夹力的合力在定位基面(刀片与刀体)上所产生的摩擦力必须大于切削振动等引起的使刀片脱离定位基面的交变力。
(4)根据实际加工条件,选择恰当的切削用量,切不可盲目使用切削用量,造成刀片失效。
三是提高被加工材料的质量。被加工材料毛坯状况恶劣、夹砂严重,容易出现较高的打刀率,致使刀具磨损过分严重而无法继续工作。
3 结论
低速切削时,刀具失效的主要来自于机械应力,这里有刀具本身的质量原因,还受机床性能,工件夹持的可靠性,刀杆系统的刚性,刀片选择的合理性以及切削参数的正确选择等因素的影响,既有随机性、偶然性,也带有普遍性。
对于几何形状比较复杂的刀具,在考虑实际加工的条件下,采用有限元分析的方法,能够精确地分析切削过程对刀片的应力和变形的影响,因而可以将结果应用于刀具的设计和加工参数的选择。
金属切削过程十分复杂,即有机械的变化,又有物理的、化学的变化,因而应该同时考虑应力、应变变化和温度状态。高速切削时,产生热应力较大,温度因素不可忽略,可以在本文的基础上,对处于高速状态的刀具进一步做传热温度场分析,热-结构耦合有限元分析。
摘要：为了深入研究切削过程中可转位刀具的力学特性,以硬质合金可转位车刀刀片为例,采用三维有限元方法对金属的切削加工过程进行模拟计算。考虑实际刀片几何形状及其安装角度,基于三维建模软件SolidWorks,建立了硬质合金可转位刀片三维立体模型;通过切削力试验测得切削力,利用内嵌于SolidWorks之上的COSMOSworks对该刀片加载求解,进行应力场分析。结果表明,利用有限元方法对硬质合金可转位刀片分析的结论与其实际加工状况较为相符,为可转位刀片的优化设计提供了一定的方法和依据。
关键词：硬质合金可转位刀片,切削模拟,有限元法
参考文献
[1]张维纪.金属切削原理及刀具[M].杭州:浙江大学出版社,2005.
[2]郭志军,周志立.仿生弯曲形切削性能的二维有限元分析[J].机械工程学报,2003(9):106-109.
[3]谢峰,赵吉文,刘正士.二维金属切削过程的数值模拟[J].系统仿真学报,2005,16(7):1412-1416.
[4]ERC/NSM,Comparision of results between the FEM prediction and experiments[M].The Ohio University,Aprial16,2002.
[5]Fassi H F,Bousshine L,Chaaba A,Elharif A.Numerical simulation of orthogonal cutting by incremental elastoplatic analysis and finite element method[J].Journal of Material Processing Technology,2003,141:181-188.
[6]黄桑华.切削力学[M].北京:机械工业出版社,1992.
[7]大连市先进刀具系统推广服务站.可转位刀具实用手册[M].北京:北京科学技术出版社,1992.
[8]Cormack C M,Monaghan J.2D and3D Finite Element Analysis of a Three Stage Forging Sequence[J].Journal of Materials Processing Technology,2002,127:48-56.
[9]石琴,陈无畏,等.基于有限元理论的轮胎刚度特性的仿真研究[J].系统仿真学报,2006,18(6):1445-1449.
[10]王雷,谭久彬,刘玉涛.超磁致伸缩体内涡流效应有限元分析[J].光学精密工程,2006(6):445-449.
[11]王延风,李书功,谢涛.谐波齿轮传动柔轮有限元力学分析及结构参数改进[J].光学精密工程,2005(11):86-90.
力学特性分析 篇11
摘 要：为了进一步研究土石混填体的变形力学特性，全面考虑含水量、含石量、岩性及土性等因素的影响作用，采用YS30-3型应力路径三轴剪切试验机，基于正交试验方法进行了一系列土石混填体大型三轴压缩研究.试验结果表明，在三轴受力条件下，土石混填体在低围压下的应变软化特征不明显，试样的粘聚力普遍较低而内摩擦角则比较高，且内摩擦角更容易受其他因素的影响而发生显著变化.含石量对土石混填体的抗剪强度影响程度最大，随试样中的含石量从25%增加到70%，其内摩擦角从34.54°近似线性增长至46.39°.含石量和围压分别是影响土石混填体体变特性最主要的内因和外因，即在含水率、岩性、土性相同的情况下，含石量越低试样高压剪缩性越明显，含石量越高其低压剪胀性越明显.
关键词：土石混填体；正交试验设计；大型三轴试验；含石量；剪切强度；体变特性
中图分类号：TU411.7 文献标识码：A
文章编号：1674-2974（2016）03-0142-07
山区进行大规模基础设施建设时，出于保护环境和节约投资的需要，土石混填体被广泛应用于地基和路基填筑[1-2].然而，土石混填体由于颗粒粒径变化较大且难以控制，致使其变形力学性质较为复杂，从而造成施工困难、施工质量难以保证，甚至可能引发工程事故.因此，更加系统深入地研究土石混填体变形力学特性已成为了中国西南山区基础建设亟待解决的关键问题之一，具有重要的理论与工程实际意义.
目前，对于土石混填体比较常用的试验方法有大型直剪试验.油新华等[3]、Li等[4]、Xu等[5]通过开展一系列原位水平推剪对土石混填体的强度特性进行了研究，初步掌握了土石混填体的承载机理与破坏模式，但是原位试验具有工作量大、操作复杂、精度有限、现场条件不易控制等缺点，致使有关成果无法进一步推广应用.为此，董云[6]、王江营等[7]先后在室内采用大型直剪仪对土石混填体进行了更为全面深入的试验研究，有关研究结果揭示了含石量、含水量以及干密度等因素对土石混填体抗剪强度、直剪变形特性等方面的影响，王江营等[7]还得到了土石混填体在不同水作用条件下完整的剪切变形特征曲线，这些试验成果可更好地指导工程实践以及有关理论研究.
然而，在大型直剪试验中土石混填体的受力不均匀现象比较严重，试样的破坏面被人为限定在了上下剪切盒之间，且无法掌握试样的体变特征.相比之下，通过开展大型三轴剪切试验可更加合理、全面地对土石混填体的变形力学特性进行研究.因此，武明[8]、柴贺军等[9]、周勇等[10]、高春玉[11]采用大型三轴仪对土石混填体进行了试验研究，分析了在三轴条件下含石量、干密度、岩性等因素对土石混填体的抗剪强度及应力应变关系的影响.但是，已有的土石混填体大型三轴试验多数只考虑某一两个因素的影响，试验不够全面，所得到的结果可能存在一定片面性；此外，在上述试验中均未重点对土石混填体的体变特性进行研究，这对其工程应用、理论计算及本构模型研究均会造成影响.
由上述可知，已有的研究尚存在一定的不足，因此，需要开展更为全面的大型三轴试验，综合考虑含水量、含石量、岩性和土性等因素对土石混填体抗剪强度、应力应变关系以及体变特征的影响，以充分掌握其变形力学特性，为相关的理论研究和工程实践提供一定参考和依据，而这便正是本文试验研究的出发点与核心内容.
1 试验设备及试验参数设定
1.1 主要试验设备
试验设备：摇筛机、台秤、喷壶、对开制样筒、乳胶膜和YS30-3型应力路径大型三轴剪切试验仪，其中试样直径300 mm，高600 mm.
1.2 试验参数设定
由土石混填体定义及已有的研究成果可知，含水量、含石量、岩性、土性等因素均会对土石混填体的变形力学特性产生影响，因此，本文在试验中将综合考虑这4个因素，各个因素的水平设定具体如下.
1）岩性与土性.由于实际工程中土石混填体在受外荷载作用下岩石不可能发生破坏，故本文不从母岩强度方面来考虑岩性，而从岩石的颗粒形状来考虑岩性.土性则参照土力学教材中土的分类，即粘性土和无粘性土.为了达到参照和对比的目的，本文采用与文献[7]中相同的岩性和土性，即土料分别为无黏性砂土（土性Ⅰ）和南方地区比较常见的红粘土（土性Ⅱ）；石料分别为磨圆度较好的圆砾（岩性Ⅰ，饱和单轴抗压强度Rc=34.1 MPa）和由山体破碎而成的角砾（岩性Ⅱ，饱和单轴抗压强度Rc=47.5 MPa）.
2）含水量.根据文献[7]中重型击实试验结果可知，土石混填体的最优含水量wop大致为4%～7%，为了反映水对土石混填体变形力学特性的影响，本文在试验中同样考虑4种不同的含水量：0（不含水），4%，7%，饱和.
3）含石量及相应的级配组成.已有的土石混填体工程实践和理论研究中，大多是取5 mm作为土石分界粒径，因此，本文在试验中亦采用该标准，共设定了4种含石量：25%，40%，55%和70%.考虑到试样直径D可达300 mm，试验中通常要求D/dmax≥5，所以石料的最大粒径dmax可取60 mm.图1为不同含石量土石混填体颗粒级配曲线.
2 试验方案及试验过程
2.1 正交试验方案的建立
由1.2节可知，本文拟对含水量和含石量各取4个水平，对土性和岩性各取2个水平，如果在试验中同时考虑这些因素进行全面试验的话，则共有42×22=64种组合（试样），每种试样分别在4级不同围压下进行剪切，即应制作256个试样进行试验.对于大型三轴试验而言，这不仅需要投入大量的时间、人力及物力，而且效率非常低下.因此，亟需一种科学合理的方法来建立出更为高效的试验方案，而正交试验设计[12]便是用于多因素、多水平的一种方法，它是按照一定数学规律从全面试验中选取部分有代表性的方案进行试验，这些点具有“均匀分散”与“整齐可靠”的特性，有着很高的效率，同时也非常便于对试验数据进行整理分析.
鉴于此，本文采用正交试验设计的思想来建立土石混填体大型三轴试验方案，表2为本文所考虑的试验因素及相应的水平.
由表2可知，根据正交表选择方法，应采用L16（42×29），于是便建立了具体的试验方案，如表3所示，共有16种组合，为全面试验（64种）的1/4，可显著减少工作量.
2.2 土石混填体大型三轴试验过程
1）试样制作与安装.根据表3中的每一种方案组成以及图1中的级配曲线，准备不同粒径的土石料，将土石料均匀拌和，然后按质量分成6等分，分层装入制样桶内并击实，试样压实度控制在92%左右.制样结束后，将试样外层的橡皮膜套在试样帽上，并用橡皮筋扎紧，将试样帽上的管道与真空泵连接.打开真空机从试样顶部抽气，利用负压，拆除制样桶.将底座清理干净，安装压力室.
2）试样饱和与固结.对于需要进行饱和的试样，采用“水头压力+抽真空”的方式使其饱和，当试样饱和度≥95%后，把围压调整到预设值，打开排水阀，试样开始固结，孔隙水压力逐渐消散，当排水量与时间的关系曲线逐渐趋于水平，且孔隙水压力已经消散基本不再变化时，可认为试样已完成固结.
3）试样剪切.每组试样均在剪力分别为200，400，600及800 kPa下进行剪切，剪切过程采用应变控制，剪切速率设为1 mm/min，当出现稳定的残余应力或竖向应变达到15%时，停止试验.图2为土石混填体试样经三轴试验破坏后典型的照片，从中可以看出，试样破坏后中间部位鼓胀比较明显.
3 试验成果整理与分析
3.1 土石混填体剪切强度指标
根据每种试样在不同围压下的应力应变曲线便可求得其到相应的剪切强度指标，不同方案下土石混填体的粘聚力c与内摩擦角φ如表4所示.
由表4可知，土石混填体在三轴试验条件下其内摩擦角普遍较高，而粘聚力相对较低，这种现象与采用相同土石料的文献[7]中直剪试验的结果是一致的，即土石混填体的抗剪强度主要源于不同粒径颗粒之间的相互嵌入、咬合及摩擦等效应.但是，表4中的c和φ值却明显高于文献[7]中c1和φ1，这可能由以下几方面原因引起：
1）试样的最大粒径不同.大型三轴试验中试样的最大粒径dmax=60 mm，而在文献[7]中由于剪切盒的限制dmax=40 mm，柴贺军等[9]通过试验发现，颗粒最大粒径对土石混填体的抗剪强度特性及应力应变关系均存在一定的影响；
2）试验条件不同.大型三轴试验由于配有专门的制样筒，试样压实度达到了约92%，且围压σ3在200～800 kPa之间；直剪试验中试样的压实度约为90%，而且由于仪器限制其最大法向应力σn只有300 kPa；
3）试验方法不同.三轴试验和直剪试验的原理是不一样的，这在一定程度上也会造成所求得的抗剪强度指标不尽相同.
3.2 各个因素对土石混填体抗剪强度的影响
通过对表4中试样的抗剪强度指标c和φ值进行分析可知：当试样不含水时，其粘聚力并不为零，这表明在外界压力作用下颗粒之间存在一定的咬合粘聚力；随着试样含水量或含石量等参数的改变，其粘聚力亦会随之有所变化，但是考虑到粘聚力变化的“绝对值”很低，且规律性不明显.考虑到试样的抗剪强度主要源于内摩擦角，因此，接下来将各个因素对土石混填体的内摩擦角有何影响展开具体的分析.
根据表4中的结果，参照正交试验设计的数据处理方法，可求得各个因素在不同水平下的内摩擦角平均值（Ⅰ，Ⅱ，…，Ⅳ），以及相应的极差R，由于各因素的水平数不相同，需对极差R进行修正，R′即为修正后的结果，具体如表5所示.
由表5中修正后的极差R′值大小可知，大型三轴试验中各个因素对土石混填体内摩擦角影响的主次顺序是：含石量→含水量→岩性→土性.同时，为了更加直观地了解各个因素的影响趋势，根据表5画出各因素与试样内摩擦角平均值的关系图，如图3所示，于是可知：
1）不同因素对土石混填体的内摩擦角的影响趋势存在较大的差别，含石量同样是最主要的影响因素，随含石量从25%增加到70%，其内摩擦角近似呈线性增长，内摩擦角增量Δφ与含石量P5之间的关系可大致表示为：
2）随试样的饱和度从0变为1，其内摩擦角首先略有升高然后又有较大幅度的降低，而饱和后试样的内摩擦角最大降低约13%.
3）角砾试样的内摩擦角普遍大于圆砾试样；无黏性土下试样的内摩擦角虽然略高于黏性土，但这两个因素的影响程度均非常有限.
3.3 应力应变关系曲线特征分析
通过对土石混填体的应力应变关系曲线进行归纳分析后发现，在三轴试验条件下，即使试样的组成或试验条件存在较大差别，但它们变形关系曲线之间的差异性却没有直剪试验条件下那么显著，图4为3组具有代表性的应力应变关系曲线，对其分析后可知：
1）当试样处于低围压（σ3=200 kPa）下时，其应力应变关系曲线在峰值之后呈现出应变软化的趋势，强度略有降低，但不是很明显，这表明土石混填体具有在峰后依然能承受较大荷载作用的强度特性.
2）当试样的围压逐渐增加到800 kPa后，其应力应变关系曲线不再具有应变软化的趋势，进而转变为应变硬化的特征，但是强度同样增加得非常缓慢.不过可以预测，如果围压进一步增大（如σ3=2 MPa），那么土石混填体的应变硬化特性将会变得更为显著.
3）在其他因素相同时，相同围压下，试样的含石量越高其变形模量便会越大，且随轴向应变e1的发展，亦会较快地由线弹性变形阶段进入到弹塑性变形阶段.可见，含石量不仅对土石混填体的强度特性存在较大影响，同样还会影响其变形特性.
2）随着试样中的含石量由25%（试样a）增加到70%（试样c），当σ3=200 kPa时，试样虽然都表现出剪胀性，但试样a的体变约为1.5%，而试样c的体变则接近3%，且体变速率高于试样a；当 σ3=400～600 kPa时，试样c在ε1超过5%之后体变均出现了明显的负增长，而试样a仅在σ3=400 kPa时才有这种现象，且负增长的速率略低于试样c；当σ3=800 kPa时，试样虽然都表现出剪缩性，但试样c的剪缩量及体变速率均小于试样a.
可知，试样含石量越高，其低压剪胀性越明显；而含石量越低，则高压剪缩性更为显著.
土石混填体在围压和含石量影响下，之所以会表现出上述特性，是因为在试验初始阶段试样内部的石料仍未完全接触，在围压作用下试样体积减小使石料逐渐充分接触，其强度特性亦随之发挥出来；而随着剪切继续进行，粗颗粒需要相互跨越、翻转，于是便会造成试样体积膨胀，当围压较低时难以有效约束这种膨胀性，故表现为低压剪胀高压剪缩.
当试样中含石量增加后，会显著提高粗颗粒之间相互接触的概率，更利于土石混填体结构性的发挥，其低压剪胀性也因此而更加显著；如果含石比较低，那么在剪切过程中粗颗粒相互跨越或翻转的情况将会减少，随细颗粒发生整体移动的情况会有所增加，故其剪胀性会被削弱，剪缩性则变得更为明显.相比之下，含水量、岩性与土性等因素对试样的体变特性影响大不.
4 结 论
本文通过进行土石混填体大型三轴试验，综合考虑了含水量、含石量、岩性与土性等因素对其变形力学特性的影响，得到如下结论：
1）此次试验中试样存在一定的咬合粘聚力，但是其粘聚力普遍较低，在其他因素影响下变化幅度不大且规律性不明显；而试样的内摩擦角则相对比较高，且含水量和含石量对其有较大影响.即土石混填体的强度特性与其所处环境、级配组成等因素密切相关.
2）不同因素对土石混填体的抗剪强度有着不同的影响：含石量是影响程度最大的一个因素，试样的内摩擦角和变形模量均会随含石量的增加而显著增加；随试样的饱和度由0增加到1，其内摩擦角会先略有增加然后又明显降低；而岩性和土性对土石混填体的强度特性影响不大.
3）根据试样的应力应变关系曲线可知，其应变软化特性不明显，这表明土石混填体在峰值之后依然能承受较大的荷载作用.
4）土石混填体具有低压剪胀性和高压剪缩性，含石量和围压是影响其体变特性的主要因素；试样中含石量越高，其低压剪胀性越明显，而含石量越低，则高压剪缩性更为显著.
参考文献
[1] 曹文贵，胡天浩，罗宏，等.土石混填路基压实度检测新方法探讨[J]. 湖南大学学报：自然科学版，2008， 35（2）： 22-26.
CAO Wen-gui， HU Tian-hao， LUO Hong， et al.Discussion on a new technique for detecting compactness of soil-rock mixture roadbed[J].Journal of Hunan University：Natural Sciences， 2008， 35（2）： 22-26.（In Chinese）
[2] 罗宏，赵明华，曹文贵，等.基于弹性半空间理论的土石混填路基压实度确定方法[J].湖南大学学报：自然科学版，2013， 40（12）： 8-13.
LUO Hong， ZHAO Ming-hua， CAO Wen-gui，et al. A determination method for compactness of soil-rock mixture subgrade based on elastic half-spacetheory[J]. Journal of Hunan University：Natural Sciences，2013， 40 （12）：8-13.（In Chinese）
[3] 油新华，汤劲松.土石混合体野外水平推剪试验研究[J]. 岩石力学与工程学报， 2002， 21（10）： 1537-1540.
YOU Xin-hua， TANG Jin-song. Research on horizontal push-shear in-situ test of soil and rock-mixture[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2002， 21（10）： 1537-1540. （In Chinese）
[4] LI X，LIAO Q L，HE J M. Insitu tests and a stochastic structural model of rock and soil aggregate in the three gorges reservoir area， china[J]. Journal of Rock Mechanics and Mining Science， 2005， 41（3）： 494-495.
[5] XU W J， HU R L， TAN R J. Some geomechanical properties of soil-rock mixtures in Tiger-leaping Gorge Area， China [J]. Geotechnique， 2007， 57（3）： 255-264.
[6] 董云.土石混合料强度特性的试验研究[J]. 岩土力学， 2007，28（6）： 1269-1274.
DONG Yun. Experimental study on intensity character of rock-soil aggregate mixture[J]. Rockand Soil Mechanics， 2007， 28（6）： 1269-1274. （In Chinese）
[7] 王江营，曹文贵，张超，等.基于正交设计的复杂环境下土石混填体大型直剪试验研究[J].岩土工程学报， 2013， 35（10）： 1849-1855.
WANG Jiang-ying， CAO Wen-gui， ZHANG Chao，et al. Large-scale direct shear tests on soil-rock aggregate mixture undercomplicated environment based on orthogonal design[J]. Chinese Jounal of Geotechnical Engineering， 2013， 35（10）：1849-1855. （In Chinese）
[8] 武明.土石混合非均质填料力学特性试验研究[J].公路，1997 （1）：40-42.
WU Ming. Experimental study on mechanical properties of soil-rock mixture[J]. Highway， 1997（1）：40-42. （In Chinese）
[9] 柴贺军，阎宗岭，贾学明. 土石混填路基修筑技术[M]. 北京：人民交通出版社，2009：33-52.
CHAI He-jun， YAN Zong-ling，JIA Xue-ming. Soil-stone high embankment construction[M]. Beijing：China Communications Press， 2009：33-52. （In Chinese）
[10]周勇，刘升传.高填方路基填料的大型三轴试验研究[J].路基工程， 2011， 23（4）： 107-109.
ZHOU Yong， LIU Sheng-chuan. Study on large-scale triaxial test for high filled subgrade filling[J].Subgrade Engineering， 2011， 23（4）：107-109.（In Chinese）
[11]高春玉. 土石混合料路用性能的实验研究[D]. 成都：四川大学，2004：13-68.
GAO Chun-yu. The laboratory study of road property and quality appraisal on earth and rock mixture[D]. Chengdu： Sichuan University ，2004：13-68. （In Chinese）
[12]方开泰，马长兴.正交与均匀试验设计[M].北京：科学出版社， 2001：35-55.
力学特性分析 篇12
高速电主轴在精密和超精密机床中具有广泛的应用[1]。高速电主轴作为加工中心等高档数控机床的关键部件, 其性能的好坏直接影响到零件的加工精度, 因此很有必要对电主轴进行详细的动态分析。本文将运用Workbench分析软件对某型高速加工中心的电主轴进行模态分析和谐响应分析。
1 高速电主轴有限元模型的建立
对电主轴进行简化[2], 利用Pro/E建立电主轴模型如图1所示, 并将该模型导入Workbench中进行网格划分, 得到如图2所示的有限元模型。
2 高速电主轴的模态分析
2.1 模态分析的理论基础
系统在其任意一固有频率附近自由振动时, 这种运动被称为同步运动, 即模态或主振型[3]。对其结构或者部件进行固有特性分析, 可为以后的谐响应分析、瞬态动力学分析以及谱分析提供必要的数据。
动力学特性分析的前提即模态分析, 其结果是获得系统的自然频率和振型情况。一般来说, 主轴的模态分析方程如下[4]:
其中:[M]为质量矩阵;[C]为阻尼矩阵;[K]为刚度矩阵;x (t) 为位移。从数学角度看, 以上方程的广义特征值和特征向量分别对应主轴单元的固有频率和振型。
电主轴的前轴承采用定位预紧方式将其自由度全部固定, 另一端轴向游动。轴向的微量位移用来补偿机床工作时主轴的热伸长[5]。在模态求解前, 对电主轴固定其径向和轴向, 只有切向转动。
2.2 模态分析的加载与求解
模态分析可以分为自由状态下的模态和加约束状态下的模态两种[6], 还需考虑预紧力的情况。这里进行加约束状态下的无预紧力模态分析。经ANSYS-Workbench运行求解后, 得到电主轴前6阶的振动特性, 如图3所示。电主轴的1阶~6阶频率以及振型如表1所示。
从表1中可以看出, 电主轴的前两阶固有频率相差很小, 由图3可知它们为正交, 可以看作重根;同理, 4、5阶的固有频率也可看作是重根。
2.3 临界转速分析
当激振力的频率与电主轴固有频率相等或者接近时, 轴上某些点的位移会达到或者趋近无穷大, 这个频率所对应的转速就是临界转速。主轴的临界转速与固有频率的关系为:
其中:n为主轴转速, r/min;f为振动频率, Hz。计算得到的主轴临界转速如表2所示。
本文电主轴运转的最高转速为15 000r/min, 与表2中的临界转速相比较可知该电主轴的结构设计是合理的。
3 高速电主轴的谐响应分析
3.1 激振力的确定
N自由度系统的振动方程如下:
其中:[P (t) ]为激阵力矩阵。
式 (3) 是运用有限元方法求解弹性体动力学问题的基本方程。一个完整的激振力由幅值、相位角和强迫频率组成:
其中:p、ω、φ分别为激振力的振幅、强迫频率和相位角。取激振力的频率为1 000Hz, 振幅为2 361N, 相位角近似为零。为避免结构共振, 下面对电主轴进行谐响应分析[7]。
3.2 电主轴的谐响应分析
由于电主轴的固有频率从383 Hz到2 516 Hz, 而且强制频率为1 000 Hz。因此不妨取激振力的频率范围为300Hz～2 650Hz, 经Workbench求解得到电主轴前端对频率的径向位移曲线, 如图4所示。
由图4可知:当激振力的频率从530 Hz增加到1 200Hz时, 主轴前端处的径向位移呈增加趋势, 动刚度有所减小;当激振力的频率从1 200 Hz增加至1 450Hz时, 主轴前端的径向响应位移迅速增加;率从1 450Hz增加至1 600Hz时, 主轴前端的径向响应位移又大幅减小;在1 450 Hz时位移达到最大, 为31.2μm。
由图4还可以看出:当激振力的频率在3阶固有频率附近时, 主轴前端径向响应位移呈增长趋势;当激振力的频率在4阶、5阶固有频率附近时, 主轴前端径向响应位移呈减小趋势, 主轴动刚度增加。同理, 从主轴6阶固有频率附近的响应曲线可以看出, 主轴前端径向响应位移仍然呈增长趋势。
主轴在强制频率1 000Hz工作时, 主轴前端面的径向位移在1.79×10-3μm～9.11×10-3μm之间, 此时主轴具有很好的动刚度。
对应的主轴前端面径向应力曲线如图5所示。
由图5与图4相对应可知, 主轴前端径向位移与应力变化趋势一致, 在激振力的频率为1 450 Hz时, 应力值达到最大, 为71.57 MPa。
进一步研究当激振频率位于主轴最高转速对应的频率范围内的响应特性, 可以计算得主轴在最高转速时对应的频率为250 Hz, 所以取激振力频率范围0Hz~400Hz来分析电主轴的谐响应情况, 结果见图6。
由图6可知, 电主轴在低频范围0Hz~400Hz转动时, 主轴前端面的径向位移不断降低;当激振力的频率达到40Hz时, 位移量达到最大, 为1.55mm;当工作频率为250Hz时, 位移量不到49.1μm, 能够满足电主轴单元工作时的精度需求。
4 总结
(1) 电主轴运转时所达到的最高转速一般以不超过其一阶临界转速的75%为宜[8]。本文电主轴的转速符合这个标准。
(2) 本文中有限元分析的思路也可以用在电主轴部件的各项设计与分析优化方面。如果对主轴关键部位进行实验数据实测, 并将其与理论分析结合起来, 则能够进一步提高仿真分析的精度。
摘要：利用Pro/E建立了电主轴三维模型, 运用Workbench对高速电主轴进行模态分析和谐响应分析, 获得电主轴的固有频率以及临界转速等动态特性;在此基础上对电主轴前端处的位移响应特性进行分析, 证明了电主轴结构设计的合理性, 为下一步的电主轴特性研究奠定基础。
关键词：高速电主轴,有限元,动力学分析,Workbench
参考文献
[1]巫少龙, 张元祥.基于ANSYS Workbench的高速电主轴动力学特性分析[J].组合机床与自动化加工技术, 2010 (9) :20-26.
[2]赵跃超.HMC80卧式加工中心电主轴热、动态特性分析及耦合研究[D].兰州:兰州理工大学, 2011:11.
[3]袁金鹏.滚珠丝杠的热特性与模态分析[D].太原:太原科技大学, 2012:45.
[4]李高峰, 李文斌.高速磨削机床主轴单元的动态特性仿真分析[J].机械工程与自动化, 2012 (4) :48-50.
[5]张俊萍, 李颂华, 吴玉厚.高速磨削用陶瓷轴承电主轴单元的动特性分析[J].机械设计与研究, 2008 (8) :62-66.
[6]张行, 陶征, 张安清, 等.基于ANSYS的铣削电主轴静动态性能分析[J].制造技术与机床, 2011 (1) :70-73.
[7]周亮.电主轴热动态特性分析与研究[D].北京:北京工业大学, 2010:51.