冲击响应（精选8篇）
冲击响应 篇1
引言
安装在船上的桅杆用于支撑航行灯、气象仪表和各种电子装置。由于科学技术的进步和武器装备的发展, 舰船受到非接触爆炸攻击的可能性不断增加。并产生更剧烈的破坏。考虑到舰艇设备在爆炸冲击作用下的生命力, 需要在舰艇设计阶段制定一种方法来进行抗冲击评估。用于舰船抗冲击研究的方法一般分为三类:全尺寸试验、模型试验和理论分析方法。由于需要试验的设备的性能各异和数目众多, 某些设备如推进轴、桅杆和武器系统由于其体积和重量太大而不适宜在实验室进行试验。而全比例试验需要耗费大量和时间和精力且费用昂贵。因此, 提出可靠的冲击防护理论已经成为一项极其重要的任务[1]。本文应用响应谱分析方法与全比例试验获得的设计冲击谱相结合建立一种冲击响应谱分析方法, 并与有限元离散和计算程序相结合对四角架桅杆受爆炸冲击响应进行了预报。
1 响应谱分析方法
响应谱方法假设结构响应是线弹性的, 且选择合适的自然频率和模态为基础在频域内进行分析。由于舰船桅杆在爆炸冲击下不能有任何塑性变形, 本文将响应谱方法与有限元方法相结合, 把连续结构离散化为N个自由度的数学模型。用冲击响应值来计算等效静力进行准静态分析。最后将结果用海军研究实验室合成方法 (NRL) 来进行合成, 从而计算出系统的总响应。其主要分析步骤如下:
(1) 定义结构特性:确定质量矩阵m和刚度矩阵k;定义边界条件。 (2) 用子空间迭代法确定振动的固有频率ω和固有模态Φ。 (3) 确定激励分布的模态成分sn。 (4) 计算模态参与因子。 (5) 计算有效模态质量和有效模态重量Wn。 (6) 计算所有模态的冲击设计值An:确定舰船种类;根据设备安装在船体、甲板或外板的位置选择参考方程正确的系数;用模态重量Wn从参考方程中计算出正确的A0和V0;获得适当的设计值Ai和Vi。 (7) 计算等效静力fn。 (8) 用系统受力fn时的静态分析方法计算应力、截面力和反作用力。 (9) 根据NRL方法通过合成峰值模态响应来确定峰值响应量的值。
2 四角架桅杆的冲击响应预报
2.1 模型描述
图1为四角架桅杆的原始模型布置图。桅杆由四个垂直构件与水平和对角撑杆连接而成。结构没有穿透甲板而是支撑在基座上从而将反作用力传递给舰艇结构。4个桁架状的构件提供每个节点的刚性支撑。桅杆物理结构可以用由一组梁单元组成的等效三维数学模型来模拟结构响应。图2描述了桅杆的有限元模型, 模型由109个单元和38个节点组成。
2.2 材料属性
桅杆所用的材料为铝合金 (6061-T6 grade C) , 主要材料属性如下:密度为22.7kg/m3, 泊松比为0.345, 杨氏模量为68.95GPa, 屈服应力为262MPa。
2.3 结果分析
用NRL合成法计算了四角架桅杆的响应。分析结果表明桅杆结构的底部响应最大, 最大轴向应力为单元103处的38.8MPa。最大von-Mises应力为单元102处的15.0MPa。屈服应力συ=262MPa, 说明构件应力在材料的弹性范围内。此外, 为了确定桅杆顶部的雷达有满意的状态和精度, 雷达基座的角位移在任意方向都不能超过0.2毫弧度, 而雷达基座的角位移均大于0.2毫弧度。因此需要改进桅杆的抗冲击设计。
4 结论
本文用美国海军通过全比例试验获得的设计冲击谱与有限元法相结合建立了一种冲击响应谱分析方法。通过对所介绍方法的评估, 可以预测舰载设备对水下爆炸产生的冲击载荷的响应。利用某四角架桅杆受水下爆炸作用的冲击响应分析。计算了桅杆不同位置的应力值和相应von-Mises值。为军船抗冲击设计提供参考。所述方法基于水下爆炸冲击向单一方向传播且设备的支撑运动相同的假设, 此假设仅适用于远离船体的非接触爆炸
摘要：桅杆是舰船安全和连续作战能力必需的A级设备。为了评估其在实战环境下的抗冲击能力, 本文应用响应谱分析方法与美国海军全比例试验获得的设计冲击谱相结合建立了一种冲击响应谱分析方法, 并与有限元离散和计算程序相结合分析了四角架桅杆的冲击响应。为桅杆的设计提供参考。
关键词：响应谱,桅杆,水下爆炸,冲击响应
参考文献
[1]Cho-Chung Liang, Min-Fang Yangb, Yuh-Shiou Tai.Prediction of shock response for a quadruped-mast using response spectrum analysis method.Ocean Engineering.2002, 29:887-914.
冲击响应 篇2
船体结构在垂直发射冲击载荷下的动力响应分析
讨论了导弹发射冲击动力响应分析的一般原理和冲击动力响应分析的.方法.以某舰为例,确定了导弹垂直发射的有关工况,计算了导弹发射舱附近环境结构的冲击动力响应,其结果为导弹发射舱环境结构的强度与安全性评估提供了依据.
作 者：刘从军 LIU Cong-jun 作者单位：708研究所,上海,200011 刊 名：上海造船 英文刊名：SHANGHAI SHIPBUILDING 年，卷(期)：2009 “”(2) 分类号：U661.42 关键词：结构 冲击 动力响应 导弹发射装置冲击响应谱分析方法研究 篇3
关键词：冲击响应谱,冲击试验,递归模型,模拟试验台
0前言
冲击响应谱分析技术是分析精密零、部件冲击激励下安全性能的重要分析方法,在飞机着陆、火箭发射、核爆炸、地震检测设计等工程问题中得到广泛应用。随着计算机技术的进一步发展,冲击响应谱分析技术变得日益成熟,并且成功解决了以往遇到的多种冲击试验难关。传统冲击试验中往往采取对冲击环境的模拟,以至于不能较好地模拟待测设备实际受力情况,而冲击响应谱的引入,则将对冲击环境的模拟转变为对冲击损伤的模拟,从而使冲击试验更加真实,是冲击试验发展过程中质的变化。
1 冲击响应谱的定义及分类
1.1 冲击响应谱定义
为了区别炸药的爆炸、地震、飞机俯冲和着陆以及其它冲击波的损伤和破坏势,在暂态分析中常常利用冲击响应谱作为衡量系统受到冲击作用效果的尺度。
冲击响应谱(Shock Response Spectrum)通常又称“冲击谱”[1],是指将冲击激励施加到一系列线性、单自由度弹簧、质量系统时,将各单自由度系统的最大响应值作为对应于系统固有频率的函数响应曲线。它用冲击载荷作用在结构系统上的效果,即结构系统对冲击载荷的响应来描述冲击。
对于一个单自由度系统质量弹簧阻尼系统,当其公共基础受到冲击激励时,其响应峰值为该单自由度系统的函数,此函数绘成的图形就叫做冲击响应谱。冲击响应谱可以看作是一系列具有相同阻尼的单自由度系统对给定的瞬态时域信号的最大响应的合成。
一个实际的物理系统可以分解为多个不同的单自由度系统,对于每个单自由度系统进行响应谱分析计算,最后加以合成,即可得到整个系统的冲击响应谱。
1.2 冲击谱分类
冲击响应谱按照响应峰值取法不同分为以下几种:
1)初始响应谱:在冲击持续作用时间范围内出现的最大响应峰值与系统固有频率之间的关系,简称“主谱”。
2)剩余响应谱:在冲击持续作用完结之后的时间范围内出现的最大响应峰值与系统固有频率之间的关系,简称“余谱”。
3)最大响应谱:在整个响应过程中的最大响应峰值与系统固有频率之间的关系,亦即“主谱”和“余谱”的包络谱。当此最大响应值为绝对值最大时,称为绝对最大响应谱。
4)最小响应谱:在整个响应过程中的最大响应峰值与系统固有频率之间的关系。
冲击响应谱按照所用的参数不同又可分为:绝对加速度谱(x咬~ω),等效加速度谱(ω2δ~ω),等效速度谱(ωδ~ω),速度谱(x觶ω~ω),绝对位移谱(x~ω),相对位移谱(δ~ω)。
2 冲击响应谱算法
冲击响应谱的求取方法有两大类:一类是用机械或电的方法模拟单自由度系统的物理模型,给该模型一个冲击输入求响应,如簧片仪、振子式冲击谱分析仪及电模拟冲击谱测量仪。这类方法的优点是简单、经济、可靠。缺点是设备笨重,频带窄,频率分辨率低,精度差。另一类方法是直接求解单自由度二阶微分方程,由模拟计算机或数字计算机完成,这是近几十年来发展起来的一类方法,其中尤以数字化分析方法更受广大工程技术人员的青睐。
冲击响应谱的计算方法较多,如直接积分法、Fourier变化法、递推法及递归滤波器法等,其中递归滤波器法具有计算速度快、低频精度高的优点[2]。
3 冲击响应谱分析
对于给定的单自由度系统,它的固有频率与传递特性是不变的,当该系统受到脉冲峰值加速度相同、脉冲持续时间宽度不同的冲击脉冲作用时,其响应幅值大致可分为3个区域。
1)起始区。当fnD<0.3时,amax/A<1。当冲击脉冲的持续时间D与系统的固有频率f之积小于0.3,系统的冲击响应最小值小于冲击脉冲的峰值加速度。并且,fnD愈小,缓冲作用愈大,具有单调下降的特性。
2)放大区。当0.3<fnD<10时,amax/A>1时。冲击持续时间D与系统的固有频率fn之积落在上述区间时,冲击响应具有较大作用,此时与共振类似,峰值往往发生在冲击峰值处,通常是冲击峰值的1.5倍,即fn=1.5fi达到加速度峰值[3]。
3)等冲区。当fnD>10时,amax/A=1,残余谱近似于零。
4 冲击响应谱试验技术
由于冲击响应谱忽略了相位关系,它与冲击波形无对应关系,这为冲击谱模拟创造了有利条件,即可选用任何便于实现的波形去匹配要求的冲击谱,并不论它是标准加速度冲击脉冲或者是图形—数据库表示的瞬态冲击过程。也就是说,只要给出了冲击输入,而都可以求解获得与其对应的冲击谱。如果使受控装置上的被试样品因受激励而响应,且其响应包络了给定的冲击谱,那么,表明了这种受控模拟方法与实际冲击环境有着相同的作用效果。正是由于这一特性,我们可以利用不同的波形来满足同一冲击响应谱的要求,从而大大便利了冲击试验方案及设备的设计工作。
5 冲击响应谱在冲击试验中的应用(下转第194页)
(上接第117页)利用冲击响应谱进行冲击试验,就是将产品承受的实际冲击转换为冲击响应谱,并将其作用在产品上进行试验,判定产品对此冲击响应谱的承受能力。据上所述,按冲击响应谱进行冲击试验需要2个条件,一是实际的冲击环境可以测量;二是将实际冲击环境转换得到的冲击响应谱可被模拟。
假设实际冲击环境可以测量,为使模拟试验更为精确,必须对试验所施加的冲击响应谱进行归纳综合。归纳综合是建立在一般的数理统计基础上。
实际试验时,也可采用一种更为简便的方法,即在一组实测分析得到的冲击响应谱数据中,选取关心频段内最大的冲击响应谱值作为冲击环境模拟试验用的冲击响应谱值。
冲击响应谱计算中的参数一般可按下列推荐值选取:
1)系统的固有圆频率Xn可在工程有意义的频带上按1/6倍频程或更小间隔取值;
2)系统的阻尼比可根据产品的阻尼特性选定,一般取0.05。
在确定模拟冲击响应谱值后,即可采用冲击谱模拟试验台来实现对冲击谱的模拟。目前,世界上最先进的试验技术是在电磁振动台上进行冲击响应谱模拟试验。用一般的电磁振动台代替冲击试验台是世界冲击技术的潮流,因为其调校方便,精度高,可实现冲击响应谱模拟。冲击振动控制系统的硬件与随机振动控制系统差异不大,关键是冲击响应谱的匹配和瞬态冲击信号的实时控制。
6 结语
在冲击试验中,冲击响应谱分析方法可将结构对冲击的响应和冲击波形进行综合分析,从而使冲击试验具有对真实冲击环境更加真实的模拟效果。但是,对于冲击响应谱模拟的实时控制还需要更加深入的研究,才能够更好地适应冲击试验的需要。
参考文献
[1]C.M.哈里斯.冲击和振动手册[M].科学出版社,1990.
[2]李锋,邓长华,鲍福廷.液体发动机冲击响应谱分析[J].西安工业大学学报,2009,1.
冲击回拨响应分析研究 篇4
IE方法的优点是: 只需要结构的一个表面进行测试。IE测试方法还可提供孔洞或缺陷深度的信息, 并在图形中显示缺陷的横向位置以及程度。本文通过检测实心混凝土板、含有孔洞的混凝土板以及实心混凝土柱对比分析不同结构回波响应的不同, 探索冲击回波在距离板边缘较近的部位是否仍然具有良好的检测效果。扫描式冲击回波系统如图1 所示。
IES主要利用的是纵波在介质中的传播。传感接收器接收到的信号是周期性的位移波形, 传感器接收后将其进行快速傅里叶变换, 转化为频域信号后再进行分析。当应力波穿透两种不同声阻抗材质组成的界面时, 一部分入射应力波会被反射回来, 另一部分入射应力波会被折射进入下一介质中。混凝土/空气界二者之间传播的应力波会在冲击面上产生一系列的向内质点位移。此时, 在周期位移波形一周期的时间内, 应力波传播的路程为2T ( 2 倍板厚) , 故P波的传播频率 ( f) 即为P波穿行2 倍板厚所需时程的导数:
其中, f为频率; αs为形状系数; Cp为波速; T为结构厚度。
纵波在混凝土/钢界面之间传播时, 在周期位移波形一周期的时间内, 应力波传播的路程为4T ( 4 倍板厚) , 故P波的传播频率 ( f) 即为P波穿行4 倍板厚所需时程的导数[1]:
其中, 字母含义与式 ( 1) 中相同。通过以上两个公式我们可以计算结构的厚度以及结构内孔洞的深度。
1 试验概况
试验对四种结构进行了测量分析, 分别为厚度15 cm的密实混凝土板 ( 1 号板) 、厚度25 cm的混凝土板 ( 2 号板) 、厚度20 cm并含有孔洞的混凝土板 ( 3 号板) 以及边长39. 5 cm的混凝土柱。在每种结构表面画出相应的测线, 测量时, 要保证结构表面平整干净, 推动小车沿测线匀速扫描, 每条测线测量20 次。具体尺寸及测线布置见图2。
2 结果分析
2. 1 测量位置对测量结果影响分析
图3 是1 号板五条测线的测量结果, 每条测线都进行20 次测量并取平均值。测线1 ~ 测线4 的测试结果基本一致, 显示板的厚度都是15 cm左右, 基本没有偏差, 结果稳定。说明几乎所有的应力波都是从板底反射回来被采集仪接收到, 很好的反映了板的厚度信息。而测线5 的测量结果偏大, 而且不稳定, 原因是测线5距离板边缘较近, 只有10 cm, 比板厚 ( 15 cm) 还要小, 这样就产生了边界效应, 即应力波不仅被板底反射, 而且也被板边缘反射, 从板底反射回来的应力波受到了从板边缘反射的应力波的影响, 测量结果不稳定。为了分析IES测量含有孔洞的板时是否也有这种影响, 对3 号板也进行了测量。图4 是3 号板的测量结果, 可以看到, 测线2 整体比测线1 的结果偏大, 跟图3 中1 号板的测量结果趋势一样。说明3 号板测线2 的测量结果由于距离板边缘太近, 从而也受到了边界效应的影响。
2. 2 实心板与内含孔洞板频域图对比分析
图5 和图6 是使用IES测量3 号板的两个典型测点的结果的频域图, 实际板厚20 cm, 在测线的中部位置下有一个直径110 mm的孔洞, 孔顶距离板顶45 mm, 波速3 950 m/s, 其中图5 显示的是测点下方无孔洞测点的测量结果, 图6 显示的是测点下方有孔洞测点的测量结果。那么根据式 ( 1) 可以计算出板厚对应的频率为f = 0. 96 × 3 950 / ( 2 × 0. 2) = 9 480 Hz。从图5 中可以看出, 该波形只有一个明显波峰, 是板厚度对应的频率, 该频率为9 472 Hz, 与理论计算结果几乎一致, 说明板下是密实的, 无孔洞。
从图6 的结果看出, 波峰对应的频率是7 683 Hz。可以得出, 当板内有孔洞时, 板厚对应的频率会比相同厚度的实心板对应的频率小。原因是由于板内孔洞的存在, 应力波需绕行孔洞, 此时应力波经历的路程要长, 所对应的名义板厚就要比实心板厚度大, 根据式 ( 1) 可得此时的频率要小。通过以上的对比可知, 若板内有孔洞, 应力波的频域图与没有孔洞的实心板的频域图会有一个明显不同。有孔洞的板的板厚频率会向低频漂移, 比实心板的厚度对应的频率低, 这是判断板内有无孔洞的重要标志; 理论上有孔洞的板的频域图会有两个明显波峰, 一个是名义板厚对应的波峰, 在频率较高的地方还会有一个较小的波峰, 这个波峰对应的频率反映孔洞的深度。但是如果要出现缺陷深度对应的高频波峰需要符合一定条件, 很多时候是得不到这个波峰的。
2. 3 混凝土柱与混凝土板频域图对比分析
图7 是使用IES测量2 号板的一测点的测量结果的频域图, 2 号板实际板厚25 cm, 波速4 200 m / s。那么根据式 ( 1 ) 可以计算出板厚对应的频率为f = 0. 96 × 4 200 / ( 2 × 0. 25) = 8 064 Hz。从图7 中频域图上可以看出, 该波形只有一个明显波峰。
从图8 中可以看到柱子的频域波形与板状结构频域波形的区别。柱子的频域波形不仅仅显示柱子厚度对应的频率波峰 ( 我们称为基本频率) , 还会显示与基本频率相关的高阶频率波峰, 这些是应力波在柱子各个面反射回来相互干扰叠加形成的, 对反映柱子的密实度有着重要作用, 不可忽略。只要柱子的高度是柱截面尺寸3 倍以上, 这些波峰就是可轻松辨认的。而板状结构的频域波形只有一个明显波峰 ( 如果板密实) , 这个波峰对应的频率反映板的厚度。柱子实际尺寸为边长39. 5 cm的方形柱, 波速为3 700 m / s, 方形柱形状系数取0. 87。根据式 ( 1 ) 计算基本频率 ( 基本频率是柱子厚度对应的频率值, 反映柱子的实际厚度) 。高阶频率与基本频率的关系为f2= 1. 4f1, f3= 1. 9f1, f4= 2. 4f1。测试结果与计算结果对比见表1, 测量结果与计算结果中的一阶频率很接近, 表明柱子是密实的。
对于表1 中误差的分析: 冲击回波探测仪的精度大概在400 Hz, 也就是说, 测量结果误差不超过400 Hz都认为是准确的。此外, 计算结果是厚度为39. 5 cm的密实素混凝土柱的理论计算结果, 而在实测过程中, 柱子不是纯素混凝土柱, 里面含有钢筋, 可能会对测量结果产生一点影响; 柱子表面不平整, 浇筑时的误差都会对测量产生不可预知的影响。
3 结语
通过本次实验, 可以得到以下几点结论:
1) IES冲击回波在测试板状混凝土结构时, 在距离板边缘大于板厚的范围测量, 结果很可靠稳定, 频域波形既能很好的反映板的厚度信息还能反映板内孔洞情况。在距离板边缘较近的范围内, 测量结果偏于不稳定, 容易受到板边缘的影响。2) 密实混凝土板与含有孔洞的混凝土板的频域波形有明显的差别。含有孔洞的混凝土板的频域图上的名义厚度对应的频率比相同厚度的密实板对应的频率低, 原因是由于孔洞的存在, 应力波绕行, 路程变长, 根据式 ( 1) 可知, 频率会向低频漂移, 这是判断板内有无孔洞的重要标志。3) 密实混凝土板状结构和密实柱状结构的冲击回波回应有很大不同。密实板状混凝土结构的频域图上只有一个明显的波峰, 对应板厚频率; 密实柱状混凝土结构的频域图上除了反映板厚的基本频率外, 还有与之相关的高阶频率, 结合基本频率与高阶频率才能判断出柱是否密实。
摘要：通过测试板状结构上距板边缘不同距离的位置, 分析了冲击回波在测试距离板边缘较近的部位时的准确性, 并对比了板状结构与柱状结构以及密实混凝土板与含有孔洞的损伤混凝土板的回波响应的差异, 指出冲击回波响应在测试距离板边缘小于板厚的位置时, 测试结果会有偏差, 相对靠近板中的位置的测试结果, 会出现不稳定;不同结构的回波响应各有特点。
关键词：冲击回波,回波响应,边缘效应
参考文献
[1]刘洋希.基于冲击回波法的预应力管道压浆质量检测[D].长沙:湖南大学, 2013.
[2]姚华.扫描式冲击回波法检测后张预应力管道内缺陷的模型试验研究[D].重庆:重庆交通大学, 2008.
[3]宁建国, 黄新.冲击回波法检测混凝土结构[J].中国矿业大学学报, 2004, 33 (6) :42-45.
[4]张东方, 王运生.冲击回波法在钢管混凝土拱桥检测中的研究[J].工程地球物理学报, 2009, 6 (3) :72-77.
[5]周先雁, 肖云风.用超声波法和冲击回波法检测钢管混凝土质量的研究[J].中南林学院学报, 2006, 26 (6) :15-16.
[6]Ghomi, M.Concrete plate thickness measurement using the indirect impact-echo method[J].Nondestructive Testing and Evaluation, 2013 (2) :119-144.
冲击响应 篇5
动力荷载在桥梁结构上产生的动挠度, 一般较同样的静载作用产生的静挠度要大。动挠度与相应荷载作用下的静挠度的比值称为活荷载的冲击系数[1]。冲击系数是反映车辆荷载对桥梁结构动力影响的综合指标, 它的取值将直接影响桥梁结构的计算与评定。冲击系数的影响因素较多, 桥梁的结构形式、桥面平整度、车辆行驶速度及车辆的动力特性等都会对其量值大小产生影响, 这导致对于冲击作用还不能做出完全符合实际情况的理论分析。目前冲击系数是对大量的实测数据数值计算和统计分析的结果, 合理的数值计算方法对于冲击系数的正确取值具有重要作用。
《大跨径混凝土桥梁的试验方法》[2]中采用以下方法求取结构的动力系数:
δmax-动力系数;Smax-动力荷载引起检测部位的实测最大动力变形或力值 (最大波峰值) ;Smean-静力荷载引起同一检测部位的实测最大静力变形或力值。Smin-与Smax相应的最小值, 即同一周期的波谷值。
根据相关定义可以推出冲击系数[3]:
该计算方法简便、可操作性强, 对于常见的信号可以准确迅速求取冲击系数。但是在工程实践过程中经常遇到一些传统方法不太适用的实测信号, 见图1。不同的数据处理者选取左侧或右侧波谷值会求取出差异极大的冲击系数, 选取左侧波谷值求取冲击系数μL=0.24, 选取右侧波谷值求取冲击系数μR=0.09。
对于同一条实测时程曲线不同处理者求取冲击系数差值较大, 不利于对桥梁结构冲击作用合理客观的评价。因此, 有必要提出一种通用性更强的计算方法, 以提高实测动力响应冲击系数取值的合理性。
说明:Smin L表示左侧波谷值, Smin R表示右侧波谷值。
2 数值方法拟取静力时程曲线
对图1曲线进行分析, 我们可以得知偏差出现的主要原因在于静挠度曲线的求取不够准确。因此, 只要我们得出相对合理的静挠度数值, 就可以解决上述问题。
采取数值方法可以将一些数据离散点拟合成能够体现数据点变化规律的曲线, 动挠度时程曲线可以看做是静挠度曲线与冲击效应综合作用的结果。受传统方法取波峰与波谷均值作为该位置静挠度数据的启发, 我们可以将动挠度数据散点用相对合理的方法拟合成平滑曲线作为静挠度曲线。在求取冲击系数时我们一般选取实测时程曲线最大动力变形或力值 (最大波峰值) 及同一周期的波谷值, 因此在拟合曲线时可以主要关注的是时程曲线最大波峰值位置附近的一个或几个周期的数据散点, 这样不仅可有利于冲击系数计算的合理性, 而且可以大大减小计算量。
下面就探讨比较合理的数值拟合公式。以简支梁为例, 两端支座位置处位移数值为零, 将车辆荷载近似用集中力代替, 由结构力学[4]知跨中位置作用集中力P时位移的量值为。静挠度数值与跨径的三次方成正比关系, 因此, 可以采用三阶多项式拟取简支梁的静挠度时程曲线, 详见图2。
分析图中数据可见动挠度峰值附近几个周期及支座位置处拟合结果较好, 静挠度数据位于该位置波峰与波谷之间, 而支座与动挠度峰值中间位置的静挠度数据与动挠度时程曲线的偏离较大, 这与上述拟合过程中只采用最大峰值附近几个周期与支座位置处的数据散点数有关。若过多的提供偏离支座与动挠度峰值位置的数据散点, 虽然全程数据拟合结果较好但会使动挠度峰值位置处数据偏离较大, 同时也会增加计算量, 其结果适得其反。由拟合结果得到冲击系数μ=0.20, 介于μL=0.24与μR=0.09之间, 再次验证在这种情况下没有经验的处理者应用传统方法可能夸大或低估实际的冲击效应, 导致对冲击效应的评价不够客观合理。
3 结论
通过数值拟合分析说明本文提出数据散点拟合的计算方法较《大跨径混凝土桥梁的试验方法》[2]中的传统方法具有通用性强、评价客观的优点, 而且数据处理的计算量不大, 适于在工程实践中推广应用。
同时也应注意在散点数据拟合时采用的曲线类型不同会导致求取的冲击系数有一定的差异, 而找到完全满足动挠度时程曲线规律的拟合方程是相对困难的, 也会增加很多计算量。因此, 在满足工程精度的前提下, 选取简单易操作的拟合方法更具有实用价值。
参考文献
[1]谌润水, 胡钊芳.公路桥梁荷载试验[M].北京:人民交通出版社, 2003[1]谌润水, 胡钊芳.公路桥梁荷载试验[M].北京:人民交通出版社, 2003
[2]中华人民共和国交通部颁.大跨径混凝土桥梁的试验方法[S]. (YC4-4/1978) , 1982[2]中华人民共和国交通部颁.大跨径混凝土桥梁的试验方法[S]. (YC4-4/1978) , 1982
[3]张宇峰, 朱晓文.桥梁工程试验检测技术手册[M].北京:人民交通出版社, 2009[3]张宇峰, 朱晓文.桥梁工程试验检测技术手册[M].北京:人民交通出版社, 2009
冲击响应 篇6
现有关于管柱系统受力分析的研究较多[1—3];但针对射孔冲击载荷条件下管柱系统响应的研究较少。在进行射孔冲击载荷下减振器减振特性的研究时[4], 常常缺少实际射孔冲击条件下的加载数据作为输入条件。文献[5]对射孔冲击载荷下管柱响应进行了分析, 采用理论经验公式计算冲击载荷作为管柱分析的输入条件, 这与实际有一定差距, 不能反映真实的冲击加载过程。
在管柱系统中, 射孔枪管是射孔爆炸冲击载荷的主要承受者, 射孔段管柱在射孔冲击载荷作用下的动力学响应特性反映了射孔冲击载荷对管柱系统的加载特性。由于射孔弹的壳体效应、射孔枪的管道效应以及多点爆炸产生的耦合效应, 射孔段管柱的冲击波加载规律以及管柱动力学响应规律极为复杂, 难以通过理论模型描述。鉴于管柱动力学响应研究对于射孔段冲击载荷的重要需求以及相关研究基础极为薄弱的现实, 利用射孔段管柱动态载荷地面综合测试系统[6], 进行了射孔段管柱端部压力和加速度的测试, 通过对测试结果的分析, 初步获得了射孔冲击载荷作用下射孔段管柱的响应特性。
1 试验测试系统
1.1 枪管模型
射孔弹起爆后, 金属罩在爆轰波与爆轰产物的作用下形成金属射流侵彻枪管管壁。同时爆轰气体产物, 驱动射孔弹壳体及弹架破碎, 冲击枪管内壁;并在枪管内腔扩散。因此, 爆轰产物对管壁的作用是引起管柱振动的根源。射孔弹通常按照一定的相位安装, 并且导爆索传爆延时使得射孔弹起爆具有一定的时序。射孔载荷对管壁的冲击作用沿管柱轴向呈螺旋分布, 并具有周期性特点。因此, 试验系统根据射孔弹的相位排布形式, 并按照一个作用周期的长度截取了一段枪管, 作为模拟试验的枪管模型。试验系统选用127型枪管及射孔弹, 枪管直径为127 mm, 壁厚为13 mm, 截取枪管长度为612.5 mm。枪管内以60°相位安装6枚射孔弹, 射孔密度为16发/m, 枪管两端安装枪头和枪尾, 导爆索从枪头开口处引出。
1.2 测点布置及测试系统构成
为了考察枪管端部冲击载荷的输出特性, 对枪管底端的内壁压力和端部加速度进行了测量, 枪管模型结构及传感器的安装位置如图1所示。枪尾内壁安装压力传感器P, 用于测试爆轰产物对枪管底端的冲击压力。外壁面安装3个加速度测试传感器。其中, A1安装于枪尾底面, 用于测量枪管轴向加速度;A2与A3安装于枪尾侧壁面, 用于测量枪管底端的径向加速度。A3测试方向与5号弹的射孔方向相同, 从上向下看, A2与A3逆时针成90°角。
压力与加速度传感器均采用压电式传感器, 压力传感器量程为250 MPa, 加速度传感器量程为10×104g。射孔弹起爆后, 射孔段管柱受到剧烈的动态加载, 传感器产生因此模拟信号, 模拟信号由高频传输电缆传输, 经电荷放大器进行放大处理, 再通过数据采集仪存储至计算机中。整套测试系统的构成框图见图2。试验系统的实物如图3所示, 试验时射孔枪管由钢丝绳自由悬挂于试验水池上方。
(a) 为射孔弹及弹架; (b) 为枪管模型; (c) 为枪尾内壁安装压力传感器; (d) 为枪尾外壁3个方向安装加速度传感器; (e) 为枪管模型悬挂于水池上方
2 测试结果与分析
2.1 压力测试结果
位于射孔枪底端的压力传感器所测得数据曲线如图4所示, 曲线反映了射孔过程中枪管内部的动态压力分布特征。从图中可以看出, 压力曲线呈现振荡衰减的趋势。在射孔弹起爆后, 射流侵彻枪管在管壁上形成孔洞, 同时爆轰产物在枪管内迅速膨胀。随着射孔弹的依次起爆, 不断叠加的爆轰产物向下冲击枪管底端, 曲线形成一个急速跃升的冲击压力, 峰值达到61 MPa。随后, 爆轰产物发生反射, 枪管壁面的压力迅速下降, 由于爆轰产物在短时间内无法通过射孔孔洞完全扩散, 于是对壁面形成多次冲击。随着爆轰产物从射孔孔洞向外释放, 枪管内压力不断降低, 作用在枪管内壁面上的冲击压力峰值也呈现不断衰减的趋势。
2.2 加速度测试结果
图5为测试系统获得的枪管端部三个方向的加速度曲线。从图5中可以看出, 枪管在射孔冲击载荷作用下的振动十分剧烈。枪管轴向加速度A1在初期的振动响应最为剧烈, 振动幅值很高, 且管柱上下振动的幅值相当, 正向最大加速度峰值达到1.3×104g (1g=9.8 m/s2) , 负向最大加速度峰值1.3×104g。轴向振动在后期衰减很快, 加速度幅值显著降低。A1测点振动的响应时间约为1.43 ms。加速度曲线的高频率振荡是由于管柱整体运动加速度中叠加了应力波的扰动作用, 但曲线呈现的总体趋势为先较快上升再缓慢下降, 反映了射孔爆炸冲击载荷对管柱的加载和卸载过程。加速度值主要为正, 这表明管柱整体为向下运动。由于枪管通过钢丝绳自由的悬挂于一根较长的钢管上, 钢管所能够承受的挠度较大, 使得枪管在初始下移时没有受到显著的约束力作用, 此外, 试验选用的加速度传感器量程很高 (为10×104g) , 不易捕捉到较小的加速度信号。因此, 在测试系统采集时间内, 传感器没有捕捉到管柱整体向上做回复运动的过程。由于起爆的延时, 枪管上部管壁开孔较早, 使得爆轰气体较早开始释放。当射孔弹全部完成起爆后, 枪管内腔上部的爆轰产物压力始终小于下方的压力, 造成管柱上下端部存在压差, 即管柱上端受力小于下端, 这可能是导致管柱轴向受到较强向下冲击作用的原因。
从A2、A3曲线可以看出, 径向加速度振动幅值衰减较为缓慢, 且响应时间较长。其中, a2最大加速度幅值为5 215.7g, 响应时间约为2.16 ms。a3最大加速度幅值4 701.3g, 响应时间为2.69 ms。将A2、A3两个方向的加速度求矢量和可到径向合成加速度曲线如图6所示, 径向合成加速度的最大幅值为5 745.8g。
比较枪管轴向与径向的加速度特性可知, 管柱轴向加速度幅值更高, 是径向加速度的两倍左右。这说明射孔作业对管柱的轴向冲击载荷作用较强。但是轴向加速度幅值衰减更快, 且响应时间更短。这主要与管柱结构的固有频率特性有关, 管柱的细长结构, 更容易引起径向的振动以及持续较长的响应时间。
对加速度曲线进行积分得到速度曲线, 如图7示。其中曲线A2+A3为合成径向速度曲线。可以看到, 枪管底端各方向的速度先迅速增加, 然后逐渐达到恒定, 说明枪管底端运动方向固定。其中, 枪管轴向速度向下, 且数值最大, 达到了约27.3 m/s。径向合成速度最大值约为9.9 m/s。图8为由A2、A3合成径向速度方向角随时间在极坐标系下变化的曲线, 图中以2号射孔弹的射孔方向为0°方向。从图中可以看出, 在开始极短的时间内, 枪管底端速度方向发生大幅的变化, 而后基本稳定在212.6°的方向上。
由于射孔弹聚能装药的定向作用, 射孔爆炸冲击对其前后管壁的作用力大小不同;而射孔弹的相位的分布形式以及起爆时差特性, 使得枪管整体的作用力分布具有非对称性。这种非对称的载荷特性使得枪管受到翻转力矩的作用。因此, 枪管底端的运动方向表明了整个枪管在该方向上做翻转运动。枪管底端径向运动方向介于1号弹与2号弹射孔方向夹角的对顶角内, 由此推断, 射孔弹起爆后对前方管壁产生的作用力较大;并且, 在本试验枪管系统中, 1~3号弹作用后对枪管产生的合力与4~6号弹作用产生的合力形成力偶, 导致了枪管最终的翻转运动方向。由此可知, 在一个相位周期内, 根据枪管内射孔弹的相位排布形式可以大致确定枪管所受的翻转力矩的方向。
3 结论
针对射孔段管柱爆炸冲击动态响应问题, 利用射孔段管柱动态载荷地面综合测试系统, 进行了射孔段管柱端部压力和加速度的测试。通过对测试结果的分析, 对射孔冲击载荷作用下射孔段管柱响应特性获得了一些初步结论如下:
(1) 爆轰产物对管柱端面形成反复的冲击作用, 且随着爆轰产物从射孔孔洞释放冲击压力不断衰减;
(2) 射孔冲击载荷对枪管的非对称加载特性导致射孔枪管端部的轴向和径向振动, 以及枪管整体的向下运动和翻转运动;
(3) 射孔冲击载荷对管柱的轴向作用最强, 引起轴向振动的加速度幅值最高, 但衰减很快, 响应时间短, 枪管向下的运动速度最大;枪管径向加速度振动幅值衰减较为缓慢, 且响应时间较长。
参考文献
[1] 刘凤梧, 徐秉业, 高德利.封隔器对油管螺旋屈曲的影响分析.清华大学学报 (自然科学版) , 1999;39 (8) :104—107Liu F W, Xu B Y, Gao D L.Packer effect analysis of helical buckling of well tubing.J Tsinghua Univ (Sci&Tech) , 1999, 39 (8) :104 —107
[2] 高宝奎, 高德利.高温高压井测试管柱变形增量计算模型.天然气工业, 2002;22 (6) :52—54Gao B K.Gao D L.Incremental calculation model of testing string deformation in a high-temperature and high-pressure well.Natural Gas Industry, 2002;22 (6) :52—54
[3] 李子丰, 蔡雨田, 李冬梅, 等.地层测试管柱力学分析.石油学报, 2011;32 (4) :709—716Li Z F, Cai Y T, Li D M, et al.Mechanical analysis of pipe string in formation testing.Acta Petrolei Sinica, 2011;32 (4) :709—716
[4] 崔之健, 鲁明俊, 李京辉.冲击载荷下的石油测试管柱系统的动力学性质研究.机械, 2006;33 (12) :7—9, 27Cui Z J, Lu M J, Li J H.Research of dynamic characters of test tubular system under impact load.Machinery, 2006;33 (12) :7—9, 27
[5] 陈锋, 陈华彬, 唐凯, 等.射孔冲击载荷对作业管柱的影响及对策.天然气工业, 2010;20 (5) :61—65Chen F, Chen H B, Tang K, et al.Influence of perforating impact load on the operating string and the countermeasures.Natural Gas Industry, 2010;20 (5) :61—65
冲击响应 篇7
关键词：覆土油罐,数值模拟,动力响应
覆土油罐是独立设置在用土掩埋的的罐室内的固定顶油罐,是后方油库和国家战略储备油库的主要罐形之一。近些年来,我国地质灾害频发,尤其是地震、滑坡引发的落石灾害,对其危害范围内的建筑物和人类活动造成了严重的威胁[1,2,3,4]。在工程实践中,虽然建立一些主动和被动防护措施,但并不能完全防止落石灾害的发生。因此在采取防护措施的基础上,开展建筑物在落石冲击载荷下的防护能力研究是很有必要的。目前,国内对覆土油罐罐室的设计并未考虑落石对罐室冲击的影响。鉴于落石灾害越来越突出,开展落石对覆土油罐罐室破坏效应研究,探索落石冲击载荷下对罐室的冲击力,进而提出合理的罐室设计理论和防治措施,对保证油罐甚至油库的安全,具有重要的现实意义。
国外学者主要通过数值模拟和模型试验的方法对钢筋混凝土结构进行研究[5,6,7]。国内学者对落石灾害的研究也日趋重视,李兴民等[8]研究了滚石碰撞桥墩的动力响应;梁璋彬等[9]等研究了崩塌落石被动防护的实用工程计算经验公式;何思明等[10,11]研究了落石冲击力的计算以及落石的回弹恢复系数。
本文以实际落石冲击罐室结构为原型,采用ABAQUS数值仿真软件,对落石冲击罐室拱顶的过程进行了模拟,研究落石在不同冲击角度下罐室拱顶的动力力学响应,为覆土油罐设计提供一定的依据。
1 模型的建立
1.1 基本结构[12]
《石油库设计规范》(GB 50074-2002)中规定,覆土油罐是指“置于被土覆盖的罐室中的油罐,且罐室顶部和周围的覆土厚度不小于0.5 m”。覆土油罐的基本结构如图1,油罐的罐室由拱顶、围墙、下通道等组成。拱顶采用钢筋混凝土结构薄壳结构,上面覆土厚度不小于0.5m。围墙由砌块、混凝土预制块或钢筋混凝土等材料砌筑。墙外设有防水沟和防水层,用回填土和净土分层夯实。为了方便操作和维修,在围墙下开口处设有操作间和通向罐室外的侧向通道。
1.2 简化模型
由结构可知,侧向通道相对于整个周围介质来说体积非常小,在简化模型中,其对围墙的作用可以不考虑。建立如图2所示的简化模型。由于罐室顶部覆土厚度比较小,只考虑落石冲击拱顶这种情况,在落石的冲击作用下,罐室外的覆土缓冲掉部分冲击力,然后将剩余的冲击力传递到罐室上,这是需要考虑的主要载荷。施加在罐室结构上的冲击载荷与落石的质量、形状、冲击角度、覆土的厚度、物理力学性质等因素密切相关[13,14]。回填土和混凝土材料的力学性质见表1。
基本假设[15]:
1)覆土土体为理想弹塑体。
2)落石简化为质量分布均匀的球体。
3)落石的刚度比覆土土体刚度大的多,近似假设落石为刚体。
4)覆土土体满足摩尔-库伦破坏准则。
5)假设围墙是质量均匀分布的圆壁薄壳结构。
1.3 数值计算模型
某5 000 m3覆土油罐,罐室围墙高度14.5 m,围墙内径12.4 m,壁厚0.5 m,罐室拱顶的曲率半径22.132 m,拱顶壳体厚度为0.3 m,净矢高3.8 m,计算宽度取4 m。拱顶的覆土厚度为0.5 m,周围回填土的的坡度为25°。落石为石灰岩,半径为0.5 m,密度为2 500 kg/m3。将落石等效为刚体,冲击速度取25 m/s,冲击角度取0°、15°、30°、45°、60°、75°共6种情况。钢筋混凝土材料参数见表2。
混凝土采用Drucker-prager本构模型,垫土采用Mohr Coulomb塑性模型,钢筋采用Rebar单元。由于罐室是薄壁圆壳结构,采用常规壳单元来进行描述,垫土采用三维实体单元描述。
建立的罐室模型如图3所示,采用壳单元描述,在落石下表面区域和拱顶之间1.0 m×1.0 m方形区域设置面面接触,接触部分采用较密网格,远离接触部分采用较稀疏网格,这样可以在保证计算精度的前提下节省计算时间。落石模型如图4所示,按刚体处理,采用C3D4刚体单元。
2 罐室动力响应计算结果
2.1 冲击位移与时间的关系
由图5可知,随着冲击角度的增加,从0°到75°六种角度冲击状态下最大法向冲击深度分别为:0.3 518 m、0.3 476 m、0.3 093 m、0.2 480 m、0.1 957 m、0.1 016 m。以0°、15°、30°三种角度冲击状态下,最大冲击深度一般发生在0.038 s左右;以40°、60°、75°三种角度冲击状态下,最大冲击深度一般发生在0.02s左右。达到最大冲击深度之后,落石即发生回弹,冲击深度越大,回弹的程度越小,这与覆土的塑形变形程度有关,与能量守恒定律也是一致的。
如图6所示,随着冲击角度的增大,切向位移不断增大,且增加的幅度越来越大,这是因为法向冲击深度随着冲击角度的增加而减小,动能损失越来越少的缘故。
图7表明在0°、15°、30°三种冲击状态下,落石压入一定的深度后,产生一定的回弹,但落石与覆土的接触面并未分离,最终陷入覆土之中。当冲击角度大于45°时,法向位移明显减小,切向位移明显增大,接触面分离,落石的动能的消耗主要有两个方面:使土体产生塑性变形;克服落石切向滚动的摩擦力。
2.2 冲击力与时间的关系
切向冲击力与时间的关系如图8所示。切向冲击力在非常短时间内达到了最大值,除了75°冲击外,其他角度冲击在t=0.012～0.016 s时达到最大值,分别为281.32 kN、307.25 kN、358.46 kN、298.68 kN、220.21 kN,切向冲击力在冲击角度为30°时达到最大;t=0.024s时,75°冲击的最大冲击力值为125.78 kN,其他角度的切向冲击力跌到谷值,结合图5可知,达到法向最大冲击深度后,切向冲击力也降至最低,随着落石的回弹,切向冲击力逐渐恢复。
由图9可知,在t=0.009 s时,0°、15°、30°、及45°冲击状态下,法向冲击力达到最大值,分别为4 277 kN、3 974 kN、3 784 kN、2 197 kN;t=0.016 s时,60°的冲击力达到最大值,为1 611 kN;t=0.019s时,70°的冲击力达到最大值,为844 kN。0°、15°、30°三种冲击状态下,冲击力达到最小值时会发生一定程度的回弹;45°、60°、75°三种冲击状态下,法向冲击力达到最大值后逐渐减小,不再发生回弹现象。
2.3 落石冲击接触压应力
表3为不同角度落石冲击载荷下接触面法向冲击力最大时,罐室结构的挠度和压应力;表4给出了罐室产生最大压应力时刻和挠度。通过对比表3和表4可以得出,落石冲击罐室产生最大法向冲击力时,由于覆土的缓冲作用,罐室并不是立刻产生最大压应力和挠度,而是滞后0.006～0.010 s才产生,且罐室产生最大挠度是罐室产生最大法向冲击力时挠度的3倍左右。
2.4 落石冲击坑体形状
图10给出了不同角度下落石冲击罐室拱顶的变形模拟图。由于罐室表面有回填土覆盖,且落石的最大法向冲击深度小于覆土的厚度,因此落石冲击罐室结构导致的土体塑性变形是永久变形。随着冲击角度的增大,切向位移逐渐增大,冲击深度不断减小。当冲击角度为75°时,冲击深度只有153mm,坑体周围没有明显的隆起。
2.5 冲击角度对冲击接触力、冲击位移的影响
图11给出了冲击接触力与冲击角度之间的关系图。随着落石冲击角度的增加,切向冲击力先增大,30°时达到最大值,然后逐渐减小;法向冲击力总体趋势呈线性减小。
图12给出了冲击位移与冲击角度之间的关系图。可以看出,随着冲击角度的增加,切向位移呈指数增长趋势,压入深度呈指数减小趋势。
3 结论
将落石简化为刚性球体,覆土为弹塑性材料,通过有限元模拟了落石冲击载荷下罐室的动力响应。通过模拟不同角度下落石冲击罐室的结果,得出以下结论:
1)落石以0°冲击罐室时,其最大压入深度、最大法向冲击压力,以及罐室的压应力、挠度都大于其他角度的相关数值。因此,在覆土油罐罐室防治设计时应主要考虑0°冲击。
2)落石冲击过程中,随着冲击角度的增大,法向位移呈指数下降,切向位移呈指数上升趋势:落石的运动轨迹近似二次抛物线型,且抛物线的开口大小随着冲击角度的增加而增大。0°、15°、30°三种情况下,落石法向冲击力降为0后有一定的恢复;45°、60°、75°三种情况下,落石法向冲击力达到最大值以后,逐渐减小,没有发生法向冲击力恢复的现象;切向冲击力在30°时达到最大值,小于30°时逐渐增加,大于30°时逐渐减小。
3)落石产生最大冲击力的时刻并不是罐室产生最大压应力的时刻,这说明覆土有一定的缓冲作用,覆土的塑形变形消耗了一部分冲击能。
冲击响应 篇8
冲击压实是以高振幅低频率的方式将压实能量传给地基,冲击压实较振动压实影响深度更大,单个压实周期土壤沉降量更大。但是冲击压路机仍有以下缺点:
(1)冲击轮和冲击轴之间冲击力非常大,冲击轴极易疲劳破坏。
(2) 非圆形冲击轮将造成车架对牵引车的冲击很大,致使牵引车功率难以匹配,对发动机负荷要求较高。
(3) 现有的减振和隔振装置的减振效果不是很好,增加了驾驶员的疲劳度。
1.1 新型冲击振动压路机原理结构图
针对冲击压路机的以上缺点,我们提出了一种新的冲击振动复合压实方式[1],其剖面结构示意图见图1,此压实机主要由可以绕各自冲击轴分别旋转的冲击块、振动轴(激振机构安装在振动轴上)、振动轮等组成。它的特点是将整体式冲击压实轮设计成分瓣式的,振动轮单独进行振动压实,3个冲击块对地面进行自由落体冲击。这种冲击振动压路机的创新之处在于:把压路机冲击轴和振动轴分离,减轻了原单根冲击轴受冲击载荷过大而产生易疲劳破坏的状况;将压路机的结构和重要部件进行优化,达到冲击、振动、滚压复合压实的目的。
1.2 实验样机结构
图2是根据图1原理设计出的冲击振动复合压路机实验样机结构图。实验样机的工作原理是:液压马达的驱动力经联轴器、减速器、单向超越离合器传给曲柄,然后由曲柄通过钢丝绳带动冲击块作冲击地面运动。其中单向超越离合器通过结合和超越两种工作状态,分别实现冲击块的举升与自由下落两个动作,振动轮单独作振动压实,从而实现冲击振动复合压实铺层的目的。设计该实验样机是为了研究土壤在冲击振动复合压实条件下的压实效果。通过对实验样机机架的ANSYS动态模拟分析,研究冲击振动压路机机架在高能冲击载荷、简谐振动激励载荷作用下的动特性。图3为样机机架结构俯视图,样机机架由牵引座、上前横梁、上边梁、次梁、中梁、振动轮框以及立柱和加强梁等组成。
1—振动轴;2—冲击块;3—冲击轴;4—振动轮
2 冲击振动实验机机架的ANSYS有限元模型
机架的主体是由热轧14号工字钢焊接而成,振动轮框是由厚度为48mm和30mm的热轧钢板焊接而成,型材材料均为Q235,弹性模量E=2.0×105MPa,泊松比μ=0.30,密度ρ=7.8×10-6kg/mm3。单元选用Solid45八节点、三自由度六面体单元。采用实体建模和自由网格划分方法建立整体机架的ANSYS有限元模型,共得到34 761个节点和104 501个单元。划分网格及加载后的有限元模型见图4。
1—机架;2—液压马达;3—马达支座;4—联轴器;5—调速装置;6—曲柄;7—钢丝绳;8—振动轮;9—冲击块
1—牵引座;2—上前横梁;3—上边梁、次梁、中梁;4—振动轮框
3 机架的谐响应分析
3.1 机架所受主要简谐载荷的确定
谐响应分析的频率范围由机架所受的外部简谐载荷而定,系统所受主要激励的频率范围见表1,其中机架承受的幅值最大的简谐载荷取决于激振器产生的简谐激振力。该样机设计的简谐激振力最大幅值F=20kN,振动框左右对称的单侧内孔所受最大简谐载荷的幅值为10kN。由于最关心的是振动框内孔部位的纵向(Y向)振动幅值,其次才是水平左右方向(Z向)和水平前后方向(X向)的幅值,因此简谐载荷的最大幅值对应的方向取纵向。约束部位为机架牵引座内孔圆柱面,采用X、Y、Z全坐标零位移约束,加载部位是振动框内孔圆柱面上的左右对称节点32 211和32 158处,节点所受简谐载荷的频率范围为0Hz～25Hz,幅值为10kN,方向为纵向。
3.2 机架的位移频率响应特性分析
3.2.1 重要部位节点位移频率响应[2,3]
图5为机架在幅值为20kN简谐载荷激励下,节点32 211在X、Y、Z坐标方向上的位移频率谐响应曲线。从图5中可以看出节点32 211在Y向的位移最大,达到了0.37mm;其次是Z轴方向,为0.2mm;在X轴方向位移最小,为0.12mm。在0Hz～25Hz范围之间样机机架存在4个比较明显的峰值频率点,分别为0.5Hz、13.25Hz、17.75Hz和19.50Hz。其中,0Hz～5Hz低频简谐载荷对振动框在X向引起的振幅比较大;频率位于0.25Hz～0.75Hz和12.5Hz～20Hz之间的简谐载荷对振动框Y向振幅影响比较大;17.5Hz～20Hz之间的简谐载荷对振动框在Z轴方向振幅影响比较大;20Hz～25Hz之间的简谐载荷对振动框在X、Y、Z方向的振幅影响均比较小。
3.2.2 峰值频率点机架整体节点总位移及应力分析
图6为机架整体节点最大位移云图,图7为机架整体节点最大应力云图,从图中可以发现峰值频率点0.50Hz、13.25HZ和17.75Hz对应的节点总位移和应力都不大,而19.50Hz所对应的节点总位移和应力最大,分别为3.55mm和777.6MPa,该值也是整个谐响应过程中机架节点总位移和节点应力的最大值,最大节点位移发生在上侧梁自由端,节点最大应力值发生在侧立柱与上侧梁的交接处,为应力集中所致。详细分析结果见表2。
由上述分析可以看出,在等幅变频的简谐激励下,高阶共振频率对应的简谐载荷对样机机架的强度影响比较大,19.50Hz的简谐载荷对机架造成的应力最大为777.60MPa,远远超出了Q235的许用应力值,但是这些应力发生的部位主要为各工字梁或者钢板的交接部位尖角处,由于建模过程中有些部位忽略了圆角和加强筋,这些“尖锐”部位发生了应力集中。图8为所选的下边梁与振动框工字形交接面的外轮廓应力路径,在顺时针方向共选60个点。图9为在峰值频率19.50Hz处所选应力路径上的应力分布曲线,由图9可以看出工字形路径上有两个应力峰值,最大等效应力为317.2MPa,分别对应于路径上的点1和点60,而在工字形交接面其它部位的应力值并不大,说明工字形交接面左上角处也发生了应力集中现象。
由以上谐响应分析可知:机架整体节点最大总位移为3.55mm,相对于整机2 330×1 998×1 238几何外形尺寸,机架的整体变形率并不大。尽管在个别梁、板的交接面尖角处发生了应力集中现象,但是主要受力部位的梁和板的横截面并没有发生大的应力现象,只要在发生最大应变和应力集中的关键部位改善圆角,增加加强筋或者加强板,整个机架在幅值为20kN的简谐激振载荷作用下是可以满足动态刚度和强度要求的。
4 结论
(1)通过对机架进行有限元谐响应分析,找到了机架的可能共振频率点分别为0.5Hz、13.25Hz、17.75Hz和19.50Hz,为实验样机的机架设计和振动轮激振频率的确定提供了科学的参数。
(2) 通过机架共振峰值频率点的变形和应力分析,找到了应力集中部位,为进一步改进样机机架结构提供了有力的依据。
摘要：根据冲击振动压路机实验样机结构设计图纸的几何参数,在AN SY S中建立样机机架的有限元模型;结合样机机架所承受的外部简谐激励载荷的频率范围,对其进行有限元谐响应分析以及谐载动态性能估计。
关键词：冲击振动,压路机,ANSYS有限元,谐响应分析
参考文献
[1]尚晓江.ANSYS结构有限元高级分析方法与范例应用[M].北京:水利水电出版社,2006.
[2]王建平.三维强化抛光振动台的谐响应分析[J].重型机械科技,2007(2):20-22.