静态/准静态（精选十篇）
静态/准静态 篇1
李荣富等[1]借助有限元软 件对耐压鞍形舱壁结构在爆炸冲击载荷作用 下的弹塑 性动力屈 曲进行了 研究 。 Kar agi ozova[2]用ABAQRS/Exp licit模拟了应力波效应对弹塑性圆柱壳动力塑性屈曲和渐进屈曲的影响,结果表明, 冲击速度对 屈曲的跃迁有 大的影响 , 材料特性和惯性效应对屈曲模态的形成有重大影响。 王安稳[3]在对轴向阶梯载荷下圆柱壳的非轴对称动力屈曲研究中, 将临界应力和屈曲惯性指数作为双特征参数求解, 用Galerkin方法求解失稳控制方程, 得出包含双特征参数的 代数特征 值问题 。 Rat hod和Rao[4]基于极限平衡和有限元分析探讨了印度Subansiri Lower水电站岩 质边坡可靠度。Park等[5]采用点估计法分析了韩国Gunwi- gun大坝岩质边坡稳定可靠度。 许强等[6]采用底摩擦试验研究了锦屏一级水电站左岸坝肩边坡开挖过程中的变形破坏模式, 通过有限差分强度折减法分析了不同工况下工程边坡稳定性。
该文运用 有限元法 进行数值 分析, 对岩质边坡采用新型耗能锚索受力破坏进行了耗能研究, 为边坡防护提供理论和技术支持。
1建模及计算
1.1问题描述
在边坡和深基坑工程中, 为了平衡应力 卸荷造成 岩体和土 体的破坏 , 很多工程 中采用锚 杆和土钉 支护 。 但在岩体 受到大的 作用力如 地震等荷 载 , 普通的锚 杆和土钉 结构不能 满足要求 。 为此 , 该文采用 新型耗能 锚索结构。
1.2数值建模
抗拔模型长4 m,宽4 m,高20 m, 混凝土嵌固端长1 0 m, 底部由钢管组成,钢管底部由刚性板与钢管底部粘结, 一根锚杆底与钢板连接, 锚杆在拉力作用下,钢管屈曲,以上是直径1 0 cm,壁厚分别是1 、3、5、7、9 mm( 图1) 。
1.3材料参数
模型采用的微观参数: 耗能器直径1 00 mm; 高400 MPa; 壁厚25 mm; 弹性模量0.3 GPa; 泊松比2 65 kg/m3。
岩石弹塑性采用D- P模型, 密度 ρ= 2 400 kg/m3, 弹性模量E=9 Gpa, 泊松比 μ=0.25,c=3.5 Mpa,φ=33;壳体选取S4R单元, 厚度方向取3个积分点以 显示壳体 的塑性弯 曲应力分 布。 底板采用刚体模型,选用4节点的四面体单元R3D4 。 圆柱壳的下端约束条件为固支,上端为冲击端,其约束条件为自由。 刚体与柱的接触采用单面自动接触。
2结果与分析
图2是总的外力,当外力小于452 k N时 ,线性增长 ;当大于452 k N时 ,开始进入塑 性区 ;之后 ,缓慢增长硬 化 , 近似弧形到最大,再减小,力迅速见效到最小,又迅速增大到最大。
图3和大致图形一致 , 不同的是前面弹性段斜率很大 , 转折点前位移很小 。
图4给出了锚索受力和变形图 , 由于假设锚索是完全弹性 , 曲线是一条直线 , 中间有回弹 。
图5给出了桩荷载和位移的关系图 , 开始近似荷载随位移线性增长到最大 , 之后随位移减小而减小 , 出现回弹 , 但并未沿着原来的线 , 说明岩石弹塑性的本构关系 , 有一部分变形不能回复 , 是塑性变形部分 , 回复的部分是弹性变形部分 。
图6给出了耗 能器耗能 过程分析 , 开始近似线性增长到最大 , 之后出现波动 , 随后继续继续增大 。
图7是锚索耗能图 , 锚索储存势能变化图和圆管力和位移图近似 。
3结论
通过对新 型耗能锚 索模拟分 析结果表明:
( 1) 新型耗能锚索能够在地震等大的作用力下,耗散大量能量。
( 2) 耗能器耗 能占了总 能量的主 要部分 , 可通过耗 能器本身 的耗能破 坏 , 来保证整 个岩体支 护结构的 稳定性 。
URL静态化还是不静态化？ 篇2
9月份，Google站长博客发表了一篇讨论动态网址还是静态网址的帖子，却颠覆了这个说法。在这篇帖子里，Google明确建议不要将动态URL静态化，而是保留那种长长的，带问号参数的动态URL。
从留言和我看到的博客来看，有不少人还真觉得有道理，准备按照Google说的做了。
这是比较少见的，我十分不以为然的，Google给的SEO建议。
Google的帖子有几个要点。
一是Google完全有能力抓取动态网址，多少个问号也不是问题。这一点基本靠谱。
第二，动态网址更有助于Google蜘蛛读懂URL含义，并进行鉴别，因为网址中的参数有提示性。比如Google举了这个例子：
www.example.com/article/bin/answer.foo?language=en&answer=3&sid=98971298178906&query=URL
URL里的参数都有助于Google理解URL及网页内容。比如language后面跟的参数是提示语言，answer后面跟的是文章编号，sid后面的肯定是session ID。其他常用的包括color后面跟的参数指的是颜色，size后面跟的参数是尺寸等。有了这些参数的帮助，Google更容易理解网页。
而将网址静态化后，这些参数的意义通常就变得不明显了。比如这个URL：
www.example.com/shoes/red/7/12/men/
就可能使Google不知道哪个是产品序列号，哪个是尺寸等。
第三，网址静态化很容易弄错，那就更得不偿失了。比如通常动态网址的参数调换顺序，所得到的页面其实是相同的，比如这两个网址很可能就是同一个页面：
www.example.com/article/bin/answer.foo?language=en&answer=3
www.example.com/article/bin/answer.foo?answer=3&language=en
保留动态网址，Google还比较容易明白这是一样的网页，
而经过静态化后，这样两个网址Google就不容易判断是不是同一个页面，从而可能引起复制内容：
www.example.com/shoes/men/7/red/
www.example.com/shoes/red/7/men/
再一个容易搞错的是session ID，也可能被静态化进URL：
www.example.com/article/bin/answer.foo/en/3/98971298178906/URL
这样网站将产生大量URL不同，但其实内容相同的页面。
所以，Google建议不要静态化URL。
但是我还是建议要静态化。原因是：
首先，Google给的建议是从Google自己出发，而没有考虑其他搜索引擎。Google抓取动态网址没问题，并不意味着雅虎，百度，微软等等就都没问题。尤其是中文网站，Google不是老大。
第二，Google所说静态化的坏处，是基于静态化做得不正确的假设上。问题是要做静态化就得做正确，假设会做错是没有什么道理的。有几个人会静态化网址时还把session ID放进去呢?
第三，Google的建议是典型的有利于自己，而不利于用户。带有问号参数的URL可能有助于Google读懂内容，但是显然非常不利于用户在一撇之下理解网站结构及大致内容。看看这两个网址哪个更清晰，更容易读懂，更有可能被点击呢?
www.example.com/product/bin/answer.foo?language=en&productID=3&sid=98971298178906&cat=6198&&query=URL
www.example.com/product/men/shoes/
显然是第二个。
而且长的动态网址，也不利于记忆，不利于在邮件、社会化网站等地方抄给别人。
总之，虽然Google这么明确的建议保留动态网址，我还是建议大家正相反，尽量将URL静态化。
享受静态旅游 篇3
然而，静态旅游却与此相反。即当你为了忘记烦恼，躲开喧闹，带着憧憬，辟一处“结庐在人境，而无车马喧”的仙境，看一处飞流瀑布、踏一方红尘净土而赏心悦目之时，你便会顿觉静态旅游更美。于是，我们对于静态旅游有了一种新的热衷、新的憧憬。
所谓静态旅游，就是避开那些热闹非凡的自然景观和人文景观，到人迹罕至的大自然：或原始森林，或深山冷岙，或草原荒漠，或湖畔河滩……静静地“泡”上数天，自己起火做饭。这别样风景的静态旅游所追求的就是静，包括各人做各人所喜欢的事情——有的长时间静坐，默默地感受大自然和接受它赐予人类的恩惠；有的彻底放松自己，尽情投入到大自然的怀抱，享受风雨浴、阳光浴、空气浴、花草浴、森林浴、江河浴的乐趣；有的研究地理、动物、植物，采集标本；有的写诗作文绘画写生
其实，以静心休闲为其主要特征的旅游形式在我国早已存在，只不过没来得及为其命名而已。
在我国古文学史上，昔日的文人学士在采风游学之余，或歌或吟，写下了不少游记作品，其中不乏名篇佳作。如《徐霞客游记》，就是我国很有名的一部游记。作者30多年坚持探索大自然的奥秘，足迹遍布大江南北，从他诸多的游记作品里，今天的读者仍不难寻觅到他于静态旅思中的游踪。
游记，应视其为静态旅游形式下产生的成果。因为，游记是旅游者用散文的笔调和方法，在游中或游后的静态思考中，通过记叙、描摹游历中的所见所闻和所感而形成的。旅途中种种新奇的景象，往往会让人浮想联翩，刺激着人们的写作欲望。
而好的游记作品，也往往让读者爱不释手，生出身临其境的感觉。
我国著名诗人、报告文学家徐迟曾说：“我爱游记，尤爱读游记。我总是梦想着一部游记，一部大游记，一部全国游记……游记，这实在是一种了不起的文学体裁。”而这样的游记，非静态遭遇不能思、非静态者而不能成矣!
对一般人来说，旅游是休闲的一种方式。休而闲之，其意趣在于静态旅游的过程当中，实在有别于那种抱着太多功利目的、急切未定的动态旅游。
因为，静态旅游的确能使旅游者在旅程中轻松地阅览一番沿途风物，到达景区后悠然地观赏一处处景致，或信步呼吸花风草气，或伫立聆听鸟啼虫吟，或盘坐领略松涛溪韵，或静心于游记的娓娓叙述之中。
静态/准静态 篇4
飞行器在服役期间,其CFRP结构件往往会遭遇诸如维修工具、冰雹及碎石等外来物的冲击,这些低速冲击造成CFRP内部形成严重不可见的分层损伤。这些损伤的存在使得结构承载能力,特别是承压能力显著下降,从而对飞行器结构的安全构成极大的潜在威胁[2]。因此国内外研究者致力于通过增韧的方法改善CFRP的抗冲击性。益小苏教授通过“离位”(Ex-situ)复合技术[3,4],把增韧剂组分与树脂基体组分分离,将增韧剂控制在比较薄弱的层间,固化反应时,增韧剂发生扩散和溶解引起层间局部相反转,从而在层间形成具有溶度梯度的颗粒状分相结构,这样在不改变树脂主组分功能特征的同时,大幅度提高复合材料的韧性,并在实际应用中得到了很好的验证[5]。
本研究通过“离位”增韧技术,对双马来酰亚胺树脂复合材料U3160/6421层压板进行层间增韧,参考ASTMD6264M—07[6]的压入方法对“离位”增韧和未增韧的层压板进行压入试验并对压入层压板进行冲击后压缩强度(Compression After Impact, CAI)测试,以研究“离位”增韧和未增韧的复合材料损伤阻抗与损伤容限特性。
1实验
1.1 原材料
BMI树脂:牌号6421,北京航空材料研究院先进复合材料重点实验室自制;炭纤维无纬布:牌号U3160,威海拓展纤维有限公司。
ES-film增韧膜:采用聚芳醚酮(Polyaryl ether ketone,PAEK)热塑性树脂。将该树脂溶于四氢呋喃,然后采用流延法成膜。北京航空材料研究院先进复合材料重点实验室自制。
1.2 实验方法
复合材料层压板铺层方式采用 [+45°/0°/-45°/90°]4S的准各向同性铺层方式;增韧层压板在相邻的炭纤维织物之间预置一层ES-film增韧层。两种层压板均采用面外恒流RTM注射工艺,工艺原理见图1。层压板名义厚度5.12mm,纤维体积分数为(56±2)%。
国内外大量研究表明[7,8,9,10],低速冲击可以用准静态压入试验来近似模拟。本研究中准静态压入试验装置采用ASTM D7136[11]的四点固支夹具,夹具开口75mm×125mm。试验在MTS880-50kN电液伺服试验机上测试,压头直径16mm,加载速率为1mm/min。压入卸载后,立即用千分尺测量凹坑深度。用超声C扫描的方法检测压入层压板的内部损伤情况后进行压缩测试。
2结果与讨论
2.1 损伤阻抗
图2是增韧和未增韧两种层压板压入深度h超过最高载荷深度的横向压缩载荷-压入位移曲线。两种层压板在载荷出现第一个拐点前,横向压缩载荷-压入位移曲线是近似线性的,这时层压板内发生局部的基体开裂损伤。当压入深度达到2.0mm左右,两种层压板都出现了载荷拐点,这时对应的是层压板初始分层损伤的开始,层压板的弯曲刚度都有明显的下降。随着压入深度的增大,横向压缩载荷也在增大直至最大的横向压缩载荷。从拐点到最大横向压缩载荷处,层压板曲线不时有小幅的跳动,表明层压板内部有分层损伤的扩展或新生小分层出现,并伴有轻微的响声,这时因为层压板背部纤维已出现劈裂和断裂损伤。达到曲线的最高点后,横向压缩载荷开始下降,此时层压板已经严重损伤。
从图2还能看出,增韧和未增韧两种层压板变化趋势虽然相同,但增韧层压板拐点(初始分层损伤)处的载荷明显高于未增韧的层压板,增韧层压板在横向压缩载荷达到6.65kN时,才开始发生分层损伤,而未增韧的层压板受到5.10kN的横向压缩载荷时就产生分层;并且在拐点处增韧层压板从6.65kN降至5.91kN,未增韧的层压板下降幅度远大于增韧的层压板,由5.10kN降至3.43kN。这主要是增韧层压板层间增韧相的存在,使得层间树脂的塑性变形能力增强,能够承受更大的弯曲变形而不发生破裂分层失效,因此需要较大的横向压缩载荷和更高的能量才能使增韧的层压板发生分层损伤。增韧相的塑性变形缓解了层压板子层间的应力,也使得增韧层压板分层损伤过程变得平缓,因此增韧后的层压板在拐点处的载荷降幅较小。
为了进一步考察两种层压板在受载过程中损伤情况,对试样进行了系列压入深度的试验(见表1)。结果表明:当压入深度小于某个阈值(未增韧板h≤1.28mm,增韧板h≤1.67mm)两种层压板均未出现任何损伤;随着压入深度的增加,层压板的损伤都在加剧。从图3损伤宽度-压入深度关系表明:在系列压入过程中,增韧后的层压板损伤宽度都小于未增韧的层压板损伤宽度,但增长趋势二者相似。结合图4损伤面积-压入深度关系和超声C扫描结果(见表2)可以发现:尽管二者的损伤宽度差别不大,但二者内部损伤情况完全不同。未增韧层压板起始损伤面积较小,但随着压入深度的增加,损伤面积急剧增加,C扫描结果表明,宽度方向上除夹具支撑范围以外的全部区域都已发生损伤;增韧的层压板整个过程中分层损伤只局限在较小的范围内,只是当压入深度很大时,背面纤维和基体脱粘形成45°方向狭长损伤。这就是在系列压入过程中,增韧和未增韧层压板损伤宽度相差不大,但损伤面积却存在较大区别的原因。
图5是两种层压板压入后各界面分层面积,从图5可以看出两种层压板损伤都呈“损伤锥”状[12],越靠近背部分层损伤面积越大。但经过增韧处理的层压板除背部个别界面外,其他界面的损伤面积均小于未增韧的层压板。这进一步说明PAEK增韧相抑制了子层的分层损伤。通过观察还发现增韧后的层压板除在背部出现纤维断裂外,在正面几个子层也出现了纤维断裂的现象,而未增韧的层压板仅在背部出现纤维断裂的情况,上述破坏规律与文献[13]中损伤情况一致。这是由于PAEK增韧相发生了大的塑性变形,局部大的塑性变形使得压头附近的纤维拉伸断裂,纤维断裂耗散了一部分外来能量,使得传递给内部主承载层的能量相应减少,这就抑制了层压板内部损伤的扩展;另外纤维的断裂使层压板表面容易产生较明显的凹坑(见图6)。
2.2 损伤容限
按照冲击后压缩强度评价复合材料耐冲击性的方法,对静压痕层压板进行压缩试验。增韧和未增韧层压板在压缩过程中损伤区域出现局部弯曲,然后引起分层屈曲,导致最终的压缩破坏发生在受压的截面处,可观察到压缩破坏后层压板所有铺层已全部分层。
图7为剩余强度和压入深度关系图,可以看出,任何压入深度的增韧层压板的CAI值都大于未增韧的层压板,这是因为经过增韧的层压板中分层面积较小,层压板的整体性要明显好于未增韧试样,在压缩过程中能够承受更高的压缩载荷而不发生失稳破坏,表现出更高的剩余压缩强度。
另一方面当压入深度未达到阈值(4.5mm)时,两种层压板随着压入深度的增加,CAI值迅速降低;当压入深度超过阈值后,层压板CAI值趋于一个定值。这是因为阈值前层压板损伤形式以分层扩展为主,损伤面积迅速扩大导致层压板压缩强度降低;压入深度超过阈值后,层压板分层损伤面积也达到一个极限值,层压板通过纤维脱粘和断裂等形式耗散外部能量。
3结论
(1)经过“离位”处理的层压板具有较高的损伤阻抗能力,在较高的接触力/接触能量下才产生初始的分层损伤。
(2)在受外力作用时,“离位”增韧的层压板层间高韧相发生塑性变形耗散能量,抑制层间分层的产生和扩展,从而使得增韧层压板的损伤范围限制在较小的区域内。
(3)PAEK增韧相的存在,使得压入接触点附近产生大的塑性变形,造成接触点附近纤维断裂,易产生明显凹坑,便于发现损伤。
思科配置静态路由 篇5
任务 命令
建立静态路由 ip route prefix mask {address | interface} [distance] [tag tag] [permanent]
Prefix ：所要到达的目的网络
mask ：子网掩码
address ：下一个跳的IP地址，即相邻路由器的端口地址。
interface ：本地网络接口
distance ：管理距离(可选)
tag tag ：tag值(可选)
permanent ：指定此路由即使该端口关掉也不被移掉。
以下在Router1上设置了访问192.1.0.64/26这个网下一跳地址为192.200.10.6，即当有目的地址属于 192.1.0.64/26的网络范围的数据报，应将其路由到地址为192.200.10.6的相邻路由器，
在Router3上设置了访问 192.1.0.128/26及192.200.10.4/30这二个网下一跳地址为192.1.0.65.由于在Router1上端口Serial 0地址为192.200.10.5，192.200.10.4/30这个网属于直连的网，已经存在访问192.200.10.4/30的路径，所以不需要在Router1上添加静态路由。
Router1：
ip route 192.1.0.64 255.255.255.192 192.200.10.6
Router3：
ip route 192.1.0.128 255.255.255.192 192.1.0.65
ip route 192.200.10.4 255.255.255.252 192.1.0.65
同时由于路由器Router3除了与路由器Router2相连外，不再与其他路由器相连，所以也可以为它赋予一条默认路由以代替以上的二条静态路由，
ip route 0.0.0.0 0.0.0.0 192.1.0.65
视觉陈列，静态的舞蹈 篇6
初见I.T陈列师尹航，他微卷蓬松的头发和小山羊胡，有一种当代艺术家的气质。他笑起来很腼腆，给人的感觉很内向，但一旦他打开话匣子，就会发现并不是那么回事。对此他笑道：「一个好的陈列师，必须有很强的沟通和表达能力。因为要与公司中不同的部门以及团队里不同职能的人协作，有良好的沟通才能更好地合作以达到最佳的陈列效果。」
说到陈列，尹航谈道：「陈列概念其实是一个‘舶来品’，最初起源于欧洲，然后是日本。虽然在国外已经有一百多年的历史了，但中国陈列行业近几年才开始。随着中国的迅速发展，很多国外品牌看中了中国的市场从而进入中国，并带动了许多服装品牌的服务性行业和推动型行业的产生，陈列师就是其中一个很重要的角色。」
从某种意义上来讲，陈列是商品的「卖相」。好的陈列能吸引消费者，并推介给他们一种穿搭方式，在这同时也引领给他们一种新的生活方式。如果陈列展示让消费者感觉很亲切，对其风格和穿搭方式很认同，他们就愿意走进卖场进行消费，这才是陈列的最终目的。
「陈列师是一个很辛苦的职业。不仅要负责橱窗制作，还要经常巡店，远程出差，且卖场各个陈列区域的划分，灯光的调整和视觉指引，以及消费者的最佳行走路线等卖场规划都是陈列师的工作。其中最重要的橱窗，也只能在晚上闭店后才开始制作，常常通宵达旦。」尹航笑谈。「所以在外人眼里，穿着时尚光鲜却搬道具抱衣服干着体力活，深夜进入商场早上消失的神秘人，就是陈列师。」
作为一个陈列师，必须对时尚有很高的敏锐度，对色彩有很好的分辨能力，就连对生活的态度也很关键。他说：「在我们陈列师的眼中没有绝对的美，也没有绝对的丑。因为只有你包容了全天下最丑的丑，才有资格去评论最美的美。也只有拥有很强的包容性，才能对穿衣风格和搭配方式包罗万象。橱窗是一个窗，如果我们只有自己内心的世界，那么我通过‘窗’展现给世人的就是小众的东西。所以只有抱着开放和包容的生活态度，才能有更好的陈列作品。」
「陈列师每次出门都会带着相机，看到好的陈列设计，或发现美的事物、新的潮流元素都会拍下来以作参考。这也是一种素材累积的过程，对启发设计灵感很重要，还能同时学习别人的长处，开阔自己的眼界。」尹航眯眼看了看窗外的阳光，笑道：「我们的工作是无形的。也许我们调了一个很漂亮的卖场，很漂亮的橱窗，经过销售周期后，消费者就会把它翻乱，商品会卖光。唯一能记录我们工作价值的就是照片。」
橱窗制作流程
姓 名：尹航
年 龄：27
入行时间：6年
1. 先搜集素材，设计方案
2.团队讨论出一两个最佳方案
3.跟设计师或买手沟通，确定一个方案
4.根据这个方案对所需的道具制订一个预算
5.然后去做道具采买
6.制作橱窗模型
7.将采买的物料进行手工加工、制作
8.到卖场布置搭建橱窗
编辑 叶艳
静态/准静态 篇7
泡沫铝作为一种新型轻质材料,在缓冲吸能、隔音降噪、 保温隔热、过滤等领域都有广阔的应用前景[1,2,3]。泡沫铝在准静态压缩过程中(如图1所示),大多表现出线性变形(Linear deformation stage)、屈服平台(Yielding plateau stage)和致密化(Densification stage)3个阶段[3,4,5]。
由图1可知,泡沫铝在压缩过程中有着很长的屈服平台阶段,在此阶段中应力随着应变的增大变化很小。屈服平台的应力值越高,则泡沫铝的吸能能力越好,此特性对需要缓冲吸能的场合(如汽车的碰撞)有着独特的优势。因此,多款轿车上已开始陆续使用泡沫铝材料[5,6]。但是,泡沫铝在动载荷冲击下的吸能性能与其在准静态压缩时相差较大[7,8,9,10]。 文献[11]指出:准静态压缩的应变 速率范围 为10-5~10-1s-1;冲击加载的应变速率通常为102~104s-1;应变速率更高则称之为超高应变速率。泡沫铝的应用工况多为动载荷,因此有必要研究泡沫铝在动态冲击下的压缩力学行为和吸能特性。泡沫铝动态冲击压缩实验可分为分离式霍普金森压杆(Split Hopkinson pressure bar,SHPB)[11,12,13]和落锤(Drop weight test)[14,15]实验两种。SHPB实验方法主要用于研究一维冲击波的脉冲动载荷,用于测量试样在冲击波作用下的瞬时响应行为,文献[8]的报道表明泡沫铝在SHPB实验中的应变速率可达5000s-1。而在实验过程中,因对泡沫铝的撞击是由入射杆间接完成的,导致撞击速度不易测量,并且应力波需要在试样内部反射多个来回趋于平衡后才能测得所需的应力数据,故往往需要使用薄试样,但试样变薄后会导致泡沫铝在厚度方向上的孔洞数 减少,从而产生 尺寸效应[16,17]。落锤实验的特点与SHPB不同,由于在实验过程中样品受撞击的初始速度相对较慢,基本可以不用考虑冲击波在试样内达到均匀所需的时间。由于落锤实验中碰撞动能较大,所以可以实现大应变的压缩。基于SHPB的设备,当撞击杆和入射杆合二为一时,即为Direct-impact Hopkinson pressure bar(DHPB)[13,18]。DHPB方法由泰勒撞击圆柱测试方法通过SHPB的设备改良得到,其工作原理与落锤模拟类似,入射杆撞击速度可在较大范围内得到控制。DHPB集合了SHPB和落锤实验的优点并避免了它们的缺点,本研究所用的模拟原理与DHPB相同,但建模是基于落锤模型,故以下命名为落锤模拟。
泡沫铝压缩的模拟主要采用有限元方法(Finite element method,FEM)。有限元方法是利用计算机的一种数值计算分析,它通过对连续体进行有限数目单元的离散来近似解算复杂结构。泡沫铝建模的方法主要有3种:重复固定孔洞结构(空间点阵实体和梁结构)[3,19,20]、随机生成孔洞(2D圆孔和3DVoronoi)[21,22,23]和实物扫描技术(CT扫描)[24,25,26]。本模拟采用的是重复固定孔洞结构的模型,模拟是在ANSYS的Workbench平台上进行的。准静态压缩模拟采用结构静力学模块(Static Structural)进行大变形的压缩,而动态冲击的落锤模拟则在显示动力学模块(Explicit Dynamics)上进行。 采用孔隙率为90%泡沫铝模型为研究对象,可使不同模拟结果的应力-应变关系得到直接比较。
1模拟方法和准备
1.1泡沫铝模型准备
使用重复固定结构的模型,此类模型已常见于各类泡沫材料的模拟研究中,如抽象的Gibson-Ashby的梁模型[3]以及其衍生模型[27]。本研究模拟所使用的模型如图2所示:单孔立方单元胞(A2)(Single-centered cubic,SCC)[28,29]、简单立方堆砌(A1)(Simple cubic packing,SCP)[29,30]、体心立方堆砌(B1)(Body centered cubic,BCC)[30]和面心立 方堆砌 (C1)(Face centered cubic,FCC)[30]。这些模型大多只用于泡沫铝弹性模量的研究,除SCP模型以外,其它模型用于大应变的压缩模拟和冲击模拟的研究报道尚不多见。
图2 泡沫铝几何模型 (A1:SCP孔结构模型,A2:SCC 单元胞结构,单孔立方单元胞;B1:BCC孔结构模型;B2: BCC单元胞结构;C1:FCC孔结构模型;C2: FCC单元胞结构) Fig.2 Al-foam geometry models(A1:SCP pore structure; A2:SCC structure/single pore cubic cell structure; B1:BCC pore structure;B2:BCC unit cell structure; C1:FCC pore structure;C2:FCC unit cell structure)
在使用重复固定孔洞结构的模型模拟研究中[29,30,31,32],使用了3×3×3个单元结构在三维空间内的堆砌,这是因为泡沫铝十四面体模型的大变形压缩模拟结果表明[32]应力-应变关系在使用3×3×3共27个单元后开始明显收敛,即无需使用更多的重复结构以获得更精确的结果。
图3是高孔隙率(Pr=85%~90%)泡沫铝的准静态压缩应力-应变曲线[4]。由图3可知,高孔隙率泡沫铝的力学性能相近,这主要表现为它们的杨氏模量基本相同,屈服平台的应力值之差仅在1 MPa范围内。同时,孔隙率为85%的泡沫铝在准静态压缩(应变速率0.001s-1)时,所对应的屈服平台应力值的变化范围在1 MPa以上[33],故从节约计算成本的角度出发,以孔隙率为90%的模型来考察高孔隙率泡沫铝的相关力学性能。
1.2泡沫铝准静态压缩行为模拟
1.2.1模拟参数的设定
结构静力学模块(Static Structural)是Workbench下的一个基本模块,使用Mechanic ADPL求解器解算静力学的问题。因为运算涉及大挠度和大变形,故运算前开启大变形开关(Large Deflection),并选择Direct直接法解算。为了使压缩速率对结果无影响,关闭材料的热应力功能。
铝材料处理工艺及其晶粒尺寸、形态[34]对其屈服阶段的力学行为是有影响的。模拟中,选择ANSYS材料库里面的铝(ALUMINUM)作为模拟的基本材料,并参考ANSYS自带参数以及其它资料确定铝材料的 具体参数,具体设定 如下:杨氏模量为71GMPa,泊松比为0.33,体积模量为69.61 GPa,剪切模量为29.69GPa。铝的基本应力-应变关系为双线性、各向同性 硬化 (Bilinear isotropic hardening,BISO)。 BISO模型的具体参数设定如下:其线弹性模量为杨氏模量E,屈服点为2.8MPa;用于描述屈服阶段的第二段线性化的正切模量(塑性模量p)值只影响压缩屈服平台的硬化/软化行为,并不影响其起始屈服点应力值,经预模拟后,正切模量值确定为500MPa。
1.2.2网格划分和初始、边界条件
整体网格使用针对大变形模拟的Aggressive Mechanical选项,并激活Mesh Morphing功能,此功能可以在网格大变形下进行几何调整网格自适应,当网格变形过大而无法进行几何调整网格自适应时,将自动进行网格重新划分。网格类型使用的是Workbench默认的20节点六面体SOLID 186和10节点四面体SOLID 187。图4(a)是模型整体网格划分效果。泡沫铝模型使用Sizing进行网格定义,经过预模拟误差分析后确定节点间单元尺寸定义在0.1mm。首先,使用Face Sizing把压缩泡沫铝上下压模厚度方向上的网格限定为两层;然后,再使用Mapped Face Sizing结合Automatic Method使压模和泡沫铝接触面区域的网格完全重合,同时又能最大限度地降低单元体数量。
图4(b)是模型的边界和初始条件。下压模的下端面所有自由度被锚定,上压模的上端面只给定一个向下的位移。 预模拟结果显示,在大应变下,上、下压模对泡沫铝的二次接触强化对应力-应变曲线有明显的影响。为了体现二次接触对应力的强化效果,模拟没有简单地在泡沫铝模型的上、下两个端面设定边界条件以取代压模。
1.3泡沫铝动态冲击压缩行为模拟
显示动力学模块(Explicit Dynamics)是解算冲击破坏等动态响应问题比较高效的手段,适用于处 理高度非 线性问题。动态冲击模拟时所使用的泡沫铝模型与准静态模拟时的相同,首先使用Face Sizing功能将上、下压模在其厚度方向上的网格控制为两层;然后再使用Full Mesh选项和Rigid Body Behavior选项以杜绝沙漏现象;最后使用网格自动划分Automatic Method将单元简化为统一尺寸的正方体。模拟中,压模和泡沫铝是完全独立的物体,故仅需保持网格几何尺度上的相近即可。
泡沫铝落锤模拟的几何模型与准静态压缩模拟基本相同,如图5所示。具体的模拟方法是,固定下压模,上压模从泡沫铝模型上表面某一高度处向下冲击。上压模定义为刚性体,质量约为3.1g;所有的接触或潜在接触均定义为Frictionless;下压模是以阻尼(Impedance Boundary)为边界条件应用于其与泡沫铝的非接触面,阻尼边界可以最大限度地消除系统振荡的信号噪音干扰;上压模的初始条件是给定初始撞击速度。
2模拟结果与讨论
2.1泡沫铝在压缩过程中的应力云图
图6为不同泡沫铝模型在准静态压缩模拟后的Von-Mises应力云图。泡沫铝SCP孔洞分布泡沫铝模型在压缩过程中产生了明显的结构非线性屈曲,而其BCC孔洞分布泡沫铝模型在几何变形上没有任何宏观屈曲,每个孔结构的压缩都较为均匀。但是应力 云图表明,在压缩过 程中,SCP和BCC孔洞分布泡沫铝模型胞壁的应力远小于其梁,这说明模型在压缩过程中受力不均匀;而泡沫铝FCC孔洞分布泡沫铝模型在压缩过程中,除了与模具接触的上下表面产生了应力集中现象,其它的梁和壁的受力基本均匀,这说明泡沫铝FCC孔洞分布泡沫铝模型在受压缩过程中整体受力均匀。 此外,泡沫铝FCC模型在压缩过程中没有出现宏观的非线性屈曲等现象,故选用该模型模拟在落锤实验中泡沫铝的力学行为。
图7是泡沫铝FCC模型在落锤模拟实验中的Von-Mises应力云图。
图7(a)是质量为3.1g的压板以18m/s的初速度(同NCAP正面碰撞测试速度64km/h)与泡沫铝进行碰撞的模拟结果。不同于准静态压缩模拟中泡沫铝模型各个高度层均匀被压缩,在落锤模拟中,泡沫铝模型的上、下两个端面明显先于中间层泡沫被压缩,而后整体才开始均匀坍塌,产生这种结果的原因有3点:
(1)泡沫铝边缘处的孔结构多不完整,故结构强度比较低,容易导致应力集中。
(2)由材料冲击加载下的基础知识[11]可知,当撞击比较强烈时,撞击处会产生弹性应力波和塑性应力波,若当冲击强度不足以使材料产生屈服而产生塑性应力波时,则撞击处只产生弹性应力波。Reid和Bell(1984年)[35]对弹性波的研究解释了在受冲击远端先观测到塑性形变的原理,即底座对应力波的波前有反射作用,底座端面处的泡沫铝材料首先受到弹性应力波与被反射的弹性应力波的叠加,其叠加后的应力波应力值会超过材料屈服应力极限,从而使远端端面处的材料首先变形;Silva-Gomes等(1978年)和Reid与Reddy等 (1983年)通过对二维圆环系统进行的冲击试验[35]阐释了塑性应力波的机理,即在大应变压缩的冲击下,除了弹性应力波外还存在塑性应力波,塑性应力波由冲击端向底座远端传播,底座对塑性应力波的反射同样导致底座处的塑性应力波的叠加,从而使底座严重塑性形变,而后中间的泡沫铝材料才开始被压密实;波速大小取决于材料的弹性模量E、塑性模量p和密度ρ。由于弹性模量一般远大于塑性模量(具体参数见本文1.2.1章节),故对于相 同材料,弹性应力 波速远大于其塑性应力,弹性应力波的效应会在底座处先于塑性应力波显现,在模拟结果的应力云图(图7)中可以观测到应力波作用下的这种典型形变过程。
(3)受碰撞面的泡沫铝由于结构整体惯性、微惯性[35]以及冲击塑性波的 综合作用,受冲击端 面会先发 生坍塌。因此,在落锤实验时,泡沫铝的破坏形式是上下端面先被压扁, 而后整体开始均匀坍塌。图7(b)是质量为3.1g的压板以150m/s的初速度与泡沫铝进行碰撞的模拟结果,此时泡沫铝的变形模式又发生了改变,泡沫铝是自上而下逐层坍塌。 由图7(b)的应变量为0.1的泡沫铝FCC模型的应力云图可推断,当最上层已经开始坍塌时,塑性波还未到达底层。这种逐层坍塌的现象可以用Klintworth和Stronge[36]提出的微惯性硬化机理进行解释,即当材料的应变速率很大时,惯量和惯性将会起到增大材料破坏应力的作用。因此,这种惯量和惯性会使泡沫铝模型在上压模快速下压时发生逐层坍塌。
为了深入探究泡沫铝准静态压缩和动态压缩时不同的变形吸能特性,对单孔立方单胞铝模型(见图2)进行了准静态压缩和动态压缩(50m/s)模拟,模拟结果如图8所示。由图8可知,泡沫铝在准静态压缩过程中只有纵向压梁受力, 应力相对集中,而在动态压缩中不仅纵向梁受力弯曲,横向梁也同时弯曲变形,且整个模型受力相对均匀。相对于准静态压缩,动态条件下,更多的单元体能更加均匀协调地变形, 这是泡沫铝的动态吸能性能要优于其准静态压缩的原因。
2.2应力-应变关系
落锤冲击模拟结束后,采集上下压模相关的信息用以绘制应力-应变曲线。FCC孔洞分布泡沫铝模型在上压模向下压缩的过程中起到了缓冲减速的作用,故采集上压模运动过程中的加速度数据(a),上压模质量为m,FCC孔洞分布泡沫铝与压模接触区域的面积为S,则名义正应力为σ1=ma/S。 与之相对的下压模则作为被冲击条件下的受保护体,采集其与FCC孔洞分布泡沫铝模型的接触面的平均正应力数 据 (σ),与泡沫铝模型相接触的下压模的面的面积(S′),则名义正应力σ2=S′/S。为了便于比较,将这两组应力-应变关系画于同一坐标系内,如图9所示。
图9是撞击初速度为18m/s的FCC孔洞分布泡沫铝模型的落锤模拟的应力-应变曲线。由图9可见,σ1-ε 曲线的屈服平台相对平稳,致密化特征明显;而σ2-ε 曲线中的屈服平台阶段波动较大,曲线在应变为0.86处有一个应力激峰,由此可以推断上压模的刚体设置对于信息采集的效果要优于下压模的阻尼边界条件。由于这两条应力-应变曲线的屈服平台所对应的应力值等特征数据比较一致,故为使数据得到更清晰的对比,在图10中采用上压模加速度信息转化而来的应力-应变关系,即σ1-ε 曲线 。
图10是泡沫铝在不同应变速率下压缩的应力-应变以及吸能-应变关系。泡沫铝准静态压缩模拟的应力-应变曲线与文献[4]中实验的曲线基本重叠,说明模拟结 果是精确 的。 但模拟所得的应力-应变曲线中致密化阶段均不大明显,这可能是由于模拟的本构关系对严重非线性的自接触现象没有足够精细的描述造成的。FCC孔洞分布泡沫铝模型的压缩应力-应变曲线的屈服平台应力值略高于实验值[4],这可能是由于铝材料的BISO硬化模型相对简单及正切模量选择的偏差造成的。此外,实验使用的泡沫铝试样难免会存在微裂纹等缺陷,因此模拟所得的屈服平台应力值高于实验数据。
应力-应变曲线中的应力沿应变积分可以得到泡沫铝压缩过程中的应变吸能和压缩应变的对应关系。由吸能-应变曲线可以直观地看到泡沫铝在不同压缩过程中的吸能效果: 在相同压缩应变下,屈服应力平台越高 的泡沫铝 其吸能越 多,即泡沫铝的屈服平台应力值可以作为评价其吸能特性的直接重要依据。
文献[7]指出,当SHPB实验的应 变速率高 于900s-1后,屈服平台应力值将趋于稳定。在初始撞击速度为18m/s的泡沫铝落锤模拟中,压缩过程中的平均应变速率为4475 s-1,相应的应力-应变曲线与SHPB的实验结果[7]吻合良好。 图9表明,落锤模拟的压缩曲线与准静态压缩实验曲线的外形一致。但当撞击初速度到达150m/s时,应变速率将高达35342s-1,这是实验尚未达到的测试水平,如图10所示,模拟的结果显示泡沫铝的屈服平台所对应的应力值将再次升高,这与图7中泡沫铝逐层坍塌的现象相吻合。
由图10可见,FCC孔洞分布泡沫铝模型的准静态压缩的应力-应变曲线的屈服平台与致密化阶段的分界点不明显。 图11是FCC孔洞分布泡沫铝模型在压缩过程中的最大正应力(Maximum normal stress)和最小Von-Mises应力(Minimum Von-Mises stress)与应变的关系。由图11可见,最大正应力从应变量0.4处开始明显升高,说明在此应变处泡沫铝模型内某一单元体开始进入致密化阶段。根据第四强度理论(畸变能密度理论),当Von-Mises应力达到材料的屈服应力值时,材料开始屈服。Von-Mises应力综合反映了单元体的综合应力状态,可以充分反映材料的耐受程度。由图11可见,Von-Mises应力在应变量0.6处开始明显上升,由此可推断模型内最后一个单元体进入了致密化阶段。因此,FCC孔洞分布泡沫铝模型在准静态压缩过程中,致密化开始所对应的应变量是0.4,当应变量大于0.6之后,整个FCC孔洞分布泡沫铝模型完全致密化。
图12是泡沫铝在不同应变率下压缩的吸能-应变关系图,是图11的应力曲线沿应变积分所得的能量表达。泡沫铝作为缓冲吸能材料在受冲击时,一端为冲 击应力波 输入端,另一端则为应力波输出端。将泡沫铝与上、下压模的接触面的平均应力数据转化为名义正应力,并将相应的应力-应变关系线画在同一坐标系内,如图12所示。从图12中可以发现,当撞击初速度为18m/s时,在屈服平台阶段,上压模的瞬时应力小于下压模,且应力差值较小;而当撞击初速度达到150m/s时,在屈服平台阶段,上端面的应力值远大于其下表面,且它们的差值相对稳定。上、下压模的应力差值越大越稳定,表示泡沫铝材料的缓冲效果越好。如图12所示,当撞击初速度为150m/s时,FCC泡沫铝模型在落锤模拟实验中泡沫铝上端面的正应力最大,下端面正应力最小, 说明在以150m/s为初速度的上压模撞击下的下压模所受的应力小于以18m/s为初速度的撞击。由此可推断,撞击初始速度越高,泡沫铝对被保护试样的保护性能越好。当屈服平台结束,FCC泡沫铝模型上下端面的应力-应变曲线接近重合,所对应的应力值相近,这表明泡沫铝被压缩致密,从而失去了作为孔结构材料的缓冲吸能作用。
3结论
(1)孔隙率90%的泡沫铝FCC模型可用于模拟研究高孔隙率泡沫铝(Pr=85%~90%)的压缩特性,用该模型模拟的准静态压缩结果与文献报道的值吻合良好。
(2)模拟结果表明,FCC孔洞分布泡沫铝模型动态压缩屈服平台应力值稳定为7 MPa(撞击初速度为18m/s,应变速率为4485s-1),与文献实验数据符合。当压缩应变率高达35342s-1(150m/s撞击初速度)时,屈服平台应力值可进一步增大至14MPa,这是实验条件尚未能够测试的应变速率。
(3)模拟结果的模型应力云图也显示,压缩速率越大,泡沫铝缓冲吸能的能力越强。动态压缩下的SCC泡沫铝模型相对于其准静 态压缩变 形更加协 调,应力分布 更加均匀。 FCC泡沫铝模型在准静态条件下均匀坍塌;在18m/s(35342 s-1)的撞击初速度 下泡沫铝 两端先坍 塌,而后开始 均匀坍塌;在150m/s(4485s-1)的撞击初速度下,泡沫铝自上而下逐层坍塌。这些现象从变形和受力的角度说明了泡沫铝在冲击条件下吸能性能提升的原因。
静态/准静态 篇8
1 静态功角稳定与静态电压稳定内容概要
静态功角稳定和电压稳定的极限均是求取系统潮流的极限值, 但静态功角稳定的推导是建立在单机无穷大系统基础上, 静态电压稳定的推导则是建立在电源电压恒定的基础上。在实际工作中, 需要依据正确的分析结论来辅助电力系统稳定运行管理。因此, 就需要针对静态功角稳定与静态电压稳定的相关概念及内容进行具体剖析。
1.1 静态功角稳定
从概念上来看, 静态功角稳定意味着当电力系统受到一定程度的干扰以后, 整个电力系统是否能够保持原本的工作动力, 更重要的判别依据是电力系统是否能够维持在初始工作点, 从而令系统本身不受扰动的影响或者没有对供电服务带来影响。
从以往研究电力系统的内容以及实践过程中可以了解到, 容易导致电力系统静态功角不稳定的境遇是, 发电机的功角近90度时, 通常在临近这一功角值时, 电力系统就极易出现问题。实质上, 这一情况必须运用正确的功角稳定判别分析来阐释, 否则会对后续电力系统的维护处理工作带来不利影响。具体情况如图1所示。
从图1中可以看到, 如若发生图1所呈现的状况时, 则电力系统内部被注入的电流可能为容性电流。经如此判别, 可对电力系统的稳定性的维护带来正确的指引。
1.2 静态电压稳定
静态电压稳定是指系统在受到干扰以后, 系统维持负荷节点电压在初始工作点的能力。相对于静态功角稳定而言, 静态电压稳定需要重点关注的内容是系统的负荷节点电压值。长期以来, 在电力系统的实际运作及管理过程中, 一直运用静态稳定储备技术来评估静态功角稳定, 实际上, 这是一种不够严谨的评估策略, 会诱导电力系统的运作方向出现偏差。
2 静态功角稳定和静态电压稳定判据比较分析及相关结论内容
近几年来, 随着我国电力事业的快速发展, 电网调控一体化运行管理模式在电力系统普遍实施, 但也需要根据实际的电网运行情况来判断系统的稳定性, 如若发生异常情况, 则需初步判断才能够采取相应的措施来处理问题。
2.1 静态功角稳定和静态电压稳定判据比较分析
静态功角稳定主要指的是发电机转子角之间的角度差, 从理论及实践过程来看, 当系统中的电阻与电抗相等时, 则电力系统的有功功率达到最高值, 与此同时, 发电机的功角为45度。具体的情况如图2所示。
从图2中可以清楚的看到, 在电力系统的负荷逐渐增大的过程中, 电压发生降落, 促使发电机功角稳定的状态被打破, 直至达到90度, 也就是静态功角稳定的临界点, 而且, 电力系统静态电压稳定的临界点与之重合。经有效判别, 可以了解到, 通常情况下, 静态功角稳定与静态电压稳定的交点是线路两端相位差为45度, 如若超出这一角度, 则就为静态功角稳定失衡。此外, 传输感性无功功率则会影响到电力系统的静态功角稳定, 这样一来, 则意味着会造成系统静态功角稳定的下降和传输功率的下降, 而传输容性无功功率正好相反。
2.2 静态功角稳定和静态电压稳定判据比较分析的结论阐述
从电能物理传输原理上对静态功角稳定判据和静态电压稳定判据进行了推导, 在以往的研究资料中可以看到, 由于两个不同假设条件推导出的静态电压稳定和静态功角稳定判据的不足, 如若按照这些内容来进行决策与处置, 则会对电力系统造成负担。通过系统的分析与深入了解电力系统的整个运作过程, 结合稳定状态等现象来探究电力系统失衡的影响因素, 从中可以明确这样几个问题:其一, 当系统受到一定程度的干扰时, 人们往往凭借对静态功角稳定和静态电压稳定二者的错误认知来判断系统的运行状况是否良好, 这样一来, 就可能误导最终的处理决策;其二, 传输感性无功功率影响电力系统的静态功角稳定, 电力系统的反应是, 静态功角稳定与传输功率这两项指标都下降, 相对而言, 传输容性无功功率则正好相反。经有效判别, 不仅可以提升供电单位电力系统的稳定性, 还可以进一步完善供电系统的整体能效。
结束语
静态破碎技术的研究 篇9
近年来, 随着工业、交通和城市建设的飞速发展, 拆除工程量急剧增加, 迫切需要发展一种破碎效率高, 施工安全, 没有环境污染的破碎方法及其所用的破碎剂。静态破碎剂属于非燃、非爆、无毒物品, 是一种含有铝、镁、钙、铁、氧、硅、钛等元素的物质, 用适量水调成流动浆体, 直接装入炮孔中, 经水化后, 产生巨大膨胀压力并施加给孔壁, 破碎 (或切割) 岩石和混凝土。这种新的破碎技术己经引起人们的关注和重视, 许多国家都在积极开展静态破碎剂理论及应用方面的研究和开发。
2 静态破碎影响因素
2.1 作用原理
静态破碎是利用装在炮孔中的静态破碎剂的水化反应, 即:
当氧化钙转变为氢氧化钙时, 其晶体由立方晶体转变为复三方偏三角面晶体, 这种晶型的变化会引起晶体体积的膨胀。根据测定, 在自由膨胀的前提下, 反应后的体积可增大3~4倍。膨胀压力缓慢地施加给孔壁, 经过一段时间后压力可上升到30~40Mpa。
2.2 破碎原理
静态破碎剂在炮眼中所产生的膨胀压力, 可以通过测定静态破碎剂在钢管中水化后所产生的轴向和切向应变值后, 利用下式来计算出管中的径向和轴向压力:
式中:Pr、Pz为分别表示径向和轴向膨胀压力;a、b为测试管子的内径和外径;E、μ为测试管子的弹性模量和泊松比;为测试管子外壁的切向和轴向应变值。
静态胀裂剂的破碎机理如图1所示。把破裂圈内的岩石看成是一个弹性体的厚壁筒。其内半径 (炮眼半径) 为r1, 其外半径为r2, 作用在炮眼壁上的膨胀压力为Pr, 则在厚壁筒内任一半径r处的切向拉伸应力可用 (30-27) 式求得:
当切向拉伸应力σe所产生的变形超过介质的抗拉断变形量时, 介质中便会产生破裂, 继而发生破碎。
2.3 影响破碎效果的因素
静态胀裂剂的破碎效果与介质的性质、胀裂剂在炮眼中水化以后所产生的膨胀压力的大小和选取的破裂参数是否合理有关。而膨胀压力的大小又与下列一些因素有关。
2.3.1 时间因素。
根据CaO水化反应特点, 破碎剂加水后, 膨胀压力在24小时之前膨胀压力随时间增加而迅速增长, 其后增长平缓, 所以介质破碎多发生在24小时之后, 见图2。
2.3.2 温度。
对于普通型静态破碎剂, 水化反应的速度与温度有密切的关系。例如SCA-II破碎剂在温度13℃和20℃条件下使用时, 在同一时间上所产生的膨胀压力相差达1.0倍, 见图3。因此, 要根据季节的气温来正确选用破碎剂的型号, 即使在一天中的早晨、中午和晚上的温度不同也会对破碎剂的膨胀压力产生影响。
2.3.3 水灰比。
水灰比是指水与破碎剂拌合时, 所用水的重量与破碎剂重量之比。试验表明水灰比为20%时, 有最大膨胀压力。随水灰比增大, 压力将减小。若水灰比过小, 则破碎剂流动性差, 填孔效率低。
2.3.4 孔网参数因素。
静态爆破的孔网参数对破碎效果有直接的影响。若最小抵抗线、孔距和排距都相等时, 破碎结果是对破碎体切割成条状;若最小抵抗线减小为孔距的一半, 排距为孔距的0.6~0.9倍, 孔深为破碎高度的0.8倍以上时, 破碎结果则是破孔互相贯穿产生不规则裂缝, 破碎体破裂成小块。
3 静力破碎剂的现场试验
根据某矿4271B9b煤顶板岩石的物理力学性质, 采用四川省珙县建洪化工厂生产的静态破碎剂。由于是顶板, 采用药柱式静态破碎剂。
孔距与排距均为350mm (图4) , 钻孔深度1800mm。以后根据施工效果再进一步修改孔距与排距。根据我国目前静态破碎成熟的经验, 钻孔孔径选为42mm。钻孔深度1800mm, 装药长度为1.7m, 然后用粘土炮泥封堵。每个炮眼装药6~7卷。装药前将钻孔内余水和余渣用高压风吹洗干净, 孔口旁清理干净至无土石渣。将药剂在下井之前装入特制的纸袋之中, 然后在施工现场装有静态破碎剂的纸袋泡入水中, 待30~50秒后, 静态破碎剂充分泡透, 不再冒泡时迅速装入炮眼, 并用略小于钻孔的捣棍捣实捅紧。岩石开裂后, 立即向裂缝中加水, 以支持药剂持续反应。药剂反应时间控制在15~30min为宜, 以利于加快施工进度。第二天下井观察发现一个炮眼附近有一大块岩石崩落。
试验结果表明:
a.这说明静态破碎剂具有一定的膨胀力, 在没有自由面的情况下可以崩掉一大块岩石。
b.没有自由面, 静态破碎剂的力量发挥不出来。
c.炮孔布置太少, 且间距太大, 各炮孔的膨胀力不能连成一个面, 有效的发挥力量。
4 结论
4.1 静态爆破技术可以在无振动, 无污染,
不影响周围建筑结构的情况下对地基或建筑物实施爆破, 即安全, 又大量节省人力, 工期, 材料。因而, 在不适用炸药爆破环境条件下, 以及其他安全要求高的敏感区, 更显其优越性。
4.2 静态破碎时应注意其适用性, 对有自
由面的素混凝土和岩石采用静态破碎, 效果比较理想。对于抗拉强度特别大的岩石或抗拉强度较大的钢筋混凝土, 静态破碎不明显。
摘要：针对静态破碎剂的重要性, 通过实验探讨了静态破碎剂作用的重要影响因素, 并应用于实际工程当中。
关键词：静态破碎剂,作用原理,膨胀压力
参考文献
[1]何廷树.混凝土外加剂.第一版[M].西安:陕西科学技术出版社, 2003.
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[4]张曼莉, 姚刚.静态爆破的设计及应用[J].建筑技术, 2002, 33 (6) :420-422.
机床静态及动态分析 篇10
有限元是一种求解常微分和偏微分方程的数学方法,因为这是一种数值法,于是一些复杂的问题可以通过转化为数学模型,用常见的微分方程来代替,进而用有限元法求解。
1.1静态分析
静态分析计算结果显示的是施加静载荷的影响,由于变形速度和加速度都很小,于是忽略了惯性力和阻尼 力。因此,静态分析包括稳定的惯性载荷(如重力和旋转速度)和随时间变化的载荷,即近似地认为静态当量载荷(如通常以许多建筑物代码定义的当量风载和地震载荷)。静态分析是为了确定施加不会导致严重惯性和阻尼效应的载荷后引起的构件或部件的位移、应力、应变和作用力。
1.2动态分析
动态分析可以确定一个构件或部件设计时的振动特性(固有频率和振型)。同时它可以用来做更详细的动态性能分 析,例如瞬态分析、谐响应分析、频谱分析等。动态分析 是研究构件在振动激励下的动态性能。
1.3假设
模态分析中忽略阻尼的影响;忽略所有 外加负载;如果是预应力模态分析,而且模型间存在接触连接,其计算结果基 于静态分析时的状态。
2关于 ANSYS
ANSYS是一款通用的有限元分析软件,有限元分 析是用数学方法把一个复杂的系统重新划分为很多小的网格(根据情况定义网格大小),我们称之为单元。通过ANSYS能解析控制机构行为的方程,并解决相关问题,通常这些问题由于太复 杂而不能由人工算法实现。对于其几何形状、数量和控制方程太复杂的系统,通过ANSYS进行分析尤为合适。
3边界条件
3.1铣床的边界条件
铣床床身是固定的,因此位移 边界条件 是施加在 床身上的。例如固定 坐标系UY=UX =0和旋转坐 标系RX=RY =RZ=0,位移约束施加在固定基准区域的各个自由度上。施加在组件上的载荷是组件的自重。
3.2车床的边界条件
车床床身是固定的,因此位移 边界条件 是施加于 床身上的。例如固定 坐标系UY=UX =0和旋转坐 标系RX=RY =RZ=0,位移约束应用于解决固定面自由度问题。施加在组件上的载荷是组件的自重。
4应力计算
解决上述方程后可获 得元素节 点位移q。因为σ=Dε和ε=Bq,于是单元的应力为σ=DBq,3个主应力可以通过下面的关系方程式计算。3个不变应力张量是:
我们定义:
主应力公式如下:
5结构分析
通过软件得到静态分析结果如下:
(1)铣床组件:VonMises应力结合了拉伸和剪切应力,最大值为200.793N/mm2。
(2)车床组件:VonMises应力结合了拉伸和剪切应力,最大值为342.223N/mm2。
静态分析的基本目的是找出应力和在静态加 载条件下 结构的位移,铣床及车床静态分析结果如表1、表2所示。
单位:N/mm2
6动态分析
模态分析用于确定结构或机器部件的振动特性(固有频率和振型),与此同时进行设计。固有频率的结果是通用后置 处理所得,根据后处理结果总结出所有组的结果并进行检查和记录,铣床及车床模态分析结果如表3、表4所示。
表3显示的是铣床前6阶固有频率的状态,第1阶固有频率是3.49Hz。模态分析的重要结果显示在接下来动态分析的结果图片中,是动态分析的重要输入。铣床1~6阶振型图 如图1所示。
表4显示了车床结构的前6阶固有频 率。第1阶固有频率被发现是10.852Hz,最大频率标记为20.662Hz。车床1~6阶振型图如图2所示。
7结论
上文表中显示了施加载荷后机床部 件产生的 偏转。在本文中尝试分析了2个机床结构在铣削和车削情况下的静态和动态性能,我们观察了解到车床受到更大的应力,整个机器 所受应力沿X轴方向逐渐变大;铣床的偏移变形更明显,同理可用分析车床的方式在铣床上得到相关结果。可以进一步 得出结论:偏转随着频率的增加而变大。对于前5阶固有频率的分析已能满足实际要求。
摘要：静态和动态分析在提高机床的工作效率和精度等方面起着非常重要的作用。静态分析可以用来估算应力、应变和挠度,动态分析可以用来预测机床的固有频率和振型,进而进行有效设计,防止机床结构产生突变破坏。鉴于此,对机床静态及动态分析进行简要探讨。