配重设计范文（精选8篇）
配重设计 第1篇
随着企业的快速发展, 对加工材料的多样化需求不断增加, 如高温合金、不锈钢以及钛合金等难加工的材料被广泛应用于各行各业中。不同的材料, 其加工性能也不尽相同, 在加工中也会出现不同的状况。
本文针对不锈钢材质的零件在数控加工中出现的问题进行了研究, 既要满足加工精度、保证完美的外观, 同时还要实现批量生产来提高加工效率。今年一月份, 与我校签定了校企合作的某公司接到需要批量加工零件的订单, 系SUS304 不锈钢材质的配重螺丝。该零件的材质比较硬, 在加工过程中容易产生弹刀, 会加快刀具磨损并产生毛剌, 不易保证加工质量。更主要的原因是这批零件需大批量生产, 而且产品质量要求很高, 所以企业工作人员请求与我校合作来共同完成夹具的设计到制作以提高效率。在这次合作中对工件的装夹、刀具的选择、夹具的设计和制作等方面进行了分析和试验, 有效地克服了该零件加工过程中出现的加工表面有毛剌的情况, 保证了零件的加工精度, 在保证产品质量的同时也达到了批量生产的效果。
1 问题出现
在加工不锈钢材料零件时, 由于材料的硬度较高, 在切削过程中容易产生刀刃的磨损。使得加工出来的零件达不到理想的表面粗糙度、加工尺寸不到位、出现毛刺等现象。除此之外该零件需要批量生产, 零件质量要求高, 零件表面不能有划痕, 单件成品的重量要求为 (15±0.3) g。为了达到批量生产的要求, 采用平时简单的装夹根本无法完成产品的批量生产。如果既要保证加工精度要求又要满足批量生产就必需采用合适的夹具进行快速装夹加工才能实现。如图1~图2 所示为本次校企合作的加工图样。
2 工艺分析
2.1刀具的选择
根据图样的尺寸来看, 零件所需加工的部位只能用直径很小的刀具才能完成。由于零件产品质量要求较高, 为了能达到高的表面质量, 控制好尺寸, 减少毛刺的产生。降低刀具磨损是我们首先要解决的问题。此次加工的不锈钢牌号为SUS304。从《金属材料与热处理》中了解到该牌号的不锈钢是日本JIS标准材料, 是日本SUS系列奥氏体不锈钢。304不锈钢加工对刀具的要求及刀具参数的选择刀具材料的切削性能关系着刀具的耐用度和生产率, 刀具材料的工艺性影响着刀具本身的制造与刃磨质量。宜选择硬度高、抗黏结性和韧性好的刀具材料, 如YG类硬质合金, 最好不要选用YT类硬质合金, 尤其是在加工奥氏体不锈钢时应绝对避免选用YT类硬质合金, 因为不锈钢中的钛 (Ti) 和YT类硬质合金中的Ti产生亲合作用, 切屑容易把合金中的Ti带走, 促使刀具磨损加剧。生产实践表明, 选用YG532、YG813及两种牌号材料加工不锈钢具有较好的加工效果。两种硬质合金牌号的性能相当于ISO YG532, 红硬性高, 韧性好, 抗黏结能力强, 适用于奥氏体、马氏体不锈钢、无磁钢、高温合金钢等大型工件的粗、精加工;合金耐用度高, 高温性好, 被加工工件表面质量高。YG813耐磨性好, 有较高的抗弯强度和抗黏结能力, 适于高温合金钢;对容易产生加工冷作硬化现象的奥氏体不锈钢、高锰钢等, 强度高, 红硬性较好, 能承受较大的冲击载荷。适用于耐热钢、高锰钢、不锈钢等材料的粗、精加工。通过以上材质的特性分析之后从中得到启示, 我们选择了硬度为55~60HRC带涂层的YG类硬质合金刀具来加工, 如表1所示。
2.2 试加工
选择好刀具后, 就该进行试加工了, 如图3所示, 试加工中, 为了装夹方便将两块45钢加工过之后分别安装在虎钳的固定钳身和活动钳身上面。将零件的装夹槽位加工出来, 通过虎钳来装夹零件。采用我们选择的刀具牌号加工后表面质量虽很好, 也没有毛刺, 但并没有达到预期效果。
2.2.1 发现问题
经过对零件的尺寸分析发现如图1, 零件被加工平面与零件最高平面之间的尺寸出现了超差。再从夹具上去分析发现如图3 所示, 是因为通过虎钳夹紧的零件装夹块1和2 的夹紧受力点处于零件的中心位置。因此零件受力后中心位置会往上翘, 从而导致了加工精度超差的结果。
2.2.2问题的解决
将零件装夹块1和2的夹紧受力点进行了改动, 从零件的中心点往下进行了平移 (如图4所示) , 这样装夹的时候零件体大部分都会处在零件夹紧块1中, 那么当夹紧块2夹紧的时候, 零件所受的夹紧力就会相应降低, 只是起到固定作用, 不会使零件受力翘起。改进后加工出来的尺寸精度就完全达到了要求。
3 夹具的设计与改进
通过试加工, 我们解决了零件的加工精度和表面质量要求的问题。用虎钳装夹, 加工效率太低, 因此设计了如图5 所示的夹具。
该夹具使用的是调质弹簧钢材料。装夹部分设计了16 个装夹槽位, 用线切割将周边的应力槽割出来。夹紧零件的时候可以用M8 的内六角螺钉固定零件, 如图6所示。
加工的时候把整体式夹具装夹在虎钳上固定就可以了。现在我们将两种夹具的加工效率做一个对比, 如表2所示。
由表2 可以看出, 整体式夹具一次装夹的个数是虎钳的8 倍, 按照一次装夹加工的时间来算, 整体式夹具加工单件产品的时间也比虎钳提高了1 倍。
3.1 发现问题
通过一段时间的加工, 又发现了新的问题。比起虎钳, 整体式夹具在装夹个数和单件加工时间上有优势, 但装夹时间过长。使用虎钳很快就能装夹完对零件进行加工, 而整体式夹具在装夹和拆卸零件时就比较麻烦且耗时。问题在于整体式夹具是靠内六角螺丝来夹紧零件的。正面的螺丝可以看见, 可对面一排的螺丝只能靠手感松紧螺丝来拆装零件。
为了提高装夹效率, 减少装夹时间, 将原先的整体式夹具改成可拆装式的, 并按照相同的尺寸又做了一副用于替换。
3.2 夹具的改进
如图7 所示, 夹具两端铣出了两个开放槽用来压紧夹具, 同时割出两个圆孔定位凸台用于定位。然后制作了一个底座用于定位夹具。底座的结构由底板、垫块、气动夹紧装置组成, 如图8 所示。
如图9 所示, 加工的时候我们将底座装夹在机床工作台上。再把夹具安装在底座上通过圆柱凸台来快速定位, 然后通过气动夹紧装置来夹紧夹具, 接着就可以进行加工了。在使用第一块夹具加工的时候, 我们可以提前把零件装夹到另一个夹具上。
当第一批零件加工完后, 可通过气动夹紧装置的开关松开夹紧部件, 取出夹具, 然后将装夹好的第二批零件装夹在底座上, 夹紧夹具就可以马上进行下一批零件的加工了。接下来我们将最后一次夹具的改进和上一次改进在装夹时间上进行对比:第一次改进是对零件一个一个进行夹紧, 每装夹一次要花费3~5 min。而最后一次改进是当第一批零件加工的过程中同时对下一批零件进行夹紧做准备。当第一批零件加工完后, 两者替换所花费的时间最多也就20 s。装夹效率提高了15倍, 产品加工如图12所示。
4 结语
通过实际加工生产, 我从工件的装夹 (夹具的设计) 、辅助装置、刀具选用、工艺分析等方面进行了综合考虑, 试验证明, 有效改善了零件的精度, 提高了产品的质量和加工效率, 为企业赢得了经济效益。以上措施有效地解决了加工精度、加工效率等问题, 满足了客户的要求, 同时也提高了自己加工方面的知识和技能, 圆满完成了此次合作。
参考文献
[1]陈志毅.金属材料与热处理[M].北京:中国劳动社保障会出版社, 2011.
[1]陈宏钧.实用机械加工工艺手册[M].北京:机械工业出版社, 2003.
液压挖掘机配重新型工艺方案简述 第2篇
关键词：结构型配重；浇灌；过程管理
0 引言
配重是液压挖掘机重件之一，随着社会进步，工业发展，越来越多公司对其制造提出了新的要求。现阶段液压挖掘机整体铸造配重已经不符合经济、环保等生产要素。伴随企业对生产成本的控制，结合国家对企业环保的要求，很多厂家已经采用结构型配重，降低成本。所谓结构型配重是指利用板材通过模具成型、焊接等手段成型配重壳体，在壳体内腔灌装混凝土、生产废钢等达到设计要求，从而合理利用废弃资源，降低能源消耗，控制生产成本，达到高效、经济、环保等生产要求。
配重外观因参与整机造型，故必须模具成型。铸造型配重存在以下几方面缺点：①铸造工艺繁琐，耗时较长。铸造时熔炼废弃钢材能源消耗较大，并且工艺方案对于铸造时产生的热量控制困难，冷却后精度亦不容易保证。②环保、经济性差。③设计改进对工艺方案影响巨大。
该优化方案利用模具成型外壳，通过焊接筋板加强刚度，然后添加背板，以形成相对封闭的仓。通过该思路，可以减少能源消耗，最大限度地降低设计变更带来的影响。由传统的热铸加工改为新型工艺（模具成型、焊接）加工。
1 结构型配重内腔浇灌工艺方案简述
1.1 浇灌总要求以液压挖掘机9.2吨重配重为例，根据设计，壳体内腔体积约为1.5m3，配重壳体成型总重0.65T。经理论计算，综合比重5.7T/m3。以常规生铁为例，其比重约为7-7.8T/m3，水泥比重3.6-4.2T/m3。参考发现，因其综合比重较大，故灌装技术方案难度较大，需要进行部分实验及详细理论计算核实最终浇灌工艺方案。
1.2 实测结构性型配重壳体内腔体积。因添加筋板等工艺手段，为保证强度与质量，壳体体积与理论计算值存在误差。所以有必要以排水法实测壳体。具体操作如下：垫高壳体，用木楔堵住底部八个排水孔，记录水表读数，然后通过塑料软管接通水表与壳体，进行灌水，待水灌满至壳体上部浇灌口读取水表读数，计算内腔体积。
1.3 确定浇灌混合物最终配比。考虑此次填充料重量与体积参数，决定采用钢丸（直径3mm）、水泥、及生铁块（体积要求≤0.001m3）进行浇灌。利用实验数据计算，浇灌混合物综合比重取5.7T/m3，最终配比方案如下（用W代替重量）：
W水：W水泥=1：2
W水泥混合物：W钢丸=1：3
根据上述实验数据，可以计算得到钢丸与水、水泥最终混合物（后面均以“特定混合物”代替）综合比重约为4.22-4.4T/m3，此处计算以最小值4.2 T/m3计算，生铁块比重取值7.5 T/m3计算：假设V1为特定混合物体积，V2为生铁块体积，则列方程式如下所示：
4.2V1+7.5V2=8.55
V1+V2=1.5
计算得到：V1=0.82m3；V2=0.68m3
则特定混合物重量为3.444T，生铁块重量为5.106T。以实验配比计算需要钢丸重量2.583T，水泥574kg（取50kg/包，即12包 ）。
1.4 浇灌工艺方案。①将配重水平放置（安装座朝下），分别从各填充孔添加混制好的水泥与钢珠混合物，约300kg，然后填入生铁块一层（间隙需要用小体积铁块尽量填实），再浇入混合物一层，震动泵震实，如此堆积（堆积时要尽量使两端重量均匀，保证配重中心线达到要求），直到填充至内腔配重安装孔上端面平行，要求称重达到1.83T（若重量低于预测值，则需要添加小块铁块增重），详细记录过程各数据，及时填写下述表1（配重浇灌过程控制卡一）、表2（配重浇灌过程控制卡二）。②在第一步基础上整齐摆放一层生铁块，间隙用小铁块填实，加入混合物（堆积时要尽量使两端重量均匀，保证配重中心线达到要求），震实至配重高度1/2处，称重要求达到3.97T（若重量低于预测值，则需要添加小块铁块增重），详细记录过程各数据，及时填写表1、2；如此重复，按照表1、2要求，详细记录各称量位置处重量，并及时调整填充方法，直至最终浇灌结束。③清理现场，整理记录数据。④待72h水泥凝结之后，去除填充口砂石，封堵填充口。再次称重，记录相关数据，待检查合格之后交库。
表1
[＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&][测量位置
755mm
606mm
457mm
308mm
159mm
5mm][理想重量
2.5T
1.5T
1.5T
1.36T
1.26T
1.06T][占比
27.2
16.4
16.4
14.8
13.7
11.5][體积m3
0.5
0.3
0.297
0.27
0.25
0.21][称量重量][填充料记录][备注][配重浇灌过程控制卡一][备注][①测量位置是指从浇灌口至浇灌平面距离；
②占比是指每层填充体积占总体积比例 ]
表2
[＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&＼&][测量位置
755mm
606mm
457mm
308mm
159mm
5mm
备注][理想重量
2.5
4
5.5
6.86
8.12
9.2][称量记录][调整][调整方案][调整后变化][备注][配重浇灌过程控制卡二][测量位置是指从浇灌口至浇灌平面距离]
2 结构性配重加工工艺方案过程控制重点
① 在保证重量达到图纸要求时，要使构件重心处于合理位置，壳体两侧需均匀添加填充混合物。②因该配重综合比重较大，添加废铁体积不宜过大，并且每层与每层之间间隔要保证水泥浆填充。实验完毕需要做碰撞实验进行验证。③浇灌过程中要及时称重，并记录相关数据。与过程控制卡不符时，及时调整填充方案，保证质量合格。④在浇灌过程中，注意搅拌机、抱钳、起吊工作安全事宜。
3 结束语
该工艺方案难点之处在于浇灌过程控制及调整方案。因生铁块可以采用企业产生的废弃钢料代替，故其体积及外形难以控制，因而以过程控制卡完全制约实际填充流程，存在不确定因素。可以根据企业的实际情况制定相关标准如：废钢体积要求、浇灌层高度、水泥层厚度、搅拌混合物配比等，以更好的解决企业实际情况。
浅谈配重混凝土的设计与应用 第3篇
采用常规砂石的普通混凝士容重一般在2350-2450kg/m3之间, 对于容重在2500-3500kg/m3的混凝土, 需要采用较重的集料才可以实现, 本文所指的重混凝土就是后者, 一般用于结构配重和防护使用。对于普通混凝士的配合比设计, 由于原材料的表观密度、容重差别不是很大, 使用假定容重法进行配合比设计还是比较准确的, 而且在设计试验过程中混凝土的容重变化不大, 无须对容重过多的考虑;但是对于配重混凝土而言使用绝对体积法设计结果更为理想。鹿山大桥是富阳市鹿山分区和春江分区之间跨越富春江, 实现两区连接的重要的城市桥梁, 位于富春江第一大桥和中埠大桥之间, 大桥组成为: (6×35+44+5×50) m连续箱梁+ (118+256+118) m双塔中央索面预应力砼箱梁斜拉桥+ (5×50+2×35+4×31+35+31) m连续箱梁。路线等级:一级公路兼城市道路功能, 设计速度:80km/h, 设计基准期:100年, 荷载等级:公路-Ⅰ级, 其中主梁边跨箱室内采用铁砂混凝土配重解决主塔的偏载平衡, 对于重混凝士来说, 一般根据使用要求选用不同的容重。我们常用的重质材料的表观密度和容重都比较固定, 因此本文采用不同容重级别的集料进行合理的搭配, 最终达到所需的容重, 在经济和技术上都会比较合理。
2 原材料选择
由于重混凝土中集料的表观密度对重混凝土的容重影响最大, 因此选择合适的重集料是最重要的。其选取原则:堆积密度、表观密度大、货源稳定。通过对在浙江周边地区不同重集料的考察, 用于配制重混凝土的不同品种材料的表观密度如表1。
3 设计思路
(1) 为了充分利用重集料的较大表观密度, 根据集料表观密度和混凝土的容重要求, 以单方混凝土中最多能掺入量为原则。 (2) 在混凝土容重偏低时铁粉可作为胶凝材料取代部分水泥, 这样可以可提高混凝土的容重, 但混凝土的成本在提高。 (3) 水的表观密度较小, 尽量选小用水量, 来降低水对容重的影响。 (4) 水泥的用量以满足混凝土设计强度和和易性为原则。
4 配制重混凝土的配合比设计及试验
4.1 配合比设计
由于目前尚无以容重为目的的混凝土设计公式, 所以本研究重混凝土配合比的设计以体积计算法和多组分混凝土强度理论作为设计计算依据, 以水泥为胶结材, 粗集料以钢厂冶炼的合金铁锭经破碎成1#铁砂为粗骨料, 粒径在0~25mm之间, 细骨料以炼钢时的浮渣自然形成的颗粒形状 (烧结球) 2#铁砂为主, 粒径在0~5mm之间, 精铁粉做为填料, 调整密度时用, 普通河砂作为部分调整和易性的细骨料, 使用HT-HPT减水剂降低用水量, 配重混凝土材料配合比采用多组分混凝土强度理论进行设计计算。计算结果如下。
4.2 试验结果
4.3 配重混凝土拌和物及力学性能
(1) 出机混凝土湿容重与设计容重差距大于1%, 1小时后湿容重与设计容重差均小于1%。 (2) 出盘混凝土随着时间延长, 混凝土湿容重逐渐增加且混凝土坍落度损失较快, 1小时后混凝土坍落度损失30%。 (3) 经过试验室检测, 配重混凝土的28天强度均达到设计要求, 能够满足设计和使用的要求。 (4) 原因分析:由于2#铁砂吸水是一个缓慢过程, 在混凝土出盘后仍在吸水, 致使刚出盘混凝士单方用水量相应增加, 从而使混凝土内砂浆含水量大、容重低而导致出机混凝土容重降低。随着水分被集料吸收, 混凝土体积减小, 相应的容重增加并达到了设计要求。现场搅拌施工的时间控制在一小时之内, 因此我们配制的重混凝土完全可以满足使用的要求。在原材料准备过程中, 对吸水性较大的2#集料进行预先吸水, 可以避免上述问题在施工过程中出现。由于配重混凝土具有密实的内部结构和1#铁砂较高的硬度, 因此具有较高的强度。 (5) 由于1#配比中精铁粉的成本偏高, 从经济性考虑, 密度不用精铁粉也可以大于3t/m3, 所以不考虑使用1#配合比。
5 工程应用
在实际施工过程中, 根据以上研究采用2#配比, 水173kg、水泥550kg、1#铁砂850kg、2#铁砂1030kg、普通中砂420kg、HPT减水剂7.42kg。由于施工单位准备充分, 施工工艺及配合比设计合理, 每次施工过程都非常顺利, 混凝体工作性优异, 和易性好、不离析、不泌水、粘聚性好但不板结, 易于振捣, 成型, 各项指标均达到设计和使用要求, 结果评定为合格。
结语
以体积计算法和多组分混凝土强度理论作为设计计算依据, 用钢厂废料 (铁渣) 做为配重细集料、1#铁砂为配重粗集料、普通河沙调整和易性、水泥为胶结材, 使用高效减水剂, 可以配制出用于桥梁压重用的大于3000kg/m3C50配重混凝土, 并取得了良好的技术经济效果, 该设计同时考虑了混凝土的容重、强度和工作性, 解决了桥梁配重混凝土技术难题, 由于各种材料用量合理, 既提高了混凝土的综合性能又大大降低了生产成本, 为混凝土生产企业配重混凝土生产提供了一定的技术经验。
参考文献
吊管机配重自动调整系统 第4篇
在我国“西气东输”管道工程建设中,需要吊装机械进行管道吊装作业。管道吊装任务繁重,使用起重机吊装管道效率太低,不能适应恶劣、复杂工况;工程机械制造厂家采用推土机改装的吊管机,由于驾驶员经验不足以及吊管机本身存在缺陷,容易造成吊管机侧翻、辅助工作人员受伤等安全事故。我们通过观察,发现吊管机存在以下3个缺陷:
一是吊钩先导手柄和配重先导手柄由2只手柄操作,难以实现配重与吊钩的同步操纵。
二是吊管机配重在任何位置,其卷扬机构均可进行最大起重质量的起吊。
三是吊管机自由落钩时,其操作人员和辅助工作人员没有视觉和听觉警告,容易造成人员伤害因此,我们为吊管机设置了配重自动调整系统,可提高管道吊装效率,避免发生安全事故。
2.系统结构和原理
(1)结构
吊管机配重自动调整系统主要由配重回位模式开关1、自由落钩报警模式开关2、报警灯3、自由落钩开关4、延时开关5、蜂鸣器6、配重控制阀7、电比例溢流阀8、自由落钩电磁阀9、配重先导电比例阀10、配重机构伸出开关11、配重机构收回开关12、配重缸行程传感器13、吊钩卷扬传感器14、配重机构伸出模式开关15、电比例溢流阀模式开关16等组成,如附图所示。
其中控制器用于起质量参数设定,检测、控制,并进行报警。
(2)原理
配重先导手柄将配重伸出开关11和配重收回开关12集成到吊钩先导手柄上,这样操作人员按下先导手柄上的配重伸出开关11或配重收回开关12按钮,使配重先导电比例阀10得电,先导压力油推动配重先导电比例阀10和控制配重控制阀7换向,使配重机构伸出或靠近吊管机底盘,从而实现配重机构的伸出、收回调整。
1.自由落钩模式开关2.自由落钩报警模式开关3.报警灯4.自由落钩开关5.延时开关6.蜂鸣器7.配重控制阀8.电比例溢流阀9.自由落钩电磁阀10.配重先导电比例阀1 1.配重伸出开关12.配重收回开关13.吊钩卷扬传感器14配重缸行程传感器15配重伸出模式开关16电比例溢流阀模式开关
起吊质量控制在吊管机起吊卷扬机液压系统上并连了电比例溢流阀8,电比例溢流阀8由控制器控制,实现起吊质量与配重伸出距离的匹配。
吊装作业前操作人员在控制器内设定配重质量、配重缸行程对应最大起重量电比例溢流阀8压力、电流的数据。当操作人员操纵吊管机进行吊装作业时,如果操作人员忘记配重质量和配重缸行程的调整,就进行吊装作业,此时配重缸行程传感器14就会给控制器油缸行程信号,控制器经过分析后给电比例溢流阀8控制电流,卷扬机承受的最大起重量。当起吊质量超过控制器设定的最大起重量时,电比例溢流阀8按照控制电流卸荷。控制吊钩卷扬机无法做起吊动作。
无论操作人员如何调整配重,配重无论在什么位置,控制器内都存有对应的起重量。吊装作业时,吊钩卷扬传感器13将起吊质量信号传给控制器,控制器立即做出反应,使自由落钩报警模式开关2得电,报警灯3打开,蜂鸣器6响起。给操作人员视觉和听觉提示,这时操作人员就知道配重没有调整到位,进行配重调整,确保吊装的安全平稳。
自由落钩保护功能当起重作业需要自由落钩时,配重量与起重量必须符合控制器设定的数值,方可自由落钩。如果配重量没有达到控制器设定的数值最大值,这时操作人员按自由落钩开关4,自由落钩没有动作。这时配重缸行程传感器14会给控制器配重缸行程信号,控制器经过分析,让配重机构伸出模式开关15闭合,使配重先导电比例阀10得电,先导油通过配重先导电比例阀10,控制配重控制阀7,实现配重机构远离底盘装置,从而把配重缸的行程调整到最大值,即配重达到最大。配重调整后,配重缸行程传感器14给控制器配重缸行程最大值信号,这时控制器才使自由落钩模式开关1得电。
同时,控制器发出的电信号,通过延时开关5使报警灯3打开、蜂鸣器6响起,并延时数秒,给周围辅助工作人员视觉和听觉上的警告之后。自由落钩电磁阀9才得电,自由落钩开始动作。
3.使用效果
经使用,该配重自动调整系统使吊管机在以下3方面取得明显成效:
一是将配重先导手柄集成到吊钩吊杆先导手柄上,操作人员按集成到吊钩吊杆先导手柄上的按钮即可,使操作方便、舒适、不易疲劳。
二是操作人员调整配重时就决定了此配重下的最大起重量,从而保证了起吊作业在绝对安全、平稳的状态下工作。
悬臂浇筑连续梁桥合龙配重设置简析 第5篇
合龙是悬臂浇筑连续梁桥施工中的关键环节, 关系着桥梁整体质量的好坏, 而配重是合龙施工中关键步骤, 但它不被工程技术人员重视, 甚至被忽视。本文主要对合龙配重做简单介绍, 并引入工程实例, 具体介绍悬臂浇筑连续梁桥合龙配重的计算及设置。
2 合龙配重的介绍
2.1 合龙配重的概念
合龙配重指悬臂浇筑施工的桥梁合龙时, 用来防止梁体的扰动、调整梁体的标高与桥梁的后期应力等而施加在桥梁上的重物。
合龙配重可分为两部分: (1) 用来防止量体挠动与平衡合龙段重量 (包括模板) 1/2的基本配重; (2) 根据需要用来适当调节梁体变形、标高及应力等因素的附加配重。
2.2 合龙配重的计算方法
2.2.1 等重量配重法
即在混凝土浇注前, 悬臂梁两端施加与合龙段混凝土重量 (包括模板) 1/2的基本配重, 在浇筑混凝土过程中, 等量卸载基本配种, 来保持梁体平衡, 加载与卸载都对称于梁轴线。此法配种重量容易计算, 但相对于其它两种方法, 此法产生的挠度较大, 加载的位置也不容易确定。
2.2.2 等弯矩配重法
等弯矩配重法就是利用悬臂端部所受的力对墩顶的弯矩等于配重对墩顶的弯矩原理尽而确定配重。该方法容易计算, , 加载位置也比较明确, 对合龙段两端产生的扰动介于其它两种方法之间。
2.2.3 等位移配重法
等位移配重法就是通过建立理论模型, 计算出配重大小及位置, 尽而在浇筑合龙段混凝土时, 保持合龙段两端不发生扰动。该法严格控制了合龙段浇筑过程中挠度的变化, 加载位置也比较明确, 但不易计算。
3 以綦江河大桥实例具体分析
綦江河大桥主桥采用73+130+73米连续梁, 主桥桥墩为1#、2#桥墩, 箱梁0号段长度8米, 每个主墩“T”构纵向桥划分18个对称梁段。全桥共两个边跨合龙段和一个中跨合龙段, 梁长2.0m, 合龙段梁段混凝土体积21.3m3。边跨合龙段施工采用满堂支架施工, 中跨合龙段采用2#墩挂篮进行施工。綦江河大桥1#、2#墩挂篮总重量均为64.0t, 底模及侧模模板重量为7.8t。此例以等弯矩配重法来计算。
3.1 边跨合龙
3.1.1 1#墩边跨
合龙前将挂篮拆除, 为保持悬臂端因挂篮拆除而导致上挠, 应在挂篮拆除后立即在中、边跨16#节段设置附加配重, 保持悬臂端标高稳定。注意, 该配重的作用是代替挂篮对全桥的受力影响, 必须保持配重恒定, 在合龙段浇筑时不予卸载, 施工完成后与挂篮一起撤除。合龙时还须在15#节段上设置对合龙段混凝土的基本配重, 该部分配重随混凝土浇筑而均匀卸载, 17#节段预留施工区间, 18#节段为合龙段。
根据弯矩平衡原则, 基本配重=21.3/2×2.6×64.0/58.0=30.55 (设置在1#墩边跨15#节段) , 附加配重根据梁体变形、标高、及应力等因素适当调节。
3.1.2 2#墩边跨
合龙前将中跨、边跨挂篮对称退至12~14#节段, 配重: (1) 平衡合龙段重量 (包括模板) 1/2的基本配重; (2) 根据需要用来适当调节梁体变形、标高及应力等因素的附加配重。基本配重设在15#节段, 附加配重设置在16#节段, 挂篮建议退至14#节段。
根据弯矩平衡原则, 基本配重=21.3/2×2.6×64.0/58.0=30.55 (设置在2#墩边跨15#节段) , 附加配重根据梁体变形、标高、及应力等因素适当调节。
3.2 中跨合龙
中跨合龙时会把2#墩后退的挂篮移动到中跨, 合龙段模板由2#墩底模和侧模组成, 两端分别锚固在1、2#墩的17#节段上, 合龙段重量由两边共同承担, 其中, 基本配重设在15#节段, 附加配重设置在16#节段。
根据弯矩平衡原则, 基本配重= (21.3/2×2.6+7.8/2) ×64.058.0=34.86t (设置在1、2#墩中跨的15#节段上) , 其中, 附加配重根据梁体变形、标高、及应力等因素适当调节。
3.3 注意事项
(1) 配重设置重量、位置应准确到位, 加载、卸载按步骤进行, 保证桥体受力平衡; (2) 在横桥向, 配重加卸载应沿横桥向均衡布置; (3) 边跨配重与中跨配重一般应同时同步施加; (4) 桥面尽量不要堆放过多杂物, 避免影响梁体受力和悬臂端位移。
4 结束语
本文详细阐述了悬臂浇筑连续梁桥合龙配重的概念、分类及计算方法, 并以工程实例为背景详细介绍了合龙过程中具体的计算及配重的设置。本文对配重计算方法的阐述, 适用于其它悬臂浇筑施工的桥型, 供广大工程技术同仁参考。
参考文献
[1]张新志, 张永水等.预应力混凝土连续刚构桥中跨合龙段配重方法探讨[J].施工技术, 2008 (2) :90.
[2]张谢东, 詹昊, 舒洪波等.大跨度预应力混凝土连续梁桥合龙施工技术研究[J].桥梁建设, 2005 (2) :64.
[3]朱世峰.多跨连续刚构桥结构线形控制与合龙技术研究[D].重庆交通大学, 2008.
配重设计 第6篇
为了检验新型飞机重心位置是否满足设计要求和得到新型飞机重心的准确使用范围, 必须通过飞行试验进行验证。在飞行试验中, 常常采用水配重来实现对飞机重心的调控。水配重罐体能否满足安全使用要求, 是飞行试验顺利进行的先决条件。在设计水配重罐体的过程中, 多数是依据经验数据及类比等方法进行设计, 这会造成罐体强度不足或出现安全系数过大而浪费材料的情况。本文通过使用Patran对水配重罐体进行有限元分析, 验证原设计的可行性。并提出带加强筋形式的水配重罐体, 验证加强筋可有效提高水配重罐体的静力性能。
1 模型的建立
1.1 几何模型
原设计的水配重罐体如图1所示, 包括注水罐、筒形支柱和连接底板。注水罐直径为800 mm, 高为1200 mm, 壁厚为2 mm, 最大充装质量为600 kg, 注水罐通过壁厚为2 mm的筒形支柱和连接底板安装在机体上。整个水配重罐体采用不锈钢1Cr18Ni9Ti, 抗拉强度为600 MPa, 伸长率为40%, 弹性模量为200 GPa, 泊松比为0.3。
为保证水配重罐体能安全使用, 先通过有限元分析软件对其进行强度分析。
1.2 单元选择及划分网格
在真实反映该水配重罐体主要力学特性的前提下, 尽可能地选取较少的节点和单元, 建立罐体的有限元模型。水配重罐体随飞机作机动过载运动时, 注水罐在罐内水的冲击下, 将受到拉力、弯矩和剪力等作用, 因此, 选用shell板壳单元建模, 能够很好地模拟注水罐复杂的受力情况, 大大提高计算精度和速度。
进行曲面网格划分经常选用三角形单元或四边形单元, 但由于四边形单元的精确度要高于三角形单元, 因此, 曲面网格划分经常采用四边形单元。为了保证计算精度, 四边形单元长宽比不应太大, 四角不应出现尖角或平角。该水配重罐体网格划分时选用四边形单元, 采用mesh seed网格种子对网格疏密进行控制。水配重罐体有限元模型如图2所示。
1.3 设置边界条件
飞机作航向机动过载运动时水配重罐体承受载荷最大, 最容易发生结构破坏。本文将与机体连接的底板设置为固定约束, 对注水灌内表面施加净水压力载荷, 并施加航向惯性载荷。
2 结果分析
经有限元分析得到水配重罐体变形、应力云图如图3所示。
由有限元分析结果可知, 水配重罐体最大变形量为8.04 mm, 位置在注水灌壁, 筒形支柱比较稳定, 变形为零。水配重罐体最大应力为873 MPa, 位置在注水灌底部与筒形支柱连接处, 大于材料抗拉强度600 MPa;水配重罐体结构发生破坏。
根据分析结果, 对原设计进行改进, 在注水灌壁增加圆弧形加强筋, 在注水灌底部与筒形支柱连接处增加纵向加强筋。改进模型如图4所示。
对改进模型进行相同的网格划分和边界条件设定, 改进型水配重罐体有限元分析的变形、应力云图如图5所示。由图可知水配重罐体最大变形量为4.29 mm, 位置在注水灌壁, 筒形支柱比较稳定, 变形为零。水配重罐体最大应力为512 MPa, 位置在注水灌底部与筒形支柱连接处, 小于材料抗拉强度600 MPa。
3结论
基于有限元分析的水配重罐体研究, 验证了原设计不满足安全使用要求。通过在注水灌壁增加圆弧形加强筋、在注水灌底部与筒形支柱连接处增加纵向加强筋, 明显提高了水配重罐体的静力性能, 使其满足安全使用要求, 并提高了材料的利用率。
参考文献
[1]游立.CATIAN V5曲面设计从入门到精通[M].北京:电子工业出版社, 2006.
浅谈履带起重机的超起配重 第7篇
当前国内中大吨位履带起重机超起配重的设计还处于初级阶段,超起配重的结构型式有多种,主要的型式是悬浮式超起配重。
1 悬浮式超起配重的主要结构型式
根据提升方式的不同,超起配重的结构型式会有一些差异,目前主要有3种常见的超起配重。
1)提升油缸放在配重托架上的超起配重这种超起配重的组成如图2所示,主要有托架、离地限位装置、提升支架、配重块、梯子等,在设计过程中要合理分配两边和中间配重块的质量,使整个超起配重的重心尽量低,并且两旁的配重块数要相等,以便在配重提升时保持水平平衡。
1-托架;2-离地限位装置;3-提升支架;4-配重块1;5-配重块2;6-梯子
2)提升油缸连接在配重拉板上的超起配重此种超起配重将垂直提升油缸放置在拉板上,这种结构型式如图3所示。
3)无提升油缸的超起配重无提升油缸的超起配重主要依靠变形协调来实现超起配重的垂直离地,通过超起桅杆的角度来调节超起配重的幅度。如图4所示,它的主要特点是具有一个可调节长度的拉板,以适应不同超起配重幅度的需要,在托架的两侧及中间放置不同的配重。
1—配重托盘;2—提升拉板;3—配重块;4—配重拉绳;5—销轴;6—弹簧卡;7—提升油缸;8—超起配重拉板;9—超起桅杆
1-托架结构;2-离地限位装置;3-单拉板;4-可调长度拉板;5-双拉板;6-水平拉索
2 悬浮式超起配重的安装步骤
2.1 安装前工作
超起配重安装前须完成如下的安装工作:桅杆和超起桅杆已经安装完毕并达到预定工作角度;超起桅杆拉板已经安装完毕并锁死;配重托盘已经组装完毕,连接处用销轴连接并弹簧卡锁死。
2.2 超起配重安装步骤
在确保上述操作正确下进行如下的操作。
1)超起配重托盘的放置将辅助起重机连接到超起配重托盘的吊点处。将超起配重托盘移动至托盘连接幅度处(相对于起重机回转中心)并对齐,要求托盘连接幅度略小于配重工作幅度。这样放置的目的是保证拉绳、配重托盘与转台铰耳能够方便地连接。
2)连接超起配重托盘与拉板将超起桅杆调整至工作位置;启动配重提升油缸,将油缸伸长至适当位置处;摆动超起桅杆拉板,将拉板与超起配重托盘等用销轴连接并弹簧卡锁死(注意:摆动超起桅杆后拉板时要借助辅助梯子,梯子高度不低于6m);将提升液压缸缩回并缓缓将配重托盘提起至工作位置;调整提升液压缸使配重托盘保持水平;两提升液压缸的压力差要尽量小。
3)安装配重块用辅助起重机将配重块置于超起配重托盘上,超起配重托盘放置在地面上。在保证超起配重重量的前提下,配重块尽量放置在超起配重托盘中间位置。配重块重心高度和配重块堆叠高度不能超过极限值,如果对此不加注意,配重托盘倾覆的危险会大大增加。堆叠的配重块与提升油缸之间的最小距离不得小于220mm,如果对此不加注意,提升油缸被损坏的危险会大大增加。在安装和拆卸配重块时,超起配重托盘必须保持水平,必须保证配重块相对于超起配重托盘的长轴对称。配重块安装好后,超起配重托盘两侧重量必须相等,配重块必须固定并锁死,以防滑落。
4)用提升油缸提起和落下超起配重提升和落下超起配重过程中,必须始终保持超起配重托盘处于水平状态;如果超起配重偏离中心位置,用左右液压缸停止键调节超起配重托盘使其保持水平状态。在提升及放低过程中,必须确保两侧配重拉管受力差别不致过大,如果两侧拉板受力差别过大,电气控制系统将显示受力并发出报警。如图5所示,当离地限位机构的托辊在地面上(处于X位置)时,离地接触开关就被激活,履带起重机的“转台回转”和“履带行走”作用被锁住。当离地限位开关处于Y位置时,超起配重完全离地,离地接触开关断开,履带起重机可以进行“转台回转”和“履带行走”等操作。起重机操作人员必须确定当超起配重置于地面,地面接触开关起作用,起重机“转台回转”、“履带行走”等动作被切断。如果不重视这一点,发生事故的可能性将会增加。
3 超起配重的过载安全系统
超起配重的使用直接影响超起桅杆及超起配重的拉板受力,从而影响吊臂系统的受力分布及履带起重机的整体稳定性,超起配重操作不当会造成严重的事故,因此超起配重的过载安全系统显得尤为重要。超起桅杆的受力情况如图6所示。
3.1 确定工作模式下有超起配重时的受力
在各种工作模式下,有超起配重时,载荷分布到超起桅杆头部(F3)、桅杆(F1)及超起配重的拉板(F2)上。
1)超起桅杆头部至桅杆之间拉板受力F1从桅杆至超起桅杆头部拉板所受的力F1(测试点1)通过测力盒确定,并以合力型式显示在力矩限制器上。F1的利用情况由作用力F2与力F3大小决定,此值通过一个利用直方图显示在力矩限制器上。
2)超起配重至超起桅杆头部之间拉板受力F2 F2通过安装在提升油缸上的压力传感器计算所得,并以力的形式显示在力矩限制内的显示屏上。通过各个拉板的受力计算,便可确定超起配重的向上牵引力的大小,从而确定超起配重的利用情况,此值通过利用直方图显示在力矩限制器的显示屏上。
3)监视起重配重利用率和F1最小值如果超起配重利用率超过50%,并且F1低于最小值时,所有使起重机有危险趋势的运动都将停止;(F1最小值=N×F绳;其中N为变幅倍率,F绳为单绳拉力的最小值,次值大小约为10kN),如果超起配重利用率超过90%,则禁止低于F1最小值。否则,超起配重可能会在松弛的F1值及超起配重拉板处由于载荷减小而突然离开地面,从而造成吊臂系统突然后移。这可能会作用于提升油缸并造成油缸过载,有损坏提升油缸、吊臂及桅杆的危险。这也将造成载荷剧烈摇晃,从而可能会损坏吊臂及起重机。纠正措施:通过配重提升油缸将悬吊式超起配重降至地面;或者减小配重块承载,从而减小超起配重利用率,并增大F1值的载荷。
3.2 工作模式下有超起配重时的过载监视
在工作模式下有超起配重时,起重机超起配重的最大载荷的监视包含两部分:通过力矩限制器过载安全系统监视最大载荷;通过超起配重过载安全系统监视F1最大值,显示在电气控制系统上。(F1最大=N×F′绳;F′绳为单绳拉力的最大值,此值大小由所选取的减速机决定)。在90%F1状态下,系统将预先发出报警,电气控制系统显示器上显示警告符号并发出警告声;在100%F1状态下,所有使起重机有危险趋势的运动都将停止,并且电气控制系统显示器上显示停止符号,并发出声音报警声。
4 结论
配重设计 第8篇
本文以某框架结构为原型, 对其进行了完全配重模型设计, 运用有限元软件对原型和模型进行了地震作用下结构的时程分析, 根据分析结果, 从理论上研究了原型和完全配重模型在弹性阶段和弹塑性阶段的相似性, 得出了一些有意义的结论。
1 模型设计
1.1 原型结构
原结构为钢筋混凝土纯框架结构, 4层, 首层层高5 m, 其余各层层高4 m;柱距为8 m;工程抗震设防烈度为7度 (0.1g) , 丙类建筑, 设计地震分组为第一组, 场地类别为Ⅱ类;柱子截面尺寸为500 mm×500 mm;主梁截面尺寸分别为250 mm×700 mm, 300 mm×800 mm;楼板厚度120 mm;混凝土强度等级为C25。
1.2 模型和原型的相似常数
确定相似常数的方法有方程式分析法和量纲分析法。本文根据量纲分析法和相似定理确定的各相似常数的计算式如表1所示, 这与文献[2]里面的结果是相一致的。根据实验室条件, 确定长度相似常数为1/10;实验室可实现的混凝土弹性模量相似常数[3]为1/5~1/3, 初步确定弹性模量相似常数为1/5;模型材料采用微粒混凝土, 取密度相似常数为1。根据表1可计算出竖向压应变相似常数Sε=1/2。进行振动台试验时, 应使Sε=1。为此, 需在模型上设置一定的附加质量 (配重) 以满足Sε=1的要求, 这种模型称为完全配重模型。
1.3 相似常数的修正
设置了附加质量的模型称之为配重模型。假设模型上的附加质量为Mma, 则平均密度相似常数, 其中, Mm为未施加配重的模型质量;Mp为原型质量。取, 按表1重新计算各物理量的相似常数即完成相似常数的修正。
对于本文4层框架结构, Mp=330 t, Mm=0.33 t。在Sε=1时, Mma=0.33 t。完全配重模型的附加质量为0.33 t, 其相似常数如表2所示。完全配重模型记作MD, 原型记作YD。
2 时程分析
运用有限元分析软件对YD和MD分别进行了弹性时程分析和弹塑性时程分析。
2.1 弹性时程分析
弹性时程分析采用的地震波:EL-Centro波、兰州人工波3 (Lan Z3) 和Taft波, 将波的最大加速度幅值调至相当于原型7度 (0.1g) 多遇烈度下的加速度值35 gal, 沿X向输入地震波。
1) 结构模态分析。表3为MD和YD的自振周期。按照相似关系由MD自振周期推出YD自振周期值, 其大小与YD自振周期的计算值相差不超过0.1%;振型描述表明MD的振型可以真实地模拟YD的振型。在弹性阶段, 完全配重模型可以很好地再现原型结构的振动特性。
s
2) 结构位移反应。结构各层最大位移反应如表4所示。
m/s2
将表4中原型反推值分别与计算值作比较, 不难得出各反应值的误差。其中在Lan Z3地震波作用下第2层位移反应值的误差最大为0.57%。图1为原型和完全配重模型在7度多遇烈度地震作用下的顶层X向位移时程曲线, 同一地震波作用下位移时程曲线的形状完全相同, 横轴为时间轴, 纵轴为位移轴。将MD曲线上各点的横坐标按相似关系放大3.165倍, 纵坐标按相似关系放大10倍, 所得的曲线正好与YD曲线相对应。
2.2 弹塑性时程分析
弹塑性时程分析采用的地震波:EL-Centro波和Taft波, 将波的最大加速度幅值调至相当于原型7度 (0.1g) 罕遇烈度下的加速度值220 gal。根据弹塑性时程分析的结果来研究原型和完全配重模型的塑性铰形成机制。图2为原型建模示意图。
2.2.1 框架塑性铰的属性
框架塑性铰[4]的力—变形特性如图3所示。点B代表铰的屈服。A点和B点之间铰没有变形发生, 所有弹性变形在框架单元内发生。点C代表开始失去承载力。点IO, LS和CP代表铰的能力水平, 分别对应于直接使用、生命安全和防止倒塌。
2.2.2 EL-Centro地震波作用下
原型结构:选取 (0 s~7.0 s) EL-Centro波进行时程分析。图4为不同时刻塑性铰的分布图。塑性铰均处于B—IO阶段。
模型结构:按照弹性阶段的时间相似常数对 (0 s~7.0 s) EL-Centro波压缩后进行时程分析, 压缩后地震波时长2.2 s。图5为不同时刻塑性铰的分布图。塑性铰均处于B—IO阶段。
2.2.3 Taft地震波作用下
原型结构:选取 (0 s~10.0 s) Taft波进行时程分析。图6为不同时刻塑性铰的分布图。塑性铰均处于B—IO阶段。
模型结构:按照弹性阶段的时间相似常数对 (0 s~10.0 s) Taft波压缩后进行时程分析, 压缩后地震波时长3.2 s。图7为不同时刻塑性铰的分布图。塑性铰均处于B—IO阶段。
根据弹塑性时程分析的结果可知:结构进入弹塑性阶段后, 模型和原型塑性铰出现的时刻不再满足弹性阶段的时间相似常数;需对弹性阶段的相似常数进行修正后方可用于模型弹塑性地震反应向原型地震反应的推导。针对于不同的地震波, 模型和原型在弹塑性阶段的相似程度有所差异。在EL-Centro地震波作用下, 模型可以很好的模拟原型梁端塑性铰的形成机制;在Taft地震波作用下, 模型基本上能模拟原型梁端的塑性铰。
3 结语
根据原型和完全配重模型时程分析的结果, 可以得出以下结论:
1) 在弹性阶段, 完全配重模型可以很好的模拟原型结构的地震反应。2) 在弹塑性阶段, 需对模型和原型弹性相似常数进行修正方可用于模型弹塑性地震反应向原型地震反应的推导。3) 完全配重模型在弹塑性阶段可以较为准确地模拟原型结构的破坏状态;振动台试验时, 应结合理论分析根据弹塑性试验结果确定原结构的抗震性能。
摘要：对某框架结构依据相似理论进行了完全配重模型设计, 运用有限元分析软件对原型和模型进行了时程分析, 研究了完全配重模型和原型的相似性, 得出了一些有参考价值的结论。
关键词：完全配重模型,原型,时程分析
参考文献
[1]杨旭东.振动台模型试验若干问题的研究[D].北京:中国建筑科学研究院, 2005:5-7.
[2]李忠献.工程结构试验理论与技术[M].天津:天津大学出版社, 2003:28-46.
[3]周颖, 卢文胜, 吕西林.模拟地震振动台模型实用设计方法[J].结构工程师, 2003 (3) :31-33.