TBM刀具设计中围岩力学参数的选择

第20卷第2期岩石力学与工程学报20(2):230~234 2001年3月Chine se Jour nal of Rock Mechanics and Engineer ing Mar ch,2001

TBM刀具设计中围岩力学参数的选择*

徐则民黄润秋张倬元

(成都理工学院工程地质研究所成都610059)

摘要围岩力学特性是隧道掘进机)))TBM刀具设计中必须考虑的重要因素,而且这一因素也直接关系到TBM的总体设计及选用TBM施工的可行性。选择以单轴抗压强度为核心的参数系统作为刀具设计依据是不完善的。TBM 掘进过程中,刀具正下方因承受纵向压力而下陷,刀具两侧附近岩石由于受到平行掌子面的挤压而隆起。岩石下陷和隆起的同时,其内部出现张性或张剪性破裂面。当相临刀具诱发的隆起区重叠时,岩石便以碎块的形式脱离掌子面。在刀具荷载作用下,掌子面上两点之间的相对位移越大,对掘进越有利,而不同点之间的相对位移受岩石泊松比L和弹性模量E的控制。较大的L、较小的E对TBM掘进是有利的。除了单轴抗压强度外,刀具设计还应综合考虑变形参数L和E。

关键词TBM,刀具设计,围岩力学参数,单轴抗压强度,泊松比,弹性模量

分类号TU451文献标识码A文章编号100026915(2001)022*******

1引言

由装有刀具的刀盘、刀盘旋转驱动装置和刀盘纵向推进装置组成的掘进系统是庞大的工厂化TBM 综合体中最重要的部分,而掘进系统中的刀具,也称为盘形(碟形)刀具(刀圈、滚刀),作为TBM的破岩工具,则是TBM中最重要、最关键的部件。TBM是否可以充分发挥其高效能、低成本的优势,很大程度上取决于刀具的质量以及其是否符合所掘进的隧道。

目前的TBM一般都由厂商根据甲方提供或由厂商亲自测定的围岩参数为甲方特制,设计中考虑的围岩参数包括岩石强度(抗压、抗拉和剪切强度)和耐摩性能等。尽管有多个指标,但在刀具设计中,甚至是在比较T BM的掘进业绩或在T BM与钻爆法之间作出选择时,最常考虑的因素一般都是单轴抗压强度[1~3],有时加上一个反映岩石耐磨性能的石英含量[4~6]。

单轴抗压强度(UCS)是在无围压(R2=R3=0)而单向加压(R1)情况下获得的一个岩石强度参数,岩石的破坏方式为张裂、剪裂或张2剪复合型破裂。如果以岩石的单轴抗压强度为依据设计刀具,那么刀具破岩的理想条件是掌子面上有走向平行隧道轴向的节理发育,即隧道轴线方向存在由节理构成的一系列临空面。节理之间的岩块,在刀具荷载的作用下,形成张性或张剪性裂隙,并向临空面方向膨胀。所有刀具共同作用的结果是在刀具以下一定深度范围内的岩石,在既有节理的基础上,形成密集的裂隙带,并逐渐脱离掌子面。

掌子面上发育与隧道轴线走向一致的节理系统的情况是存在的,但几率却是不大的。如果既有节理系统与隧道轴线大角度相交、无节理或节理的开度很差,那么靠单轴压缩来破岩就很困难了,而这种情况在大埋深特长隧道中又是很常见的。因此,以岩石单轴抗压强度作为TBM刀具设计的主要依据是不完善的。

西康铁路秦岭特长隧道所用的TB880E型TBM 是德国Wirth公司专门为秦岭隧道特制的,TBM及刀具设计的主要依据是UCS和石英含量。根据设计和招标文件,秦岭北口第一段,即4.2km的片麻岩段岩石的抗压强度为78~137MPa、石英含量为20%~30%;Wirth公司保证在该区段内刀具的使用寿命达到180h,刀具消耗控制在439把以内。同时,中德T BM采购合同还规定,当岩石抗压强度为100 ~180MPa时,掘进速度为3.5m/h,在325MPa 时,掘进速度不小于1m/h。

1999年11月29日收到初稿,2000年2月17日收到修改稿。

*国家杰出青年科学基金(49525204)资助项目。

作者徐则民简介:男,37岁,博士,1988年毕业于长春地质学院水工系水文地质工程地质专业,现为教授,主要从事交通工程病害方面的研究工作。

T BM 于1998年1月19日进入北口,截至1998年6月25日,北口累计掘进长度为1.416km,平均月进度为236m,掘进速度一度降到0.36m/h;消耗刀具385把,比预计消耗多200把,是正常消耗的2.5倍[5,7]。显然,无论是刀具寿命还是掘进速度都远未达到合同要求,秦岭隧道北口TBM 施工是不正常的。

秦岭特长隧道北口施工中遇到的问题与T BM 刀具设计中过分依赖岩石的U CS 有关。图1表明T BM 掘进速度与岩石的干抗压强度并没有直接关系。掘进速度受到节理发育程度和节理发育方向的显著影响[5]。

秦岭隧道在T BM 施工中所遇到的问题表明,仅

仅依靠单轴抗压强度来设计刀具是不完善的。

图1 秦岭隧道TBM 掘进速度与UCS 的关系[5]

Fig.1 T he relation between face advance of TBM and UCS [5]

2 TBM 的破岩机理及刀具设计参数选

择

T BM 启动后,在强大的纵向推力作用下,刀具荷载将岩石挤压变形。随着刀盘的转动,逐渐形成以掌子面中心为圆心的一系列同心/刀辙0,如图2(a)

。

(a) (b)

图2 掘进过程中掌子面上的刀辙F ig.2 The cutter rut on the face

当岩石强度较高时,这些刀辙可能主要表现为

纵向位移,刀刃附近产生的粉渣很少,即刀圈几乎

没有真正切入岩石;当岩石强度较低时,刀刃附近岩石被粉碎,形成粉渣,这时刀圈切进到岩石中,如图2(b)。无论那一种情况,随着刀盘的不断转动,刀辙会越来越深。随着刀辙的加深,刀具两侧岩石中出现裂纹,而且裂纹数量越来越多,破裂范围也越来越大;当两把相临刀具之间的裂纹区重合时,它们之间的岩石就会以碎块的形式散落下来,如图3(b),刀盘上的铲斗会自动将石渣收集到主机皮带机上运出洞外。随着相临刀具间岩石碎块的连续散落,TBM 不断推进。

(a)理想的破岩状态

(b)最差的掘进状态

图3 TBM 的破岩机理Fig.3 The bor ing mechanism of TBM

上面讨论的是刀具破岩的理想状态,如图3(a)。当破岩情况不理想时,两个相临刀具之间的岩石不能及时形成碎块而脱落,刀具切入岩石内,掘出废渣的特征是岩粉多,岩块少。岩粉主要是刀具研磨作用产生的,因此,不仅掘进速度慢,而且刀具磨损也十分严重。秦岭北口就属于这种情况,当时的废渣中,粉渣含量竟高达40%[5]。

当TBM 处于掘进状态时,刀具除了对掌子面有垂直压力作用外,还有切向力,并伴有动力作用。刀具对掌子面垂直压力的大小取决于TBM 的最大推力和刀具数量,秦岭隧道所用T BM 的设计其最大推力为21000kN,刀具73把,每把刀具对掌子面的最大垂直推力约为288kN 。刀具与掌子面的接触面形状近似于椭圆形。

由于常用刀具最大厚度仅有80mm,刀口厚度仅有8mm,因此,可以假定刀具压力是以集中荷载的形式作用于掌子面。鉴于开挖断面一般都比较大,如秦岭隧道达60.8m 2,这种概化是合理的。

刀具对掌子面的切向力(Q )的大小与垂直压力p 和刀具与掌子面之间的附着系数k 有关。一般情况

231#第20卷第2期徐则民等.TBM 刀具设计中围岩力学参数的选择

下,Q 的最大值不会超过p 与k 的积,即

Q [kp

与垂直压力相比,水平力的量级相对较小,在紧急停机时,可能达到较高的量级。

T BM 掘进过程中自身的振动以及由于刀具行驶轨迹方向的岩性不均匀诱发的机器振动,都可能对掌子面带来冲击,而产生动荷载。

考虑到刀具对掌子面的垂直压力具有瞬时性,掌子面上任何一点受到垂直压力p 的作用时间都很短,岩石的变形不如静荷载那样充分,在以静荷载对待刀具垂直压力的情况下,可以忽略机器振动产生的动荷载作用。

应该说,T BM 掘进过程中,刀具以下岩石的受力状态是十分复杂的,但如果将所有的因素都考虑在内则很困难,因此,这里仅考虑刀具对掌子面的垂直压力,并将其概化为半无限平面体上的集中荷载(图4)

。

图4 掌子面上的集中力F ig.4 The centr alized force on the face

根据弹性半空间体理论,作用点下的径向应力(R r )分布为

R r =-2p P cos H

(1)

如果用直角坐标来表示,则式(1)变为

R x =-2p P x 3

(x 2+y 2)2(2)

R y =-2p P xy 2

(x 2+y 2)2

(3) 根据式(1),主应力轨迹为通过作用点的辐射线和以作用点为圆心的同心圆。当r 一定时,圆周上的

径向应力按cos H 分布,作用点正下方取得最大值;当H 一定时,任意一条辐射线上径向应力按双曲线分布。

根据式(2),在距离掌子面距离为a 的平面上,即x =a 时的垂直应力分布为

R x =-2p P a 3

(a 2+y 2)2(4)当y =0时,式(2)变为

R x =-2p P 1

(5)

式(4),(5)表明,当x =a ,y =0时,R x 取得最大值2p /P a ,然后向左右两边逐渐衰减;当y =0时,从作用点到深部,R x 以双曲线的形式衰减。

将式(3)对y 求导,有

d R x d y =-4p P xy (x 2-y 2

)(x 2+y 2)

3(6)

式(6)表明,当x =a 时,在y =0处,R y 取得极小值(根据式(3),y =0时,R y =0,这与实际情况不符,这与将刀具的分布荷载概化为集中荷载有关);

当|y |x 后,R y 单调降低。因此,在|y |=x 处(对于不同的a 值是在直线y =?x 上)处取得极大值。

令y =x ,从式(3)得到直线y =?x 上R y 的分布为

R y =-p 2P 1

(7)

式(7)表明,R y 在直线y =?x 上以双曲线的形式,

随着深度的加大急剧衰减。

根据上述分析,刀具附近的应力状态可以表示为图5的形式。刀具正下方主要承受垂直压应力,刀具两侧则主要承受平行于掌子面的压应力,破裂面应该以张性为主,同时伴有部分剪切结构面,尤其是刀具两侧。

图5 刀具附近的理论应力分布及应出现的破裂面F ig.5 The theoretical stress distribution and cr acks

TBM 刀具破岩,不仅与刀具附近的应力状态有关,更与刀具附近岩石的变形特性有关。根据弹性力学理论,刀具的垂直荷载在刀具附近引起的径向位移(u r )和切向位移(u H )可以表示为

u r =2p P E cos H ln h r -(1-L )p

P E

H sin H (8)u H =(1+L )p P E sin H -2p P E sin H ln h r -(1-L )p P E

H cos H

(9)式中:E ,L 分别为岩石的弹性模量和泊松比;H ,h,r 见图4。

由于将刀具荷载概化为集中荷载,所以不能求出掌子面的绝对纵向位移值,但是可由式(9)获得掌子面位移(D )分布的一般规律。在掌子面附近,sin H y 1,cos H y 0,并注意式(9)中位移是以H 增大方向

#232#岩石力学与工程学报 2001年

为正,而D 应以p 的作用方向为正,则由式(9)得D =-(1+L )P E p +2p P E ln h

(10) 在式(10)中,当r y 0时,D y ];当r y ]时,

D y -](这主要是集中荷载和半无限空间体假设所

引起的)。尽管这与实际的变形情况不符,但它所反映的在刀具荷载作用下岩石表面变形的总体趋势(图6)不仅与实际情况一致(图3(a)),而且符合前述的刀具附近的应力分布规律,即刀具以下及其附近,岩石因受压而内陷,刀具两侧一定范围内岩石因受

到平行于掌子面的挤压而外鼓。

图6 刀具附近岩石的变形趋势

Fig.6 The deforming tendency of the rock near the cutter

尽管用式(10)不能计算掌子面上某一点的绝对位移,但是,可以计算掌子面上距离刀具中心分别为r 1和r 2的两点之间的相对位移

D r 1r 2=2p

P E ln r 2r 1

(11)D r 1r 2=

3K (1-2L )ln

r 2r 1

(12)

式中:K 为岩石的体积弹性模量。式(12)表明,外载

一定时,两点之间的位移差值与岩石的L 成正比关系,L 越大相对位移越大。

根据前面的分析,刀具附近不同点之间的相对位移越大,岩石发生破碎的可能性越大,因此,较大的L 、较小的E 对TBM 掘进是有利的;当不同点之间的相对位移很小,或无相对位移时,对于破岩是不利的,这时掌子面范围内所有的点都有一个很小的位移,相当于整个掌子面受到一个均匀分布的纵向荷载。随着掘进时间的加长,刀具可能以缓慢的速度以刻槽的形式切进岩石,并产生大量岩粉(图3(b ))。产生这种现象的主要原因是岩石的L 过小、E 过大,这时,调整刀具的间距也许可以在一定程度上提高掘进速度。

3 结论

(1)围岩力学特性是TBM 刀具设计必须考虑的

重要因素,而且这一因素也直接关系到TBM 的总体设计及选用TBM 施工的可行性。因此,选用合理的参数系统来描述隧道围岩的力学特性是重要的。(2)选择以单轴抗压强度为核心的参数系统作为硬岩TBM 刀具设计的依据是不完善的。它要求掌子面上发育有走向与隧道轴线平行的节理系统,或至少存在大致平行隧道轴线的临空面,同时,发育的节理还不能引起严重的围岩(块体)稳定性问题(对于开敞式T BM)。当这种条件不能满足时,如围岩中节理不发育或节理方向与隧道轴线大角度相交,将可能出现掘进业绩差、刀具磨损严重等情况。

(3)T BM 掘进过程中,刀具附近围岩承受刀具的垂直压力、切应力和动荷载的联合作用,但以来自推进系统的垂直压力为主。刀具正下方,主要承受与隧道轴线一致的压应力,刀具两侧则主要承受平行于掌子面的压应力。

(4)刀具附近岩石的破坏不仅与应力状态有关,更与岩石的变形特性有关。刀具正下方因承受压应

力而下陷,刀具两侧附近岩石则由于受到平行掌子面的挤压而隆起。岩石下陷和隆起的同时,其内部出现张性或张剪性破裂面,岩石整体性发生根本性变化。当相临刀具诱发的隆起区重叠时,岩石便以碎块的形式脱离掌子面。

(5)在刀具荷载作用下,掌子面上两点之间的相对位移越大,对于掘进越有利,而不同点之间的相

对位移受到岩石泊松比L 和弹性模量E 的直接控制。较大的L 、较小的E 对TBM 掘进是有利的。

综上所述,对于硬岩TBM,除了单轴抗压强度外,岩石的变形参数L 和E 也应成为刀具设计的主要依据。

参

考文献

1严金秀,王建宇,范文田.全断面隧道掘进机技术发展及应用现状[J].世界隧道,1998,(4):1~5

王建宇.我国隧道工程技术的新水平[A].见:铁道部建设司铁路隧道和地下工程科技信息中心.铁路工程建设科技动态报告文集)))铁路隧道及地下工程[C].成都:西南交通大学出版社,1995,1~2

3李典璜.西康铁路秦岭特长隧道建设和发展机遇[A].见:铁道部建设司铁路隧道和地下工程科技信息中心.铁路工程建设科技动态报告文集)))铁路隧道及地下工程[C].成都:西南交通大学出版社,1995,17~23

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李典璜,阎启汉.西康线秦岭特长隧道T B M 施工情况及问题探讨[J].岩石力学与工程学报,1999,18(增):31~35

THE MECHANICAL PARAMETERS OF SURROUNDING ROCKS

CONSIDERED IN TBM CUTTER DESIGN

Xu Zemin, H uang Runqiu, Zhang Zhuoyuan

(Engineer ing Geo logy I nstitute,Chengdu I nstitute of Techno lo gy, Chengdu 610059 China )

Abstr act The mechanical property of surrounding rocks is the important factor which must be considered in TBM cutter design.At the same time,the factor has a close relation to the overall design of TBM and the feasibility of excavating tunnels with TBM.It is not perfect to select the parameter system whose key parameter is unconfined compressive strength (UCS).In the boring process,the rocks below the cutter are exerted on by vertical compres 2sive stress and sink,and the rocks beside the cutter are compressed in the direction of face and swells.In the de 2formed rocks,the tensile or tensile 2shear cracks appear.When the swelling areas between two cutters are superim 2posed,the deformed rocks are separated from the face.Under the cutter load,the larger the relative displacement between two points in the face is,the more advantageous to boring it is.T he relative displacement is directly con 2trolled by elastic modulus (E )and poisson c s ratio (L ).To sum up,in addition to U CS,E and L should be taken into account in TBM cutter design.

Key words TBM,cutter design,mechanical parameters of surrounding rocks,unconfined compressive strength,Poisson c s ratio,elastic modulus

深层岩石力学及在石油工程中的应用学术讨论会

第一号通知

深层岩石力学及在石油工程中的应用学术讨论会暨中国岩石力学与工程学会深层岩石力学专业委员会2001年年会,将于2001年5月在安徽黄山召开。学术讨论会的主题为:(1)深层岩石力学的基础理论研究;(2)油气藏改造中的岩石力学问题;(3)深井、超深井钻井技术;(4)深部地应力测量与预测技术;(5)大位移井、多分支井中的岩石力学问题;(6)深井岩体的计算力学模型与应用;(7)石油工程岩石力学的软件开发;(8)岩石力学、岩石物理的实验技术;(9)环境岩石力学。

本次会议组织交流报告,会后将由专业学报出版会上交流的优秀论文。请参加学术交流的同志按正式出版格式打印文章,复印30份交大会会务组。

联系地址:北京市昌平区石油大学岩石力学室陈勉教授

邮编:102249

电话:01026974556623799

电子邮件:crml@https://www.360docs.net/doc/b212936444.html,

#234#岩石力学与工程学报 2001年

活塞设计说明书

汽油机活塞设计说明书：：

一、活塞设计要求活塞是曲柄连杆机构的重要零件，主要功用是承受燃烧气体压力和惯性力，并将燃烧气体压力通过活塞销传给连杆，推动曲轴旋转对外作功。此外，活塞又是燃烧室的组成部分。活塞是内燃机中工作条件最严酷的零件。作用于活塞上的气体压力和惯性力都是周期变化的，燃烧瞬时作用于活塞上的气体压力很高，如增压内燃机的最高燃烧压力可达14—16MPa。而且活塞还要承受在连杆倾斜位置时侧压力的周期性冲击作用，在气体压力、往复惯性力和侧压力的共同作用下，可能引起活塞变形，活塞销座开裂，活塞侧部磨损等。由此可见，活塞应有足够的强度和刚度，而且质量要轻。本次课程设计的目的是设计四冲程汽油机的活塞，根据某些现有发动机的参数，确定活塞直径D=73mm。二、活塞材料活塞材料常用灰铸铁和铝合金，然而由于铸铁材料密度大，产生的往复惯性力也很大，所以目前只用于大中型、低速柴油机上，故采用铝合金活塞。为了使活塞拥有较好的热导率、高温强度、可锻性以及较小的热膨胀系数，所以才用铝硅铜合金。三、活塞的结构设计活塞按部位不同可以分为顶部、头部和裙部。

1.活塞顶部设计活塞顶部形状对于四冲程内燃机取决于燃烧室形状，一般有平顶、凸顶和凹顶，此处选用平顶活塞。活塞顶的厚度δ是根据强度、刚度及散热条件来确定，在满足强度的条件下δ值尽量取小。对于铝合金材料的活塞δ值，汽油机为（0.06~0.10）D,柴油机为（0.1~0.2）D。则：δ=（0.06~0.10）*73=（4.38~7.3）mm 取δ=5.00mm 2.活塞头部设计 2.1设计要求活塞头主要功用是承受气压力，并通过销座把它传给连杆，同时

隧道围岩分级及其主要力学参数

隧道围岩分级及其主要力学参数一、一般规定在公路勘察设计过程中，是根据周边岩体或土体的稳定特性进行围岩分级的。围岩分Ⅰ～Ⅵ级，由于每级间范围较大，施工阶段对Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ基本级别，再进行亚级划分。在公路隧道按土质特性和工程特性分：岩质围岩分级——Ⅰ～Ⅴ级；土质围岩分级Ⅳ～Ⅵ级。对岩质围岩和土质围岩分别采用不同的指标体系进行评定：岩质围岩基本指标为岩质的坚硬程度和完整程度，修正指标为地下水状态，主要软弱结构面产状及初始地应力状态。土质围岩分级指标体系宜根据土性差异而组成，粘土质围岩基本指标为潮湿程度。沙质土围岩基本指标为密实程度。修正指标潮湿程度。碎石土围岩基本指标为密实程度。至于膨胀土、冻土作为专门研究，这里暂不述。围岩分级指标体系中可用定性分析，也可用定量分析，但由于工地施工条件时间等因素，一般我们仅采用定性分析。下面我讲定性分析来确定围岩级别。 1、确定岩性及风化程度。 2、结构面发育，主要结构面结合程度，主要结构面类型，甚至产状倾角、走向结构面张开度，张裂隙。 3、水的状况涌水量等。二、岩石坚硬程度的定性划分 1、坚硬岩：锤击声清脆、震手、难击碎，有回弹感，浸水后大多无吸水反应，如微风化的花岗岩——正长岩，闪长岩，辉绿岩，玄

武岩，安山岩，片麻岩，石英片麻岩，硅质板岩，石英岩，硅质胶结的砾岩，石英砂岩，硅质石灰岩等等。 2、较坚硬岩：锤击声较清脆，有轻微回弹，稍震手，较难击碎，浸水后有轻微吸水反应。如未风化～微风化的熔结凝灰岩、大理岩、板岩、白云岩、石灰岩、钙质胶结的砂岩等。 3、较软岩：锤击声不清脆，无回弹，较易击碎，浸水后指甲可刻击印痕。如未风化～微风化的凝灰岩，砂质泥岩，泥灰岩，泥质砂岩，粉砂岩，页岩等。 4、软岩：锤击声哑，无回弹，有凹痕，多击碎，手可掰开。如强风化的坚硬岩，弱风化～强风化的较坚硬岩，弱分化的较软岩，未风化的泥岩等。 5、极软岩：锤击声哑，无回弹，有较深凹痕，手可捏碎，浸水后可捏成团，如全风化的各种岩类，各种半成岩。Rc——岩石单轴饱和抗压强度、定性质与岩石的对应关系，一般Rc＞60MPa——坚硬岩，Rc=60～30 MPa为较坚硬岩；Rc=3 0～15MPa为较软岩；Rc=15～5MPa 软岩；Rc＜5Mpa极软岩。也可用Rc=22.82Is(50)，Is(50)——岩石点荷载强度指数。这里不多说。三、岩质围岩的完整度的定性划分这是根据岩体的结构状况来定性划分 1、完整：节理裂隙，不发育，节理裂隙1-2组，平均间距>1.0m 层面结合好，一般。 2、较完整：节理裂隙，不发育，节理裂隙1-2组，平均间距1.0m

齿轮传动设计参数的选择

齿轮传动设计参数的选择： 1）压力角α的选择 2）小齿轮齿数Z1的选择 3）齿宽系数φd的选择齿轮传动的许用应力精度选择压力角α的选择由《机械原理》可知，增大压力角α，齿轮的齿厚及节点处的齿廓曲率半径亦皆随之增加，有利于提高齿轮传动的弯曲强度及接触强度。我国对一般用途的齿轮传动规定的压力角为α=20o。为增强航空有齿轮传动的弯曲强度及接触强度，我国航空齿轮传动标准还规定了α=25o的标准压力角。但增大压力角并不一定都对传动有利。对重合度接近2的高速齿轮传动，推荐采用齿顶高系数为1～1.2，压力角为16o～18o的齿轮，这样做可增加齿轮的柔性，降低噪声和动载荷。小齿轮齿数Z 1 的选择若保持齿轮传动的中心距α不变，增加齿数，除能增大重合度、改善传动的平稳性外，还可减小模数，降低齿高，因而减少金属切削量，节省制造费用。另外，降低齿高还能减小滑动速度，减少磨损及减小胶合的可能性。但模数小了，齿厚随之减薄，则要降低齿轮的弯曲强度。不过在一定的齿数范围内，尤其是当承载能力主要取决于齿面接触强度时，以齿数多一些为好。闭式齿轮传动一般转速较高，为了提高传动的平稳性，减小冲击振动，以齿数多一些为好，小一些为好，小齿轮的齿数可取为z 1 =20~40。开式（半开式）齿轮传动，由于轮齿主要为磨损失效，为使齿轮不致过小，故小齿轮不亦选用过多的齿数，一般可取z 1 =17~20。为使齿轮免于根切，对于α=20o的标准支持圆柱齿轮，应取z 1≥17。Z 2 =u·z 1 。齿宽系数φ d 的选择由齿轮的强度公式可知，轮齿越宽，承载能力也愈高，因而轮齿不宜过窄；但增大齿宽又会使齿面上的载荷分布更趋不均匀，故齿宽系数应取得适合。圆柱齿轮齿宽系数的荐用值列于下表。对于标准圆柱齿轮减速器，齿宽系数取为

隧道力学数值方法

第一章 1、隧道力学：是岩土力学的一个重要组成部分。其所采用的数值方法与结构物的周围环境、施工方法等因素息息相关。研究范围：隧道围岩的工程地质分级；隧道和地下结构物的静力分析和动力分析；现场测试和室内模型试验与数值方法的相互验证及参数获取；岩土物理力学性质和本构关系的研究 2、隧道与地下结构设计模型：经验法、收敛—约束法、结构力学法、连续介质法第二章相应减少，同时还能够保证较高的计算精度1、对原结构可采用不规则单元，真实模拟复杂的边界形状。2、建立一基准单元：通过简单变化，能代表各类曲边、曲面单元，且完全不影响单元的特性计算；或不规则单元变换为规则单元，从而容易构造位移模式。3、引入数值分析方法，对积分做近似计算。在基准单元上实现规则化的数值积分，可使用标准数值计算方案，形成统一程序。等参变换条件：如果坐标变换和未知函数（如位移）插值采用相同的节点，并且采用相同的插值函数。第三章 1.非线性问题：采用数值方法分析结构时，离散化后得到代数方程组：KU+F=0，当总刚度矩阵K 中的元素k ij 为常量时，所代表的的问题为线性问题，当k ij 为变量时，则式为非线性方程组，它所描述的问题为非线性问题。材料非线性：指的是当应力超过某一限值后，应力与应变的变化不成线性关系，但应变与位移的变化仍成线性关系。几何非线性：指的是当应变或应变速率超过某一限值以后，应变与位移的变化不成线性关系，但应力与应变的变化仍成线性关系。有些情况下，非线性问题即包括材料非线性又包括几何非线性的特征。 2.非线性问题的四种求解方法直接迭代法：① 给定初值0x 、计算精度； ② 用迭代格式()1k k x g x +=进行迭代计算； ③ 判断迭代结果是否满足收敛判据，如果满足，终止计算并输出结果，否则返回步骤②。特点：适用于求解很多场的问题，但不能保证迭代过程的收敛。牛顿法—切线刚度法：使用函数f(x ）的泰勒级数的前面几项来寻找方程f(x) = 0的根。其最大优点是在方程f(x) = 0的单根附近具有平方收敛。特点：如果初始试探解误差较大，则迭代过程也可能发散。只要初始刚度矩阵式对称的，则切线刚度矩阵将始终保持对称，而在大变形下割线刚度矩阵则不一定能保持这种对称性。修正的牛顿法—初始刚度法：每条线均为平行，均采用初始刚度，显然不用每次迭代都计算刚度矩阵，迭代次数增多，但计算时间不一定多。特点：对于材料应变软化以及体系中塑性区域发展范围较大的情况，采用初始刚度矩阵仍能取得迭代求解的收敛，而在这种情况下采用切线刚度法则难以甚至不能达到收敛。混合法该法为切线刚度法与初始刚度法联合使用的方法。为此必须采用增量加荷的方式，将总荷载分成几级，逐级加荷。在每一级荷载作用下采用一种初始刚度进行迭代运算，达到收敛后再施加下一级荷载，并采用新的切线刚度矩阵[]r K 进行迭代运算。 3.岩土材料的弹塑性应力应变关系即本构关系四个组成部分：1.屈服条件和破坏条件，确定材料是否塑性屈服和破坏。

岩石力学参数测试

3.2 侏罗系煤岩层物理力学性质测试 3.2.1试验仪器及原理本试验采用电子万能压力试验机(图3.24)对侏罗系、石炭系岩石试样进行抗压强度、抗拉强度以及抗剪强度的测定。 (a) 电子万能压力试验机 (b) 单轴抗压强度测试 (c) 抗拉强度测试 (d) 抗剪强度测试图3.24 岩石力学电子万能压力试验机及试验过程 (1) 岩石抗压强度测定：单轴抗压强度的测定：将采集的岩块试件放在压力试验机上，按规定的加载速度(0.1mm/min)加载至试件破坏。根据试件破坏时，施加的最大荷载P ，试件横断面A 便可计算出岩石的单轴抗压强度S 0，见式(3.1)。 S 0= P A (3.1) 一般表面单轴抗压强度测定值的分散性比较大，因此，为获得可靠的平均单轴抗压强度值，每组试件的数目至少为3块。 (2) 岩石抗拉强度的测定：做岩石抗拉试验时，将试件做成圆盘形放在压力机上进行压裂试验，试件受集中荷载的作用，见式(3.2)。

S t = 2P DT π (3.2) 式中：S t ——岩石抗拉强度 MPa ； P ——岩石试件断裂时的最大荷载，KN ； D ——岩石试件直径； T ——岩石试件厚度。为使抗拉强度值较准确，每种岩石试件数目至少3块。 (3) 岩石抗剪强度测定：将岩石试件放在两个钢制的倾斜压模之间，然后把夹有试件的压模放在压力实验机上加压。当施加荷载达到某一值时，试件沿预定的剪切面剪断，见式(3.3)。 sin cos n T P A A N P A A τασα? = =? ??? ==?? (3.3) 式中：P ——试件发生剪切破坏时的最大荷载； T ——施加在破坏面上的剪切力； N ——作用在破坏面上的正压力； A ——剪切破坏面的面积； τ——作用在破坏面上的剪应力； n σ——作用在破坏面上的正应力； α——破坏面上的角度。每组取3块试件，变换不同的破坏角，根据所得的数值，便可在στ-坐标系上画出反映岩石发生剪切破坏的强度曲线。并可求出反映岩石力学性质的另外两个参数：粘聚力c 及内摩察角?。 3.2.2 标准岩样加工根据需要和所在矿的条件，在晋华宫矿12#煤层2105巷顶板钻取岩样，钻孔长度约22m ，在。根据各段岩心长度统计结果，晋华宫矿顶板岩层的RQD 值为72.4%，围岩质量一般。岩心取出后，随即贴上标签，用透明保鲜袋包好以防风化，之后装箱，托运到实验室，经切割、打磨、干燥制成标准的岩石试样，岩样制作过程见图3.25。

活塞结构设计与加工工艺

课程设计任务书一、设计题目：活塞结构设计与加工工艺二、设计参数：五十铃6120、排量2.0L、D S ?为120?135、转速1300r?min 顶岸高度F、活塞销直径BO、裙长SL、销座间距A、总长GL、最大爆发压力、活塞销校核三、设计要求： 1用计算机绘制活塞总装配图一张（A1图）、零件图（加工工件）一张（A2图）2设计说明书一份（包括零件图分析、定位方案确定、定位误差计算等内容；最好能写出整个工艺过程）四、进度安排：第一周：查找课程设计所需要的书籍，资料。第二周：对活塞进行尺寸设计计算。第三周：强度校核第四周：绘图并书写说明书。第五周：应用制图软件绘制零件图及装配图并完善课程设计说明书。五、总评成绩及评语：指导教师签名日期年月

目录前言 (1) 1活塞的概述 (2) 1.1活塞的功用及工作条件 (2) 1.2活塞的材料 (2) 1.3活塞结构 (2) 1.3.1活塞顶部 (2) 1.3.2活塞头部 (3) 1.3.3活塞裙部 (3) 2活塞的结构参数 (4) 3活塞最大爆发压力的计算 (5) 3.1热力过程计算 (5) 3.2柴油机的指示参数 (8) 3.3柴油机有效效率 (10) 4活塞销的受力分析 (12) 5活塞的加工工艺 (14) 参考文献： (15)

课程设计前言内燃机的不断发展，是建立在主要零部件性能和寿命不断改进和提高的基础上的，尤其是随着发动机强化程度的提高、功率的增大和转速的增加，零部件尤其是直喷式柴油机活塞的工作环境变得更加恶劣了。活塞的结构直接影响活塞的温度分布和热应力分布，因此就有必要对活塞的结构和性能作出预测和评价。活塞是内燃机上最关键的运动件，它在高温高压下承受反复交变载荷，被称为内燃机的心脏，特别是坦克、舰艇和军用车船用内燃机活塞则要求更高，它已成为制约内燃机发展的一个突出问题。本次课程设计的题目是发动机铝活塞的结构及工艺设计，选择利用合适的机床加工发动机活塞，通过这次课程设计，要求熟练掌握并能在实际问题中进行创新和优化其加工工艺过程。

隧道围岩分类

隧道围岩分级隧道围岩分级是正确地进行隧道设计与施工的基础。一个较好的、符合地下工程实际情况的围岩分级，能改善地下结构设计，发展新的隧道施工工艺，降低工程造价。逐渐认识到：隧道的破坏，主要取决于围岩的稳定性，而影响围岩稳定性的因素是多方面的，其中隧道围岩结构特征和完整状态，是影响围岩稳定性的主要因素。隧道围岩体的强度，对隧道的稳定性有着重要的影响，地下水、风化程度也是隧道围岩丧失稳定性的重要原因。从围岩的稳定性出发，1975年编制了我国“铁路隧道围岩分类”，这个分类由稳定到不稳定共分六类，代替了多年沿用的从岩石坚固性系数来分级的方法。我国公路隧道围岩分级起步较晚，随着我国经济的发展，公路交通得到较大的发展，大量的公路隧道修建，需要有一个适合我国工期的公路隧道围岩分级，于1990年，根据我国铁路隧道的围岩分级为基础，编制了我国“公路隧道围岩分级”。从国内外的发展中可以看出，以隧道围岩的稳定性为基础进行分级是总的趋势。但分级指标方面，大多数正在从定性描述、经验判断向定量描述发展。公路隧道围岩分级经过长期的隧道工程实践，我国公路隧道以铁路隧道围岩分级的标准为基础，参考了国内外有关围岩分级的成果，提出了适合我国公路隧

道实情的围岩分级标准，下面介绍围岩分级的出发点和依据。（一）公路隧道围岩分级的出发点主要考虑了以下几点： 1．强调岩体的地质特征的完整性和稳定性，避免单一的岩石强度指标分级的方法； 2．分级指标应采用定性和定量指标相结合的方式； 3．明确工程目的和内容，并提出相应的措施； 4．分级应简明，便于使用； 5．应考虑吸收其它围岩分级的优点，并尽量和我国其它工程分级一致。（二）分级的指标和因素主要考虑了以下几类影响围岩稳定性的因素； 1．岩体的结构特征与完整性岩体结构的完整状态是影响围岩稳定性的主要因素，当风化作用使岩体结构发生变化，松散、破碎、软硬不一时，应结合因风化作用造成的各种状况，综合考虑确定围岩的结构完整状态；结构面（节理）发育程度应根据结构面特征；地质构造影响程度。岩体完整程度的等级划分

活塞结构设计与工艺设计毕业设计说明书

前言内燃机的不断发展，是建立在主要零部件性能和寿命不断改进和提高的基础上的，尤其是随着发动机强化程度的提高、功率的增大和转速的增加，零部件尤其是直喷式柴油机活塞的工作环境变得更加恶劣了。活塞的结构直接影响活塞的温度分布和热应力分布，因此就有必要对活塞的结构和性能作出预测和评价。活塞是内燃机上最关键的运动件，它在高温高压下承受反复交变载荷，被称为内燃机的心脏，特别是坦克、舰艇和军用车船用内燃机活塞则要求更高，它已成为制约内燃机发展的一个突出问题。本次课程设计的题目是发动机铝活塞的结构及工艺设计，选择利用合适的机床加工发动机活塞，通过这次课程设计，要求熟练掌握并能在实际问题中进行创新和优化其加工工艺过程。

1活塞的概述 1.1活塞的功用及工作条件全套图纸及更多设计请联系QQ：360702501活塞是曲柄连杆机构的重要零件煤气主要功用是承受燃烧气体压力和惯性力，并将燃烧气体压力通过活塞销传给连杆，推动曲轴旋转对外作功。此外，活塞又是燃烧室的组成部分。活塞是内燃机中工作条件最严酷的零件。作用于活塞上的气体压力和惯性力都是周期变化的，燃烧瞬时作用于活塞上的气体压力很高，如增压内燃机的最高燃烧压力可达14—16MPa。而且活塞还要承受在连杆倾斜位置时侧压力的周期性冲击作用，在气体压力、往复惯性力和侧压力的共同作用下，可能引起活塞变形，活塞销座开裂，活塞侧部磨损等。由此可见，活塞应有足够的强度和刚度，而且质量要轻。活塞顶部直接与高温燃气接触，活塞顶部的温度很高，各部的温差很大，柴油机活塞顶部常布置有凹坑状燃烧室，使顶部实际受热面积加大，热负荷更加严重。高温必然会引起活塞材料的强度下降，活塞的热膨胀量增加，破坏活塞与气缸壁的正常间隙。另外，由于冷热不均匀所产生的热应力容易使活塞顶部出现疲劳热裂现象。所以要求活塞应有足够的耐热性和良好的导热性，小的线膨胀系数。同时在结构上采取适当的措施，防止过大的热变形。活塞运动速度和工作温度高，润滑条件差，因此摩擦损失大，磨损严重。要求应具良好的减摩性或采取特殊的表面处理。 1.2活塞的材料现代内燃机广泛使用铝合金活塞。铝合金导热性好（比铸铁大3-4倍），密度小（约为铸铁的1/3）。因此铝活塞惯性力小，工作温度低，温度分布均匀，对改善工作条件减少热应力延缓机油变质有利。目前铝活塞广泛采用含硅12%左右的共晶铝硅合金制造，外加铜和镍，以提高热稳定性和高温机械性能。铝活塞毛胚可采用金属模铸造，锻造和液压模锻等方法生产。为了提高铝活塞的强度和硬度，并稳定形状尺寸，必须对活塞进行淬火和时效热处理。 1.3活塞结构活塞按部位不同，分为顶部，头部和裙部三部分。 1.3.1活塞顶部活塞顶部是燃烧室的组成部分，其形状与燃烧室形状和压缩比有关，一般有平顶，凸

设计参数的合理选择

1、抗震等级的确定：钢筋混凝土房屋应根烈度、结构类型和房屋高度的不同分别按〈抗规〉6.1.2条或〈高规〉4.8条确定本工程的抗震等级。但需注意以下几点：（1）上述抗震等级是“丙”类建筑，如果是“甲”、“乙”、“丁”类建筑则需按规范要求对抗震等级进行调整。（2）接近或等于分界高度时，应结合房屋不规则程度及场地、地基条件慎重确定抗震等级。（3）当转换层〉=3及以上时，其框支柱、剪力墙底部加强部的抗震墙等级宜按〈抗规〉6. 1.2条或〈高规〉4.8条查的抗震等级提高一级采用，已为特一级时可不调整。（4）短肢剪力墙结构的抗震等级也应按〈抗规〉6.1.2条或〈高规〉4.8条查的抗震等级提高一级采用……但注意对多层短肢剪力墙结构可不提高。（5）注意：钢结构、砌体结没有抗震等级。计算时可不考虑抗震构造措施。 2、振型组合数的选取：在计算地震力时，振型个数的选取应是振型参与质量要达到总质量90%以上所需要振型数。但要注意以下几点：（1）振型个数不能超过结构固有的振型总数，因一个楼层最多只有三个有效动力自由度，所以一个楼层也就最多可选3个振型。如果所选振型个数多于结构固有的振型总数，则会造成地震力计算异常。（2）对于进行耦联计算的结构，所选振型数应大于9个，多塔结构应更多些，但要注意应是3的倍数。（3）对于一个结构所选振型的多少，还必需满足有效质量系列化大于90%.在归档文件>结构计算书>振型参与质量中查看,如果不满足,程序自动给出提示。 3、主振型的判断；

（1）对于刚度均匀的结构，在考虑扭转耦联计算(即在全局信息设置中振型组合方法为CQC)时，一般来说前两个或前几个振型为其主振型。（2）对于刚度不均匀的复杂结构，上述规律不一定存在，此时应注意查看结构计算书“周期、振型、地震力”中，给出了输出各振型的基底剪力总值，据此信息可以判断出那个振型是X向或Y向的主振型，同时可以了解没个振型对基底剪力的贡献大小。 4、地震力、风力的作用方向：结构的参考坐标系建立以后，所求的地震力、风力总是沿着坐标系的方向作用。但设计者注意以下几种情况：（1）设计应注意查看结构计算书输出结果中给出了地震作用的最大方向是否与设计假定一致，对于大于150度时，应将此方向输入重新计算(全局信息附加计算地震方向)。（2）对于有有斜交抗侧力构件的结构，当大等于150度时，应分别计算各抗力构件方向的水平地震力。此处所指交角是指与设计输入时，所选择坐标系间的夹角。（3）对于主体结构中存在有斜向放置的梁、柱时，也要分别计算各抗力构件方向的水平地震力。 5、周期折减系数：高规3.3.17条规定：当非承重墙体为填充砖墙时，高层建筑结构的计算自振周期折减系数，可按下列规定取值。（1）框架结构 0.6—0.7；框架—剪力墙结构0.7—0.8；剪力墙结构 0.9—1.0；短肢剪力墙结构 0.8—0.9. （2）请大家注意：周期折减是强制性条文，但减多少则不是强制性条文，这就要求在折减时慎重考虑，既不能太多，也不能太少，因为折减不仅影响结构内力，同时还影响结构的位移。 6、活荷载质量调整系数：该参数即为荷载组合系数。可按《抗规》5.1.3条取值。注意该调整系数只改变楼层质量，不改变荷载总值，即对竖向荷载作用下的内力计算无影响，

岩体力学参数确定的方法

岩体力学参数的确定方法在岩石工程实践中,首先需要了解其研究对象———工程岩体的力学特性,确定其特性参数。力学参数的合理确定在岩石力学的研究和发展过程中始终是难题之一。在应用工程力学领域, 如果原封不动地借用经典理论力学的连续性假设和定义,会出现理解上的毛病。必须考虑假设的合理使用范围和各物理量的适用定义。本文就地下岩体工程根据侧重的点不同对岩体参数的确定方法进行探讨。一．传统岩体参数的确定方法地下巷道、硐室开挖后，围岩产生应力重分异作用,径向应力减少,切向应力增加,并且随着工程不断推进,岩体应力状态不断改变。巷道、硐室围岩处于“三高一扰动”条件下,岩体表现的力学特性是破坏条件下的稳定失稳再平衡过程。围岩体处于一种拉压相间出现的复杂应力状态。该类工程岩体的力学参数的确定要进行岩体的卸荷试验研究,且要依据现场工程实际条件进行卸荷条件下的应力、渗流与温度三场耦合试验研究。需要进行循环加卸载条件下的岩体力学特性研究,进而获得岩体的力学参数特征。确定地下巷道、硐室工程岩体力学参数的方法为: (1)三轴应力状态下的卸荷三场耦合力学试验,获得有关参数; (2)进行岩体流变特性试验研究,获得有关岩体的流变参数。目前在该领域要进行大量的工作,包括设备仪器的研制等,同时还要利用新的计算机技术才会实现。二．建立力学模型确定岩体力学参数

建立工程岩体力学参数模型主要是解决复杂岩体力学参数确定的问题。要确定复杂岩体的力学参数需要把工程岩体看作具有连续性的模型,运用确定岩体力学参数的新方法,对含层状斜节理的岩体建立力学模型进行力学实验,从而确定了该岩体的各项基本力学参数值。 1．工程岩体力学参数模型目前对岩石的力学属性及其划分基本有两种观点：一种观点认为岩石本身是一个连续的、没有各向异性的材料,另一种意见认为岩石由多晶体系组成,并存在空洞和裂纹等缺陷,使得岩体本身结构表现出各向异性和不连续性。一般情况下岩体被视为非连续介质,但在一定条件下仍满足连续介质力学的基本假定。因此给定工程岩体的连续性假设:假定整个物体的体积都被组成这个物体的物质微元所充满,没有任何空隙。物质微元是有大小的，物质微元的尺寸决定于所研究的工程物体的尺寸。这样就存在一个用连续体理论来研究非连续体的问题。 2．工程岩体力学参数为确定工程岩体的力学参数,需要通过井下工程地质调查,根据岩体所含结构面的不同及结构体特性的差异,选取具有代表性的不同尺寸的岩块和结构面,然后进行一系列室内力学实验和数值模拟实验。具体步骤如下: (1) 通过井下工程调查,确定结构面的空间分布模式,抽象工程岩体结构模型;并在现场采集有代表性的完整岩块和软弱结构面试

隧道围岩分级

铁路隧道围岩分级一、铁路隧道围岩分级类型根据《铁路隧道工程施工技术指南》铁路隧道围岩分级判定的内容将不同岩石性质和岩体结构的隧道围岩分为Ⅰ～Ⅵ六个基本级别。铁路隧道围岩分级表

注：表中“围岩级别”和“围岩主要工程地质条件”栏，不包括膨胀性围岩、多年冻土等特殊岩土。

二、围岩级别判定的一般步骤 1、收集整理隧道场地的区域地质资料，分析研究设计图纸上详细的地勘报告，明确隧区主要的岩层、岩性、岩体构造、不良地质以及水文地质条件。特别是要详细研究不良构造体和不良地质作用对隧道区围岩的岩石强度、岩体完整性的影响。从整体上把握该区域工程地质条件。 2、按照编制的实施性超前地质预报组织进行隧道掌子面前方地质预测预报，并根据真实的预报结论分析判断掌子面前方的围岩情况。一方面根据预报结论初步判断围岩基本分级的级别，并将其与设计时提供的围岩分级进行比对，另一方面作为围岩级别和支护方案变更的依据之一。 3、实时记录掌子面地质素描表和围岩级别判定卡中的内容，特别是要客观填写掌子面围岩的岩性指标、岩体完整性情况和地下水状况，这些指标均是作为围岩基本分级的理论依据。如果难以明确围岩的地质条件，可通过实验和理论计算来确定围岩的各项力学性能和构造特点，来加以判断围岩级别。 4、根据得出的围岩岩性特征、构造特征以及其它相关资料并按照隧道围岩分级的标准进行围岩级别的判定。三、围岩判定主要依据 1、岩石的坚硬程度 ①从定性划分硬质岩包括坚硬岩和较硬岩，软质岩包括较软岩、软岩和及软岩。

坚硬岩: 锤击声清脆，有回弹，震手，难击碎，基本无吸水反应。代表性岩石如未风化～微风化花岗岩、闪长岩、辉绿岩、玄武岩、安山岩、片麻岩、石英岩、石英砂岩、硅质砾岩、硅质石灰岩等。较硬岩: 锤击声较清脆，有轻微回弹，稍震手，较难击碎，有轻微吸水反应。代表性岩石有1、微风化的坚硬岩石；2、未风化的大理岩、板岩、石灰岩、白云岩、钙质砂岩等。较软岩: 锤击声不清脆，无回弹，轻易击碎，浸水后指甲可刻出印痕。代表性岩石如1、中风化～强风化的坚硬岩或较硬岩；2、未风化微风化的凝灰岩、千枚岩、泥灰岩、砂质泥岩等。软岩: 锤击声哑，无回弹，有较深凹痕，浸水后手可捏碎，辧开。代表性岩石有1、强风化的坚硬岩或较硬岩；2、中风化～强风化的较软岩；3、未风化～微风化的页岩、泥岩、泥质砂岩等。极软岩: 锤击声哑，无回弹，有较深凹痕，浸水后手可捏成团。代表性岩石有1、全风化的各种岩石；2、各种半成岩。 ②从定量划分根据岩石饱和单轴抗压强度确定岩石的坚硬程度

主要设计参数资料

主要设计参数鼓式制动器结构形式及选择除了辅助制动装置是利用发动机排气或其他缓速措施对下长坡的汽车进行减缓或稳定车速外，汽车制动器几乎都是机械摩擦式的，既是利用固定元件与旋转元件工作表面间的摩擦而产生制动力矩使汽车减速或停车的。鼓式制动器又分为内张型鼓式制动器和外束型鼓式制动器。内张型鼓式制动器的固定摩擦元件是一对带有摩擦蹄片的制动蹄，后者又安装在制动底板上，而制动底板则又紧固于前梁或后桥壳的突缘上（对车轮制动器）或变速器壳或与其相固定的支架上（对中央制动器）；其旋转摩擦元件固定在轮毂上或变速器第二轴后端的制动鼓，并利用制动鼓的圆柱表面与制动蹄摩擦片的外表面作为一对摩

擦表面在制动鼓上产生摩擦力矩，故称为蹄式制动器。外束型鼓式制动器的固定摩擦元件是带有摩擦片且刚度较小的制动带；其旋转摩擦元件为制动鼓，并利用制动鼓的外圆柱表面和制动带摩擦片的内圆弧面作为一对摩擦表面，产生摩擦力矩作用于制动鼓，故又称为带式制动器。在汽车制动系中，带式制动器曾仅用作某些汽车的中央制动器，现代汽车已经很少使用，所以内张型鼓式制动器通常简称为鼓式制动器，而通常所说的鼓式制动器即是指这种内张型鼓式制动器。 1.1鼓式制动器的形式结构鼓式制动器可按其制动蹄的受力情况分类（见图1.1），它们的制动效能，制动鼓的受力平衡状况以及对车轮旋转方向对制动效能的影响均不同。图1.1 鼓式制动器简图 (a)领从蹄式（用凸轮张开）；（b）领从蹄式（用制动轮缸张开）；（c）双领蹄式（非双向，平衡式）；（d）双向双领蹄式；（e）单向增力式；（f）双向増力式制动蹄按其张开时的转动方向和制动鼓的转动方向是否一致，有领蹄和从蹄之分。制动蹄张开的转动方向与制动鼓的旋转方向一致的制动蹄，称为领蹄；反之，则称为从蹄。

转炉设计参数选择

设计参数选择 1 氧气转炉物料平衡与热平衡计算氧气半钢、废钢矿石或铁皮（1）收入项石灰萤石、白云石炉衬侵蚀其它炉气喷溅炉渣（2）支出项铁珠钢水其它 1.1 计算原始条件假设：

（5）冷却剂用废钢作冷却剂，其他成分与冶炼钢种成分的中限皆同。

（7）根据国内同类转炉的实验数据选取 ① 渣中铁珠量为渣量的8%； ② 金属中碳的氧化，其中90%的碳氧化成CO ，10%碳氧化成CO 2； ③ 喷溅铁损为铁水量的1%； ④ 炉气和烟尘量，取炉气平均温度1450℃。炉气中自由氧含量为0.5%。烟尘量为铁水量的1.6%，其中%77)Fe (=O ω，)O Fe (32ω=20%； ⑤ 炉衬侵蚀量为铁水量的0.5%； ⑥ 氧气成分，)O (2?=99.5%、)N (2?=0.5%。 2 转炉炉型主要参数参数确定方法有两种方法：① 直接推荐法；② 推荐经验公式。由北京钢铁设计研究总院推荐的一套经验公式。主要包括：（1）炉容比（V/T ）；（2）高宽比（H/D ）；（3）熔池深度直径比（h/D ）；（4）炉口直径比（d 0/D ）；（5）帽锥角（θ）；（6）出钢口参数；（7）转炉的公称吨位。 3 炉型设计计算新转炉的炉型和各部位尺寸可根据经验公式计算，结合现有转炉生产实际并通过模型试验来确定。炉型尺寸的选择依据：生产规模、原材料条件、工艺操作方法。

① 确定所设计炉子的公称容量 ② 选择炉型设计程序 ③ 确定炉型主要设计参数 ④ 计算熔池尺寸 ⑤ 确定整个炉型尺寸（1）原始条件 ① 炉子平均出钢量为120t ，钢水收得率为92.62%，则金属装入量为： t 130562.129%62.92120G ≈== ② 原料：半钢，采用单渣不留渣操作。 ③ 氧枪喷嘴采用四孔拉瓦尔喷孔，（2）熔池尺寸的计算 1)熔池直径 t G K D = 2）熔池深度（h ）本文采用筒球形熔池深度计算公式金属熔池的体积为： 32046.079.0D hD V -=熔池因而 2 3 79.0046.0D D V h += 熔池（3）炉帽尺寸 1）炉口直径d D d )53.0~43.0(=，本文d 取2200mm 。 2）炉帽倾角θ θ的取值范围在60°~68°。本文取63°。 3）炉帽高度帽H ））（口直斜帽400~300(tan 2 1 +-=+=θd D H H H 炉帽容积：直台直台帽）（H d d Dd D H V V V 2224 12 π π + ++= += （4）炉身尺寸的计算 1）炉膛直径膛D ：

活塞设计说明书样板

（一）压缩高度的确定 1.第一环的位置根据活塞环的布置确定活塞压缩高度时，首先须定出第一环的位置，即所谓火力岸的高度h。为缩小H1，，当然希望h尽可能小，但h过小会使第一环温度过高，导致活塞环弹性松弛、粘结等故障。柴油机活塞环的工作条件比汽油机更严重，故h应更大些。一般柴油机h=（0.15~0.25）D。 2.第二环的位置为减小活塞高度，活塞环槽轴向高度b应尽可能小，这样活塞环惯性力小，会减轻对环槽侧面冲击，有助有提高环槽耐久性。但b太小，会使制环工艺困难。在小型高速内燃机上，一般气环高b=2~3毫米，油环高b=4~6毫米。大缸径柴油机的推荐环高见表。环岸的高度c，应保证它在气压力造成的负荷下不会破坏。实践证明强化柴油活塞第一环岸有时会沿着岸根整圈断落下来。当然，第二、第三环岸负荷要比第一环岸小得多，温度也低，只有在第一环岸已破坏的情况下，它们才可能被破坏。因此，环岸高度一般第一环最大，其它较小。实际发动机的统计表明，c1=（1.5~2.5）b1，c2=c3=（1~2）b1，汽油机接近下限，柴油机特别是增压柴油机取上限，因为后者负荷重。 3.活塞环数活塞环数目对活塞头部的高度H1有很大影响。目前高速汽油机一般用2~3道气环和一道油环 4.活塞销上面的裙部长度确定好活塞头部环的布置以后，高度H1最后决定于活塞销轴线到最低环槽（一般是油环槽）的距离h’。为了保证油环工作良好，环在槽中的轴向间隙是很小的，环槽如有较大变形就会使油环卡住而失效。现代高速内燃机活塞的压缩高度在下述范围内：汽油机H1=0.45~0.6）D，柴油机H1=（0.6~0.8）D。由于这一尺寸的变化直接影响发动机的压缩比，在柴油机中有可能造成活塞与气门碰撞的故障，所以要保证严格的公差，一般规定H1±0.05。（二）活塞顶和环带断面 1.活塞顶活塞顶的形状主要取决于燃烧室的选择和设计。仅从活塞设计角度，为了减轻活塞组的热负荷和应力集中，希望采用受热面积最小、加工最简单的活塞顶形状，即平顶。大多数汽油机正是采用平顶活塞，非直接喷射的高速柴油机，也采用平顶或接近平顶的形状。但是直接喷射式的高速柴油机，由于混合气形成的需要，活塞顶上应设有一定深度的凹坑作为燃烧室，如果燃烧室深度h1很大，则连杆小头在燃烧室下面自由运动的需要，有时就决定了H1的下限值。有的柴油机活塞顶除有燃烧室外，还设有为防止活塞与气门干涉的浅坑。中小型高速柴油机活塞顶的厚度是根据结构考虑决定的，主要从活塞向外传热条件和活塞的刚度出发，一般强度是足够的，通常并不对铝活塞顶部进行校核。实际统计数据表明，活塞顶部最小厚度，汽油机δ=（0.06~0.1）D，柴油机为δ=（0.1~0.2）D。活塞顶面接受的热量，主要通过活塞环传出。专门的试验表明，对无强制冷却的活塞来说，经活塞环传到气缸壁的热量占70%~80%，经活塞本身传到气缸壁的占10%~20%，而传给曲轴箱空气和机油的仅占10%左右。所以活塞顶厚度δ应从中央到四周逐渐加大，而且过渡圆角R应足够大，使活塞顶吸收的热量能顺利的被导至第二、第三环，以减轻第一环的热符合，并降低最高温度。为了减少积炭和受热，活塞顶表面应光洁，在个别情况下甚至抛光。复杂形状的活塞顶

隧道力学-围岩特征曲线

西南交通大学隧道力学（作业） Flac3d求解围岩特征曲线年级: 学号: 姓名: 专业: 2011 年 11 月

目录第1章 ..................................................................................................................................... 问题分析 .. (1) 1．1 围岩特征曲线定义 (1) 1．2 求解方法 (1) 第2章建模及计算 (1) 2．1 模型建立 (1) 2．2 命令流及解释 (2) 第3章计算结果及分析 (5) 3．1 数据处理 (5) 3．2 围岩特征曲线绘制 (5) 3．3 结果分析 (6) 参考文献 (7)

FLAC3D求解围岩特征曲线第1章问题分析 1．1 围岩特征曲线定义围岩的特征曲线，亦称为围岩的支护需求曲线。它形象的表明围岩在洞室周边所需提供的支护阻力及与其周边位移的关系。 1．2 求解方法同一围岩级别下，相同隧道埋深情况下，通过改变衬砌的强度（修改体积模量及剪切模量）分别求解相应强度下隧道收敛平衡时的拱顶竖直位移和应力，根据所得数据绘制该围岩级别下相应埋深的围岩特征曲线。第2章建模及计算 2．1 模型建立图2.1-1

如图2.1-1，圆形隧道外径为6m ，衬砌厚度为0.2m ，考虑隧道影响范围，模型宽度为30m ，高度为30m 。V 级围岩和Ⅳ级围岩通过定义材料的相关参数来建模；根据 h σγ=计算出相应埋深（即50m 、100m 、150m ）下产生的应力，将应力分别作用于模型上来建模求解。 2．2 命令流及解释以V 级围岩150m 埋深为例，其命令流如下： ;绘制5级围岩150m 特性曲线，改变衬砌的E 进行计算 new ;建立模型，取圆形隧道半径为2.9米，衬砌厚度为0.1米， gen zone radcylinder p0 0 0 0 & p1 15 0 0 & p2 0 1 0 & p3 0 0 15 & p4 15 1 0 & p5 0 1 15 & p6 15 0 15 & p7 15 1 15 & p8 3 0 0 & p9 0 0 3 & p10 3 1 0 & p11 0 1 3 & size 5 1 8 11 & ratio 1 1 1 1.2 & group outsiderock;定义围岩分块 gen zone cshell p0 0 0 0 & p1 3 0 0 & p2 0 1 0 &

活塞表设计

旋转活塞式水表的设计方法摘要：本文介绍了旋转活塞式水表的工作原理，分析了计量腔参数间的关系，给出了结构常数K值,提出了设计方法关键词：水表旋转活塞结构常数K 设计方法一、工作原理本厂研制的旋转活塞式水表是容积式水表的一种，通过计量水流过一定容积的数目来计算累计流过的水流量。其计量腔原理图如下：活塞内外壁将计量腔分成内外两个计量腔，隔板又将计量腔分成高压部分（接进口）和低压部分（接出口）。在此压差下，每个计量部分的容积随着活塞的运动周期地变化，完成进、排水的计量工作。二、活塞的运动分析由计量机构的工作过程可以看出，活塞运动可简化为曲柄滑块机构。假设活塞壁厚为零,质量为零的理想环，水为理想流体，则水流经计量腔时仅受导向作用，无容积排挤效应，进出水口的平均流速不受影响。因而在此情况下，如果管道中的流动是稳定的，则活塞转动也是匀速的。从以上分析可知，在理想情况下，活塞的运动是曲柄连杆机构中，曲柄匀速转动时的连杆的运动. 但实际上活塞总有一定的壁厚和质量，水也不是理想的流体，因而导致活塞运动呈周期变化，这是有待进一步研究的课题。三、水表转速与计量腔尺寸的关系 1．计量腔的尺寸匹配图1为计量腔横截面示图，各尺寸关系为 r1=r0+r2① R2=R1-r0 ② δ=R1-r2-2r0 ③ 单位高度容积为V =πR12-πR22+πr12-πr22 =2πR1r0+2πr2r0≤2πR1r0+πr22+πr02 设定Vm=2πR1r0+2πr22 （r0=r2时取极值）在此条件下（r0=r2），将③代入上式得

Vm= 8π R12 - 24π R1δ+ 2πδ2 9 9 9 此函数的曲线如右图2 实际情况要求0≤δ≤R 1 所以当δ=0时，Vm取得最大值Vmax： Vmax= 8π R12 9 又∵当δ=0时，8π R12 =πR12–πR22 9 ∴r2=1/3R1 由以上分析可知，当r2=1/3R1，δ=0时，计量腔容积最大。 2.水表传动比与活塞高度b以及计量腔外壁半径R1的关系：（1）在理想情况下，Vmax= 8/9πR12b（b为活塞的高度），此值也等于单位转数的流量。则首位指针前的传动比 i= 0.001 8/ 9πR1 2b （2）实际上，活塞体积和间隙的泄漏都不能忽视，故引入排挤系数和泄漏系数排挤系数ξ= 活塞体积泄漏系数f= 实际流过体积活塞腔容积理论体积则i= 0.001 整理成 i= 0.001 . 1 8/ 9πR12b（1- ξ）f 8/ 9π（1- ξ）f R1 2b 令K= 0.001 8/ 9π（1-ξ）f 得i=K 1 R12b 上式称为活塞表基本关系式，实践证明，系数K是一个常数，它的值大约在 0.000466~~0.00053之间，我们称K为活塞表的结构常数。 3.活塞高度b和计量腔外壁半径R1的关系: 活塞高度的确定应以活塞腔纵切面过流面接近正方形为原则,即b≈R1-r2