考慮結(jié)合面因素的模臺振動系統(tǒng)動態(tài)特性

宜亞麗 向 健 劉 達(dá) 甄紅衛(wèi) 金賀榮

1. 燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，秦皇島，0660042. 北京星航機(jī)電裝備有限公司，北京，100074

0 引言

預(yù)制混凝土(prefabricated concrete， PC)構(gòu)件是實(shí)現(xiàn)建筑主體結(jié)構(gòu)預(yù)制的基礎(chǔ)，是實(shí)現(xiàn)住宅工業(yè)化的重要途徑。作為預(yù)制混凝土生產(chǎn)線中重要工藝環(huán)節(jié)，混凝土預(yù)制構(gòu)件振動密實(shí)過程中，混凝土振幅應(yīng)滿足極限幅值原則[1]，密實(shí)效果取決于密實(shí)過程中的參數(shù)選擇。而作為振動密實(shí)制備的主要載體，模臺振動系統(tǒng)的動態(tài)特性將直接決定混凝土預(yù)制構(gòu)件制品的外形尺寸精度與力學(xué)性能，如何提高預(yù)制混凝土的振動密實(shí)性、均勻性是混凝土振動臺的研究重點(diǎn)和難點(diǎn)。

徐平等[2]基于自同步理論建立雙軸式慣性混凝土振動工作臺的動力學(xué)模型，并對自同步條件進(jìn)行分析，為提高振動工作臺振動均勻性提供了參考。針對不同類型的混凝土，使用變頻變幅電機(jī)可以實(shí)現(xiàn)較好的振動密實(shí)均勻性[3]，但經(jīng)濟(jì)性較差。贠志達(dá)[4]提出了基于混沌振動理論的寬頻振動器設(shè)計方法，結(jié)合雙質(zhì)體彈簧振動系統(tǒng)，提高了振動密實(shí)性。韓彥軍等[5]基于并聯(lián)機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了中低頻振搗，有效地提高了混凝土的振動密實(shí)性。機(jī)械結(jié)合面之間存在接觸剛度、阻尼等動力學(xué)參數(shù)，研究結(jié)果表明，振動系統(tǒng)的機(jī)械結(jié)合面接觸剛度占整個系統(tǒng)總剛度的60%～80%，結(jié)合面阻尼的占比更是高達(dá)90%以上[6]。目前的流水線生產(chǎn)模式無法避免引入非固定接觸面，例如磁力和液壓壓緊裝置的結(jié)合面，準(zhǔn)確識別動力學(xué)參數(shù)是研究其動態(tài)特性的前提。BEMPORAD等[7]基于自仿射分形表面理論，采用邊界元法對結(jié)合部動態(tài)特性分析并進(jìn)行優(yōu)化，使計算結(jié)果更為精確；POHRT等[8]引入結(jié)合面受力變形邊界條件約束，解決結(jié)合面的切向和法向接觸問題；FU等[9]基于粗糙表面接觸分形理論建立了解析模型，分析了固定結(jié)合面的動態(tài)特性，并提出了修正參數(shù)；LI等[10]基于分形理論建立結(jié)合面法向與切向解析模型，討論了摩擦與振動耦合作用下結(jié)合面的動態(tài)特性。結(jié)合面參數(shù)的整機(jī)理論有助于準(zhǔn)確把握整機(jī)動態(tài)特性。汪博等[11]采用有限元法揭示結(jié)合面特性與機(jī)床主軸系統(tǒng)固有特性以及刀尖點(diǎn)頻響函數(shù)之間的內(nèi)在關(guān)系，為機(jī)床主軸系統(tǒng)動態(tài)特性研究及穩(wěn)定性預(yù)估提供了參考；HUNG等[12-13]用彈簧單元模擬高速摩擦表面，研究了考慮結(jié)合面參數(shù)的轉(zhuǎn)子動力學(xué)問題；姜彥翠等[14]考慮結(jié)合面和刀具因素，分析了不同工況參數(shù)對主軸系統(tǒng)固有頻率以及刀尖頻響特性的影響，研究成果有助于主軸系統(tǒng)工作穩(wěn)定性提升工作的進(jìn)一步展開；劉雪梅等[15]進(jìn)行了有限元接觸分析，研究結(jié)果表明考慮結(jié)合面參數(shù)會使機(jī)床主軸系統(tǒng)的振幅計算值增大；崔中等[16]建立了整機(jī)的三維有限元模型，利用反求方法確定了結(jié)合部的基礎(chǔ)參數(shù)與剛度參數(shù)對整機(jī)模型低階模態(tài)特性的影響。諸多考慮結(jié)合面因數(shù)影響的整機(jī)動態(tài)特性分析中的研究對象多為機(jī)床等精密裝備，主旨在于提高整機(jī)的剛度，削弱振動對加工精密度的影響。模臺振動系統(tǒng)通過振動實(shí)現(xiàn)混凝土密實(shí)，隔振彈簧的存在降低了整機(jī)剛度、增大了振幅，但是各振動子系統(tǒng)剛度均較高，引入結(jié)合面參數(shù)后將對各振動子系統(tǒng)的相對運(yùn)動趨勢產(chǎn)生較大影響，如何減小振動子系統(tǒng)鄰近振幅差率，同時保證混凝土振幅滿足極限幅值原則，從而提高預(yù)制構(gòu)件外形尺寸精度，目前尚無此類相關(guān)研究，因此，需要將結(jié)合面作為影響參數(shù)，對具有非固定接觸面的模臺振動系統(tǒng)動態(tài)特性進(jìn)行分析，從而為混凝土預(yù)制構(gòu)件生產(chǎn)中合理工況參數(shù)的設(shè)定提供依據(jù)。

本文對具有不固定接觸面的模臺振動系統(tǒng)進(jìn)行理論建模，基于Simulink分析結(jié)合面壓力變化對各振動子系統(tǒng)振幅的影響，匯總36組面壓下子系統(tǒng)相鄰振幅差率；選取混凝土密實(shí)過程中子系統(tǒng)相鄰振幅差率較小且混凝土振幅滿足極限幅值原則的預(yù)制構(gòu)件，進(jìn)行外形尺寸測量與載荷試驗(yàn)。

1 模臺振動系統(tǒng)z方向動力學(xué)建模分析

1.1 振動系統(tǒng)動力學(xué)建模

將結(jié)合面作為離散面，并建立彈簧阻尼單元，模臺振動系統(tǒng)離散為四自由度串聯(lián)振動系統(tǒng)，分別為模臺振動設(shè)備、模臺、模具以及混凝土，如圖1所示，設(shè)備現(xiàn)場圖片見圖2。電機(jī)激振力為z方向，根據(jù)模臺振動系統(tǒng)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，建立圖3所示的模臺振動系統(tǒng)z向動力學(xué)模型，其中，M1為模臺振動設(shè)備質(zhì)量，M2為模臺質(zhì)量，M3為模具質(zhì)量，M4為混凝土質(zhì)量。

圖1 模臺振動系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of mold vibration system

圖2 模臺振動系統(tǒng)現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.2 Scene photos of mold vibration system

圖3 模臺振動系統(tǒng)z向動力學(xué)模型Fig.3 z-Axis dynamic model of mold vibration system

依據(jù)圖3所示z向動力學(xué)模型，建立如下模臺振動系統(tǒng)數(shù)學(xué)響應(yīng)方程：

(1)

整理得

(2)

考慮模臺振動系統(tǒng)在工作過程中較大的激振力以及各振動子系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)剛度，建立圖4所示的子系統(tǒng)剛度關(guān)系。

圖4 子系統(tǒng)間剛度關(guān)系Fig.4 Subsystem stiffness relationship

任一子系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)剛度平均在其兩側(cè)并成并聯(lián)關(guān)系，子系統(tǒng)之間均分后的結(jié)構(gòu)剛度和結(jié)合面接觸剛度為串聯(lián)關(guān)系，建立以下關(guān)系方程：

(3)

(4)

(5)

(6)

式中，KSz為彈簧z向剛度；KMiz為各子系統(tǒng)z向結(jié)構(gòu)剛度；K12z、K23z分別為模臺與模臺振動設(shè)備結(jié)合面、模具與模臺結(jié)合面之間的法向接觸剛度。

借用基于結(jié)合面法向阻尼耗能機(jī)理及MB接觸分形修正數(shù)學(xué)模型，建立結(jié)合面法向接觸阻尼數(shù)值解析模型和結(jié)合面間阻尼損耗因子模型[17]，從而對結(jié)合面接觸剛度與阻尼K12z、K23z、c1z、c2z進(jìn)行解析求解。

1.2 子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)剛度與阻尼參數(shù)求解

對各振動子系統(tǒng)三維模型簡化并導(dǎo)入Workbench，依據(jù)實(shí)際裝配方式在結(jié)合面處添加約束條件，在z向的假設(shè)均布外力F取值30 kN，計算得到最大變形量Smax，按下式計算結(jié)構(gòu)剛度：

EI=∑F/Smax

(7)

模臺z向變形云圖見圖5。根據(jù)式(7)計算結(jié)果整理得到子系統(tǒng)z向結(jié)構(gòu)剛度，見表1。

圖5 模臺z向變形云圖Fig.5 Mold z-deformation map

子系統(tǒng)z向最大變形量(m)z向結(jié)構(gòu)剛度(N/m)模臺振動設(shè)備2.262×10-71.326×1011模臺6.485×10-64.626×109模具2.579×10-71.163×1011

在考慮結(jié)構(gòu)阻尼時，將濕混凝土轉(zhuǎn)化為各向同性的等效材料，對流體狀態(tài)下混凝土的材料屬性進(jìn)行設(shè)定：泊松比μ取0.35，彈性模量E取5 MPa，密度ρ取1 700 kg/m3，阻尼比ζ取0.5，則混凝土z向結(jié)構(gòu)剛度與結(jié)構(gòu)阻尼計算公式如下：

K4z=AzE/hz

(8)

(9)

式中，Az為z向混凝土截面面積；hz為z向混凝土厚度。

聯(lián)立式(8)、式(9)，可求得K4z=3.64×108N/m，c3x=1.48×105N·s/m，同理，也將橡膠彈簧轉(zhuǎn)化為各向同性等效材料，求得KSz=1.78×107N/m。

1.3 基于Simulink求解系統(tǒng)位移響應(yīng)

在本文所研究的模臺振動系統(tǒng)中，存在模臺與模臺振動設(shè)備結(jié)合面(P1)、模具與模臺結(jié)合面(P2)兩個主要結(jié)合面(如圖1所示)，結(jié)合面壓力p1、p2取值范圍為0.5～2 MPa，步長選取0.3 MPa，將36組結(jié)合面壓力值代入結(jié)合面法向接觸剛度與阻尼解析模型中，得到36組法向接觸剛度K12z、K23z與接觸阻尼c1z、c2z；將每組接觸剛度計算值分別和已確定的各子系統(tǒng)z向結(jié)構(gòu)剛度KMiz、橡膠彈簧z向剛度KSz代入式(3)～式(6)，可得到36組式(2)中各子系統(tǒng)之間的剛度Kiz(i=1，2，3，4)；將36組子系統(tǒng)之間的剛度、接觸阻尼以及混凝土結(jié)構(gòu)阻尼c3z分別代入式(2)，得到不同結(jié)合面壓力下各子系統(tǒng)位移響應(yīng)xiz隨時間演變曲線，并提取穩(wěn)態(tài)振幅。

分別將模臺振動設(shè)備、模臺、模具與混凝土創(chuàng)建成封裝子系統(tǒng)，依據(jù)模臺振動系統(tǒng)z向響應(yīng)數(shù)學(xué)方程，創(chuàng)建Simulink連線框圖，并利用Simulink子系統(tǒng)封裝模塊最終建立模臺振動系統(tǒng)z向數(shù)值仿真模型，如圖6所示。

圖6 模臺振動系統(tǒng)Simulink仿真模型Fig.6 Simulink simulation model of mold vibration system

將每個子系統(tǒng)的非耦合項(xiàng)與耦合項(xiàng)分開，激振力為200 kN，振動頻率為100 Hz，提取36組結(jié)合面壓力下144個子系統(tǒng)位移響應(yīng)幅值數(shù)據(jù)，繪制位移響應(yīng)幅值規(guī)律曲線，如圖7所示。

由圖7可知，模臺振動系統(tǒng)z向振動時，在結(jié)合面壓力變化區(qū)間內(nèi)存在振動子系統(tǒng)鄰近振幅差率較小的狀況，除了激振力和參振質(zhì)量這兩個影響因素外，結(jié)合面壓力也影響混凝土振幅值，最大差值為0.023 mm。結(jié)合面壓力較小，則結(jié)合面間接觸剛度也較小，子系統(tǒng)鄰近振幅差率較大；隨著結(jié)合面壓力增大，接觸阻尼增大，激振力自下而上傳遞，子系統(tǒng)間的能量傳遞效率降低，阻礙了子系統(tǒng)間的相對運(yùn)動，使得下部結(jié)構(gòu)振幅偏大，上部結(jié)構(gòu)振幅偏小，由此可知，適度的結(jié)合面接觸剛度和阻尼關(guān)系能夠降低子系統(tǒng)之間的振幅差。將子系統(tǒng)鄰近振幅差率T定義為

T=(T1+T2/2)

(10)

式中，H1為模臺振動設(shè)備振幅；H2為模臺振幅；H3為模具振幅。

將依據(jù)模臺振動系統(tǒng)響應(yīng)方程求解的各振動子系統(tǒng)位移響應(yīng)幅值代入式(10)，得到各振動子系統(tǒng)振幅差率，見表2。

圖7 模臺振動子系統(tǒng)位移響應(yīng)幅值隨結(jié)合面壓力變化曲線Fig.7 Change curve displacement response of mold vibration subsystem with pressure

振動子系統(tǒng)相鄰振幅差率可評價混凝土振動密實(shí)性與均勻性，觀察表2數(shù)據(jù)，子系統(tǒng)相鄰振幅差率T最小值為0.341，此時兩結(jié)合面壓力p1、p2分別為1.4 MPa、1.1 MPa，可用于指導(dǎo)預(yù)制構(gòu)件生產(chǎn)中的工況參數(shù)設(shè)定。

表2 子系統(tǒng)振幅差率T匯總表

2 模臺振動系統(tǒng)有限元建模

2.1 結(jié)合面間有限元建模方法選取

虛設(shè)虛擬材料建模簡單，分析效果較好，本文采用虛設(shè)虛擬材料來對振動系統(tǒng)進(jìn)行有限元建模，虛擬材料與結(jié)合面兩側(cè)均采用bond約束，虛擬材料彈性模量、泊松比、厚度和密度的通用特性公式[18]如下：

E=E(E1,E2,μ1,μ2,Ra1,Ra2,P)

(11)

μ=μ(E1,E2,μ1,μ2,Ra1,Ra2,P)

(12)

h=h(h1,h2)

(13)

ρ=ρ(ρ1,ρ2,h1,h2)

(14)

式中，E1、E2分別為結(jié)合面1、2的彈性模量；μ1、μ2分別為結(jié)合面1、2的泊松比；Ra1、Ra2分別為結(jié)合面1、2的表面粗糙度；P為結(jié)合部所承受的法向載荷；h1、h2分別為結(jié)合面1、2的微觀體厚度, 其值取1 mm為宜；ρ1、ρ2分別為結(jié)合面1、2的密度。

2.2 模臺振動系統(tǒng)諧響應(yīng)分析

以兩結(jié)合面壓力p1、p2分別為1.4 MPa、1.1 MPa為例求解子系統(tǒng)振幅值。在Workbench中將模型分解成有限個單元體，提取諧響應(yīng)分析數(shù)據(jù)等同于計算任一子系統(tǒng)所有單元體的振幅均值，將結(jié)合面壓力值代入式(11)～式(14)，結(jié)果添加到虛擬材料中，仿真完成后提取數(shù)據(jù)并繪制幅頻特性曲線。

圖8 子系統(tǒng)幅頻特性曲線Fig.8 The amplitude-frequency characteristic curve of subsystem

提取激振頻率為100 Hz時各子系統(tǒng)的振幅值，并與Simulink理論計算結(jié)果進(jìn)行比較，求得誤差率，見表3，其中理論計算結(jié)果見圖7。

表3 理論計算結(jié)果與仿真結(jié)果對比表

表3給出了理論計算值與仿真值的對比，兩者存在一定誤差，最大誤差為13.3%，分析誤差產(chǎn)生的原因主要是:①在理論建模時沒有考慮模臺振動設(shè)備、模臺和模具的結(jié)構(gòu)阻尼；②單純地研究了z向振動，并未考慮不同方向振動時的耦合性影響；③借用的結(jié)合面解析模型具有一定的誤差；④電機(jī)與橡膠彈簧實(shí)際分布形式會對結(jié)果產(chǎn)生一定影響；⑤動力學(xué)建模時忽略了不同離散方式的誤差；⑥理論計算時將結(jié)合部視為彈簧-阻尼器模型，而仿真時采用虛設(shè)虛擬材料來對結(jié)合面進(jìn)行有限元建模。

3 預(yù)制構(gòu)件外形尺寸測量與載荷實(shí)驗(yàn)

3.1 預(yù)制構(gòu)件外形尺寸測量

前期實(shí)際生產(chǎn)時，預(yù)制構(gòu)件的外形尺寸精度差，產(chǎn)品不合格率高。在流水線式模臺振動系統(tǒng)中存在大量非固定接觸面，結(jié)合面壓力值均為經(jīng)驗(yàn)取值，如施加的結(jié)合面壓力不合適，極易造成相鄰子系統(tǒng)振幅差值較大，從而影響預(yù)制構(gòu)件制品尺寸精度，生產(chǎn)線前期運(yùn)轉(zhuǎn)時所生產(chǎn)的不合格預(yù)制構(gòu)件如圖9所示。

圖9 不合格預(yù)制構(gòu)件圖Fig.9 Unqualified prefabricated concrete pictures

密實(shí)前，混凝土中的大量氣泡會形成孔隙，從而降低預(yù)制構(gòu)件制品的力學(xué)性能，因此，需要振動密實(shí)過程中盡可能清除混凝土中氣泡，這就要求在振動密實(shí)時混凝土處于極限速度或極限幅值，低于該極限值將嚴(yán)重影響振動密實(shí)效果，4種不同振動頻率下的最小速度、最小振幅和最小加速度值見表4。

表4 最小速度、振幅與加速度值

基于振動子系統(tǒng)鄰近振幅差率值較小同時混凝土的振幅符合極限幅值的參數(shù)選取原則，選定3組結(jié)合面壓力作為工況參數(shù)(表5)，并進(jìn)行預(yù)制構(gòu)件生產(chǎn)制備，對制品外形幾何尺寸進(jìn)行測量，同時進(jìn)行加載試驗(yàn)。

表5 三組工況

按照表5所示三種工況設(shè)置結(jié)合面壓力值生產(chǎn)出的預(yù)制構(gòu)件圖片見圖10。

圖10 試驗(yàn)預(yù)制構(gòu)件圖片F(xiàn)ig.10 Testing prefabricated concrete images

按照行業(yè)對預(yù)制構(gòu)件尺寸偏差測量規(guī)范要求，對3種不同工況下生產(chǎn)的試驗(yàn)預(yù)制構(gòu)件進(jìn)行尺寸偏差檢驗(yàn)后的具體數(shù)值見表6。

表6 試驗(yàn)件尺寸偏差檢驗(yàn)結(jié)果

Tab.6Testingresultsoftestingpiecesizedeviationmm

檢測項(xiàng)目設(shè)計值允許偏差值1號構(gòu)件2號構(gòu)件3號構(gòu)件實(shí)測值偏差實(shí)測值偏差實(shí)測值偏差長度3 420±53 416-43 416-43 416-4寬度1 200-51 20001 199-11 199-1厚度60±5655633655側(cè)向彎曲—4.8332233表面平整度—5224433主筋保護(hù)層155,-3205205205對角線差010227766翹曲—4.8113322

由尺寸偏差檢驗(yàn)結(jié)果可知，預(yù)制構(gòu)件外廓尺寸精度較高，所有預(yù)制構(gòu)件制品尺寸偏差均符合行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)要求，振動子系統(tǒng)鄰近振幅差率較小時，子系統(tǒng)間的相對運(yùn)動趨勢減弱，模具和模臺間很難產(chǎn)生微小位移，振動平穩(wěn)，生產(chǎn)出的預(yù)制構(gòu)件外形尺寸滿足使用要求。

3.2 板材載荷試驗(yàn)

在結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)測試室的剛性臺座上實(shí)施載荷加載試驗(yàn)，加載由一臺500 kN液壓千斤頂實(shí)現(xiàn)，載荷支撐由自平衡門式反力架提供，在被測試構(gòu)件承載極限未知的情況下，采取小幅遞增平穩(wěn)加載的方式，至結(jié)構(gòu)變形明顯難以繼續(xù)穩(wěn)定施加為止。試驗(yàn)加載裝置如圖11所示，KCC-500型壓力傳感器布置在千斤頂下方，實(shí)現(xiàn)加載載荷測量與控制，對布置于試件上的鋼梁如分配梁等進(jìn)行提前稱重記錄，并附加在加載載荷內(nèi)；布置6個位移傳感器用于撓度測量，其中4個位移傳感器用于測量支架沉降，2個位移傳感器置于跨中，用于記錄撓度結(jié)果含加載裝置自重作用下的影響；沿底板混凝土表面縱向中心軸粘貼7個電阻應(yīng)變片用于測量應(yīng)變，使用TDS 303數(shù)據(jù)采集儀與上述載荷、位移、應(yīng)變傳感器連接，實(shí)現(xiàn)測試數(shù)據(jù)的顯示和記錄，試驗(yàn)現(xiàn)場照片如圖12所示。

圖11 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.11 Schematic diagram of testing equipment

圖12 試驗(yàn)圖片F(xiàn)ig.12 Testing picture

載荷-撓度響應(yīng)曲線可以直觀、全面地表征結(jié)構(gòu)剛度、承載力以及延伸性等結(jié)構(gòu)性能，為方便對比分析，根據(jù)3塊預(yù)制構(gòu)件的試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制載荷-撓度曲線圖，如圖13所示，此處載荷加載不計預(yù)制構(gòu)件自重。

圖13 預(yù)制混凝土構(gòu)件底板載荷-撓度曲線Fig.13 The load-deflection curve of prefabricated concrete

本文所制備的混凝土預(yù)制構(gòu)件強(qiáng)度等級為C40，根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)，該等級混凝土結(jié)構(gòu)的承載設(shè)計值不小于1.91 kN/m2，制備的3塊試驗(yàn)預(yù)制構(gòu)件達(dá)到最大撓度時的最小承載力為3.34 kN/m2，均大于承載設(shè)計值，符合驗(yàn)收指標(biāo)；規(guī)范中要求撓度不小于45.53 mm，加載試驗(yàn)過程中1號構(gòu)件的最大撓度值較小，撓度為54.36 mm時構(gòu)件斷裂，3塊試驗(yàn)預(yù)制構(gòu)件撓度極限值全部滿足《混凝土結(jié)構(gòu)工程施工質(zhì)量驗(yàn)收規(guī)范》(GB 50204—2011)中關(guān)于極限撓度的驗(yàn)收要求。同時由于3塊預(yù)制構(gòu)件在制備過程中，振動密實(shí)時的激振力頻率和結(jié)合面壓力均有差異，導(dǎo)致其載荷-撓度曲線存在一定的差異。

混凝土的開裂與其應(yīng)變緊密關(guān)聯(lián)，當(dāng)裂縫穿越應(yīng)變片時，會使得應(yīng)變激增且快速斷裂失效，進(jìn)而確定混凝土構(gòu)件的開裂載荷。

在加載試驗(yàn)過程中，一般會在被測預(yù)制構(gòu)件的跨中首先顯現(xiàn)破壞跡象，之后是載荷施加位置，沿混凝土構(gòu)件底板縱向中心軸線上布置多個應(yīng)變片，用以測量盡可能接近于構(gòu)件初始開裂時刻的開裂載荷值，并由此繪制出載荷-應(yīng)變曲線，如圖14所示。

圖14 預(yù)制構(gòu)件底板載荷-應(yīng)變曲線前段Fig.14 The before paragraph load-strain curve of prefabricated concrete

在相同載荷作用下跨中兩側(cè)的應(yīng)變差值較小，表明混凝土構(gòu)件的內(nèi)應(yīng)力分布均勻性較好；當(dāng)加載載荷增到一定值后，混凝土構(gòu)件顯現(xiàn)出塑性形變特征，歸其主因是其內(nèi)應(yīng)力增加呈現(xiàn)非線性；根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)，強(qiáng)度等級為C40的混凝土預(yù)制構(gòu)件抗裂檢驗(yàn)系數(shù)許用值為1.25，3構(gòu)件中2號構(gòu)件的開裂載荷值最小，為0.57 kN/m2，實(shí)測抗裂檢驗(yàn)系數(shù)值為1.39，大于許用值，由此判定3塊試驗(yàn)構(gòu)件開裂載荷均滿足設(shè)計規(guī)范要求。

由試驗(yàn)測試結(jié)果可知，通過調(diào)節(jié)結(jié)合面壓力能夠降低振動子系統(tǒng)鄰近振幅差率，在振動子系統(tǒng)振幅差率較小工況下所生產(chǎn)的預(yù)制構(gòu)件的力學(xué)性能符合國家標(biāo)準(zhǔn)，即在此工況參數(shù)下的振動密實(shí)均勻性較好，能滿足生產(chǎn)要求。綜上，預(yù)制構(gòu)件性能參數(shù)見表7。

表7 預(yù)制構(gòu)件性能參數(shù)

4 結(jié)論

(1)適中的結(jié)合面間接觸剛度與阻尼關(guān)系可以降低子系統(tǒng)之間的振幅差率。

(2)驗(yàn)證了引入結(jié)合面參數(shù)會改變各振動子系統(tǒng)間的相對運(yùn)動趨勢，振動子系統(tǒng)的理論響應(yīng)幅值與仿真結(jié)果的最大誤差為13.3%。

(3)所制備的混凝土預(yù)制構(gòu)件的外廓尺寸和承載能力均達(dá)到國標(biāo)設(shè)計使用標(biāo)準(zhǔn)，進(jìn)一步說明了減小振動子系統(tǒng)鄰近振幅差率可以提高模臺振動系統(tǒng)的振動均勻性，該工況下的振動密實(shí)效果能夠滿足實(shí)際工程使用需求。