打樁機頂部滑輪組、立柱、鉆頭和鉆桿的設計中英文翻譯-預覽頁
【正文】 界定 (Lai et al., 1991。 在此期間，雖然大量的研究表明巖石的阻力系數(shù)隨著巖石的硬度 .類型和載荷的條件變化而變化它會隨 著巖石的硬度或者單軸抗壓強度而加深，對于一個給定的壓頭 (Wijk, 1989。我們可以利用巖石和鐵砧之間力與位移之間的關系和連續(xù)相互之間力和位移情況的變化來判斷接口的應力反射關系。假定原來的沖擊能量是 E0，那么最終活塞的速度是 V 圖 沖擊錘反彈分析 圖 2. 力和位移曲線 （ 1） 其中 M 是活塞的質量 。分析結果不僅提供了加深對施密特錘關于變化范圍和條件的理解最重要的是還驗證了潛孔鉆錘在井下進行實時測量的可行性。 Liu et al., 1990)由于施密特沖擊錘的實驗測試結果和潛孔鉆錘十分相似，所以當時的荷蘭國際組織在 1971 年提出了通過測量錘的反彈來判斷地層可鉆性的專利預測(Martini, 1971)。 Goktan 和 Ayday, 1993。 為了驗證估計的巖石性質 和 這種方法的可行性，大量實驗重新進行了搜查，在過去，現(xiàn)在正在進行關于施密特之間的硬度指數(shù)和其他 性能 關系的巖石。 這些分析結果將不僅有利于 對 在可用范圍條件 下的 施密特錘沖擊的深刻理解，而且還 對于 用錘的可行性與井下鉆回彈工具進行了下位的形成自然的實時測量提供了一個明確的答案 。大多數(shù)的活塞反彈量和阻力指數(shù)之間的關系或者和巖石硬度之間的定量關系，已經(jīng)確定。 雖然施密特沖擊錘最初是 根據(jù) 混凝土 的 表面回彈 (Kolek, 1958)，但是作為 一巖石硬度指標它已廣泛應用超過 30 年 。 Poole 和 Farmer, 1978, 1980。 Sheorey et al., 1984。本文從理論上分析施密特錘和潛孔鉆機錘。 不同模型的施密特錘可以提供能量不同程度 上的影響，但是，對于一個給定施密特錘，在所有的測試中其能量沖擊是相同的。為了簡化分析，假設活塞和鐵砧具有相同的直徑，并且是一個矩形的脈沖持續(xù)時間 t 且振幅是 。 對于裝載，我們可以得到一下等式： 初始條件為 （ 6） 在無載荷時（ tσ），方程是 初始條件為 （ 7） 求解出（ 6）和（ 7），我們可以得到? r（ t）如下： （ 8） 其中 （ 9） 科研管理信息系統(tǒng)建議 對于 L型施密特錘 ， 該砧直徑為 15 毫米，重量為 140活塞克，預計持續(xù)時間 σ 為 50 毫秒。 Goldsmith and Wu, 1981。讓ρ =， c=5600 m/s。當鐵砧和活塞接觸時，反射波將會被傳送到活塞并且將會再一次進入緊張反映時刻活塞的自由端。然而對于非常大但是可塑性 , 圖 . 低的巖石，研究表明即使在非常低的沖擊能量下其下載系數(shù)γ將會接近∞(Wijk, 1989)。在經(jīng)過 Lh/c 的時 間間隔之后，第二次反射到活塞上自由端的張力將會消失，這將會導致錘的反 彈。然而，當巖石太硬時（ 300Mpa）增加的反彈速度速度將會放緩，或者增加硬度和β值。因為位的長度相當于它的直徑通常在位的波效應可以忽略不計，也就是說該位可以被認為是剛體。 圖 6 顯示潛孔錘的反彈主要依靠位活塞的質量和巖石的阻力 系數(shù)和硬度。然而，當鉆頭質量接近或者超過活塞的質量時，反彈量將會隨著阻力指數(shù)的影響或者巖石的β顯著增加，只要β的值在β 1到β 2之間如圖 6 中。當β β 1 或者β β 2 時活塞的反彈量將會下降，或者慢慢增加巖石的阻力系數(shù)或者β的數(shù)值。但是在巖石非常軟或者硬時不適用，這是經(jīng)過大量的實驗的出來的結論，和科研信息管理系統(tǒng)的建議是一致的 這個想法是來源于在一次真實的自然測試中，通過來自潛孔錘反彈發(fā)出的信號來進行的 ，只有當活塞的質量接近或者比超過鉆的質量是才適用。ecting tunnelling machine performance in caol measures rocks. Tunnels Tunnelling 10, 2730. Poole, R. W., Farmer, I. W. (1980): Consistency and repeatability of Schmidt Hammer Rebound data during 174
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