数值模拟计算论文（共12篇）
数值模拟计算论文 篇1
准确预估空气动力升力和阻力是飞行器设计中一个至关重要的要求。在用N-S方程求解多段翼型流场后计算阻力时,即使是小迎角下的附体流动,且数值模拟的物面压力和摩擦力与实验数据吻合很好,但用物面压力和摩擦力分布积分求得的阻力却偏离实验值超过100%[1]。文献[1]对N-S方程的流场求解结果,分别用物面压力、摩擦力积分法、远场边界面积分法和尾迹动量损失积分法计算了单个翼型和多段翼型的阻力,发现尾迹积分法计算的单个翼型的阻力和实验吻合最好,计算的多段翼型阻力要比另两种方法准确得多,与实验数据的误差在5%以内,而另两种方法把阻力高估了50%多。
一般在二元风洞中测量翼型阻力都采用动量法,即在翼型下游某横截面安装尾迹排架(又名尾迹排管,简称尾排、尾耙),通过测量该截面的总压、静压获得该截面的动量损失,再对动量损失进行积分获得翼型阻力。这样,尾排安装位置不同可能会对阻力测量精度有一定的影响。如果尾排安装位置过于靠前,总压分布(或动量损失分布)曲线形状就会过于“尖瘦”,对其进行积分就会带来较大误差;反之,如果尾排安装位置过于靠后,虽然动量损失分布曲线足够“肥胖”光滑,但因损失范围扩大,尾迹区动量损失曲线的一部分可能会跑出尾排测点区域以外(尤其在较大迎角时更是如此)而不能测到,也对积分带来较大误差,影响阻力测量精度。所以尾迹排管的安装位置直接影响阻力测量的精度。而要通过在风洞中反复更换位置找到一个最佳安装位置,会对风洞洞壁的光滑性和结构完整性造成一定的损害,且反复试验也很费时费力,同时因为风洞中还安装有其它机构和测试设备,所以想通过这种方式确定一个最佳安装位置的思路是很不现实的。另一方面,计算流体力学和CFD软件的迅猛发展使得通过数值模拟获得整个风洞试验段流场所有物理量的全部信息成为可能,从而可以在任意不同的尾迹横截面进行积分求得阻力,然后进行分析对比,找到合适的安装位置。另外,对在大气中飞行的飞行器绕流场进行数值模拟时,也可以用尾迹横截面动量损失积分法计算阻力,并可与用物面载荷积分所得的阻力进行比较,为数值模拟的阻力计算方法提供更多的选择。文献[2]就低速风洞中多段翼型尾迹阻力测量方法的改进进行了数值计算研究。本文用数值模拟手段研究跨音速风洞中和数值解结果中翼型阻力的尾迹积分法的积分截面选取问题。
1 网格生成与数值方法
本文用Hilgenstock方法[3,4,5]和无限插值法生成计算用网格,用CFX软件进行流场计算。图1是NACA0012翼型在大气中飞行时的C网格。图2是翼型安装在试验段时风洞收缩段、试验段、驻室和扩散段的整体网格和局部网格。流场计算采用雷诺平均N-S方程及Menter的SST k-ω二方程湍流模型。
2 阻力计算方法
2.1 用翼型表面载荷积分法计算阻力
就一般三维情形来说,对物体表面力积分可获得流体对物体的作用力合力,合力在风轴系x轴上投影就可得到飞行器所受到的阻力[6],即
式(1)中,为物面单位外法向矢量,为应力张量,p为静压,为黏性应力张量。对翼型来讲,S=c×1=c,阻力系数为
式(2)中q∞为来流动压,c为翼型弦长。
2.2 用翼型尾迹动量损失积分法计算阻力
根据动量法,对尾迹横截面动量损失进行积分就得到翼型的阻力[7],即
式(3)中h为尾迹排架的高度,下标w表示尾迹横截面(wake)。阻力系数则为
式(4)中,cd wt为空风洞时风洞本身流动损失引起的阻力系数,Cf(y)为尾迹横截面无量纲单位长度上的无量纲动量损失,即[8]
其中,P0,w为尾迹横截面测量的总压值,Pw为尾迹横截面上的静压管测出的静压平均值,P∞为来流静压,P0为来流总压。γ为气体比热比。
3 数值模拟结果与分析
3.1 翼型在大气中飞行时的阻力系数计算
选NACA0012翼型(弦长c=1 m)在大气中飞行的情形,用图1所示的C网格,取静温T=288 K,Re=1.1×107,Ma=0.75,0.8,迎角α=0°,2°,4°,6°,8°进行计算。图3—图5给出了Re=1.1×107,Ma=0.75,α=0°,4°,8°三个典型迎角下计算得到的不同尾迹横截面上的无量纲动量损失分布曲线。从图可以看出,同一迎角下,随着截面往下游推进,动量损失的峰值逐渐减小,但损失波及的范围变宽;随迎角增大,尾迹范围增大。
图6～图10给出了Ma=0.75,Re=1.1×107,α=0°,2°,4°,6°,8°各迎角下不同横截面尾迹积分法得到的阻力系数。从图可以看出,大部分迎角下,随着积分截面向下游推进,阻力系数先减小,大约在后缘后5～6倍弦长后逐渐趋于一个稳定值(图中x为从翼型后缘点算起的平行于来流方向的坐标,c为翼型弦长),α=4°,6°时在x=7c以后才可能达到一个稳定值,这与文献[1]的结果一致,说明在外流场计算时要在后缘后7倍弦长以后的尾迹横截面进行积分才可能得到比较可靠的阻力值。
从图11尾迹积分得到的翼型阻力系数与表面载荷积分得到的阻力系数的比较。由图可知,尾迹积分阻力系数均小于表面载荷积分阻力系数,这与文献[1]的结果一致。从图还可看出,后缘后4倍弦长后尾迹积分阻力系数变化较小。
Ma=0.8,Re=1.1×107各迎角下不同尾迹横截面上的无量纲动量损失分布曲线与Ma=0.75的结果类似,α=0°,6°的典型结果如图12、图13所示。
图14～图18给出了Ma=0.8,Re=1.1×107,α=0°,2°,4°,6°,8°各迎角下不同横截面尾迹积分法得到的阻力系数。阻力系数随积分截面向下游推进变化的趋势与Ma=0.75类似,只是达到稳定值的位置略有差别。大部分迎角下,x=4c～5c后阻力系数达到一个稳定值,α=6°时x=6c以后才可能达到一个稳定值。另外,和Ma=0.75类似,尾迹积分的阻力系数均小于表面载荷积分阻力系数(见图19)。
3.2 翼型在风洞中的阻力系数计算
选NACA0012翼型(弦长c=0.2 m)安装在跨音速风洞试验段情形的流场,用图2所示的多块网格进行计算。计算状态为Re=1.23×107,Ma=0.75,0.8,迎角α=0°,2°,4°,6°,8°。计算结果说明各状态下尾迹横截面动量损失分布曲线形状及其向下游推进的变化趋势,横截面尾迹积分阻力系数往下游推进的变化趋势与翼型在自由大气中飞行的结果很类似。
图20—图22给出了Re=1.23×107,Ma=0.75,α=0°,4°,8°三个典型迎角下计算的不同尾迹横截面上的无量纲动量损失分布曲线。类似地,同一迎角下,越往下游,动量损失的峰值越小,损失波及的范围越宽;随迎角增大,尾迹范围增大。
图23～图27给出了Ma=0.75,Re=1.23×107,α=0°,2°,4°,6°,8°各迎角下不同横截面尾迹积分法得到的阻力系数。图中显示,在各迎角下,随着积分截面向下游推进,阻力系数逐渐减小,在x=2c后达到一个稳定值,说明尾迹排架放在这个截面后测量阻力是比较可靠的。
从图28为尾迹积分阻力系数与表面载荷积分阻力系数的比较。与大气中的情形类似,尾迹积分阻力系数均小于表面载荷积分阻力系数。
Ma=0.8各迎角下的横截面无量纲动量损失分布曲线与Ma=0.75类似,图29,30为Ma=0.8,Re=1.23×107,α=0°,8°两典型迎角下横截面无量纲动量损失分布曲线。
图31～图35为Ma=0.8,Re=1.23×107,α=0°,2°,4°,6°,8°各迎角下不同横截面尾迹积分得到的阻力系数。与Ma=0.75类似,随着积分截面向下游推进,阻力系数逐渐减小,在x=2c后达到一个稳定值。图36为尾迹积分翼型阻力系数与表面载荷积分阻力系数的比较。与Ma=0.75类似,尾迹积分阻力系数均小于表面载荷积分阻力系数。
4 结论
通过对翼型在大气中飞行绕流和在跨音速风洞中绕流的数值模拟结果的分析可以得出初步的结论:(1)尾迹积分法得到的阻力系数比表面载荷积分法得到的阻力系数小;(2)如果在数值模拟翼型在大气中自由飞行情形的绕流时拟用尾迹横截面动量损失积分计算阻力值,则建议选择在翼型后缘下游7c以后某截面进行积分;(3)在跨音速风洞中用尾迹排架测量翼型阻力时,建议尾迹排架安装在翼型后缘2c以后的截面。
参考文献
[1] Vinh H,van Dam C P,Yen D,et al.Drag prediction algorithms fornavier-stokes solutions about airfoils.AIAA paper 1995-1788-CP
[2]支真莉,焦予秦.翼型试验阻力测量方法的数据计算研究.科学技术与工程,2010;10(14):3384—3388
[3] Hilgenstock A.A fast method for the elliptic generation of three-di-mensional grids with full boundary control.Numerical Grid Genera-tion in Computational Fluid Mechanics'88,Pineridge Press Limited,1988:137—146
[4]张正科,罗时钧,李凤蔚.一种生成二维贴体与边界正交网格的方法.第七届全国计算流体力学会议论文集,1994:92—94
[5]张正科,庄逢甘,朱自强,等.两种椭圆型方程求源项方法在喷管内流场网格生成中的应用.推进技术,1997;18(2):95—97
[6] Batchelor G K.An introduction to fluid dynamics.Cambridge:Cam-bridge University Press,England,2000.沈清,贾复,译.北京:科学出版社,1997
[7] Anderson Jr D.Fundamentals of aerodynamics,4th ed.,New York:McGraw-Hill,Inc.,2007
[8]范洁川.风洞试验手册.北京:航空工业出版社,2002
数值模拟计算论文 篇2
对液体火箭发动机推力室发汗冷却传热过程的二维局部非热平衡模型进行了数值计算.计算中采用了正交曲线坐标系(贴体坐标),并计及了冷却剂(氢)的热物性参数随温度和压力的剧烈变化及固体壁沿轴向的导热.结果表明:推力室多孔壁面中靠近燃烧室的部分温度梯度很大;固体骨架与冷却剂的温度差异在推力室内壁面上最大;推力室多孔壁面材料导热系数的.提高有利于降低壁面温度及温度梯度;随着冷却剂流量的增大,推力室壁中的最高温度明显下降;若设计合理,发汗冷却所需要的冷却剂的量只占总流量的2%左右.
作 者：姜培学 任泽霈 张左藩 陈旭扬 Jiang Peixue Ren Zepei Zhang Zuofan Chen Xuyang 作者单位：姜培学,任泽霈,Jiang Peixue,Ren Zepei(清华大学热能工程系,北京,100084)
张左藩,陈旭扬,Zhang Zuofan,Chen Xuyang(北京丰源机械研究所,北京,100076)
尿素热解制取氨气数值模拟 篇3
关键词：尿素溶液；热分解；NH3；数值模拟
中图分类号：X701 文献标识码：A 文章编号：1006-8937（2016）21-0172-03
1 概 述
SCR烟气脱硝技术是世界上最成熟的脱硝技术之一，其在我国已得到广泛应用。目前SCR系统还原剂氨气主要来源于液氨、氨水和尿素[1]，液氨为危险化学品，目前其安全隐患问题日益受到大家的重视，特别在一些城市热电，距离城市近，一旦出现氨泄漏将会对附近居民生活造成重大影响；而氨水由于其浓度低，从而降低了其危险性，但其耗量将大大增加，运输成本高；尿素作为一种无危险的绿色肥料，利用其热解制氨具有与液氨相同的脱硝性能，且便于运输、存储和使用，因而越来越多的城市电厂倾向于采用尿素热解制氨技术[2-4]。
尿素热解制氨技术是通过把质量浓度低于50%的尿素溶液在热解装置中雾化，蒸发后热解生成氨气。Tokmakov等[5]认为单独尿素分解的产物最有可能是NH3与HNCO。Chen等[6]通过热重分析-质谱联用技术研究了尿素的热解，发现尿素在熔点（132 ℃）之前已经开始分解，但分解量很少。Schaber等[7-8]报导了在温度高于413 K时，尿素由熔融态蒸发为气态，且当温度高于425 K时尿素热分解为NH3和HNCO。吕洪坤[9]等在一管式石英反应器上实验研究了尿素溶液的高温热分解特性以及添加Na2CO3后对相关因素的影响，保持很高的尿素有效分解率时所能达到的HNCO水解率很低，Na2CO3可以有效地促进 HNCO的水解。Gentemann等[10]在800～1 300 K的温度范围内研究了尿素溶液的热分解，讨论了温度、氧含量对NH3、CO2生成的影响。本文对尿素热分解的进行机制进行了分析并建立了一个管式尿素热解反应器模型，通过数值计算的方法分析热解温度、加热风量、液滴粒径等对尿素热解转化率的影响，为工程实际应用提供理论指导。
2 模拟计算对象
管式热解反应器示意图，如图1所示。反应器直径为1 500 mm，高温空气从入口到热解炉出口整体长度为6 000 mm。在1 000 mm轴线中心处设置一支尿素溶液喷嘴，尿素溶液通过压缩空气雾化后喷入反应器，雾化喷嘴喷射角为90 °，流量为0.035 kg/s，根据不同工况调节反应入口空气温度、流速以及尿素溶液雾化粒径。
3 模型选择及设定
反应器内尿素溶液雾化热解过程涉及到湍流流动、气液两相流、传热传质、液滴蒸发、尿素热解以及化学反应动力学等多方面，是一个极其复杂的物理、化学反应过程。本文针对流动的湍流模型选用标准湍流模型；传热模型选用P-1辐射模型。
3.1 离散相模型
对于尿素水溶液在气相中的两相流动，采用离散相模型DPM（Discrete Phase Model），即采用拉格朗日坐标系下跟踪液滴相，采用欧拉坐标系处理气相。同时由于颗粒的喷射角度还是其喷出时间都是随机分布的，认为尿素水溶液液滴在反应器内的运动负荷随机轨道模型，并耦合了两相间的相互作用，考虑了动量、质量和热量。
对于尿素水溶液液滴，采用多组分颗粒（multicomponent）模型，尿素溶液与水溶液按照50%配比，颗粒温度为50 ℃，防止尿素水溶液结晶。同时雾化模型选择solid cone类型，喷射雾化角为90 °，流量密度根据边界条件确定。
3.2 液滴蒸发模型
尿素水溶液液滴浓度为50%，尿素浓度较高，此时处理溶液雾化蒸发时，不能完全处理为纯水的喷射蒸发，应考虑尿素溶液的蒸发。由于对颗粒采用多组分颗粒（multicomponent）模型，可分别设置尿素和水的蒸发参数，其中尿素溶液设定其汽化潜热为1 398 KJ/kg，蒸发温度为420 K，沸腾点为483 K，而水溶液汽化潜热为2 263 KJ/kg，蒸发温度为284 K，沸腾点为373 K，两者混合雾化颗粒蒸发平衡采用拉乌尔定律。
对于雾化尿素液滴蒸发过程的计算，主要是通过野地的加热、蒸发、沸腾过程的模拟来分别考虑。并考虑采用准稳态模型，液滴的加热、蒸发、沸腾过程的质量和能量平衡方程如下：
3.3 尿素热分解模型
尿素热分解路径为固态/液态尿素先蒸发为气相NH2CONH2，然后气相尿素分解为NH3和HNCO，模型示意图，如图2所示[11，12]。
尿素的热分解受限于动力学参数，因此尿素会在熔融液态保持一段时间，而气态尿素在高温环境中并不稳定，根据文献[5]尿素热解最的产物最有可能是NH3与HNCO，且该反映为一个快速反应过程，此后HNCO进一步水解生成NH3和CO2，其被认为气相均反应[11]。
3.4 动力学模型
本文采用二步总包反应模型，尿素水溶液首先在高温空气中雾化蒸发生成尿素蒸汽和水蒸汽，随后经热分解分解成NH3与HNCO，而后HNCO进一步水解生成NH3和CO2，动力学方程式及参数，见表1[13，14]。
4 模拟结果与分析
4.1 尿素水溶液热解数值计算分析
尿素水溶液热解模拟结果，如图3所示，为入口空气温度为873 K，流速0.5 m/s，液滴粒径为100微米条件下尿素水溶液热解模拟结果。
从图可见，尿素水溶液喷入反应器后被迅速加热，由于尿素蒸发温度为420 K，高于水分的沸腾温度，因此水分首先从液滴中蒸发，并随着水分的蒸发，液滴表面的尿素浓度越来越高，待液滴中水分几乎蒸发完全后，此时尿素才开始逐步蒸发热解。同时随着尿素水溶液蒸发热解，空气温度逐步降低，氨气浓度不断增加，出口烟气温度降低至673 K左右。分析HNCO浓度分布可见，在高温段中尿素热解生成的HNCO随后与水蒸气发生水解反应，并在出口处基本水解完成，完全转化成氨气。
4.2 温度对热解效率的影响
入口空气流速0.5 m/s，尿素水溶液液滴粒径100 μm，分析了573～1 073 K温度区间内不同温度工况下尿素热解制氨的转化率的影响，模拟图，如图4所示。
由图4可以看出，尿素水溶液液滴在热空气流场中停留时间越长，其NH3转化率不断增加，这是因为随着尿素液滴的停留时间的增加，尿素热解越彻底，更加有利于尿素热解。
同时从图4还可以看出，随着温度的升高，尿素热解产物NH3转化率增大。前期随着温度的升高，NH3转化率大幅增加，当温度达到873 K以上时，尿素水溶液液滴在热空气中停留时间为10 s时，NH3转化率基本已经达到100%， 此后随着温度的升高尿素水溶液在更短的停留时间内就能够达到100%NH3转化率。这是由于尿素热解反应推进率常数随着温度升高而增大[15]，温度越高，尿素分解越彻底，NH3转化率越高，可见温度是尿素热解的一个关键的因素。尿素热解是一个吸热反应，温度的越高，其反应越剧烈，反应速率越快，所需的反应时间也越短，这也就解释了在温度高于873K时，随着温度的升高，尿素水溶液在更短的停留时间内就能够达到彻底转化。
4.3 空气流速对热解效率的影响
空气流速决定了进入反应器的空气流量，空气流速的变化其首先影响液滴在反应器内的停留时间，其次作为热源，空气流量大小影响着热量的供给。本模拟研究了空气温度873 K时，尿素水溶液液滴粒径100 μm条件下，空气流速在0.25～1.5 m/s区间内空气流速对热解效率的影响。
模拟分析空气流速对热解效率的影响，如图5所示。
随着空气流速的增加，在0.25～0.5 m/s区间内，尿素热解效率快速增加，而此后尿素热解效率基本不怎么变化。其原因应当是：在0.25～0.5 m/s区间内，由于空气流量低，导致其热量供给不足，尿素热解得到充足的热量，从而对热解效率影响较大；而此后随着空气流速增大，热量供给增大，且热量的增大抵消了其停留时间变短的影响，热解效率基本不变。
分析计算得到，空气流速在0.45 m/s时，空气流量达到当尿素完全热解后氨气浓度为5%，在空气温度873 K时，其热解效率基本彻底，由此可知，烟气温度达到873 K以上，在确保氨气浓度低于5%时，空气流量大小对尿素热解效率基本无影响。
4.4 雾滴颗粒粒径对热解效率的影响
在空气温度873 K，空气流速0.5 m/s工况下，分析颗粒粒径对热解效率的影响，模拟结果，如图6所示。
图6表明了随着雾滴粒径的增大，前期热解效果显著降低，尿素水溶液达到同等热解效率所需的停留时间将增大。雾滴粒径的增大加大了雾滴蒸发所需的时间，使得雾滴不能快速蒸发，同时由于蒸发吸热，在雾滴周围形成一个局部低温区，不利于尿素的热解，从而使得前期尿素热解缓慢，热解所需停留时间增大。从图中可知，当粒径大于250 μm后，现有反应器的停留时间将无法满足尿素颗粒完全热解。
5 结 语
①对尿素水溶液雾滴的蒸发热解过程进行模拟分析，发现由于水与尿素的蒸发温度不同，前期主要为水分蒸发，并随着水分的蒸发尿素水溶液浓度逐渐增大，待液滴中水分几乎蒸发完全后，此时尿素才开始逐步蒸发热解。
②热解温度对尿素热解效率有显著影响，随着温度的升高，NH3转化率热解效率增大，当温度达到873 K时，NH3转化率基本已经达到100%，此后随着温度的升高，尿素水溶液达到彻底热解的停留时间可减少，即高温度下所需的停留时间更短。
③空气流量决定了反应器内的热量供给，过低的空气流量将导致热解效率降低，同时过低的空气流量将无法保证氨气浓度低于5%，烟气温度在873 K时，在确保氨气浓度低于5%的烟气流量条件下，空气流量大小对尿素热解效率基本无影响。
④雾滴颗粒粒径的增大，使得其蒸发热解所需的时间增加，且雾滴局部温度脚底，尿素热解将受阻，要实现尿素完全热解所需停留时间将增长，反应器的尺寸将加长，设备投资增大。
参考文献：
[1] 郭伟，催宁.尿素热解制氨SCR脱硝技术在电厂的应用与优化[J].锅炉 技术，2012，43（3）：77-80.
[2] 喻小伟，李宇春，蒋娅，等.尿素热解研究及其在脱硝中的应用[J].热力 发电，2012，41（1）：1-5.
[3] 杜成章，刘诚.尿素热解和水解技术在锅炉烟气脱硝工程中的应用[J]. 华北电力技术，2010（6）：39-41.
摩擦桩的数值模拟计算浅析 篇4
天然地基上的浅基础—般造价较低, 施工简单。但当上部结构荷载较大, 而适合于作为持力层的土层又埋藏较深, 用天然浅墓础或仅作简单的人工地基加固仍不能满足结构物对地基强度、变形和稳定性方面的要求时, 往往需要采用深基础, 其中桩基础是最常用的一种。桩基础是一种历史悠久、应用广泛的深基础形式。随着工业技术和工程建设的发展, 桩的类型和成桩工艺、桩的设计理论和设计方法、桩的承载力与桩体结构的检测技术等方面均有迅速的发展, 使桩与桩基础的应用更为广泛, 具有很强的生命力。桩不仅可作为建筑物的基础形式, 还可应用于软弱地基的加固和地下支挡结构。按照基础的受力原理大致可分为摩擦桩和承载桩。摩擦桩:系利用地层与基桩的摩擦力来承载构造物并可分为压力桩及拉力桩, 大致用于地层无坚硬之承载层或承载层较深。端承桩:系使基桩坐落于承载层上 (岩盘上) 使其可以承载构造物[1]。
ABAQUS是一套功能强大的工程模拟的有限元软件, 其解决问题的范围从相对简单的线性分析到许多复杂的非线性问题[2]。A B A Q U S包括一个丰富的、可模拟任意几何形状的单元库。并拥有各种类型的材料模型库, 可以模拟典型工程材料的性能, 复合材料、钢筋混凝土、可压缩超弹性泡沫材料以及土壤和岩石等地质材料。作为通用的模拟工具, 除了能解决大量结构 (应力/位移) 问题, 还可以模拟其他工程领域的许多问题, 例如热传导、质量扩散、热电耦合分析、声学分析、岩土力学分析 (流体渗透/应力耦合分析) 及压电介质分析[2]。
2、有限元模型的建立
1943年Courant在论文中取定义在三角形域上分片连续函数, 利用最小势能原理研究St.Venant的扭转问题。1960年Clough的平面弹性论文中用“有限元法”这个名称。随后, 冯康发表了论文“基于变分原理的差分格式”, 这篇论文是国际学术界承认我国独立发展有限元方法的主要依据。上世纪70年代以后, 随着计算机和软件的发展, 有限元迅速地发展起来。
有限元分析 (FEA, Finite Element Analysis) 的基本概念是用较简单的问题代替复杂问题后再求解。它将求解域看成是由许多称为有限元的小的互连子域组成, 对每一单元假定一个合适的 (较简单的) 近似解, 然后推导求解这个域总的满足条件 (如结构的平衡条件) , 从而得到问题的解。有限元法最初被称为矩阵近似方法, 应用于航空器的结构强度计算, 并由于其方便性、实用性和有效性而引起从事力学研究的科学家的浓厚兴趣。经过短短数十年的努力, 随着计算机技术的快速发展和普及, 有限元方法迅速从结构工程强度分析计算扩展到几乎所有的科学技术领域, 成为一种丰富多彩、应用广泛并且实用高效的数值分析方法。有限元方法与其他求解边值问题近似方法的根本区别在于它的近似性仅限于相对小的子域中。20世纪60年代初首次提出结构力学计算有限元概念的克拉夫 (Clough) 教授形象地将其描绘为:“有限元法=Rayleigh Ritz法+分片函数”, 即有限元法是Rayleigh Ritz法的一种局部化情况。不同于求解 (往往是困难的) 满足整个定义域边界条件的允许函数的Rayleigh Ritz法, 有限元法将函数定义在简单几何形状 (如二维问题中的三角形或任意四边形) 的单元域上 (分片函数) , 且不考虑整个定义域的复杂边界条件, 这是有限元法优于其他近似方法的原因之一。
通过对有限元及桩基础的特性, 建立有限元模型如图1。
3、数值模拟分析
土是坚硬岩石经过破坏、搬运和沉积等一系列作用和变化后形成的, 它是第四纪以来地壳表层最新的、未胶结成岩的松散堆积物。土是由固体颗粒以及颗粒间孔隙中的水和气体组成的, 是一个多相、分散、多孔的系统, 一般为三相体系, 即固态相、液态相与气态相, 有时是二相的 (干燥或饱水) 。三相组成物质中, 固体部分 (土颗粒) 一般由矿物质组成, 有时含有机质 (腐殖质及动物残骸等) , 其构成土的骨架主体, 是最稳定、变化最小的部分。液体部分实际上是化学溶液而不是纯水。三相之间的相互作用, 固体相一般居主导地位, 而且还不同程度地限制水和气体的作用如不同大小土粒与水相互作用, 水可呈不同类型。从本质上讲, 土的工程地质特性主要取决于组成的土粒大小和矿物类型, 即土的颗粒级配与矿物成分, 水和气体一般是通过其起作用的。当然, 土中液体相部分对土的性质影响也较大, 尤其是细粒土, 土粒与水相互作用可形成一系列特殊的物理性质。土的结构是指组成土的土粒大小、形状、表面特征, 土粒间的连结关系和土粒的排列情况, 其中包括颗粒或集合体间的距离、孔隙大小及其分布特点。土的结构是土的基本地质特征之一, 也是决定土的工程性质变化趋势的内在依据。土的结构是在成土过程中逐渐形成的, 不同类型的土, 其结构是不同的, 因而其工程性质也各异, 土的结构与土的颗粒级配, 矿物成分、颗粒形状及沉积条件有关。
由于桩侧极限摩阻力与所在的深度、土的类别和性质, 成桩方法等许多因素有关。所以我们可以考虑在不同的摩擦情况下, 桩的受力情况。
4、结论
(1) 、摩擦型桩在进行数值模拟时, 必须考虑其自身的特性, 如:成桩方式、所用混凝土标号、所用混凝土的强度等级等。
(2) 、从数值模拟所得出的结果, 我们可以很容易地看出, 在不同的土中, 摩擦桩在使用时受力情况是有所不同的。想要更加合理的对摩擦型桩基础进行设计, 就要进行详细的地质勘查。
摘要：随着中国社会的不断发展, 国内的城市化进程不断加速, 城市中摩天楼一栋栋拔地而起。现在越来越多的建筑采用桩基础作为基础形式。本文考虑摩擦桩在不同地质条件下工作时, 桩受外力荷载的作用会有不同影响, 并运用先进的有限元分析软件, 对摩擦桩的内应力的分布进行了模拟。
关键词：桩基础,数值模拟,内力分布
参考文献
[1]华南理工大学, 东南大学, 浙江大学, 湖南大学.地基及基础[M].北京:中国建筑工业出版社.1998.
[2]石亦平, 周玉荣.ABAQUS有限元分析实例详解[M].北京;中国机械工业出版社.2006
[3]刘庆.考虑变形影响的基坑土压力计算方法[J].岩土工程技术.2006, 20 (2) :94297.
[4]梅国雄, 宰金珉.考虑变形的朗肯土压力模型[J].岩石力学与工程学报.2001, 20 (6) :8512853.
[5]卢国胜.考虑位移的土压力计算方法[J].岩土力学.2004, 25 (4) :5862589.
油藏数值模拟学习心得 篇5
“油藏数值模拟”涉及的学科较多,利用数学知识和计算机知识较多,我认为是非常难的。虽然教师教的很认真也很耐心，我仍然不能跟着老师的节奏。因为一开始就知道这个软件很有实际应用价值，所以我也就特别的想好好的学习它。可惜现在我面临着考研这座大山，我实在是没有充分的时间课下来好好的温习与研究老师上课所讲的东西。很遗憾，后来老师讲的东西我有些就不会了。好在前三四节课讲的内容还学会了，学会了模拟三层的油层概况。也许这点知识对我以后的再次学习会有不错的基础作用吧！总之还是很感谢老师的耐心教导。
在学习的过程中，我觉得油藏原始参数，如渗透率、孔隙度等的收集，以及油藏原始数据是否齐全准确非常重要，尤其是一开始填date时的单位的选择，这些都关系到数值模拟的效果。如果原始资料很少，数值模拟的效果就不可能好。数值模拟方法越复杂，所需的原始资料也越多。收集资料时，如发现必需的资料不够或不准确，应采取补救措施。通常要求准备的参数包括：①油藏地质参数。产层构造图，油、气、水分布图，油层厚度、孔隙度、渗透率、原始含油饱和度的等值图等。②流体物理性质参数。地面性质和地层状态下的物性数据，原始压力和地层温度数据，对凝析气田还需要相图和相平衡的资料。③专项岩心分析资料。油水相渗透率曲线，油气相渗透率曲线，油层润湿性，吸入和排驱毛细管压力曲线；对碳酸盐岩孔隙裂缝双重介质储层，还需渗吸曲线。④单井和分层分区的生产数据和有关测试资料。⑤油田建设和经济分析的有关数据。
将收集的油藏地质资料进行系统整理后，要将油藏的地质特征模式化，以充分反映油藏的构造特征和沉积特征，如油层物理性质参数的分布、油气水的分布、油气水在地面和地下的性质、驱油动力、压力系统和地温梯度等。油藏地质模型是否符合实际情况，直接影响数值模拟成果的准确性。
城市隧道施工的三维数值模拟分析 篇6
【关键词】城市隧道；数值模拟；地表变形；CRD工法
0.引言
目前，随着岩土工程数值方法和计算机技术的快速发展，复杂定解条件问题的处理才能成为可能，数值方法被人们广泛用来进行求解隧道施工过程中遇到的各种问题的最有效的通用方法。
目前对于CRD法在城市浅埋隧道施工中的运用及其对地表变形和衬砌受力的内在因素和机理方面的研究较少。本文结合龙岩至厦门高速铁路（简称龙厦铁路）石桥头隧道进口段工程， 对CRD法施工进行数值模拟，重点研究隧道施工引起的地表变形沉降规律、衬砌受力特点、衬砌受力与围岩变形的关系，最后通过现场监测结果验证数值模拟的合理性。
1.工程概况
龙厦高速铁路石桥头隧道位于福建省龙岩市城区，隧道整体由西北折向东南方向，为电气化双线隧道，线间距4~4.4m，行车速度120km/h，位于R=1000m的右偏曲线上，隧道净高11.2m，净宽12.8m，全长1586m，是龙厦铁路重点控制性工程。地质调查和钻探揭示，进口段DK2+450~DK3+021长571m，为Ⅴ级围岩。且该段隧道埋深浅，开挖跨度大，围岩稳定条件差，因此，控制围岩变形及地表沉降是该段隧道施工中的关键技术问题，因此本文以此段为依据进行数值模拟分析，来研究隧道施工引起的地表变形规律。
2.隧道施工数值模型的建立
由于进口段地质条件较差，选取隧道埋深约17m建立计算模型。隧道净空断面为（12.8m×11.2m），根据隧道开挖的影响范围，参考已有的计算理论和经验，模型计算范围为：中心线两侧各取50m，竖向选取地表以下70m，为了节约时间，隧道纵向取三个开挖步长即9m。在本文分析计算中，假定隧道围岩按弹塑性材料考虑，破坏准则采用摩尔-库伦准则。结合该工程，在模拟隧道施工过程中，超前管棚预加固，采用改善围岩参数的等效方法来模拟；钢拱架加喷射混凝土初期支护，采用壳体结构单元模拟；围岩、加固圈和二次衬砌，采用实体单元模拟。整个地层数值模型计算区域为100m×9m×70m，共划分网格单元13620个，节点23360个。
模型计算边界条件为：左右边界施加水平方向的约束，底部边界施加固定约束，顶部边界为自由面。模拟计算中，土层力学参数和围岩支护参数，按石桥头隧道地质勘查报告和规范选取，其值见表1。
表1模型參数表
3.CRD工法施工过程的数值模拟
建立三维网格模型→初始条件模拟分析(自重应力和顶面的均布荷载) →加固圈加固处理(超前管棚加固) →开挖左上导洞模拟计算、初期支护模拟计算→开挖右上导洞模拟计算、初期支护模拟计算→开挖左下导洞模拟计算、初期支护模拟计算→开挖右下导洞模拟计算、初期支护模拟计算→二次衬砌施加模拟计算→最后对模拟计算结果进行分析。
注意的是在开挖前必须采取一些加固措施(如超前管棚等)进行预加固地层，每部开挖之后要及时施作初期支护，最后拆除临时支护并施作二次衬砌。
通过对CRD工法在城市浅埋隧道施工进行三维数值模拟，得到各部开挖支护和二次支护的竖向位移及影响范围分布(结合tecplot10.3后期处理软件得图1)、围岩应力分布(结合tecplot10.3后期处理软件得图2)、衬砌受力分布云图(如图3)、开挖结束后的变形矢量及塑性状态分布(如图4、图5)。
第一部开挖支护第二部开挖支护
第三部开挖支护 第四部开挖支护
二次支护
图1各部开挖支护和二次支护竖向位移及影响范围
表2模拟开挖地表下沉统计/mm
由图3和表2模拟计算结果表明：
3.1采用CRD法对隧道进行施工，隧道上方出现了变形沉降，沉降影响范围随着开挖位置变化而变化，沉降影响范围首先产生并偏向于开挖一则，随着开挖的继续，影响范围也随之变化，最后影响区域几乎对称位于隧道中心线上方两侧各26m左右，最大沉降值为16.2mm，位于隧道拱顶正上方。因此在对地表沉降进行监控量测时，基准点要埋设远离隧道中心线26m以外。
3.2隧道各部开挖进行支护后，沉降虽然继续增加，但数值不大，并且主要影响范围明显缩小，由此知道在隧道开挖过程中，隧道毛洞开挖结束时，初期支护和临时支护要及时跟进，对稳定隧道开挖面极为重要。
3.3隧道不同部位的开挖对地表沉降的影响各异，左上导洞开挖沉降比例较大，因土体开挖打破了原有土体三向应力平衡，地应力第一次将重新分布，必然引起周围土体的位移和变形，由于第一步开挖非常关键，在进行开挖前有必要采取相应措施（如超前管棚加固），并及时配合临时支护，尽量控制因开挖引起的变形位移。上部导洞开挖沉降量占总沉降量多达70%，由于隧道上部是主要支撑拱顶的关键部分，而这部分土体被开挖，上部围岩此时处于临空状态，内部应力大量释放，使得拱部土体受到了较大的拉应力作用，其上部土体岩层变形较大，导致地表沉降量也较大，因此在该阶段施工过程中支护要及时，并且拱顶部位钢拱架喷混凝土的固定及连接要严密，超前小导管注浆及时跟进，以保证开挖掌子面的整体稳定。随后进行的下部开挖，地表沉降进一步增大，但相对上部而言，该部位开挖对地表沉降影响明显较小，但在施工过程中也要严格按照设计方案施工。最后二次衬砌的沉降量占总沉降4%左右，在隧道施工过程中，要求初次衬砌结束后，并且在隧道地表沉降和洞内收敛基本稳定时，再进行二次衬砌施工。
图2a围岩水平应力分布图图2b围岩竖向应力分布图
图3a衬砌竖向应力云图图3b衬砌水平应力云图
图4 变形矢量图图5 塑性状态图
由图2到图5模拟计算结果表明：
3.4衬砌周围土层应力主要为压应力，最大压应力分布在隧道顶部和底部区域，且顶部土层压应力分布与地表沉降类似为抛物线，仅在隧道两侧的局部区域有较小的拉应力。
3.5在隧道周围土体和地表荷载作用下，衬砌应力以压应力为主，局部为拉应力。在垂直方向上受力最大值达4.06MPa，主要位于隧道拱腰处，且应力比较集中，因此在施工过程中，拱腰处的钢支撑接头需重点处理，做好锁脚加强支护，防止应力集中对衬砌造成变形开裂，降低衬砌结构的整体刚度，从而影响整个围岩的稳定。隧道两腰上半部分区域承受拉应力，最大值约为1.28MPa，拉应力的产生与地层应力分布、隧道断面形状及拱顶变形等诸多因素有关，且有扩大趋势，并向腰部，顶部集中。拱顶部位受到水平应力集中影响，最大值达0.72MPa，这主要是由于拱顶部位在开挖过程中产生较大沉降有关，且该部位在开挖时作为主要受力部位承受垂直和水平两个方向的地应力。因此施工时，要保证拱顶处的固定连接，接头的连续性会对衬砌变形和结构整体沉降产生较大影响，再配合必要的加固措施以保证开挖面的整体稳定。
3.6隧道顶部受力复杂，应力集中，顶部以上区域变形较大，是隧道开挖造成地面沉降主要区域；在隧道坑壁及向外延伸线上，主要受压缩剪切，是剪切破坏的主要区域，如果长期不支护，可能会出现流动现象，发生剪切破坏，造成隧道失稳而影响地面变形过大。
4.变形监控量测
对于城市浅埋隧道施工而言，监控量测具有重要地位，它是信息化施工的基础，是确保隧道施工和周围环境安全的重要手段，是检验设计参数、地面稳定性、评价施工方法的主要依据。对于石桥头隧道工程，地表沉降使用高可靠性磁阻尼摆式补偿(补偿范围±15、、)的索佳SDL30电子水准仪，配合RAB码玻璃钢水准尺(标准差±1.0mm)进行量测；由于隧道上方多为民居低层建筑物，且建筑物周围空地较窄，因而采用通过测量建筑物基础相对沉陷的方法来确定建筑物的倾斜，因此量测仪器与地表沉降测量仪器相同，而对于一些高层建筑物，则采用可实现高精度，远距离无协作目标测距，反射片测距及棱镜测距的索佳SET230RK全站仪。由图6看出，隧道地表最终沉降的实测值与模拟值相比，误差在1.8~3.9mm之间，对于相同里程，拱顶最终沉降量一般比地表最终沉降量稍大，但最终沉降量都处于规范允许之內。地表房屋得到安全保障，隧道顺利贯通，工程工期明显缩短，不仅为之后铺轨作业提供了充裕时间，且为业主单位节省了工程经费，达到预期经济和社会效益。
图6实测地表和拱顶沉降曲线
5.结论
５．１本文所建立的三维有限差分模型，可有效的分析CRD法在城市浅埋隧道施工引起的地表沉降规律和衬砌受力特点。
５．２采用CRD法对城市浅埋隧道施工，沉降影响范围随着开挖位置变化而变化，沉降影响范围首先产生并偏向于开挖一则，随着开挖的继续，影响范围也随之变化，最后影响范围几乎对称的位于隧道中心线上方。
５．３采用CRD法对城市浅埋隧道施工，初期支护对地表沉降影响范围有明显控制效果。上部导坑开挖对整个地表变形起到关键作用，沉降量占总沉降量的70%左右。
５．４衬砌周围的土层应力主要为压应力，且顶部土层应力的分布与地表沉降类似，为抛物线，仅在隧道两侧的局部区域有较小的拉应力。而衬砌应力同样以压应力为主，局部区域为拉应力，高应力区集中在顶部和腰部。
５．５隧道顶部受力复杂，应力集中，顶部以上区域变形较大，是隧道开挖造成地表沉降主要区域。在隧道坑壁及向外延伸线上，主要受压缩剪切，是剪切破坏的主要区域，如果长期不支护，可能会出现流动现象，发生剪切破坏，造成隧道失稳而影响地面变形过大。
【参考文献】
［１］严绍洋，李亮辉，张春宇.公路隧道开挖渗流场的有限差分法分析[J].中外公路，2007，27：120-123．
［２］杨玉胜.红砂岩隧道开挖稳定性的三维数值分析[J].路基工程，2007，67-69．
数值模拟计算论文 篇7
轨道工程下穿既有道路工程具有工程环境复杂多变、施工技术复杂、不可预见风险因素多和工程事故损失大等特点, 是一项高风险建设工程。对此类问题做出科学合理的风险评估具有极其重要的作用[1,2]。施工设计方案的安全评价无疑在很大程度上决定了轨道交通工程建设的质量, 有必要采取适当的定量评价方法对轨道交通工程项目进行安全评价[3,4]。
本评价项目是针对拟建宁和城际轨道交通工程南京南站- 景明佳园站盾构区间穿越机场高速段项目。根据工程的复杂性和实际的水文地质条件及相关法律法规技术规范要求, 本评价项目拟采取三维数值模拟计算分析的方法进行定量评价, 使评价结果更加客观。评价的关键是三维模型的建立以及数值模拟计算不同充填情况下对地面沉降的影响。
2设计方案简介
拟建宁和城际轨道交通工程南京南站- 景明佳园站盾构区间 (下穿机场高速) , 位于南京市雨花台区景明佳园小区与高铁南京南站北广场之间, 采用2台海瑞克土压平衡盾构机进行掘进。盾构机在景明家园站东端头左右线下井组装、始发, 掘进至中间风井西端头左右线解体吊出, 左右线线间距13~13.5 m, 整个线路与京沪高铁线路近似平行。
由于南京南站- 景明佳园站盾构区间起自中间风井西端头, 线路出中间风井后, 下穿农花河、 上跨宁高城际轨道交通及下穿机场高速, 抵达位于花神大道的景明佳园站。建设的环境限制决定了不能采用大规模的泥水处理设施和场地, 不能采用水压力平衡盾构掘进机。此外, 土压平衡式盾构掘进机还具有挖土体直接由车辆运出、无泥水排放、环保, 容易控制地面沉降, 更易控制涌气、涌水、涌砂事件的发生等优点[4]。因此, 该工程项目适合选用土压平衡盾构机施工。
3土压平衡盾构方案的三维数值计算
3.1计算方法和目的
数值模拟采用美国Itasca咨询公司开发的专业岩土工程软件FLAC3D进行计算[5], 可以非常方便地对隧道开挖与衬砌支护进行模拟。通过土压平衡盾构推进施工过程的非线性有限元计算, 可达到两个目的:评价盾构推进施工过程的安全性; 计算对高速公路路基、路面结构层的影响, 评价高速公路的安全性。
3.2三维有限元模型的建立
根据设计图纸建立计算模型[6], 距离研究区域足够远取截断边界。根据理论及以往的监测经验, 沿隧洞横向 (X轴方向) 往两侧各延伸5倍洞径可达影响范围之外, 沿竖向 (Y轴方向, 标高) 往隧道底延伸3倍洞径可达影响范围之外。Z坐标轴与隧洞纵向一致, 利用软件强大的几何建模功能建立三维模型模型总尺寸为75 m×40 m×180 m, 如图1所示。三维结构模型中, 模型的上边界为地表自由边界, 左边界为对称边界, 前后边界为法向固定边界, 底部边界为固定边界。对三维几何模型进行单元网格剖分, 为保证计算精度, 大部分区域生成规则六面体单元, 联络通道周围局部不规则区域生成加密的四面体单元, 中间通过五面体单元进行过渡, 最终生成的单元网格如图2所示。
将上述网格模型导入FLAC3D软件进行计算, 根据盾构推进施工情况, 每推进一环管片, 设置成1个开挖步, 共设置148步穿越机场高速区域。
3.3有限元计算及分析
根据土压平衡盾构的施工原理, 在维持开挖面基本平衡的前提下, 盾尾间隙的充填情况是影响地面沉降的最关键因素。考虑到同步注浆充填情况的不确定性, 计算了80%和50% 2种充填程度进行对比分析。
3.3.1盾尾间隙充填率80%
3.3.1.1路面沉降分析
路面沉降值是监测报警的关键指标之一, 是判断路面结构是否安全的关键参数, 在这方面积累了很多工程经验。盾构由高速西侧出发, 向东推进穿越机场高速公路。图3得出了80%充填程度盾构推进引起路面沉降三维数值模拟计算结果。
根据路面沉降位移图可知, 路面最大沉降量为14 mm, 由以往的监测经验和该项目专项监测方案确定的监测报警值地表累计沉降量21 mm可以得出, 沉降值都在安全范围之内。
3.3.1.2围岩及路基路面稳定性分析
根据莫尔库伦弹塑性模型计算, 得到的塑性区发展情况状态如图4所示。
从图4可以看出, 隧洞围岩塑性区开展较大, 但是并没扩展到路基、路面结构层之中, 路面的安全能够得到保证。可见在盾尾间隙充填率较高的情况下, 盾构穿越对机场高速的影响是在可控范围之内的, 可以保证高速路面的通车安全。
3.3.1.3沥青路面损坏状况预测
沥青路面损坏状况主要通过路面综合破损率来评价[7,8]。路面综合破损率可以通过下式来预测计算:
式中:S′为相对地面沉降, mm;Smax为风险事故产生的最大地面沉降, mm;S0为盾构正常施工轴线位置地面沉降, mm;L为开挖面至监测点断面的水平距离, mm;B为路面宽度, mm;B1为路面沉陷盆宽度, mm;z0为盾构隧道中心埋深, 取21 000 mm;K为沉降槽宽度参数, 取决于土的类型, 对于粉质粘土取0.4~0.5。
盾构正常施工在中轴线位置的地面沉降量计算:
式中:为地层损失率, 正常施工地层损失率为1.5%;D为盾构法隧道开挖直径, mm。
经计算可得, S0=14.3 mm
根据前述有限元计算结果, Smax=14 mm
路面状况指数计算:PCI=100-15DR0.412 (4)
评价标准如表1所示。
将参数代入式 (4) 计算, 由于S′为负, 不能计算, 说明有限元计算得出的风险事故产生的最大地面沉降小于正常地面沉降量, 对路面影响可忽略不计, 路面状况评价为优。
3.3.2盾尾间隙充填率50%
3.3.2.1路面沉降分析
同理得出50%充填程度盾构推进引起路面沉降三维数值模拟的计算结果如图5所示。
由图5可知, 在盾尾间隙充填不充分的情况下, 盾构推进引起的路面沉降值较大, 达到了20 mm量级。根据工程经验该本项目专项监测方案确定的监测报警值地表累计沉降量为21 mm, 可能引起高速路面一定程度的破坏, 应引起充分重视。
3.3.2.2围岩及路基路面稳定性分析
根据莫尔库伦弹塑性模型计算, 得到的塑性区发展情况状态如图6所示。
从图6可以看出, 隧洞围岩塑性区开展较大, 部分路基、路面结构层也产生了塑性区, 路面受了一定程度的变形破坏。可见在盾尾间隙充填率较低的情况下, 盾构穿越对机场高速的影响较大, 不能保证高速的通车安全。
3.3.2.3沥青路面损坏状况预测
根据前述计算方法, 有限元计算结果:
由式 (4) 计算, PCI=83, 所以路面状况评价为良。
4结论
该项目安全评估的关键是确定不同充填情况下对地面沉降的影响, 通过建立有限元模型, 根据三维数值模拟计算结果的分析可得出如下结论: 1土压平衡式盾构掘进方法适合本工程项目, 采取FLAC3D程序进行三维数值模拟计算评价盾构推进施工过程的安全性, 计算对高速公路路基、路面结构层的影响, 评价高速公路的安全性是合理的。2在盾尾间隙充填率较高的情况下, 盾构穿越对机场高速公路的影响是在可控范围之内的, 穿越后路面状况为优, 可以保证机场高速公路的通车安全。在盾尾间隙充填不充分的情况下, 盾构推进引起的路面沉降值较大, 可能引起高速路面一定程度的破坏。3在盾构穿越机场高速期间, 应严格保证同步充填注浆的施工质量, 增加二次注浆, 提高注浆压力, 保证充填率, 减小地面变形。注浆要迅速, 要在围岩完成闭合变形前进行充填注浆。
参考文献
[1]王刚, 李俊松, 张兴刚.地铁区间暗挖隧道下穿既有铁路站场安全风险管理研究[J].铁道标准设计, 2014, 58 (9) :93-98。
[2]张竹清.城际铁路隧道下穿客运专线铁路桥梁方案设计[J].铁道标准设计, 2013 (6) :114-117.
[3]陈超.基于模糊集理论的地铁项目安全综合评价模型研究[D].沈阳:东北财经大学, 2013.
[4]汪茂祥.海瑞克土压平衡式盾构机[J].工程机械与维修, 2003 (1) :65-66.
[5]张建华, 夏岸雄, 王涛.FLAC3D数值模拟在路基施工中的应用[J].辽宁工程技术大学学报:自然科学版, 2013, 32 (11) :1447-1452.
[6]邹立刚.双线铁路隧道开挖方式数值模拟分析[J].隧道与地下工程, 2011, 29 (2) :99-102.
[7]张丽娟, 王志斌, 瞿正中.干线公路旧沥青混凝土路面加铺改造方案研究[J].西安文理学院学报:自然科学版, 2011, 14 (1) :14-20.
数值模拟计算论文 篇8
在流场仿真计算中, 计算模型及计算方法的选择相当的重要, 使用不同的计算模型及计算方法, 在相同的边界条件下, 求解相同的问题会有不同的结果。现主要对混流式水轮机HLA 351模型机在某一特定工况下进行三维定常湍流计算, 对比、分析不同计算模型及计算方法对计算结果的影响。
1计算模型
计算区域为混流式水轮机HLA 351模型机的转轮及尾水管, 模型如图1所示, 模型中水轮机转轮与尾水管连成一个整体, 这更有利于模拟尾水管进口条件[7,8]。模型机的转轮直径为0.53m, 长叶片和短叶片各15片。由于模型的结构比较复杂, 进行网格划分时采用Tet/Hybrid网格单元, 这种网格单元主要由四面体组成, 个别位置可以有六面体、锥体或楔形体。这种网格类型划分比较复杂的模型时一般比较容易成功[3]。整个计算区域的网格数为2 085 199。
2 边界条件
2.1 进口条件
由于压力条件不好给定, 而质量入口多用于可压缩流动[1], 因此采用速度进口 (velocity-inlet) 。在HLA351模型综合特性曲线上, 由纵坐标n′=65r·min-1及横坐标Q′=200 L·s-1定一交点, (该点效率η≈92.7%) , 通过换算, 给定一个入口速度uin=1.23 m·s-1, 湍动能、湍动耗散率[5,6]分别为:
其中, D为进口当量直径, Cμ取0.09。
2.2 出口条件
出流 (outflow) 边界条件用于模拟在求解前流速和压力未知的出口边界, 适用于出口处的流动是完全发展的情况[3], 本文中在设定边界条件时, 仍无法判断尾水管的出口速度及压力。故可采用自由出口条件 (outflow) 。
2.3 固壁条件
采用CFD在处理黏性流体问题时的默认设置——无滑移条件, 在近壁处采用标准壁面函数[1]。
3 湍流模型及计算方法
3.1 湍流模型
(1) 标准κ-ε模型是典型的两方程模型, 是在一方程模型的基础之上引入一个关于湍流的耗散率ε形成的。是目前使用最广泛的湍流模型, 在该模型中, κ、ε是两个基本未知量, 相应的输运方程[2,3,4]为
其中,
(2) Realizable κ-ε模型已被有效地利用于边界层流动、射流和混合流自由流动、管道内流动等的流动模拟, 是在标准κ-ε模型的基础之上把Cμ与应变率联系起来, 相应的输运方程[2,3,4]为
式中,
3.2 计算模型
SIMPLE算法是一种主要用于求解不可压缩流场的数值方法, 目前在工程上用得相当地广泛;SIMPLEC是SIMPLE算法的改进算法之一, 两种算法的计算步骤相同, 只是在速度修正值方程中的系数项d的计算公式有些区别, 核心都是在交错网格的基础之上来计算压力场, 通过不断修正与迭代, 求出压力场, 从而达到求解动量方程 (Navier-Stokes方程) 的目的[3]。水轮机内部流动的基本方程及时均N-S方程分别为
式中, ui是速度在i方向上的分量 (i=1、2、
4 计算结果及分析
采用两种计算模型——标准κ-ε模型、Realizable κ-ε模型;两种计算方法——SIMPLE算法和SIMPLEC算法, 两两搭配共有4种不同的计算结果, 分别为:①标准κ-ε、SIMPLE (下文简称为B-SIMPLE) ; ②标准κ-ε、SIMPLEC (下文简称为B-SIMPLEC) ;③Realizable κ-ε、SIMPLE (下文简称为R-SIMPLE) ;④Realizable κ-ε、 SIMPLEC (下文简称为R-SIMPLEC) 。计算结果如图2—图9所示;各个模型的计算时间及尾水管内速度范围等如表1所示。其中, 水轮机的效率为
式中, Q为转轮进口流量, m3/s;M为转轮绕主轴的力矩, N·m;ω为转轮的转速, rad/s;H为计算水头, 可用下式进行计算:
由表一可以看出:① B-SIMPLEC模型迭代的次数最大, 时间也最长。是R-SIMPLE模型和R-SIMPLEC模型的2倍;B-SIMPLE模型的4倍。随着计算量的增大, 这种差别会更加地明显;② 对比B-SIMPLE模型和R-SIMPLE模型算出的速度, 发现在算法相同时, 使用Realizable κ-ε模型算出的速度值要比使用标准κ-ε模型计算出的速度要大一些, 这主要是因为Realizable κ-ε引入了与旋转和曲率有关的内容, 考虑了旋转对速度修正的影响, 这与尾水管内的真实流动情况更加符合[3];③ 在4个计算模型中, R-SIMPLEC模型计算的出的效率 (η≈93.3%) 与HLA351模型综合特性曲线上工况点的效率 (η≈92.7%) 最接近, 说明R-SIMPLEC模型计算的结果比较可靠。之所以有些偏差, 主要是因为在用R-SIMPLEC模型计算时, 忽略了压力钢管及蜗壳内压力对进口流速的影响, 也忽略了水力损失等因素。
由图3可以看出, B-SIMPLE模型中, 在弯肘段中部、扩散段进口前、扩散段中部及尾水管临近出口处形成了一个压强相对比较高的区域, 这与实际情况不太相符[3]。
由图4可以看出, 在R-SIMPLE模型中, 尾水管内的最大湍动能出现在直锥段与弯肘段之间, 不太符合实际情况[2,3,4]。
由图5可以看出, 在B-SIMPLEC模型中, 在尾水管整个弯肘段外侧形成一个压强相对比较高的区域, 与实际情况不相符[2]。
由图6和图7可以看出, 采用Realizable κ-ε模型进行计算, 可在尾水管弯肘段与扩散段之间得到一个与实际情况较为相符的、压强相对比较高的区域, 而正是因为这个压强区域的存在使得在弯肘段与扩散段之间出现了回流。从这一角度上来说, Realizable κ-ε模型在进行尾水管三维模拟时更加优越。
5 总结
不同的计算模型和不同的计算方法在计算同一个问题时会有不同的结果, 因此, 模型的选择较为重要。通过与其他三个计算模型比较, Realizable κ-ε、SIMPLEC能更好地观察到水轮机尾水管内的速度场 (如图8所示) 、压力场、漩涡 (如图9所示) 、回流等;同时, 由模型计算出的水轮机效率与HLA351综合特性曲线上工况点的效率也最为相近。因此, 在进行尾水管三维模拟时Realizable κ-ε、SIMPLEC模型是一个比较理想的模型。
参考文献
[1]韩占忠, 王敬, 兰小平.FLUENT流体工程仿真计算.北京:北京理工大学出版社, 2004
[2]吴玉林, 刘树红, 钱忠东.水利机械计算流体动力学.北京:中国水利水电出版社, 2007
[3]王福军.计算流体动力学分析———CFD软件原理与应用.北京:清华大学出版社, 2004
[4]戴慧超, 槐文信, 吴玉林, 许唯临, 等.水利水电工程水流精细模拟理论与应用.北京:科学出版社, 2006
[5]胡秀成, 张思青, 张立翔.基于CFD的长短叶片水轮机转轮研究.水电能源科学, 2009;27 (3) :144—146
[6]胡秀成, 张思青, 何士华.水轮机长短叶片转轮三维数值模.拟水力发电, 2009;35 (6) :47—49
[7]M.Sick等著, 水泵水轮机尾水管中涡带的研究, 金东杰译.国外大电机, 2006, (1) :76—80
[8]齐学义, 马惠萍, 杨国来, 等.基于Pro/E的水轮机尾水管肘管部分的三维造型.农业机械学报, 2009;40 (9) :103—106
数值模拟计算论文 篇9
在实际工作状态下,轮毂承受旋转交变载荷,疲劳破坏是轮毂的主要破坏形式之一,因此,预测轮毂的疲劳损伤具有十分重要的科学与工程意义。目前有关轮毂疲劳寿命预测的方法有名义应力法、局部应力应变法、能量法和场强法等基于应力应变疲劳理论的预测方法［１－７］。学者们多年的研究取得了一定的成果,对轮毂的疲劳寿命预测起了重要的作用,但这些方法均假设疲劳损伤累积到一定程度便发生断裂失效,未能全面描述疲劳裂纹从微观缺陷发展至宏观裂纹直至断裂的规律,所得的结果与实际寿命之间存在误差,难以真正应用于工程实际。而损伤力学理论可以解释材料或构件在交变载荷作用下裂纹萌生和扩展的规律［８］。因此,基于材料的疲劳损伤进程,研究轮毂疲劳寿命的预测是一种新的途径。
本文针对轮毂结构和工况的特点,利用ANSYS完成了轮毂的三维几何建模、网格划分及载荷约束,通过Cerig命令在加载轴端建立一主节点,将该节点与其他螺栓孔受力节点通过刚性梁耦合,然后在主节点上加旋转载荷,可以简化和模拟轮毂的实际工作过程。在疲劳寿命分析时,从考虑材料疲劳损伤进程的角度出发,结合疲劳损伤理论和有限元分析方法,建立了适合计算轮毂疲劳寿命的损伤力学-有效应力-有限元法,采用拟合得到的损伤演化材质参数,利用ANSYS的二次开发工具APDL语言,对轮毂疲劳损伤过程进行数值模拟计算,在得到轮毂裂纹萌生寿命和扩展寿命的同时,给出了不同循环载荷下裂纹的扩展路径。最后,通过对轮毂弯曲疲劳试验结果与有限元数值仿真结果进行对比验证,证明了此方法的可行性和有效性。
1 轮毂有限元模型的简化
轮毂是由钢板冲压成形后的轮辋和轮辐经焊接而成的薄壁结构;试验对象为带加载轴、法兰盘及螺栓的整体轮毂。由于轮毂结构比较复杂,所含的单元数较多,在强度计算过程中,计算速度较低。本文考虑了轮毂工作过程中受到的弯矩作用,通过刚性元法对轮毂模型进行了简化。
由于轮毂在实际工况下产生的疲劳为高周疲劳,因此轮毂发生的变形基本都是小变形。结合轮毂几何模型和实际加载情况,在距轮毂轮辐面中心540mm处建立一主节点,定义为mass21刚性单元,然后通过Cerig命令把该节点与轮辐螺栓接触面的所有节点耦合,再对轮毂轮辋进行边界约束,最后给主节点(加载轴端)施加额定载荷(F=3400N),通过刚性单元进行载荷传递。这种方法在端面额外增加了一定的刚度,一般适用于小变形分析。简化后的模型加载图见图1。图2为受载后的应力分布图。单元在加载过程中应具有承受大变形、大应变的能力,并能在不丧失精确性的前提下忍受不规则形状,结合单元“杀死”功能,本文选取SHELL143单元。
2 轮毂疲劳损伤
轮毂的疲劳损伤实质是微裂纹的萌生及发展过程。在旋转循环载荷作用下,材料的局部细观组织发生了不可逆的塑性变形,非线性累计损伤增加,疲劳强度显著减小。根据以上损伤特征,Chaboche［９］提出一个疲劳损伤累积模型来描述材料的劣化过程:
式中,σ为应力;ω为损伤度,取值范围为[0,1];N为疲劳循环次数;σＭ为最大应力;为平均应力;β、A(σＭ,)和M为与材料和温度有关的参数;符号〈〉表示当x> 0时,〈x〉=x,当x<0时,〈x〉=0;σ１为对称循环疲劳强度;σ１()为非对称循环疲劳强度;σｕ为拉伸疲劳强度;a、b和M０为与材料有关的常数。
3 损伤力学-有效应力-有限元法
3.1 损伤力学-有效应力-有限元法计算格式的建立
考虑轮毂结构的复杂性和材料不均匀性等的影响,以及轮毂在实际工作过程中所受载荷的周向循环性,为了较真实地模拟轮毂动态旋转损伤过程,本文根据应变等效假设理论［１０］和有限元法［１１］,以循环次数划分步长建立了适合计算轮毂等旋转机构疲劳损伤的损伤力学-有效应力-有限元法模型,算法中用到的符号说明如下:σＮ（ｅｉ）、ΔωＮ（ｅi）和ωＮ（ｅi）分别表示单元eｉ在第N次加载后
的有效应力、损伤增量和累积损伤,i表示单元序号。由于轮毂初始缺陷很小,即limω０（ｅｉ）＝０,本文统一取ω０（ｅｉ）－１５＝１×１０。
由式(1)可知,每加载一次,第i单元产生的损伤增量为
算法具体步骤如下:
(1)对加载轴端主节点进行加载,提取轮毂各单元的有效应力场σ１（ｅｉ）并卸载。
(2)根据式(5)计算加载一次后各单元的损伤增量,并将应力幅σＭ用有效应力σ１（ｅｉ）代替,即
此时,单元总损伤为
(3)将加载方向绕加载轴旋转15°后再加载,提取轮毂各单元的有效应力σ２（ｅｉ）后卸载,而考虑各单元在经历了前一次加载后产生的累计损伤,此时的有效真应力
^σ2(e^i)=1σ-2(eωi1)(ei)(8)
再将代入式(5),计算出此次加载所产生的损伤增量Δω２（ｅｉ）,此时单元总损伤为
(4)重复步骤(3),第r次加载后的有效应力为
^σr(ei)=1-σr(eωir()e-i1)(10)
单元总损伤为
当损伤最大单元总损伤
时单元发生破坏,此时“杀死”该单元。其中,Nｆ１为首个单元破坏时所对应的加载次数。
此时第i单元的总损伤为
当m个单元(本文m取36)被“杀死”时,所对应的加载次数为
由步骤(3)可知,对主节点沿α=15 N°的方向上施加旋转载荷时,在0°~360°范围内每加载24次,相当于轮毂旋转一周,所以轮毂的疲劳寿命可由下式表示:
式中,f为轮毂的疲劳寿命;M为周加载次数,本文M取24;符号[]表示向下取整。
利用步骤(1)~步骤(4)的疲劳损伤有限元方法对采用刚性元简化后的轮毂进行疲劳损伤预测过程中,由于施加旋转载荷后计算的有效真应力考虑了累计损伤值,并结合了“杀死”单元功能,从而有效描述了疲劳裂纹从微观缺陷发展至宏观裂纹直至断裂的全进程。
3.2 算例验证
在用ANSYS对车轮轴端进行加载时,只能沿坐标轴方向加载,所以应对加载值分别沿Y轴和Z轴进行载荷分解,即
式中,α为在OYZ平面内加载方向从Y轴正方向开始逆时针旋转的角位移;|F|为载荷矢量的模;FＹ、FＺ分别为对Y轴和Z轴进行分解的载荷值,值为负时表示加载方向和坐标轴正方向相反。
对轮毂材料SAPH440钢的4件标准拉伸试样依据GB228-2002进行拉伸试验,测得σｕ;通过GPS-200CS高频疲劳试验机对20件标准疲劳试样进行疲劳试验,测得σ１、σ１(σ)(应力比R=0.1)以及σ?N曲线和ω?N曲线,并结合最小二乘法拟合出损伤参数,如表1所示。 由于轮毂是中心对称结构,旋转循环加载时每个螺栓孔和通风孔所受应力基本相同,因此仅观察四分之一对轮毂处的疲劳损伤进程。部分不同角度加载图及应力分布图见图3~图6。
通过对轮毂求解分析可知,当旋转加载时,大应力单元主要分布在螺栓孔和通风孔周围,因此,通过应力大小迭代求出单元损伤后,总损伤最先达到破坏值的单元应在螺栓孔或通风孔附近。
令θ为OYZ平面内加载方向与Y轴正方向沿逆时针旋转在0°~360°内的夹角,则θ与角位移α之间的关系可表示为
图7~图12所示为不同加载角度θ、不同加载次数N下所对应的损伤应力场。
通过对轮毂进行旋转循环加载,利用损伤有限元法进行疲劳损伤计算可以看出,当加载次数为1 080 711(疲劳寿命为45 030周次,θ=255°)时(图7),轮毂螺栓孔处产生初始裂纹,即第1个单元发生破坏,此时的寿命为轮毂的萌生寿命;当加载次数为1 104 580(疲劳寿命为46 025周次,θ=60°)时(图8),初始裂纹进行扩展,有3个单元发生破坏;当加载次数为1 124 967周次(疲劳寿命为46 874周次,θ=225°)时(图9),通风孔处有一单元发生破坏;当加载次数为1 175 434(疲劳寿命f=48 977周次,θ=150°)时(图10),裂纹进一步扩展,螺栓孔处有10个单元发生破坏,通风孔处有7 个单元发生破坏;当加载次数为1 252 026次(疲劳寿命f=52 168周次,θ=270°)时(图11),螺栓孔处又有一条新的裂纹产生,同时第一条裂纹扩展至14个单元,第二条裂纹扩展至15个单元;当加载次数为1 279 226(疲劳寿命f=53 302周次,θ=30°)时(图12),轮毂完全破坏,此时的疲劳寿命为轮毂的全寿命。
由计算结果可知,轮毂轮辐部位在产生裂纹的过程中,当主裂纹产生并发展时,又有次生微裂纹产生,最后产生数条裂纹致使轮毂发生破坏。
4 轮毂疲劳试验
根据GB/T5334-2005轮毂性能的要求和动态弯曲疲劳试验的条件要求,将10只以热轧带钢SAPH440生产的N1型钢圈以及M12紧固螺栓、加载轴和法兰在标准试验装置［１２］下做弯曲疲劳破坏试验。
4.1 轮毂失效的判定准则
随着轮毂旋转次数的增多,轮毂轮辐出现了破坏的迹象。 根据国标［１３］中给出的判断轮毂破坏的依据,轮毂在不能继续承受载荷、原始裂纹产生扩展或出现应力导致轮毂断面出现裂纹时,可以断定轮毂已经失效。本试验在轮毂某部位裂纹长度为4cm时,停止加载,视为轮毂破坏。
4.2 试验结果
对多个轮毂进行破坏试验,结果表明轮毂的破坏多发生在轮辐螺栓孔及通风孔附近,部分轮毂的破坏图见图13和图14。疲劳寿命试验结果和计算结果的比较如表2所示。
4.3 试验结果与计算结果的比较分析
比较疲劳试验图(图13、图14)和计算全寿命裂纹图(图12)可知,本文建立的损伤力学-有效应力-有限元法对用刚性元简化后的轮毂模拟计算的疲劳损伤裂纹与原型轮毂破坏试验结果非常相近,计算全寿命与原型轮毂试验全寿命平均值的误差水平为8.5%,说明此方法是可行的。
通过对主节点的旋转加载模拟了轮毂的动态弯曲疲劳试验过程。 轮毂在受到旋转载荷加载时,危险部位在螺栓孔和通风孔附近,试验结果和计算结果吻合较好。
图7、图12及表2的结果表明,裂纹的萌生寿命超过全寿命的80%,这是因为轮毂初始损伤很小,应力分布比较均匀,初始裂纹产生后,同一截面上的单元几乎同时被破坏,所以扩展寿命非常短。
从理论上讲,只要边界条件正确,作用的载荷取得准确,当网格无限细化时,有限元解收敛于精确的解析解［１１］,但是由于轮毂结构复杂,本文在划分网格时考虑了计算速度问题,所以网格尺寸较粗,而当单元划分较粗时,随着单元性质的劣化以及模型边界条件的变化,会使部分单元的应力场和应变场发生突变,造成新的应力集中,同时本文采用“杀死”后的单元模拟缺陷,由于单元“杀死”后没有任何承载能力,与实际情况相比高估了损伤值,且本文在疲劳损伤有限元分析中没有考虑材料的循环强化作用,所以以上这些都会使计算结果较试验结果偏小,导致表2中计算结果基本都是试验结果的下限。
仿真结果和试验结果存在的误差可能还与以下因素有关:1在计算轮毂应力分析和疲劳寿命分析时采用弹性有限元模型,这与真实轮毂材料的本构关系存在一定的误差;2通过刚性元法对轮毂模型进行简化以及每隔15°对主节点进行旋转加载都与整体轮毂(带法兰盘和加载轴)的弯曲疲劳试验存在偏差;3本文没有考虑旋转的轮毂还会受到残余应力、螺栓预紧力以及离心力等作用的影响。
5 结论
(1)由于轮毂在实际工况下产生的疲劳为高周疲劳,所以轮毂发生的变形基本都是小变形,结合轮毂几何模型和实际加载情况,利用适合小变形情况的Cerig命令在轮毂轮辐面中心线上建立一主节点,然后把该节点与轮辐螺栓接触面的所有节点进行耦合,再对轮毂轮辋进行边界约束,最后给主节点(加载臂端)施加旋转载荷,通过刚性单元进行载荷传递,从而简化了轮毂整体的几何模型。
(2)从考虑材料疲劳损伤进程的角度出发,结合疲劳损伤理论和有限元分析方法,建立了适合计算轮毂等旋转机构疲劳寿命的损伤有限元方法。通过对加载臂端主节点进行旋转加载,将轮毂在工作过程中产生的损伤间接地用有效真应力值表征,得到了轮毂的使用寿命和裂纹扩展路径。
(3)利用轮毂动态弯曲疲劳试验模拟轮毂在承受弯曲载荷作用下高速运转过程,将试验结果和数值仿真结果进行对比,结果表明,本文建立的损伤力学-有效应力-有限元法可以较准确地预测轮毂的疲劳寿命和裂纹扩展路径。 因此,结合损伤力学对轮毂疲劳寿命及破坏过程进行预测是可行的。
摘要：针对轮毂结构复杂和周期载荷的特点,采用刚性元法简化轮毂有限元模型,基于材料疲劳损伤规律、应变等效假设理论和有限元方法,提出了一种计算旋转轮毂结构疲劳损伤的新算法。该算法采用拟合得到的损伤演化材质参数和ANSYS的二次开发工具对轮毂的疲劳损伤过程进行数值计算,在得到裂纹全寿命的同时,给出裂纹群扩展路径,真实地模拟了轮毂动态旋转损伤进程。试验研究证明了该方法的可行性和有效性。
数值模拟计算论文 篇10
在工程建设中, 跨线连续梁悬臂法施工的现浇预应力混凝土连续箱梁被越来越广泛的使用, 主墩临时固结措施的稳定性和安全性就显得尤为重要。
某连续梁主梁采用预应力混凝土连续箱梁结构, 计算跨度为 (80.6+128+80.6) m, 梁全长290.9 m, 采用悬臂浇筑施工, 施工完成的连续梁如图1 所示。
梁体截面采用单箱单室、变截面直腹板形式。箱梁顶宽12 m, 底宽7 m, 中心点截面中心处梁高9.6 m, 线路中线及底板座范围梁高9.665 m;中跨跨中9 m直线段, 边跨20.5 m直线段, 截面中心处梁高5.6 m, 线路中心线及底板座范围梁高5.665 m。梁端1.45 m直线段, 截面中心处梁高5.6 m, 线路中心处及底板座范围梁高5.615 m。顶板厚度除梁端附近外均为450~650 mm, 按折线变化;腹板厚640~1100 mm, 按折线变化;底板厚度由跨中的520 mm按二次抛物线变化值根部的1200 mm。全联在端支点、中跨及中支点处共设置5个横隔板。隔板厚度:边支座1.5 m, 中跨0.8 m, 中支点处3 m。横隔板设有过人孔洞。箱梁两侧腹板与顶底板相交处外侧均采用圆弧倒角过渡。桥面板宽12 m, 桥梁建筑总宽12.28m, 防护墙内侧净宽8.8 m, 桥上人行道栏杆内侧净宽11.9 m。
2连续梁临时支墩数值模拟
2.1荷载计算参数
梁重不均匀, 一个悬臂自重增大5%, 另一个悬臂自重减少5%;挂篮、及施工机具重量偏差系数, 一端采用1.2, 另一端采用0.8;梁体上堆放工具材料, 一侧悬臂作用有5 k N/m均布荷载, 并在端头有150 k N集中力, 另一侧悬臂空载。
挂篮向20 号段移动时不同步, 一端移到20 号段位置, 另一端相差2 m;20 号梁段混凝土灌注不同步, 一端灌注完成, 另一端灌注一半;在灌注20 号段时, 一端挂篮连同混凝土坠落, 梁体、挂篮、机具及其他荷载动力系数1.2;最大悬臂长度时, 一端悬臂承受100%的风载。另一端悬臂承受竖向50%的风载。按《铁路桥涵设计基本规范》, 风荷载强度按式 (1) 计算。
式 (1) 中基本风压W0=700 Pa;风载体系数K1=1.3;风压高度变化系数K2=1.13;地形、地理条件系数K3=1, 则风荷载强度W=1028.3 Pa。
组合1, 荷载1+荷载2+荷载3+荷载5+荷载7。计算图 (略) 。
组合2, 荷载1+荷载2+荷载3+荷载4+荷载7。计算图 (略) 。
组合3, 荷载1+荷载2+荷载3+荷载6。计算图 (略) 。
组合4, 荷载1+荷载2+荷载3+荷载8。此项组合用以检算临时支墩抵抗横向风荷载的承载力。
2.2 临时支墩反力的数值计算
项目临时支墩采用有限元软件MIDAS进行分析计算, 采用梁单元。在上述4 种荷载组合的情况下, 分别计算出不同荷载组合的临时支墩反力 (图2) 。
由图2可知, 荷载组合1情况, 临时支墩反力f1=25 884.5 kN, f1'=11 730 kN。
由图3 可知, 荷载组合2情况, 临时支墩反力f2=23 502.5 kN, f2'=13 011.8 kN。
由图4 可知, 荷载组合3情况, 临时支墩反力f3=32 103.4 kN, f3'=4 033.4 kN。
由图5可知, 荷载组合3情况, 临时支墩反力f4=25 151.8 kN, f4'=13 663.4 kN。
2.3临时支墩局部数值分析与计算
项目临时支墩局部分析, 采用有限元软件MIDAS, 利用支墩反力建好的模型, 对支墩局部数值进行整理, 得到临时支墩的轴力和应力情况, 见图6、图7。
在横向风荷载作用下, 支墩横向联接系杆件最大应力为140 MPa, 强度满足要求。不考虑挂篮坠落工况时, 单个临时支墩所受压力最大值Fmax=f4=25 884.5 k N, 考虑单侧挂篮坠落工况时, 单个临时支墩所受压力最大值Fmax=f3=32 103.4kN。
3 临时支墩钢管混凝土柱计算
临时支墩采用 Φ1220×12 mm的钢管混凝土柱。钢管内填充C40 混凝土。钢管混凝土材料各性能指标及计算分析如表1所示。
以上计算可得, 单根钢管混凝土柱承载力设计值为37 111.7 k N。大于单根临时支墩所受最大压力。经计算, 横向联接系杆件强度、稳定满足规范要求。
4 结束语
以跨径80.6+128+80.6 m的连续梁临时支墩设计为例, 阐述连续梁临时支墩的计算过程, 并通过有限元软件Midas对该特大桥的临时支墩进行了数值分析, 施工一线采用了上述临时支墩, 很好地完成了施工任务, 施工时结构稳定且安全, 说明上述数值模拟方法真实有效, 可以作为连续梁临时支墩计算的参考。
摘要：现浇预应力大跨度连续箱梁悬臂法施工中临时固结措施, 采用钢管混凝土柱临时支墩施工时, 临时设施设计。对选用的结构如何进行分析检算, 进而判断结构是否满足施工要求。以跨径80.6+128+80.6 m的连续梁临时支墩设计为例, 给出连续梁临时支墩的计算过程, 并通过有限元软件Midas对某特大桥的临时支墩进行数值分析。
关键词：连续梁,数值模拟,支墩设计
参考文献
[1]姚璐.客运专线连续梁悬臂施工临时支墩设计[J].城市道桥与防洪, 2010, (7) :118-121.
[2]毕永清.大跨度连续梁桥体外临时支墩设计与施工技术[J].铁道建筑技术, 2011, (7) :13-16.
[3]谌跃飞.连续箱梁桥梁悬臂现浇施工临时支墩结构受力有限元分析[J].广东建材, 2009, (6) :22-24.
浅埋暗挖工法比选数值模拟分析 篇11
关键词:浅埋暗挖;CD;CRD;比选;数值模拟
中图分类号:U4文献标识码:A 文章编号:1000-8136(2009)17-0015-03
浅埋暗挖法施工中由于埋置深度小,随着地层物质被挖出,自洞室临空面向地层深处一定范围内地层应力将重新分布,宏观表现为地层的变形。不同的施工方法引起的沉降是不一样的,过大的地面沉降和地层变位将直接危及地面建筑物和地中管线的正常使用。因此,有必要通过数值模拟分析不同施工方法对地面沉降的影响,确定合理的施工方法。同时在施工中进行量测监控,并根据评价指标进行判断,作出比较合理的技术决策和现场应变措施。
1 工程概况
西安地铁二号线某地下区间,采用暗挖施工法。其中一根直径2 m的给水管沿线路东侧由南向北敷设,管线埋深约为2.5 m～3.9 m,位于线路左线上方。供水压力在3 kgf/cm2～4 kgf/cm2,距暗挖结构最近处约10 m。施工期间必须严格控制该水管的沉降,否则将直接影响到西安市民的用水。
1.1 工程地质
沿线主要为素填土层、新黄土层、古土壤层、老黄土层以及粉质黏土层,地层岩性变化较大,均匀性一般。其中隧道穿越的土层为新黄土层、古土壤层以及老黄土层,各土层多为可塑状态,局部为软塑状态,且位于地下水位以下,受地下水的影响较大,洞室围岩易发生蠕变、坍塌等变形破坏。各地层主要物理力学指标见表1。
2.2 施工方案
隧道施工前先进行地面井点降水,降水深度在结构底板以下1 m,施工时达到无水作业(所以计算模拟过程中不考虑地下水的影响)。为改良工作面前方地层,保证开挖工作面的稳定,隧道开挖前采用双排超前小导管注浆加固地层。为保证注浆效果,防止注浆过程中工作面的漏浆,小导管超前注浆前喷射混凝土封闭开挖工作面。初期支护闭合成环一定长度后,即对初衬背后压注水泥浆。
方案一:采用CRD工法分部开挖。
方案二:采用CD工法分部开挖。
施工步骤见图1。
2 数值模拟分析
2.1 计算模型
为模拟两种工法在隧道开挖时对地表沉降的影响,计算过程中采用二维有限元地层结构连续介质模型。有限元模型水平宽度取开挖洞室宽度的5倍,垂直高度取至隧道底以下开挖洞室宽度的5倍。整个地层与隧道共同作用的模型宽120 m,高67.1 m(见图2计算模型图),共划分了4 270个单元。在模拟时采用梁单元来模拟初支,超前小导管对土体的加固作用通过提高围岩等级来近似模拟。左右均约束水平向位移,底面约束水平和竖向位移。2 m直径给水管采用梁单元来模拟。计算时地面超载按规范取为20 kPa。
2.2 计算参数
地层模型参数主要按表1选取。初支为C25喷射混凝土,其弹性模量为23 000 MPa,泊松比为0.2。临时支撑为I20 a工字钢,弹性模量为200 GPa,泊松比为0.3。
2.3 施工过程模拟
数值模拟分析运用了Midas GTS单元中的“激活”、“钝化”功能来模拟开挖过程,其原理是当选择钝化单元时,程序将对这些单元的刚度、传导或其他分析特性矩阵乘以一个很小的因子。钝化单元的单元荷载将为0,从而不对荷载向量生效,同样钝化单元的质量、阻尼等其他类似效果也设为0值。钝化单元的这些性质可以有效地模拟开挖掉的土体。所谓“激活单元”,就是指没被钝化的单元以及激活的钝化单元,激活后的单元将恢复原来的质量和刚度等矩阵值,可以有效地模拟开挖后施工的衬支和临时支撑。具体计算分析过程如下:①设置好各种地层参数、支护参数后,施加重力场,激活所有地层,以模拟大地的初始应力状态;钝化水管部分的土体,并通过梁单元来模拟2 m给水管,并将位移清零;②通过改变材料参数以提高围岩等级来模拟超前小导管注浆加固区;③利用Midas GTS的激活、钝化功能来模拟两种施工方案各施工步骤,直至施工完成。
3 计算结果分析
由图3、图4可知,CD法和CRD法引起的水管竖向位移最大值为2.55 mm、2.71 mm,水平位移最大值分为2.05 mm、1.56 mm,经分析可知,两种工法对给水管的影响类似且位移变化均不大,都可以满足管道的变形要求。
由图5、图6可知,CD法和CRD法引起的地表沉降最大值分别为23.27 mm、16.05 mm。经分析可知:CRD法断面开挖能及时支护使周边围岩的应力释放得到控制,从而能减少地表沉降量,有效控制地面变形。通过比选,综合考虑两种工法引起的沉降,由于CRD工法步步封闭成环,围岩暴露时间短,因此,CRD法在控制地面沉降和土体水平位移方面优于CD法,选择CRD法施工本段区间。
为了评价注浆加固对地层加固的效果及对隧道开挖的影响,计算还模拟了注浆及未注浆两种工况,由图7、图8可知,采用注浆加固拱顶地层后,拱顶的沉降得到有效控制,从 -27.94 mm变化为-17.03 mm,这是因为开挖面周围地层形成一个硬壳保护拱,在拱的保护下,使得工作面坍塌的程度大大减小,挖掘面影响范围内的土体得到了有效改良,增加了土体的稳定性,制约了拱部土体向下位移,从而减小了暗挖施工引起的沉降。通过分析可知,软弱土层采取超前预加固措施对控制拱顶沉降效果明显。
4 结论
(1)模拟计算结果表明,软弱土层采取超前预加固措施对控制拱顶沉降效果明显。
(2)CRD法步步封闭成环,在控制地面沉降和土体水平位移方面优于CD法。
(3)通过对地表及管底沉降的数值模拟预测,CRD法最大地表沉降为16.05 mm,该法引起的管底竖向和水平位移分别为2.71 mm、1.56 mm。从管线安全性来讲,它未超过管线安全使用所允许的变形值。
目前该段工程已施工完毕,从现场情况看,采用超前支护+CRD法通过既有管道措施合理,安全可行。
作者简介:翁木生,男,汉族,1982年出生,湖南醴陵人。
Numerical Simulation on the Choice of the Diffirent
Shallow Mining Method
WengMusheng
Abstract:Urban road draining water is the important constituent within the urban road design, not only it affects the urban road the service life, but also affects city clean and the beautification. This introduction emphasizes on the importance of urban road draining water, and also has analyzed and proved the practical application on subgrade drainage, surface drainage, overpass drainage and afforested belt drainage design and so on.
数值模拟计算论文 篇12
基坑工程是一项古老的综合性工程, 支护方案的设计计算方法影响到支护方案的工程进度、工程质量和工程成本, 在整个基坑施工工程中占有相当重要的地位。随着我国经济的不断发展, 城市土地资源越来越紧张, 地下空间的发展利用变得日益迫切这就对基坑工程的支护设计提出了更为严格的要求。同时由于基坑工程的地域性强、发生事故后损失大、补救困难且造价高等特点, 就要求基坑工程的支护方案必须稳定可靠、经济合理选择基坑支护计算方案显得尤为重要。
2 基坑概况及场地周边环境
基坑概况。长春农贸集团股份有限公司商场大厦占地面积约为10000m2, 基坑开挖深度5.8m, 商场底部为一地下车库, 占地面积5500m2。
注:qs—桩周土摩擦力标准值;qp—桩端土承载力标准值
场地周边环境。长春农贸集团股份有限公司商场大厦位于黑水路批发市场西侧10m处;其北侧为距其10m的长春市绵麻土特产品总公司 (6层) 和长春市农贸集团股份有限公司办公用楼 (6层) ;西侧为距其26m的东三条街;南侧为距其13m的黑水路。该建筑基坑深度为5.8m。场地的四层土层的物理力学性质指标见表1。
3 采用Blum法计算参数进行软件数值模拟分析
3.1 几何模型。
根据本基坑的实际尺寸, 取土层边界为基坑宽度的一倍, 深度为基坑开挖深度的二倍。有限元计算中, 用梁单元模拟支护桩;几何模型如图1所示, 围护结构参数同前所述。
3.2 网格的划分。
Midas/GTS软件提供有很多种单元形式, 本文对于基坑周围土体采用的是四边形平面单元形式, 维护结构采用的是直线1D单元形式, 支护方案的网格的划分结果如图2所示, 划分9351个单元, 9562个节点。
3.3 边界条件。
根据本基坑工程的特点, 对位移边界条件做以下假定:模型的竖直方向允许发生变形, 水平方向的左、右边界位移为零;下边界任意方向的变形都为零, 边界条件如图3所示。桩的参数:桩的长度为10.03 m, 直径为0.6m, 桩的弹性模量为2.5×105N/mm2, 泊松比0.2, 容重为25 N/mm3。土层的参数如表2所示模量为2.5×105N/mm2, 泊松比0.2, 容重为25 N/mm3。土层的参数如表2所示。
3.4 计算结果
根据上述方法的数值模拟表明Blum法安全系数2.9203mm, 数值模拟结果最大水平位移1.66mm和最大竖向位移1.07mm, 说明此方法可靠度较高, 所以本基坑实际工程采用Blum法计算的桩长。
结论
随着越来越多高层、超高层及重大型工业建筑的发展, 基坑开挖的深度日益加深, 排桩支护结构的设计、施工等方面都面临很多问题, 只要我们能认真进行方案的优选、方案的论证, 设计理论不断完善、不断创新, 施工工艺不断改进, 基坑工程会得到更快更好的发展。
摘要：本文以长春农贸商场大厦的基坑工程为研究案例, 根据计算的结果采用理正软件进行稳定性分析及支护结构的位移与内力计算, 并应用Midas-GTS软件进行周围土体的变形特性分析。
关键词：基坑,Blum法,数值模拟
参考文献
[1]余志诚, 施文华.深基坑支护设计与施工[M].北京:中国工业出版社.1997.
[2]徐杨青, 王永宁, 程杰林.模拟深基坑开挖和支护全过程的有限元数值分析[J].岩土力学, 2002 (S1) .
[3]谢猛, 侯克鹏, 傅鹤林, 等.值梁法在深基坑支护设计中的应用[J].土工基础, 2008.
[4]何昌荣, 陈群, 富海鹰.两种支挡结构的实测和计算土压力[J].岩土工程学报, 2000.