数值参数

2024-11-30

数值参数（精选8篇）

数值参数篇1

1 引言

严重灾害或战争中大量伤病员主要采用担架后送。担架伤员约占伤员总量的80%以上,且到达救护所需要实施医疗处置的伤员很多,其中需要进行中小处置如清创、更换敷料等处理的占了较大的比例,直接在担架上操作会给急救医护人员带来体位不适,换乘又会使伤员增加二次损伤的几率,而手术或处置室中的手术台或诊疗床装备数量有限。为提高担架伤员救治效率,研究了一种新型担架支架,工作状态如图1所示,装备可直接接驳通用担架,形成现场急救、检伤分类、术前准备、留置观察等直接处置担架伤员的简易医疗救治平台,提高伤员的救治效率。

新型担架支架其主要承力部件由2个X型支架及4支相同的横撑组成,如图2所示,均由铝镁合金管材弯制而成。基于担架的尺寸、操作高度及功能要求,承力部件的长度及折弯角度尺寸已经确定,因此,管材的截面惯性矩即尺寸参数对担架支架的安全可靠性及质量具有决定性的影响。在保证可靠性前提下寻求最小装备质量,确定担架支架管材最适截面尺寸,避免为保证某些设计要求而盲目增加设计裕度,没有现成的经验公式或理论可供直接计算[1]。另外,担架支架的实际结构及载荷的传递情况较为复杂,在数值仿真时载荷及约束无法准确施加。本研究通过变换位移参照系,简化担架支架主要承力部件载荷、约束的施加,并对其进行整体建模。以质量最小化为优化目标,约束装备的最大内应力与最大位移,采用基于易于收敛的序列二次规划(SQP)数值优化设计方法[2,3,4],寻求担架支架管材最适截面尺寸,对优化后的结构进行强度、刚度及稳定性数值计算,与试验结果进行对比,并分析偏差产生的原因。

2 担架支架的约束、载荷分析及理想化

2.1 载荷分析及计算模型的整体建模

担架支架主要承受担架及伤员的垂直向下载荷,要求额定承载能力为1 100 N,加载1 h后担架面下降小于10 mm,安全系数大于3。担架支架主要的承力部件为2个X型支架及支腿部2根横撑,X型支架本身由3个部件组成,将承载载荷传递到地面形成平衡支撑。在这种复杂的载荷及力传递状态下,分别对每一部分进行建模、计算,其结果将难以准确,也无法计算装备整体稳定性。因此,本研究对担架支架主要承力部件2个X型支架及支腿部2根横撑进行整体建模,总载荷分为4个等份施加在上部4个支撑柱上,如图3所示。

2.2 基于变换参照系的约束分析及计算模型简化

以地面为位移参照系,担架支架装配体之间实际约束十分复杂,包括了地面对支腿部2根横撑的部分自由度的约束,以及X型支架关节对2根支撑杆的部分约束,且担架支架关节处的质点对地面也存在位移,导致了需约束处的自由度数量、方向与位置不能确定,无法正确施加约束,数值分析无法进行。采用变换参照系的方法,将位移参照系变为担架支架X型支架关节处,这时支架在关节处的质点位移为0,可方便确定约束状态。在变换参照系的情况下,除去所受额定载荷外,还增加了地面对支架的垂直向上的支撑力,支撑力大小与额定载荷相同。根据以上分析,将关节对支撑杆的约束施加到相应的位置上,建模时可将关节略去。结合2.1一节的分析结果,对模型进行整体参数化建模,根据经验,首先假定优化对象外径尺寸d为32 mm,壁厚h为3 mm。模型及约束、载荷施加如图3所示。

2.3 模型的理想化

由图2主要承力部件可以看出,担架支架的计算模型实际是由受约束的杆系组成的,然而,与最短的支撑管的长度相比,由于管材的直径相对较大,把体系简化为桁架模型将产生错误的计算结果。但是其壁厚参数与最短支撑管尺寸相比相对较小,可将体系理想化为薄壳模型,利用Mechanica中的壳单元进行有限元分析,共形成24个壳对,大大提高计算机计算效率。

3 对担架支架模型的工程分析

3.1 前置分析

前置分析需要在建模、约束及载荷施加后赋予模型材质及进行网格划分。担架支架使用的是某牌号的铝镁合金材料,该材质的泊松比为0.3,杨氏模量为70 GPa。共划分三角形和四边形壳单元网格457个,节点377个。网格划分如图4所示。

3.2 后置处理

在Mechanica中新建静态力学研究项目,采用多通道自适应方式寻找收敛结果,多边形最高逼近阶次为9,计算出Ф32 mm×3 mm模型的应力及结构位移如图5及图6所示。

由数值仿真结果可以看出,最初设计的外径32 mm,壁厚为3 mm时,支架模型的最大内应力为22.6 MPa<[δ]=60MPa,最大内应力发生在长支撑管约束处。在变换坐标系的情况下,支架模型的两端受载荷作用处均有位移,最大位移发生在如图6所示位置,相对于地面位移参照系,模型的最大位移为1.14 mm,此时计算模型的质量为3.42 kg。

4 担架支架的优化设计

4.1 优化设计的数学模型

式中,x1、x2分别为铝镁合金管的外直径以及壁厚;目标函数W(X)为模型的总体质量;σj(X)为结构主要部位的复合应力,共J个;[σ]为材料许用应力;分别为xi的上、下限。

4.2 设计变量的取值范围

设计变量的取值东范围见表1。

4.3 基于SQP的优化设计过程和强度、刚度的试验校核

在Mechanica中建立优化研究,在前述的材质、约束和载荷下,以最小质量为优化目标,同时满足支架最大内应力不大于许用应力60 MPa,确定铝镁合金管截面的最适尺寸。Mechanica计算出铝镁合金管的最佳外径为28.75 mm,最佳壁厚为1.89 mm,依照设计规范进行数据的圆整后,确定管尺寸为Ф30 mm×2 mm,此时支架模型的质量为2.36 kg,最大内应力满足前设条件,其应力及位移的云图如图7和图8所示,其最大内应力为33.5 MPa,依然出现在长支撑管约束处,安全系数为5.37;对地面的最大位移为1.6 mm。随后,对样机进行额定载荷负载试验,结果形变为2 mm,符合设计刚度要求,与计算值1.6 mm接近(见表2)。形成偏差主要原因可能是实际担架支架为多部件装配体,部件之间装配空隙累加,经载荷压实后这些空隙尺寸造成与计算值之间的偏差。

注:变形测试结果2 mm,去掉载荷后残余变形为1 mm;符合设计要求

5 优化后担架支架整体稳定性校核

细长型支撑架在受到轴向压力作用时,虽然强度、刚度符合要求,但可能在远未达到材料屈服强度时出现突然失稳,导致结构破坏而丧失工作能力。因此,对担架支架进行整体稳定性校核是十分必要的。以静力分析为基础,在Mechanica中计算担架支架的三阶失稳模态,并确定机构稳定性安全系数,见表3。模型最低一阶失稳系数为19.5,最低失稳载荷为2 340kg,远大于担架的额定承载,因此在正常工作状态下,担架支架不会出现失稳破坏可能性。图9及图10分别表达了支架的一阶、二阶失稳模态(形变放大100倍),其变形的方向与部位均不相同。

6 结语

本研究针对担架支架工作的典型工况,在变换参照系的情况下,简化了载荷、约束的施加,对担架支架主要承力部件进行了整体建模,以其内置的有限元模块Mechanica为基础,以质量最小化为优化目标,约束装备的内应力与最大位移,通过数值计算方法确定设计变量取值,采用序列二次规划(SQP)数值优化的方法,对担架支架铝镁合金管材截面尺寸进行了优化设计,在满足应力应变约束的条件下,减轻了担架支架的质量。对优化后的结构进行了强度、刚度及稳定性数值仿真校核,均满足设计要求。利用Pro/Mechanica进行优化设计不失为一种很有效的设计方法,可用以完成类似复杂结构的产品设计。

摘要：目的:对新型担架支架的主要结构参数进行优化设计与数值仿真。方法:通过变换位移参照系,简化担架支架主要承力部件载荷和约束的施加,并对其进行整体建模。以质量最小化为优化目标,约束装备的最大内应力与最大位移,采用Pro/Mechanica中序列二次规划(SQP)数值优化设计方法,寻找担架支架管材最适截面尺寸,并对优化后的结构进行强度、刚度及稳定性数值计算。结果:新型担架支架的优化结果能够满足设计要求。结论:利用Pro/Mechanica进行结构优化是一种很有效的设计方法,可为类似机构提供设计指导。

关键词：担架支架,优化设计,数值仿真,Pro/Mechanica

参考文献

[1]宁洁.汽车后送伤员附加装置结构优化设计研究[J].医疗卫生装备,2003,24(9):11-12.

[2]Zhu Zhi-bin.A new SQP method of feasible directions for nonlinear programming[J].Appl Math Comput,2004,148:121-134.

[3]高自友.非线性约束下的SQP可行方法[J].应用数学学报,1995,18(4):579-590.

[4]Proengineer wildfire help,V5.0[CP/CD].Needham MA,USA:PTC,2009.

[5]张继春.Pro/engineer wildfire结构分析[M].北京:机械工业出版社,2005.

数值参数篇2

海冰作用下平台结构自激振动的参数分析与响应的数值计算

本文依据Maattanen的自激冰力模型,分析了冰和结构的各种参数对海冰作用下平台结构自激振动的.影响;对不同动力特性的导管架平台结构简化模型,进行了海冰作用下结构自激振动响应的数值计算,发现了自激冰力和结构振动的一些特征,为进一步理解冰致平台结构自激振动现象,避免自激振动的产生及采取相应的控制措施提供了有益的结果.

作者：欧进萍段忠东王刚作者单位：哈尔滨工业大学土木工程学院刊名：工程力学 ISTIC EI PKU英文刊名：ENGINEERING MECHANICS 年，卷(期)：2001 18(5) 分类号：O323 关键词：海冰固定式海洋平台结构自激振动

数值参数篇3

1.1 基本原理

数字图像相关技术利用相机捕捉并记录物体表面变形前后的数字图像, 再通过对得到的变形前后图像进行相关匹配运算而得到被测物体表面的各点位移, 从而得到各点的应变等参数。

1.2 计算方法

采用数字图像测量系统进行物体位移与形变的测量主要分为三部分:试件制作及实验前准备、试件加载前后的图像采集以及对采集图像的相关计算等。

(1) 试件准备。

(2) 加载前后图像采集。

(3) 图像处理计算。

2 应力强度因子

2.1 介绍

Irwin利用脆断K准则成功地解释了低应力脆断事故。在线弹性断裂力学中, 应力强度因子定义为下面的式子:

其中, Y为形状系数, σ为名义应力;a为裂纹尺寸;其单位为[力]×[长度]-3/2, 常用单位是MPa×m0.5, N×m-3/2。

应力强度因子KI作为表征裂纹体裂纹尖端附近应力场强度的一个断裂参数, 受到很多因素的影响, 其中最主要的为外加载荷及裂纹体的尺寸和形状。材料处于线弹性条件, 即裂纹尖端附近处于小变形状态, 其计算条件为线弹性小变形。

2.2 计算方法

在线弹性范围内, 平面应力条件下在拉伸应力作用下裂纹顶端区域内的位移场、应力场以及应变场分别为:

应力场:

将应力场方程带入物理方程, 得到平面应力条件下的应变场:

3 J积分

3.1 介绍

1968年, Rice提出了弹塑性断裂力学中另一个断裂参数——J积分。此后, 人们不断完善J积分理论, 使其在实际中得到了广泛应用。定义如下:

在弹塑性断裂力学中, J积分定义明确、理论严密且容易计算, 同时又能通过实验测定, 成为定量表征裂纹尖端应力应变场强度的理想参量。

3.2 计算方法

在小载荷作用时, 试件裂纹尖端处于小变形状态, 此时, 可以认为材料处于线弹性条件, 此时, 应力强度因子K与J积分具有一定的数值关系, 平面应力状态时:

应用此公式可以获得小载荷条件下的J积分。

对于大载荷条件时, 试件裂纹尖端发生大变形, 上述式子将不再成立。利用J积分的定义式来计算。

式中,

表示材料的能量密度。由图, 利用路径曲线对X轴的对称性, 令

由数字图像相关方法计算沿积分路线的应变分量、位移分量沿X轴的变化率带入公式求出J积分值, 在大载荷导致裂纹尖端处于塑性范围时, J积分可由裂纹尖端张开位移求得。

在大载荷大变形情况下, 裂纹尖端附近会产生很大塑性变形, 裂纹的应力强度因子不再适用。此时, J积分与裂纹尖端张开位移等参数却不受大变形影响仍有效。因此, 试件大变形时, 对试件进行J积分与COD的计算。COD与J积分之间具有一定的函数关系,

其中, k称为COD降低系数, 受塑性区范围影响, 在塑性区较小时, k=1, 随着塑性区增大而增大, 最大值2.6。

4 裂纹尖端张开位移

4.1 介绍

在弹塑性断裂力学中, 裂纹的最终失稳扩展断裂需达到一定的条件才可以, 而这个条件就是裂纹尺寸达到一定的临界值。即弹塑性条件下, 裂纹达到断开有一个过程, 为了描述这个过程, 1965年, Wells将裂纹张开位移的概念引入断裂力学中。裂纹张开位移 (Crack Opening Displacement, 裂纹尖端张开位移) 可表述为, 裂纹体受到外加载荷作用时, 原始裂纹尖端在垂直于裂纹扩展方向上的位移。由此定义可以描述弹塑性体的裂纹断裂准则:δ=δc, 即裂纹张开位移达到临界值条件时才会扩展并断裂。裂纹张开位移由实验测得, 其临界值δc为材料常数。

4.2 计算方法

数值参数篇4

1 分析模型的建立

1.1 沉井模型

本工程的沉井上部土层大都有一层松散软弱的土层存在,典型的有NLTN井,其上部26 m范围内全是标贯值N=0～1的软土,由于软土中刃脚下的端承力有限,故沉井下沉主要受摩擦力控制。NLTN井平面尺寸和下沉深度均较大,且该井位处土层构造复杂,故选其为数值分析研究的对象。

NLTN井截面为圆形,考虑到沉井不同标高处土压力的差异,结构设计采用变截面形式,外径11.4 m,内径上部9.4 m,下部9.0 m,井深41.25 m。沉井采用分段制作,依次接高下沉,节高一般为4 m,共分10次施工下沉就位。

1.2 有限元模拟的实现

基于NLTN沉井,采用有限元软件ANSYS建立了分析模型。沉井结构采用Solid45单元,相对于土体来说,井体结构是刚性的。根据文克勒地基模型假设[3],把土体离散成为具有一定刚度和极限承载力的弹塑性弹簧单元,土体用Combin39弹簧单元来模拟,Combin39是一个具有非线性功能的单向单元,可对此单元输入广义的力—变形曲线[4]。本文的数值计算中,在侧壁设置法向约束弹簧(模拟侧向土压力作用)、切向摩擦弹簧(模拟侧壁摩阻力作用)和底部竖向弹簧(模拟刃脚反力作用),3种弹簧都设置成为单自由度,考虑到土壤D-P材料的特性,简化成为双线性弹塑性的只压单元,达到屈服荷载(F0)以后,弹簧刚度突然变小,后者(K1)可以设置成为前者(K0)的1%或更小。

2 NLTN井下沉全过程位移计算分析

2.1 均匀土压力作用下各工况沉井的下沉量分析

先不考虑侧向土压力的差异和刃脚底部土体的不均匀开挖等因素,比较排水下沉与不排水下沉的方案,计算了施工阶段10个工况的下沉量,结果见图1。从图1可以看出,前6个工况沉井都是在标贯值N=1的流塑状软土中施工,不排水法施工对于沉井防止突沉效果明显。采用不排水施工,各工况下沉量呈下降趋势,逐渐收敛;采用排水法施工,各工况下沉量呈上升趋势,且在第6工况达到峰值,这种状况是比较危险的。图2为4个施工典型工况沉井的位移计算结果,图2中形象地反映了沉井“长高”的过程。从第7工况开始,沉井逐渐进入土质较好的土层,土体自身可以提供较大的阻力。

2.2 摩阻力不均匀分布的影响

本文的研究模型采用土弹簧单元,摩阻力的不均匀分布可通过改变摩擦弹簧的屈服荷载来实现。分析时考虑摩阻力0.5倍的折减,即假设对于第i个土层,摩阻力标准值按照规范取值为fki,则在设置摩擦弹簧时,环向(0°,180°)范围内弹簧屈服荷载用fki来折算,而(180°,360°)范围内弹簧屈服荷载用0.5 fki来折算通过各工况的计算来分析摩阻力不均匀分布对沉井下沉位移的影响,计算结果见图3。

由图3可以看出,摩阻力造成的最大水平位移和刃脚底部沉降差异随着下沉深度的增加而减少,这符合工程实际情况。在非对称摩阻力作用下,由于抗力的不均匀,沉井井壁两侧同一标高处必然存在差异沉降,产生平面内扭转和偏沉的趋势,这一扭转的趋势需要依靠土体水平抗力和竖向抗力来承受。在下沉深度较浅时,侧壁土体弹簧不足以提供足够的抗力来抑制沉井的平面内扭转趋势,而随着下沉深度的增加,沉井的扭转得到了有效的控制。可以得出这样的结论,当摩阻力不均匀分布时,侧向土体弹簧和底部土体弹簧的刚度是控制沉井倾斜位移的重要因素。沉井的最大水平位移和刃脚底部沉降差两项位移指标在第4工况以后就收敛在很小的范围内了,所以前4个工况沉井下沉深度较浅时,控制好施工精度,防止不均匀摩阻力是具有重要意义的,而沉井入土深度较深后,由于土体自身的束缚作用,施工风险会小得多。

从图4中看到,摩阻力的不均匀分布对沉井起到助沉作用,这种现象更容易解释。摩阻力的不均匀分布,实际上是沉井一侧摩阻力的折减,宏观上讲作用在沉井的整体摩阻力大幅度减小,抗力的减小必然加速沉井的下沉趋势。由此可见,摩阻力的不均匀分布微观上造成了沉井的偏沉和位移,在宏观上也加速了沉井的下沉趋势,这种趋势在软土层中可能会增大沉井突沉的危险,而在坚硬土层中却起到助沉作用。

2.3不均匀土压力与水平弹簧变刚度耦合作用

实际工程中并非只有单一因素的作用,如可能同时出现不均匀土压力、不均匀摩阻力、底部和侧向土体弹簧刚度变化等的共同作用。这些随机因素交织在一起可能相互加强使沉井向更不利的位移趋势发展,也有可能相互反作用控制沉井的位移。当然全面考虑这些随机因素的作用相当困难,如何对它们进行组合也是个复杂的问题。本文只选取其中两个因素———不均匀土压力与水平土弹簧变刚度共同作用进行初步探讨。直观上来讲,两种相互作用可以采用线性叠加的作用方式,它们的组合可能产生有利情况或者不利情况。

在不均匀土压力作用的基础上,本文考虑水平弹簧刚度在沉井两侧0.5倍的变化,计算这两种因素的组合作用。组合作用位移计算结果见图5,图6,可见两种不同的组合作用下,沉井的位移差异很明显。由于土体的只压特性,在承受非均匀荷载时,沉井将向一侧倾斜,受拉侧的土弹簧几乎失效,起抵抗作用的实际上是受压侧弹簧。单侧弹簧刚度发生0.5倍的变化对于位移的影响当然很大,从图5,图6中看出不利组合情况下的位移近似为有利组合情况下的2倍,这是弹簧刚度变化的必然结果。

3结语

1)本文的研究证实了采用有限元软件进行沉井下沉施工过程模拟的可行性,该分析对于指导复杂地质条件下沉井的建造施工,具有较高的实用价值。2)影响沉井位移的因素很多,单一因素作用对于位移的影响是有限的,几种因素的组合作用有可能相互抑制沉井位移,也有可能大幅度增加沉井的位移,后种情况发生是比较危险的。3)沉井下沉初期,入土深度浅,土体提供的侧向约束力有限,容易发生倾斜位移,所以这一阶段沉井的垂直度控制非常重要。4)概率论和可靠度设计思想在地下结构和岩土工程中的运用还没有达到成熟的程度,确定合乎实际的随机变量概率分布模型以及相关参数非常重要,进一步的研究方向是考虑土工参数的随机变异性,对沉井的下沉施工过程进行概率分析。

参考文献

[1]王红霞.大型沉井结构施工过程的力学模型及控制研究[D].上海:上海交通大学,2002.

[2]王红霞,王肇民.大型沉井结构在施工中下沉量与开挖量的关系[J].特种结构,2001(11):48-49.

[3]高大钊.土力学与基础工程[M].北京:中国建筑工业出版社,1998.

数值参数篇5

锚杆支护是确保巷道快速掘进的主要支护方法之一, 是控制围岩稳定的主要手段之一, 锚杆支护的大量应用, 使人们在锚杆的结构性能、锚固方式、支护设计方法等各方面积累了丰富的实践经验[1,2]。随着地质力学原位测试系统、动态信息设计法、高强度、高刚度支护系统、矿压监测及施工检测系统、性能优良的多种施工机具和快速支护工艺等逐渐形成, 其中高预应力强力一次支护技术得到煤矿的广泛认可和应用, 煤巷锚固技术也在不断发展和完善[3,4,5,6]。而数值方法的使用, 使得数值模拟计算与工程类比、理论计算等锚杆支护设计方法相比, 可以考虑影响巷道围岩变形、破坏和锚杆支护作用及各种地质因素, 并在多方案比较的基础上, 选出最优方案, 具有较高的科学性和合理性[5,7,8]。

1 工程地质条件

13230工作面位于东三采区胶带下山东侧, 东至耿村煤矿边界, 北侧为已回采结束的东区13210工作面, 南部为未开采的2-3煤实体, 工作面回风巷埋深处580 m, 主采2-3煤, 平均厚度10.2 m, 煤层倾角11°~13°, 2-3煤无伪顶, 直接顶为灰黑色、黑色泥岩, 平均厚31.5 m;泥岩之上为粉砂岩、中粒砂岩、泥岩互层。煤层直接底为灰色泥岩, 平均厚度1.5 m;基本底为灰色、黑灰色细砂岩与粉砂岩互层, 平均厚度12.5 m, 主要成分为石英、长石。13230工作面平均采深622 m, 煤层顶部存在巨厚砾岩层, 砾岩层厚约380 m, 与煤层层间距240 m, 处于冲击地压危险区域。13230回风巷附近地质构造简单, 煤层整体呈一向南东倾斜的向斜构造, 煤层构造较复杂, 煤层破碎松软。

2 支护参数数值模拟研究

2.1 模型建立

根据现场实际工程地质状况, 坐标系采用直角坐标系, XOY平面取为水平面, Z轴取铅直方向, 并且规定向上为正。取13230回风巷断面左下脚点为坐标原点, 水平向右为X轴正方向, 沿巷道方向垂直向内为Y轴正方向, 垂直向上为Z轴正方向, 重力方向沿Z轴负方向。三维模型的边界条件取为:四周采用铰支, 底部采用固支, 上部为自由边界。初始应力按照地质力学测试实测数据进行施加:最大水平主应力14.84 MPa, 最大垂直应力15.55 MPa, 最大水平主应力与最小水平主应力N43°E。数值模型如图1、图2所示。

2.2 巷道掘进阶段围岩受力变形分析

为了掌握13210工作面回采后煤岩体应力分布情况及不同支护方案下13230回风巷围岩变形状况, 设计模拟方案分别对排距分别为700, 900, 1 100mm时掘进及回采期间围岩应力变化进行分析 (图3、图4) 。其方案具体为:锚杆采用左旋无纵筋螺纹钢锚杆, 间距950 mm, 每排14根锚杆。锚索材料为18.9 mm、17股高强度低松弛预应力钢绞线, 拱顶锚索长度6 300 mm, 两帮锚索长4 300 mm, 拱顶锚索间距均为1 900 mm, 帮锚索距离底板垂直距离为500 mm, 采用W钢护板护表。

从图3、图4来看, 13230回风巷掘进后垂直应力集中区域分布于巷道的两帮, 尤其是靠近采空区一侧的中下部位置;水平应力增高区域主要分布于巷道的拱顶位置, 尤其是靠近13230工作面一侧的拱顶处水平应力集中程度较高。锚杆排距为700mm时, 巷道围岩最大垂直应力为131.38 MPa, 最大水平应力为62.19 MPa;锚杆排距为900 mm时, 巷道围岩最大垂直应力为135.96 MPa, 最大水平应力为64.44 MPa;锚杆排距为1 100 mm时, 巷道围岩最大垂直应力为148.92 MPa, 最大水平应力为69.17MPa。图5、图6为13230工作面回采后采场围岩受力及巷道围岩变形情况。

13230工作面回采后, 煤柱及工作面前方煤岩体发生应力集中现象, 最大垂直应力为69.41 MPa。

从图5—图6来看, 回采后巷道围岩在不同支护方案下变形最为剧烈的位置为靠近13210工作面采空区一侧的侧拱处, 不同支护方案下巷道变形量差别较大。以回采工作面前方5 m处巷道变形情况进行分析, 锚杆排距为700 mm时, 回采工作面前方5 m处巷道最大变形量为719.53 mm;锚杆排距为900 mm时, 回采工作面前方5 m处巷道最大变形量为754.08 mm, 锚杆排距为1 100 mm时, 回采工作面前方5 m处巷道最大变形量为1 294.7 mm。

根据巷道围岩回采前后的受力可知, 在锚杆排距为700 mm和900 mm的情况下, 巷道变形相差不大, 巷道总体变形相对较小, 而对于排距1 100 mm巷道变形较大, 远大于锚杆排距为900 mm情况。因此选择新支护方案, 锚杆排距确定为900 mm。

3 工业性试验

3.1 支护方案

(1) 锚杆布置方式。顶锚杆杆体采用直径22mm左旋无纵筋螺纹钢筋, 钢号为BHRB335号, 长度2.4 m, 杆尾螺纹为M24。采用2支树脂锚固剂加长锚固:一支规格为MSK2335, 另一支规格为MSZ2360, 钻头直径30 mm, 钻孔直径为30 mm, 锚固长度1 200 mm;W钢护板厚度5 mm, 宽280 mm, 长度450 mm, 高度不低于25 mm;采用高强锚杆螺母M24, 配合高强托板调心球垫和尼龙垫圈, 托板采用拱形高强度托板, 高度不低于36 mm, 托板尺寸不小于150 mm×150 mm×10 mm, 承载能力不低于186 k N;网片采用双层经纬网护顶, 经纬网材料为10号铁丝, 网孔规格40 mm×40 mm, 网片规格4.0m×1.0 m, 采用16号钢丝连接, 双丝双扣梳辫法孔孔相连;锚杆排距900 mm, 间距950 mm。

(2) 锚索布置方式。锚索材料为18.9 mm、17股高强度低松弛预应力钢绞线, 长度6.3 m和4.3m, 钻头直径30 mm, 钻孔直径30 mm。采用1支MSK2335和2支MSZ2360树脂锚固剂锚固, 锚固长度1 520 mm;锚索托板采用300 mm×300 mm×14mm高强度可调心注浆托板及配套锁具, 高度不低于60 mm, 承载能力不低于400 k N;顶锚索每2排锚杆打设5根锚索, 锚索间距2.85 m和1.90 m, 排距1.80 m。帮锚索每帮每2排锚杆打设1根锚索, 锚索距离底板垂直距离为500 mm, 排距为1 800 mm。锚索初始张拉不低于260 k N, 预紧力损失后不低于200 k N。根据巷道支护效果, 可在施工过程中对上述方案进行调整。遇到顶板破碎、顶板淋水等条件时要及时补打锚索, 遇到地质条件发生变化以调整支护方案, 加强支护设计。13230回风巷锚杆锚索支护布置如图7所示。

3.2 矿压观测

(1) 锚杆受力。从矿压观测可知, 锚杆初期施加预紧力均在40~60 k N。随着掘进工作面的不断推进, 锚杆受力呈增加趋势, 当测站与掘进工作面的距离超过30 m (6~9 d) 后, 锚杆受力整体趋于稳定。巷道锚杆整体受力情况为两拱角处受力最大, 下帮拱角锚杆受力较上帮锚杆要大;顶板锚杆受力比两帮要大, 下帮锚杆受力要大于上帮锚杆。

(2) 两帮移近量。巷道两帮移近量变化较小, 目前基本保持稳定, 综测站移近量约30 mm, 除去测量误差, 巷道两帮基本没有变形;两拱角移近量达50 mm, 巷道两拱角移近量要明显大于两帮, 帮部变形主要表现形式为巷道两拱角的移近。

(3) 顶板离层。根据顶板离层仪读数可知, 巷道掘进当测站与掘进工作面的距离超过20 m左右后, 顶板下沉量达到稳定, 其中浅部离层在90~100mm, 深部离层为10~30 mm, 可看出顶板离层主要集中于浅部围岩, 深部围岩离层量不大。从表面位移结果可看出, 顶板移近量最大50 mm左右, 因此离层仪读数过大是由于两拱角移近造成的浅部岩层错动引起的, 顶板总下沉量在50 mm左右。

13230回风巷顶板离层、两帮变形和锚杆受力监测结果表明, 巷道变形在10 d左右基本达到稳定, 整体而言, 巷道支护效果良好, 满足工作面生产要求, 围岩变形在控制范围内, 巷道基本稳定, 锚杆、锚索受力在设计载荷范围内, 且受力稳定, 支护设计为动态设计, 较合理。

4 结论

(1) 通过数值模拟, 设计了巷道控制方案及支护参数, 提出以强力支护为主, 卸压为辅的理念。

(2) 基于现场工业性试验, 强力主动支护充分发挥了围岩与锚杆的共同作用, 使复杂难支护巷道变形得到了控制, 巷道围岩变形量明显减小。

(3) 彻底改变传统支护理念, 改变了主要依靠架棚的支护思想, 大幅度优化了锚杆支护间排距, 提高了巷道掘进效率, 降低了巷道综合维护成本。

摘要：为了合理地确定云顶煤业13230工作其支护形式及参数, 基于该面实际的地质条件, 采用有限元软件FLAC3D对该巷锚杆的支护参数进行研究, 针对不同的支护参数, 得出了在不同的支护参数条件下掘进、回采巷时道围岩受力情况, 从而确定了合理的锚杆支护参数:锚杆排距900 mm, 间距950mm, 锚索排距为1 800 mm;数值计算结果与现场监测信息表明, 巷道的变形及顶板离层等均在可控范围内, 巷道支护效果明显。

关键词：锚杆支护,数值模拟,矿压监测,巷道变形,支护参数

参考文献

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[3]侯朝炯, 勾攀峰.巷道锚杆支护围岩强度强化机理研究[J].岩石力学与工程学报, 2000, 19 (3) :342-345.Hou Chaojiong, Gou Panfeng.Mechanism study on strength enhancement for the rocks surrounding roadway by bolt[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2000, 19 (3) :342-345.

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数值参数篇6

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

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[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.

数值参数篇7

现行的精冲工艺由于其工艺原理和模具方式本身的先天不足,不能冲裁较厚材料和低塑性材料[1]。针对这些不足笔者提出了“闭挤式精冲工艺方法”并已获得2项发明专利授权。闭挤式精冲工艺方法是,通过在变形的过程中使坯料始终被限制在有限的模具型腔内,在变形区获得比强力压边精冲更强的三向压应力,提高变形区材料的塑形,可以实现精冲低塑性材料和厚板的目的。通过数值模拟,研究了不同外环填充率下材料内部应力分布,探讨了闭挤式精冲中应力应变状态变化规律,以利于工艺设计过程中的参数选择和优化。

2 有限元模型的建立

2.1 材料模型

模拟所使用的材料为YL12,选用厚度为10mm的圆柱形坯料,坯料直径分别为22mm,22.5mm,23mm,23.5mm,24mm,24.5mm。坯料设置为各向同性塑性体,通过板料标准拉伸实验获得的材料性能如表1所示。

在精冲变形中金属的真实应变很大,须对拉伸实验获得的数据进行部分修正,以获得大应变下的流动应力。由于精冲液压机下压速度较慢,可忽略应变速率、温度变化对成形的影响[2]。采用幂指数硬化模型σ=Bεn进行拟合(其中σ为真实应力,ε为真实应变,n为硬化指数,B为材料常数)。获得材料的流动应力方程为:

2.2 闭挤式精冲模拟建模

为了便于对该工艺进行研究,选取直径15mm的圆形工件作为研究对象。图1所示为有限元模型,采用DEFORM-2D软件进行分析,各部分模具设置为刚性体,模具单边间隙设置为0.01mm,凸、凹模圆角为0.2mm,对凸、凹模刃口间的坯料网格进行细化,副凹模压边力为200k N,反顶块反顶力为30k N,模拟进行的其余设置见表2。

2.3 断裂准则的选取

目前,国内外许多学者对齿圈压板精冲韧性断裂的数值模拟进行了研究,提出了多种断裂准则。迄今为止,最有效的预测金属成形过程中韧性断裂的方法还是通过研究材料的应力应变历史,建立合理的局部断裂判断准则[3]。在闭挤式精冲中,静水压应力是获得光洁断面的重要因素,在选取断裂准则时应考虑静水压应力对断裂的抑制作用。因此,文中采用的是brozzo断裂准则。表达式如下:

式中:σm——静水应力;

σ*——最大主应力;

——等效应变;

——断裂发生时的总塑性应变;

c——临界值,表征材料抗韧性断裂的参数。

3 模拟结果分析

3.1 变形区应力应变分布

在精冲变形区,静水压应力值越高,越有利于材料塑性的发挥,使材料不至于过早的断裂破坏,金属的极限变形程度也越大,加工面出现100%光亮带的几率就越高。

闭挤式精冲时,材料的变形分为两个阶段:一是外环区材料被副凹模和凹模挤压变形阶段;二是挤切区材料被凸模向下运动的挤剪阶段。图2所示为直径23mm的坯料外环挤压变形阶段完成时和凸模压入30%时的静水应力和等效应力分布。第一阶段结束时,在材料内部形成250MPa左右的静水压应力,在凸模下方达到550MPa以上。在第二阶段凸模压入材料的过程中,材料承受的静水压应力也达到了250MPa以上,其中最大静水压应力出现在凸模下方的材料内,达到769MPa,最小静水压应力出现在与凸模侧面接触的材料中。在整个过程中,静水应力达到了较高的水平,利于挤切的进行。

3.2 外环填充率对静水压应力的影响

3.2.1 主副凹模闭合时的静水应力

外环填充率指主副凹模闭合后,外环废料体积与外环腔体积之比,用来反映材料在主副凹模挤压下材料填充程度,以w来表示。

主副凹模闭合时,外环填充结束,此时所形成的静水压应力为后续的挤切提供了初始应力条件。图3和图4为在主凹模与副凹模闭合时,不同外环填充率的坯料中静水压应力和等效应力分布。材料内部的静水应力已经达到较高的水平,其中w=86%的材料所形成的静水压应力较小,w=98.5%时材料所形成的静水压应力较大,达到500MPa以上,此时的等效应力为250MPa左右。

以图3中不同外环填充率的坯料在挤切变形区中部(即凸、凹模刃口连线中点)的静水压应力作为特征值来描述整个材料的静水压应力水平,可获得图5所示的静水压应力与外环填充率之间的关系。在材料中所能形成的静水压应力与外环填充率相关,外环填充率越高,在材料中形成的静水压应力越大。

3.2.2 凸模压入时的静水应力

材料挤切区中的静水压应力随着凸模压入而衰减,当凸模压入深度较浅时,挤切区内的静水压应力变化较小,但随着凸模的不断压入,相对模具间隙增大,挤切区内的静水压应力开始出现明显衰减,压入量达到一定值时,挤切内的最大主应力转为正值。

图6为不同外环填充率的闭挤式精冲模拟中,最大主应力的分布。在外环填充率为86%的模拟中,凸模压入量63%时,出现静水压应力低于150MPa的区域,此时挤切区内最大主应力为90MPa左右的拉应力;而在外环填充率98.5%的模拟中,凸模压入量90%时的静水压应力仍然可以达到400MPa以上,最大主应力为压应力。通过提高外环填充率可以推迟静水压应力衰减的出现。

在闭挤式精冲挤切过程中,变形区材料的变形程度随凸模压入量的增加而增加,直到最后达到成形极限,出现塑性枯竭,产生撕裂。而静水压应力可以提高材料的塑性极限,延迟裂纹的生成和扩展。通过提高外环填充率,可以增大材料中的静水压应力并减弱静水压应力的衰减,成形所获得的光亮断面增加。图7所示为实验获得的不同外环填充率下的剪切断面。图中左侧为外环填充率86%、92%和95%压入量75%时的断面,此时断面上已经出现裂纹;右侧为外环填充率98%、98.5%和99.8%凸模完全压入时的断面,其中外环填充率98%的工件在断面最后部出现了一条微小裂纹,外环填充率98.5%和99.8%的工件为全光亮断面,此时工件和外环仍然没有分离。

3.3 闭挤式精冲时断裂的模拟

在整个精冲过程中,最大拉应力出现在凹模刃口下方。同时静水压应力在凹模刃口处出现较大的减小,甚至在外环填充率较低时,静水压应力在凹模内侧转为正值,而且材料在该处发生剧烈的流动,凹模刃口圆角底部是裂纹生成的危险点。

式(2)中的brozzo断裂准则将断裂认为是最大拉应力、静水压应力和等效应变的综合作用结果。通过采用不同断裂极限值进行模拟,并与工艺实验值之间的对比,发现断裂值取0.2时,数值模拟与物理实验结果较为接近。裂纹在凹模圆角底部生成,并沿着剪切变形区扩展,材料开始断裂。图8和图9为模拟结果与实验结果对比。

3.4 反顶力大小对变形区静水应力的影响

影响挤切变形区内静水应力大小的因素包括副凹模挤压力、反顶力和模具间隙等,通过提高反顶力可以获得更高的静水压应力,特别是可以提高模具圆角下方材料中的静水压应力,避免拉应力的出现,有利于精冲的顺利进行。如图10所示为反顶力100k N,凸模开始接触材料时的静水压应力分布。通过与反顶力为30k N时材料内静水压应力的对比,可以发现整个金属内部静水压应力明显增加。在外环填充率86%时,挤切变形区的静水压应力达到300MPa以上;外环填充率92%时,挤切变形区的静水压应力已经达到500MPa以上。

但是,反顶力不能太大。反顶力过大会使材料向凹模内流动阻力增大,造成金属向外环区流动,工件厚度减薄,并在挤切变形区内形成一定量的等效应变,减小了材料的塑性;此外,反顶力过大也会对模具造成较重的磨损。

4 结论

闭挤式精冲可以获得较高的静水压应力并降低静水应力的衰减。随着外环填充率的增加,所获得的静水压应力也越高,静水应力的衰减也越少,有利于低塑性材料和厚板材料精冲的进行。当外环填充率达到98%以上时,所获得的静水压应力可以使剪切断面为全光洁断面。采用brozzo断裂准则,断裂值为0.2时,可以预测该种材料在闭挤式精冲中的断裂。通过提高反顶力可以获得更高的静水压应力,有利于工件表面质量的提高。

参考文献

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数值参数篇8

随着工程规模的日益扩大, 作为建筑材料以及地基介质的岩土体一直以来都是人们研究的热点。目前, 解决岩土类工程问题的主要研究手段有三大类, 分别是理论分析、室内实验和数值模拟。其中, 数值模拟又因其便捷、高效以及可控性成为当今最为常用的研究方法。常用的数值模拟方法主要基于有限元分析理论或离散元分析理论, 运用计算机软件对实际的工程问题进行模拟, 从而发现问题、得到内在规律并作出研究结论, 对于指导工程实践具有重大意义。

2 研究方法

针对不连续介质问题以及大变形问题[1], 近年来新兴的离散元理论逐步代替传统的有限元理论被人们采用。其主要理论依据是牛顿第二定律和力与位移的关系, 求解思路为:将求解空间离散为分离的单元阵, 相邻两个单元之间用合理的元件相连接;基本变量是单元间的相对位移, 通过位移和力的关系可以分别得到单元之间的法向、切向作用力;求单元上受到的合力及合力矩, 由牛顿运动定律计算出单元体的加速度;最后, 积分得到单元的速度和位移。通过以上计算过程可以得到任意时刻所有单元体的位移、速度和加速度。

在基于离散元分析理论开发出来的计算机软件中, 最为广泛使用的是美国ITASCA公司开发的UDEC (universal distinct element code) 、3DEC (3-dimensional distinct element code) 块体离散元程序, 和PFC2D (particle flow code in 2 dimensions) 、PFC3D (particle flow code in 3 dimensions) 软件。前者用于模拟岩石的力学过程, 后者则可以模拟颗粒流问题, 如粗粒土、砂土的力学现象等。现阶段, 国内使用PFC软件进行离散元数值模拟研究的情况并不多见, 目前国内已出版的相关中文书籍也仅有《离散元颗粒流软件 (PFC) 在道路工程中的应用》和软件自带的全英文版帮助手册。

PFC软件[2]从微观结构角度着手, 将土体看成是由土颗粒组成, 其宏观力学特性取决于颗粒与颗粒之间粘结 (接触) 方式的几何、物理特性。在PFC中用等厚度的刚性圆盘代表颗粒, 颗粒之间允许重叠, 同样遵循牛顿第二定律。颗粒的破坏主要有剪切破坏和张拉破坏两种方式, 当颗粒发生破碎时土体的宏观力学特性也会发生相应变化, 即介质内颗粒接触状态的变化决定了介质的本构关系。因此, 在PFC计算中无需给定材料的宏观本构关系和对应的参数[3], 这些传统的参数和力学特性在程序中可以自动得到, 需要使用者自行定义的是颗粒的几何力学参数, 包括颗粒级配、刚度、摩擦力、粘结介质强度等细观力学参数。

3 参数标定方法及常见问题

需要注意的一点是, 运用PFC软件进离散元数值模拟时, 可以自行定义颗粒的物理力学参数, 也可以根据实际情况标定出较为真实的颗粒参数[4]。而通常情况下, 为了使模拟得到的结果更具有说服力, 研究者通常会采用后一种方法获取颗粒基本参数。因此, 数值模拟的首要任务是进行参数标定, 而在标定过程中也会遇到一些共性的问题, 下面以笔者的实际模拟过程为例进行简要说明。笔者的主要研究内容是运用PFC3.0软件进行砂土的颗粒破碎模拟, 选用真实的室内三轴剪切试验, 在PFC中对其进行三轴试验的数值模拟, 将模拟得到的宏观应力应变曲线与真实的室内实验得到的应力应变曲线进行比对, 如果二者在线性、斜率和峰值强度上都能够很好的定量吻合, 则说明数值模拟中采用的颗粒参数是相对真实可靠的。在PFC中如何根据宏观参数确定细观参数是一个困难的问题。在标定阶段, 影响宏观应力应变曲线的因素主要有颗粒之间的摩擦系数、颗粒与墙体间的摩擦系数、颗粒的切向及法向刚度、试样的初始孔隙率和剪切速率。如何选取适当的参数成为数值模拟的一个关键性问题, 参数标定的具体方案是:先拟定好以上参数, 再通过控制变量法逐一调整每个因素, 直至最后的曲线与实际曲线定量地对应上。值得注意的一点是, 先要保证参数的数量级是正确的, 在此基础上再微调参数的具体数值。

4 研究结论

通过笔者近一个月的标定过程, 最后总结出一些关于三轴试验中参数标定的规律:

(1) 在三轴试验条件下, 容易发生颗粒破碎的砂土的摩擦系数在0.7~0.9, 二维模拟情况下选取的摩擦系数尽量控制在0.9以下, 否则模拟将失真。

(2) 切向刚度、法向刚度的数量级在e9~e10, 也可以调整切向、法向的刚度比;

(3) 二维情况下的初始孔隙率在0.2~0.35之间, 曲线的线性则主要取决于初始孔隙率;

(4) 应力应变曲线的峰值强度很大程度上由加载速率和摩擦系数决定, 刚度影响并不是很大。

对于密砂和中密砂, 应力应变曲线在加载初期陡升, 后期处于平缓状态, 会出现应力峰值;而松砂的应力应变曲线则一直处于递增状态, 是否会出现峰值由围压和砂的种类决定。

摘要：简要介绍了运用离散元理论及颗粒流软件PFC进行岩土类工程问题数值模拟的研究思路和方法, 简述了运用PFC软件进行数值模拟时通常会遇到的关键性问题, 通过结合笔者在研究过程中的实践经验, 针对数值模拟的首要步骤即参数标定这一步, 给出了相应的解决方案及研究结论。

关键词：颗粒流软件PFC,离散元,数值模拟,参数标定

参考文献

[1]王卫华, 李夕兵.离散元法及其在岩土工程中的应用综述[J].岩土工程技术, 2005 (19) :177-181.

[2]陈俊, 张东, 黄晓明.离散元颗粒流软件 (PFC) 在道路工程中的应用[J].北京:人民交通出版社, 2015, 1ISBN 978-7-114-11667-4.