动力稳定分析

2024-11-09

动力稳定分析（精选8篇）

动力稳定分析篇1

1 概述

网壳结构的应用被越来越多的人关注, 尤其是柱面网壳结构, 由于其结构简单, 造型优美, 同时由于其施工工艺技术成熟, 造价成本低, 柱面网壳结构是大多数建筑师们设计网壳的优选形式。但柱面网壳结构的稳定性问题是采用此结构的最大难点问题, 尤其是在地震作用下的稳定性问题, 目前国内还没有统一的研究理论, 破坏的准则也没有统一的准则, 有的采用BudianskyRoth准则、有的采用能量准则、还有刚度准则、时间冻结法等等, 最有代表性的是Budiansky-Roth准则。本文采用Budiansky-Roth准则对计算模型在地震作用下的稳定性问题进行分析。

2 计算模型和材料模型

模型为目前常用的有限元分析软件ANSYS内的柱面网壳结构模型, 网壳结构的跨度20 m, 长度为30 m, 矢跨比为1/3, 网壳中的杆件为梁单元杆件即Pipe20, 支座采用固定支座, 即假定结构在破坏时, 不因支座的承载力不足而产生破坏。因为本文主要研究在动荷载作用时, 静荷载的影响力大小, 因此需要考虑屋面的恒载作用, 所以在杆单元上施加上质量单元Mass21单元。杆件的材料采用Q235钢, 材料关系假定为等向强化弹性线性材料, 阻尼采用瑞雷阻尼, 阻尼比0.02。利用ANSYS软件中的动力分析程序, 研究柱面网壳在地震作用下失稳时, 静荷载和杆件局部的失稳对结构整体失稳的影响程度。

3 结果与分析

3.1 结构自重及屋面荷载影响

由于结构自重和屋面荷载对结构在地震荷载作用下结构动力响应有很大的影响, 在许多文献中研究网壳在地震荷载作用下的动力响应时均考虑了结构自重和屋面荷载的影响。然而在ANSYS程序中如何考虑这些影响以及采用的方法是否正确, 至今为止仍然没有一个公认的方法。本节对结构在自重、自重+地震震、、只只有有地地震震三三种种荷荷载载组组合合下下结结构构的的动动力力响响应应进进行行对对比比分分析析。。为为了能清晰判断出在ANSYS程序所用方法是否正确, 在计算时暂时不考虑材料非线性和几何非线性的影响。同时也不考虑阻尼的影响, 从理论上来说考虑自重影响的地震荷载下节点位移应等于只有地震作用和只有自重作用下节点的位移之和。表1为地震加速度峰值为220 gal特征节点的位移比较。从表1可以看出, 在只有地震作用下的节点最大位移和考虑自重作用下的节点最大位移出现的时刻完全相同, 且通过比较分析可得节点位移的绝对误差在0.001以下, 相对误差在1%以内。因此此种方法在计算地震作用下结构的响应时能正确考虑结构自重的影响。

在上述研究基础上, 分别对结构在加速度峰值为220 gal, 400 gal, 6 000 gal, 800 gal, 1 200 gal等各级地震荷载作用时, 结构形态进行分析和研究, 结果表明, 在地震加速度峰值较小时考虑自重的地震荷载下节点位移应等于只有地震作用和只有自重作用下节点的位移之和, 当荷载峰值较大时, 静荷载对结构的稳定性影响较大, 因此在施加动荷载时, 必须充分考虑静荷载的影响力。

3.2 杆件局部失稳对整体失稳的影响

为研究单根杆件的局部失稳对整体承载力的影响, 通过把各根杆件划分为1个单元、2个单元、4个单元来研究单根杆件是否有失稳现象以及对整体结构失稳的影响。通过计算分析研究得出:

1) 虽然杆件划分的单元数不同, 但结构的动力临界荷载基本相同, 杆件分1个单元的临界荷载为1 600 gal, 2个单元的为1 550 gal, 4个单元的为1 600 gal。三种不同结构的加速度峰值—节点最大位移曲线基本重合。

2) 杆件的单元数不同, 对结构的刚度影响较小, 在不同峰值加速度作用下, 不同结构节点最大位移位置有所不同。研究表明, 在相同加速度峰值作用下, 三种结构最大节点位移相差不多。

3) 对杆件划分为2个单元结构进行详细分析, 一方面通过对同一根杆件三个节点位移时程和左节点与中间节点、右节点与中间节点位移相对差的时程曲线进行分析。从三节点的时程曲线可以看出, 无论在弹性、弹塑性、大变形、失稳后的任何阶段, 杆件的三节点往复振动中, 中间节点振动幅度比端节点振动幅度小, 且位移时程曲线比较松散, 说明结构在地震波作用下中间节点与端节点振动不太同步, 有一定的相位差, 在振动中间节点来不及恢复到平衡位置就继续振动, 但三节点振动平衡位置基本一致。从三节点位移差的时程曲线看出, 当加速度峰值为220 gal时, 节点位移差最大值为0.019 m, 当加速度峰值为1 000 gal时, 节点位移差最大值为0.039 m, 当加速度峰值为1 550 gal时, 节点位移差最大值为0.169 m。虽然随着加速度峰值的增大, 节点位移差也不断增大, 但最大位移差对应的并非同一根杆件, 而是在不断的变化。另一方面通过对同一根杆件左、中、右三个截面上8个积分点的应力情况分析来判断单根杆件的局部失稳对结构失稳的影响。经过对结构跨中、1/4跨、边跨的一些杆件在进入弹塑性状态后各截面积分点应力的分析, 同根杆件中间截面积分点的应力进入塑性的比例比端截面进入塑性杆件的比例要少很多。

综上所述, 通过分析比较杆件划分为1个单元、2个单元、4个单元的动力临界荷载和不同峰值加速度作用下节点的最大位移和位移差时程以及截面的应力状态判断出, 对于该结构来说, 单根杆件的局部失稳对结构的整体失稳没有太大的影响。结构的破坏主要因素是:当结构的动力荷载达到临界状态时, 加速度峰值小扰动, 将引起结构所有节点的位移突然增大, 刚度被严重削弱, 结构发生整体失稳。而不是由单根杆件的局部的失稳导致整个结构的整体失稳造成的。

动力稳定分析篇2

（2015年修订）

中华医学会急诊医学分会中华医学会创伤学分会中国医师协会创伤外科医师分会中国医师协会急诊医师分会

一、流行病学

钝性伤导致骨盆骨折血流动力学不稳定的定义为低血压(收缩压≤90mmHg），并伴有需要大量输血（伤后6h内需要输注4~6U或以上浓缩红细胞）、显著的碱缺失（≤-6 mmol/L）或两者兼有。血流动力学不稳定骨盆骨折是各种高能量损伤导致死亡的主要损伤之一，伤后24 h内的主要死亡原因是急性失血。随着损伤程度的增高，死亡率不断升高，可达18%~40%。处理的关键在于要明确出血部位并控制出血。

二、多学科团队与诊治流程（附图）

处理血流动力学不稳定骨盆骨折需要医院建立一个多学科的团队即创伤小组，包括急诊科、创伤外科、骨科、腹部外科、血管外科、麻醉科、重症医学科、放射科/介入治疗科、输血治疗科及相关学科，通过制定并落实匹配医院救治能力的创伤小组启动标准和诊治流程，可以有效地提高救治效果。

创伤小组成员应该具有本专业高年资主治医师以上的资格，并接受过美国高级创伤生命（advanced trauma life support，ATLS）之类课程的培训。创伤小组需要有明确的组长，负责整个急救过程。创伤小组组长应该掌握先进的创伤救治理论知识，有丰富的严重创伤救治的临床经验，并具有很好的组织协调能力，能够有效指挥从急诊室—手术室/DSA—ICU的整个救治过程。

对于需要手术/放射介入止血的患者，要尽最大努力缩短其受伤与确定性止血的时间间隔。

三、诊断性评估

1.遵循高级创伤生命支持的评估和处理的原则，立即进行快速评估并优先处理危及生命的问题，包括紧急的气道管理、呼吸和循环支持。对于怀疑有骨盆骨折的患者，不应该反复进行骨盆挤压-分离试验。

2.创伤复苏单元应配置床旁X线摄片机和超声机。严重创伤患者到达后尽快拍摄前后位的骨盆片和胸片，完成针对创伤的快速超声评估（focused assessment with sonography for trauma，FAST），明确腹腔、胸腔和心包腔有无大量积液。如有紧急剖腹/剖胸指征，应立即送往手术室。

3.对于血流动力学不稳定的患者，诊断性腹腔穿刺（ＤＰ）／诊断性腹腔灌洗（ＤＰＬ）是排除腹腔内出血的最好手段。

4.CT已经成为严重创伤救治中非常重要的检查手段，尤其是增强CT检查可以很好地诊断/排除骨盆出血。医院应具备24h开展增强CT检查的条件，最好CT室紧邻创伤复苏单元设置。如果两者相距较远，必须充分评价转送CT检查的利弊，并保证转送和检查期间能够连续获得与复苏室相当的监测与治疗强度。检查之前必须做好计划，保证CT扫描完成即可以采取下一步的措施，直接送手术室、导管室或者ICU。

5.骨盆骨折可合并全身其他部位损伤，要注意充分和全面的评估，尤其需关注合并直/结肠、泌尿生殖器的损伤。导尿和肛指检查可以及时发现泌尿生殖系和结直肠损伤。

四、损伤控制复苏

1．骨盆骨折合并血流动力学不稳定需尽快开始液体治疗，优选上肢途径的外周静脉通路2~3条，条件允许时可考虑颈内/锁骨下静脉置管。初始应用晶体液治疗，如果合并严重颅脑损伤（GCS≤8分），避免应用低渗溶液。如果应用人工胶体液，建议在其处方剂量范围之内。输注红细胞以维持血红蛋白7~9 g/dl。

2.对于需要手术或者血管栓塞治疗止血的患者，建议早期将收缩压控制在80~90mmHg左右，直至确定性止血后进行充分的复苏。如果合并颅脑损伤，建议将收缩压控制在90mmHg以上，并尽最快的速度完成确定性止血。对液体复苏无效的患者，推荐使用缩血管药物来维持目标的动脉血压。对于心功能不全的患者，推荐使用正性肌力药物。

3.尽早（伤后3h内）使用氨甲环酸针，首剂1g静脉微泵给药（持续大于10min），后续1g持续输注超过8h。建议在创伤复苏单元储备氨甲环酸针，有条件的地方可考虑在救护车中即开始使用。

4．推荐早期采取综合措施减少体热丢失和保温，以达到并维持正常的体温。

5．积极纠正酸中毒。动态监测血乳酸或碱缺失，是评估出血和休克程度的敏感指标。常规监测血浆离子钙水平并维持在正常范围。

6．常规和动态监测凝血功能，建议开展血栓弹力图检查，积极防治创伤性凝血病。对于大出血的患者，推荐早期应用血浆、凝血酶原复合物、纤维蛋白原。建议血浆:红细胞的输注比例至少达到1:2。血浆纤维蛋白原水平≤1.5-2.0g/l或血栓弹力图提示功能性纤维蛋白原缺乏，输注纤维蛋白原或冷沉淀，起始剂量纤维蛋白原为3-4g，冷沉淀为50mg/kg。输注血小板以维持血小板计数大于50×109/L，对于持续出血和/或创伤性脑损伤的患者，建议将血小板计数维持在100×109/L以上，输注的起始剂量为4-8单位血小板。建议建立大量输血治疗（massive transfusion protocol，MTP）的预案，确保及时获得血液制品。

7.对于已经采取标准的控制出血的努力和最佳的传统止血措施的患者，如果持续存在大出血和创伤性凝血病，建议使用基因重组的活化VII因子（rFVIIa）。

五、骨盆带与支架外固定

对于机械不稳定的骨盆骨折，应尽快维持骨折的稳定性。稳定骨盆可以减少骨折移位和缩小盆腔容量，有利于减少出血，并降低患者后续翻身/搬动带来的风险。稳定骨盆的措施包括骨盆带和支架外固定两类。

1．骨盆带：尽早使用，如能在院前就开始使用则更佳。

1）如果FAST和诊断性腹腔穿刺结果阴性而患者血流动力学仍不稳定，临床怀疑或者X线摄片提示骨盆后环增宽或耻骨联合分离，建议先行无创性的骨盆带固定。

2）骨盆的束带外固定可采用一条床单紧紧包裹后以毛巾夹扣住，或使用专门的固定装置。要以大转子为中心并包裹臀部，持续时间不超过24~36h，以防止损伤部位或骨性突出处的皮肤坏死。2 支架外固定

1）有效的支架外固定方式有外固定架-固定前环，C形钳（C-clamp）-固定后环。前方固定用于固定前环不稳定，常用于耻骨联合分离及耻骨支骨折，后方固定用于固定后环不稳定，常用于骶髂关节分离、骶骨骨折等。

2）外固定支架作为一种可以快速、简单完成的骨折固定技术，适用于紧急情况下不稳定骨盆环损伤的临时性固定，对部分患者也可作为确定性的治疗选择。可以在急诊室或者手术室完成。

六、腹膜外填塞/剖腹探查手术

1.腹膜外填塞作为血流动力学不稳定骨盆骨折多学科处理临床路径的综合措施之一（还包括血管造影和栓塞，支架外固定），能够快速有效地控制出血，即使作为挽救性止血手段也有效。可以在没有条件进行血管栓塞时，或者血管栓塞后有继续出血时使用。

2.腹膜外填塞可在床旁或者送手术室进行，最好选择能够同时进行血管造影的杂交手术室。通过从前方暴露后腹膜血肿，并清除血和血凝块来完成腹膜外填塞。用牵开器向外侧拉开膀胱，仔细探查骨盆缘并徒手分离，小心避免撕裂髂血管和闭孔血管之间的任何血管分支。沿骨盆边缘尽可能深地向后方探查，依次填塞三块剖腹用的大纱布。第一块纱布置于最深处，骶髂关节的下方；第二块置于骨盆窝的中部，第一块纱布的前方；第三块置于膀胱后外侧的耻骨后窝。在完成一边的填塞后，将膀胱拉向对侧，再填塞另外一侧。

3.骨盆骨折合并腹腔脏器损伤的概率为16%~55％不等，如有明确证据支持存在腹内脏器损伤的患者，需尽快送手术室进行剖腹探查。对于剖腹探查时考虑后腹膜血肿是动脉性出血为主的患者，探查的同时行髂内动脉结扎是一种有效的控制骨盆大出血的重要手段,若髂内动脉结扎后仍未控制出血可行腹膜外填塞。

4.如果腹膜外填塞止血有效，建议48~72h之内去除或更换（如果纱布移除后又持续出血）纱布。

七、血管造影/栓塞

1.在排除非骨盆来源的出血后，骨盆骨折患者有血流动力学不稳定或有进行性出血的征象，应考虑行骨盆血管造影/栓塞。

2.于60岁的严重骨盆骨折（翻书样、蝶样或垂直剪切损伤）患者，不管血流动力学状况如何，均应考虑行骨盆血管造影。

3.对于符合指征的患者，应尽快开始血管造影和栓塞治疗。有研究提示在1h内进行血管造影，能够明显改善预后。对于高度怀疑动脉性出血的骨盆骨折，如病情允许可以先行增强CT检查以明确出血部位，也可以直接送导管室；如果血流动力学极不稳定，有条件时可以在急诊室实施稳定骨盆和/或腹膜外填塞和/或主动脉球囊阻断，然后送导管室/杂交手术室。4.骨盆骨折患者接受血管造影后无论是否行栓塞治疗，在排除非骨盆来源的出血后仍有进行性出血的征象，应考虑再次行血管造影和必要的栓塞。

5.对于病情不稳定的患者，血管栓塞治疗后建议保留动脉导管鞘24~72h，以备再次造影和栓塞之需。

6.骨盆血管造影与双侧栓塞似乎是安全的，很少有大的并发症。已有报告在血流动力学不稳定患者中发生臀部肌肉缺血坏死，长期制动和臀部直接创伤也是可能的原因，并非一定是血管造影栓塞的直接并发症。双侧髂内动脉栓塞治疗似乎并不影响男性的性功能。

八、主动脉球囊或钳夹阻断 1．如果患者经过常规手段积极复苏后血流动力学极不稳定，已经发生过或者濒临心脏骤停，或者作为转送手术室/导管室/CT室前的保障手段，可考虑采用经皮穿刺腹主动脉球囊阻断。如果已经开腹手术，可行腹主动脉钳夹阻断；或者紧急开胸手术，阻断降主动脉。2．主动脉球囊或钳夹阻断的时间原则上不超过60min，可作为临时的紧急方法，能最大程度地控制动脉性出血，为进一步的血管栓塞或手术止血、积极复苏创造机会，可以提高存活的可能。但有可能导致下肢缺血、加重肾功能损害的严重并发症。

九、落实救治流程和持续质量改进

医院制定救治流程后应对相关人员进行反复培训，并采用核查表、电子病历等形式，确保流程得到高效准确的落实。要对整个救治过程进行质量监控，定期评估循证治疗流程的依从性和救治效果，开展持续质量改进活动。

动力稳定分析篇3

柱子稳定问题始终是设计、施工中的重要问题，因为结构失稳往往导致结构整体垮塌，且发生突然，危害极大。混凝土中配置钢骨以后，混凝土与钢骨两者有相互约束的作用。钢骨混凝土结构虽具有承载力高、抗震性能好等一系列优点，钢骨混凝土柱减小构件的截面尺寸, 但同时增大了构件的长细比, 故钢骨混凝土结构中，稳定分析是有深远意义的。

1 钢骨混凝土长柱稳定分析理论

本文是以能量法原理为基础进行的稳定性分析。能量守恒原理：临界荷载时构件从弯到直的过渡期间出现的外力功的改变与应变能增量必须相等。能量法分析具体步骤：

1)假设受压长柱失稳近似挠度曲线。确定挠度曲线必须满足位移边界条件，也应尽可能满足力的边界条件。往往取横向荷载下的挠曲线或级数形式的曲线作为近似挠曲线。通常三角函数是近似挠度曲线最方便的函数。

2)应变能和外力功的表达式。根据能量原理：ΔW=Δu;ΔW与Δu分别为常轴向荷载下构件弯曲期间发生的功与能的变化。

3)利用势能驻值条件建立位移(或独立参数)的齐次方程组。弹性系统在平衡位置时的总位势Ⅱ(即外力的位势Ⅱa和内力位势Ⅱi之和)为最小或最大。最小为稳定平衡，最大为不稳定的平衡，即：平衡的标志为δⅡ=0。当δ2Ⅱ>0时，稳定平衡;当δ2Ⅱ<0时，不稳定平衡;当δ2Ⅱ=0时，随遇平衡。

4)稳定方程及其最小特征值Pcr。将钢骨混凝土组合柱划分为若干单元，计算柱截面截面性质、组合材料性质、确定单元划分信息、节点编号信息、节点约束信息等，然后计算各种局部坐标下的单元刚度矩阵和质量矩阵，采用半带宽的存贮方式，通过旋转矩阵，转化为整体坐标下的矩阵，加入不同的边界条件处理整体刚度矩阵。

按迭代计算原理，通过多次迭代计算，满足精度要求后，得到结构特征值和特征向量，即稳定分析的临界荷载和屈曲模态。

稳定计算流程图如图2所示。

2 本文以内含工字钢的钢骨混凝土柱为例进行计算分析，约束条件为一端固定一端自由

2.1 长细比影响

以长细比为主要变化参数，柱的截面尺寸为160×160mm，工字钢为I10，混凝土采用高强混凝土，临界荷载与长细比关系曲线，如图4显示，其它因素不变情况下，临界荷载随着长细比的增加而减小，长细比在10～20的范围内变化最明显，临界荷载减小的趋势较快，随着长细比的增大，临界荷载变化相对较慢，逐渐趋于平稳。本文分析的长细比在10～50范围内的临界荷载与传统的欧拉荷载曲线(图5)相比，曲线的趋势基本一致。

2.2 混凝土强度等级影响

以混凝土强度等级为变化参数，柱高度为2000mm，截面尺寸为160×160m m，工字钢为I10，配有纵筋，得到临界荷载与混凝土强度等级的关系曲线(图6)。图中，钢骨混凝土长柱临界荷载随着混凝土的强度等级提高而增大，基本趋于线性关系，C20～C60阶段，曲线上升速度快，65～C80阶段，临界荷载增加稍微趋于缓慢。图2程序流程图(图附后)

2.3 含刚率影响

以含刚率为变化参数，柱高度4000mm，截面尺寸300×300m m，工字钢为I10～20a、I20b，得到临界荷载与含刚率关系曲线，图7显示临界荷载随着含刚率的增加而基本呈线性增加，这是因为构件刚度随着钢骨截面面积的增加而增大。

3 小结

根据曲线趋势的分析，得到如下结论：

1)在各种因素的影响中，长细比对钢骨混凝土各种截面长柱的稳定性影响最显著，随着长细比的增加，临界荷载变小，呈现较为复杂的非线性关系，随着长细比的增大，柱的极限承载力下降逐渐缓慢。应严格控制柱的长细比。

2)混凝土强度等级对钢骨混凝土柱稳定性能影响不显著。

3)含刚率对临界荷载的影响曲线基本呈规律的线性，可知钢骨的增加有效提高了截面刚度，使临界荷载值增大。

参考文献

[1]王连广.钢与混凝土组合结构理论与计算[M].科学出版社, 2005.

[2]王连广, 李立新, 张海霞.钢骨混凝土结构构件滑移性能研究[J].哈尔滨建筑大学学报, 2002.

[3]杨丹清.型钢混凝土框架结构地震响应分析[D].西南交通大学, 2005.

动力稳定分析篇4

薄壁曲梁因其流线造型在桥梁工程和建筑工程中得到了日益广泛的应用。曲梁不同于直梁之处在于初始曲率的存在,这使得其弯曲、扭转、翘曲的几何方程大都是相互耦合的,其变形常为弯扭变形,导致了曲梁理论分析的复杂性。对于任意的薄壁曲梁, 在承受周期性动载荷情况下, 有可能发生剧烈的横向振动、扭转振动或弯扭耦合振动, 从而导致薄壁曲梁的动力失稳, 即所谓的参数共振[1,2]。研究一般薄壁压件和薄壁直梁的动力稳定问题文献已有报道[3,4,5,6,7,8,9,10]。文献[3]用差分法研究了闭口截面薄壁杆件偏心周期荷载作用下弯矩作用平面外动力屈曲;文献[4]用加权残值方法研究了开口截面薄壁杆件偏心周期荷载作用下动力屈曲;文献[5]用谐波平衡法求解了在简谐外载荷作用下两端简支开口薄壁杆的动力稳定性问题, 讨论了不同参数对其动力不稳定区域的影响;文献[6]采用有限单元法应用Matlab程序设计语言编制程序,计算在无阻尼和有阻尼两种情况下薄壁杆件的动力不稳定区域;文献[7,8,9,10]研究了复合材料薄壁杆件的动力不稳定问题,讨论了材料参数和荷载参数对动力不稳定区域的影响。对于薄壁曲梁的动力稳定性问题,研究还鲜有报道。

针对薄壁构件较一般杆件更容易发生动力失稳, 且动力失稳的形式也更为复杂的问题, 来研究薄壁截面圆弧拱在周期性动载荷作用下的动力稳定性。通过能量法和Hamilton原理推导出薄壁圆弧拱动力稳定性方程,利用Galerkin方法将其转化为二阶常微分Mathieu-hill型参数振动方程,求得周期解所包围的动力不稳定区域,为工程结构动力设计提供参考依据。

1 空间动力稳定微分方程

受均布径向荷载作用下的圆弧拱,其拱轴在侧倾后是其位移和变形的几何关系用曲线坐标x轴(侧向),y轴(径向)以及z轴(切向)来描述。图1为拱侧倾后拱轴上任意一点在x、y、z三个方向的线位移和角位移分别为面外侧向位移u、径向位移v、切向位移w、面内弯曲角β、面内弯曲角ψ以及侧向扭转角θ。

发生空间失稳后,圆弧拱的应变能U等于侧向弯曲应变能和扭转应变能之和[11]

$U_{1} = \frac{1}{2} \int_{0}^{s} Μ_{η} Κ_{y} d s = \frac{E Ι_{y}}{2} \int_{0}^{s} (\frac{ψ}{R} - \frac{\partial^{2} u}{\partial s^{2}})^{2} d s;$

$\begin{array}{l} U_{2} = \frac{1}{2} \int_{0}^{s} Μ_{ζ} Κ_{z} d s = \frac{1}{2} \int_{0}^{s} [G Ι_{d} (\frac{\partial ψ}{\partial s} + \frac{\partial u}{R \partial s})^{2} \times \\ E Ι_{ω} (\frac{\partial^{2} ψ}{\partial s^{2}} + \frac{\partial^{2} u}{R \partial s^{2}})^{´} (\frac{\partial ψ}{\partial s} + \frac{\partial u}{R \partial s})] d s; \end{array}$

$\begin{array}{l} U = U_{1} + U_{2} = \\ \frac{E Ι_{y}}{2} \int_{0}^{s} (\frac{ψ}{R} - \frac{\partial^{2} u}{\partial s^{2}})^{2} d s + \int_{0}^{s} [\frac{G Ι_{d}}{2} (\frac{\partial ψ}{\partial s} + \frac{\partial u}{R \partial s})^{2} - \\ \frac{E Ι_{ω}}{2} (\frac{\partial^{2} ψ}{\partial s^{2}} + \frac{\partial^{2} u}{R \partial s^{2}})^{´} (\frac{\partial ψ}{\partial s} + \frac{\partial u}{R \partial s})] d s = \\ = \frac{1}{2 R^{3}} \int_{0}^{φ} E Ι_{y} (R ψ - \frac{\partial^{2} u}{\partial φ^{2}})^{2} d φ + \\ \frac{1}{2 R^{3}} \int_{0}^{φ} G Ι_{d} (R \frac{\partial ψ}{\partial φ} + \frac{\partial u}{\partial φ})^{2} d φ - \\ \frac{1}{2 R^{3}} \int_{0}^{φ} E Ι_{ω} (\frac{\partial^{3} ψ}{\partial φ^{3}} + \frac{\partial^{3} u}{R \partial φ^{3}}) (\frac{\partial ψ}{\partial φ} + \frac{\partial u}{R \partial φ}) d φ (1) \end{array}$

两端铰接圆弧拱在径向均布周期荷载q(t)=q0+qtcosθt作用下,其压力线与拱轴线重合,拱内只产生轴力N=qR,为均匀受压的受力状态。外力势能V等于拱侧倾后外荷载所做功的负值,即

V=-∫ $_{0}^{s}$ q(t)vds=-(q0+qtcosθt)∫ $_{0}^{s}$ vds (2)

根据圆弧拱侧倾时拱轴不可伸缩条件

$\int_{s} v d s = \frac{R}{2} \int_{s} (\frac{d u}{d s})^{2} d s (3)$

$V = - \frac{1}{2} (q_{0} + q_{t} \cos θ t) \int_{0}^{φ} (\frac{\partial u}{\partial φ})^{2} d φ (4)$

薄壁圆弧拱在周期径向荷载作用下空间稳定总势能为

Π=U+V。

结构的动能为

$Τ = \frac{1}{2} m \int_{0}^{t} [(\frac{\partial u}{\partial t})^{2} + r_{0}^{2} (\frac{\partial ψ}{\partial t})^{2}] d t (5)$

式(5)中,其中r $_{0}^{2}$ =(Ix+Iy)/A;u为平面外侧向位移,ψ为侧向扭转角, v为径向位移;Iy为圆弧拱的横截面对于y轴的惯性矩,EIy表示拱的横向抗弯刚度,GId为扭转刚度,m为沿拱轴的分布质量。

根据Hamilton原理,有

δ∫ $_{t_{1}}^{t_{2}}$ (T-∏)dt=0,分别对u,ψ进行变分,经分部积分后,可得到圆弧拱空间动力稳定性方程。

$\begin{array}{l} \frac{E}{R^{3}} (Ι_{y} + \frac{Ι_{ω}}{R^{2}}) \frac{\partial^{4} u}{\partial φ^{4}} - \frac{G Ι_{d}}{R^{3}} \frac{\partial^{2} u}{\partial φ^{2}} - \frac{E Ι_{y} + G Ι_{d}}{R^{2}} \frac{\partial^{2} ψ}{\partial φ^{2}} + \\ \frac{E Ι_{ω}}{R^{4}} \frac{\partial^{4} ψ}{\partial φ^{4}} + (q_{0} + q_{t} \cos θ t) \frac{\partial^{2} u}{\partial φ^{2}} + m \frac{\partial^{2} u}{\partial t^{2}} = 0 (6 a) \end{array}$

$\begin{array}{l} \frac{E Ι_{ω}}{R^{4}} \frac{\partial^{4} u}{\partial φ^{4}} - \frac{E Ι_{y} + G Ι_{d}}{R^{2}} \frac{\partial^{2} u}{\partial φ^{2}} + \frac{E Ι_{y}}{R} ψ - \\ \frac{G Ι_{d}}{R} \frac{\partial^{2} ψ}{\partial φ^{2}} + \frac{E Ι_{ω}}{R^{3}} \frac{\partial^{4} ψ}{\partial φ^{4}} + m r_{0}^{2} \frac{\partial^{2} ψ}{\partial t^{2}} = 0 (6 b) \end{array}$

令 $η = \frac{E Ι_{y}}{G Ι_{d}}$ 为刚度比, $μ = \frac{E Ι_{ω}}{G Ι_{d} R^{2}}$ ,上式变为

$\begin{array}{l} (1 + \frac{μ}{η}) \frac{\partial^{4} u}{\partial φ^{4}} - \frac{1}{η} \frac{d^{2} u}{d φ^{2}} + (q_{0} + q_{t} \cos θ t) \frac{R^{3}}{E Ι_{y}} \times \\ \frac{\partial^{2} u}{\partial φ^{2}} + R \frac{μ}{η} \frac{\partial^{4} ψ}{\partial φ^{4}} - R (1 + \frac{1}{η}) \frac{\partial^{2} ψ}{\partial φ^{2}} + \frac{m R^{3}}{E Ι_{y}} \frac{\partial^{2} u}{\partial t^{2}} = 0 (7 a) \end{array}$

$\begin{array}{l} \frac{μ}{η} \frac{\partial^{4} u}{\partial φ^{4}} - (1 + \frac{1}{η}) \frac{\partial^{2} u}{\partial φ^{2}} + R \frac{μ}{η} \frac{\partial^{4} ψ}{\partial φ^{4}} - \\ \frac{R}{η} \frac{\partial^{2} ψ}{\partial φ^{2}} + R ψ + \frac{m R^{2}}{E Ι_{y}} r_{0}^{2} \frac{\partial^{2} ψ}{\partial t^{2}} = 0 (7 b) \end{array}$

2 Mathieu-Hill型参数振动方程

对于两铰拱取位移函数为

$u (φ, t) = \sum_{k = 1}^{\infty} U_{k} (t) \sin λ_{k} φ$ (8a)

$ψ (φ, t) = \sum_{k = 1}^{\infty} Θ_{k} (t) \sin λ_{k} φ$ (8b)

其中λk=kπ/φ,φ为拱的圆心角。满足拱的边界条件,利用Galerkin方法将式(8)代入方程(7)进行离散,可得到以下常微分方程组

$\begin{array}{l} (1 + \frac{μ}{η}) U_{k} (t) λ_{k}^{4} \sin λ_{k} φ + \frac{1}{η} U_{k} (t) λ_{k}^{2} \sin λ_{k} φ + \\ \frac{R μ}{η} Θ_{k} (t) λ_{k}^{4} \sin λ_{k} φ + R (1 + \frac{1}{η}) Θ_{k} (t) λ_{k}^{2} \times \\ \sin λ_{k} φ + \frac{m R^{3}}{E Ι_{y}} \frac{d^{2} U_{k} (t)}{d t^{2}} \sin λ_{k} φ - \\ (q_{0} + q_{t} \cos θ t) \frac{R^{3}}{E Ι_{y}} U_{k} (t) λ_{k}^{2} \sin λ_{k} φ = 0 (9 a) \end{array}$

$\begin{array}{l} \frac{μ}{η} U_{k} (t) λ_{k}^{4} \sin λ_{k} φ + U_{k} (t) (1 + \frac{1}{η}) λ_{k}^{2} \sin λ_{k} φ + \\ R \frac{μ}{η} Θ_{k} (t) λ_{k}^{4} \sin λ_{k} φ + \frac{R}{η} Θ_{k} (t) λ_{k}^{2} \sin λ_{k} φ + \\ R Θ_{k} (t) \sin λ_{k} φ + \frac{m R^{2}}{E Ι_{y}} r_{0}^{2} \frac{d^{2} Θ_{k} (t)}{d t^{2}} \sin λ_{k} φ = 0 (9 b) \end{array}$

为了简化表达式(9)写成矩阵的形式

$m F f^{″}_{k} + [Ρ - q (t) S] f_{k} = 0 (10)$

3 动力不稳定区域的确定

为了确定由周期解所包围的不稳定区域,设式(10)有周期4π/θ的周期解为

$f (t) = \sum_{n = 1, 3, 5 \dots}^{\infty} (a_{n} \sin \frac{n θ t}{2} + b_{n} \cos \frac{n θ t}{2})$ ,代入式(10)整理合并同类项,根据周期解存在的条件得到临界频率方程为

$| \begin{matrix} Ρ - (q_{0} \pm \frac{1}{2} q_{t}) S - \frac{1}{4} m θ^{2} F & - \frac{1}{2} q_{t} S \\ - \frac{1}{2} q_{t} S & Ρ - q_{0} S - \frac{9}{4} m θ^{2} F \\ 0 & - \frac{1}{2} q_{t} S \\ \dots & \dots \end{matrix}$

在求主动力不稳定区域时,可取方程式(11)第一阶主子式,即

$| Ρ - (q_{0} \pm \frac{1}{2} q_{t}) S - \frac{1}{4} m θ^{2} F | = 0 (12)$

便有足够的精确度。由此即可解出位于θ=2Ω附近的动力不稳定区域边界。

若q(t)=q0+qtcosθt=αqcr+βqcrcosθt。

则式(12)可以写为

$| Ρ - (α \pm \frac{1}{2} β) q_{c r} S - \frac{1}{4} m θ^{2} F | = 0 (13)$

由式(13)可以看出

(1)α=1,β=θ=0时,|P-qcrS|=0对应于静力稳定问题;

(2)α=0,β=0,θ=2ω时,|P-mω2F|=0对应于结构自由振动问题;

(3)α∈(0,1),β=0,θ=2ω时,|P-αqcrS-mΩ2F|=0对应于恒载下结构的自由振动问题。

因此参数共振问题就是静力稳定和自由振动的耦合问题,根据相应的公式可求解相应的问题。

对于有周期2π/θ的周期解为

$f (t) = \sum_{n = 2, 4, 6 \dots}^{\infty} (a_{0} + a_{n} \sin \frac{n θ t}{2} + b_{n} \cos \frac{n θ t}{2})$ 。

决定的动力不稳定区域,也可得到相似的方程。

及

$| \begin{matrix} Ρ - q_{0} S & - \frac{1}{2} q_{t} S & 0 & ⋮ \\ - q_{t} S & Ρ - q_{0} S - m θ^{2} F & \frac{1}{2} q_{t} S & ⋮ \\ 0 & - \frac{1}{2} q_{t} S & Ρ + q_{0} S - 4 m θ^{2} F & ⋮ \\ \dots & \dots & \dots \end{matrix} | = 0 (15)$

4 算例分析

弧长S=20m的双轴对称工字型截面圆弧拱,截面特性如下:A=2.152×10-2 m2,Ix=1.019×10-3 m4,Iy=2.13×10-4 m4, Iω=1.23×10-5 m6,Id=2.46×10-6 m4,回转半径r0=0.239 3 m,弹性模量E=200 GPa,剪切模量G=77.2 GPa。通过求解,确定动力不稳定区域分别如图2—图4所示。

由图2可知,随着动力荷载中恒荷分量的增加,结构发生空间参数共振时的频率也降低,动力不稳定区域扩大,但恒载对动力不稳定区域的影响相对较小。

由于矢高和跨度并不是反映拱的屈曲性能的两个独立因素。当截面相同、跨度固定、矢高变化时,拱的矢跨比变化了,同时拱的弧长也变化了,即拱的长细比也变化了;此时,无法定性或定量地离析出究竟是矢跨比还是长细比以何种程度影响拱的屈曲性能。当矢高固定、跨度变化时,情形也是类似的。因此分析时考虑圆弧拱的弧长固定,此时当截面相同、矢高变化时,拱的矢跨比变化了,由于拱的弧长固定,因此拱的长细比也是固定的。

由图3和图4可知,随着矢跨比、长细比增加,结构发生空间参数共振时的频率降低,动力不稳定区域迅速扩大,说明矢跨比或长细比越大,发生参数共振的可能性也越大,因此拱矢跨比和长细比是决定拱结构空间动力不稳定区域的重要因素。

5 结语

通过能量法和Hamilton原理,建立了径向均布周期荷载作用下开口薄壁截面圆弧拱动力稳定平衡方程,求得周期解所包围的动力不稳定区域,探讨了恒载系数、矢跨比、长细比、圆弧半径以及圆心角等参数对动力不稳定区域的影响。

恒载的增加会使圆弧拱空间动力不稳定区域变宽,但对动力不稳定区域的影响相对较小;随着矢跨比、长细比的增加,结构发生参数共振时的频率降低,动力不稳定区域迅速扩大,因此矢跨比、长细比不只是决定静力稳定的主要因素,也是决定拱结构动力不稳定区域的重要因素。

参考文献

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[2] Hagedorn P,Koval L P,On the parametric stability of a Timoshenkobeam subjected to a periodic axial load,Ingenieur Archiv,1971;40(3):211—220

[3]童乐为,周国梁.偏心周期荷载作用下闭口薄壁构件的动力稳定性.上海力学,1992;13(2):41—48

[4]杨平,孙兰.偏心周期荷载作用下薄壁构件的动力稳定性.武汉交通科技大学学报,1998;22(4):403—407

[5]傅衣铭,宋丽霞.开口薄壁构件的非线性动力稳定性.湖南大学学报,1998;25(4):9—14

[6]罗漪.薄壁杆件的动力稳定性.华侨大学学位论文,2000

[7]茅人杰,李军,凌复华.复合材料薄壁杆的动力稳定性.上海交通大学学报,1990;24(5、6):186—196

[8]茅人杰,孙国钧,雷中旺.轴压下各向异性开口薄壁杆的非线性共振.应用力学学报,1992;9(3):8—18

[9] Lin C Y,Chen L W,Dynamic stability of rotating composite beamswith a viscoelastic core.Composite Structures,2002;58(2):185—194

[10] Machado S P,Cortnez V H.Dynamic stability of thin-walled com-posite beams under periodic transverse excitation,Journal of Soundand Vibration,2009;32(1):220—241

动力稳定分析篇5

稳定性能是决定钢结构承载力的重要因素, 对地震作用下的钢框架结构的动力稳定问题研究, 如何确定失稳时极限位移, 提出防倒塌设计的理论, 一直是人们关心的问题[1]。本文采用有限元法对不同长细比、轴压比的单层钢框架进行动力稳定分析, 给出不同参数对动力稳定性的影响, 并从结构变形角度, 提出单层钢框架在实际工程中防倒塌设计的建议。

1 有限元模型建立

框架柱截面选为方形, 横梁无限刚性, 设计的12种单层框架结构具体尺寸参见文献2。采用AN-SYS有限元软件建摸, 选用平面单元 (PLANE 42) 来模拟横梁及框架柱, 用质量单元 (MASS21) 模拟作用在柱顶的横梁的惯性特性。考虑材料的弹塑性, 采用双线性随动强化准则来定义材料特性, 塑性模量取为弹性模量的1/200。建立的有限元模型见图1。

2 动力稳定性分析

研究单层框架在复杂地震作用下的稳定性能及不同地震动对其稳定性的影响, 本文主要选取3条地震波———EL Centro波 (峰值341.7gal) Northridge波 (峰值592.639gal) 、Taft波 (峰值152.7gal) 。记录时间取20s, 间隔0.02s[3]。采用AN-SYS有限元软件进行时程响应分析, 将载荷步分成两步:1) 将结构轴力施加在柱顶进行求解, 以计入P-Δ效应。2) 读入地震波, 采用FULL法进行时程分析。将得到的极限位移与按抗震规范[3] (L/50, L为柱高) 和工程习用法 (最大水平承载力下降15%所对应的位移) 得到的极限位移列于表1, 给出不同地震动、长细比、轴压比等参数对单层钢框架动力稳定对动力稳定性的影响。

2.1不同地震作用对动力稳定性的影响

通过12种单层钢框架在不同地震作用下的动力稳定性分析, 由表1可知结构在失稳时, 结构的极限位移基本相同[4]。因此, 得出不同地震作用对框架结构的动力稳定性影响不大, 即框架结构的动力稳定性与所施加的地震荷载类型无关。

2.2不同长细比λ、轴压比n0对动力稳定性的影响

1) n0≤0.35时, 失稳时地震波峰值较大, 且随λ增大其值增大幅度较大;

2) 0.35<n0≤0.50时, 失稳时地震波峰值明显减小, 且随λ增大先减小后增大, 曲线变化幅度较大;

3) 0.50<n0≤0.80时, 失稳时地震波峰值最小, 且随λ增大先减小后增大, 曲线变化较缓 (见图2) 。

3 工程中防倒塌设计的建议

将动力稳定性分析、按《建筑抗震设计规范》、工程习用的方法及取柱高的1/30和柱高的1/60计算得到的框架极限位移与轴压比的关系绘于图3, 经比较, 提出单层钢框架在实际工程中防倒塌设计的建议:

1) 当n0≤0.35时, Δup3 (L/30) 比Δup2小或接近, 且均小于动力极限位移;因此当n0≤0.35时, 框架的极限位移取Δup3, 即柱高的1/30;

2) 当0.35<n0≤0.60时, Δup1 (规范L/50) 比Δup2、Δup3小或接近, 且均小于动力极限位移;因此当0.35<n0≤0.60时, 框架的极限位移取Δup1, 即柱高的1/50;

3) 当n0>0.60时, Δup1 (规范L/50) 比Δup2大, 可见规范规定的极限位移已不满足, 为方便于工程应用, 这里将位移角限值取柱高的1/60并与Δup2进行比较, 发现数据较接近, 所以当n0>0.60时, 框架的极限位移取Δup4, 即柱高的1/60。

Δ/mm

注:L为单层框架柱高。

摘要：采用有限元法对多种单层钢框架结构进行动力稳定性分析, 研究不同地震作用、长细比、轴压比等参数对动力稳定性的影响, 绘制出轴压比与动力极限位移的关系曲线, 提出单层钢框架在实际工程中防倒塌设计的建议。

关键词：单层框架,轴压比,动力稳定性,极限位移

参考文献

[1]李忠学, 李元齐, 严慧, 等.结构非线性动力稳定性研究中的关键问题探讨.空间结构, 2000;6 (4) :29—35

[2]刘迎春.单层钢框架动力稳定性与防倒塌设计理论研究.大庆:大庆石油学院土木建筑工程学院, 硕士学位论文, 2005

[3]GB50011—2001, 建筑抗震设计规范.北京:中国建筑工业出版社, 2001

动力稳定分析篇6

20世纪50年代初出现的数控机床, 在经历半个世纪的发展, 现已成为当今制造业的主流设备。数控车床又称为CNC车床, 即计算机数字控制车床, 是目前国内使用量最大, 覆盖面最广的一种数控机床, 约占数控机床总数的25%。

本课题以湖北精机数控机床有限公司生产的CNC6136B×750高速经济型数控车床为研究对象, 应用虚拟制造技术进行虚拟建模, 检验车床的可装配性、可加工性, 同时用有限元分析软件进行车床各部件和整体的刚度和模态分析, 评估数控车床的整体稳定性, 并对数控机床的改进提出优化意见。

1 数控车床结构组成

本课题进行的是数控车床整体稳定性动力学分析, 所以我们可以把数控车床分成机体部件、主轴部件、Z丝杆部件、X滑板部件、刀架部件、尾座部件及数控系统等。

利用Solid Works设计软件可以方便地对该数控车床各部件及整机进行三维建模, 软件中的装配体模块可以简单地进行虚拟装配、运动仿真, 检查车床的可加工性、装配性, 检查干涉和装配可能存在的问题。

2 有限元建模及结果评价方法

1) 将数控车床整机输入ANSYS有限元分析软件进行分析运算是非常困难的, 因为被分析文件太大, 又受到计算机内存有限的影响, 分析往往不成功。所以我们一方面将车床分成几个部件来进行分析, 同时还应将零件结构中的圆角过渡、倒角等小结构予以忽略, 这些小结构对整体计算结果影响不大, 但能大大减轻计算机的运算压力。

2) 我们将数控车床的最大转矩试验和最大功率试验的工况, 作为各部件进行动静特性分析的负载。选取各部件中关键零件的材质作为提取材质属性的依据。

3) 计算结果的评价。静态分析以JB/T8324.1-1996《简式数控卧式车床精度》标准, 涉及19项几何精度和3项工作精度;各部件进行静态受力分析后, 其应变值不应超出车床对应精度范围。

CNC6136B×750高速经济型数控车床的工作转速范围是50~3000 r/min, 即车床主轴系统工作频率为0.8~50 Hz;那么对机床各部件进行的模态分析, 应重点关注此频率范围的谐振。

3 机体部件的稳定性动力学分析

该款数控车床为整体床脚, 经对床脚零件的计算分析, 其动静性能远好于床身;所以对机体部件建立计算模型时, 忽略床脚, 刀架等用等效受力块代替。

机体部件采用Solid d95单元进行分析。它是一个20节点的六面体等参实体单元, 在保证精度的同时允许使用不规则的形状。该单元对构件形状的适应性较好, 计算精度较高;它能够吸收不规则形状单元而精度不受损失, 有可并立的位移形状, 并且对于曲线边界的模型有很好的适应性。

机体部件材料属性:弹性模量为211 GPa, 泊松比为0.3, 密度为7300 kg/m3。

负载来自机床厂最大功率试验数据, 如表1所示。

为了避免施力点产生局部过大应力, 我们在刀具上施加等效面应力。依据圣维南原理这种做法是可行的, 因此我们在刀具上建立了三个小平面用于施加面力。

分析求解结果如图4~图9、表2所示。

很显然, 机体部件应力、应变均小于机床精度允差, 即机体部件静刚度满足使用要求。

按第二节中论述的分析结果的评价方法, 应重点关注0.8~50 Hz频率范围的谐振;按表2统计的前5阶固有频率数据, 在数控车床加工工作过程中, 床身部件不会有共振现象发生。

4 各部件的稳定性动力学分析

依照机体部件的分析方法, 可很方便地进行其它部件的分析, 如图10~图17所示。

5 结语

经过对CNC6136B×750高速经济型数控车床各部件动静性能的分析, 该款数控车床机体部件、X滑板部件、尾座部件本体动力学性能较好。对于要提升机床加工性能, 应选用刚性好一些的卡盘, 选择合适的切削参数;在以后高精度车床的设计中, X向电机座、尾座套筒是车床的薄弱环节, 需设计改进提高。

本文对数控车床建立的计算模型都进行了大量的简化, 难以真实表达车床的实际工况, 作为今后工作的方向, 我们可从不同的侧重点出发建立更多的计算模型, 从更多侧面综合论证车床的动静性能;如果有条件使用更高端计算机, 计算模型可建得更准确。

参考文献

[1]杨永亮, 梁延德.基于有限元的车床床身结构优化[D].大连:大连理工大学, 2006.

[2]袁胜万, 崔岗卫, 李朝万, 等, 高速机床主轴-轴承系统动态性能研究[J].机床与液压, 2014, 42 (17) :38-41..

[3]丁文政, 汪木兰, 朱松青, 等, 高档数控机床动态性能的评价研究[J].机床与液压, 2014, 42 (23) :34-37.

[4]周莉, 李爱平, 古志勇, 等.基于实验模态分析的机床动态性能测试[J].中国工程机械学报, 2014, 12 (4) :360-363.

[5]杨明亚, 王辉, 张长泉, 等, 数控机床床身筋板布局方式的动态性能分析及优化设计[J].贵州大学学报 (自然科学版) , 2013, 30 (1) :37-42.

[6]BUYUKSAHIN U.ANew Approach to CNC Milling Machine Spindle Design[J]., Advanced Materials Research, 2012, 445:201-206.

动力稳定分析篇7

尿动力学检查是神经泌尿学领域的重要检查,尿动力学(Urodynamics)是根据流体力学原理,采用电生理学方法及传感器技术,来研究贮尿和排尿的生理过程及其功能障碍的一门学科。

尿道压力描记是尿动力学研究的一项重要常规检查技术,其是在膀胱无收缩的情况下,检查沿尿道全长个点的压力变化图像的一种方法,并且通过图像的描记,可以得到尿道的各项体征参数,如MUP、MUCP、功能尿道长度、前列腺尿道长度、PTR以及排尿的控制参数等,另外通过描记的测定也可对不同的疾病做出诊断,如尿道梗阻曲线、前列腺术后尿道压力曲线、压力性尿失禁的尿道压力曲线、尿道括约肌的病症等。通过尿道压力的描记,为临床诊断研究提供了重要的科学依据。

1现状

我院使用的尿动力模拟机是由加拿大Laborie公司生产的BDNITO尿动力分析仪,机器在为患者诊断和尿动力学的研究学习上稳定性好,检测的各参数指标准确,为不少患者的病情诊断和病灶的确定提供了支持。但是在为患者做尿道内压力检测时,要采用机器原配的灌充装置——加压皮囊,外加生理盐水输液袋和输液管路(如图1示)。使用此装置在为病人做检测时稳定性能差,难以控制其灌充压力、灌充速度等,并且在为患者检查过程中,如果压力过大(按照厂方和临床的要求,加压皮囊施加给生理盐水袋的压力一般在200～250mmHg之间),生理盐水袋在受到压力挤压的情况下容易挤破,此时要重新更换生理盐水袋,从而造成患者无法继续检查;如果不使用加压皮囊或者加压皮囊施加压力过小,则在给尿道灌充生理盐水过程中,由于尿道内壁对小脚管路的挤压,液流受阻,流速达不到2mL/min,无法准确的测量尿道压力;另外即使能很好的控制加压皮囊的压力,在保证输液袋不被挤破的情况下,使用一次性输液器的流量调节阀调节流速过程中也存在问题,因为根据中华人民共和国国家标准GB 8368-2005,一次性使用输液器重力输液式,在(23±2)℃,流速为(50±10)滴/min的条件下,滴管滴出20滴蒸馏水为 (1±0.1)mL [(1±0.1)g],通过此标准进行计算,也就是说,1mL蒸馏水是20滴至25滴,所以一滴蒸馏水就是0.04 mL至0.05mL。如果通过调节输液管路上的流量调节器来调节流速到临床检查所需的2 mL/min,则要将输液管滴斗内的流速调节至(40～50)滴/min。

如果通过加压皮囊很好的灌充到患者尿道内,此时要借助计时器来确定好每分钟的滴数,通过调节输液器上的流速控制器来调节每分钟的滴数,即使调节好的速度,数值也是概数,精确度很低,并且在开始为患者检查之前要做大量的准备调试工作,大大降低了工作效率。

通过与临床操作者的沟通和根据各项检查指标参数的要求,最后来确定仪器在实际应用中的灌充压力、灌充速度。灌充压力方面不作要求,因为加压皮囊的关键是在灌充过程中给生理盐水袋施加以压力,保证生理盐水在给患者尿道灌注过程中能够达到临床检查所需要的灌充速度,灌充速度为2mL/min,同时保证生理盐水能够顺利进入患者尿道内,灌充总量则是根据检查需要和不同的病人而定。

2 改进

2.1 改进材料及设备。

输液泵(精确到mL/s,最好是量程稍大的输液泵,本次改进采用的是浙大史密斯生产的输液泵),一次性输液器。

2.2 改进方法。

增加一台输液泵来代替原厂家配置的手动加压皮囊,另外用一次性输液器代替生理盐水袋。改进后如图2所示。

将输液泵固定在高处,最好固定在架子上面,以免在检测过程晃动和掉落,500mL生理盐水,悬吊在输液泵上方,设定好速度2mL/min,将输液泵打到暂停状态。患者检测时,根据临床的需要和要求打开输液的输液开关。

2.3 改进后测试与检查。

通过尿道膀胱模拟器(如图3示)进行模拟测试检测,通过模拟数据查看,检测结果稳定,期间对尿道膀胱模拟器加压一次,描记波形上升,根据尿道压力计算公式:Pclo=Pura-Pves对尿道压力进行计算查看,数据稳定(如图4示)。

2.4 改进后测试与检查。

2.5 患者检查。

对多位患者进行检查,并且与未改进前的数据进行对比,稳定性大大提高,缩短了检查时间,减少了患者在检查时的病痛时间。抽样患者检测结果截图,如图5示。通过临床的验证,对充盈期膀胱压力监测(即使在平常情况下不要求施加压力)同样使用,公式:Pdet=Pves-Pabd,也通过对多位患者参数进行了对比,数据准确(如图6示)。

3总结

通过对Laborie尿动力分析仪在测试尿道压力时的不稳定性进行改进,增强了机器的稳定性,使检测参数更精确,更具有诊断效果,同时缩短了检查时间,减少了患者检查过程中的病痛,达到了仪器的改进目的,从而也为临床检查研究提供了更为准确和可靠的数据支持。

摘要：尿道内压力检查是尿动力学研究和学习的一项重要科学,然而此项检查又离不开尿动力学检测的模拟机,尿动力分析仪所检测的参数又关系到病灶的确定、病情的诊断,所以,机器的稳定性在检查过程中起到了至关重要的作用。本文针对Laborie公司生产的BDNITO尿动力分析仪在检测尿道内压力时的不稳定性进行了改进,从而达到所需的目的。

关键词：尿动力,尿道压,稳定性,改进,输液泵

参考文献

[1]闵志廉,泌尿外科诊断学[M].人民军医出版社

[2]王裕清邓乐李建中,生物工程导论[M].机械工业出版社

[3]Shlomo Raz,MD,Female Urology:Text with DVD[M].Saunders

[4]中华人民共和国国家标准GB8368-2005(一次性使用输液器重力输液式)

动力稳定分析篇8

技术创新联盟就是通过对组织优势资源的有效利用和重新整合,实现产业内企业技术创新所需要的资金、技术、人才和信息等,同时获取更多的新知识,从而提高产业内企业技术创新能力,获取竞争优势[3]。但是技术创新联盟也存在很多风险。由于联盟伙伴对更大利益的追求,会不顾联盟中其他成员的利益,恶意破坏联盟协议,造成企业间信息不完善,技术闭塞,资金流动性减弱,导致联盟不稳定,进而以联盟的解体告终。特别对于复杂产品系统而言,其技术创新联盟的不稳定性也是其存在的最大风险之一。目前,对于技术创新联盟不稳定性研究取得一定的成果:国内外学者主要从交易成本理论的角度[4]、从博弈论的角度[5]、从资源依赖和谈判能力角度[6]、从战略行为理论[7]等5个方面进行研究。

以往的这些研究仅是从单独的一个或者几个技术创新联盟稳定性影响因素的角度进行分析,得出不同因素分别变化时对联盟稳定性的影响,因此本文在借鉴这些研究成果的基础上,运用系统动力学的相关知识,总结分析影响复杂产品系统技术创新联盟稳定性的主要因素,构建稳定性影响因素共同作用的系统动力学模型,并且通过对模型的分析,确定联盟的稳定性状态,使联盟走出高解体性的困境。

1 系统动力学相关理论

系统动力学是麻省理工学院福雷斯特(J.W.Forrester)教授于20世纪50年代提出的一种仿真技术,其仿真语言有DYNAMO等,通用的仿真平台有Vensim、Stella和Power Sim等,它是一门基于系统论,吸取反馈理论与信息论的精髓,并借助于计算机模拟技术融诸家与一炉,脱颖而出的交叉新学科[8]。系统动力学研究解决问题的方法是一种定性与定量结合,系统、分析、综合与推理的方法。它是定性分析与定量分析的统一,以定性分析为先导,定量分析为支持,两者相辅相成,螺旋上升逐步深化、解决问题的方法。用系统动力学解决问题的过程,实际上也是一种寻优的过程:通过仿真实验,剖析系统,掌握系统各有关因素之间的变化,以及系统主体所表现的行为趋势,寻求系统较优的结构和参数,达到改善系统的目的,或是为预测系统未来发展等提供决策和科学依据。系统动力学在研究处理复杂问题时,擅长处理周期性问题,长期性问题,数据相对缺乏的问题,高阶次、非线性、时变的问题,可以进行长期的、动态的、战略的定量分析[9]。

复杂产品系统技术创新联盟稳定性影响因素可以看做是相互关联的因素系统,它包含了联盟企业与企业,企业与联盟信任机制,企业与技术创新,信任机制与技术创新等等之间的关系,影响复杂产品系统技术创新联盟稳定性的因素之间关系纷繁交错、不断变化,所以复杂产品系统技术创新联盟稳定性影响因素系统是一个典型的具有多变量、高阶次、非线性的动态反馈复杂的大系统[10],而系统动力学正是分析非线性复杂大系统有效的手段,是对系统进行结构优化和科学规划的有效方法。因此系统动力学正是可以适合复杂产品系统技术创新联盟稳定性影响因素系统的研究。

2 联盟稳定性影响因子系统动力学模型

2.1 复杂产品系统技术创新联盟稳定性影响因素系统变量的确定

如前所述,复杂产品系统是一个复杂的巨系统,对其技术创新联盟稳定性的影响因素也是众多的。在系统动力学当中,变量一般被分为状态变量(level variable)、流速变量(rate variable)、辅助变量(auxiliary variable)和常数(constant)四大类[11],其中,状态变量反映了物质、能量、信息等对时间的积累,表明了系统的状态并为决策和行动提供信息基础,因此是系统动力学的核心变量,其他变量围绕它来发挥作用。惟有确定了状态变量,才能绘制出科学合理的因果关系图和流图。

通过对复杂产品系统技术创新联盟现状的研究分析,同时在总结以前学者研究的基础上,本文提出影响复杂产品系统技术创新联盟稳定性的5个主要影响因素(即为状态变量):合作伙伴的关系、复杂产品系统项目本身、联盟信任机制、外部环境、技术创新水平,并且研究这些主要影响因素之间的关联和子影响因素(即为辅助变量)之间的复杂关系,最终构建出比较全面的影响因素系统。

2.2 复杂产品系统技术创新联盟稳定性影响因素系统模型构建

流图的建立是系统动力学建模重要的一步,流图的结构能够准确的反映一个系统的结构,系统动力学的模型基本上是靠流图进行反映的[12]。流图由“流位”、“流率”、“物质流”、“信息流”等符号构成,直观形象地反映系统结构和动态特征。流图能清楚地描述速率与状态,并区分物质流与信息链,如图1所示。

本文运用系统动力学对复杂产品系统技术创新联盟稳定性影响因素进行研究,主要借助于计算机语言和相关的软件对所研究的问题进行模拟分析和获得分析结果。Vensim是一个基于视窗界面的可视化的系统动力学建模工具,提供了功能强大的图形编辑环境。在构建完成包括水平变量、辅助变量、常量等要素在内的因果反馈环之后,可以通过使用Vensim提供的便捷易用的公式编辑器,编辑输入变量方程,生成完整的模拟模型。本文使用的方针软件即为Vensim5.7a。

根据2.1所确定的主要影响因素,运用Vensim5.7a,构建复杂产品系统技术创新联盟稳定性影响因素系统动力学流图,如图2所示。

3 稳定性影响因素系统动力学模型结果分析

在运用系统动力学进行仿真实验,首先应该界定合理的仿真参数:本文中假设仿真周期为10个月,时间步长为1,因素间的相互影响系数均为0.8,相关因素的函数系数均为1.5或者-1.5,相关因素的脉动数均从0开始,间隔时间均为8个月。通过Vensim软件仿真之后得到的结果,如图3所示。

本文选取的仿真参数仅为一种情况,当仿真参数变化时,曲线图会发生变化,但是基本的曲线走向是一致的,所以,可以仅对此一项分析得出结论。

联盟创建初期,系统处于初期最稳定状态。从状态变量影响曲线图中可以分析出:(1)联盟的信任机制和复杂产品系统项目本身水平的变化是与联盟稳定性发展呈反比的。联盟构建初期,联盟信任机制不完善,且由于技术创新水平低,复杂产品项目本身水平处于最低,随着联盟的发展,信任机制水平增长,技术创新水平增长,项目水平也不断提高;(2)联盟所处的外部环境,技术创新水平,联盟合作伙伴关系水平与联盟稳定性发展呈正比。联盟构建初期,外部环境的支持,联盟技术创新成长水平以及联盟合作伙伴关系水平均处于期初最大状态,随着联盟的发展,复杂产品满足消费者的需求,随着需求量的上升,联盟中成员投机主义出现,致使联盟合作关系逐渐下降,联盟稳定性逐渐降低。

4 结论

本文提出的复杂产品系统技术创新联盟稳定性影响因素的系统动力学分析,克服了以往研究仅从一个或几个方面单独分析联盟稳定性的不足,通过对对复杂产品系统技术创新联盟稳定性影响因素相互作用的定量仿真分析,明确了不同的影响因素对稳定性影响的具体数及作用变化过程,为联盟发现问题,采取有效措施预防联盟不稳定的产生提供一定的借鉴。

摘要：针对复杂产品系统技术创新联盟不断构建又纷纷解体的现状,寻找影响联盟稳定性的主要因素,根据系统动力学的相关知识,运用系统动力学图解分析等理论,通过模型假设,构建复杂产品系统技术创新联盟稳定性影响因素的系统动力学流图并进行仿真实验,分析影响因素对联盟稳定性的作用机理。

关键词：联盟稳定性,系统动力学,技术创新联盟,复杂产品系统

参考文献

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