塑性设计

塑性设计（共12篇）

塑性设计 篇1

摘要：基于隔膜成型的原理及工艺特点, 阅读国内外重要文献的基础上结合实际情况, 对风力机热塑性叶片隔膜系统进行了相关的设计。选用了适合成型系统的真空泵组合, 遵循结构设计原理, 确定隔膜成型设备主要外形尺寸和各部件的主要结构设计参数, 并使用Pro/E三维建模软件绘制各零部件的三维模型, 最后完成加热和冷却系统的相关设计。

关键词：风力机叶片,隔膜成型,Pro/E

1 引言

风力发电作为用之不尽的清洁可再生能源正在逐步取代传统的石化能源发电。目前为进一步提高风力发电设备的性能与发电效率, 风电设备生产企业开始转向新材料、新工艺、低成本和大功率风电设备的研发与制造。叶片是风电机组的核心部件之一, 其部件价值量占整个风电机组的20%~25%。叶片的材料选用和翼型结构设计直接决定其捕获风能的能力, 影响风力发电机组的发电功率。风机叶片的长度和重量随着单机规模的扩大到而增大, 叶片大型化发展使得复合材料取代了传统的风机叶片材料而成为首选。由于大功率风机叶片采用复合材料, 尺寸大, 结构复杂, 叶片成型制造工艺成为叶片质量优劣的关键。热隔膜成型技术是随着复合材料的发展产生的一种新的构件成型工艺, 在国外已经成熟的应用。选用热塑性复合材料, 运用隔膜成型原理, 将有效改善复合材料风机叶片生产质量, 提高生产效率, 降低生产成本, 对复合材料风机叶片制造工艺研发与改进具有重要的意义。

本文在研究分析当前复合材料风机叶片制造工艺的基础上, 选择生产效率高, 成型效果好的隔膜成型工艺, 设计可生产长度为1米的APC-2热塑性风机叶片隔膜成型系统, 该热隔膜成型系统包括成型模具、真空装置、增压装置 (在低温低压或单侧抽真空方法中不设置此装置) 、热压罐成型固化装置、加热装置、冷却系统以及检测、控制等附属辅助系统。

2 真空装置选型

真空装置在热隔膜成型系统主要有两方面应用, 一是预浸料隔膜平板叠层预处理, 对上下两层隔膜间进行抽真空处理, 使上下层隔膜夹紧预浸料, 避免成型过程中隔膜间残留空气作用造成制件空鼓或厚度不均等质量缺陷;二是模具侧抽真空形成隔膜上下层压力差 (适用成型温度低、压力要求小于1atm的制件) 。

本文选用的叶片材料和隔膜材料成型压力高于1atm, 成型过程需要增氮加压, 因此, 真空系统主要用来成型预处理。在叶片的小型零配件成型过程则直接使用抽真空形成成型压力即可。根据实际的工程需要, 可以选择不同类型的真空系统, 达到比较理想的配置, 真空系统的选用主要考虑以下几方面:

(1) 确定工作真空范围及极限真空度; (2) 被抽气体种类与抽气量; (3) 真空容积。

本设计最终选用的JZJ-70罗茨—旋片真空机组, 生产厂家为上海飞鲁真空泵厂有限公司。

3 热压罐主体设计

3.1 热压罐总体结构设计

本文给出的叶片热隔膜成型装配主要是进行热压罐主体结构的装配, 包括叶片模具、热压罐体和支撑结构等部分。管路系统、控制系统和检测系统等的装配工作都是基于热压罐隔膜成型主体装配的基础上进行。

1-封头;2-密封圈a;3-密封圈b;4-热压罐;5-热压罐支架;6-模具支架;7-模具导轨;8-模具

3.2 成型模具设计

本文设计的上部叶片模型考虑加工方便, 容易成型, 采用的是常用翼型型号为NACA4412, 其截面形式如图2。

成型模具的下部为真空箱, 真空箱内部设计为全空形式, 腔体空间以满足真空泵抽速的要求, 真空箱侧壁预留有真空管接口, 真空箱与叶片模型的连接通过φ12的螺栓进行连接。

成型模具组装后的结构与分解图分别如图3所示。

3.3 热隔膜成型热压罐设计

热压罐是复合材料热压成型的核心设备, 主要为制件的成型提供必要的温度和压力环境。热压罐在风力机叶片生产中的用途为两种: (1) 热隔膜叶片制件成型。 (2) 制件固化成型。热压罐的设计分为两个基本组成部分:罐体的设计和热压罐封口的设计。这两部分是热压罐受热和受压的主要元件。

本文设计的热压罐由于存在后期的固化需要, 其所能达到的最高温度为180℃, 能够承受的最大压力为1.0MPa。热压罐罐体圆筒结构采用单层卷板, 封头通过与罐体上的8个φ20螺栓连接, 封头与罐体之间通过两层密封垫圈密封。

热压罐的整体主要性能参数如表1。

4 加热冷却方式

热隔膜成型热压罐的加热结构设计中, 选用加热效率较高的红外线板型加热, 加热板安装在热压罐外壁, 包裹半个罐体, 剩余罐体部分直接采用增加与加热板同厚度的绝热保温层。采用的加热板结构形式如图4所示。加热板长度0.9米, 厚度5mm, 弯曲弧度180°。

本设计采用的SiC加热板由保护层、绝缘层、绝电层、反射涂料层以及碳化硅层等组成, 通过各个组成层的不同功能实现加热板给热压罐体提供热量, SiC加热板的内部层次结构如图4所示。

1-保护层;2-绝热层;3-绝电层;4-反射涂料层;5-碳化硅电热层

热压罐的冷却方式采用罐体内外的冷热气体对流, 通过外部向罐体内强制通入气体, 来实现罐体内模具和制件的降温处理。

5 结束语

目前, 像风力机叶片这样的复杂结构的复合材料梁、板成型, 由于结构外形狭长, 并有其他结构附件, 很难实现自动化铺叠、成型。热隔膜成型技术的出现, 成功的引进了自动化技术。复合材料成型预浸料经过自动化铺叠并制成平板叠层形状, 在隔膜成型机系统中可以按照设计要求成型复杂的制件。

参考文献

[1]中国复合材料集团有限公司.风电叶片发展趋势:热塑性复合材料”绿色叶片”[J].电器制造, 2010, (7) .

[2]Rijswijk, K, Bersee, H.E.N, Reactive processing of textile fiberreinforced thermoplastic composites-An overview[J].Composite Part A:applied science and manufacturing, vol.38, issue 3, March 2007, 38 (3) :666-691.

[3]Tan Hua, Yan Shilin.Three 2dimensional simulation of curing process for thermoset composite[J].Acta Materiae Compositae Sinica, 2004, 21 (6) :167-172.

[4]达道安.真空设计手册[M].北京:国防工业出版社, 2004.

[5]姚双, 李敏.碳纤维复合材料C形结构热隔膜成型工艺[J].北京航空航天大学学报, 2013.

塑性设计 篇2

实验项目：Ansys软件分析平面问题和轴对称问题

材料参数：弹性模量E=210Gpa 泊松比：u=0.33 屈服强度σ

摩擦系数v=0.26

尺寸：15×25(mm)

s=350Mpa

实验步骤：

1、建模

1）问题的类型：设置单元类型、属性

(1).设置计算类型。ANSYS Main Menu: Preferences →select Structural → OK(2).选择单元类型。执行ANSYS Main Menu→Preprocessor →Element Type→Add/Edit/Delete →Add →select（Solid # Quad 4node 42）

→OK

2）材料模型

执行Main Menu→Preprocessor →Material Props →Material Models →

Structural →Linear →Inelastic，在EX框中输入2.1e5，在PRXY框中输入0.3，选择OK并关闭对话框。

3）建立几何形状

选择Main Menu→Preprocessor →modeling →create→areas，如图所示：

4）划分网格

Preprocessor →Meshing →Mesh Tool→Volumes Mesh→Tet→Mapped,.采用

Mapped网格划分单元。

执行Main Menu-Preprocessor-Meshing-Mesh-Volume-Mapped：

5）建立接触

2、施加边界条件并求解

执行Main Menu-Solution-Apply-Structural-Displacement，拾取目标平面等，单击OK按钮。然后出现如图窗口，选择“UY”，再单击OK按钮。加载荷后结果：

1）定义求解参数

2）求解

执行Main Menu-Solution-Solve-Current LS，弹出一个提示框。执行file-close，单击OK按钮求解运算。

3、结果处理 1）读入结果数据

2）查看结果

轴对称问题：

平面应变问题

平面应力问题

塑性设计 篇3

关键词: 岸边集装箱起重机; 转载平台; 塑性设计; 跌落试验; 仿真

中图分类号:TH212; U653.921; TU312.1; TU313文献标志码:A

Application of plasticity theory into design of transit platform’s

panel in double trolley quayside container crane

TENG Yuanyuan, DONG Dashan, MEI Xiao

(Logistics Engineering College, Shanghai Maritime Univ., Shanghai 200135, China)

Abstract:

In order to meet the needs of the design of transit platform’s panel in double trolley quayside container crane, taking the limit intensity as a starting point, applying the plasticity theory into the design of transit platform’s panel in double trolley quayside container crane, a reasonable plasticity design is set up considering the practical situation and the standards. As to the impact dynamics issue,a theoretical derivation based on the energy law is completed and verified by the falling experiments of the lockpins. The system is simulated in ANSYS/LS-DYNA condition. The result shows that the method is correct.

Key words:quayside container crane; transit platform; plasticity design; falling experiment; simulation

0 引 言

近年来,随着集装箱运输船舶向大型化发展、船公司对港口集装箱装卸作业效率要求的提高以及越来越多的自动化码头的建成使用,双小车岸边集装箱起重机应运而生.原有的岸边集装箱起重机依靠加快起升和运行机构速度提高装卸效率,而双小车岸边集装箱起重机借助转载平台(见图1),将常规的由1个小车完成的集装箱作业分配给海侧小车和陆侧小车分别承担,使相邻的作业部分并行,提高单机的集装箱装卸作业效率,同时使司机与小车分离,减轻司机的劳动强度.

图1 双小车岸边集装箱起重机

转载平台的结构功能为:(1)能承受可能出现的、各种施加在结构上的载荷以及引起的结构变形;(2)在偶然事件(集装箱锁销高空跌落、满载集装箱的冲击作用等)发生时和发生后,能保持必需的防护功能(保护地面的人和车),转载平台允许有限的损伤.

转载平台的结构示意见图2.

图2 转载平台结构示意

面板作为转载平台的附属结构,可以有适当的使用寿命(不必与整机等同寿命),允许产生一定的塑性形变[1](发生损伤可及时修补或更换).另外,面板设计还涉及冲击动力学问题,因此沿用弹性理论设计不尽合理,需探索新的设计方法.

1 能量法计算受冲薄板塑性应变能

根据要求,1个6 kg的集装箱锁销从10 m高空跌落至转载平台上任意处,均不应使平台破损,即不允许锁销冲破钢板,危及地面上的人和车.

所用材料为Q345.σs为屈服应力,σs=345 MPa;σb为强度极限,σb=550 MPa;E为弹性段的弹性模量(杨氏模量),E=205 GPa;εs为材料达到屈服应力时的伸长率;εb为材料发生破坏时达到的最大伸长率,εb=22%.

受垂直冲击载荷,板的破坏以同心圆的形式向外辐射,因此,以圆板的形式代替方板,不会产生大的误差且可以利用轴对称条件使计算简便.另外,由于是薄板,在厚度方向应力和应变不存在梯度,属平面应力问题.[2]

总应变能[3]Ep=∫V[∫(σrdεr+σθdεθ)]dV(1)式中:dεr和dεθ分别为径向和环向应变增量;r和θ为径向和环向坐标;V为薄板体积.

设薄板的任一点仅有垂直方向的位移,没有面内的位移,即挠度w.又因为是轴对称变形,所以同一圆周上点的挠度相同(见图3).

图3 薄板的变形

于是有εr=[SX(]dl-dr[]dr=1+dw[]dr2-1

εθ=0(2)对于线性硬化材料σ=σs+Etεr(3)式中:Et为塑性段的切线模量.弹塑性拉伸曲线见图4.

图4 线性硬化材料弹塑性拉伸曲线

薄板在弹性范围内形变非常小,可假设总应变能近似等于塑性应变能.塑性范围内的应力应变关系σr-σs=[SX(]Et1-υ2(εr+υεθ)

σθ-σs=[SX(]Et1-υ2(εθ+υεr)(4)式中:υ为材料的弹性常数,称为泊松比;当εθ=0,式(4)为σr=σs+[SX(]Et1-υ2εr

σθ=σs+[SX(]Etυ1-υ2εr(5)将式(5)代入式(1),得Ep=σs∫VεrdV+[SX(]Et2(1-υ2)∫Vε2rdV(6)当式(6)中dV=2πrδdr(δ为板厚),上式可改写为Ep=2πδσs∫R0εrrdr+[SX(]πδEt(1-υ2)∫R0ε2rrdr(7)2 锁销跌落试验及挠度曲线拟合

为观察板受冲击的变形情况,确定挠度曲线,用6 kg锁销(见图5)分别从10 m,15 m和20 m高处自由落下冲击四边简支的2 mm板,由于试验装置的高度有限,在20 m高度时钢板仍未被冲破,见图6,试验数据见表1.

图5 锁销示意

图6 试验挠曲线

表1

试验数据重物高度h/m测量点r/mmwr/mm锁销1013-311513-342013-36铅球2013-46注:锁销重6 kg;铅球重7 kg.

设板刚好冲破时挠度与半径关系(见图7)w(r)=w0e-αr(8)式中:w0为冲击中心的最大位移,mm;α为待定系数,mm-1.由试验数据拟合(见图8),得挠度曲线

w(r)=-50.725e-0.013 8(9)

图7 受冲击钢板的形变示意图8 测量处挠度与冲击高度关系试验数据拟合代入式(2)和(7),求得总应变能Ep.根据能量守恒定律,重力势能全部转化为总应变能,得δ=1.067 4 mm3 ANSYS/LS-DYNA仿真模拟[4]

本文采用三维Lagrange方法进行计算,模型使用实体solid 164单元进行划分,对钢板和锁销直接作用区域的网格进行加密,锁销采用刚体模型,钢板采用双线性等向强化弹塑性材料,接触采用侵蚀接触算法[5]建模(cm-g-μs单位制).

图9～12为6 kg锁销在20 m高度处自由落体垂直冲击600 mm×600 mm区格、厚度2 mm钢板的仿真输出数据.[6]

图9 钢板与锁销有限元模型图10 钢板中心点挠度随时间变化曲线图11 钢板应力云图图12 锁销速度时间历程曲线4 结果分析

仿真结果与试验数据及现象都比较吻合,证明仿真结果可信,同时也验证由试验数据拟合的挠度曲线,尤其是中心最大挠度的计算正确.[7]试验用2 mm的板能满足安全使用的要求.而按弹性设计准则许用应力法设计,达到满应力(弯曲应力)时的计算板厚为8 mm,大大厚于试验用板.

5 结 论

通过试验及仿真计算,证明锁销平台使用厚度为2 mm以上的面板安全,考虑到一些条件的限制和起重机设计规范对板厚的要求,锁销平台面板厚度取为6 mm,按塑性设计的极限状态法,具有足够的安全储备.与弹性设计的许用应力法比较,整个锁销平台的结构重量至少减轻25%,能满足一切使用要求.

参考文献:

[1]李廉锟. 结构力学:下册[M]. 北京: 高等教育出版社, 2004:10-36.

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工程力学, 2001(S): 373-377.

超高层结构弹塑性时程分析与设计 篇4

关键词：静力弹塑性动力弹塑性,ABAQUS软件设计

时代的车轮已经将我们载入了一个“高层”时代。无论在城市还是在乡村, 高层建筑屡见不鲜。这就给我们的建筑设计带来了极富挑战性的科技考验。特别是那些超限的复杂高层建筑, 更需要对它的结构进行弹塑性分析和计算来验证“抗震性能”。

1 工程概况介绍

目前我们城建的工程设有6层的机动车库地下室, 地面以上建筑主体为59层楼体, 其中13、29、45层设为避难层。30层为设备层, 其余诸层将作为办公用房。预计此工程地面高度与天面高度为301.9m。占地面积60万㎡。规划建筑面积90万㎡。钢筋混凝土框架, 框架柱底层采用钢骨柱截面, 截面面积为850×1300, 再往上改为混凝土柱截面, 截面面积为800×1300, 墙柱使用混凝土, 其强度为C60-C40。

该工程的结构安全等级预设为一级, 地基基础设计等级为甲级, 结构抗震, 防烈强度为7度, 本工程我们利用ABAQUS软件对工程主体结构进行大地震状况下的弹塑性时程分析。用这种方法检验该结构是否满足“强震不倒”抗震技术要求。并根据分析的结果, 针对结构薄弱地方和薄弱部件, 及时提出加强措施, 用来指导新的结构设计。

2 弹塑性时程分析

弹塑性分析有静力弹塑性分析和动力弹塑性分析两种。静力弹塑性分析也叫推覆法, 它美国建筑行业最先使用的一种抗震评估方法。同时, 它还是介于弹性分析和弹塑性分析两者之间的一种评估方法。它的理论核心为“目标为依法”、“承载力普法”。

我们所应用的是动力弹塑性时程分析法。这种方法把建筑的结构作为弹塑性振动体系进行分析, 它的原理是直接输入地震波出现的数据录入地面运动的。再利用“弹塑性直接动力法”, 把多自由体系在地面的运动做好记录, 记录内容选择:刚度矩阵、阻尼矩阵和质量矩阵, 这三种形式都用方程记录, 再对它进行积分运算, 求出该体系在不同时刻的位移、速度和加速度。然后, 我们把数据统计好, 再计算工程的结构内力。确保动力弹塑性时程方法的有效利用。我们在进行动力弹塑性分析的过程中, 所需要的材料也是很讲究的, 如混凝土及钢材的滞回性能, 混凝土的刚度退化情况建议及在拉压循环作业中的强度值的恢复。即ABAQUS、ADINA、ANSYS、MSC、都内置了混凝土的本构模型。

我们又以ABAQUS为例, 它为我们施工提供了混凝土弹塑性断裂和混凝土损伤模型, 这两种模型非常适合我们在施工过程中对混凝土结构的动力弹性分析。这种模型本身具备了能使用梁单元、壳单元、实体单元的工作之中。它还能与钢筋单元一道工作。在我们的施工作业中, 为了对混凝土的弹性刚度矩阵进行折减, 我们会经常选择它。

我们还利用ABAQUS对建筑整体进行模拟演示。然后把演示操作中模型对于地面每一时刻的结构变形情况给出相关的数据, 我们在通过这些数据, 查看建筑结构中每一部分混凝土单元的损伤情况。钢筋应力分布情况。可以更多地了解地震对建筑结构的破坏情况, 获得第一手资料, 帮助我们设计人员做出正确的判断和分析。我们通过EL-CENTRO计算发现:从地震加载开始, 墙体裂缝就开始出现了, 到地震结束时, 所有的梁柱都有裂痕, 个别裂缝处钢筋有弯曲现象。特别是核心筒墙体在50层处出现较轻微的拉压裂缝, 楼板, 顶层, 楼体角部都会有轻度的损伤, 不过受损程度不大。主框架和钢梁的承受力能满足弹塑性标准。因此我们认为这个结构能够抵御强震的发生, 满足了预设指标。施工可以正常进行。

对于重要的超高层建筑和复杂结构进行动力弹塑性分析可以弥补弹性分析方法的不足, 帮助我们工程设计人员找到它的薄弱部位, 对工程结构在地震作用下的可靠度进行评估, 从而减少了设计的盲目性, 使结构设计更加合理安全。历史上的多次震害也证明了弹塑性分析的必要性:1968年日本的十橳冲地震中不少按等效静力方法进行抗震设防的多层钢筋混凝土结构遭到了严重破坏。1971年美国San Fernando地震、1975年日本大分地震也出现了类似的情况。相反, 1957年墨西哥城地震中11~16层的许多建筑物遭到破坏, 而首次采用了动力弹塑性分析的一座44层建筑物却安然无恙, 1985年该建筑又经历了一次8.1级地震依然完好无损。这些数据可以看出, 随着当今高层建筑业的迅猛发展, 以及它的建筑设计复杂程度的日益提高, 完全用弹性理论进行结构分析计算和设计已经难以满足市场需要。而弹塑性分析方法却显得越来越重要了。

3 超高层建筑的结构设计

3.1 关于结构整体高宽比

高度和高宽比是超高层结构设计的主要控制因素, 它决定着结构刚度的重要指标;高宽比直接与超高层结构的受力性态相关:高宽比<2, 剪切变形为主;高宽比>5, 弯曲变形为主;高宽比>9, 塔楼风荷载下加速度较大, 舒适度需要重点考虑。对于超过400m以上超高层, 高宽比一般为7~9。当高宽比超过8时, 横风向效应显著增强, 在8度设防以下地区, 风荷载通常成为控制因素。

3.2 关于核心筒高宽比

核心筒面积比例指核心筒的围合面积占楼面面积的比例, 这是另一个重要参考指标。围合面积比例<20%, 核心筒刚度偏弱, 宜加强外框筒, 采用支撑框筒或巨型结构;围合面积比例=20%~27%, 核心筒刚度适中;围合面积比例>27%, 核心筒刚度较大, 承担剪力和倾覆力矩比例大幅提高, 应尤其注重核心筒的性能化设计及二道防线设计。

3.3 结构体系的选型

结构高度达到450m时, 对于不含伸臂桁架的弱框筒和筒中筒体系, 结构刚重比成为主要控制参数, 外框梁截面显著增大。我国《高层建筑混凝土结构技术规程》中对框架-核心筒体系要求, 外框承担的地震剪力标准值不宜小于结构底部剪力标准值的10%。

3.4 伸臂桁架结构

伸臂桁架结构概念:高层建筑框架-核心筒结构体系, 存在侧向刚度不足、核心筒倾覆力矩偏大的缺陷。通过设置抗弯刚度较大的伸臂桁架, 连接核心筒和外框架, 可将周边柱的轴向刚度用来增加结构的抗倾覆力矩, 显著提高结构的抗侧刚度, 减小核心筒倾覆力矩。首先用两点连接方式, 其次可用单点上部连接方式, 还可以选择单点下部连接方式。采用SAP2000对各种伸臂桁架形式进行了极限承载力分析, 得知形式2, 3的刚度较好, 形式4的强度较好。

3.5 巨型柱设计

对高层建筑的在和分配:竖向56%, 底部剪力59%, 倾覆力81%。另外在设计工程中, 巨型柱是不容忽视的, 在构建中应重点考虑到这一项内容的选择。当今建筑领域常用的巨型柱有SRC型和CFT型两种。我们也对弹塑性强度也做了研究, 延性系数达到2.81, 所以应该说巨型柱还是可以当作一般柱在构造中特殊处理的。

4 结束语

终上所述, 我们对超高层建筑结构的弹塑性时程分析与设计, 必须有周密的考察核试验经验, 然后进行认真地科学地预设工程施工方案, 这样我们的设计才有实效性, 我们才能建造出人们放心的安全居所。

参考文献

[1]蔡静敏.某超限高层建筑结构抗震超限设计与分析[D].华南理工大学, 2013.

[2]刘利惠, 鲁亮.浅谈超限高层建筑结构抗震设防审查[A].中国力学学会结构工程专业委员会.第18届全国结构工程学术会议论文集第Ⅲ册[C], 2009, (6) .

塑性成形的优缺点 篇5

 组织、性能好

塑性成形可使金属内部组织发生改变，如塑性成形中的锻造等成形工艺可使金属的晶粒细化，可以压合铸造组织内部的气孔等缺陷，使组织致密，从而提高工件的综合力学性能、经过塑性加工将使其结构致密,粗晶破碎细化和均匀,从而使性能提高.此外,塑性流动所产生的流线也能使其性能得到改善。 材料利用率高，节省材料

塑性成形方法的材料利用率可达60%-70%，有的达85%-90%。材料利用率不如铸件，但由于材料性能提高，零件的尺寸可缩小，零件寿命高，也可以节省原材料、金属塑性加工是金属整体性保持的前提下,依靠塑性变形发生物质转移来实现工件形状和尺寸变化的,不会产生切屑,因而材料的利用率高得多。 尺寸精度高，提高制件的强度

工件的尺寸精度高，不少塑性成形方法可达到少无切削加工的要求。如精密模锻锥齿轮的齿部可不经切削加工直接使用、塑性加工产品的尺寸精度和表面质量高。

 塑性成型方法具有很高的生产率

除自由锻造外，其它塑性成形方法都有较高的劳动生产率，可大批量生产、塑性加工过程便于实现生产过程的连续化,自动化,适于大批量生产,如轧制,拉拔加工等,因而劳动生产率高。塑性成型的特点---缺点

 投资大、经费多，制约新产品迅速投产的瓶颈

塑性成形多数方法的模具费高，成本高、设备较庞大,能耗较高，且成形件的形状和大小也受到一定限制，形状不能太复杂，坯料塑性要好。

塑性成形可制造小至几克，大至几百吨的重型锻件，所以需要大量投资，所需要的资本和经费大，而且由于所需都是固定零件所以新产品少，新产品不可能过快投入市场造成新产品迅速投产的瓶颈。塑性成形时，工件的固态流动比较困难，成形比较困难，工件形状的复杂程度不如铸件，体积特别大的工件成形也较困难。 一定程度的环境污染

需要消耗大量的资源，铸造过程中的粉尘，噪声污染等，同时也会产生工业三废——废水、废气、废渣。

利用大脑的可塑性治疗脑瘫 篇6

脑瘫的病因在大脑，瘫痪表现在肢体，综合性治疗就是从整体出发，治脑、治瘫同时并举，再辅以功能训练。治疗是基础，训练是关键，二者缺一不可。

对脑细胞损伤，目前医学的发展水平还不能使其复生，许多人把希望寄托在脑移植上，但这是将来的事。我们目前探索的是大脑的可塑性和大脑细胞的代偿功能的启动。正常人参加工作的脑细胞只占脑细胞总量的8%～10%，有人预言，大科学家的脑细胞的动用也不超过30%，其余脑细胞都处于休眠状态。所以，大脑的潜在能力很大，特别是在大脑的快速发育期，其可塑性更大，代偿功能更容易建立。

如何利用大脑的可塑性去开发大脑的功能呢？

我们知道，神经功能主要是信息传递。大脑中信息通路有两类，一类为主要通路，较易开发；而另一类为次要通路，较为曲折。当第一通路受阻时（脑损伤），第二类通路的开发就变得十分重要。治脑的理论依据也就在于此。科学研究证明，脑细胞的发育在胚胎18周时已达到140亿之多，几乎接近成人水平，其后是细胞的成长和相互间的联系（突触形成）。在出生后4个月时，神经细胞开始髓鞘化，4岁内基本完成，这个阶段称为脑细胞分化（即分工）和完善时期，其可塑性最大。抓住这一重要阶段，为开发大脑的潜在代偿功能，我们对病儿给予活血化瘀、醒脑开窍的中成药--益脑片，并给予激光血疗、氧离子透入、神经生长因子等，给大脑造成一个良好的营养环境，再通过针灸、生命信息治疗等手段，形成一个良好的外界刺激，从而达到启动潜能细胞代偿功能建立的目的。

瘫痪的主要原因是大脑运动功能失灵造成的。我们根据运动姿势异常的可修复性原理，用生物力学的各种方法进行治疗。因为脑瘫的运动障碍主要为肌张力不全（屈肌挛缩和伸肌无力，这是痉挛型脑瘫的表现），病理性紧张反射（手足徐动型脑瘫）及肌肉收缩无力。治疗的主要方法是用超声药浴、穴位注射、按摩、手法矫治等方法降低肌张力，使肢体达到功能位置，给功能训练打下良好的基础。功能训练的目的是增加肌力，克服病理性反射，恢复社会适应能力，这是治疗效果的巩固和提高必不可少的关键措施。西方国家治疗脑瘫主要依靠的就是功能训练。

为什么小儿脑瘫越早治疗效果越好呢？

因为大脑的可塑性在4岁以内比较强，在大脑分工尚未定型时启动其代偿功能比较容易，一旦形成固定形态，再改变就较难了。另外从肢体运动功能来讲，在3～4岁内，关节挛缩程度相对较轻微，手法矫治也较容易。所以，早期治疗会达到事半功倍的效果。家长们千万别让那种脑瘫不能治的观点所迷惑，贻误了孩子的最佳治疗时机。

塑性设计 篇7

作为主要建筑结构形式之一的钢结构,其具备满足施工条件和使用功能的力学性能、工艺性能和加工性能,本文重点分析其力学性能。

钢结构力学性能指的是钢结构在静力和动力作用下的抗压、抗拉、抗疲劳、形变等方面的性能,首先对钢结构在静力作用下的力学性能进行初步探讨。

1.1 钢结构抗轴向力的能力

钢结构的轴向力按照其方向分为拉力和压力。钢结构的抗压能力按照不同的分类标准分为很多类型,按照力的性质分为抗动压力能力和抗静压力能力。按照钢结构在轴向力作用下产生形变发展的不同阶段分为弹性阶段和塑性阶段。钢结构抗静力能力是研究钢结构动力学性能的基础,动力可以看成若干个不同时点下静力的合成,同样静力可以看成动力在不同时点上的分解。

按照静力理论,钢结构抗压(抗拉)能力是指钢结构在压力(拉力)作用下,能保持钢结构建筑结构稳定的最大极限承载能力。力的平衡和力矩平衡是研究静力抗压(抗拉)能力的基本理论,在静力作用下,钢结构会随着静力的增加而发生形变,按照形变发生的阶段可以分为几个阶段:第一阶段是无形变阶段,这个阶段的外力尚未达到使得钢结构产生形变的极限,钢结构处于无形变状态;第二阶段是弹性形变阶段,这个阶段钢结构的外界压力(拉力)达到产生形变的极限值,形变随着外力的增加而增加,大体上处于形变与外力大小成正比的状态;第三阶段是塑性形变阶段,这个阶段,外力已经大于弹性形变最大值,使得外力的增加与形变的增加不在具备线性关系,钢结构失去整体稳定性,其形变处于不可控的状态;第四阶段是破坏阶段,外力达到使得钢结构完全被破坏的状态。

在实际工程中,钢结构应当避免塑性形变,塑性形变的发生往往以结构开始失去承载能力,但仍然未断裂或者坍塌的临界状态,钢结构的这一性质也为结构发生坍塌时人员逃生提供了一定的间隔预警时间,钢结构工程抗震设计中应当予以充分考虑。

1.2 钢结构受力的动力学特点

上述钢结构在轴向力作用下产生形变的理论,成立的基本前提是静力作用,然而工程实际中,动力作用往往比较常见,严格从理论意义上讲,动力学理论是绝对的,静力学理论是相对的,但是静力学理论是研究动力学理论的基础和手段。

在动力作用下,钢结构的受力特点和形变反映要复杂得多,从动力理论上分析,钢结构受力的不确定性和动态性较大,主要体现在如下几个方面:一是受力的大小在一定时间范围内并不是保持不变,而是时刻变化,如钢结构所受到的建筑内部人员、设备、工具等活动荷载的大小在发生变化(如人员的出入、走动等);二是受力的方向在发生着变化,如所受的水平风荷载,风并不是固定的;三是受力的分布往往在发生着变化,如人员流动,楼上的人移动到楼下或其他楼层等。这些变化往往导致钢结构产生不均匀的受力,这些不均匀主要是两个方面的不均匀,一个是时间上的不均匀,有的时段受力较大,有的时段受力较小;另一个方面是空间上的不均匀,如前文所述,力在空间上的布局和方向在不断发生变化。这其中重要的一个方面就是力的方向的变化。

1.3 钢结构在动力学可变力作用下的危害

钢结构在动力学可变力作用下,往往发生不可控形变,使得钢结构失去弹性,从而影响结构安全。其主要危害如下:

一是可变力作用使得钢结构的应力分布复杂,导致其局部构架或局部点上应力过度集中,导致结构破坏;二是可变应力导致的形变效果复杂,需要从设计源头上进行防范;三是可变应力容易导致结构的反复形变,从而产生疲劳破坏,使得结构承载的荷载虽然未超过设计值,但是被反复作用的荷载造成材料内部破坏,致使构件“出师未捷身先死”,疲劳破坏是建筑工程防范的重点应力危害之一。

2 钢结构的抗震设计的基本思路和措施

2.1 充分利用结构延性

钢结构由于其抗拉极限和屈服极限的差距空间为结构从发生稳定性破坏到整体坍塌提供了一定的预警时间,这个预警时间内可以完成人员逃生,因此对其抗震性能是有利的,加之钢结构自重轻,对于地震荷载有一定的自稳定能力,设计阶段应充分考虑这两点优势,进一步减轻钢结构工程的自重,避免冷加工施工对钢结构延性的破坏,严格控制钢结构伸长率。

2.2 强化地震易破坏构件的强度和刚度设计

根据地震破坏的特点和基本结构理论,地震对建筑的破坏有一定的规律可循;设计者应当充分遵循这些规律,对易破坏构件要强化设计,才能满足“大震不倒、中震可修、小震不坏”的建筑抗震性能总体要求。

一要强化角柱、短柱等特殊部位钢柱的抗压能力和刚度,使用的钢材品质尽量优于非抗震建筑同类构件的设计要求;规格也可适当增加,同时要强化这些柱构件的基础设计,使其增强抗侧向剪力的能力,确保在地震时处于稳定状态。

二要优化建筑整体设计,使得钢结构建筑在平面上尽量具有对称性,对称性较高的建筑发生地震时的破坏程度往往较小。

2.3 充分利用不同结构的优点,考虑混合结构

不同的结构形式均有其优缺点,如何充分利用结构优点、克服结构的缺点,是优化设计的基本思路。钢结构虽然具备自重轻、延性好、装配式施工工期短等方面的优点,但是也有着承压能力不及混凝土结构、耐火性差等方面的缺点。将钢结构与混凝土结构进行统筹设计,形成的型钢混凝土混合结构就同时具备延性好、施工方便、自重比钢筋混凝土结构轻、耐火能力比钢结构大大提升、抗震性能好等各种优点,回避和克服了部分钢结构的缺点和短板。

型钢混凝土结构同钢筋混凝土结构一样,充分发挥了钢和混凝土两种材料的优点,但是型钢混凝土结构的施工工艺较钢筋混凝土工程简单、施工装配化程度高,且混凝土增加了结构整体的承压能力,使得其结构稳定性增强,抗震能力增加,在新型建筑结构中有着较为广阔的发展前景。

3 结语

钢结构由于其自重轻、延性好、装配式施工工期短等方面的优点,在建筑结构中被广泛使用,钢结构在动力作用下会发生形变,可以按照其形变状态分为弹性形变和塑性形变,可变应力和塑性形变对钢结构有着严重危害,一是可变力作用使得钢结构的应力分布复杂;二是可变应力导致的形变效果复杂;三是可变应力容易导致结构的反复形变,从而产生疲劳破坏。因此,从抗震设计和结构安全的角度上应当回避这种危害发生,应从充分利用结构延性、强化地震易破坏构件的强度和刚度设计、充分利用不同结构的优点,考虑混合结构等几个方面对钢结构建筑进行优化设计,只有设计阶段进行最大程度的优化和安全设计,才能达到钢结构建筑塑性形变危害和地震危害源头治理的效果,做到“大震不倒、中震可修、小震不坏”,实现钢结构建筑本质安全。

参考文献

[1]史艳莉,蒙皮效应对轻钢结构力学性能的影响研究[P]兰州理工大学,2014.

塑性设计 篇8

热塑性聚酯弹性具有机械强度高、弹性好、抗冲击、耐弯曲疲劳性、耐蠕变、耐油、耐寒、耐化学药品和溶剂侵蚀性能优良, 在汽车行业、电子电器行业、工业制造业的密封件、传送带等、防水和透气优良的薄膜、生物材料、高分子改性剂、弹性纤维、高速公路以及电动工具、体育用品、生活用品等方面都有较为广泛的应用。

1 减振机理分析

1.1 轨道振动特性

振动是固体之间相互作用的结果, 而轨道振动则是由钢轨向下传递, 振动周期不断加长, 振幅却逐渐变小。其振动的基本特性 (图1) 和振动频域与振动加速度概值 (表1) 。

振动的影响因素主要是列车运行速度、轮轨间的凹凸不平和车辆的重量。而轨道的减振的基本措施是保持轨头表面的平滑、增大轨道各部件振动体的质量或抗弯刚性, 而在轨道各组成部件之间设置弹性支承材料, 以期隔断振动的传递无疑是经济性较高的措施和方法。在铁道线路中的轨道垫、沙石地板、混凝土板垫、枕垫、轨道制振材料、干涉型消音材料等, 采用橡胶进行隔振措施是经常采用的技术手段和措施。因此开发性能优良的优良橡胶材料和铁道用元件的减振功能设计研究的就显得尤为重要。而地铁和轨道交通目前也一直有新材料和新结构的产品在应用, 其中TPEE垫板是目前应用增幅最大的一种材料, 许多新地铁及轨道交通工程都指定采用聚酯材料。

1.2 热塑性聚酯弹性体垫板减振机理

1.2.1 热塑性聚醋弹性体减振机理

热塑性聚醋弹性体 (TPEE) 是一类以聚对苯二甲酸二醇醋 (如PBT和PTT等) 为硬段结晶相, 以聚醚或聚醋为软段的嵌段共聚物非晶相, 也称聚醋橡胶。

(1) 构成减振:热塑性聚醋弹性体由DMT、PTMG、BG通过酯交换反应得到的是长链的无规则嵌段共聚物。硬段弹性体构成物理交联点, 承受应力;软段弹性体则是自由分布的高弹性链段, 贡献弹性。而硬段和软段的比例则决定了热塑性聚醋弹性体的硬度和物理机械性能。改变两相的比例, 则可调整其硬度、熔点、模量、耐化学性和气密性。从而形成一种高性能工程级弹性体, 兼具橡胶的柔软性、弹性和热塑性塑料的刚性、易加工性。根据不同使用要求, 可以合成多种不同的软硬段结构。其中硬段有聚对苯二甲酸丙二醇醋、聚对苯二甲酸丁二醇醋等, 软缎有聚乙二醇、聚四氢峡喃醚、环氧乙烷改性的聚丙二醇等, 可以合成多种结构、性能各异的嵌段共聚醋。

(2) 力学性能[2~3]减振:热塑性聚醋弹性体具有极高的拉伸强度, 相比于聚氨酯 (TPU) , 其压缩模量与拉伸模量要高出得多。如果用相同硬度的TPEE和TPU制作同一元件, 则前者可以承受更大的负载。室温以上, TPEE弯曲模量很高;低温时, TPEE柔顺性好, 其缺口冲击强度优于其他TPE, 而耐磨耗性与TPU相当, 且而又不过于坚硬。低应时, TPEE能具有优异的耐疲劳性能, 滞盾损失少。这种特点与高弹性相结合, 使得该材料成为多次循环负载使用条件下的理想减振材料。

1.2.2 垫片结构减振

材料采用优质的热塑性聚醋弹性体作为材料, 具有材料本身的高弹性, 可以充分起到减振的功能, 同时, 元件采用有限元分析, 进行优化设计, 使得元件尽可能承担压缩和剪切变形, 而避免承受拉伸和弯曲变形。

1-沟槽;2-槽间距离;3-槽宽;4-槽深;5-槽壁;6-槽底

2 热塑性聚酯弹性体垫板应用设计

垫板外观设计根据有限元结构分析优化受力控制, 并结合噪音控制的流体力学原理, 在上下表面才采用十字纵横向正向交叉排列的柱状体结构, 其间用沟槽进行连接, 沟槽与槽壁的交界面采用弧形圆滑连接。槽深5mm~8mm, 槽宽14mm~18mm, 槽间距离30mm~35mm, 其剖面图 (图2) 所示。垫板经过设备检测, 符合铁路减振元件的使用规范标准。

3 结语

由于热塑性聚酯弹性体具有惊人的回弹力, 出众的韧性及强度, 广泛的适用温度范围以及优异的加工性能, 而在铁路橡塑件上的使用也日益增多。其制成产品的寿命周期远远长于传统的橡胶垫、EVA垫或TPU垫, 从而使长期成本大大降低, 从而具有较好经济价值和使用价值。使用热塑性聚酯弹性体设计的垫片能够满足铁道行业的各项使用要求的技术规范, 从而可以在铁道轨道进行应用。

参考文献

[1]冯刚, 苑会林.高速铁路用热塑性聚酯弹性体发泡材料挤出成型研究[J].塑料工业, 2010, 38 (2) :76～81.

[2]张勇, 黄志荣, 冯增国, 等.不同软段长度聚醚酯弹性体PEGT/PBT的合成与表征[J].北京理工大学学报, 2003, 23 (1) :123～128.

塑性设计 篇9

研究对象为广州某单跨4层框架结构学校宿舍, 7度设防, 二类场地, 平面布置及构件尺寸如图1所示。单跨框架由于其横向刚度较弱, 且冗余自由度少, 在地震作用下结构的变形较大;如若有个别柱破坏, 可能导致整个结构的倒塌, 造成严重的生命及财产损失。因此, 按照现行《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 的规定, 需对其进行加固。主要研究工作有如下几部分:

1) 本文采用附加非线性黏滞阻尼器对结构进行加固, 在基于位移设计理论的基础上对阻尼器的参数、数量及布置进行设计。在确定其数量及布置时, 先求得结构所需的总阻尼系数, 然后根据楼层剪力进行分配, 即在受力及变形较大的楼层布置较多的阻尼器, 避免造成阻尼器的浪费。

2) 采用简谐荷载法验证结构的附加阻尼比。现行《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 只对线性阻尼器附加阻尼比给出了具体的计算公式, 对于非线性阻尼器则没有, 这也导致了非线性阻尼器附加阻尼比计算困难, 计算不准确。而简谐荷载法能够较好地结合软件, 方便地读取在水平地震作用下循环一周阻尼器所消耗的能量及结构的势能, 进而求得结构的附加阻尼比。以下也论证了该方法求得的附加阻尼比与假设的阻尼比较为吻合。

3) 采用Perform-3D对已完成加固设计的结构进行弹塑性分析。对非线性阻尼器的设计主要在弹性阶段进行, 但是在大震作用下结构进入塑性后阻尼器是否能够正常工作是保证结构在大震作用下安全的关键。本文采用Perform-3D进行弹塑性分析, 并结合基于性能的思想, 依据《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 给出的性能指标比较加固前后结构的性能变化。通过比较可知, 有控结构在大震作用下的性能优于无控结构, 依据《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 相关规定, 有控结构的抗震构造可适当降低。

2基于位移的方法设计阻尼器

本文采用基于位移的方法[1~3]进行阻尼器参数的设计, 其主要步骤如图2所示。下面结合工程教学楼工程实例, 详细阐述基于位移方法的基本原理及其对阻尼器参数的设计过程。

1) 选择所需附加阻尼比ξa, 按不同要求, 可取0.05~0.20, 本工程分别取ξa=0.05, 0.10, 0.15进行阻尼器参数的设计。

2) 确定结构顶层最大位移A。依据《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) 框架结构完好的层间位移角为1/550, 结构总高15 600mm, 可取最大位移A=30mm。最大位移A可根据业主的要求进行调整, 如可取更加严格的1/600, 1/800等。对最大位移A的要求越高, 则其所需的阻尼系数越大。

3) 计算总阻尼系数及各层附加阻尼系数Ci。总阻尼系数的分配可按各层均匀分配和按剪力分配[4,5]等方法, 本文采用文献[6]提出的改进剪力分配法。其各层阻尼系数计算公式如下式所示。以ξa=0.15为例, 各层的阻尼系数计算如表1所示。

4) 选择阻尼器型号。计算等效阻尼比ξ=0.20反应谱工况下阻尼器两端相对最大速度为0.014m/s, 考虑大震作用下阻尼器应能正常工作, 且大震是小震的6.3倍, 故取阻尼器最大速度为7×0.014=0.098m/s, 近似取0.1m/s。选定阻尼器最大出力200KN, 故阻尼器型号已经确定。为了保证阻尼器有更好的减震性能, 取速度指数α=0.3。由此可计算得单个阻尼器阻尼系数Ci=399k N (s/m) 0.3, 近似取Ci=400k N (s/m) 0.3。由此可确定各层阻尼器个数如表1所示。

3有限元分析

根据以上理论计算结果, 在ETABS中建立有限元模型并布置相应的阻尼器。阻尼器的布置应尽量对称布置, 避免引起扭转[7], 如图3所示。阻尼器采用damper单元模拟, 主要参数与本文第2节计算结果一致。给出结构在2条天然波及1条人工波作用下弹性时程分析结果如图4~图6所示[地震波的选取应满足《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 的要求, 图中的数据为3条波的平均值]。显然, 阻尼器能够有效地减少结构在地震作用下的内力及变形。

阻尼器加固设计是否成功, 在于实际附加阻尼比与假设附加阻尼比是否基本一致。本文采用简谐激励法进行附加阻尼比的复核。简谐激励法即施加一个简谐的地面运动激励结构, 激励周期取为结构第一自振周期, 调整激励幅度, 使结构响应与实际地震作用下的结构响应接近。直接从ETABS计算结果中读出结构势能值 (小震下结构势能等于结构应变能) , 再取出简谐激励一个周期阻尼器所耗能量, 代入《建筑抗震设计规范 (GB50011—2010) 》中附加阻尼比的定义式直接算出结构附加阻尼比。本文分别取假设附加阻尼比为0.05, 0.10及0.15, 计算分析得到实际附加阻尼比为0.04, 0.118, 0.165, 两者基本一致。下面以0.15为例, 结构势能及阻尼耗能如图7、图8所示。可见, 简谐激励法能有效且简便地验算结构实际的附加阻尼比。

4弹塑性时程分析

在Perform-3D中建立弹塑性模型如图9所示, 在Perform-3D中梁柱按照实际配筋输入, 梁柱单元采用非线性纤维单元, 阻尼器采用Fluid Damper单元, 阻尼器最大出力为200k N, 最大速度100mm/s, 速度指数0.3, 共加20个阻尼器。无控结构ETABS模型与Perform-3D模型周期对比如表2所示。采用动力弹塑性时程分析, 地震波与小震一致, 波峰值调为220cm/s2。

无控结构在3条地震波作用下的最大层间位移角如表3所示, 且均发生在底层。由表3可知, 在GM1作用下层间位移角达到最大1/72, 与限值1/50已非常接近。表4给出了《建筑地震破坏等级划分标准》对结构构件抗震性能的划分标准, 在Perform-3D中监测柱钢筋的应变, 可得到无控结构在地震波作用下柱所处性能状态 (以GM1为例) , 如图10所示。可知, 结构底层出现柱铰机制, 且大部分柱已超过中等破坏, 根据《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2011) 可知, 整个结构处于性能5状态, 破坏严重。

提取有控结构的层间位移角、层间剪力并与无控结构进行对比, 如图11、图12所示 (图中数值为3条地震波的平均值) 。图13、图14为工况下结构底层层间位移角及基底剪力时程对比 (以GM1为例) 。附加阻尼器后, 结构在地震作用下的变形及内力均有所减少, 即阻尼器具有明显的减震作用, 最大减震效果可达50%以上。

在Perform-3D中监测柱钢筋的应变, 得到无控结构在地震波作用下柱所处性能状态。在3条地震波作用下大部分柱依旧保持完好, 整个结构处于性能1状态。有控结构在罕遇地震作用下整体破坏远小于无控结构。

图15、图16给出了无控与有控结构在GM1工况下的能量耗散图。由图可知, 无控结构破坏较为严重, 构件弹塑性耗能已超过50%。有控结构中30%以上的能量被非线性阻尼器的黏滞阻尼耗散, 构件的弹塑性耗能只有20%左右, 结构破坏较轻。

提取有控结构阻尼器最大出力及两端最大相对速度, 以GM1工况下底层X4跨处阻尼器为例, 其最大出力及两端最大相对速度时程如图17、图18所示。可知阻尼器的最大出力小于200k N, 两端最大相对速度小于100mm/s, 能够保证其在罕遇地震下的正常工作。

5结论

本文以某单跨4层框架结构学校宿舍为研究对象, 采用附加非线性黏滞阻尼器对结构进行加固, 在基于位移设计理论的基础上对阻尼器的参数、数量及布置进行设计。采用简谐荷载法验证结构的附加阻尼比, 并利用Perform-3D对已完成加固设计的结构进行弹塑性分析可以得到以下结论:

1) 采用非线性黏滞阻尼器对结构进行加固能够有效地减小结构在地震作用下的内力及变形, 减震效果可达50%以上, 有利于保证结构的安全。

2) 基于位移设计方法能从理论上计算结构所需的总阻尼系数, 进而确定阻尼器的数量及布置, 为工程设计提供一定的理论依据。

3) 简谐荷载法能够较好地结合软件, 方便地读取在水平地震作用下循环一周阻尼器所消耗的能量及结构的势能, 进而求得结构的附加阻尼比, 且计算得到的附加阻尼比与假设附加阻尼比基本一致, 具有简单易行的优点。

4) 依据本文设计方法设计的非线性阻尼器在大震作用下依旧能够正常工作, 避免了由于阻尼器的失效导致结构在大震下的严重破坏。且有控结构在大震作用下的性能明显优于无控结构, 依据《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 相关规定, 有控结构的抗震构造可适当降低。

参考文献

【1】FEMA-273, FEMA-274 Commentaryon the Guidelines for the Seismic Rehabilitation of Buildings[S].

【2】ATC-33Seismic Isolationand Energy Dissipation[S].

【3】NEHRP-2000 Structureswith Damping Systems[S].

【4】Gokhan Pekcan, John B Mander, Stuart S.Chen.Experimental Investigation and Computational Modeling of Seismic Response of a 1:4Scale Model Steel Structure with a Load Balancing Supplemental Damping Systems[R].New York:MCEER, 1999.

【5】Gokhan Pekcan, John B.Mander, Stuart S.Chen.Design and Retrofit Metodology for Building Structures with Supplemental Dissipating Systems[R].New York:MCEER, 1999.

【6】吴念娟.房屋结构之黏性阻尼器阻尼系数分配法比较[D].台湾:国立台湾科技大学, 2009.

塑性设计 篇10

1 塑性铰区约束箍筋最低用量的探讨

其中约束箍筋对实现钢筋混凝土桥墩延性抗震能力具有重要作用,各国规范分别从塑性铰区约束箍筋用量和构造措施2个方面对箍筋配置进行了规定。

各国规范对塑性铰区约束箍筋用量的计算公式可参见文献[1]。

新版公路桥梁抗震设计细则中所采纳的延性桥墩塑性铰区最低约束箍筋用量的计算公式为同济大学在试验结果和非线性回归分析的基础上得出的,其回归分析公式[1]如下:

ωcd=0.00486μΔ(1+4ηk)+4.17(ηk-0.1)·(ρt-0.01)-0.004

规范采用的位移延性系数μΔ是保证89版公路工程抗震设计规范规定的综合影响系数取值相适应的情况下考虑一定安全储备后得出的,其与89版规范具有一定的延续性,根据同济大学的研究指出依照89版规范要求设计的钢筋混凝土桥墩,在低轴压情况下,具有较佳的位移延性,可以满足抗震设计的要求,但在轴压较大的情况下(例如轴压比大于0.20),依照89版规范要求设计的钢筋混凝土桥墩,则无法满足抗震设计预期的位移延性要求[2]。

本文以一组设计单位常用的桥墩配筋资料,分别采用Caltrans规范、AASHTO规范、CEN规范、我国建筑抗震设计规范(GB 50011-2001)及我国新公路桥梁抗震设计细则(JTG/TB02-2008)计算塑性铰区最低约束箍筋用量,结果如表1:

从表1可看出,我国新版公路桥梁抗震设计细则要求的塑性铰区最低约束箍筋用量仅比建筑抗震设计规范(GB 50011-2001)计算所得略大,比Caltrans规范、AASHTO规范、CEN规范所要求的箍筋用量要小很多,但建筑抗震设计规范(GB 50011-2001)要求的体积配箍率有辅助要求:一级不应小于0.8%,二级不应小于0.6%,三、四级不应小于0.4%;新版公路桥梁抗震设计细则要求的塑性铰区最低约束箍筋用量为与89版规范保持延续性,要求的体积配箍率远低于国外规范要求的水平,也仅相当于建筑抗震设计规范(GB 50011-2001)要求的二级与三、四级框架柱之间的水平。

目前设计单位若按照新版公路桥梁抗震设计细则要求的塑性铰区最低约束箍筋用量配置桥墩箍筋可能无法满足抗震设计预期的延性要求。

若将位移延性系数μΔ调整为7(规范为5),则计算要求的体积配箍率与Caltrans规范要求的箍筋用量接近,如表2。

2 桥墩抗剪强度的探讨

按照能力设计思想,为了确保塑性铰的弯曲耗能能力,必须防止塑性铰所在的延性构件内部发生脆性破坏模式,如剪切破坏、粘结破坏和失稳破坏等。

北京交通大学的赵冠远等对美国ATC - 32、Caltrans规范及Priestley 等人建议的抗剪强度计算公式进行了比较分析。其得出ATC - 32 和Caltrans规范的公式相对保守,但对于低延性墩的评价却过高。Priestley 等人建议的公式能较真实地反映剪切破坏机理。重庆交通大学的徐斌等在此基础上,结合日本规范及我国《公路桥梁抗震设计细则》,比较分析后得出的主要结论是,Priestley 等人建议公式计算出的桥墩抗剪能力最大,《公路桥梁抗震设计细则》较为保守;ATC- 32 和Caltrans 规范对高延性桥墩混凝土抗剪能力的评价偏高。

我国《公路桥梁抗震设计细则》中采用抗剪强度公式为参照《美国加州抗震设计准则》(2000 年版)的抗剪计算公式,但对其混凝土提供抗剪能力计算公式进行了简化,为了简化计算,保守的取c1= 0.025、c2 = 1.0,因此,对混凝土抗剪能力的计算偏保守。

由规范给出的抗剪强度公式可以得出,我国规范要求的塑性铰区最低约束箍筋用量较低,其对抗剪能力的贡献也相应降低, 且对混凝土抗剪能力也人为的低估,与国外规范相比,在相同配筋条件下的桥墩抗剪能力人为低估,在箍筋配置按最低约束箍筋用量确定的情况下,设计人员只有人为加大核芯混凝土面积即桥墩柱径才能满足我国规范要求的墩柱抗剪能力,才能实现规范所要求的延性抗震设计思想。这与我国过去从节省钢筋的角度进行设计是一致的,但随着我国钢材产量及质量的不断提升以及目前高强度钢筋及高性能混凝土的普及应用,新版公路桥梁抗震设计细则的这一指导思想与之相违背,故建议抗震规范对之进行完善。

摘要：通过对新版桥梁抗震设计细则与国外规范中塑性铰区最低约束箍筋用量公式的对比,指出若按照新版抗震设计细则要求的塑性铰区最低约束箍筋用量配置桥墩箍筋可能无法满足抗震设计预期的延性要求,进而得出在相同配筋条件下的桥墩抗剪能力人为低估。

关键词：桥梁抗震,抗剪强度,延性抗震,约束箍筋

参考文献

[1]卓卫东,范立础.延性桥墩塑性铰区最低约束箍筋用量[J].土木工程学报,2002,35(5):47-51.

塑性设计 篇11

1 理论模型

1.1 基本假设

(1) 处于塑性区(极限平衡区)内任何节点的的正应力与剪应力满足莫尔-库仑强度准则：

其中，为斜面上的抗剪强度；，分别为岩体的粘聚力和内摩擦角；为斜面上的正应力，其值；，为方向余弦。

(2) 分析过程中不考虑体积力的影响。

(3) 岩体是弹塑性材料，且各向同性。

1.2 基本方程

在处于塑性区(极限平衡状态)的岩体，应力满足平衡微分方程：

1.3 本构模型

本研究采用ansys有限元法求解边坡稳定问题时，采用了理想弹塑性模型，其本构模型采Drucker-Prager 准则：

式中：,分别表示应力张量的第一不变量和应力偏张量的第二不变量。、为与岩土材料内摩擦角和粘聚力有关的常数，，。屈服面在平面上为不等角度的六边形的外接圆。

2 高边坡开挖应力场

为了解边坡开挖的力学效应,对K88+680断面边坡进行了二维弹塑性有限元计算分析。计算模型边界为：底部为173m,高为112m,分别为开挖宽度和深度的4倍多，基本可以消除边界对应力的影响。底部取x、y方向

位移约束，侧面施加x方向位移约束。模型网格的稀密对二维弹塑性有限元计算有着一定的影响，为了提高计算精度，所以在开挖区域及周边敏感部位对网格采取加密措施。模型是由5544个节点组成的5688个单元。用“杀死”单元法开挖掉3710个单元。

2.1 计算参数的选取

本次模拟考虑到了地层岩性的差异，计算区域中所涉及的岩体主要有坡积土(Q4dl+el) 和强风化泥灰岩(T2b)，通过岩体物理力学试验和工程地质类比，最后确定了各岩体的计算参数(表1)

摘 要：边坡开挖过程的力学性状变化是一个复杂的过程，同时其塑性区演变趋势也是一个复杂的过程。文章通过假设边坡完全处于理想弹塑性状态，并以Drucker-Prager 准则为本构模型，运用ANSYS有限元软件对巫山至巫溪（巫溪段）公路K88段高边坡开挖过程应力调整过程及塑性区变化过程进行了模拟，得出了开挖过程中应力最大处为坡脚。边坡塑性区是一个动态调整过程，最终位于强风化泥灰岩与弱风化泥灰岩交界处。

关键词：开挖岩体边坡；力学性状；塑性区演变特征

巫山至巫溪(巫溪段)二级公路位于重庆市巫溪县南部地区。起点位于龙溪金家沟，里程K86+000，终点在花栗路口，里程K109+875.993，全长23.875km。路线路段主要跨越大泉山山脉，地形较复杂，沿线多高陡边坡，受岩性影响，有很多高边坡在开挖过程中出现失稳现象。研究路段位于柚子树境内，起止里程桩号K88+840～K88+950，全长110m。该段内边坡为路堑边坡，切坡最高为32m，最低为21m。场地内出露地层主要为第四系全新统残坡积碎石土（Q4el+dl），厚度0.4~1.5m；以及三叠系中统巴东组（T2b3）泥灰岩，厚度大于30m。

1 理论模型

1.1 基本假设

(1) 处于塑性区(极限平衡区)内任何节点的的正应力与剪应力满足莫尔-库仑强度准则：

其中，为斜面上的抗剪强度；，分别为岩体的粘聚力和内摩擦角；为斜面上的正应力，其值；，为方向余弦。

(2) 分析过程中不考虑体积力的影响。

(3) 岩体是弹塑性材料，且各向同性。

1.2 基本方程

在处于塑性区(极限平衡状态)的岩体，应力满足平衡微分方程：

式中：,分别表示应力张量的第一不变量和应力偏张量的第二不变量。、为与岩土材料内摩擦角和粘聚力有关的常数，，。屈服面在平面上为不等角度的六边形的外接圆。

2 高边坡开挖应力场

为了解边坡开挖的力学效应,对K88+680断面边坡进行了二维弹塑性有限元计算分析。计算模型边界为：底部为173m,高为112m,分别为开挖宽度和深度的4倍多，基本可以消除边界对应力的影响。底部取x、y方向

位移约束，侧面施加x方向位移约束。模型网格的稀密对二维弹塑性有限元计算有着一定的影响，为了提高计算精度，所以在开挖区域及周边敏感部位对网格采取加密措施。模型是由5544个节点组成的5688个单元。用“杀死”单元法开挖掉3710个单元。

2.1 计算参数的选取

本次模拟考虑到了地层岩性的差异，计算区域中所涉及的岩体主要有坡积土(Q4dl+el) 和强风化泥灰岩(T2b)，通过岩体物理力学试验和工程地质类比，最后确定了各岩体的计算参数(表1)

岩 体 (kg/m3)(MPa)(KPa)

坡积土21001500.382521

强风化泥灰岩230018000.326023

弱风化泥灰岩240026000.2613024

灰岩(基岩)240045000.1840035

2.2 初始应力场

岩体的初始应力场, 取正应力以压为正（在ansys中数值上表示为负）, 其大主应力方向在近地表呈不规则的锯齿型，深部接近水平，深部应力值为2.6MPa左右(图1)；小主应力方向在近地表处基本上与坡面轮廓线平行, 深部接近水平，深部应力值为0.57MPa左右(图2)。

2.3 开挖应力场

经计算, 在开挖过程中, 初始应力场不断受到扰动与调整, 开挖区左右及下部的扰动范围在1倍开口宽度以内, 开挖面附近大主应力方向接近垂直开挖面方向, 坡面局部地区由压应力变为拉应力,小主应力方向接近于平行开挖面方向,路基近表面是处于受拉状态。在左右坡脚处存在不同程度的应力集中现象,右边坡脚处最大压应力值为0.17MPa，左边坡脚处最大压应力0.98MPa。

2.4 受拉区域

边坡切削完成后，由于卸荷回弹，整个路基近表面及左切坡的第一台阶中部出现了拉应力区，并受地质构造等因素的影响而呈现出不同的分布形式。在路基上出现呈矩形状拉应力区，其大主应力值为30～75kPa，左切坡上有一个呈等边三角形状的拉应力区，其大主应力值为5～27kPa。

3 塑性区演变特征

根据计算区内的地层结构，在建模的时候分成四层不同岩性的岩体，该边坡分四个阶段开挖来分析其塑性区的演变情况。随开挖深度的增加, 塑性区范围不断增大。当开采深度达到一定深度, 边坡的稳定性就会受到很大威胁。

3.1 第一次开挖

第一次开挖主要是把近地表的坡积土挖除，兼挖强风化泥灰岩层上部，因为原地表斜坡比较陡峭，且开挖坡比高大(1∶0.5~1∶0.3)。此部分开挖后，观察有限元计算结果，可以看出在坡脚除出现了应力集中，并有小范围的塑性变形，其等效塑性应变区的值为：0.395×10-5～0.673×10-4 。

3.2 第二次开挖

第二次开挖是将强风化泥灰岩层切掉，坡脚已达到强风化泥灰岩与弱风化泥灰岩交界处，坡脚虽然有应力集中现象，但是塑性区是出现在层间，与第一次开挖的塑性区是相连接的。塑性区外的弹性区应力有增加的趋势，这是因为此处岩体发生塑性变形，将应力释放转移到弹性区岩体内。塑性应变出现在坡面临空面，其等效塑性区内的值为：0.163×10-4～0.277×10-3 。

3.3 第三次开挖

第三次开挖是沿第二次开挖的基础上往下开挖5m左右，坡角处出现应力集中现场，并出现小范围的塑性区，在强风化泥灰岩与弱风化泥灰岩的交界处的塑性区范围进一步扩大，并出现滑移变形。层间塑性区的等效塑性应变为：0.124×10-4～0.210×10-3；开挖坡脚塑性区的等效塑性应变为：0.124×10-4～0.111×10-3。

3.4 第四次开挖

此次开挖是将边坡切削到路基设计标高，整个路基是处在弱风化泥灰岩层中。强风化泥灰岩和弱风化泥灰岩交界处出现大面积的塑性区，坡脚排水沟处出现应力集中，有塑性区分布，并在路肩上了出现塑性变形。第三阶段的开挖坡脚塑性区消失，这是因为随着开挖的深入，此处的应力集中消失。层间塑性区的等效塑性应变为0.208×10-4～0.187×10-3 ，其值较第三阶段小，这是由于开挖卸荷后应力调整，使得部分变形反弹；坡脚塑性区的等效塑性应变为0.208×10-4～0.229×10-3 。

4 结论

（1）随着自上而下开挖推进, 应力不断调整，位移、塑性区范围也不断增大。开挖结束后, 左边坡脚处最大压应力0.98MPa 。虽然坡体总体上处于稳定状态, 但通过对应力、位移及塑性区计算结果分析知道,坡面出现了拉应力区,有局部破坏的危险，应力集中区坡脚处。

（2）随着开挖的进行，在强风化泥灰岩与弱风化泥灰岩交界处塑性区范围逐渐扩大，从云图中可以看出有向下滑移的趋势；坡脚处塑性区随着开挖的深入而位置也发生移动。

热塑性增强复合材料 篇12

该热塑性增强的复合材料, 包括以下重量份数的组分:

聚丙烯树脂30～80, 无碱玻璃纤维10～50, 相容剂5～20, 抗氧剂0.2～1.5, 成核剂0.2～3, 加工助剂0.2～2。

优选地, 所述相容剂选自聚烯烃、热塑性弹性体和酸酐中的一种或多种。

优选地, 所述抗氧剂选自抗氧剂1010、抗氧剂168、抗氧剂B215中的一种或多种。

优选地, 所述成核剂选自脂肪酸及其金属皂类、芳香酸金属皂类、山梨醇类、有机磷酸盐类、松香酸皂类中的一种或多种。

优选地, 所述加工助剂选自硬酯酸钙、铝酸酯、钛酸酯和石蜡中的一种或多种。

优选地, 该复合材料还包括重量份数为0.1～1.0的光稳定剂, 所述光稳定剂选自UV770、UV3326、UV429中的一种或多种。

优选地, 所述聚丙烯树酯的熔体流动速率为2g/min～4 g/min。

优选地, 所述聚烯烃选自聚丙烯或/和聚乙烯。

优选地, 所述热塑性弹性体为乙烯-辛烯共聚物、苯乙烯-丁二烯-苯乙烯共聚物、氢化苯乙烯-丁二烯-笨乙烯共聚物、三元乙丙胶中的一种或多种。

优选地, 所述无碱玻璃纤维的直径为8μ～13μ。

优选地, 所述酸酐为马来酸酐。

优选地, 所述相容剂是通过如下步骤制作而成的:将原料聚烯烃、热塑性弹性体和酸酐中的一种或多种搅拌均匀后, 在引发剂作用下, 于180℃～210℃下, 通过同向双螺杆挤出造粒, 烘干后即得相容剂;

其中所述引发剂选自过氧化二异丙苯、过氧化苯甲酰和过氧化二叔丁基中的一种或多种。

与现有技术相比, 本发明玻璃纤维增强聚丙烯复合材料, 在冲击强度、弯曲强度、弯曲模量、透明度上比一般的玻璃纤维增强材料都有很大的提高, 实现了玻璃纤维增强聚丙烯复合材料的高韧、高强、高模、高透明度等性能。

联系人:陈如意

地址:湖南省株州市北站路69号株州时代工程塑料制品有限责任公司