三维非线性有限元分析（精选9篇）
三维非线性有限元分析 篇1
摘要：本研究中以xx粘土心墙堆石坝工程实例为计算分析对象, 应用中点增量法对粘土心墙堆石坝坝体在八级加载状态下的变形以及应力情况进行了计算分析。三维非线性有限元分析结果显示:该工程粘土心墙堆石坝应力应变符合基规律, 坝体应力形态以及变形形态基本良好, 心墙坝部分垂直方向沉降最大值与已建相关工程观测值基本一致, 证实了三维非线性有限元分析计算方法具有高度可靠性。通过以上分析, 以期通过对粘土心墙堆石坝进行三维非线性有限元分析的方式, 获得粘土心墙堆石坝在应力以及变形方面的基本规律以及表现特征。
关键词：粘土心墙,堆石坝,三维非线性有限元
在坝工建设领域中, 土石坝是非常常见的坝型之一。相较于其他坝工形式而言, 土石坝的优势表现在 (1) 对施工现场基础条件的适应性好; (2) 投入使用后寿命长; (3) 施工期间材料来源简单且方便; (4) 现场管理便捷且有效; (5) 施工成本造价低等多个方面, 故而在当前的坝工建设中得到了非常广泛的应用。但必须引起重视的问题是:虽然土石料的来源简单方便, 但其内部性质构成相对复杂, 加之目前尚无先进的土石坝土石料结构性能计算与试验方法, 因此导致设计与施工存在一定的滞后性。采取何种方法充分了解土石坝的性能与特点, 并应用合理算法指导对土石坝的设计与施工作业开展, 这一问题已成为目前相关人员的研究热点与重点之一。以下研究中结合xx粘土心墙堆石坝实例, 以三维非线性有限元分析方法为研究手段, 展开对该粘土心墙堆石坝在坝体变形以及坝体应力方面特点、规律的计算分析, 望能够指导工程实践。
1工程概况
xx粘土心墙堆石坝位于xx地区, 工程实测数据显示本粘土心墙堆石坝坝体整体高度为52.2m, 坝体顶部宽度为9.0m, 马道上方两侧坝坡坡度均为1:1.7, 以下两侧坝坡坡度均为1:1.8。粘土心墙堆石坝心墙部分顶部宽度为5.0m, 坡度为1:0.25。反滤层方面, 左侧层厚厚度为4.0m, 右侧层厚厚度为6.0m。坝体宽度最大值为186.5m。死水位状态下相对坝体高程为23.0m, 蓄水位状态下相对坝体高程为49.9m。
2三维非线性有限元计算方法
xx粘土心墙堆石坝坝体施工期间采取逐级填筑的施工方案, 为针对这一施工特点与流程进行仿真模拟, 体现在时间不断推移过程中荷载作用力持续提升的规律, 故中点增量法引入计算分析过程中, 以辅助求解三维非线性方程组, 这样一来就能够将复杂的非线性问题转变为处理更为简单的单纯性线性问题。三维非线性有限元分析中基本单元设置为六面体八节点等参单元, 填充单元分别为五节点空间单元、六节点空间单元、以及七节点空间单元。本工程中整个粘土心墙堆石坝共划分为530个节点以及434个单元。
在对本工程粘土心墙堆石坝进行三维非线性有限元分析计算的过程中, 应用逐级增加荷载的方式对施工过程进行模拟, 共涉及到八级加载过程。其中, 第1~第6级加载均为坝体填筑过程, 第7级加载为空库蓄水至死水位过程, 第8级加载为死水位至正常蓄水位过程。
3三维非线性有限元分析结果
3.1坝体变形特点
本工程粘土心墙堆石坝竣工期间坝体垂直方向沉降最大值为30.60cm, 最大垂直沉降作用力发生于坝高1/2区域坝轴线周边。水平位移方面, 向上游方向最大值为3.60cm, 向下游方向最大值为3.5cm, 分别位于中部坝体高上游/下游坝坡面附近, 水平方向位移等值线以坝轴线为标准呈现出基本对称状态。本工程粘土心墙堆石坝竣工期间坝顶下沉量为4.0cm。
正常蓄水位状态下坝体垂直方向沉降最大值为34.6cm, 数据提示:因蓄水所致粘土心墙堆石坝坝体附加垂直方向沉降值可控制在较小范围内, 即对粘土心墙堆石坝坝体沉降等值线分布的影响相对较弱, 沉降最大值出现在坝高1/2位置坝轴线附近。当持续蓄水且水位达到正常区间时, 蓄水内部水荷载作用力有显著改变, 导致坝体上游部位水平方向最大位移值有所下降, 且下降值在0.4cm左右, 而相对于竣工期而言, 下游方向水平位移增大14.6cm, 导致整个粘土心墙堆石坝中坝体水平位移等值线在分布规律上产生了明显变动。
3.2坝体应力特点
在竣工期死水位和正常蓄水位坝体的大小主应力最大值出现在坝体底部心墙两侧的反滤过渡区。计算结果显示:在竣工期, 垂直方向沉降最大值为30.6cm, 垂直方向沉降最大值坝高为0.58%, 水平方向向上游位移最大值为3.6cm, 向下游位移最大值为3.6cm, 大主应力最大值为1.1MPa, 小主应力最大值为0.3MPa;在正常水位期, 垂直方向沉降最大值为34.6cm, 垂直方向沉降最大值坝高为0.66%, 水平方向向上游位移最大值为3.2cm, 向下游位移最大值为18.1cm, 大主应力最大值为1.4MPa, 小主应力最大值为0.4MPa。根据计算结果分析可知:对于本粘土心墙堆石坝而言, 应力等值线有倾向于平行的变化状态, 这一状态发生于在心墙两侧的坝坡区以及坝壳区区。同时, 应力集中现象存在于在反滤过渡层当中, 这一区间内应力等值线的分布具有驼峰状规律, 提示在反滤过渡层以及心墙间可见显著应力拱效应。分析这一规律的产生机制为:由于对于反滤过渡层而言, 其自身变形作用力小, 但对于心墙两侧坝壳区以及防渗体而言, 有较高的应力值, 因此反滤过渡层实质上是起到了支撑心墙的作用, 导致心墙墙体可见低应力区分布。同时, 结合已有研究来看, 反滤过渡层相对于对心墙的拱作用是导致心墙内部产生水平裂缝的最直接原因, 提示可将应力比作为心墙拱作用的最有效提示指标。该比值较高时, 心墙拱作用较大, 即心墙内部产生水平方向裂缝的可能性较大;该比值较低时, 心墙拱作用较低, 即心墙内部产生水平方向裂缝的可能性较小。同时有限元分析结果显示:在竣工期、死水位和正常水位心墙两侧与上、下游反滤过渡层交界附近的1/2坝高处单元的应力水平较高, 但都小于1.0, 未见塑性区出现, 提示整个坝体结构为稳定状态。
4结束语
经上述分析与计算, 数据显示:本工程中粘土心墙堆石坝坝体竣工期水平位移以及竖向位移基本沿坝轴呈对称状态, 蓄水后坝体上游坡面相对于库区方向的变位得到了有效控制, 但下游坡面相对于下游的变位有所加剧。整体来看:本工程中粘土心墙堆石坝竣工期以及蓄水期竖向位移方面未见明显变化, 但对于水平方向位移而言其变化非常显著。与此同时, 本工程中粘土心墙堆石坝坝体竖向位移最大位置发生于坝体剖面中部位置, 水平位移最大位置则发生于坝体上游/下游坡面1/2~2/3高度区间内。同时, 受到反滤过渡层支撑因素的影响, 本工程中粘土心墙堆石坝心墙坝防渗体呈现出了非常显著的应力拱效应。同时, 在心墙应力分布方面均具有相同规律:即于心墙两侧靠近坝基位置可见最大应力值。且经三维非线性有限元分析显示:本工程中粘土心墙堆石坝蓄水期应力相较于竣工期应力有显著增大趋势, 提示该粘土心墙堆石坝心墙坝应力应变符合常规规律, 坝体变形形态以及应力分布基本良好。
参考文献
[1]邹玉华, 陈群, 谷宏海, 等.心墙堆石坝应力状态对渗流场影响的有限元分析[J].岩土力学, 2011, 32 (7) :2177-2183.
[2]张丙印, 袁会娜, 孙逊, 等.糯扎渡高心墙堆石坝心墙砾石土料变形参数反演分析[J].水力发电学报, 2005, 24 (3) :18-23.
[3]顾淦臣, 沈长松, 朱晟, 等.塘房庙复合土工膜心墙堆石坝的设计、施工和应力应变有限元分析[J].水力发电学报, 2004, 23 (1) :21-26.
[4]李成, 李同春, 李宏恩, 等.300m级心墙堆石坝三维有限元应力变形分析[J].三峡大学学报 (自然科学版) , 2009, 31 (1) :18-21.
[5]田景元, 王平, 刘汉龙, 等.毛尔盖心墙堆石坝防渗墙与坝体防渗体连接形式[J].水利水电科技进展, 2010, 30 (4) :41-45.
三维非线性有限元分析 篇2
航空发动机转子叶片三维有限元振动特性分析
叶片是航空发动机的主要零件之一,结构及承载情况十分复杂.在实际使用中,由于叶片的振动破坏而造成发动机失效甚至飞机失事的例子时有发生.因此,对叶片的振动特性分析就显得尤为重要.根据叶片的实体结构建立了叶片的三维有限元模型,编制了叶片振动特性分析的有限元程序(Fortran语言,约8000余句).采用子空间迭代法计算叶片的频率.利用开发的`软件对影响压气机叶片振动特性的几个因素进行了分析.经算例考核证明,计算模型和程序是正确的、有效的,具有较高的计算精度.为转子叶片的疲劳损伤及可靠性分析,提供了一个有效的、灵活的研究手段,具有应用价值.
作 者：贺威 黄宝宗 HE Wei HUANG Bao-zong 作者单位：沈阳农业大学,高等职业技术学院,沈阳,110004刊 名：沈阳农业大学学报 ISTIC PKU英文刊名：JOURNAL OF SHENYANG AGRICULTURAL UNIVERSITY年，卷(期)：37(5)分类号：V232.4关键词：叶片 静频 动频 振动特性 有限元
三维非线性有限元分析 篇3
摘 要：随着柴油机强化度越来越高，工作环境越来越恶劣。因此，利用常规方法与三维有限元分析方法对某型柴油机的气缸套进行强度分析，并提出相应的改进与预防措施。
关键词：柴油机；气缸套；有限元
中国分类号：664.6 文献标识码：A
Abstract： Along with the strengthening of the diesel engine is getting higher and higher， the working environment is gradually deteriorating and it is very important to make strength analysis for the cylinder liner of model engine by the common method and 3D-FEM， and put forward the corresponding improvement and preventive measures.
Key words： Diesel engine； Cylinder liner； Finite element
1 前言
随着柴油机的转速不断提高，对零部件的强度、可靠性要求也不断提高。气缸套与活塞顶及气缸盖共同组成内燃机的燃烧空间。在柴油机工作过程中，气缸套在承受机械负荷的同时， 还承受热负荷。柴油机气缸套是柴油机零部件中处于最恶劣的工作条件的零件之一，因此利用常规方法与三维有限元分析方法对柴油机的气缸套进行相关的强度对比计算分析，并根据计算分析的结果提出相应的改进与预防措施。
2 根据《船用柴油机设计手册》进行气缸套计算
2.1 缸壁强度计算
4 结论与建议
根据三维有限元分析计算结果表明：该型气缸套其第1阶频率为1 091.3 Hz，与上文计算所得出的自振频率1 051.3 Hz偏差约为3.8%，模拟计算结果与理论计算值基本一致。该型气缸套能较好地防止穴蚀的产生。
当曲轴转角为386°CA（做功冲程）时，气缸套上方有高应力区存在。当曲轴转角为659°CA（排气冲程）时，缸套外侧与机体内腔形成的冷却水通道处也存在高应力区域。当冷却水温度下降，高应力区域将明显加大，在位置3容易产生裂纹。
使用三维有限元分析结果表明：气缸套裂纹损伤位置与存在漏裂现象的实物是基本相同，均出现在外壁温度低而内面温度最高而冷却水流速较大的区间，使得局部冷却效果特别强烈而导致温度较低。气缸套冷却水进机温度过低或未经预热柴油机带负荷启动，气缸套外圆容易严重积水垢，形成气缸套内、外壁之间大的温度差，外壁圆周产生过大的拉应力，是导致气缸套裂纹损伤的主要原因。
针对上述类型的问题，提出以下改进与预防措施：
（1）柴油机应进行预热运转，待内循环冷却水和润滑油温度上升至45 ℃左右时，才允许逐级加负载运行；
（2）内循环冷却水温不能过低，应保证出柴油机的冷却水温度在70 ℃以上；
（3）可增设缸套水和润滑油的预热（至60 ℃～65 ℃）循环装置。
参考文献
[1]陈大荣.船舶柴油机设计[M].国防工业出版社，1980.
三维非线性有限元分析 篇4
在开关磁阻电机的研究中,电磁场计算占有十分重要的地位,它是整个电机设计和性能分析的基础。开关磁阻电机的电磁场分析需要得到不同转子位置下的磁化曲线,应采用有限元分析法[1]。本文将对开关磁阻电机进行三维有限元分析,得出静态特性曲线,用于电机的调速性能研究。
1 三维有限元分析
开关磁阻电机结构简单,定转子极都是由普通硅钢片叠压而成。定子上有集中绕组,转子既无绕组也无永磁体。开关磁阻电机可以设计许多种不同相数的结构,最常用的开关磁阻电机有三相6/4极和四相8/6极两种[2]。本文采用四相8/6极开关磁阻电机进行有限元分析,样机具体的结构参数如表1所示。
根据这些数据建立的开关磁阻电机三维有限元模型如图1所示。
1.1 基本假设
考虑到三维有限元分析的基本原理及求解方式,再结合电机的实际结构影响,在三维有限元分析前进行如下的基本假设[3]:
(1) 单位长度的导线上,电流处处相等;
(2) 电机定转子及转轴的材料磁化曲线是单值的;
(3) 不考虑电机轴,且认为电机外壳和电机轴不会产生漏磁;
(4) 忽略轴承及轴承室的影响,电机轴整个长度具有相同的直径。
1.2 三维有限元分析的前处理
三维有限元分析包括电机模型的建立、定义单元类型,模型赋材质和网格划分。在三维模型的建立过程中,采用GUI方式对电机整体建模。采用SOLID98四面体三维剖分单元,所得四面体单元的剖分结果如图2所示。
1.3 边界条件、载荷及求解
三维有限元分析的求解区域是完整的电机模型,对整个立体圆周进行研究,在与磁力线垂直的面上MAG=0。在三维有限元分析中,引入了磁标势的概念,这时将电流源作为一个特殊的单元处理,与电机的模型是两个独立的部分,定义电流源的单元属性为SOURCE36。这样做的好处是使电流源的作用不受电机模型的影响,使得电机模型建立容易,并方便载荷的施加。利用GUI操作建立这个特殊的电流源,它由一个条形和弧形体素组成形似跑道的结构,称为“跑道线圈”。跑道线圈的示例如图3所示。建立“跑道线圈”考虑了电机定子绕组的端部效应,充分反映了电机绕组的实际结构。采用通用标势法对电机磁场进行求解。选择静态磁场分析,采用通用标势法,设置收敛精度为0.001,完成求解。
1.4 三维有限元分析的后处理
经过后处理,可以得到电机的一些电磁参数,如磁感应强度、磁感应强度矢量分布、磁场强度及其矢量分布等[4]。定义定子极轴与转子极轴重合位置为θ=0°,得出电机的磁感应强度分布如图4所示,图4(a)为θ=30°时的磁感应强度,图4(b)为θ=0°时的磁感应强度。当转子的位置角不同时,气隙磁阻也会产生变化,使电机内部磁感应强度产生明显的变化。由于磁感应强度反映了磁场的强弱,当定转子极轴重合时,磁阻较小,磁场较强。从图4中可以明显地看出,随着角度的变化,气隙磁阻逐渐增大,当两极没有位置重合时,磁场强度已经减小很多。
磁感应强度矢量分布如图5所示。可见,磁场能够沿着主磁路闭合,并在定转子极重合时呈现局部饱和状态,磁场较强,漏磁较少。当θ=0°时,磁场分布较散,大多数磁通沿主路径闭合,有一定的漏磁存在。三维有限元方法所得的磁感应强度在定子轭部的情况可以清楚地看出,电机内部的磁感应强度分布也更加直观。根据磁感应强度的分布规律也可以看出,在磁路的方向上,磁通总是沿着磁阻最小的路径闭合。
图6给出了θ=30°和θ=0°的磁场强度分布情况。磁场强度反映的是磁场源的强弱情况。可见,当定转子极轴重合时,磁场强度只存在于极间气隙部分,随着角度的变化,磁场强度的分布扩展到通电磁极周围的区域,强度有所降低。
综上所述,给定的开关磁阻样机通过三维有限元分析方法得到了较好的磁场特性,所得到的电机磁场分布与理论分析是一致的。
2 开关磁阻电机的静态特性和动态特性研究
本文针对开关磁阻电机内部磁场非线性特点,并结合有限元分析所计算出的磁化曲线,利用MATLAB对开关磁阻电机进行仿真建模,验证电机的性能。
2.1 静态性能研究
采用电流斩波控制方式对不对称半桥结构的功率变换器进行触发,通过限定电流的上下限幅值来控制功率管的导通和关断[5]。仿真时间设为0.2 s,所得相电流波形如图7所示。
一相转矩的波形如图8所示,转矩随着相电流的变化而变化,也呈现出平顶波形。合成转矩如图9所示,转矩在一定范围内存在脉动,但幅度不大。
转速波形如图10所示,在经过短暂的起动后,系统能立刻达到恒定速度。启动速度快,超调小,系统运行平稳。可见,在电流斩波控制方式下,系统能够在低速情况下稳定运行。
综上所述,将有限元法计算的结果用于开关磁阻电机的非线性调速仿真,系统能够体现出很好的调速性能。
2.2 动态性能研究
在电流斩波控制方式下,负载分别为空载、 TL=2 N·m、 TL=8 N·m时的起动情况如图11所示。由图可以看出,在不同负载条件下,系统均能够较快地达到稳定状态,且超调小,响应时间短,速度平稳。
系统运行在稳定状态时,在0.1 s增加TL=1 N·m的负载,0.14 s去掉TL=1 N·m的负载,转速波形如图12所示。可见,在突加负载时,转速只经过轻微的扰动后,便回到稳定状态;在突减负载时,转速也只有微小的上升,便迅速回到稳定转速。
在不同负载条件下起动,系统都能够迅速地达到稳定转速,且超调小。当系统受到负载扰动时,也能较快地恢复到原来的速度。因此,本文所研究的开关磁阻电机调速系统具有较好的动态性能,起动性能好,抗干扰能力强。
3 结束语
本文针对给定的开关磁阻样机进行了三维有限元分析,从分析结果得出,该样机的磁场存在较少的漏磁通,且磁感应分布与磁场强度分布在定转子极轴重合位置较强,其它处较弱。磁场分布情况较为理想,符合实际要求。经数据处理所得到的磁链、电感和转矩的变化规律与理论研究相一致,可以用于进一步的调速研究。在调速系统的仿真中,采用一种改进的电机模型对电机运行性能进行分析。仿真结果表明,在合理的控制方式下,电机具有较宽的调速范围,且运行平稳,即使在受到扰动后,也能较快地恢复到稳定条件下运行,表现出了较好的静态性能和动态性能。
参考文献
[1]PEREIRA B,RAFAEL S N,BRONCO P J C,et al.Obtaining the Magnetic Characteristics of an8/6Switched Reluctance Machine from FEM Analysis to Experimental Tests[J].IEEE Trans on IndustrialElectronics,2005,52(6):1635-1643.
[2]吴建华.开关磁阻电机设计与应用[M].北京:机械工业出版社,2000,53-55.
[3]贺小艳.开关磁阻电机磁场有限元分析及动态特性仿真[D].太原:太原理工大学硕士研究生学位论文,2007.
[4]NIMITK S,RAJAGOPALK R.Effects ofNon-uniform Air-gap on the Torque Characteristics of a Switched ReluctanceMotor[J].IEEE Transactions on Magnetics,2004,40(4):2032-2034.
三维非线性有限元分析 篇5
水电是清洁、廉价、可再生的能源,我国水资源所包含的水能资源排行世界第一位。全国水能资源理论蕴藏总量达6.76×108 kW,可装机容量约为3.79×108 kW,年发电量1.92×1010 kWh。其中西部可装机容量约为3.4×108 kW,占全国的89.7%[1]。近10年来,随着我国水电建设技术的迅猛发展,西南地区大量水电站相继开工建设,如澜沧江流域的小湾、漫湾、大朝山、糯扎渡水电站,雅砻江流域的锦屏一级、锦屏二级、官地、两河口、桐子林水电站,大渡河流域的下尔呷、双江口、瀑布沟水电站。
为了解决能源分布的不平衡,并解决东南发达省份电力紧缺的现状,由能源产地向经济发达地区输送电能已成为一条重要的能源输送途径,为此各地兴建了很多跨越江河大堤的输电工程,如华东电网500 kV输变电网架江阴长江大跨越工程、500 kV送变电输电线路黄河大跨越塔基工程等[2,3]。这些大跨越高压输电工程的兴建,势必给原来稳定安全的大堤带来安全隐患,主要表现为在各种复杂荷载作用下,桩-土-承台接触带产生不协调的位移,桩侧土体会出现裂缝展开,这种裂缝可能会沿桩身贯穿堤基的相对隔水层,形成潜在的渗流通道。以前对复杂荷载下群桩基础的开裂研究还很少有人涉及,基于此本文采用三维非线性接触有限元计算方法,研究桩-土-承台在复杂荷载作用下桩侧土体的开裂特性,预测桩侧土体裂缝开展宽度及深度,以便采取相应的工程措施,确保堤防长期安全稳定。
1 桩-土-承台共同作用机理
在复杂荷载下,模拟大跨越高压输电塔桩-土-承台共同作用时,由于群桩与周围土体变形特性相差很大,需要考虑桩与土之间的接触、闭合、张开以及相对滑移和脱离[4,5],如图1所示。接触单元法具有概念清晰、简单易行等优点,在工程领域的接触分析问题求解中应用十分广泛。接触单元形式很多,但主要可分为2类,即以Goodman单元为代表的无厚度型单元以及以Desai单元为代表的有厚度型单元。本文采用类似于Goodman单元的理想弹塑性接触模型,也称库仑摩擦模型来处理桩-土之间的接触问题,其剪应力τ和剪切位移s之间的关系如图2所示。
库仑摩擦模型首先通过桩-土接触约束条件来判断在当前复杂应力条件下的接触状态,然后根据桩-土接触计算法则计算接触面的法向间隙和切向滑移量。具体表达如下:
(1)桩-土接触约束条件
式中:σn为接触面法向应力,以拉为正;g=g(u)为接触面法向间隙。
式中:g0为接触面法向初始间隙;u为接触节点位移。
(2)桩-土接触计算法则
式中:T为接触面切向应力,以拉为正;s为接触面切向滑动位移;μ为接触面的摩察系数。
2 工程应用
2.1 工程概况
1 000 kV武汉一芜湖输变电工程满足三峡电力送出及资源优化配置的需要;满足华东电网大容量输电及上海、浙江等缺能地区受电的需要;为华东500 kV电网限制短路电流提供技术手段;满足提高单位走廊的输送能力,是我国电网新技术发展的重要节点。长江大跨越作为本工程的重要组成部分,对整条线路工程建设,特别是武汉一芜湖段路径长度、造价影响重大[10,11]。
武汉一芜湖段长江大跨越高压输电塔桩基布置方案为:塔基按四边带连梁的低桩承台式桩基设计,4个承台呈长方形布置。桩基承台为14 m×14 m×2 m(长×宽x高)的钢筋混凝土结构,桩基承台下设4×4根φ1 000 mm的钻孔灌注桩,桩间距为2 m,桩长31 m。
2.2 工程地质条件
武汉一芜湖段长江大跨越高压输电塔承台及桩基采用C25钢筋混凝土,根据《水工混凝土结构设计规范》(SL/T191—1996)和《混凝土结构设计规范》(GB50010—2002),弹性模量取28 GPa,泊松比取0.2。桩侧土体从上至下分别为粉质粘土(0.0～5.0 m)、粉质壤土(0.0～5.0 m)、细砂(5.0～11.0 m)、粉质粘土(11.0～13.0 m、圆砾(16.0～25.0 m)、砂岩(25.0 m及以下),各土层的材料参数通过基桩周围的钻孔试验得到,取值如表1所示。
2.3 工程荷载
实际工程中,塔基群桩往往承受着复杂荷载的作用,如风荷载、地震荷载与竖向荷载。荷载考虑外荷载和自重荷载,武汉一芜湖段长江大跨越荷载的组合工况见表2。需要指出的是,塔基所受水平荷载为风荷载。由于风荷载属于活荷载,其作用时间、大小、方位均处在不断变化的状态中,风荷载的特点决定了桩的水平位移(大小、方向、历时)是不断变化的。
3 桩-土-承台共同作用计算分析
3.1 计算模型
为了准确模拟复杂荷载下武汉一芜湖段长江大跨越高压输电塔桩-土-承台共同作用下的开裂特性,建立了桩-土-承台三维有限元接触计算模型,如图3所示。三维有限元模型的建立充分利用了相应剖面的工程地质资料,共划分单元数32 667个,节点数29 847个,其中接触单元数8 748个。模型4个垂直边界上采用法向约束,在底部边界固支约束。
3.2 计算结果分析
各种荷载工况下跨越高压输电塔桩侧土体裂缝开展情况如表3所示,分布云图如图4(a)～(d)(图中单位均为m)所示。武汉一芜湖段长江大跨越塔桩侧土体的裂缝开展宽度最大达6.93 mm,缝隙最大开展深度为3.65 m;跨越塔基础一般仅在浅表粉质粘土土层有一定缝隙开展,缝隙主要出现在承台侧面、底部及灌注桩顶部1.0～1.5 m范围内,以下的土层基本没有缝隙开展。
由计算结果可知,工况3为最不利荷载工况,即当跨越高压输电塔受到上拔力和水平合力(拉剪组合)时,出现最大的缝隙开展。因此,在跨越高压输电塔设计时需充分考虑风荷载和地震荷载的组合效应。虽然跨越塔承受的总荷载较大,但是由于承台下布设的桩比较密集(每个承台下布置16根钻孔灌注桩),分布在单根桩上的荷载并不大,因此,武汉一芜湖段长江大跨越高压输电塔基桩侧土体的缝隙开展宽度和深度均相对较小。由复杂荷载下桩-土-承台的接触计算分析结果可知,大跨越工程的建设对已建堤防影响不大,但是考虑到桩侧土体有一定的裂缝扩展,在堤防抗洪度汛时,需复核工程建设对堤防渗透稳定的影响。
4 结论
长江大跨越是1 000 kV武汉一芜湖输变电工程的重要控制节点,考虑到工程建设可能会对已建堤防带来不利影响。本文基于三维非线性接触有限元计算方法,研究了桩-土-承台共同在复杂荷载作用下桩侧土体的开裂特性。计算结果表明:当跨越高压输电塔受到上拔力和水平合力(拉剪组合)时,出现最大的缝隙开展,裂缝开展宽度最大达6.93 mm,缝隙最大开展深度为3.65m。但是考虑到承台下布设的桩比较密集,分布在单根桩上的荷载并不大。总体而言,大跨越工程的建设对已建堤防影响不大,但是考虑到桩侧土体有一定的裂缝扩展,在堤防抗洪度汛时,需复核工程建设对堤防渗透稳定的影响。
参考文献
[1]张博庭.水利水电建设与新一轮的西部大开发[J].电网与清洁能源,2010,26(10):1-5.
[2]熊织明,钮永华,邵丽东.500 kV江阴长江大跨越工程施工关键技术[J].电网技术,2006,30(1):28-34.
[3]张辉,满昌盛,孙小杰.500 kV输电线路黄河大跨越塔基工程施工实践[J].探矿工程,2009,36(7):63-65.
[4]袁平,孟刚.阳汉线跨越塔桩基对堤防防洪安全的分析评价[J].中国水运,2006,4(4):71-72.
[5]蒋伯杰,戴跃华,柳杨.桩土共同作用下的桩基开裂特性分析[J].中国农村水利水电,2009,(7):80-85.
[6]中国电机工程学会线路施工技术分会.高压输电线路杆吊装方法汇编[Z].武汉:中国电机工程学会线路施工技术分会,1986.
[7]电力建设总局输电室.高压架空输电线路施工技术手册(起重运输部分)[M].北京:水利电力出版社,1975.
[8]《建筑施工手册》(第三册)编写组.建筑施工手册[M].北京:中国建筑工业出版社,1999.
[9]李博之.500 kV输电线路施工技术[M].北京:中国电力出版社.1999.
[10]祝永坤,王宝成.高寒地区输电线路铁塔基础冻害原因分析及防范措施[J].内蒙古电力技术,2011,29(6):90.
三维非线性有限元分析 篇6
1 锚喷支护机理
对于柔性的支护结构, 其承载变形分成2个阶段。第1阶段为柔性充填层的压缩变形, 支护相对于充填层为刚性, 因而使得整个支护结构在围岩变形初期主要为充填层的压缩变形, 支护阻力较小。第2阶段为厚壁筒支护 (大刚度) 变形, 由于充填层的压实, 支护阻力逐步提高, 直至达到一定值时, 支护阻力急增, 围岩变形受到有力阻止。支护力学特性曲线如图1所示。
“收敛-约束法”[1]清楚地描绘了隧道地层-衬砌复合体的物理性态, 地层趋向中间变形而衬砌用离心力来抵制这种收敛, 这就是地层的约束压力, 即认为隧道支护体系是由支护结构和周围岩体结构构成的共同承载体系, 且围岩是主要的承载单元。
2 影响因素
隧道开挖后逐步稳定的过程, 就是开挖后第1阶段“压缩能”逐渐释放的过程, 但对“压缩能”的释放, 要求有效控制。在支护开始前和支护中已有部分“能”释放, 由于采用喷混凝土和钢支撑形成柔性支护, 还可使残余的“能”缓缓释放一部分, 而不致引起明显的损伤。开挖前岩体中存储的应变能, 随着开挖的进行可以分为3部分, 第1部分在开挖过程中耗散掉了, 另外两部分由于支护和衬砌的相互作用, 一部分储存在了围岩中, 一部分由衬砌变形而储存在了衬砌中, 关系如下:
式中:UT为开挖前岩体中存储的应变能, UH为开挖过程中以其它形式耗散的应变能, UR为开挖后岩体中的应变能;US为支护结构中的应变能。
在各种能量的相互转换过程中, 以其它能释放的量值相比来说可以忽略。因此:
式中:UL为开挖释放能;UA为支护受力吸收能。
从上式可得:支护的受力状态与支护刚度、岩体的动态特性以及变形情况密切相关, 其本身就是一个动态平衡, 是各因素相互影响作用的结果。
3 数值实现方法
随着地应力逐步释放、岩体暴露以及施工过程的影响, 岩体的强度会受到一定程度的损伤。因此, 在开挖过程中围岩的强度不是一成不变的, 而是一个动态的过程。在传统的开挖模拟过程中, 并没有考虑到岩体弱化的性质, 计算支护受力状况变化过程也是片面的。因此, 在本文计算过程中引入损伤因子对开挖边界一定范围内的岩体进行弱化, 以模拟在开挖过程中岩体性质的这种动态变化。
损伤是指材料在达到破坏之前, 其力学性能逐渐劣化的过程[2]。因此, 岩体材料处于塑性流变阶段时, 其弹性模量是动态变化的, 因此引入损伤因子D对岩体弹模进行弱化处理:
式中:ES为弱化后的岩体弹模;E0为岩体原始弹模;σ0为未开挖前单元的vonmises等效应力;σS为开挖后单元的等效应力, m为与岩体均匀性有关的weibull参数, 由于在此假定岩体是均匀的, 令m=1, 则:
开挖过程中, 除岩体性质改变对支护和岩体受力特性密切相关以外, 开挖面的空间效应也是主要的影响因素。为模拟开挖面的空间效应采用虚拟支撑力法, 该方法的特点是能很好地模拟开挖面在水平和垂直两个方向上空间约束效应的不同, 并能较方便地与二维弹塑性介质模型相藕合。这时, 为了模拟开挖面向前推进的过程, 仅需按增量加载的方式, 以连续改变作用在隧洞壁面上反映开挖面空间效应的“虚拟”支撑力的大小即可。
4 工程实例
宜昌至长阳公路女娘山隧道, 位于湖北省宜昌境内, 为上、下行分离的隧道, 开挖跨度11.56~12.42 m。隧道区基本上基岩出露, 山体表面薄层残坡积物, 局部沟谷位置有较厚的冲洪积堆积。选择桩号YK14+90.2断面进行开挖模拟, 开挖过程为上下台阶法。初期支护选择梁单元, 选择实体单元模拟二衬, 锚杆选择梁单元, 围岩选择实体单元。
在女娘山隧道施工过程中, 复合支护采用下述方案:初期支护采用喷混凝土, 参数C25、厚度22 cm;系统锚杆, 参数Φ22、长度300 cm, 并敷设钢筋网;二衬采用C25防水钢筋砼, 厚40 cm。
4.1 开挖过程模拟
为模拟其开挖过程, 采用FLAC进行数值分析, 有限元模型网格划分如图2所示, 计算采用上下台阶法开挖。先开挖上台阶进行初期支护;后开挖下台阶进行初期支护。[3]
相应, 计算过程分为3步, 第1步形成初始应力场, 第2步进行上台阶开挖, 第3步进行下台阶开挖。收敛以最大不平衡力进行控制, 当不平衡力减小到允许值后, 可以认为位移与应力分别趋向稳定常数。图3分别显示了3个阶段中最大不平衡力随时步增加的变化规律。从图3可以看出在3个阶段中, 随着计算时步增加, 最大不平衡力在初始阶段快速减小, 循环计算约1 000时步后减小幅度变小;计算2 000时步后, 最大不平衡力最终趋于容许范围内。
图4为预测的隧道下台阶开挖后围岩位移分布规律。预测的Y方向最大位移发生在隧道拱顶和底拱, 达到6 mm。在拱肩部位形成一个向围岩内部发展X方向位移较大区域, X方向最大位移发生在拱脚部位, 变形量达到9.5 mm。因为用连续体模型模拟岩体不可能完全模拟出岩石中局部的变形模式, 在隧道中实际量测的位移可局部超过预测值。设计过程中也不应把预测位移作为隧道收敛的绝对估计值, 而是看所加支护是否可以把位移限制到相对较小水平。
上台阶和下台阶开挖后主应力曲线图分别如图5、图6所示。从图6中观测出在拱脚和45°拱腰处, 发生应力集中现象。由于隧道开挖引起围岩应力重分布, 使隧道周边切向应力大于径向应力。在隧道上开挖阶段最大主应力压应力从0.15 MPa发展到0.6 MPa, 拉应力从0.1 MPa发展到0.15 MPa。在下台阶开挖后, 主拉应力基本稳定不变, 而压应力基本稳定到0.17 MPa。因用于模拟岩体的基本模型是理想弹塑性模型, 支护压力随拱顶位移增加而连续减小。对浅埋段软弱围岩来讲, 既要允许初期支护和围岩共同组成的承载体系发生一定量的变形, 这样可减少需提供的支护压力, 但又不能让其产生过大的变形, 导致隧道失稳。
4.2 现场监控量测结果
4.2.1 围岩收敛
从图7位移时间特性曲线可以看出, 随时间增长位移迅速加大, 速率逐渐减低, 当达到一定时间关系后, 位移趋向稳定。从位移曲线分析, 变形大体经历3个阶段:增长和急剧增长阶段, 在开挖初期, 围岩从原始应力调整进入二次应力状态, 围岩位移相对变化显著, 其持续时间大约为20 d, 此阶段的变形量约占总变形量的75%左右;缓慢增长阶段, 监测20 d后即工作面距监测断面60 d时, 围岩的大部分应力已经释放, 围岩的大部分位移已发生, 持续时间为20 d, 以后开始趋向稳定阶段。至缓慢增长变形阶段结束, 变形已释放90%以上, 基本上处于稳定状态。这与不平衡力的收敛过程相吻合。同时, 稳定后的X方向收敛在7 mm左右, 比预测值稍小[4]。
4.2.2 拱顶位移
拱顶位移通过三角计算监测拱顶位移, 通过对拱顶位移监测结果的数据拟合, 可知监测曲线符合指数规律。从拟合曲线知, 拱顶位移同样分为3个阶段, 在开挖初期, 拱顶位移变化处于急剧增长阶段, 同时变形速率增大, 可知此时围岩尚不稳定。随着时间的增长 (时间因素) , 拱顶位移逐渐进入缓增长阶段, 此时已完成总位移的75%以上。此后由于围岩蠕变, 围岩进入基本稳定状态。进入稳定后, 拱顶位移稳定在9 mm左右, 而预测值为6 mm, 分析可能是因为在计算过程中未能考虑岩体局部弱化, 如图8所示。
4.2.3 围岩压力[5]
此监测断面采用台阶法施工。但由于施工影响, 未能在上台阶开挖后立即进行断面布设。由于上下台阶距相对较小, 从监测结果仍可以反映围岩压力的变化规律。从监测结果 (如图9所示) 可以看出, 在下断面开挖后, 围岩压力迅速增大, 在监测后20 d围岩压力逐渐进入平稳变化状态。围岩压力稳定后, 左侧压力在0.16 MPa, 右侧压力稳定在0.08 MPa。这与稳定后的主应力值基本吻合。
5 结论
(1) 从数值分析和监测数据的比对可以发现, 在开挖过程中有必要对围岩参数进行动态弱化, 更能符合实际情况。
(2) 从开挖到围岩重新稳定, 围岩变形和应力遵循急剧变化、缓慢变化、稳定阶段的过程。因此初期支护要及时封闭围岩、加固和支护围岩, 使其在变形过程中逐渐达到稳定。
(3) 女娘山隧道的工程实践表明, 数值分析可以指导施工监测, 现场监测可以了解地层动态变化和支护受力状态, 这对不断完善、修改和变更设计, 预报险情, 指导掘进和支护作业, 具有重要意义。
(4) 在应力调整的过程中, 岩体强度呈动态变化, 本文在计算过程中引入损伤因子动态改变岩体强度, 显著提高了计算结果的准确性, 特别是在变形较为严重的地下隧道地段尤为明显, 对工程设计及施工具有一定的指导意义。
参考文献
[1]陈建勋, 楚锟, 王天林.用收敛-约束法进行隧道初期支护设计[J].西安公路交通大学学报, 2001, 21 (2) :57-61.
[2]罗晓辉, 白世伟.结构性土体强度的统计损伤模型分析[J].岩土工程学报, 2004, 26 (5) :712-715.
[3]刘正刚.浅埋偏压小净距隧道施工过程数值模拟研究[J].公路工程, 2011 (2) :120-123.
[4]蒋英礼, 王劲松, 陈忠球.石鼓隧道施工监控量测技术及数据分析[J].湖南交通科技, 2012 (4) :137-140.
双肢剪力墙非线性有限元分析 篇7
1 模型信息
1. 1 模型及材料属性
本文在ANSYS中分别建立两端为一字形墙和两端为T字形墙的双肢剪力墙的模型。图1 与图2 分别为ANSYS中的混凝土与钢筋模型, 为其中模型2 是在模型1 的墙肢端部增加了小段翼墙得到的。两个模型均按照《高层建筑混凝土结构技术规程》JGJ3 - 2010[3]的要求配置钢筋。混凝土采用SOLID65 单元, 加载垫块采用SOLID45 单元, 钢筋采用LINK8 单元。混凝土等级为C35, 采用《混凝土结构设计规范》 ( GB50010 - 2010) [4]附录C中的本构关系。混凝土采用William -Warnke曲线五参数破坏曲面。连梁部分的混凝土裂缝张开时的剪力传递系数取0. 25, 裂缝闭合时的剪力传递系数取0. 9。墙身部分的混凝土裂缝张开时的剪力传递系数取0. 125, 裂缝闭合时的剪力传递系数取0. 9[5]。钢筋均采用HPB300, 钢筋采用理想弹塑性本构关系, 屈服强度为270MPa。
1. 2 加载
模型加载分两大步: 第一步在剪力墙顶部施加竖向荷载使得墙肢轴压比为0. 6 接近剪力墙工作中的轴压比; 第二步在加载垫块上施加水平位移直至结构破坏。加载时采用位移来控制收敛, 收敛容差取5% 。计算时设置200 个子步, 最小子步取100, 打开自动子步开关。
2 结果分析
2. 1 底部剪力—顶部位移曲线
图3 为底部剪力—顶部位移曲线, 该曲线斜率即为结构刚度。如图所示T字形双肢剪力墙的曲线斜率比一字形双肢剪力墙的大, 说明T字形双肢剪力墙刚度较大。一字形双肢剪力墙抗剪承载力极限值为517KN, T字形双肢剪力墙抗剪承载力极限值为667KN, 由此可见在一字形双肢墙端部增设翼墙能大大的提高结构抗剪承载力。
2. 2 混凝土的Mises等效应力
图4 为两个模型达到极限状态时的混凝土Mises等效应力云图, 图中颜色越深表示应力越大。由图可见一字形双肢剪力墙达到极限状态时, 连梁正常工作, 而右侧受压墙肢的右下角混凝土被压碎退出工作。T字形双肢剪力墙达到极限状态时, 墙肢正常工作, 二层连梁沿其对角线方向的混凝土被压碎退出工作。由此可见T字形双肢剪力墙破坏形式好于一字形双肢剪力墙, 但是其破坏形态也不理想, 连梁发生了剪切型的脆性破坏。
2. 3 钢筋应力
通过查询LINK8 单元的内力发现: 一字形双肢剪力墙中, 仅仅有左墙肢约束边缘构件中的受拉钢筋屈服; T字形双肢墙中所有钢筋包括连梁箍筋均未屈服。根据钢筋应力屈服及混凝土被压碎的情况, 可知两个模型均发生脆性破坏。
3 结论
根据以上分析, 本文提出几点建议供结构设计人员参考: ( 1) 一字形剪力墙不仅平面外抗震性能差, 平面内抗震性能也较差, 在结构设计中尽量避免采用。如果建筑专业允许只要一字墙端部增设一小段翼墙, 其抗剪承载力也会大大提高; ( 2) 与较短的一字墙相连的连梁截面不宜过高, 以免在罕遇地震作用下墙肢先发生破坏; ( 3) 普通配筋形式的小跨高比连梁很难满足抗剪要求, 应配置对角钢筋或者交叉暗撑。
摘要：本文采用ANSYS有限元软件分别对两端为一字形墙和两端为T字形墙的双肢剪力墙进行了非线性有限元分析。得到了两种双肢墙的底部剪力—顶部位移曲线、混凝土的Mises等效应力、钢筋应力。通过分析计算结果总结出一些结论供结构设计人员参考。
关键词：双肢剪力墙,连梁,剪切型破坏,抗剪承载力
参考文献
[1]陈云涛, 吕西林.联肢剪力墙抗震性能研究—试验和理论分析[J].建筑结构学报, 2003, 24 (4) :25-34.
[2]董宏英, 曹万林, 胡国振, 等.不同连梁跨高比带暗支撑双肢剪力墙抗震性能试验研究[J].地震工程与工程振动, 2005, 25 (1) :92-96.
[3]JGJ—2010高层建筑混凝土结构技术规程[S].北京:中国建筑工业出版社, 2010.
[4]GB50010—2010混凝土结构设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2010.
气缸盖罩垫的非线性有限元分析 篇8
关键词：内燃机,气缸盖罩垫,接触,密封性能,非线性有限元分析
0 概述
气缸盖罩垫是安置于气缸盖与气缸盖罩之间的橡胶密封垫, 其作用是防止窜气和从凸轮轴轴承飞溅出来的润滑油从气缸盖与气缸盖罩之间泄漏出去。当气缸罩垫失效时, 将直接影响发动机的性能和正常工作。由于橡胶密封件的设计涉及到固体力学、摩擦学、高分子材料科学、液体侵蚀以及机械制造工艺等多方面的理论知识[1], 因而橡胶密封件在安装和使用中的变形及密封面上接触应力的精确计算存在较大难度。随着计算机性能的提高, 接触问题新的求解方法的产生以及大型有限元软件的发展, 为橡胶密封件的使用状况进行模拟分析提供了可能性, 并已取得一些成果[2,3,4,5] 。
目前, 国内气缸盖罩垫的设计基本上是依赖一些经验数据和定性原则。对此, 本文利用大型非线性有限元分析软件MSC.MARC建立了I形和T形气缸罩垫的轴对称模型, 对其安装过程中的接触变形、接触面上的接触应力、接触应力分布、气缸盖罩垫对气缸盖罩的反作用力等进行了分析, 并对比分析了I形和T形气缸盖罩垫的使用性能, 为气缸盖罩垫的设计提供了一种新的途径。
1 气缸盖罩垫结构形式及特点
目前常见的气缸盖罩垫包括I形和T形气缸盖罩垫。I形气缸盖罩垫外形简单、便于加工, 适用于上表面较窄的气缸盖, 但装配过程耗时;T形气缸盖罩垫外形较复杂, 制造成本高, 但装配过程较省时, 同时采用线密封增强密封效果, 可以配合减振圈起到隔振效果[6]。T形气缸盖罩垫结构形式如图1所示。
2 气缸盖罩垫有限元分析流程
橡胶材料在外力作用下发生几何和物理双重非线性变形, 因此其力学性能的计算十分困难, 采用有限元分析法可以简化橡胶材料的力学性能。本文气缸盖罩垫有限元分析的流程如图2所示。
3 气缸盖罩垫有限元模型的建立
本文所计算的I形和T形气缸盖罩垫均由德国BRUSS密封技术有限公司生产, 其型号分别为HD 630/II及HD 474.5。气缸盖罩垫预装配在气缸盖罩的密封沟槽内, 之后通过加载螺栓力将密封垫压缩至装配位置。装配图如图3所示。
根据气缸盖罩垫的实际断面尺寸及相应的气缸盖罩沟槽尺寸, 首先在CATIA中建立几何图形, 然后将其导入MSC.Mentat中建立有限元网格模型, 如图4所示。采用自动网格划分, I形气缸盖罩垫模型共有948个节点, 884个单元;T形有800个节点, 726个单元。气缸盖与气缸盖罩简化为刚体固定边界。
对于橡胶类物理非线性材料, 可用Mooney-Rivlin模型来描述[7,8]。由于不同的橡胶材料特性相差很大, 同一种橡胶在不同环境下也有完全不同的特性, Mooney-Rivlin常数C01、C10通常需要通过材料的力学性能实测数据来确定[9,10,11]。
橡胶材料在与其他材料接触过程中, 由于橡胶形状发生变化, 因此接触面大小会发生非线性变化。通常情况下, 产生接触的两个物体必须满足无穿透约束条件[12], 即满足式 (1) :
ΔuA·n≤D (1)
式中, ΔuA为A点增量位移向量;n为单位法向量;D为接触容限。
若满足式 (1) , 则认为A点与刚体接触。本文采用直接约束法来求解气缸盖罩垫与气缸盖罩及气缸盖之间的接触问题。摩擦模型选择库仑摩擦[13]模型。
4 MARC计算结果及分析
本文主要分析装配状态 (室温) 下气缸盖罩垫的密封性能。评价气缸盖罩垫的密封性能主要有四个指标: (1) 气缸盖罩垫的变形量。气缸盖罩垫的变形量不能过大, 否则会导致气缸盖罩垫的破裂。在MARC的分析结果中可以根据等效应变量来判断气缸盖罩垫的变形量; (2) 气缸盖罩垫与密封面之间的接触应力 (密封压力) 。接触应力不宜过小, 否则会产生泄漏。在MARC的分析结果中可以根据法向柯西应力来判断气缸盖罩垫的接触应力; (3) 气缸盖罩垫对气缸盖罩的接触反力。接触反力不能过大, 否则不仅会造成气缸盖罩变形量过大, 还会导致压缩量过小而造成接触应力过小; (4) 气缸盖罩垫在密封面上的接触应力分布状况。接触应力分布应保证均匀, 否则会影响密封效果。
由于气缸盖罩垫高度及气缸盖罩沟槽深度存在尺寸误差, 气缸盖罩及气缸盖表面存在形状误差, 因此必须确保在最大压缩状态下, 气缸盖罩垫的变形量和气缸盖罩垫对气缸盖罩的反作用力不超过极限设计值, 而在最小压缩状态下, 气缸盖罩垫的密封压力不低于极限设计值。因此在考虑气缸盖罩垫高度和气缸盖罩沟槽深度的尺寸公差、气缸盖罩及气缸盖表面的形状公差、气缸盖罩在气缸盖罩垫反作用力下允许的最大变形量、高温和蠕变的影响后再根据经验值设定气缸盖罩垫装配后的标准压缩量及压缩率 (压缩量/高度) 。气缸盖罩垫的结构参数如表1所示。
4.1 变形量
装配状态下I形和T形气缸盖罩垫的等效应变如图5所示。两种密封垫的变形量分布是对称的。T形气缸盖罩垫的最大变形量为36.60 %, 比I形气缸盖罩垫的33.58 %稍大。此外, I形气缸盖罩垫的最大变形量位于密封接触面附近, T形气缸盖罩垫的最大变形量同样位于密封凸筋接触面附近。
从图6和图7所示的I形气缸盖罩垫中间对称轴上56个节点在压缩后的变形量分布图中可以看到, 上下接触面上的节点1和节点56的变形量最小, 为7.93 %;变形量沿对称轴向中间先快速增大, 在离节点1和节点56只有约1 mm的节点6和节点51处变形量达到最大, 为33.58 %;然后又逐渐减小, 中间节点变形量为17.92 %。此外通过进一步分析得到, 在不同压缩率条件下, I形气缸盖罩垫对称轴上节点变形量的分布也满足从上下接触面上节点开始, 向中间先快速增大, 然后再逐渐减小的规律 (图8) 。
BRUSS公司对产品进行的大量可靠性 (破坏性) 试验表明, 当变形量过大时, 绝大部分裂纹 (裂纹起始点为变形量最大的节点6) 出现在与气缸盖接触的那部分橡胶处, 说明该处橡胶在压缩后变形量较大, 可见理论分析与实际情况是相符的。
4.2 接触应力
压缩后I形和T形气缸盖罩垫的法向柯西应力分布如图9所示。由图9可以看出, I形气缸盖罩垫的最大接触应力为1.10 MPa;而T形气缸盖罩垫的最大接触应力为1.23 MPa。
I形气缸盖罩垫与气缸盖接触界面上的接触应力随压缩率的增大而增大, 如图10所示。刚开始接触时, 接触应力变化最大, 压缩率达到1 %时接触应力变化率减小, 当压缩率达到3 %时达到最小, 然后随着压缩率的增大, 接触应力以几乎恒定的变化率增大。由此可以判断, 当尺寸误差和形状误差导致气缸盖罩垫压缩量增大时, 气缸盖罩垫的接触应力不会产生突变, 气缸盖罩垫的应变量也不会急剧增加而导致密封垫破裂。
4.3 接触反力
I形和T形气缸盖罩垫的接触反力随压缩量的增加而不断增加。由图11可以看出, I形气缸盖罩垫的接触反力在压缩量为2 mm时达到1.72 N/mm;T形气缸盖罩垫的接触反力在压缩量为1.3 mm时达到1.74 N/mm。
4.4 接触应力分布
I形气缸盖罩垫接触面宽度上的接触应力分布规律如图12所示。接触应力呈抛物线形状, 在接触面中部接触应力最大, 向两侧逐渐减小。气缸盖罩垫的密封压力分布均匀, 此外, 在不同压缩率条件下的接触应力分布也是均匀的, 如图13所示。T形气缸盖罩垫由于结构尺寸的原因, 单个凸筋接触面宽度上的接触应力分布是不完全均匀的, 但两个凸筋接触面宽度上的接触应力分布相对于中间对称轴是镜像对称的, 如图14所示。
4.5 对比分析
通过分析两款气缸盖罩垫的四个密封性能指标可以看出, T形气缸盖罩垫在断面面积和压缩率均比I形气缸盖罩垫小的情况下, 由于结构上采用线密封, 使得其接触应力更大, 因而密封效果更好, 对气缸盖罩的反作用力与I形气缸盖罩垫的几乎相等, 但是在密封凸筋处的变形量稍大。
5 结论
(1) 采用非线性有限元分析方法对气缸盖罩垫的变形及应力进行分析, 加深了对气缸盖罩垫密封性能的了解, 也提供了正确设计气缸盖罩垫的一种方法。
(2) T形气缸盖罩垫在断面面积更小的情况下借助线密封达到更好的密封效果, 但由于断面形状复杂, T形气缸盖罩垫的加工成本较高。
三维非线性有限元分析 篇9
岩土锚杆技术目前已经在国内基坑、隧道、涵洞等工程中广泛应用。锚杆以其技术特点和显著的经济效益受到大多数工程师的青睐。锚杆深深锚固于土体内部, 起到主动支护土体的作用, 与土体自身强度一起, 有效地提高土体强度, 从原来的被动支护转变为主动支护。除了它受力合理外 (主要承受拉力) , 能主动地调用土体内部潜在的能量, 对基坑深度、宽度的要求较小, 显示出机动灵活的特点。必要时可选用其他支护方式与其结合使用, 不仅克服了自身的不足, 又能收到更为理想的技术效果和经济效果。
岩土工程锚杆技术多是从先实践后理论, 并带有一定的地域性。尽管目前已经颁布执行了几部有关锚杆的设计规程, 但还是不能尽善尽美。本文针对湿陷性黄土地区基坑锚杆支护入手, 分析模拟其稳定性特点及潜在滑坡面形成的机理。
1 锚杆的作用机理及破坏形式
大自然本身产生了很多锚杆体系, 即一种较强的材料加强了另一种较弱的材料, 例如在山体上生长的植物, 许多植物的根系, 深深地植入土体, 牢牢地抓住土体, 深度可能达到7~8 m, 控制住土体不被雨水侵蚀后滑移, 这就引导人们发明出锚杆支护的技术。
1.1 提高原位土体强度
基坑开挖后, 基坑边十几米依然受到临近土体以及其他荷载的作用, 会产生一定的滑动面, 由于荷载作用, 使土体受剪力作用, 如果土坡直立高度超过临界高度或其他因素的改变都会产生松动的滑移面, 滑移面内土体为不稳定土体, 若在边坡中打入一定长度、一定密度的锚杆, 与土体牢固结合, 增强土体稳定性。锚杆在这一区间起着支撑骨架的作用。通过逐层下挖基坑、逐层超前支护, 尽可能地有效加强基坑边土体固有强度, 锚杆承受上部土体和外加荷载, 对周围土体产生摩擦力, 组织土体位移, 从而提高土体强度。
1.2 阻止土体前移
基坑中锚杆打入土体后, 锚杆体承受一定的拉力, 随着逐层开挖, 锚杆承受的拉力也逐渐增大, 若土体出现前移, 锚杆通过摩擦力阻止这一发生, 以单根锚杆为例, 在保证锚筋的抗拉强度以及锚筋与水泥握裹力的前提下, 其反向拉力为:
式中T—锚杆极限反向拉力;
D—锚杆钻孔直径;
L—锚杆的有效锚固长度;
τ—锚固段土体周边抗剪强度平均值。
2 有限元模型建立
2.1 支护体系离散型
对于通常的支护体系常采用复合型与离散型, 由于锚杆布置之间存在一定间距并且基本平行布置, 在基坑阴角、阳角布置甚少, 常在基坑中段从上至下布置, 故模拟可采用2D平面模型, 并且研究针对性较强。本模型采用离散型模拟预应力锚杆支护, 桩采用梁单元, 锚杆锚固段和面层采用植入式桁架。土体采用最常用的Mohr-Coulomb非线性模型, 锚杆面层采用线弹性应力-应变关系。
2.2 模型建立
基坑支护体系的内力和变形与其支护过程有着密切的关系 (见图1~3) , 假设模拟预应力锚杆支护过程, 其支护过程如下:
1) 针对施工环境和前期勘察资料, 输入土质属性, 并且锚杆属性采用植入式桁架, 桩采用梁单元;
2) 针对施工过程模拟区域划分网格, 设置初始应力状态;
3) 叉分格, 并吸取土质及维护结构, 使属性赋予网格参数性质;
4) 施加边界条件, 并设定重力荷载 (0, 0, 1) ;
5) 在锚杆锚固处施加预应力, 并且锚固端设置在节点处;
6) 组织施工顺序, 并进行模型非线性计算。
3 算例分析
3.1 建立2D预应力锚杆非线性接触
依上述方法建立预应力锚杆支护模型, 对支护体系进行非线性数值模拟分析, 主要研究其支护的力学性能与结构稳定性。
某污水厂基坑宽7 m, 长14 m, 开挖深度10 m, 分4步开挖设置4排锚杆, 锚孔采用工程钻机机械成孔进行施工, 钻孔的孔径不应小于设计孔径。钻孔的实际长度应不小于设计长度, 钻孔水平方向的误差不应大于50 mm, 垂直方向的误差不应大于100 mm。锚杆锚固段按间距2 m设置船型支架, 使锚杆能在孔中居中;保证锚体保护层厚度不小于20 mm。使用水泥砂浆注浆, 水泥砂浆强度不得低于25 MPa, 水灰比为0.45。注浆压力为0.3~0.5 MPa。当注浆体强度达到设计强度的70%后, 方可进行张拉锁定。每层锚杆张拉锁定后方可进行下层开挖。模型采用水平约束以及垂直约束, 土层参数见表1所示。
3.2 有限元计算结果分析
3.2.1 基坑的位移分布
预应力锚杆支护下基坑水平位移及基坑底部垂直位移如图4~5所示。
从图4的云图中可以看出, 在锚杆植入土体后, 其自由段云图呈现蓝色, 锚固段呈现绿色, 由此可见自由段土体位移量要大于锚固段, 使得基坑出现位移, 其蓝色区域从上至下逐渐减小趋势。从图5竖向位移云图可以看出基坑在开挖值较高时, 基坑底部部分出现沉降, 沉降量较小, 其余土体出现土体上凸现象, 这是由于土体卸载, 基坑出现回弹的原因。
根据实际监测数据, 在每层开挖后监测数据统计, 得出位移曲线见图6, 由图6可知, 预应力锚杆沿深度方向呈“二次曲线”形状, 水平位移随深度增加, 逐渐减小。第一次开挖位移量稍小, 开挖深度以下位移量基本为零, 并在基坑顶端并伴有负向位移。当基坑逐步开挖, 每层位移量都带有一定的偏移, 当基坑开挖至设计标高时, 顶部位移量达到峰值, 约21 mm。基本与模拟结果相吻合。
3.2.2 预应力锚杆轴力分布
预应力锚杆沿全长分为自由段和锚固段, 锚杆植入土体之后, 剪力只发生在锚固段, 自由段一般不承受剪切力的传递, 由模拟云图可以看出, 从开挖至设计标高时, 锚杆轴力在锚固段开始时轴力最大, 其后逐渐减小, 可以看出轴力递减速度很快, 轴力大的区域经过很短的时间就衰减到较小值, 每开挖一步, 轴力都有一定的增量, 随着开挖深度的增加, 周围土体对锚杆的依赖性增加, 周围荷载以及土体位移导致轴力逐渐增大, 但整体趋势在逐渐衰减, 说明锚杆充分发挥了锚固土体的作用 (见图7~8) 。
3.2.3 预应力锚杆与土钉的比较
预应力锚杆是借助自由段弹性伸长, 将拉力传递到土体的锚固体系, 对潜在的滑移体系进行锚固, 在其上施加预应力增加土体滑移面里的正应力和抗剪阻力, 提高整体稳定性, 具有主动约束的机制。土钉则是对原位土进行加固, 用土钉与其周围的土体形成复合土体, 形成类似重力式挡土墙, 只有当土体出现位移后土钉才能起到约束的作用, 属于被动约束。但是二者均是随深度增加而位移减小, 相比之下预应力锚杆的支护位移量较小。
4 结论
本文采用数值分析的模拟计算方法对预应力锚杆支护体系进行了模拟计算研究, 同时采取相同方法分析了土钉与锚杆的区别。
1) 基坑开挖中, 预应力锚杆对土体起着重要的作用, 水平位移曲线成“二次曲线”分布, 与土钉支护类似, 水平位移在基坑顶部偏移量稍大, 随着基坑的逐步开挖, 原先的负向位移转为正向位移, 并持续增大, 当基坑开挖至标高处, 顶部位移达到最大值。基坑底部垂直沉降主要发生在靠近基坑壁处, 其余土体带有回弹趋势。
2) 锚杆受力主要集中在锚固段, 在锚固段开始时最大, 随后逐渐衰减, 衰减幅度逐层增加, 成“梯形”分布。
3) 在土质及环境相同的条件下, 土钉与锚杆都起到了锚固土体的作用, 相比之下, 预应力锚杆起主动约束控制土体;土钉与土体复合在外力荷载作用通过被动受力控制土体, 起到稳固土体作用, 但位移量比预应力锚杆稍大。因此, 应结合具体施工环境合理采用。
[ID:001555]
摘要：运用MIDAS/GTS非线性有限元分析方法, 对预应力锚杆柔性支护体系进行了数值分析, 基于锚杆支护的左右原理和支护方式, 对锚杆支护下土体位移的变化、坑底变形, 以及锚杆轴力的力学特性进行了模拟和曲线拟合。结果表明:需正确结合土质参数, 设计锚杆支护, 发挥其承载力, 有效控制变形。
关键词：基坑支护,预应力锚杆,结构变形,有限元
参考文献
[1]周勇, 朱彦鹏.黄土地区框架预应力锚杆支护结构设计参数的灵敏度分析[J].岩石力学与工程学报, 2006, 25 (S1) :3115-3122.
[2]康红普, 姜铁明, 高富强.预应力在锚杆支护中的作用[J].煤炭学报, 2007, 44 (7) :680-685.
[3]赵一萌.深基坑工程中土钉复合预应力锚杆支护形式的模拟试验研究[D].太原:中北大学, 2013.
[4]涂兵雄.预应力锚杆柔性支护法机理与力学行为研究[D].大连:大连理工大学, 2013.
[5]王邓峮.考虑锚杆预应力作用的锚固边坡稳定性研究[D].兰州:兰州理工大学, 2013.
[6]张成龙.深基坑预应力锚杆柔性支护法的数值模拟研究[D].昆明:昆明理工大学, 2007.
[7]李鸿翼.锚杆支护技术在深基坑工程中的应用研究[D].北京:中国地质大学, 2013.