试验截面（精选7篇）
试验截面 篇1
0前言
近20年来, 连续箱梁由于其独特的结构特点和适用性在我国得到了广泛应用, 其设计理论和施工技术也有了很大提高[1]。但近几年发现这种桥型的箱梁裂缝病害越来越多, 发展越来越严重, 甚至施工期间也会出现坍塌事故, 危及到桥梁与交通安全, 已引起专家们的共同关注[2]。其中有因变形引起的裂缝, 如温度变化、收缩、膨胀、不均匀沉陷等原因引起的裂缝;有因外载作用引起的裂缝;有因养护环境不当和化学作用引起的裂缝等[3]。
以某变截面连续箱梁桥为例, 该桥箱梁顶板、腹板、横隔板及其它部位存在着多条横纵向裂缝, 为了判断该桥正常使用性能和承载能力, 笔者充分利用该工程结构的现状参数, 结合有限元分析软件Midas进行模拟分析, 对其进行了静载分级试验。
1工程概况及主要外观缺陷
某大桥正桥主跨为 (62+92+124+92+62) m预应力混凝土连续变截面箱梁桥, 梁高2～7 m, 整体式双箱单室。主桥采用盆式橡胶固定支座, 最大吨位1 000 t。下部结构采用高桩承台双悬臂实体板式桥墩, 采用300号混凝土 (对应C30) , 桩基为钻孔灌注桩, 桩径1.5 m, 嵌入未风化整体基岩5 m, 容许最大单桩承载力1 500 t。经过20多年运营, 受到车辆冲击和重车的考验, 桥梁受到不同程度的损伤, 特别是箱梁出现较多裂缝, 已影响交通运营安全。主桥结构简图见图1所示, 横隔板裂缝统计见表1所示, 腹板裂缝统计见表2所示。
从裂缝的形态、长度、宽度及以前检查的情况看:箱梁端部斜裂缝为结构性裂缝 (多数已封闭) ;顶板纵向裂缝疑为施工时顶模拆除过早, 在荷载试验中加载和卸载中无明显变化;横隔板及其他部位的裂缝疑为收缩和温度影响所致裂缝。
2试验基本情况
2.1 试验工况及效率系数
为对该桥做全面分析, 选取该桥第4#～6#跨进行静载试验, 按试验构件截面“等效内力”原则确定每次加载时的汽车总数量和排列位置, 使加载汽车组成的行列荷载与设计荷载在该截面产生的内力基本相等。对各测试截面活载内力进行计算分析, 确定静载试验时荷载的大小。试验时共需14台装载后总重约为30 kN的加载车 (前轴重:66kN, 中、后轴重132 kN) 。根据设计荷载标准, 在所测试截面的内力影响线上, 按最不利位置, 根据实际加载车辆轴重、轴距等参数进行布载, 计算出控制截面在试验荷载作用下的最大内力值, 它与按设计规范要求布置荷载作用下的控制截面理论内力值的比值即为静载试验荷载效率。荷载效率系数计算见表3。
2.2 影响线及试验荷载布置 (三个工况示意)
经过计算确定工况Ⅰ静载试验需用7辆加载试验车。第4跨跨中截面弯矩影响线如图2所示, 工况Ⅰ (偏载) 加载车辆布置见图3。
经过计算确定工况Ⅱ静载试验需用7辆加载试验车。第5跨跨中截面弯矩影响线见图4, 工况Ⅱ (偏载) 加载车辆布置见图5。
经过计算确定工况Ⅴ静载试验需用14辆加载试验车。第5#墩支点截面弯矩影响线见图6, 加载车辆布置见图7。
3试验结果
3.1 应变测试结果及数据分析
静力荷载试验各工况下, 各控制截面箱梁底板应变测试结果见表4。
注:正数表示拉应变, 负数表示压应变。
由表4可知, 静载试验各工况下实测应变校验系数为0.62～0.88, 满足桥梁校验系数取值范围0.6～0.9要求。相对残余应变最大值为14.3%, 符合《大跨径混凝土桥梁的试验方法》中所规定的容许值20%的要求。
3.2 挠度测试结果及数据分析
静力荷载试验各工况下, 各控制截面挠度分布曲线对比见图8。由图8数据计算可知, 在静载试验各工况下实测挠度校验系数为0.57～0.88, 基本满足桥梁校验系数取值范围0.7～1.0要求, 且箱梁实测挠度均小于按弹性理论计算值。相对残余变位最大值为14.9%, 满足《大跨径混凝土桥梁的试验方法》中所规定的容许值20%的要求作为判定依据。
3.3 静载试验过程中裂缝观测
在静载试验期间, 除对箱梁挠度进行测试外, 还仔细寻找可能出现的各种裂缝, 特别是加载至最大荷载时对桥梁裂缝进行了观测。观测结果表明, 在加载工况工程中, 未发现新增裂缝, 原有裂缝宽度及长度均未发生变化。
4结论
通过该桥的静试验实测结果和理论分析对比, 对该桥的整体受力性能综合评定结论如下:
(1) 各工况静力试验荷载作用下, 应变校验系数在0.62～0.88之间, 满足桥梁校验系数取值范围0.6～0.9要求。挠度校验系数在0.57～0.88之间, 基本满足桥梁校验系数取值范围0.7～1.0要求, 表明该桥梁结构处于弹性工作状态, 结构强度、刚度满足设计规范要求。
(2) 各试验工况下各跨跨中截面的最大实测挠度均远小于设计规范允许值, 说明结构安全储备较大, 能够满足正常运行使用。
(3) 各工况试验荷载作用下, 未发现该桥出现新增裂缝, 且原有裂缝的裂缝宽度及长度均未发生变化, 说明裂缝对桥梁正常使用承载能力并无影响, 但为了提高桥梁使用的耐久性, 应该采取措施对现有裂缝及时修补。
综上所述, 该桥在设计使用荷载作用下, 整体工作性能良好, 安全储备较大, 结构处于弹性工作状态, 其强度和刚度满足设计规范要求, 但应对已发现的裂缝及时修补, 保证桥梁使用的耐久性。
摘要：针对某变截面连续箱梁桥顶腹板存在多条裂缝和超载超速现象, 为确保该桥使用安全, 本文通过静载试验, 将实测得到的应力、位移值与有限元分析软件建模计算得出理论值进行对比, 并结合相关规范对该桥实际受力性能进行了评估。试验结果表明:该变截面连续箱梁桥处于弹性工作范围之内, 安全储备较大, 能够满足正常使用所需要的承载力。
关键词：变截面连续箱梁,静载试验,裂缝,试验研究
参考文献
[1]谭可源, 刘伟军, 郭良中.连续箱梁施工阶段温度裂缝的成因分析[J].中外公路, 2003, 23 (5) , 11-14.
[2]周明华.大跨度变截面预应力混凝土连续箱梁的裂缝病害与施工阶段箱梁底板水平撕裂的机理分析[A].结构混凝土创新与可持续发展——第十三届全国混凝土及预应力混凝土学术交流会论文集[C].北京:2005.
[3]赵乐.简支箱梁施工中裂缝的控制措施[J].四川水力发电, 2010, 29 (139) , 105-107.
[4]大跨径混凝土桥梁的试验方法[S].
[5]桥涵工程试验检测技术[S]
变截面轧制的轧制力模型建立 篇2
关键词：变截面；轧制力模型；有限元
一、变截面轧制的轧制力模型的推导
轧制力模型是轧制过程中的关键参数之一，轧制力模型会对轧机运行时机座的弹跳值的产生直接影响，从而影响变截面轧制的厚度控制。变截面轧制是通过改变轧制过程中轧辊的压下量来实现的。[2]
对于普通轧制，轧制力可以用以下计算公式：
（1-1）
式中
P—轧制力；px—单位压力；ι—接触弧水平投影。
考虑到在接触弧上单位压力不是均匀分布的，普遍的做法是用平均单位压力代替单位压力来计算总轧制力。平均单位压力可以表示为：pm=nσ·σφ （1-2）
P=pm·F （1-3）
因此轧制力表示为：F=l·b （1-4）
l=■ （1-5）
式中 P=b·l·nσ·σφ （1-6）
b—轧件宽度；F—轧件与轧辊的接触面积；l—轧辊与轧件接触弧长；R—轧辊半径；△h—压下量；pm—平均单位压力；
nσ—应力状态影响系数；σφ—金属的实际变形抗力；
变截面轧制的压下量、接触弧长、宽展、延伸与普通轧制相比发生了改变。本文主要研究变截面薄板，倾斜角比较小，因此忽略接触弧长、咬入角的变化产生的影响。所以主要的影响量为压下量和宽展。压下量及宽展可以采用[3]中公式计算。
（一）应力状态影响系数。影响应力状态影响系数nσ的因素有：受轧件宽度影响的系数nβ，受摩擦影响的系数n′σ，受外端的影响系数n″σ，受张力的影响系数n′″σ。因此nσ表示为
[3-4]： （1-7）
因为是平面变形，nβ取值为1.15；此处不考虑外端的影响，n″σ取1；轧制时没有张力所以n′″σ也为1；摩擦影响系数运用采里柯夫公式（4-8）。
式中
H—入口厚度；h—出口厚度；hr—轧件在中性面上的厚度；
l—接触弧长；f—摩擦因素。
（二）金属塑性变形阻力。通常来说，在金属塑性变形阻力都采用以下函数形式：
（1-11）
式中T—变形温度；μ—变形速度；ε—变形程度。
关于化学成份的影响，目前一般采用对某一种特定钢种积累一套 经验数据的方法，或者在公式的系数予以体现。
这里采用张晓明、邸洪双的轧制力公式：
（1-12）
将（1-10）、（1-12）还有、的表达式带入（1-6）得到变截面轧制轧制力模型的表达式：
（1-13）
二、利用数值模拟的方法对变截面轧制过程进行了仿真，
从而验证了推导出的轧制力模型的正确性
（1）利用ansys数值模拟软件对变截面轧制过程进行了数值模拟，其中取三种倾斜角的变截面钢板分别进行了模拟，模型的建立过程中把轧机简化为一对工作辊，轧件为规则长方体，具体参数设置如表2.1。
表2.1 轧辊和坯料模型基本参数
将数值模拟的结果与理论计算值进行了比较。在变截面轧制过程中，取9个均匀的时间分隔点，将数值模拟和理论计算中这几个点的轧制力的数值以matlab绘制成曲线，结果如图
2.5 a、b、c所示。
采用数值模拟，对不同倾角的变截面轧制过程进行了模拟计算并域理论计算值进行了比较，从对比中可以看出：
数值模拟的结果和理论计算值具有一致性。数值模拟对变截面轧制过程的研究具有参考意义。数值模拟的结果还表明变截面轧制压下量增加时轧制力也是增加的
参考文献：
[1] 包向军.变截面薄板弯曲成形回弹的实验研究和数值模拟[D].上海交通2003.
[2] 赵志业.金属塑性变形与轧制理论[M].北京：冶金工业出版社，1980.
[3] 丁雷. 变厚度轧制及其厚度控制[J].机械工程与自动化. No.3，2011
[4] 丁雷.边厚度板材的轧制技术及其厚度控制模型的研究
[5] 周纪华，管克智.金属塑性变形阻力[M].北京：机械工业出版社，1989.
变截面门式刚架端板平放试验分析 篇3
关键词：门式刚架,端板平放,试验
门式刚架结构虽然在我国得到了广泛的应用,但在抗震性能研究方面还十分欠缺,尤其在结构的动力承载能力、延性、耗能等方面的研究属于空白。目前的设计规程只是在参考其他结构形式的抗震研究基础上给出了设计原则,但由于门式刚架自身的特殊问题,如允许构件腹板局部屈曲和半刚性连接等不同于其他结构的受力特点,结构的实际性能无法判断。因此,急需开展这种结构形式的抗震性能的研究,才能弄清结构的真实抗震性能,保证结构使用的安全性、经济性和合理性。
1 试验设计
1.1 试件设计
本试验为3个1:2变截面钢门式刚架,构件的设计参照标准图集,并通过了PKPM验算和ANSYS分析。梁、柱、端板和螺栓的加工均在加工厂,其中焊缝的连接全部采用双面角焊缝连接,试件的拼装在实验室。
试件设计的高度为3.45 m,跨度为4.5 m,坡度为1:15。梁柱均为变截面,柱脚采用两个M20的高强螺栓与地梁连接,设计为铰接。梁柱采用端板平放连接,端板的厚度分别为8 mm和10 mm,螺栓为M10的8.8级和10.9级高强螺栓。试件的尺寸见表1、表2。
1.2 试验装置
试验装置如图1所示,主要由作动器、千斤顶、反力架、反力梁和地梁组成。竖向荷载利用油压千斤顶施加,反力梁与竖向加载装置间设有可随试件水平移动的滚动导轨,水平推拉力采用液压伺服作动器施加。
在梁和柱以1.5 m为间隔施加z方向支撑,以防止梁柱侧向失稳。
1.3 加载制度
为研究试件在循环荷载下的抗震性能,首先在柱顶端施加恒定的竖向荷载,然后试验中对所有试件柱顶端均进行水平循环加载。在加载初期采用荷载控制并分级加载,每级荷载增量为±10 kN;当试件屈服后采用位移控制,为准确捕捉位移控制阶段试件的变形性能及受力特征,以屈服位移的1倍为级差进行控制加载,直到试件破坏。反复荷载循环的次数,屈服前为一次,屈服后为三次(按加载方向的不同分为Δr+和Δr-二者分别指荷载挠度曲线在正、反向首次出现明显拐点时所对应的挠度值)如图2所示。
1—板铰支座;2—侧向支撑5;3—试件;4—侧向支撑6;5—侧向支撑1;6—反力墙;7—拉压作动器;8—反力架;9—荷载传感器;10—500 kN千斤顶;11—加载小车;12—反力梁;13—侧向支撑4;14—侧向支撑2;15—侧向支撑3;16—支座反力传感器
1.4 测点布置及数据采集
本试验共布置有6个位移计,具体如图3所示。D1用于测试件柱脚的水平位移值,D2用于测试件柱脚的左侧竖向位移值,D3用于测试件柱脚的右侧竖向位移值,D4测试件梁端的水平位移值。D5、D6、D7、D8、D9为百分表,分别测试件相对位移值,电液伺服作动器自身的位移传感器记录的位移值为W。
本试验供需应变片78个,需要应变花5个,具体如图4所示。
2 试验结果
2.1 试件一的破坏过程(图5)
试件在60 mm加载三周推,拉循环时,梁的上翼缘距距柱翼缘600 mm至800 mm处出现翘曲变形,梁下翼缘距柱翼缘300 mm至500 mm处出现翘曲变形。
随后分别在70 mm,80 mm位移的三周推拉循环中,翘曲变形加大。柱的翼缘距离端板600 mm至800 mm处翘曲变形,随位移的增大变形相应增大。此过程中,端板和柱脚出现微张。
试件在拉90 mm第一周中在距离柱的800 mm处破坏。破坏时位移为拉85 mm处,拉力为22.47 kN。
2.2 试件二的破坏过程(图6)
试件在60 mm加载三周推,拉循环时,梁的上翼缘距距柱翼缘500 mm至800 mm处出现翘曲变形,梁下翼缘距柱翼缘300 mm至500 mm处出现翘曲变形。随后分别在70 mm、80 mm位移的三周推拉循环中,翘曲变形加大。并且在距柱翼缘120 mm处的梁上下翼缘出现翘曲变形,随位移的增大变形相应增大。
试件在拉90 mm第三周中在梁上翼缘距柱内侧翼缘500 mm处破坏。破坏时位移为拉94 mm处,拉力为25.55 kN。
3.3试件三的破坏过程(图7)
试件在60 mm加载三周推,拉循环时,梁的上翼缘距距柱翼缘600 mm至800 mm处出现翘曲变形,梁下翼缘距柱翼缘300 mm至500 mm处出现翘曲变形。随后分别在70 mm,80 mm位移的三周推拉循环中,翘曲变形加大。
试件在推90 mm第二周中在梁上翼缘距柱内侧翼缘1 150 mm处破坏。破坏时位移为推90 mm处,压力为14.19 kN。
3 结果分析及设计建议
3.1 结果分析
低周反复荷载作用下的荷载-位移滞回曲线能够综合反映钢结构构件的多项抗震性能指标。滞回曲线越饱满,表明构件耗能量性好,抗震性能越好。见图8～图10。
三个滞回曲线均呈梭形,比较丰满,且各级循环的滞回曲线能基本重合,说明门式刚架端板螺栓连接节点的延性较好,耗能能力较强,具有良好的抗震性能。加载曲线和卸载曲线的斜率均随着反复加载次数的增加而减小,这说明节点的加载和卸载过程中存在着刚度退化现象。试件一,二,三中试件二的滞回环较饱满,因其端板厚度和螺栓的数量,强度等级相比由于试件一和试件三的组合,抗震性能最好。
图11～图13中所示的是螺栓在梁端弯矩的作用下从第一排螺栓到最后一排的受力情况,螺栓的拉力是通过螺栓杆上应变片测的的应变值得计算出相应的螺栓拉力再加上预拉力得到的,从图中可以看出,对比试件一和试件二:试件一第一排螺栓受力明显大于其他螺栓受力,其他五排螺栓受力差别不大,试件二第一排螺栓受力最大,但其他的螺栓受力差距较为明显,这与端板的厚度有关,端板厚度大对螺栓受力有利,端板的厚度最好大于螺栓的直径;对比试件二和试件三:试件三第一排螺栓的受力最大,相比其他螺栓更为明显,其他螺栓的受力接近,这说明螺栓的受力受螺栓的数量和排列形式影响明显。试件一和试件二螺栓的排列为非对称排列,试件三的螺栓为对称排列,非对称排列是根据螺栓受力的分布情况设置螺栓,对称排列在满足螺栓受力的条件下与非对称螺栓排列受力情况的对比,得到螺栓排列对其受力的影响。
图14～图16中为梁柱在梁端弯矩作用下的相对转角,梁柱相对转角由放置在梁柱节点出的位移计测的,图中可以得到:梁柱相对转角在正弯矩的作用下较大,但整个来说梁柱的相对转角较小,主要是因为控制梁柱相对转角的主要因素为节点域的剪切变形引起的,但本次试验节点的刚度过大,致使剪切变形过小,梁柱的相对转角较小。
3.2 设计建议
1)建立一个好的模型是试验成功的前提,要根据原始构件跨度、受力、设计端板的厚度,确定螺栓的个数及排列位置,端板应尽量使用外伸式。
2)端板平放对于节点的受力有利,节点平放时节点设计内力较小,尤其是节点的剪力较小,轴向压力较大,使节点为延性破坏,且便于施工,结构设计应优先采用。
3)节点受力较大时,应设置加劲肋,可以增大节点区的刚度,减小节点区的剪切变形。
4)门式刚架设计时,加强柱的设计,应使其在梁上破坏,已达到强柱弱梁的目的。
参考文献
[1] CECS 102:98门式刚架轻型房屋钢结构技术规程
[2] 郭彦林,潘勇,刘涛,罗颖.变截面门式钢刚架结构稳定承载力的实验与理论研究[J].建筑结构学报,2004,(6)
[3] 陈绍蕃.门式刚架端板螺栓连接的强度和刚度[J].钢结构,2000,6(1)
[4] 荆军,石永久.节点刚度对轻型门式刚架结构设计的影响[J].工业建筑,2000,58(5)
[5] 王文明,郭彦林.变截面门式钢刚架结构体系平面内稳定研究[J].建筑结构学报,1999,20,(5)
[6] 荆军,石永久.节点刚度对轻型门式刚架结构设计的影响[J].工业建筑,2000,58(5)
试验截面 篇4
关键词：电力线路结构；导线截面；电流密度；电压损耗
中图分类号：TM726 文献标识码：A 文章编号：1007-0079（2014）26-0123-02
电力线路按结构可分为架空线路和电缆线路两大类。架空线路的导线及避雷线等架设在露天的杆塔上。电缆线路一般直接埋设在地下或敷设在电缆沟道中。由于架空线路的建设费用比电缆线路低得多，且架空线路具有施工周期短、检修维护方便等优点，因此，输、配电线路绝大多数采用架空线路。只有在负荷密度大、人口稠密的中心城市的繁华地段，发电厂和变电所内部或附近，以及严重污秽区不宜采用架空线路时，才采用电缆线路。
其中导线是电力线路的主要元件，正确选择导线截面对电力网的经济和技术指标有很大影响。导线截面选择得过大将增加投资及有色金属的消耗量；导线截面选择得过小，运行时将产生较大的电能消耗，既浪费资源也不经济，同时，在线路上产生过大的电压损耗，供电电压不能满足要求。因此，在导线截面的选择上，必须兼顾技术和经济两个方面。从技术上讲，在正常运行时，线路不应发生全面电晕；在正常和事故情况下导线通过的电流应在导线允许发热的载流量范围之内，电压损耗也应在容许的范围之内；应保证导线截面有一定的机械强度。在技术条件满足的情况下，应使所选导线的经济性最佳，即按经济电流密度选择导线截面。综合考虑经济和技术上的条件，导线截面应满足上述条件，但并非所有导线都同时要满足上述条件，一般地讲，35kV及以上的线路要按经济电流密度选择导线截面，然后再校验其他技术条件。对于中低压配电网，一般按照电压损耗条件选择导线截面，再校验其他条件。
一、电力线路结构
架空线路主要包括杆塔、绝缘子、导线、避雷线、横担及金具等。它们的作用分别如下所述：导线用来传输电流、输送电能。避雷线用来把雷电流引入大地，保护线路绝缘，使其免遭大气过电压的破坏。杆塔用来支持导线和避雷线，并使带电体之间、带电体与接地体之间保持必要的安全距离。绝缘子用来使导线与杆塔之间保持绝缘，它应能承受线路最高运行电压和各种过电压，而不致击穿。金具用来固定、悬挂、连接和保护以上各主要元件的金属件。
电力线路主要由导体（线芯）、绝缘层、保护层等构成。它们的主要作用是，导电线芯用来传输电能；绝缘层用来使线芯与线芯、线芯与保护层间互相隔离，并要求绝缘性能和耐热性能良好；包护层用来包护绝缘层，使电缆在运输、储存、敷设和运行时，绝缘层不受外力损伤和防止水分浸入。在油浸纸绝缘电缆中，保护层还具有防止绝缘油外流的作用。
架空线路各元件暴露在大气之中，导线及避雷线不仅受到风吹、履冰和气温变化等的影响较大，而且承受的张力也比较大，同时还受到空气及各种有害物质的侵蚀。因此，对导线的要求是：具有良好的导电性能、必要的机械强度和抗腐蚀性能，且制造工艺简单，质轻，价廉。
导线的材料主要是铜、铝、钢等。铜是理想的导线材料，但由于铜的用途广，价格高，只在负荷较大的配电线路上使用；铝的导电率仅次于铜，但成本比铜低得多，所以目前导线多采用铝材料。为了提高铝导线的强度，铝中加少量的镁、硅等元素，可制成强度较高的铝合金绞线；钢的导电率较差，但由于其强度高且价格低廉，故避雷线一般采用钢绞线。
为了充分利用铝和钢的优点，把两者结合制成钢芯铝绞线。由于交流电的趋肤效应，外部的铝在导电方面的优点得到了充分利用，而钢芯仅承受机械张力。钢芯铝绞线被广泛应用于35kV及以上的线路上。
钢芯铝绞线按铝、钢截面比的不同，又分为普通型、轻型和加强型三种形式。一般地区的架空线路常采用普通型和轻型钢芯铝绞线，重冰区和大跨越档距、采用加强型钢芯铝绞线。
为了防止电晕并减少线路感抗，220kV及以上电压等级线路多采用扩径或分裂导线。分裂导线多有2～4根钢芯铝绞线作为次导线（或称子导线）组成一相导线，次导线之间用金属间隔棒支撑。
二、导线必须满足的基本条件
一是按允许载流量校验导线截面。允许载流量是指通过在热平衡条件下，由导线的允许温度确定的导线长期允许通过的电流。因此，所有导线都必须根据可能出现的运行情况进行允许载流量校验。规程规定，按允许载流量校验时，钢芯铝绞线的允许温度一般为70摄氏度。按此规定，并取导线环境温度为25摄氏度。如果最高气温月的最高平均温度不等于25摄氏度，还应允许载流量进行修正；事故情况下（如环网在电源端线路断开或双回路断开一回时），导线的温度允许到90摄氏度，导线的允许载流量将有所增加。
二是按机械强度校验导线截面。导线在运行时可能突然增加一些偶然的外界机械负载，因而应保证导线在运行中有一定的机械强度。为此，对于跨越铁塔、通航河流的运河、公路、通信线路、居民区的线路，规定导线截面不得小于35平方毫米。
三是按电晕校验导线截面。所谓电晕现象，就是架空导线带有高电压的情况下，导线表面的电场强度超过空气的击穿强度时，导线表面的空气分子被游离所产生的放电现象，同时发出“嗤嗤”的放电声，并产生臭氧，夜间还可以看见蓝紫色荧光，此即为电晕现象。电晕要消耗电能，电晕放电所产生的脉冲电磁波对无线电和高频通信有干扰，放电所产生的臭氧对导线及金属元件有腐蚀作用。因此，线路在设计运行时，不允许全面电晕发生。为了避免电晕，导线截面不能过小。
由试验和运行经验得知，一般110kV以下的架空线路和35kV以下的电缆线路，由于电压低，不会发生全面电晕，因此，也不必验算电晕损耗和绝缘介质损耗。110kV线路的导线截面小于9.6平方毫米，220 kV线路的导线截面小于21.4平方毫米，就应加大导线截面或采用分裂导线。
三、按经济电流密度选择导线截面
如前所述，为了降低线路的电能损耗，导线截面愈大愈有利，但从减少投资和节约有色金属的角度来看，导线截面愈小愈好。因此，在一定的使用条件下，可能存在一个从经济上看是最为有利的导线截面积。
为求得经济上最有利的截面积，必须进行经济计算，经济计算应包括线路的投资和年运行费用两个方面。
线路的投资包括两部分：一部分与导线截面积成正比，一部分与导线截面积无关。有关设计部门已将各类导线的投资预算制定如下：
如35kV的LGJ型截面35平方毫米架空导线综合投资1.1万元；35kV的LGJ型截面50平方毫米架空导线综合投资1.25万元；35kV的LGJ型截面70平方毫米架空导线综合投资1.45万元；35kV的LGJ型截面95平方毫米架空导线综合投资1.65万元；35kV的LGJ型截面120平方毫米架空导线综合投资1.85万元；35kV的LGJ型截面150平方毫米架空导线综合投资2.1万元；35kV的LGJ型截面185平方毫米架空导线综合投资2.35万元；35kV的LGJ型截面240平方毫米架空导线综合投资2.7万元。
110kV的LGJ型截面70平方毫米架空导线综合投资1.95万元；110kV的LGJ型截面95平方毫米架空导线综合投资2.1万元；110kV的LGJ型截面120平方毫米架空导线综合投资2.25万元；110kV的LGJ型截面150平方毫米架空导线综合投资2.45万元；110kV的LGJ型截面185平方毫米架空导线综合投资2.7万元；110kV的LGJ型截面240平方毫米架空导线综合投资2.95万元；110kV的LGJQ型截面300平方毫米架空导线综合投资3.4万元；110kV的LGJQ型截面400平方毫米架空导线综合投资4.3万元。
输电线路的年运行费用包括以下几个方面：一是折旧费。随着运行时间的延长，电力网中的所有元件都会老化，为了继续运行，需要在一定时间内更换设备。因此，每年要按线路一次投资（初始投资）的百分比提取一定的资金，以备更换设备，这个百分数就是设备的折旧率。
二是维护费。为保证输电线路安全可靠运行，使线路的技术质量保证在应有的水平上，必须由维护人员定期对线路进行检查和维护。维护人员的工资和维护线路所需的资金也按线路一次投资的百分比提取。此维护费中不包括大修的资金，因大修一般需要更换设备，其费用应从折旧费中提取。一般电缆线路使用年限为40年，残值占原价5%，每年折旧率为3.4%，其中基本折旧2.4%，大修折旧1%；维护及小修率为2.6%；折旧维修率为6%。一般铁塔线路使用年限为50年，残值占原价10%，每年折旧率为2.6%，其中基本折旧1.8%，大修折旧0.8%；维护及小修率为1.4%；折旧维修率为4%。一般水泥杆线路使用年限为40年，残值占原价4%，每年折旧率为3.4%，其中基本折旧2.4%，大修折旧1%；维护及小修率为1.6%；折旧维修率为5%。一般架空配电线路使用年限为30年，残值占原价4%，每年折旧率为3.2%；维护及小修率为3.8%；折旧维修率为7%。
三是电能损耗费。线路在传输电能时必然产生电能损耗，因而也增加了输电成本，在进行经济计算时必须予以考虑。
我国颁布的经济密度如下：铝线、钢芯铝线在最大负荷小时3000以下，其经济密度应为每平方毫米1.65安；3000～5000小时，其经济密度应为每平方毫米1.15安；5000小时以上，其经济密度应为每平方毫米0.9安。铜线在最大负荷小时3000以下，其经济密度应为每平方毫米3.0安；3000～5000小时，其经济密度应为每平方毫米2.25安；5000小时以上，其经济密度应为每平方毫米1.75安。铝芯电缆在最大负荷小时3000以下，其经济密度应为每平方毫米1.92安；3000～5000小时，其经济密度应为每平方毫米1.73安；5000小时以上，其经济密度应为每平方毫米1.54安。铜芯电缆在最大负荷小时3000以下，其经济密度应为每平方毫米2.5安；3000～5000小时，其经济密度应为每平方毫米2.25安； 5000小时以上，其经济密度应为每平方毫米2.0安。
四、按容许电压损耗选择导线截面
一般中低压配电网没有特殊调压设备，为了保证用电设备电压偏移不超过容许范围，应按容许电压损耗选择导线截面。线路中的低压损耗与导线的电阻和电抗有关，而导线的电阻与截面有直接关系。在导线截面未定之前，导线型号未知，导线电抗也未知，直接按容许电压损耗求导线截面是困难的，可以导线电阻率、线路长度、负荷有功功率、线路额定电压等量化关系进行近似方式计算，即导线截面与导线电阻率、线路长度、负荷有功功率成正比，与线路额定电压成反比。
综上所述，对35kV及以上架空线路，首先按经济电流密度选择导线截面，然后按允许截流量、电晕和机械强度进行校验。对于35kV以下的电力网一般按允许电压损耗率选择导线截面，按允许载流量和机械强度进行校验。应当指出，选择导线截面时应当考虑电力网络的发展，在计算中必须采用稳定的经常重复的最大负荷，特别当系统发展还不是很明确的情况下，应注意不要将导线截面定得太小。
试验截面 篇5
关键词：大截面矩形渡槽,施工期间,温度场分布特性,非线性
0前言
混凝土材料在重大结构工程中发挥着极其重要的作用, 而混凝土渡槽是发挥至关重要作用的典型水工结构。混凝土渡槽的开裂问题是现阶段国内外研究的热点, 针对渡槽混凝土温度、收缩等间接作用荷载引起开裂的问题, 其研究成果主要集中在渡槽运行期温度及温度应力方面, 对施工期渡槽裂缝产生与控制问题的研究则较少[1,2,3,4]。实际工程表明, 大型渡槽施工期拆模时已有不少裂缝出现[5], 本文采用试验方式研究施工期间混凝土渡槽温度场的分布规律, 进而为揭示其开裂机理奠定基础。
1 试验
1.1 试验目的
利用大型人工气候室模拟现实环境, 浇筑大型渡槽缩尺寸模型, 并在渡槽内部和内、外表面埋置混凝土温度传感器和混凝土变形传感器, 研究渡槽模型在施工期温度变化的规律及特性。
1.2 试验布置
本试验的模型尺寸如图1、图2所示 (单位:mm) 。它是根据矩形箱型渡槽现场原型的设计资料、综合考虑模型成型的可行性、测试结果的精确性、试验场地大小并兼顾试验设备能力等各方面因素确定的。
渡槽试验模型内部预埋的温度传感器总共159个。具体分布情况为:在中间部位断面3预埋75个, 其中左右侧墙各为6行5列累计60个, 底板为3行5列累计15个;而其余4个断面各预埋21个:其中包括左右侧墙3行3列共9个, 底板1行3列共3个。预埋温度传感器布置如图3~图5所示 (单位:mm) 。
渡槽试验模型表面预埋的温度传感器总共89个, 在断面3布置29个, 左右侧墙各12个, 底板5个。由于浇筑后底板底模不拆除使得布线困难, 因此, 在其余4个断面各布置15个:左右侧墙各6个, 底板上表面3个, 其位置与内部预埋的温度传感器一一对应, 表面温度传感器布置如图6~图8 (单位:mm) 所示。
1.3 试验内容
为模拟大型矩形渡槽在分层浇筑施工环境下内部水化作用的情况, 渡槽模型确定为两次浇筑, 第一次浇筑高度为500mm, 如图9所示, 第一次浇筑的底板上表面不设顶模, 底板底模后期不拆除, 浇筑间隔17d, 之后浇筑完成上部墙体结构, 自每次浇筑开始至28d养护期间, 对混凝土温度进行全程监测, 渡槽模型第一、二批浇筑混凝土配合比如表1和表2所示。
kg/m3
kg/m3
2 试验结果及分析
施工期大截面矩形渡槽底板、侧墙底部混凝土温度试验结果如图10~图13所示。
由图10可知, 第一批浇筑渡槽模型底板、侧墙底部混凝土温度变化大致经历4个阶段: (1) 降温阶段, 由于混凝土浇筑时正值夏季高温, 混凝土入仓温度高于人工气候试验室室温, 且混凝土在入模后前几个小时水化热较小, 因此, 在混凝土入模8h前处于降温阶段; (2) 升温阶段, 混凝土浇筑8h左右, 水化热明显增大, 混凝土产生的热量大于散失的热量, 混凝土温度迅速上升, 各部位在浇筑20h左右达到峰值; (3) 降温阶段, 各部位混凝土温度达到峰值后, 由于生热量小于散热量, 温度迅速下降, 约在3d后温度基本达到室温; (4) 稳定阶段, 3~5d后混凝土达到稳定温度并随室温波动, 从各典型点温度变化过程看, 各测点试验结果符合一般规律[6,7], 验证了试验结果的正确性和可靠性。
由图11可知, 不同断面测点温度变化过程基本相同, 仅断面1温度峰值相对较小, 其原因在于断面1位于试验室门口附近, 该处空气流通条件较好, 室温偏低。
由图12可知, 底板施工期由于底板底模不拆除, 而上表面未设模板, 且底板厚度较薄。因此, 底板内部温度梯度较小, 只是早期在上表面与空气接触浅层中存在较明显的温度梯度。
由图13可知, 底板横向方向浇筑早期底板温度分布非线性较为明显, 原因在于侧墙底部混凝土体积较大、水化热量较多。
施工期大截面矩形渡槽侧墙混凝土温度试验结果如图14~图15所示。
由图14可知, 侧墙混凝土早期温度随龄期变化规律同第一批浇筑底板混凝土相同, 都需经历降温、升温、降温、稳定四个阶段, 同时还可以看出, 测点273113和273143峰值温度较测点273123、273133低8.0℃左右, 原因在于测点273113距离顶部较近, 散热条件较好, 而测点273143靠近第一批、第二批浇筑界面, 热量向第一批“老混凝土”传递的结果, 各测点试验结果符合一般规律, 说明试验结果正确性和可靠性[8,9]。
由图15可知, 渡槽试验模型侧墙早期沿壁厚方向温度梯度不大, 原因在于侧墙厚度不大, 且木模板具有一定的保温作用。
此外, 由其它试验结果可知, 在侧墙高度方向, 第二批新浇筑混凝土早期温度梯度较大, 如1d时, 距离侧墙上表面0.28m范围内, 温度相差14.57℃;在新老混凝土交界面上下0.585m范围内, 温度相差16.3℃, 温度梯度达到27.86℃/m, 3d后温度梯度变得很小。
3 结论
(1) 所浇筑的渡槽模型底板、侧墙底部以及侧墙混凝土温度变化大致经历4个阶段, 即降温、升温、降温和稳定。
(2) 不同断面测点温度变化过程基本相同, 断面1温度峰值较小在于其断面位于试验室门口附近, 该位置空气流通条件较好, 室温偏低所致;底板内部温度梯度很小, 只在上表面与空气接触浅层早期存在一定的温度梯度。
(3) 底板横向方向浇筑早期底板温度分布非线性较为明显, 原因在于侧墙底部混凝土体积较大、水化热量较多。
(4) 渡槽试验模型侧墙早期沿壁厚方向温度梯度不大, 主要原因是侧墙厚度不大, 且木模板具有一定保温作用缘故。
参考文献
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试验截面 篇6
关键词：部分再生混凝土,T形截面,叠合梁,受弯性能
0 前言
随着人类社会城市化进程的不断推进,城市及其周边地区的建筑垃圾与日俱增[1],这不仅对自然界的生态环境构成了严重的威胁,而且也导致了正在急剧减少的天然建筑原材料的进一步匮乏[2]。人类的生态环境和资源利用的“可持续性发展”受到了严峻的挑战。
废弃混凝土的再生利用为这个难题的解决开辟了一条全新的思路,同时也对建筑垃圾的有效资源化应用提出了可能。目前,国内外对再生混凝土的研究更多的侧重于再生骨料的基本性能、级配优化及耐久性能等方面[3][4],对于再生混凝土构件性能的研究较少,尤其是对再生混凝土叠合构件受力性能及破坏机理的研究更是鲜有涉及。本文就此进行了部分再生混凝土T形截面叠合梁受弯性能的试验研究,为再生混凝土的研究及推广使用提供参考。
1 试验设计
1.1 混凝土的配合比
本试验中的再生粗骨料来自实验室中废弃的混凝土试验梁,其所用混凝土的龄期为2~3年,强度为35~45MPa。废弃的混凝土试验梁经人工及颚式破碎机破碎加工而成再生粗骨料,再生骨料及天然(碎石)骨料的粒径均为5~30mm,级配连续均匀,水泥采用鲁山牌42.5普通硅酸盐水泥,细骨料选用天然河砂,中砂。本次试验中的再生混凝土及普通混凝土的设计强度均为C30。具体试验混凝土配合比参见表1。
1.2 试验梁的设计
本试验中采用混凝土二次浇注的方式制作了5根T形截面叠合试验梁。所有试验梁腹板部分均采用普通混凝土浇注,24小时候后进行翼缘部分混凝土的浇注,其中1根使用与腹板相同的普通混凝土 ,其余4根分别采用再生骨料取代率为30%、50%、70%及100%的再生混凝土。
所有试验梁底部,纵向受力钢筋均为2根直径14mm的HRB335钢筋,配筋率ρ=0.91%;架立钢筋为2根直径为8mm的HPB235钢筋;箍筋采用HPB235钢筋,在纯弯段及剪弯段中分别为按 8@200及 8@100布置,如图1所示,试验梁所用材料的力学性能参见表2。
本试验中梁的加载方式采用三等分点加载,跨中纯弯段为800mm,具体的试验装置如图2所示
2 试验结果及分析
2.1 试验现象
试验过程中当外加荷载比较小时,荷载与挠度之间呈线性关系,钢筋和混凝土的测点应变值均比较小,此时受拉主筋的应变值与其附近同一水平处的受拉区混凝土几乎相同。随着荷载的进一步加大,腹板受拉区边缘混凝土达到极限抗拉强度,混凝土随之开裂,与此同时受拉钢筋的应变值突然增大,此时钢筋承担了原来混凝土承受的部分拉应力。此后荷载继续增加,试验梁的腹板裂缝不断向上开展并不断出现新的裂缝,翼缘下侧外边缘也开始出现细微的竖向裂缝,但开展速度要比腹板裂缝慢,梁的挠度增加较快。当受拉钢筋屈服后,随着试验梁挠度的快速增加,腹板与翼缘中裂缝的开展速度越来越块,宽度越来越大并且逐渐相互连接,同时混凝土受压区的塑性特征表现得越来越明显,此时试验梁的外加荷载增加却不多。最后翼缘顶部混凝土受压碎裂,试验梁达到极限破坏。
所有的试验梁在达到极限破坏后,翼缘与腹板的叠合面均保持了良好的完整性,反映出再生混凝土翼缘与普通混凝土腹板之间良好的叠合整体工作性能。
2.2 试验结果
通过试验测得的试验梁的开裂荷载Pcr、开裂弯矩Mcr、极限荷载Pu及极限弯矩Mu如表3所示,由表中试验数据可知,随再生骨料取代率的增加,再生混凝土试验梁的开裂荷载和极限承载力均比普通混凝土略有减小。
2.3 试验梁正截面应变分析
混凝土结构设计原理重要的基本条件之一就是正截面的平截面假定。因此,无论普通混凝土试验梁还是再生混凝土试验梁的理论分析计算过程中,混凝土正截面的平截面假定验证工作不可或缺。
由图4分析可得,无论再生骨料的取代率为多少,从试验开始加载至达到极限荷载,试验梁跨中正截面混凝土的正应变呈线性变化,这说明部分再生混凝土T形截面叠合试验梁在加载受弯过程中,混凝土梁正截面的平截面假定依然成立。
2.4 承载力计算
本试验中,试验梁极限承载力的计算公式采用现行《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010)中普通混凝土矩形截面梁正截面承载力计算公式,即:
undefined
其中:
fy— 为钢筋抗拉强度实测值;
As— 为受拉区钢筋截面面积;
h0— 为截面有效高度;
b— 为截面宽度(本试验中为试验梁翼缘宽度);
fc — 为混凝土轴心抗压强度实测值
上述公式中,混凝土轴心抗压强度通过混凝土立方体抗压强度的平均值换算得出,各试验梁极限承载力的计算值与实测值对比参见表4。
RCAB-0 RCAB-50 RCAB-100
由上表可见,各试验梁依据现行《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010)中的公式计算所得的极限承载力计算值与实测值之间具有较好的吻合性,并且实测值均大于计算值,说明采用现行《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010)用于计算部分再生混凝土T形截面叠合梁的极限抗弯承载力是适用的。
2.5 荷载-跨中挠度关系
通过考虑支座位移修正后所得到的试验梁荷载与跨中挠度的变化关系曲线图,可得,与天然骨料混凝土梁受弯试验相似,再生混凝土T形截面叠合梁的受力过程总体上也可分为三个阶段:开裂之前的弹性变形阶段、开裂之后到受力主筋开始产生屈服的阶段及受力主筋开始屈服到试验梁极限破坏的阶段。
RCAB-70
图5 描述了再生骨料取代率为0%和70%的试验梁荷载与跨中挠度变化的关系图形,发现再生混凝土T形截面叠合试验梁的挠度发展随荷载变化的规律与普通混凝土基本相似,但在相同试验加载下,试验梁开裂后,随再生骨料取代率的提高,再生混凝土试验梁荷载-跨中挠度曲线的斜率有所减小,反映出再生混凝土试验梁挠度增加的速度及幅度比普通混凝土有所提高。这主要是因为再生混凝土的弹性模量比天然骨料混凝土低,并随再生粗骨料取代率的增加而有所降低的原因所致。
3 结论
1) 无论再生骨料取代率的多少,部分再生混凝土T形截面叠合试验梁的受力变形过程和极限破坏形态与普通混凝土试验梁相似,即同样具有明显的弹性变形、开裂、塑性屈服、极限破坏四个典型的阶段特征。
2) 各试验梁跨中正截面混凝土的正应变与荷载之间呈正比例关系,说明平截面假设对部分再生混凝土T形截面叠合试验梁依然成立。
3)随再生骨料取代率的增加,各部分再生混凝土T形截面叠合试验梁受荷过程中裂缝生成及发展变化的规律基本相同。
4) 随再生骨料取代率的增加,各部分再生混凝土T形截面叠合试验梁实测的开裂荷载和极限承载力均略有减小;现行《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010)中相应的受弯构件承载力计算公式对于部分再生混凝土T形截面叠合试验梁依然适用。
5) 各试验梁的挠度随荷载变化的规律基本相似;随再生骨料取代率的增加,试验过程中梁挠度随荷载增加的速率及幅度有所增加,但极限挠度值变化不大。
参考文献
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试验截面 篇7
关键词：边界元； 变截面； 传递损失
中图分类号： TK 411+.6文献标志码： A
Abstract： The acoustic attenuation performance of tubes with varying crosssection chambers are studied in this paper based on boundary element method.The effect of structure parameters upon acoustic attenuation performance is analyzed.According to the calculation results，in the range of 850～1 000 Hz，the acoustic attenuation performance of the linear and circular models is better than that of the rectangular model.The effect of the maximum expansion crosssection position on the transmission loss is symmetrical about the center of the expansion chamber.When the maximum expansion crosssection position is located at the end of the chamber，the value of transmission loss has little change in the frequency above 1 100 Hz.These results can provide a reference for the design of mufflers.
Key words：boundary element method； varying crosssection chamber； transmission loss
管道消声器作为一种辅助的消声手段，既能允许气流通过又能有效地阻碍或削弱声能向外传播的能力，是控制噪声的有效工具[1-2].目前关于管道内部声学特性研究的理论方法主要包括解析法、基于平面波理论的传递矩阵法和数值方法.然而解析法只适合于具有规则形状的简单管道.传递矩阵法在低频时有效，当频率较高时，管道内部出现高次模式波，平面波理论就不能合理反映管道的真实消声特性.因此，数值方法是目前准确预测复杂三维管道声学特性的主要手段.如Selamet等[3]、蔡超等[4-5]和方忠甫等[6]采用有限元方法对轴对称消声管道和三维管道的消声特性进行了大量的研究，分析了膨胀室长度和扩张比对传递损失的影响.但采用有限元计算时，需对整个区域进行离散，且数据准备和存储量大.边界元法是在经典的边界积分方程基础上吸收了有限元离散化技术而发展起来的一种数值方法.它只需对问题的边界进行离散，使问题的维数降低一维，节省了数据准备工作的时间，且计算误差只来源于边界，区域内有关物理量是用解析公式计算的，从而提高了计算结果的精度.季振林等[7]采用该方法分析了抗性消声器的消声特性，并与一维理论、解析法和有限元方法对比，取得了很好的结果.
本文采用边界元方法研究了变截面管道对消声器消声特性的影响，分析了不同几何截面的扩张段和扩张段最大扩张截面的位置对管道消声特性的影响规律.
1管道声学问题的三维边界元法
1.1三维声场问题的边界积分方程
2计算结果及分析
本文重点考虑不同形式（矩形过渡模型、圆弧过渡模型、直线过渡模型）的扩张段对消声器性能的影响.图1为不同扩张段消声器轴截面图，其中：消声器总长L=0.4 m；扩张段起始位置L1=0.1 m；扩张段长度Lc=0.2 m；Ld为最大扩张处到起始扩张处的距离，Ld=0.1 m；进、出口段直径d均为0.04 m；扩张段直径D均为0.069 28 m.边界条件均为：进口振速vn=1 m·s-1；出口大气阻抗Z=ρc；管壁为绝对硬边界，vn=0.入射声波的起始频率为54.59 Hz，终止频率为2 954.59 Hz，步长为50 Hz.
图2为不同扩张段过渡形式对传递损失的影响，其中：横坐标f为声波频率.三种过渡形式
的消声特性有较大不同：频率低于1 000 Hz时，均出现最大传递损失，矩形模型的传递损失最
大，圆弧模型次之，出现最大传递损失的频率不同，特别是在850～1 000 Hz，圆弧和直线模型的传递损失大于矩形模型.频率大于1 000 Hz之后，圆弧和直线模型传递损失迅速衰减，圆弧模型在第二阶段（1 200～2 000 Hz）出现最大消声
频率，其对应传递损失比第一阶段下降了2.7 dB；而直线模型的传递损失几乎接近0，可见，对于圆弧和直线模型，在高于1 000 Hz的中高频区，降噪效果不明显，声音几乎可完全透过扩张段.
弧模型的等效扩张比大于直线模型的等效扩张比[7]，且两者都比矩形模型的要小.
为了研究最大扩张截面位置对传递损失的影响，选择了5个位置点（Ld/Lc=0、1/4、1/2、3/4、1）.不同位置的最大扩张截面的计算模型如图3所示.
图中模型A、B、C、D、E等5组模型的扩张段
位置及终止位置均相同，且最大扩张比m均为3.模型A与E、B与D几何上关于扩张段中心是对称的.
图4（a）、（b）为模型A、E和B、D的传递损失随频率的变化.结果表明，模型A、E，模型B、D的传递损失随频率的变化趋势相同，而模型A与E、B与D几何上非常相似，即最大扩张截面关于扩张段中心是对称的.因此，采用直线过渡方式的扩张式消声器，在最大扩张比相同的情况下，如果最大扩张截面关于扩张段中心是对称的，则具有相同的消声特性.这为以后研究相似问题节省了工作量，只需考虑最大扩张段位置在扩张段的前半段（或后半段）即可.
图5为A、B、C三种模型的传递损失对比图.在第一阶段（0～1 100 Hz），模型A的传递损失最小；频率大于1 100 Hz后，传递损失明显大于模型B和C，而且，模型A的传递损失曲线的频率选择性不强；随着频率的增加，其传递损失波动不大，且一直都大于1 dB.A、B、C三组模型第一阶段最大消声频率及对应的传递损失如表2所示.模型B与C的第一阶段最大消声频率相同.无论最大扩张截面位置在扩张段何处，第一阶段最大消声频率对应的传
递损失应介于模型A与C的最大传递损失之间，即2.232～2.729 dB.换言之，最大扩张截面位置越靠近扩张段中心，第一阶段最大消声频率对应的传递损失就越大.由于计算模型扩张度的原因，导致最大传递损失与最小传递损失之间差值仅0.5 dB.
3结论
本文利用三维边界元计算程序对工程中的变截面管进行模拟计算.结果表明：
（1） 与扩张段轴截面为矩形的突变消声器相比，扩张段截面为直线和圆弧的渐变式消声器的最大传递损失较小，但在850～1 000 Hz范围内，传递损失大于矩形模型；大于1 000 Hz后，直线和圆弧模型传递损失会随着入射声波频率增大而迅速衰减.所以，对于渐变截面管，扩张段突然变化的趋势越明显，相应的传递损失会越大，而且，渐变截面管对于中高频的消声性能不佳.
（2） 最大扩张截面位置对传递损失的影响是关于扩张段中心相对称的，并且越远离扩张段中心时，第一阶段最大消声频率下的传递损失越小.当最大扩张截面远离扩张段中心截面时，传递损失曲线的频率选择性不强，随着频率的增加，传递损失的值波动不大.
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