渡槽三维有限元分析

渡槽三维有限元分析（精选3篇）

渡槽三维有限元分析 篇1

摘要：本文主要是采用三维有限元技术, 建立了大流量预应力矩形渡槽有限元模型, 考虑结构自重、预应力、风载、水载对渡槽的影响, 按水工混凝土结构设计规范 (SL 191-2008) 要求, 对南水北调中线工程的沙河渡槽在合理工况组合下的施工期进行了仿真计算, 得出控制点在各外载作用下的应力及变形结果, 为预应力矩形渡槽施工期的设计提供一定的理论依据。

关键词：沙河渡槽,预应力,施工期,仿真计算

南水北调中线沙河渡槽全长7 590m, 它由4部分组成, 分别是沙河板梁式渡槽、第一段旱渡槽、大郎河板梁式渡槽和第二段旱渡槽。其中, 板梁式渡槽为双线四槽, 即并列双墩或双承台, 旱渡槽为箱基双渡槽输水[1]。沙河梁式渡槽长1 500m, 跨大郎河梁式渡槽长300m, 箱基旱渡槽长5 605m, 鲁山坡流槽长1 410m。下面将对南水北调中线工程的沙河渡槽在施工期进行有限元分析。

1 渡槽结构模型

1.1 基本计算参数

矩形渡槽槽身, 设计水深6.38m。满槽水深7.3m, 每一段槽身长45m。每跨均匀布置15根横截面为0.3×0.3m的拉杆, 对应的底部布置底肋, 底肋的高度距下底板1.0m。从距端部3m的断面处开始线形加厚, 渐变加厚长度为2m, 到距端部1m的断面处加厚至2倍壁厚, 但加厚不能超过0.8m (端部支座或端肋沿水流向的长度为1m) 。材料参数如表1。

1.2 模型的单元选取

沙河渡槽的槽身用三维等参块体单元模拟[2], 预应力钢筋、拉杆和支座都用杆单元模拟, 锚具垫板用壳单元模拟。模型完成后, 就可以对沙河渡槽施工期进行受力分析了。

1.3 预应力钢筋模拟

用弹性杆单元来模拟渡槽纵向、横向及竖向的预应力钢绞线, 预应力用初始应变法来施加, 也就是说对弹性杆单元施加初始压应变。这种弹性杆单元是杆轴方向的拉压单元, 属于三维杆单元, 每个结点具有3个自由度。不仅如此, 该单元还具有塑性、蠕变、膨胀、应力硬化、大变形、大应变等功能[3]。在计算模型中, 模拟预应力钢绞线的杆单元与模拟槽身混凝土的块单元共用结点, 以保证单元结点位移协调。

1.4 计算工况及控制点

分析选取各工况L/2跨, L/4跨处控制点三向位移为分析对象, 对相应控制点在不同工况下进行了比较分析。其中对工况又做了细分, 如下:

工况1:自重

工况2:自重+0.1×纵向预应力

工况3:自重+1×纵向预应力+1×环向预应力

工况4:自重+1×纵向预应力+1×环向预应力+设计水深+风载

控制点选取如图1所示:左侧槽体

2 计算结果分析

各工况L/2跨, L/4跨处控制点A、B、C、D、E处的应力值的变化情况如表2所示。由表可知, 1/2跨和1/4跨截面, 各控制点应力变化趋势相似。A、B、C、D各控制点应力变化平缓, 随着预应力的施加压应力不断增大, 符合分析形势;各控制点应力值在各个工况中均在安全范围内, 拉压应力都较小, 满足规范要求;最大压应力-17.979MPa, 小于C50混凝土抗压强度。控制点E在工况4之前的几种工况下变化平缓, 随着预应力的施加压应力不断增大, 最大仅为-7.07MPa, 远小于混凝土抗压能力。在工况4中由于水压力作用, 控制点E压应力减小, 但仍受压应力作用, 因此该渡槽还有一定的过水能力, 可以加大水深, 以更大发挥其作用。

注:括号中数值为节点号。

3 结语

由此可见, 沙河渡槽采用预应力矩形槽方案是合理的, 符合工程要求。在渡槽施工期的各种工况下, 渡槽内表面基本上都为压应力, 结构安全可靠[4]。但仍存在问题: (1) 预应力钢筋的模拟方法很多, 应采取不同方法对比分析结果; (2) 施工期安全并不意味着渡槽永久安全, 实际运行过程中渡槽受力情况更加复杂, 许多因素难以预测, 因此渡槽只进行施工期计算不能满足其需要, 还应该对渡槽进行追踪动态分析。

参考文献

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渡槽三维有限元分析 篇2

某特大桥桩基础承台尺寸为10.4 m×7.6 m,水深11.78 m,采用钢围堰排水浇筑施工.为了较准确了解初定钢围堰结构的内力和变形情况,确保工程施工安全,对该钢围堰用ANSYS软件进行了三维有限元静力分析和模拟.分析结果指出,该围堰结构局部杆件需要加强,而有些杆件还可进一步优化,以节约成本.从而说明对于这类复杂工程,进行施工全过程三维有限元分析和模拟是完全必要的..

作 者：杨学峰 Yang Xuefeng  作者单位：中铁二十二局集团第一工程有限公司,北京,100040 刊 名：国防交通工程与技术 英文刊名：TRAFFIC ENGINEERING AND TECHNOLOGY FOR NATIONAL DEFENCE 年，卷(期)：2010 8(3) 分类号：U443.162 关键词：深水基础   双壁钢围堰   三维有限元分析  

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渡槽拟动力试验仿真分析 篇3

（湖南大学建筑安全与节能教育部重点实验室，湖南 长沙 410082）

引 言

中国水资源分布不均匀问题已经越来越成为制约经济发展的一个重要因素，跨流域调水工程已成为对中国国民经济发展有重要影响的基础工程，多个大型渡槽在中国南水北调工程中已经开始兴建。渡槽结构由于其顶部存在槽体与水体的流－固耦合作用，下部又存在桩－土相互作用，使得渡槽结构的地震响应十分复杂，中国许多学者致力于该问题的研究［1～4］。本文在采用 Housner方法进行流－固耦合分析，并考虑土－桩相互作用，建立了渡槽结构三维有限元计算模型。以渡槽结构拟动力试验结果为依据，对拟动力试验模型进行了有限元仿真计算，验证了本文所给出的计算模型的合理性。

1 渡槽拟动力模型试验简介

结构拟动力实验方法在1969年由日本学者M Hakuno等人提出，该试验方法通过计算机与加载作动器联机求解结构动力方程的方法，模拟地震作用对结构的作用。这种实验方法可以进行大型结构的地震模拟实验，同时解决了理论分析计算中恢复力模型参数难以确定的困难。这种方法的关键是结构的恢复力可直接从试件上测得，无需对结构的恢复力作任何理论上的假设。本次拟动力试验采用多自由度拟动力试验方法，可同时考虑流－固耦合和桩土相互作用对渡槽结构地震响应的影响，流－固耦合作用在拟动力程序中通过应用计算子结构技术得以实现。

1．1 模型设计

为了解地震作用下土－桩－渡槽－水体结构体系动力相互作用的特性，在湖南大学结构试验室中进行了本次渡槽结构拟动力模型试验研究。主要是通过原理性的拟动力试验，对土－桩－渡槽上部结构地震动力响应特性进行了试验研究。拟动力试验模型的各个参数基本符合实际渡槽的情况，具有一定的代表性，试验模型由槽体质量块、抗震支座、槽墩、承台及打入土中的钢管桩组成。试验模型各部分尺寸详见试验模型的立面及平剖面布置图，如图1，2所示。

图1 试验模型构件立面图（单位：mm）Fig．1 Elevation views of components of test model（Unit：mm）

图2 试验模型构件平剖面图（单位：mm）Fig．2 Cross section views of components of test model（Unit：mm）

槽体质量、槽墩及承台混凝土强度等级均为C30混凝土。在槽体质量块和下部槽墩间布置4个抗震盆式支座，支座为边长为200mm的正方形支座，支座高度为85mm，支座参数由支座性能试验确定。钢管桩外径159mm，壁厚6mm。在试验模型的钢管桩上分别布置了应变片、土压力计和倾角仪，并在槽墩混凝土内部钢筋及槽墩混凝土表面上的相应位置贴设了应变片。试验土槽纵向长度为30m，横向尺寸为6m，深为6m，土槽侧向边界布置了塑料泡沫层，塑料泡沫层厚度为2cm，弹性模量约为70MPa，密度为940kg／m3。桩入土深度为3m，槽中土体为砂土，土体含水率为5．06%，土体密度为1 982．83kg／m3。试验模型加载现场及其在土槽中的布置如图3，4所示。

1．2 试验加载制度

本次拟动力试验的计算模型如图5所示。图中m1表示墩身及承台的集中质量之和；有水工况试验时，m2表示槽体质量和水的等效脉动质量之和，做无水工况试验时，m2表示槽体质量；k1和k2分别表示桩－土的综合刚度及支座刚度，k1和k2是通过刚度试验得到的实测值；m3和k3分别表示对流压力等效质量和等效刚度，根据Houser模型计算得到。具体各试验计算模型参数取值如表1所示，表中阻尼比为土－桩－渡槽结构系统的综合阻尼比。

图3 试验模型及试验加载现场Fig．3 Test model and testing field

图4 试验模型在土槽中的布置（单位：mm）Fig．4 Arrangement of test model in the soil bin（Unit：mm）

图5 试验计算模型Fig．5 Computing models for test

表1 试验计算模型输入参数Tab．1 Input parameters of computing models for test

有水工况渡槽拟动力试验模型的整体结构动力方程可写成

式中：

试验流程如下：

5）根据式（5）和式（6）计算出校正的位移ui＋1和速度˙ui＋1

6）重复1～5步直至试验结束。

根据实测的场地剪切波速，本次试验采用了3条地震波，分别为EL－Centro（S－N）波、CPM－CAPE MENDOCINO－90波和EMC－FAIRVIEW AVE－90波，地 面 峰 值 加 速 度 分 别 为 341．7，101．94，232．64cm／s2，属于Ⅱ－Ⅲ类场地，原始地震波如图6～8所示。拟动力试验的输入地震波的地面峰值加速度分别为100，200，300，400gal。地震波分500步输入，时间间隔取0．02s。本次拟动力试验的试验工况共计36个工况，其中横槽向有水、横槽向无水和顺槽向无水试验工况均为12个。

图6 EL－Centro（S－N）波Fig．6 EL－Centro（S－N）wave

图7 CPM－CAPE MENDOCINO－90波Fig．7 CPM－CAPE MENDOCINO－90wave

图8 EMC－FAIRVIEW AVE－90波Fig．8 EMC－FAIRVIEW AVE－90wave

2 渡槽拟动力试验模型有限元建模

有限元数值模拟方法，非常适用于模拟复杂结构的地基－结构动力相互作用的抗震问题。本文利用ANSYS有限元软件，以拟动力试验结果为依据和验证条件，建立了土－桩－渡槽－水体体系水平地震响应有限元分析模型。

目前，Houser弹簧－质量简化分析模型被广泛应用于渡槽槽内水体与槽体的动力相互作用的模拟［5］，其适用性问题已经有了一些研究成果［6］。有水工况有限元建模时，两槽内水体取单跨长度4m，设计水深0．63m，单槽宽度0．68m，按 Houser简化模型分别计算其等效脉动质量、一阶和三阶对流压力等效质量和等效弹簧刚度，通过质量单元和弹簧单元施加于槽体有限元模型上。

目前，对于桩－土动力相互作用的有限元模拟方法主要有：桩土多质点系简化分析模型、薄层单元法模型和土－桩整体有限元分析模型［7～13］。本文有限元建模时，采用了土－桩整体有限元建模的方法来模拟桩土相互作用，土体和桩分别采用实体单元和梁单元进行模拟，根据土工试验所得的土层密度和剪切波速，计算得到土层的最大剪切模量Gmax＝20 MPa，参照《工程场地地震安全性评价工作规范》（DB 001－94）中给出的砂土剪切模量、阻尼比与剪应变关系，采用等效线性化的方法分别对7度ELCENTRO波、CPM－CAPEMENDOCINO－90波和EMC－FAIRVIEW AVE－90波以及8度 CPMCAPEMENDOCINO－90波作用下的自由场地地震响应进行了计算［14～16］，以计算得到的等效剪切模量、等效阻尼比等参数作为有限元模型中土体的参数取值依据。

同时，拟动力试验的试验土槽纵向长度为30m，横向尺寸为6m。由于土槽横向尺寸较小，大致仅为3倍试验模型承台横向尺寸，为了减小边界反射的影响，在试验土槽侧壁布置了泡沫塑料层。本文有限元建模时在对边界进行模拟时，采用两种方法进行模拟：一种是直接采用实体单元对泡沫塑料层进行模拟；另一种是采用黏－弹性人工边界［17，18］，人工边界的法向及切向弹簧刚度及阻尼系数根据自由场分析得到的土体等效线性化参数由文献［18］中公式计算得到，由于土体横向取值范围会影响黏－弹性人工边界的模拟精度，故在建模时又分别按实际试验土槽横向尺寸和按10倍的承台横向尺寸建模。

基于上述方法，本文建立了槽体内部有水和无水工况下模拟渡槽拟动力试验的土－桩－渡槽有限元分析模型，如图9～11所示。计算模型一中，土体侧向边界采用实体单元模拟塑料泡沫。模型二和模型三中，侧向边界采用人工边界模拟，模型二横向土体范围取实际试验土槽的横向尺寸，模型三中横向土体范围按10倍承台的横向尺寸取值。3种有限元计算模型中土体纵向尺寸均取十倍的承台纵向尺寸，土层深度均取为6m。

计算模型一的地震波输入采用等效地震力进行输入，按调幅后的地震波加速度时程分别乘以试验模型相应部分的质量换算得到，其中上部槽体质量块等效地震力在有水工况时按槽体质量块质量和水体脉动质量及对流压力等效质量之和计算得到，而无水工况时按槽体质量块质量计算得到；墩台等效地震力按墩台质量进行计算，不考虑管桩质量；加力部位分别为槽体质量块的左右边墙及中墙中部及墩身中部。

计算模型二和模型三地震动输入采用将输入地震波动转化为作用于人工边界上的等效荷载方法来实现波动输入［19］。

图9 有限元计算模型一Fig．9 Finite element model one

图10 有限元计算模型二Fig．10 Finite element model two

图11 有限元计算模型三Fig．11 Finite element model three

根据上述建立的有限元模型分别对7度ELCENTRO波、CPM－CAPEMENDOCINO－90波和EMC－FAIRVIEW AVE－90波以及8度 CPMCAPEMENDOCINO－90波作用下的渡槽试验模型地震动力响应进行了分析，并与拟动力试验结果进行了比较。

3 有限元计算与拟动力试验结果比较

3．1 试验模型动力特性比较

通过对拟动力试验墩身中部位移结果的功率谱分析可知，有水工况时横槽向基频在0．9～1．0Hz左右；无水工况时横槽向基频在1．5～1．8Hz左右、顺槽向基频在1．0～1．2Hz左右。

本文建立的有限元计算模型一分析得到的结构有水工况横槽向基频为0．987Hz、无水工况横槽向基频为1．597Hz、顺槽向基频为1．024Hz；有限元计算模型二分析得到的结构有水工况横槽向基频为0．978Hz、无水工况横槽向基频为1．579Hz、顺槽向基频为1．017Hz；有限元计算模型三的结构有水工况横槽向基频为0．973Hz、无水工况横槽向基频为1．568Hz、顺槽向基频为1．015Hz。与试验结果的功率谱分析结果基本一致。

3．2 试验模型动力响应比较

试验模型墩身中部最大位移试验结果与有限元计算结果比较见表2～4。另外，选取了墩身下部与承台交接处测点的最大动应力试验结果与有限元计算结果进行了比较，比较结果见表5～7。

表2 横槽向无水工况墩身中部最大横向位移比较（单位：mm）Tab．2 The comparison of the maximum transverse displacement of waterless condition（Unit：mm）

表3 横槽向有水工况墩身中部最大横向位移比较（单位：mm）Tab．3 The comparison of the maximum transverse displacement of watery condition（Unit：mm）

表4 顺槽向无水工况墩身中部最大纵向位移比较（单位：mm）Tab．4 The comparison of the maximum longitudinal displacement of waterless condition（Unit：mm）

表5 横槽向无水工况墩身底部最大横向应力SX比较（单位：MPa）Tab．5 The comparison of the maximum transverse stress of waterless condition（Unit：MPa）

表6 横槽向有水工况墩身底部最大横向应力SX比较（单位：MPa）Tab．6 The comparison of the maximum transverse stress of watery condition（Unit：MPa）

表7 顺槽向无水工况墩身底部最大竖向应力SY比较（单位：MPa）Tab．7 The comparison of the maximum vertical stress of waterless condition（Unit：MPa）

从以上比较可知：有限元模型一和模型二计算得到的墩身中部位置最大位移响应、墩身底部与承台交接处最大动应力响应均与渡槽模型拟动力试验结果基本相符，ELCENTRO波作用下差别略大。可见，本文所建立的计算模型能较好地反映和近似估算渡槽结构在地震作用下的响应。同时，计算模型一和计算模型二的地震波动输入方法及边界模拟方式的不同，使得两者计算值有所差别，但对拟动力试验结果均能较好吻合，在缺乏试验条件情况下，建议可采用有限元计算模型二及相应地震动输入方法来近似估算渡槽结构地震响应。另外，由计算模型二和模型三计算值比较可知，计算域土体的横向尺寸取值对黏－弹性人工边界模拟效果有一定影响。

从试验结果和有限元计算可以发现，水体对渡槽结构地震响应有一定影响，在EL－Centro波和EMC－FAIRVIEW AVE－90波输入时，有水工况时结构的响应较无水工况有明显减小，CPMCAPEMENDOCINO－90波输入时，两者差别不明显。分析其原因，EL－Centro波和 EMC－FAIRVIEW AVE－90波输入，有水工况时，结构基频降低，较无水工况与地震波能量主频段偏离更远，故其响应较无水工况有不同程度的减小。CPM－CAPEMENDOCINO－90波输入时，有水工况和无水工况结构基频偏离地震波能量主频较大，使得两者差别不明显，且该地震波输入时，渡槽结构响应峰值明显小于另外两条地震波输入时的响应峰值。

4 结 论

通过有限元数值分析及其与渡槽拟动力试验结果比较，可以得到以下几点结论：

1）通过与渡槽结构模型拟动力试验结果比较，本文所建立的土－桩－渡槽－水体的渡槽结构抗震有限元分析模型能较好地近似计算渡槽结构在地震作用下的响应。

2）在缺乏试验条件时，建议可采用等效线性化方法考虑土体的非线性特性，通过土－桩整体有限元模型建模，设置人工边界来消除边界反射及进行相应地震动输入来近似估算土－桩－渡槽结构的地震响应。

3）拟动力试验和有限元计算结果表明，水体对渡槽结构地震响应有一定影响，有水工况时，结构的基频降低，可能较无水工况与地震波能量主频段偏离更远，起到一定的减震作用。

4）从本文的分析结果可以看出，采用等效线性化方法考虑土体的非线性特性，能够近似地对土－桩－结构地震响应峰值响应给以近似评估，但如果要对结构响应更为准确的模拟时，需要考虑采用桩周土体及自由场地土层真实的非线性参数进行计算，并需要对桩土接触问题进行合理的模拟，有待进一步的研究。

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