承载性能（共8篇）
承载性能 篇1
摘要：结合预制桩水平静载试验结果, 确定水平承载力特征值和地基土水平抗力系数的比例系数m值, 研究预制桩的水平承载性能。
关键词：水平静载试验,水平承载力特征值,m值
1 前言
本文通过预制钢筋混凝土方桩和预应力高强混凝土管桩 (简称PHC管桩) 的水平静载试验, 求得该地区的地基土水平抗力系数的比例系数, 分析研究预制桩的水平承载性能特性。单桩水平静载试验按《建筑基桩检测技术规范》 (JGJ106-2003) 进行, 试验加荷方式采用单向多循环加载法。
2 m法计算简介
m法在实际工程中应用最多, 该法将桩作为竖放在弹性地基上的梁按文克尔 (E.Winkler) 假设进行求解, 水平承载桩的挠曲微分方程:
undefined (1)
p (x, y) =mxiyn (2)
式中符号意义见相关规范, 以下同。
当桩顶自由且水平力作用位置位于地面处时, m值可按下列公式确定:
undefined (3)
undefined (4)
3 试验结果
3.1 试桩参数
以下工程中:PHC管桩为PHC-500-125-AB型, 预制方桩为450*450mm, 配筋率均大于0.65%。
3.2 试验工程 (一)
3.2.1 地质概况
试桩工程位于福建省泉州市惠安县, 试桩场地上部土层情况自上而下为 (上部土层经过强夯处理, 设计有效加固深度6米) :
1) 素填土:层厚2.2～3.9m, 分布较均匀;
2) 粉质粘土:厚度0.4～2.4m;
3) 中砂:层厚0.7～3.9m, 属中等压缩性土, 力学强度一般, 工程性能一般;
4) 淤泥质土:层厚0.4～2m, 流塑～软塑状态, 工程性能差。… …
经强夯处理过的素填土和粉质粘土可归为硬塑状粘土、密实填土, 该地区典型地质剖面图见图1。
3.2.2 试验结果
工程 (一) 9根PHC管桩桩长约20m～30m;试验结果如表1所示。8根预制方桩桩长约20m～30m;试验结果如表2所示。H-t- Y0曲线图分别见图2至图19, 限于篇幅, 不列H-ΔY0/ΔH图。
3.3 试验工程 (二)
3.3.1 地质概况
试桩工程位于福建省厦门市杏林湾, 试桩场地上部土层情况自上而下为:
1) 淤泥:流塑～软塑, 饱和, 成分主要由粘、粉粒组成, 干强度中等, 韧性中等。该层分布于整个场地。层厚9.9～19.40m, 该层局部相变为淤泥质土或淤泥混砂, 属高压缩性、低强度软土, 工程性能差。
2) 细中砂:饱和, 稍密～中密, 层厚1.40～10.70m。
3) 残积砂质粘性土:可塑～硬塑, 饱和, 揭露厚度1.20～8.10m。… …
该地区典型地质剖面图见图19。
3.3.2 试验结果
工程 (二) 9根预制方桩桩长23.20～29.30m;试验结果如表3所示。H-t-Y0曲线分别见图20至图28。
3.4 试验工程 (三)
3.4.1 地质概况
试桩工程位于福建省厦门市海沧区, 试桩场地上部土层情况自上而下为:
1) 淤泥:黑灰色, 流塑, 饱和, 干强度中等, 韧性中等。层厚1.20～21.30m, 具天然含水量高、孔隙比大、强度低的特性, 属高压缩性、低强度软土, 工程性能差。
2) 粘土:灰色、灰白、灰黄色, 可塑～硬塑, 以可塑为主, 湿, 层厚0.70～9.70m。
3) 淤泥质土:黑灰色, 流塑为主, 饱和, 层厚1.20～15.5m。
… …
该地区典型地质剖面图见图29。
3.4.2 试桩参数及试验结果
工程 (三) 4根预制方桩桩长23.28～29.82m;试验结果如表4所示。H-t-Y0曲线图分别见图30至图33。
4 水平承载性能分析
《建筑桩基技术规范》 (JGJ94-2008) 中:对于钢筋混凝土预制桩、钢桩、桩身正截面配筋率不小于0.65%的灌注桩, 可根据静载试验结果取地面处水平位移为10mm (对于水平位移敏感的建筑物取水平位移6mm) 对应的荷载的75%为单桩水平承载力特征值。《建筑基桩检测技术规范》 (JGJ106—2003) 规定可按设计要求的水平允许位移对应的水平荷载作为单桩水平承载力特征值。
《建筑桩基技术规范》 (JGJ94-2008) 式 (5.7.2-2) :当桩的水平承载力由水平位移控制, 且缺少单桩水平静载试验资料时, 可按下式估算预制桩、钢桩、桩身配筋率不小于0.65%的灌注桩单桩水平承载力特征值:
undefined (5)
水平静载试验结果与分析如表6。按 (JGJ106—2003) 中的方法统计。工程 (一) 中同一地质场地条件下, 对于PHC管桩: Y0=10mm对应的荷载的统计值为145kN, 水平临界荷载统计值为134 kN:对于预制方桩: Y0=10mm对应的荷载的统计值为127kN, 水平临界荷载统计值为130 kN。工程 (二) 中同一地质场地中, 对于PHC管桩: Y0=10mm对应的荷载的统计值为51kN, 水平临界荷载统计值为50 kN, 对于预制方桩: Y0=10mm对应的荷载的统计值为66kN, 水平临界荷载统计值为64kN。工程 (三) 中同一地质场地中, 对于预制方桩: Y0=10mm对应的荷载的统计值为66kN, 水平临界荷载统计值为64kN。上述三个工程的试验结果表明:Y0=10mm对应的荷载的统计值和按水平临界荷载的统计值两者值很接近;工程一的水平临界荷载明显比工程二、三高。
试验结果分析:预制桩的水平承载性能受桩周土特别是浅部土层的性状影响很大, 水平承载力与桩周土水平抗力系数成正相关关系, 水平抗力系数的比例系数的及相应的水平位移见表5和表6。试验结果与桩基规范推荐基本吻合。
备注:1、估算特征值对应的m值按规范推荐值取;2、统计值按 (JGJ106—2003) 计算。
5 结论
(1) 试验结果表明:预制桩的水平承载性能受桩周土特别是浅部土层的性状影响很大, 桩周土的水平抗力系数的比例系数越大, 水平承载力越大。
(2) 预制桩的单桩水平承载力特征值可取水平临界荷载, 也可取桩顶水平位移为10mm对应的荷载。两者值很接近, 当对位移敏感时可取桩顶水平位移为6mm对应的荷载。
(3) 建筑桩基技术规范 (JGJ94-2008) 推荐的m值和水平承载力特征值估算公式是安全的。
(4) 由静载试验数据计算的水平抗力系数的比例系数的及相应的水平位移见表7。
参考文献
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[2]中国建筑科学研究院, 等.JGJ94-2008建筑桩基技术规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2008.
承载性能 篇2
摘要：以山东邹城国际会展中心实际工程为研究背景，结构为多层框架，柱采用圆钢管或矩形钢管，梁采用钢桁架或H型钢.大跨度部分二层楼面钢桁架上下弦杆及腹杆均采用H型钢，与圆钢管柱采用销轴节点连接，为较理想的铰接.因楼面荷载大，现行规范没有销轴节点的设计方法，有必要进行试验研究.通过4组试验及有限元分析，表明销轴节点具有良好的传力性能和转动能力，承载性能满足设计要求，其设计方法可供类似工程参考.
关键词：销轴节点；试验研究；破坏机理；承载性能
中图分类号：TU391文献标识码：A
Abstract：This paper took the project of Shandong Zoucheng International Convention Centre， a multistory frame structure， as the research background. In this project， circular steel tubes and rectangular steel tubes were chosen for sections of columns， and steel truss and Hsection steel were used for sections of beams. For instance， at the second floor， sections of the upper and underside chord members of largespan steel truss were made from Hsection steel and were connected to circular steel tubes with pin joint. It could be treated as a relatively ideal hinge connection.There is heavy load on floor， and the current structural code does not include the design method of pin joint， therefore， it is necessary to conduct experimental analysis. Through four groups of experiments and finite element analysis， the result has indicated that the pin joint is equipped with good force transmission ability and rotation capacity， and it satisfies the design requirement of bearing capacity. The design method of pin joint in this paper can be used as a reference for similar projects.
Key words：pinned joints； experimental analysis； failure mechanism； bearing strength
销轴连接最早应用于起重机金属结构中两个构件间的连接，以满足构件之间相对运动的需要和现场安装.例如门座起重机组合臂架各构件之间的连接，岸边集装箱装卸桥的拉杆、小门架、桥架、门框结构和斜撑杆等各构件之间的连接都广泛采用销轴连接.
近年来，销轴节点在现代钢结构工程中得到了越来越多的推广和应用[1].这种节点形式具有受力明确的特点，同时在建筑中又比较美观，因此在当代钢结构体系的公共建筑中经常采用.为了体现建筑的结构受力美，其受拉或受压杆件的铰接节点连接经常采用销轴连接，尤其是在柱脚和支撑当中应用较多.浦东国际机场T2航站楼Y形柱顶与钢屋架梁的连接要求柱顶在沿屋架跨度方向和垂直于跨度方向都有一定的转动能力，并能够有效传递轴力和剪力，是一种理想的万向铰接节点[2-3].佛山岭南明珠体育馆穹顶钢结构由广东省建筑设计研究院负责设计，该结构水平环桁架与立柱的连接采用销轴节点[4].并且国内已有学者[5-6]对销轴节点的受力性能进行过试验研究，国外学者[7-9]也对销轴节点的承载性能进行过理论研究.但是我国钢结构设计规范（GB50017-2003）还没有涉及该类连接节点的设计公式，设计人员通常是借鉴其他的行业规范或者国外的设计标准，常造成设计的节点存在一定的浪费或不安全因素，因此对钢结构建筑中销轴节点进行研究有较重要的意义.
本文以山东邹城国际会展中心钢结构科研课题为背景，根据设计要求和有限元分析结果，对工程中采用的楼面桁架销轴节点进行了4组试验，通过观察节点区域的荷载变形发展规律，找出节点的薄弱部位和节点破坏形式，以考察销轴节点的承载性能和转动性能，并提出节点构造改进措施.
1试验背景
山东邹城国际会展中心项目（图1）总占地面积156亩，投资1.5亿元，建筑面积5.3 万m2，地上2层，整体建筑采用现代主流派风格，简约大气、唯美实用，功能齐全，布局合理，预计2015年6月份建成投入使用，将成为又一新的地标性建筑和对外合作交流的重要窗口.国际会展中心建筑高度为39 m，平面尺寸264 m×78 m，由主体钢结构工程和玻璃幕墙两部分组成.主体钢结构基本为框架结构，楼面连接采用钢柱与钢桁架间的销轴节点，销轴材料为40Cr，其余板件钢材型号为Q345B.钢桁架上下弦杆均采用H型钢截面，构件通过特定构造形式的节点域与销轴节点的耳板过渡连接，截面尺寸根据节点所在位置受力不同而存在差异，由于其节点域构造复杂、焊缝交错，节点受力性能很不明确，无法用常规方法确定其承载力.
2试验方案
2.1试件设计
根据会展中心主体钢结构整体分析计算结果，截取桁架与钢柱连接的销轴节点进行试验研究.根据节点在最不利荷载组合下的轴力设计值，上弦轴力N=1 575 kN，下弦轴力N=1 015 kN，腹杆轴力N=1 000 kN，在尽可能模拟销轴节点在桁架中实际受力状态的前提下，结合清华大学土木工程安全与耐久教育部重点实验室的试验条件，对销轴节点进行1∶2缩尺模型试验.缩尺模型以控制节点区域上下弦杆和腹杆轴力比值与实际结构相同为基准，模拟销轴节点的受力性能.
根据实际结构的受力状况，设计了4个节点模型试件，试件1（图3）研究销轴节点的受拉性能；试件2（图4）研究销轴节点的受压性能；试件3与试件4相同，如图5所示，试件3研究桁架节点域的静力加载性能，试件4研究桁架节点域的循环加载性能.
试件3、试件4构件截面尺寸见表1.
2.2加载装置
试验利用实验室现有的加载反力架，应变、位移采集系统和液压千斤顶进行试件加载.
2.2.1试件1加载装置
试件1加载示意图如图6所示.刚性底座采用地脚锚栓和丝杠压紧，避免翘起和侧移.通过连梁将两个底座连接起来，形成一个自平衡体系，抵抗液压千斤顶产生的拉力.同时设计加工了两个能够承受5 000 kN拉压力的三角反力架，其中一个与2.4 m底座顶板焊接固定，另外一个与4 m底座通过螺栓连接.为防止液压千斤顶缸体受弯，设计加工了一个能够承受5 000 kN拉压力的铰支座以保证千斤顶始终承受轴力.
2.2.2试件2加载装置
试验前通过有限元分析软件对试件2的承载性能进行预估，预计将在荷载达到6 500 kN时发生破坏，因而试件1加载所用的5 000 kN千斤顶无法满足加载要求，故采用了20 000 kN重型结构多功能空间加载装置（图7）进行结构加载.试件2一端与底座进行锚栓固定，另一端通过压力千斤顶进行加载，加载装置可自行提供约束反力.
2.2.3试件3，试件4加载装置
试件3和试件4几何构造完全相同，试件3试验考察节点的静力承载性能，试件4试验考察节点的循环加载性能.因而这两个试验采用了基本相同的加载装置，考虑到在进行循环加载过程中，试件有可能发生侧向失稳从而导致无法完成继续加载，所以试件4试验在试件3试验装置的基础上增加了侧向支撑以保证试件不会发生侧向失稳，如图8所示.
2.3加载制度
前3个试件采用单调加载，试件4采用循环加载.
2.3.1单调加载制度
单调加载采用荷载控制方法，分3阶段加载：第1阶段，初始荷载为10%正常使用荷载，逐级递增，每级荷载为10%正常使用荷载，直至100%正常使用荷载；第2阶段，初始荷载为正常使用荷载，逐级递增，每级荷载为10%正常使用荷载，直至达到设计极限荷载；第3阶段，初始荷载为设计极限荷载，逐级递增，每级荷载为10%正常使用荷载，直至节点破坏.
2.3.2 循环加载制度
根据《建筑抗震试验方法规程》JGJ 101-96[10]的推荐，试件拟静力实验的加载程序应采用荷载变形双控制的方法：即屈服前采用荷载控制，屈服后位移控制.但是由于本试验节点较为特殊，销轴节点处本身就存在空隙，循环加载过程中每次经过中位都会有一段空程，这样对千斤顶位移加载的控制造成了很大的困难，因而本试验加载全程都采用荷载控制，循环加载制度如图9所示.
2.4测量内容及方法
试验的量测内容包括试件的实际尺寸、钢材材性、关键部位应变、试件的变形和极限承载力等.在需要关注的部位布置位移计，量测试件在加载过程中的变形.对于试件1和试件2，只需在加载两端面4个角部布置位移计量测试件的轴向变形；而试件3和试件4的位移计布置较复杂，如图10（a）所示.为了监测上下弦及腹杆的应力发展情况，在杆件截面上布置了应变片.工字形截面试件跨中和端部截面应变片的布置如图10（b）所示，跨中截面在翼缘边部的两侧和腹板中部的两侧分别布置应变片，端部截面在翼缘边部的外侧布置应变片.
3试验现象和试验结果
3.1材性试验结果
销轴节点共采用了3种不同厚度的Q345B钢板，分别是10 mm，16 mm和20 mm.此外，销轴采用了40Cr钢材.因此共进行了4批材性试验.
在销轴节点的加工过程中预留边角料，通过机械加工成标准材性试件，每批材性试验都有3个试件，总共12个试件.试件尺寸参考国家标准GB/T 228-2002[11]，如图11所示.Q345B钢材材性试件加工成板材，40Cr材性试件加工成棒材.
在弹性阶段，应变片的测量结果是可靠的，而当材料进入屈服以后，应变片将失效，此时引伸计的测量结果是可靠的，最后将二者的测量结果综合起来，可以测得钢材的应力应变全曲线.在试件的中部同时布置横向和纵向的应变片，通过二者的比例关系可以计算得到材料的泊松比.根据试验机拉力与试件截面积计算得到截面应力，由应变片与引伸计测得应变，应力应变曲线如图12所示.
3.2试件1和试件2
试件1和试件2分别考查销轴节点的拉压性能，加载过程的荷载变形曲线如图13所示.可以看到，两个试件加载至荷载设计值Fd时，荷载位移曲线都表现为直线上升，节点仍处于弹性阶段，销轴孔壁几乎没有变形.荷载继续增加，曲线开始出现弯折，说明节点开始进入塑性阶段，销轴孔逐渐变成椭圆形.两个试件破坏都是由于节点域焊缝断裂引起的，停止加载并观测到销轴已发生明显变形（图14）.试件1荷载设计值为1 400 kN，试件2荷载设计值为2 000 kN.试件1和试件2的屈服荷载分别为1.6Fd和1.96Fd，破坏荷载分别为2.42Fd和3.22Fd，说明销轴节点具有较大安全储备.
3.3试件3
试件3考查销轴节点和楼面桁架的组合静力承载性能.图7中加载点处的荷载变形曲线如图15所示，可知试件3承载性能满足设计要求.试件3荷载设计值为985 kN，屈服荷载为设计值的1.27倍，极限荷载为设计值的2.34倍.荷载位移曲线在加载初期能够明显看到刚度逐渐上升段，当荷载增至一定量时才趋于稳定.这是因为桁架端部销轴节点存在间隙，销轴与孔壁之间有2 mm的余量（便于安装），随着荷载逐渐增加，销轴与孔壁接触量逐渐增加使得刚度逐渐增大.试验加载过程试件侧向变形量很小且线性增长，无侧向失稳的问题.
试件最后破坏发生在腹杆与上弦连接焊缝处（图16），试验结束后发现销轴变形已相当大.观察破坏位置附近截面的应变发展，如图17所示.可见腹杆翼缘4个角点上的应变发展很不均匀，杆件在加载过程中并不完全承受轴力，还受到弯矩作用.
3.4试件4
试件4考查销轴节点和楼面桁架的组合循环加载性能.由试件上布置测点记录的位移和应变数据分析加载中节点的承载性能.加载点位置的荷载变形曲线如图18所示.
4结论
对于大型复杂公共建筑，由于其结构形式复杂，设计中会遇到多种难以解决的问题，需要通过专门针对于节点等的科研分析，从而对设计提出建议.本文以邹城国际会展中心钢结构科研课题为背景，对工程中采用的楼面桁架销轴节点进行了4组试验，通过观察节点区域的荷载变形发展规律，得到以下结论：
1）销轴节点在加载过程中可以实现自由转动，能够满足设计要求.销轴连接比通常采用的高强度螺栓或焊接连接简单，易于施工安装，并较显著地节约成本.
2）销轴节点在拉压设计荷载工况下，除销轴与孔壁接触处的应力集中较大外，大部分区域应力值均小于材料的屈服强度，材料仍处于弹性状态，节点安全储备较大.最后试件破坏均发生在节点域加劲肋焊缝处，销轴也已产生较大变形.
3）销轴节点和楼面桁架的组合受力性能能够满足设计要求.静力加载情况下，设计荷载时节点仍然处于弹性工作阶段，具备继续承载的能力，极限承载力为设计值的2.34倍；循环加载情况下，节点表现出了较好的延性和耗能能力.节点破坏均是由于焊缝断裂引起的.
4）根据试验中试件破坏形式，建议在销轴节点施工过程中加强节点区的焊缝检测，并且销轴可考虑双侧固定.
参考文献
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承载性能 篇3
为确保铝合金悬垂线夹与耐热导线配合下能满足设计标准的安全裕度,并保证其在长期高温条件下运行时的安全性和可靠性,就必须获得铝合金悬垂线夹在高温下的承载性能变化和强度损失情况。因此,有必要开展输电线路铝合金悬垂线夹高温承载性能试验系统的研发。
1 试验系统结构
依据GB/T 2317.1—2008《电力金具试验方法第1部分:机械试验》和DL/T 756—2009《悬垂线夹》的要求,进行了输电线路用铝合金悬垂线夹高温承载性能测试用试验机工作行程的改造,配套高温箱及其均匀温度场的设计与研制,试验系统加载、冷却、时间控制、保护及通信等各分系统的初步建设,适用于在长时间机械负载和反复温升试验条件下悬垂线夹夹具的设计,研制了针对铝合金悬垂线夹实物的立式高温承载性能综合智能试验系统(WA/G-600,机械负载600 k N+恒定高温300℃+长时间1 000 h),如图1所示。利用该试验系统可将铝合金悬垂线夹整体纳入高温箱内,模拟悬垂线夹实际运行时长时间承受高温和载荷的状态,能够真实、可靠、科学地反映悬垂线夹的实际承载能力。
WA/G-600高温承载性能试验系统的基本参数如下:载荷测量范围12~600 k N,载荷示值误差≤0.5%,温度范围0~300℃,载荷保持时间0~1 000 h,加载速率0~200 mm/min,调速方式为无级调速,电机功率4.5 k W(380 V)。
2 试验系统改进
在试验系统研制过程中,为适应各种试验要求,研发了可调式高温箱支架和试验力自动调整同轴装置。
2.1 可调式高温箱支架
由于悬垂线夹与夹具配合时会有尺寸差异,因此要求高温箱能根据试样的不同进行适当地调整。为提高箱体的适用性和试验机的实用性,为WA/G-600研制了一套高温箱支撑架,如图2所示。该支撑架一端固定于试验机的下夹头上,另一端安装在与地面垂直的导轨上,通过调节试验机的下夹头,可使支撑架上的高温箱进行竖直方向的位置调整。而高温箱底部安装的四个滚轮可使箱体在支撑架的水平导轨上滑动,从而适用于常温下的性能测试。
2.2 试验力自动调整同轴装置
为了使试验机加载在试样上的一对方向相反、大小相等的试验力能够自动调整成同轴,以减少由于装配的差异、夹具的变形等因素造成试验力不同轴对试验结果带来的影响,将WA/G-600系统中与试验机连接的上夹头设计成由调心球、支撑座及上拉杆组成的自平衡组合体,实现在测试时可将试验力自动调整同轴的功能。如图3所示,支承座通过两侧的楔面与试验机上夹头的楔面贴合,支承座靠近底端的内表面为球面的一部分。将调心球放置于支承座之上,调心球下表面也为与支承座相等曲率的球面,调心球和支承座的球面贴合。将上拉杆穿过调心球和支承座,在上拉杆上端旋入螺母,螺母的一个端面与调心球上表面贴合;上拉杆下端将通过螺纹连接与试样配套的不同夹具。在上拉杆和下拉杆受到不同轴的力时,上拉杆将通过调心球与支撑面之间的滑动,使上夹头施加载荷的方向能随着下夹头微小的偏离而自动调整。
3 试验系统特点
铝合金悬垂线夹实物高温承载性能测试系统由液压伺服万能试验机、可编程控制智能高温箱及温度采集系统、载荷动态保持系统、液压油冷却系统、控制计算机及配套程序组成,具有以下技术特点:
3.1 精确的载荷动态保持系统
由于试验要求试样需长时间地受到一定数值的载荷,因此对载荷的保持能力是试验系统的关键指标之一。但由于试样在加热过程中体积在不断膨胀,伸入高温箱内的夹具也在膨胀,所以试验机需要根据设定的载荷值,通过不断地改变夹头距离来实现对载荷的动态调整。
用于铝合金悬垂线夹试验的高温承载性能智能试验系统,由于需要进行实物的高温承载试验,所需保持的载荷较大,所以采用液压伺服载荷动态保持系统。此载荷动态保持系统由位移传感器、拉力传感器和计算机控制载荷动态补偿系统组成。由位移传感器测量试样的形状变化,由拉力传感器感知试样的载荷波动,将这两者的变化同时输入计算机中的载荷动态补偿系统,由计算机控制系统输出补偿信号至电液伺服阀,通过电液伺服阀控制压力油缸的进油量大小,从而实现载荷的实时动态补偿和稳定。图4为载荷动态保持系统的构架框图。
测试系统在采用了与其相适应的载荷动态保持系统后,试验机对试样的载荷无论在升温过程还是在长时间保持阶段,均能保持在一个相对稳定的状态。实际测试过程中,在试样升温且载荷保持阶段,试验机载荷的波动值小于施加载荷的1%;而在恒定高温且载荷保持阶段,试验机载荷的波动值小于施加载荷的5‰。
3.2 多种措施保证系统在长期负载运行时的可靠性
根据试验要求,此系统需要在机械负载的条件下长时间运行,所以整套系统的可靠性显得尤为重要。在试验过程中出现任何的载荷偏离、温度变化和数据丢失都将导致试验无效。为此,我们从试验系统的硬件和软件上同时着手,对液压齿轮泵、伺服阀、液压油冷却和软件数据记录模块一一进行了优化设计,努力提高子系统或系统关键组件的可靠性,保证系统整体具有较高的可靠性。
3.2.1 硬件方面
选用进口ETON-VICKERS的电液伺服阀,由于伺服阀直接关系到油缸进油量,即与试验机的载荷变化直接相关,因此必须选用精确、耐久的进油量控制装置,保证无论试验机载荷处于何种状态,都能对其进行精确保持。选用进口ECKLER液压泵,此液压泵采用齿轮相互啮合过程中所产生的工作空间容积变化来输送液压油,具有体积小巧、结构简单、对油的清洁程度要求不高等优点,适合在恶劣环境中长时间运行。同时,为悬垂线夹高温承载性能智能试验系统配备专用的液压油冷却系统。由于试验机在工作时其压强传递介质(液压油)需在高压下不断流动,而且受电机、液压泵等工作时散发热量的影响,液压油在长时间循环工作时(长时间载荷保持状态)温度会不断升高,在油缸侧面一端靠近底部的位置和油缸侧面另一端顶部位置开两个孔,前者连接冷却系统的进油口,后者连接冷却系统的出油口,液压油不断地通过冷却系统进行热交换达到降温目的,使WA/G-600系统在长时间工作时保证油温的稳定,进一步提高了整套系统的可靠性。
3.2.2 软件方面
主要对软件的数据记录功能进行了改进。在测试开始时,控制软件首先在硬盘上建立一个临时数据库,每隔一定时间,将试验所得各项数据写入临时数据库中并自动保存,随着试验的不断进行,试验数据也不断地被记入临时数据库中,待试验结束后,将临时数据库中所记录的试验数据一并导入试验结果数据库中。如果在试验过程中或试验结束后发生突然停电,在重启控制计算机后,仍可读出临时数据库中所记录的停电前的试验机状态和试验数据,试验可以继续进行。
4 结语
国内输电线路正逐步扩大耐热导线的应用,为了研究输电线路悬垂线夹的高温承载性能,得到线夹在不同高温环境下的强度变化情况,确保悬垂线夹与耐热导线配合下满足设计标准的安全裕度,保证其在长期高温条件下运行时的安全可靠性,研制用于测试输电线路悬垂线夹高温承载性能的智能试验系统十分必要。
试验系统经过长时间的试运行和不断改进,载荷保持稳定、数据记录可靠、温度控制精确,在配套专门设计的夹具后,能够顺利地完成所有的测试工作,为耐热导线用悬垂线夹提供了设计安全系数和制造改进方案,提高了电网运行的安全性和可靠性。
参考文献
[1]张学哲,王计朝.北京电网中耐热导线的应用与探讨[J].电力设备,2005,6(5):52-55.
浅论单桩承载性能的计算理论 篇4
1 荷载传递法
荷载传递法由Seed和Reese在1957年提出,这种方法的基本概念是把桩划分为许多弹性单元,每个单元与土体之间用非线性弹簧联系,以模拟桩—土之间的荷载传递关系。桩端处的土也用非弹性弹簧与桩端联系,这些非弹性弹簧的应力—应变关系,即为桩侧摩阻力(或桩端阻力)与剪切位移之间的关系,这一关系称为传递函数。传递函数法的基本微分方程为:d2s/d2 z=Uτ(z)/ApEp。其中,U为桩截面周长;Ap,Ep分别为桩的截面积及弹性模量。
潘时声(1991年)假定传递函数是双曲线函数,桩端阻力和其他一些函数的组合,利用分层积分法计算桩的位移、轴力、桩侧摩阻力、桩端阻力和其他静力受荷性能。推导出了一个运用简单积分的具体计算方法,使得较多复杂因素,像土的非线性、分层土中各层土的不同特性、土参数随深度的变化、桩混凝土弹性模量在不同荷载下的变化,甚至不等截面桩,都能方便的考虑和计算。
朱金颖(1998年)、陈龙珠(1994年)、Motta(1994年)采用线弹性—塑性荷载传递函数,导出匀质地基和成层地基中桩的轴向荷载—沉降曲线的解析传递公式,通过拟合实测Q—S曲线,得到桩土系统的工程力学参数,由此计算得到桩身轴力及侧摩阻力分布曲线,力学概念明确,计算简便,土参数选取适当,计算精度令人满意。
袁建新等(1991年)结合理论τ—Z曲线的分析,提出了一种桩荷载与变位的数值分析方法。
陈龙珠等(1994年)利用双折线硬化模型推导出一组计算桩的轴向荷载—沉降曲线的解析算式,并由此分析桩周和桩底土特性参数对曲线形状的影响。
卢应发等(1995年)提出了一种以P—S曲线求解桩的荷载和沉降分布的方法,该方法能划分任一级荷载下的桩侧摩阻力、桩端反力和桩侧摩阻力产生的桩身变形、桩端反力产生的桩身变形及桩端沉降。
2 弹性理论法
弹性理论法的基本假定是:作为线弹性体的桩被插入一个理想的,各向同性的弹性半空间体内,土的弹性模量Es及泊松比Vs不因桩的存在而发生变化,运用Mindlin公式导出土的柔度矩阵,求解满足桩土边界位移协调的平衡方程式,即可得出桩轴向位移和侧摩阻力等。由于土体模拟为连续介质,所以在一定程度上可以考虑桩土的相互作用。
弹性理论法是以Poulos为代表的。Poulos从弹性理论中的Mindlin公式出发,系统导出了单桩和群桩的计算理论。为了把匀质土中已有的公式应用到非匀质土中,Poulos(1979年,1988年)近似地假定土体内的应力与原匀质土中分布情况相同,而计算土体位移时所用土的模量与该点所在位置有关。对于桩尖以上有若干土层的情况,Poulos建议也可取加权平均模量来代替。此外,Poulos法也可以考虑桩土之间相对滑移的影响。对于有限厚度土体及端承桩情况,Poulos通过采取近似位移影响因素及“镜像法”进行了计算。
Butterfield和Banerjee等(1971年)与Banerjee和Driscoll(1976年)在这方面也做了大量的工作,在匀质、线弹性假设下采用Mindlin位移基本解建立了弹性分析方法。其理论比Poulos法严格,对桩底单元进行了细分,直接对桩单元进行计算。对刚性桩可直接求得桩荷载和位移之间的关系,对可压缩性桩,则利用迭代法求解。
Geddes(1966年,1969年)先根据Mindlin公式计算地基中应力,然后再求得沉降表达式,进而考虑桩间应力重叠效应,利用叠加原理求出群桩在荷载作用下地基中应力及变形,而计算沉降时的方法与常用的分层总和法基本相同。在求解土中应力时,Geddes将Mindlin公式推广,导出了由于桩端阻力及侧摩阻力所产生的土中应力计算公式。其中,桩端阻力按集中力考虑,桩侧摩阻力考虑了沿深度均匀分布和呈线性增加两种情况。
楼晓明也根据Mindlin的应力解答提出了分层地基中群桩基础共同作用分析的弹性理论法,由于计算中采用了迭代法,可用于分析大规模的群桩基础,计算桩底反力及桩的侧摩阻力。
黄绍铭从桩侧摩阻力的发挥入手,考虑桩土间的相对滑移,应用弹性理论法中Geddes积分解计算土体中的应力分布,考虑地基土为弹性和非线性弹性,采用Duncan-Chang非线性模型,对桩—土—承台共同作用性状进行了分析。
3 剪切位移法
Cooke曾运用简化分析法分析了桩体向周围土体传递荷载的过程。所采用的假设是:离开桩体距离相等处剪应力相等,且剪应力与离开桩体轴线距离成反比关系。这一假定被Cooke等用单桩和群桩成果所证实,此后Frank和Baguclin等用有限元法分析也证实了此假定的合理性。
Randolph等进一步发展了该方法,使之可以考虑可压缩性桩的情形,并且可以考虑桩长范围内轴向位移和荷载分布情形。
杨嵘昌等把剪切位移理论推广到分析桩间土的弹塑性变形,并把建立的关系应用于桩—土—承台共同作用的数值分析中。
这种方法原理简单,基本假设合理,但只适用于摩擦桩,而且在分析群桩时存在一定的困难。
4 有限元法
有限元法是一种强有力的数值计算方法,它是一种将复杂对象进行合理的离散,应用力学的计算机技术解决发展问题的数值分析方法。有限元应用于桩基分析是从20世纪70年代开始的,经过几十年的发展,形成了许多计算方法,其理论也日趋丰富和完善,成功的解决了许多其他方法不能解决的问题。
有限元分析时,对于桩土接触单元的取法问题,R.E.Goodman最早提出将接触单元或称节理单元用于模拟平面问题中不计厚度影响的地下不连续面。最后,雷晓燕、Desai、殷宗泽等对接触摩擦单元、四边形单元、有厚度的接触单元及土与结构物接触面模型进行了研究,得出了许多值得借鉴的研究成果。
陈雨孙等(1987年)用有限元法模拟了挖孔灌注桩的实测P—S曲线,对纯摩擦桩的工作状态和破坏机理做了分析,认为桩侧土体的抗剪强度直接决定着摩擦桩的承载力。
Trochanis等(1991年)用有限元讨论了单桩和群桩的三维、非线性特性,特别讨论了桩土之间的滑移,并据此提出了单桩和两根桩的近似计算方法。
参考文献
[1]刘松玉.大直径泥质软岩嵌岩灌注桩的荷载传递性状[J].岩土工程学报,1998(7):79.
[2]孙亚哲.超长大直径钻孔灌注桩荷载传递机理研究[J].上海地质,2006(6):109-110.
[3]黄兴波.大直径超长钻孔灌注桩荷载传递机理的数值模拟研究[D].优秀硕博学位论文,2004:7.
承载性能 篇5
1.1 分析方案
进行有限元分析[1],方案见图1。图1中4根长桩为补桩,桩长为20.00 m,桩径1.25 m。原桩(短桩)桩长6.00 m,桩径0.50 m,承台厚度为2.00 m,周边为假设粘质黄土土体。
1.2 计算资料与分析模型
分析时采用的计算参数[2],见表1。
计算域选取及边界约束情况见图2。
1.3 桩长对基础沉降及荷载分担的影响
保持短桩桩长不变,分别取长桩为1.5倍(即L1/L2=1.5)、2.0倍、2.5倍、3.0倍、4.0倍的短桩桩长进行分析。
1)沉降分析。从图3中可以看出,随着长桩与短桩桩长比值的增加,桩基础沉降减少。但可以发现,长桩桩长为2.5倍短桩桩长时(即L1/L2=2.5)是曲线的一个拐点,超过该桩长后,曲线斜率降低,桩基础沉降的减小趋势趋于平缓。
2)荷载分配。图4为长桩桩长增加引起的桩、土荷载分担变化(长桩、短桩分担比为群桩中各基桩分担比之和)。可以看出,随着长桩桩长增加,长桩荷载分担比增加,同时短桩及桩间土荷载分担比减小。
1.4 桩径对基础沉降及荷载分担的影响
保持短桩桩径不变,长桩与短桩桩长比值取2.5,长桩桩径分别取1.5倍、2.0倍、2.5倍、3.0倍的短桩桩径进行分析。
1)沉降分析。从图5可以看出,随着长桩桩径的增大,桩基的沉降量在不断减小,但减小的幅度并不大,说明增加长桩的桩径能减小桩基的沉降,但这种影响不是很大。比较桩径比比值从1.5到2.0及从2.0到2.5时沉降变化趋势,桩径比比值从2.0到2.5时,曲线显得稍平缓一些。
2)荷载分配。从图6可以看出,随着长短桩桩径比值的增大,长桩分担的荷载比例在增加,短桩分担荷载的比例在减小,但曲线的变化比较平缓。
2 结论
针对某实际工程加固方案,对桩长、桩径对长短组合桩承载性能的影响进行有限元分析探讨[3]。得到以下结论。
1)在竖向荷载作用下,对于在均质地基中的高承台桩的加固,补长桩的长度应最好为2.5倍短桩桩长。经计算分析,当L1/L2=2.5时,为一个转折点。这说明当L1/L2≤2.5时,增加长桩长对减小桩基础的整体沉降有较大作用,超过该比值,增加长桩桩长对减小桩基础的整体沉降作用不大。
2)在竖向荷载作用下,对于在均质地基中的高承台桩的加固,补长桩的桩径应最好控制在2倍的短桩桩径以内。超过这个值,对长短组合桩的影响会很小,且显得不经济。
3)在竖向荷载作用下,对于在均质地基中的高承台桩的加固,加固时估算所加长桩数量的计算公式:
上部结构总荷载为Q,短桩(原桩基)承载力值为Rd,长桩承载力设计值为Rc,短桩数量为nd,补长桩的数量nc。在确定补长桩数量时,应先根据外荷载及短桩的桩数和承载力初步确定出补长桩数量,然后再通过对桩基承载力和沉降进行验算后进行适当调整。
参考文献
[1]王勖成,邵敏.有限元法基本原理和数值方法[M].北京:清华大学出版社,1996,1-5.
[2]杨治国.深厚强湿陷性黄土层中大直径灌注长桩竖向承载行为研究[D].兰州:兰州交通大学硕士学位论文,2006.
叠层共形承载天线力学性能分析 篇6
尽管共形天线具有上述诸多优点, 但结构中由于有了天线的夹杂, 其刚度、强度将会受到影响, 特别对于复合材料叠层结构, 金属天线的引入往往会形成结构的脱胶, 造成界面分层损伤, 因此必须对其承载能力进行必要的数值仿真。
1数值方法
铜制天线的夹杂对整个叠层结构的影响主要为引入了金属与复材2种不同介质的胶接界面, 而界面的胶接强度直接影响结构的力学特性。为了准确模拟胶接界面的胶接性能, 本文引入了内聚力单元［2］。
在三维问题中, 界面元的名义分离力t, 由3个分量tn, ts和tt组成, 即法向 (3方向) 和两个剪切方向 (1、2方向) 的分量。相应的变形为δn, δs和δt。T0为单元的初始厚度, 则名义应变定义为:界面元破坏用能量释放率来判定, 临界应变能释放率是分层扩展单位面积时系统所必须提供的能量, 它是研究复合材料断裂的重要参数, 主要用于表征层压板层间断裂韧性。断裂主要分为张开型、滑移型、错开型3种［3］。对应的临界应变能释放率分别为:
分层扩展破坏准则采用B-K准则。
2数值仿真
2.1有限元模型
实际天线阵列由多个天线单元组成, 结构复杂, 本文只考虑天线夹杂对结构承载能力的影响, 故对结构做出必要的简化, 天线单元以铜片代替, 不考虑接地板等电学元件。
简化后的叠层结构分为3层, 下层为T800碳纤维层合板, 尺寸为100mm ×100mm×0.96mm, 铺层为 (45°/0°/-45°/90°) s;中层为60mm×60mm×0.2mm的铜夹层, 用来模拟铜制共形天线, 铜的模量为108GPa, 泊松比0.32;上层为玻璃布, 尺寸为100mm×100mm×0.4mm, 铺层为 (45°/-45°) , 碳纤维及玻璃布的材料属性如表1所示, 有限元模型如图1所示。
玻璃布、铜夹层、碳纤维层合板间由树脂填充, 铜夹层与碳纤维板的粘结以及玻璃布与碳纤维板的粘结用界面单元模拟, 但由于界面属性不同, 界面单元参数也不同。
2.2仿真结果
对含铜夹层的叠层结构进行面外拉伸仿真计算, 并与不含铜夹层的结构进行对比。面外拉伸工况下下层碳纤维板固支, 上层玻璃布与参考点equation约束, 参考点施加向上的位移, 计算结果如图2所示。含铜夹层的叠层结构面外拉伸破坏载荷为881.57kN, 与不含铜夹层的结构相比承载下降了29.5%。
可以看出不含铜的层板破坏过程极其短暂, 瞬间即在玻璃布与碳纤维层板间发生脱胶破坏, 而含铜天线载荷-位移曲线在上升段刚度折减, 界面元与铜连接处先开始脱粘, 此时结构还可继续承载直至整体脱粘, 载荷下降。
3结论
本文采用建立了基于内聚力模型的界面单元, 对含共形天线的叠层板结构进行了承载能力分析, 结果表明铜夹杂对层合板承载能力有较大影响。
摘要：文章采用Abaqus中的界面元对界面胶接进行模拟, 建立了含铜共形天线的复合材料叠层结构力学分析模型。分析了其在面外拉伸工况下的承载能力, 结果说明由于铜箔天线的夹杂, 结构面外承载能力显著下降, 具有一定工程价值。
关键词：复合材料共形天线,界面元,承载能力,热应力分析
参考文献
[1]朱松.共形天线的发展及其电子战应用[J].中国电子科学研究院学报, 2007 (6) :562-567.
[2]周储伟, 杨卫, 方岱宁.内聚力界面单元与复合材料的界面损伤分析[J].力学学报, 1999 (3) :372-376.
承载性能 篇7
桩基础应用范围较广,在不同区域、地层等影响下,其设计方法也各异。目前已有大量关于桩理论、模型和现场分析的研究,提出了一系列有关桩承载方面的理论方法。段文峰、金菊顺等[1]利用一种轴对称等参无厚度界面元模拟桩、土的接触界面,建立桩土数值模型,证明了模拟分析理论与模型试验的一致性,并为工程实际提供了一种计算单桩承载的方法;王雁然、潘家军[2]对嵌岩桩荷载沉降特性进行了全面有限元分析,探讨了嵌岩深度、桩身弹性模量、嵌入岩石弹性模量、沉渣厚度对单桩承载力和其沉降的影响;符勇、曹吉鸣等[3]假定不同的桩、土参数和加载工况,采用修正指数曲线模型作为荷载传递函数模拟分析了桩周土的变化对单桩承载性能的影响等。虽然对桩土相互作用及桩本身的承载方面研究已有很多,但针对不同的工程实际还存在一定的差别。基于以上对桩开展的研究,本文将数值模拟得到的工程中对桩端起主要承载力的桩沉降曲线和实际监测结果进行对比,并探讨分析了在改变桩直径和弹性模量的情况下,对桩承载性能、桩的沉降等各方面产生的影响,以期为工程中桩的相关分析提供参考依据。
1 有限元模型的建立
1.1 选取材料模型
利用MIDAS/GTS软件进行模拟分析,结合实际工程情况,桩体采用弹性模型,土体建议采用弹塑性模型中的摩尔-库仑模型[4],其破坏条件可以表示成公式(1)所示的形式:
式中:τf——破坏面上的剪切应力,kPa;
c——周围土体的粘聚力,kPa;
σn——受力面上的法向应力,kPa;
φ——土体的内摩擦角,°。
1.2 桩和土层基本参数
1.2.1 桩接触
在进行荷载传递机理研究时,必须要了解桩土接触面的力学性状,建立合理的力学模型以及参数。本文运用MIDAS/GTS软件对桩与土共同作用的问题进行分析,分别形成了桩、土单元,同时在其接触的地方形成接触面单元,称为桩摩擦单元,其相关参数如表1所示。
1.2.2 桩与土层的材料特性
结合该地区的勘察报告,得出各个土层之间的参数、桩的参数以及桩与土体摩擦界面单元参数,具体如表2所示。
1.3 有限元模型的建立
为了更好地体现桩与土之间的相互作用,将桩设置在模型的中间,选取的范围按照桩侧土体的计算范围为桩径的7倍左右,桩端岩土层则计算到桩径10倍以下的范围,按照桩径1m进行计算,则模型的基本尺寸为:长15m、宽15m、高24m,并在模型的四周和底部施加位移约束[6],设置位移为0,由于模型对称,现取模型的1/2进行建模,示意图如图1所示。
2 桩加载及相关曲线分析
2.1 桩顶加载
结合桩本身的承载能力、桩端土体等各方面因素,桩顶部加载最大荷载为1030kN,荷载采用分级并均布加载的方式,共分7级,待每级荷载稳定后再施加下一级荷载,每级荷载大小为147kN左右,直至达到加载要求。
2.2 相关曲线分析
2.2.1 荷载-沉降曲线
为了进一步验证软件分析的可靠性,将现场测试所得桩的实际沉降值绘制成沉降曲线,并与软件计算结果进行对比,具体见图2。
由图2可知,利用MIDAS/GTS软件模拟出的计算值与在施工现场的实测值变化规律基本一致,计算结果与实际结果接近,说明有限元分析的数据具有可靠性。根据曲线变化趋势可知,在桩顶荷载加载到470kN左右时出现“拐点”,此后桩的沉降随着荷载的增大基本呈线性变化。因此,可以看出桩顶加载到最大荷载时并未达到桩的极限状态。
2.2.2 桩身轴力曲线分布
桩身的荷载分布可以反映出荷载的传递过程及路径,有助于进一步分析桩在竖向荷载下的传递机理。根据模拟结果得到不同荷载作用下桩的轴力分布情况,具体如图3所示(因以地面为0基准面,则深入土中的桩长用负值表示)。
由图3可知,得到的曲线图大致可以分为两阶段:第一阶段在荷载加载到295kN之前,桩身的轴力沿桩长大小变化不大,与施加荷载基本持平,并逐渐平缓;第二阶段桩身轴力沿桩长逐渐增加,说明随着荷载的增加,由于桩周围土体的侧摩阻力慢慢发挥作用并逐渐稳定,并在每个加载阶段桩端荷载也逐渐增大,表明该桩非完全依靠侧摩阻力的作用。
2.2.3 桩侧摩阻力分布曲线
为了更好地探究该桩侧摩阻力在桩加载过程中的作用,模拟出桩在加载过程中侧摩阻力的变化曲线,如图4所示。
桩承受荷载主要是由桩身轴力和桩周侧摩阻力承受的。因此,侧摩阻力的发挥与桩身轴力是相对的。图4中当荷载加载到147～588kN之间,桩侧摩阻力随着桩入土深度逐渐增大,最终都达到76kN,桩的侧摩阻力基本相同,而图3中桩身轴力仍在增加,桩侧摩阻力仅占最大加载时的13%左右,该桩属于端承桩,侧摩阻力在抵抗荷载过程中发挥的作用不是主要的。
3 桩径和长度的影响
桩的承载性能、沉降的影响因素主要有土体内摩擦角、粘聚力、泊松比、弹性模量等。另外,桩的弹性模量、桩长、桩径等也会对其产生影响[7],以下通过改变桩径和桩长两种因素来探究其影响作用。
3.1 桩径的改变
选取的桩径主要由800mm、1000mm、1200mm三种类型,分别用a、b、c表示。绘制出不同桩径对桩沉降、轴力、侧摩阻力的影响曲线,取桩顶部、中间和桩端部三个部位的曲线对比,不同桩径的荷载-沉降曲线如图5所示。
由图5可知,随着桩顶荷载增大桩沉降量增大,当桩顶荷载小于等于447kN时,这三种桩的沉降量基本一致,之后在同一荷载条件下,随着桩径增大沉降量增大,且当桩顶荷载大于600kN时,三种桩的沉降量随桩顶荷载都呈线性增加。图6为不同桩径下桩身轴力曲线图。
由图6可知,同一桩顶荷载条件下,桩顶轴力>桩中轴力>桩端轴力,不同桩径的桩顶轴力随桩顶荷载的增长呈线性增长且桩身轴力相等(曲线重合)。当桩顶荷载大于400kN,同一荷载条件下,桩径越大,桩中、桩端的桩身轴力相对越大。
图7为不同桩径下桩侧摩阻力曲线图。
由图7曲线的变化趋势可知,桩径的改变并没有改变侧摩阻力的最终值。在同一桩顶荷载条件下,桩端的侧摩阻力最大,当荷载为200kN时,出现峰值,之后逐渐趋于相同。
3.2 桩长度的改变
为了确保选取不同长度的桩都在土层一和土层二内,桩长度分别选取9m、11m、13m三组。图8为不同桩长的荷载-沉降曲线图。
由图8可知,随着桩顶荷载增大,桩沉降量增大,且桩长越长沉降量增长速度越快,当桩顶荷载大于400kN时,13m桩的沉降量随桩顶荷载呈现较明显的线性增长趋势。
图9为不同桩长的桩轴力曲线图。
由图9可知,桩长的改变并没有改变桩顶轴力的大小,但对桩端轴力的影响相对较大,当桩顶荷载大于735kN时,桩端轴力随桩长增大而增大的幅度基本一致,且都呈线性增长。
图10为不同桩长下的侧摩阻力曲线图。
由图10可知,桩长的变化对桩顶侧摩阻力最终值影响不大,对桩端侧摩阻力的影响相对较大,且桩长越长,侧摩阻力越大,当桩顶荷载在146kN左右时,侧摩阻力达到最大值,之后桩长影响相对变小,当桩顶荷载大于588kN时,桩端侧摩阻力随桩长增大而增大的幅度基本一致。
4 结论
(1)基于MIDAS/GTS模拟分析得到的桩荷载-沉降曲线,通过与现场实测值进行对比,得出模拟分析具有一定的可靠性,同时得到该桩的轴力和侧摩阻力的分布规律曲线。
(2)对得到的桩荷载一沉降曲线、轴力和侧摩阻力曲线进行分析可知,该桩主要是以桩端承载为主,侧摩阻力的发挥占13%左右的范围,且是由上往下逐渐发挥的。
(3)桩径、桩长的变化与桩沉降和轴力都成正比例关系,桩径变化并没有改变桩侧摩阻力的最终值,而桩长的增加能够增大桩端的侧摩阻力,但不能改变桩顶侧摩阻力最终值。
(4)根据桩径、桩长对桩承载性能的影响关系曲线,结合工程实际对桩设计进行合理选择,可使其承载性能尽可能得到充分发挥。
参考文献
[1]段文峰,金菊顺,佟德生.在竖向荷载作用下桩-土数值模拟与试验验证[J].吉林建筑工程学院学报,2002,19(1):11-14.
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[6]陈亚东,宰金珉,戚科骏.带承台单桩竖向承载变形特性数值分析[J].苏州科技学院学报,2006,19(4):5-7.
承载性能 篇8
1 建立模型
纯水液压单体支柱模型的规模比较复杂, 用Simulink中的子系统封装技术把整个系统中的几个模块封装成一个新模块, 构成一个子系统, 本文将纯水液压单体支柱的仿真模型和安全阀的模型分别封装建立子系统, 然后再建立液压单体支柱承载—溢流过程系统仿真模型, 如图1所示:
2 输入参数及结果分析
(1) 顶板压力F
采煤区不同煤层所引起的顶板压力也不相同, 本文选取顶板压力为200kN、250kN、300kN三种支护情况进行支柱系统动态特性的仿真, 得出支柱内腔压力、安全阀流量及安全阀阀芯位移的阶跃响应曲线, 分别如图2、图3、图4所示, 由此能够得出, 顶板压力对纯水液压单体支柱系统动态特性的影响。图中1、2、3分别代表顶板压力为300 kN、250 kN、200 kN。
从图2、图3、图5可以看出, 当支柱承受的顶板压力改变时, 支柱内腔的压力、安全阀的流量及安全阀阀芯位移的稳定值也在改变, 并且随着顶板压力的增大, 其稳定值也都在增大, 表明顶板压力对支柱是一个非常重要的参数, 且当顶板压力过大时, 会造成安全阀的破坏, 应当选用合适的三用阀与支柱配套使用。
(2) 泄漏系数
液压系统中的密封质量是非常重要的, 而密封质量的好坏直接表现为泄漏量的大小, 因此, 泄漏系数对于液压系统也是一个非常重要的参数。本文选取理想状况、泄漏系数为1×10-10 (m3/s) /Pa、1×10-9 (m3/s) /Pa及1×10-8 (m3/s) /Pa四种情况进行支柱系统的动态仿真, 可以得出支柱内腔压力、安全阀流量及安全阀阀芯位移的阶跃响应曲线, 如图5、图6、图7所示, 图中1、2、3、4分别代表泄漏系数为0、1×10-10 (m3/s) /Pa、1×10-9 (m3/s) /Pa、1×10-8 (m3/s) /Pa。
单位: (m3/s) /Pa
单位: (m3/s) /Pa
单位: (m3/s) /Pa
通过图5、图6、图7可得出仿真结果, 当泄漏系数等于或小于1×10-10 (m3/s) /Pa时, 纯水液压单体支柱系统的动态性能与理想状况的基本相同, 但是当泄漏系数等于或大于1×10-9 (m3/s) /Pa时, 支柱系统动态特性出现失真情况, 表明当泄漏过大时, 纯水液压单体支柱将不能正常工作, 此时应及时改善其密封性能以保证工作性能。
3 结论
⑴不同的顶板压力对纯水液压单体支柱系统动态稳定性存在影响, 顶板压力增大、支柱的稳定性增大, 当顶板压力过大时, 支柱安全阀损坏。可见, 顶板压力对于纯水液压单体支柱系统也是一个非常重要的参数。
⑵不同的泄漏系数对纯水液压单体支柱系统动态稳定性存在影响, 当泄漏系数超过一定数值后, 支柱系统单体特性失真, 支柱无法正常使用。可见, 泄漏系数对于纯水液压单体支柱系统也是一个非常重要的参数。
摘要：本文将针对纯水液压单体支柱在承载-溢流过程中存在影响其动态性能的因素, 利用Simulink软件建立动态仿真模型, 通过输入不同承载压力、不同的漏液系数来分析研究对纯水液压单体支柱承载-溢流过程的影响, 对设计研制纯水液压单体支柱提供一定的依据。
关键词：纯水液压单体支柱,承载-溢流,仿真模型
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