温度变形计算范文

温度变形计算范文（精选8篇）

温度变形计算 第1篇

随着我国经济水平和城市建设的迅速发展, 深大基坑工程的数量越来越多。在深大基坑工程中, 温度变化会影响支护结构中支撑的内力和变形, 基坑设计规范[1]规定设计基坑内支撑体系时应考虑温度变化的影响, 但是并没有提供相应的计算方法。深大基坑的水平支撑内力监测结果表明, 温度变化30℃时, 其120 m支撑内力增量达600 k N, 从而说明深大基坑水平支撑的温度内力对基坑的安全影响是不可忽略的。

目前关于深基坑水平支撑温度应力的研究还比较少, 并且这方面的研究也不是很完善。陆培毅等[2]在采用有限元方法模拟基坑开挖过程中支护结构与土的相互作用的基础上提出将温度场耦合到应力场中来, 以分析基坑支护支撑的温度效应。郑刚和顾晓鲁[3]基于弹性抗力法, 提出单层支撑基坑温度应力的简化计算方法, 该法计算简单, 概念明确, 可以考虑支撑—围护桩—土的相互作用。吴明等[4]在郑刚和顾晓鲁方法的基础上, 推导出可以考虑多层支撑温度应力的计算方法。

上述计算方法中, 均是假设围护墙后的土体的刚度都是相等的, 即只考虑单层土的影响, 而实际上基坑围护墙体后分布有多层土体, 且性能相差较大。本文在结合实际工程情况的基础上, 考虑围护墙后的土体的刚度随着不同土层i的变化, 进一步分析围护墙后土体的分布和土层的性能对支撑温度内力的影响, 建立了多道水平支撑下温度内力的计算方法, 并分析了影响其温度内力变化的主要因素。

1 计算模型

方便计算, 可作以下假设:1) 围护桩因为支撑温度轴力变化产生的水平位移与相应围护桩后土体的变形协调, 所以整个系统可以认为处于弹性变形状态;2) 温度引起的支撑伸长和缩短与围护桩后土体的弹性变形相互协调, 并取决于围护桩刚度和土体刚度的共同影响, 土体的刚度随着不同土层变化;3) 协调基坑支撑变形的桩后土的水平范围为D;4) 支撑温度变化ΔT瞬间完成, 支撑简化为一维杆件;5) 围护桩后土体符合Winkler地基模型;6) 假设协调第i层支撑水平位移的桩后土体竖向范围为Hi, hi为第i层与第i+1层支撑的间距;7) 如果围护桩桩顶高程比第1层支撑高程高, 则模型积分时可以不考虑。因为考虑该段使得积分结果比较冗繁, 而且经过试算对精度提高不大, 故不予考虑[4]。

n层支撑基坑的模型如图1所示, 按照以上假设, 对于第i层支撑, 建立局部坐标系, 如图2所示。

假设围护结构水平位移方程:

图2中对于hi中微小段dx有d F=kydx, 则:

其中:

其中, k1为土体刚度, k N/m3;m为土体基床水平抗力系数的比例系数, k N/m4;对于围护桩, 假设围护桩底为固定端, 则其刚度为k2。

将式 (1) 、式 (3) 代入式 (2) 得:

假设协调基坑支撑变形的桩后土的水平范围为D, 则第i层支撑轴力为:

积分式 (5) 得:

对第n层支撑, 通过式 (1) ~式 (5) 的过程有:

同样采用Nn=DF, 积分式 (7) 得:

变换得到:

温度变化引起支撑轴力变化, 进而轴力变化又影响围护桩和围护桩后土体的弹性变形。同样的道理, 土体的弹性变形反过来影响支撑变形。通过下面的流程进行迭代, 反映以上土和支撑协调变形的过程, 最终达到平衡。

为了方便, 流程图中上标j表示同一道支撑, 迭代过程中的变量。从第n层支撑开始计算, 把初始温度应力N0=α··ΔT·A·E代入式 (9) , 算得Yn1, 按实际情况可以取0.4~0.6, 计算结果更加符合实际, 把Yn0代入式 (10) , 算出Nn1, 再把Yn0代入式 (9) , 算出Yn1, 如此反复直到Nnj和Nnj-1相差不大, 即得到要求的轴力变化ΔN和水平位移Yn。

对于n-1层支撑, 把 和第n层的Yn代入式 (6) , 算得Y0n-1, 把Y0n-1代入式 (10) , 算得N1n-1, 如此循环, 直到得到要求的轴力变化值ΔN和水平位移Yn-1, 以此类推, 直到算得第1道支撑。

2 工程实例

2.1 杭州101地块

杭州101地块位于杭州市江干区章家坝, 艮山西路南侧, 运河东路东侧。基坑围护结构设置两道钢支撑, 且围护墙形式为850@600三轴搅拌桩, L=19.1 m, 水泥掺量22%, 压顶梁1 500×400, 梁顶标高为-2.20 m, 内插H700×300×13×24型钢, L=12.1 m, 现场工程如图3所示。

由本文建立的模型可知, 基坑深度9.1 m, h1=2.4 m, H1=1.8 m, h2=4.9 m, H2=4.2 m, m1=5 480 k N/m4, m2=6 000 k N/m4, 工法桩刚度K=k2hnD=10 MN/m, 对撑分担的基坑周边长度为D=40 m, 支撑长度L=92.3 m, 支撑横截面积A=0.017 189 m2, α=12×10-6, 钢支撑的弹性模量E=2.06×108k N/m2, N0=α·φ·ΔT·A·E, φ=0.4, N0=17.0 k N, 计算结果如表1, 表2所示。

本工程中采用自动监测系统, 在钢结构支撑中实现24 h连续测量温度和钢结构的轴向内力, 第一、第二道支撑实测的内力与温度的变化关系如图4, 图5所示。实测得在单位温度下, 第一道钢支撑轴力变化为15.0 k N~16.0 k N, 第二道钢支撑轴力变化为16.5 k N~17.5 k N, 计算结果与实测的相近, 约相差5%, 所以建立的计算方法是基本合适的, 能满足工程设计需要。

2.2 广州地铁线网运营管理指挥中心项目基坑工程

广州地铁线网运营管理指挥中心项目基坑工程位于广东省广州市海珠区, 广州地铁四号线与八号线交汇站万胜围站A出口周边地块, 万胜围地铁站A出口西侧, 北临新港东路, 东临70 m宽规划路, 与大型住宅小区城市花园邻近。基坑围护结构采用1 000@1 150的灌注桩支护, 桩长16.8 m, 设置两道钢支撑, 现场工程如图6所示。

由本文建立的模型可知, 基坑深度15.22 m, h1=6.500 m, H1=2.575 m, h2=6.145 m, H2=9.075 m, m2=2 000 k N/m4, m3=3 000 k N/m4, 灌注桩刚度K'=k2hnD=20 MN/m, 对撑分担的基坑周边长度为D=40 m, 支撑长度L=57.0 m, 支撑横截面积A=0.017 189 m2, α=12×10-6, 钢支撑的弹性模量E=2.06×108k N/m2, N0=α·φ·ΔT·A·E, φ=0.4, N0=17.0 k N, 计算结果如表3, 表4所示。本工程中采用自动监测系统, 在钢结构支撑中实现24 h连续测量温度和钢结构的轴向内力, 第一、二道支撑实测的内力与温度的变化关系如图7, 图8所示。实测得在单位温度下, 第一道钢支撑轴力变化为15.5 k N~16.5 k N, 第二道钢支撑轴力变化为16.5 k N~17.5 k N, 计算结果与实测的相近, 约相差5%, 所以模型建立合理。

3 影响温度内力的因素分析及调整方法

3.1 土层的性能

结合实际工程情况, 考虑围护墙后土体的刚度随着不同土层的变化, 进一步分析围护墙后土体的分布和土层的性能对支撑温度内力的影响。本文采用弹性地基梁法, 将围护墙后土体看作土弹簧, 通常采用m法计算水平抗力系数, 因土层性能的不同, 地基基床系数m随之变化, 水平抗力系数以及地基土反力也随之不断变化, 从而影响水平支撑的温度内力。根据本文计算模型, 分别取地基基床系数m为2 000 k N/m4, 4 000 k N/m4, 6 000 k N/m4, 8 000 k N/m4, 10 000 k N/m4, 温差ΔT=10℃, 计算各道支撑的温度内力变化, 计算结果如图9所示。从图9可以看出, 当地基基床系数m越大时, 地基的土反力也越大, 导致支撑的温度内力也越大。因此, 对深大基坑来说, 土层的性能对水平支撑的温度应力有很大影响。

3.2 围护桩的刚度

实际工程中的深大基坑往往采用连续墙和大刚度支撑围护桩体系, 此时围护桩的刚度对支撑温度内力的影响不可忽略。围护桩的刚度越大, 围护桩的约束作用就越强, 支撑的温度内力就越大。故在支撑温度内力的计算中, 应考虑围护桩的刚度对其的影响。根据本文计算模型, 分别取围护墙刚度为10 MN/m, 15 MN/m, 20 MN/m, 25 MN/m, 30 MN/m, 35 MN/m, 40 MN/m, 温差ΔT=10℃, 计算各道支撑的温度内力变化, 计算结果如图10所示。从图10可以看到, 由于墙体的约束作用, 支撑的温度内力变大, 并且围护墙刚度越大, 约束作用越强, 支撑温度应力越大。因此, 对深大基坑来说, 采用大刚度围护桩体系, 当温度变化比较大时, 水平支撑容易产生较大的温度内力, 在设计和施工时不能忽略。

3.3 支撑的长度

当两端为固定约束时, 支撑的温度应力与支撑长度无关。但在基坑开挖系统中, 由于支撑—竖向围护结构—周边土层的相互作用, 土体和围护提供给支撑的约束并不是理想固定的, 支撑的长度影响着支撑的绝对变形, 而支撑的变形又影响着围护的变形以及土压力的分布变化, 所以支撑的长度也是影响支撑温度应力的一个重要因素。通过对多个内支撑内力监测结果可看出120 m长度内支撑的单位温度内力变化量达21 k N以上, 所以不可忽略支撑长度对支撑温度内力的影响。为了分析支撑长度对支撑温度内力的影响, 将计算模型中的支撑长度L取40 m, 60 m, 80 m, 100 m, 120 m, 温差ΔT=10℃, 计算各道支撑的温度内力变化, 计算结果如图11所示。从图11可以看出, 对于深大基坑来说, 随着支撑长度的增大, 支撑内力也随之增加, 因此, 对深大基坑来说, 土层的性能对水平支撑的温度应力有较大影响。

3.4 支撑内力的调整方法

从监测结果和计算结果可以看出, 当支撑长度较大、温度的变化幅度较大时, 产生的温度内力也较大。通过支撑温度应力的计算, 掌握支撑轴力的变化规律并科学合理地采取措施, 使“温差影响”变为“温差控制”, 才能保证深基坑的安全。由此可知, 现行的钢筋混凝土支撑因无法调节内力将会导致由温度变化而产生较高的内力, 导致支撑破坏, 为保证安全必须增大支撑的截面积或材料强度, 将会增加工程造价。由于大跨度的预应力鱼腹梁钢支撑可以调节内力, 可以有效消除温度内力的影响, 具体的调整方法如下:尽量避免每日气温最高或最低时施加预应力;要牢牢依据气象部门天气预报、正确掌握季节以及昼夜温差的变化规律及时对支撑轴力作适当地调整。例如在暴风雨前气温已有落差时快速增加轴力而在暴风雨后气温已有升幅时快速释放轴力, 内力调整的现场如图12所示。

4 结语

本文在前人研究的基础上, 考虑多层地基土、多道水平支撑及竖向围护墙的相互作用, 基于Winkler地基模型, 考虑围护墙后的土体的刚度随着不同土层的变化, 进一步分析围护墙后土体的分布和土层的性能对支撑温度内力的影响, 建立了多道水平支撑下温度内力的计算方法, 通过计算结果与现场实测结果的比较, 验证了所建立的温度内力与变形计算方法是可靠的, 并分析了影响其温度内力变化的主要因素。本文计算方法简便, 并且具有一定的精度, 可供深大基坑的内支撑设计时参考。

参考文献

[1]JGJ 120-2012, 建筑基坑支护技术规程[S].

[2]陆培毅, 韩丽君, 于勇.基坑支护支撑温度应力的有限元分析[J].岩土力学, 2008, 29 (5) :1290.

[3]郑刚, 顾晓鲁.考虑支撑—围护桩—土相互作用的基坑支护水平支撑温度应力的简化分析法[J].土木工程学报, 2002, 35 (3) :87.

温度变形计算 第2篇

关键词：钢渣滚筒；基本结构；应力；变形计算；钢渣处理技术 文献标识码：A

中图分类号：TU333 文章编号：1009-2374（2016）15-0062-03 DOI：10.13535/j.cnki.11-4406/n.2016.15.029

技术在变，社会在变，我们所处的时代也在变。互联网的到来就像一场革命，改变了一切，它让这个世界相互联结、包容开放，促使着一代又一代人的创新。在这样的一个时代，越来越多的人习惯于借助网络这个媒介进行双方相互之间的交流、开店、购物、购票等一系列的活动，其中网上购票就是诸多网络活动中与人们的日常出行息息相关的一种。网上铁路售票系统的出现和应用极大地丰富了铁路客运的营销手段，提供了良好的人机交互页面，打破了传统面对面的经营方式。随着网络技术的高速发展，我国的铁路售票系统也逐渐走向

世界。

1 网上铁路售票系统的特点

与传统方式的火车售票相比，网上售票无需更多的排队等待时间。由于互联网的快速发展，网络技术的不断进步，人们可以不用再去售票窗口排着长队等着买票，他们只需要在电脑或是手机上打开这个系统，就可以随时随地地了解火车车次的详细信息，并予以购买，这不仅方便了乘客，同时也在一定的程度上缓解了售票窗口的拥挤状况，提高了售票的效率，节省了时间。此外，现在的网上售票系统还提供了“自取”或“送票上门”的服务，对于那些忙于工作或是其他事情而没有时间自取的乘客，“送票上门”的服务在很大的程度上为他们解决了取票的烦恼，这样他们只需要等着车票送上门，乘车时直接到达检票窗口即可。另外，该系统通过使用网络连接技术将车票信息直接与乘客身份证相系。乘客们去乘车时可以不用再兑换纸质票，只需要携带好他们的身份证，检票时直接刷二代身份证便可，这种方式不仅实现了一对一的实名制，还节约了纸质票的使用，创造了社会效益等。然而任何事情都不可能十全十美，火车网上售票系统也不例外。它就像“潘多拉的魔盒”一样，有好的一面，也有令人困扰的一面。因为在网上售票的时候存在着一些细小的漏洞或纰漏，而这些问题恰恰恰会影响人们的购票，大则是人们无法买到自己心仪的票，小则是人们无法了解具体的班次信息，诸多问题都累积到一起，不仅会给乘客造成损失，一定程度上也可能会威胁到社会的效益。

2 火车网上售票系统存在的问题

根据现今人们对火车售票系统的异议以及结合我们自身网络购票的实际经历，火车网上售票系统主要有五个方面的问题：第一，目前升级版的网络售票系统为了提高网站的安全性，设置了难识别的购票验证码。据统计网站购票的验证码共581种，然而这些验证码有的却并不容易识别，每输错一次验证码，就意味着当次购票成功率下降80%左右，越来越多的乘客表示面对验证码不知所措。也正是由于这样的原因，许多乘客可能就买不到心仪的票，更严重的可能就会因为买不到票而给乘客带来损失；第二，居民身份证强制使用，影响乘客的乘车，造成不便。由于网上购票是与用户的身份证相联系，乘客乘车必须要携带身份证，只有使用身份证乘客才能取票坐车或是刷身份证才能过安检坐车，若是乘客忘带身份证或者身份证遗失了，他们就不能坐车，这给乘客们带来了极大的不便；第三，网上售票系统对安装并使用该系统的用户开通提前数天就能上网购票的权限，引发不公。我国虽然人口众多，但是会使用网络的网民却不及总人口的一半，而会安装该系统且能够顺利购票的人更不及网民总数的一半，这样对于那些不会上网或者是不会使用该系统平台的人存在着明显的不公平；第四，网上售票系统不稳定，购票混乱。目前我国的网络技术已经有很大的提高，网上售票系统也相对可靠，但是由于假期购票人数太多，该系统也出现不稳定的情况，具体的就是乘客在购票高峰期间系统刷新的缓慢，可能前一秒看到的票用户想购买，可是因为系统的反应过缓，下一秒用户就错过了该班次的票；第五，最重要的方面是钓鱼网站众多，用户易陷。中国现今已处在“互联网+”的时代，在网络高速发展的今天，各种网络技术也被人们开发出来，有些人为了搞破坏又或是为了赚钱，运用网络技术开发出各种软件及网站等。而钓鱼网站正是这其中最具代表性的一种，对于那些第一次在网上购票或者一票难求的乘客来说，他们是这种网站深深的受害者。这样不仅会导致用户对火车网上售票系统的不信任，今后减少在网上购票，甚至还会导致铁路部门因此引发巨大的损失，减少社会效益。

3 对售票系统存在问题的分析与对策

当今的网络时代带给我们的既是机遇更是挑战。网上火车售票系统在这样一个大的背景下难免或多或少地会出现一些问题，而这些问题对我们的出行可能也会造成影响，社会的效益价值也会因此大打折扣。我们针对目前国内外的现状结合自身的购票经历对存在的问题提出意见：第一，售票系统网站上的验证码的种类可以稍微减少且验证码图片的清晰度稍微提高，这样人们就可以减少因验证码的识别错误，从而提高火车票班次准确购买的效率。同时售票系统设计部门也可以设计一些提高系统的安全性的加密软件嵌入在网站的网页设计中，这样不仅可以更加方便用户车票的购买，节省验证码的识别时间，而且有利于网站的管理与维护。第二，由于目前二代身份证在办理的时候都需要录入个人的指纹，对此铁路部门可以利用这一优势，建立一个指纹识别的系统并将其与现有的网络售票系统相连，这样人们在出行的时候可以再也不用为不带身份证无法坐车这个问题而困扰了，只需按一下指纹一切问题都迎刃而解了。第三，网络的发展带来了各种网上联络工具、支付工具等的出现，如QQ、微信、微博、支付宝、财付通等，由于人们也越来越多地使用这些软件，铁路部门可以与这些运营商合作，共同进行网络售票，这样对于那些不是网站的注册用户可以不用再登录专门的售票网站而能轻松购票，缓解了网站购票高峰的状况。第四，针对售票高峰期网站上售票的不稳定，铁路部门可以在网站首页上多开通几个售票的入口，用户们可以多一些买票的机会，降低因买不到票的风险，尽量减少用户的损失。第五，网络技术的发展所带来的钓鱼网站问题不可避免，但是可以加大网站的宣传力度，让人们更多地了解正确的网上售票系统的登录方式，提高用户的网络安全意识。或者在浏览器上安装检测钓鱼网站的识别软件，降低用户误入钓鱼网站的风险，减少用户因误入钓鱼网站的损失。

4 结语

21世纪是互联网快速发展的时代，它已快速地融入各行各业，在李克强总理提出了“互联网+”这个新概念后，更是每天引来上百万网民的点赞。可以说，“互联网+”在中国的迅猛发展带动了互联网产业的高速发展，提升了一个又一个传统行业的层次。网上火车售票系统就是在这样的背景下逐渐成熟乃至面向世界，成为了我国外交的一个重要的方面，同时它在我们日常出行中也是必不可少的。虽然网上售票在整个铁路运营过程中看起来只是一个简单的业务，但是它却包含着网络运营、铁路运营调度、客户管理、人力资源安排等诸多方面，而且它还可以缓解传统窗口排队售票的高峰，对人们外出时间的安排也有一定的帮助。所以在原来的网络售票系统上加以改进是非常有必要的，这样既可以打击黄牛党，也可以让乘客们买到自己心仪的票，总体上保证铁路运营效益得到提高。

随着网络技术不断的创新发展，网上售票系统是可靠的、切实可行的，可以给社会带来巨大的效益。

参考文献

[1] 何万敏，杨永安.高级程序设计语言教学改革的探讨

[J].电脑知识与技术，2005，（10）.

[2] 冯军.电影院计算机售票及业务管理系统的应用与发

展[J].影视技术，2005，（4）.

[3] 孙涌.现代软件工程[M].北京：北京希望电子出版

社，2003.

基金项目：江苏省高等学校大学生创新创业训练计划项目（创意类）（项目编号：201513986014X）。

作者简介：裔乐（1994-），女，江苏镇江人，江苏大学京江学院学生，研究方向：市场营销（网络商务）；孙瑗梅（1993-），女，江苏南通人，江苏大学京江学院学生，研究方向：市场营销（网络商务）。

温度变形计算 第3篇

玄武湖隧道是南京市规划“经五纬八”路网中的重要组成部分,是南京市市政工程建设史上工程规模最大、建设标准最高、项目投资最多、技术工艺最复杂的现代化大型隧道工程[1]。玄武湖隧道工程西起模范马路,东迄新庄立交二期,下穿玄武湖、古城墙、中央路、过芦席营路口后在南京工业大学附近出地面,全长约2.66 km,其中隧道长约2.23 km,湖底隧道长约1.66 km,隧道设计宽约31 m,净高4.5 m,双向六车道,隧道总建筑面积6.3万多平方米(不计敞开段和光过渡段)。隧道全长均为明开挖施工,采用钢筋混凝土结构,顶板厚度500 mm～1 000 mm,底板、侧墙厚度均为1 000 mm(结构断面见图1),纵向浇筑15 m留一垂直施工缝,90 m设一变形伸缩缝,缝宽6 mm,变形缝间设一后浇带(距两端变形缝45 m)。

2 裂缝监测试验方案

2.1 监测方法与测点布置

监测工作从9月上旬开始,在整个隧道变形缝位置上选取5个有代表性的地方设置观测点,P1(K1+175),P2(K1+355),P3(K0+815),P4(K0+095),P5(K0+265)。每个测点上都有用石膏制成20 cm×10 cm大小的试块,横跨在变形缝上。由于石膏的抗拉性极低,当裂缝开裂时石膏试件随之开裂,且随着温度的变化,裂缝开展也随之变化。测试时使用照明读数显微镜测量裂缝宽度,精度0.05 mm,根据温度的变化作不定期的观测。

2.2 工程使用阶段结构裂损调查

自2003年建成通车起,就发现有结构裂损,并且全部集中在隧道变形缝处,而在其他地方未发现裂缝。分析表明:由于隧道环境温度的变化,超长结构产生热胀冷缩,在温度升高时,混凝土衬砌产生膨胀,在设置变形缝的位置上都产生了过度挤压变形,部分混凝土剥落(见图2),有的地方呈放射状开展(见图3)。

在温度下降时,混凝土衬砌产生裂缝,部分地方出现渗漏,K1+265处变形缝的下部出现了大片的渗水痕迹;由于混凝土的脱落,不少钢筋暴露出来。监测点破损情况P2点处夏季出现膨胀挤压;P5点处冬季开裂渗水,也是整个隧道最为严重的一处。有的地方顶部出现大面积开裂、渗水,顶部混凝土块甚至有脱落的危险。

3 监测结果

从9月6日一直持续至12月20日,共计105 d,对玄武湖隧道结构内部5个测试点的环境温度变化及结构无缝段伸缩缝的变形情况进行了不定期的监测,采用照明读数显微镜量测了东部出口(P1点)、中部(P3点)、西部出口(P5点)3个典型测试点裂缝宽度,表1～表3为观测数据表。

4 结果分析

根据现场监测的数据,各测点变形与温差存在非线性关系,文献[2]得到了其非线性拟合方程。监测数据显示,温差在10 ℃以下时,变形速率较小,超过10 ℃以后,变形速率增大。根据该特点,为便于工程应用,现采取分段线性拟合[3],分析了温差与变形的关系。

1)对P1点进行分段线性拟合分析(见图4)。

分段线性拟合的表达式如下:

2)对P3点进行分段线性拟合分析(见图5)。

分段线性拟合的表达式如下:

3)对P5点进行分段线性拟合分析(见图6)。

分段线性拟合的表达式如下:

5 结语

从现场监测情况及对监测数据的分析可看出:1)环境温度对地下超长结构变形的影响是客观存在的,在今后的设计和施工中应予以高度关注;2)在温差不大时(大约10 ℃以下时),变形缝宽度开展速度比较慢,超过10 ℃以后,变形缝宽度开展速度增大;3)温差与结构变形之间是非线性关系,但均以10 ℃左右为分界。由于在工程设计中,温度变形常采用线性经验公式估算[4,5],在此用分段线性函数来表示它们之间的关系,供工程设计人员参考。

摘要：为研究环境温度缓慢变化对玄武湖隧道90 m长无缝段结构变形的影响,对隧道环境温度变化及变形缝变形情况进行了现场监测,监测结果表明,结构温度变形与温差非线性相关,在温差不大时,变形缝宽度开展速度比较慢,超过10℃以后,变形缝宽度开展速度增大。

关键词：环境温度,变形缝,现场监测,温度变形

参考文献

[1]邱旭光.环境温度作用下地下超长混凝土结构变形研究[D].南京:中国人民解放军理工大学硕士学位论文,2008:21-30.

[2]吴军.地下超长结构温度变形缝设置研究[D].南京:中国人民解放军理工大学硕士学位论文,2004:48-52.

[3]叶卫平,方安平.Origin 7.0科技绘图及数据分析[M].北京:机械工业出版社,2003:233-248.

[4]GB 50010-2002,混凝土结构设计规范[S].

温度变形计算 第4篇

1 轨道梁简介

1.1 轨道梁概述

上海磁悬浮线路总长31.17 km,靠电磁力使列车悬浮运行,轨道梁是实现这一功能的主要部件。轨道梁绝大部分高架安装,它既是承载列车的承重结构,又是悬浮列车运行的导向结构,直线电机的锭子就安装在轨道梁的功能件中。上海磁悬浮全线共有2 553根轨道梁,轨道梁的规格有12 m,21 m,24 m,50 m梁不等。

1.2 轨道梁结构

磁悬浮线路的一般路段轨道结构可分为低置轨道结构和高架轨道结构;在常规高架轨道结构无法跨越时采用特殊节点结构(桥上轨道梁和隧道结构)。低置与高架轨道结构都由轨道梁及下部支撑结构组成。高架轨道梁结构下部支撑结构有桥墩结构。上海线大部分采用高架结构。

下部结构提供轨道梁支撑;上部结构(轨道梁)起到为磁悬浮车辆提供支撑以及导向推进的作用,其控制设备竖向荷载相对较小。上部结构需达到一定的抗扭刚度才能满足运营要求,一般常用箱形截面。轨道梁刚度相对较大、竖向挠度较小。例如,EMSLAND试验线轨道梁的竖向挠跨比为1/4 000。轨道梁一般采用简支或多跨连续梁。

1.3 轨道梁材料

德国EMSLAND试验线和上海磁悬浮示范运营线既有钢箱梁又有预应力混凝土箱梁。而在日本电动磁悬浮系统(EMD)中,钢梁会引起很大的电磁阻力,导致能力损失。GangaRao提出采用绝缘的树脂基复合材料用于轨道梁。

2 轨道梁的精度要求及工程中的问题

2.1 精度要求

轨道梁是高速磁悬浮列车系统的重要组成部分,主要功能是为磁悬浮列车提供平顺、稳定的桥上线路,以确保运营的安全和旅客乘坐的舒适。轨道梁实际上是直线电机锭子的依附体,磁悬浮列车即转子在高速运动时(v>100 m/s)对线路结构有异常高的精度要求。德国的常导高速磁悬浮系统采用电磁悬浮方式,电磁铁和铁磁轨道之间的悬浮间隙一般约8 mm～12 mm,车辆在轨道梁上运行时,上下左右的间隙均只有10 mm,轨道梁的累计误差不超过2 mm[3]。这就要求轨道梁本身的制造偏差的精度是毫米级的(轨道梁全部用国产化五轴数控机床加工),而且要求轨道结构在荷载(包括静荷载、活荷载及温度等荷载和振动荷载)作用下的变形控制在极小的范围内,并且线路的长波偏差和短波偏差会影响到车体的各种性能,这必然要求线路的高平顺性。

磁悬浮线路平顺性要求其轨道梁严格控制过大挠度的产生,达到微挠度,甚至零挠度,即其误差要求以mm或0.1 mm计量,而且要求列车下的轨道梁在列车运营过程中几乎没有挠曲变形,因而要求高速磁悬浮列车轨道梁具有较大的抗弯抗扭刚度。线路的高平顺性对土建结构有更高的变形要求,因此高速磁悬浮轨道梁结构设计概念上与传统桥梁结构有本质的差别,是以机电产品的精度要求实施土木工程的变形精确控制。

2.2 工程中的问题

1)地基沉降问题。

由于轨道结构的自重较大,在软土地基上建造的下部承重结构将不可避免地产生一定沉降,相邻两支墩之间的不均匀沉降引起的上部轨道结构移位,对于高速磁悬浮交通系统来说又是必须限制的,其中一种可行的解决方法是在相邻支墩之间的沉降差超限后,通过支座位置的调节来达到消除偏差的目的,为此研制开发了多种三向无级可调的专用支座,较好地解决了这一问题。

2)混凝土徐变问题。

因混凝土梁难以克服徐变问题,德方在复合轨道梁中采用了两项关键技术:a.通过预应力技术使复合轨道梁保持全截面“等压”状态,以保证轨道梁在垂直方向不因徐变而产生向上或向下的过大挠度;b.根据混凝土的材料特性,其早期徐变被认为占整个徐变的较大部分,为尽可能地消除早期徐变,德方采用了将复合轨道梁在后张后存放两个月,再更换后张索的工艺。采用两通后张束、分两次张拉的方案解决了轨道梁的时效变形问题。

3)轨道梁温差变形问题。

由计算可知,双跨连续梁与相同截面尺寸的单跨简支梁相比,在控制温差或活动载荷引起的变形方面具有优越性,前者的跨中最大挠度仅为后者的1/3。上海磁悬浮示范线采用了“先简支后连续”即“静载简支,活载连续;水平简支,竖直连续”的结构梁。活载作用在这种结构梁上时按两跨连续梁计算,变形精度满足轨道梁要求。国内目前没有适用于计算轨道梁温度变形的温度梯度,温差变形仍然无法准确地计算出来。在温度荷载作用于单跨简支梁的情况下,温差荷载产生的竖向变形占整体竖向变形的比例不清楚,这对为满足精度要求而进行的土木结构设计形成了困难和障碍,故温差变形问题是三个问题中最核心、最难解决的问题,研究轨道梁温度场对于调整、完善从德国引进的不成熟复合梁技术具有重要的意义。

3 发展现状

高速磁悬浮列车系统如何达到高平顺性,实际上也就是如何正确控制轨道梁变形,是一个十分重要的课题。对变形有极高控制要求的轨道梁在温差作用下产生的变形对正常使用的影响很大,在一定程度上可能会超过其他荷载的影响成为设计的控制因素。因此轨道梁在运营过程中受环境各种因素影响下的温度变化、温度场分布规律以及温度效应的研究是十分必要和重要的。

在确定混凝土轨道梁的设计温度时,所考虑的参数大体可归纳为:1)气候:太阳辐射热、空气温度、风速和云雾状态等;2)地理:高度、地区等;3)时间:一日中的某时、一年中的某日等;4)几何:横截面几何尺寸、梁方位等;5)材料:导热性、密度、比热和颜色等。可见影响设计温度的因素是复杂多样的,具有不确定性,对轨道梁温度场相关计算和测量是不利的[6]。

就混凝土结构来说,由于自然环境变化所产生的温度荷载,一般可以分为三种类型:1)日照温差荷载;2)骤然降温温度荷载;3)年温度荷载。日照温度变化主要是由太阳辐射作用所致,其次是气温变化影响,还有风速的影响。降温温度变化主要是大雨、寒流的侵袭作用和日落后在夜间形成的内高外低的温度变化。年温变化则是由极缓慢的气温变化所致,影响桥梁结构日照温度变化的主要因素是太阳辐射强度、气温变化和风速。骤然降温温度荷载变化较日照温度变化荷载缓慢、作用时间长,且不经常发生。年温变化较简单,主要是产生纵向变形,但在工程设计中早就考虑到了这个因素,可以通过活动支座来消除其变形。因此日照温差荷载是引起温差的主要荷载,日温差在一天内的温度变化大致按开口向下的二次曲线分布,轨道梁表面各点在受到太阳直接照射期间有较大的升温;外界气温温差的变化自然会在轨道梁内形成温差;环境风速对梁的升温和温度效应的影响比较显著,二者差异可达到一倍以上[4];昼夜热循环后混凝土梁存在热积累效应造成温升,且无风情况比有风情况表现明显。在轨道梁的温度场研究中,日温变化是影响其变形的首要因素。

国内外学者对温度场和温度效应进行了广泛的研究,各国在自己研究成果的基础上制定了相应的温度荷载规范,但是在温度梯度模式和取值上却有很大的不同。由不同国家的不同温度梯度模式得到的计算值相差很大[7],所以在实际计算中应根据梁所处的环境选取适当的温度梯度模式进行计算,必要时须通过实验来确定特征值,如果温度梯度模式选用不当即使增大温度设计值,也不能保证结构要求。目前国内没有对应的磁悬浮轨道梁的温度梯度模式,而现有的温度场研究还不完善,不能精确描述温度变形,因此研究轨道梁温度场对于控制其温度变形是至关重要的。

4 研究前景

影响轨道梁温差变形的设计依据是温度梯度。而现行的国内外桥梁温度梯度都是由最大等效温度应力换算过来的,而没有由最大等效温度变形换算过来的温度梯度,前者主要考虑了对桥梁裂缝的控制。但是对于变形有严格要求的磁悬浮系统的轨道梁而言,在预应力、残余应力的作用下,现阶段温度应力是可控制的、不会开展裂缝;在系统异常高的精度要求下,温差导致的挠度变形则会对系统产生严重影响。国内现行规范中没有适合该系统梁的温度梯度模式,这就直接导致了温差作用下挠度变形计算不准确。

在现场实体观测试验中,其温差作用下挠度变形测量结果也是不精确的。其原因有:1)挠度变形是一个综合值,其中包括温差变形、收缩变形、徐变变形及恒载自重变形。2)受到气候、地理、时间、几何、材料等因素的影响,在磁悬浮系统的高精度要求下,测量仪器精度不够,测量中测得的变形值并不完全是温差引起的,得不到正确的参考点。这些因素造成了温度变形的测量比较困难。现阶段传统的现场实体观测试验无法完全满足磁悬浮系统工程实际的需要,而依托上海磁悬浮列车示范运营线的试验梁观测数据,借助成熟的有限元分析软件进行温度场效应仿真分析,对精确模拟轨道梁温度场提供了可行性。

5 结语

对于变形控制要求极高的磁悬浮轨道梁,其温度场效应不容忽视,在一定程度上可能会超过其他荷载作用,成为设计的控制因素,而该项研究目前在国内尚属空白。由于地理维度、建筑材料、结构形式等诸多因素国外规范不可用,国内规范不适用,急需探讨出一种适合磁悬浮列车轨道梁的温度梯度模式以便及时地为工程设计提供经济、准确的依据和指导。届时将对轨道梁的精确变形控制提供清晰、明确的解决方案,这对我国磁悬浮轨道交通的发展是十分有意义的。

参考文献

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[2]余华,吴定俊.磁悬浮交通线的轨道梁结构及动力特性[J].城市轨道交通研究,2006(9):89-90.

[3]吴祥明.建立中国高速磁悬浮交通网络和磁悬浮工业体系的思考[J].土木工程学报,2003(3):35-36.

[4]吴祥明,华毅杰,王步.变形精确控制梁温度场分析[J].建筑科学,2002(8):14-16.

[5]吴祥明.高速磁悬浮上海示范线的建设[J].同济大学学报(自然科学版),2002(7):57-58.

[6]王兰生.混凝土桥梁设计中的温度效应[J].国外公路,1995(12):11-16.

温度变形计算 第5篇

钢管混凝土拱肋是由外包钢管和内部核心混凝土这两种传热性能和力学性能都相差很大的材料组成,因此其温度效应问题与普通钢桥梁和普通混凝土桥梁比较有很大的差别[1,2,3,4,5,6]。为了更好地研究钢管混凝土拱肋温度效应,对纯粹钢管即钢管拱肋吊装阶段的温度效应进行分析,同时其研究可为钢管混凝土拱肋的施工提供参考。

本文以ANSYS通用有限元软件建立四肢桁架钢管拱肋吊装阶段温度变形及应力分析计算模型,计算空钢管吊装节段的温度场、温度位移、温度应力,并与实测数据进行对比分析,掌握其变化规律并为空钢管混凝土吊装的线形控制提供依据,提高拱肋安装精度。

1 计算模型

以ANSYS通用有限元软件建立计算模型,拱脚按固结考虑,拱肋上、下哑铃和腹杆都用梁单元模拟,杆件之间的连接全按固结计算。计算时只考虑温度作用,不考虑其他荷载。拱肋计算模型如图1,图2所示。

计算时温度作用取两种工况。工况1:均匀升温20 ℃;工况2:均匀升温+考虑拱肋截面的非线性温度场。

通过有限元仿真计算,当拱肋整体均匀升温20 ℃时,拱肋竖向位移计算拱顶位移最大,上升48.7 mm,拱肋应力较小。

在日照作用下,拱肋断面的温度分布非常复杂,拱肋梯度温差包括两层含义:其一是上哑铃与下哑铃的温度之差,在晴天日照情况下,上拱肋直接受日照作用,其平均温度要比下哑铃高出很多;另外一层含义是上哑铃本身截面内的非线性温度分布,一般来说这种情况对拱肋整体变形影响较小,但对拱肋局部受力有一定影响。

通过钢管日照温度场的有限元分析,计算南半拱(南拱脚、1/4L),拱顶及北半拱(3/4L、北拱脚)温度位移情况。拱肋合龙温度按20 ℃计。限于篇幅,仅给出某典型晴天下午15:30分,大气温度为26.4 ℃,风速为3级时,拱顶和北拱脚的温度场计算结果,如图3,图4所示。

在大气温度温差为20 ℃时,考虑拱肋截面的非线性温度场时,拱肋竖向位移计算结果拱顶位移最大,上升48.8 mm,与工况1几乎没有差别,说明拱肋温度位移主要受整体平均升降温幅度影响。拱肋应力与工况1比较,拱肋中应力明显要大,说明哑铃管中的温度差会在拱肋中引起较大的温度次应力。

2 现场试验

连续观察典型环境下对钢管构件截面的温度变化情况,同时进行风速、气温和拱肋变形观测,观测间隔与温度场测试间隔相同,同步进行。实际桥梁钢管表面采用表面温度计(点温计)测试,钢管表面温度测点布置如图5所示。

通过在晴天情况下连续观察可知:1)日照下拱肋整体温度高于大气温度,大气温度达到20℃以上时,Z1等直接受日照作用测点往往高于大气温度10℃以上,L5等背阳测点基本保持与大气温度一致;2)上拱肋平均温度要比下哑铃高,同时钢管桁架本身截面内存在较大的非线性温度分布,测点间最大温差同样在10℃以上;3)夜间拱肋整体温度可低于大气温度,拱肋整体温度可低于大气温度2℃以上,但钢管桁架非线性温度分布不明显。

故在通过有限元分析钢管拱肋吊装阶段的温度效应时,晴朗工况下最高温度取值应高于大气最高温度10℃～15℃,湿冷工况下最低温度取值应低于大气最低温度1℃～2℃。通过在此取值下钢管拱肋吊装阶段的挠度和应力计算结果,与现场实测数据比较较为吻合。

3 结语

空钢管拱肋安装后,在受到日照和气温等影响而引起的钢管拱肋温度变化,会使其产生较明显的温度位移。拱肋竖向温度位移主要取决于整体升降温幅度,温度梯度对拱肋位移影响较小整体升降温引起温度次应力较小,但温度梯度(上下管温差)可引起较大的次应力。

计算钢管拱肋吊装阶段的挠度和应力时,晴朗工况下最高温度取值应高于大气最高温度10℃～15℃,湿冷工况下最低温度取值应低于大气最低温度1℃～2℃。

参考文献

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[2]Wu Q.X,Yoshimura M,Takahashi K.Nonlinear Seismic Prop-erties of the Second Saikai Bridge A Concrete Filled Tubular(CFT)Arch Bridge[J].Engineering Structures,2006,28(2):11-13.

[3]陈宝春,徐爱民,孙潮.钢管混凝土拱桥温度内力计算时温差取值分析[J].中国公路学报,2000,13(2):52-56.

[4]徐爱民,陈宝春.钢管混凝土拱桥温度应力数值分析[J].福州大学学报(自然科学版),1999,27(3):15-18.

[5]彭友松,强士中,李松.哑铃形钢管混凝土拱日照温度分布研究[J].中国铁道科学,2006,27(5):71-75.

温度变形计算 第6篇

某六层框架结构, 层高为4.5米, 顶层边柱由第五层柱轴线内收1米, 由下层大梁支撑。

建成后顶层边柱内侧出现开裂, 裂缝出现于与窗下边缘平齐的顶层边柱内侧表面, 为水平方向裂缝。裂缝开展与温度有关, 通常在中午达到最大值, 到晚上又逐渐回复。

此建筑的屋面保温隔热层内存有积水, 经测试, 最大温差可达60摄氏度。长此以往, 导致裂缝的不断开展。周期荷载下构件还会发生疲劳破坏, 造成柱的承受力降低, 形成安全隐患。

2 裂缝产生和开展的理论分析

2.1 边柱上裂缝的位置分析。

裂缝出现于与边柱拉结的墙变截面处。变截面处以上部分柱侧无墙。变截面处以下部分柱侧有带拉结钢筋的墙体。当拉结钢筋刚度、强度足够时, 墙体与柱共同工作。当柱上端受水平推力时, 墙体与柱拉结, 相当于对柱起到侧向支撑的作用, 承担一部分水平剪力。当柱产生大水平位移时, 与柱拉结的墙体部分水平位移也较大, 所承担的剪力相应增大。墙体部分所能承担的最大剪力与砌体的抗剪强度有关, 可以取墙体部分承担的剪力值为砌体的抗剪强度乘以带拉结筋部分砌体截面积:

式中, Fv为墙体部分承担最大水平剪力, f v, m为砌体的抗剪强度, Av为带拉结钢筋部分砌体截面积。

本工程拉结钢筋与柱、墙体有可靠连接。墙体为200mm厚砌块, 水泥砂浆标号为MU10, 取砌体抗剪强度设计值为0.18MPa。拉结钢筋深入墙体两侧各1米, 偏于保守, 取有效抗剪砌体截面积的长度为两侧各500m。

2.2 边柱附近结构内力计算

采用有限元结构分析软件, 建立框架的空间力学模型。梁与柱为刚接, 柱底边界条件为刚接。荷载采用短期荷载组合, 为自重标准值+活荷载标准值+温度荷载标准值。温度荷载按支座位移计入。钢筋混凝土结构的温度线膨胀系数为1.5×10-5, 则按下式计算支座位移:

式中Δ为支座位移, l为构件长度, Δt为温差。本例l由屋盖的对称性取9.1米。温差取60摄氏度。边柱在窗下缘高度处 (距六层屋面1.2米) 分隔, 分隔处计入按式 (1) 求得的柱侧拉结墙所承担的水平剪力。结构空间力学模型见图2.1。

荷载下结构变形见图2.2。

边柱裂缝处内力见表2.1。

2.3 裂缝宽度计算。

根据柱的内力, 按《混凝土结构设计规范》, 偏于安全地, 按受弯构件计算边柱上裂缝宽度。应取边柱的长期刚度计算柱上裂缝的宽度。

式中, ωmax为最大裂缝宽度, αr为构件受力特征系数, 为裂缝间纵向受力钢筋应变的不均匀系数, c为纵向受拉钢筋外皮至受拉区底边距离, d为钢筋直径, teρ为按有效受拉混凝土截面面积计算的纵向受拉钢筋配筋率, teρ=As/Ate, As为纵向受拉钢筋截面积, Ate为有效受拉区混凝土截面积, 可取构件截面积的一半。Es为钢材的弹性模量, 为钢筋表面特征系数, 变形钢筋取1.0, sσ为按荷载短期效应组合计算的纵向受拉钢筋应力,

式中, Ms为按荷载短期效应组合值计算的弯矩值, h0为截面有效高度。

边柱出现裂缝的原因是屋面板在温度荷载下变形, 引起边柱内的附加弯矩, 导致柱开裂。因温度随时间变化, 形成裂缝的周期性扩展和回复。若不对其加固, 将导致裂缝的继续开展, 最终将达到0.32mm, 大于[wmax]=0.2mm, 不能满足规范要求。并将导致构件疲劳, 形成安全隐患。因此必须对原结构进行加固。

粘钢法加固设计

3.1 粘钢法加固的目的

对本工程实例而言, 粘钢法相当于增加了柱所粘一侧柱内纵向钢筋面积, 减小了柱内纵向钢筋应力, 防止边柱的继续开裂。如果按原有的边柱的原有钢筋计算, 边柱上裂缝还要继续增大。并且在温度荷载下的开裂为周期性的开裂, 导致构件的安全度降低。用粘钢法加固, 可让边柱的裂缝不再继续开展, 并且钢材的抗疲劳性能较好, 提高了抗疲劳破坏强度。

3.2 粘钢法加固的设计方法

按粘钢后柱的计算裂缝宽度小于《混凝土结构设计规范》限定值的原则, 设计所粘钢板的面积。

式中, Asp为所粘钢板面积, Asl为柱中原有纵向受力钢筋, As为总面积。

通常可取所粘钢板宽度等于梁宽, 则本公式可变为:

式中tp为所粘钢板厚度, bp为所粘钢板宽度, [ω]为规范所允许的构件最大裂缝宽度。

按上式计算, 本工程取300*4 Q235钢板可满足要求。

3.3 粘钢法加固施工步骤。

在粘钢前须对加固构件表面进行表面处理, 对粘和面进行打磨, 去掉1～2mm厚表层, 再用压缩空气除去粉尘, 用棉花粘丙酮擦拭表面。对所粘钢板表面打磨至出现金属光泽再行粘贴。配胶、粘贴、固定与加压、固化和检验应符合文献[2]有关规定。

粘钢加固的钢板, 应进行防腐处理, 在钢板表面粉刷水泥砂浆保护。

粘钢加固后边柱上原有裂缝不再继续开展。对所粘钢板进行粉刷后, 未出现新的裂缝。粘钢法达到了加固结构的目的。

结论

4.1采用粘钢法加固, 相当于增加了所粘一侧构件内纵向钢筋面积, 减小了构件内纵向钢筋应力, 防止了构件的继续开裂。对本工程而言, 粘钢法相当于增加了柱所粘一侧柱内纵向钢筋面积, 防止了柱内侧水平裂缝的继续开展。

4.2对于结构设计, 应注意当屋面温度变形较大时, 要考虑温度荷载的影响, 对结构进行计算。尤其是对边柱截面较小, 抗弯能力较弱的情况, 宜对其做抗裂缝计算。

4.3本文提出的粘钢法加固设计方法, 可直接计算粘钢所需钢板面积或厚度, 是一种便于应用于工程实际的实用方法。

参考文献

[1]《混凝土结构设计规范》 (GBJ10-89) .

温度变形计算 第7篇

文章将轴类小型机械为前提分析了成型气温对于流固耦合的意义。轴类微型机械如图1所示, 微型轴的半径为0.6mm, 长度为8mm, 而矩形块为2mm×4mm×8mm。矩形块左右两侧中间为注射的进、出口。设备的成型步骤如下。先设置小型的轴, 当其凝固之后, 进而设置矩形块, 确保两者能够在模内组装好。确保装配的精确性优秀, 是保证小规模的设备的运动性的关键点。在熔体的前方和设备接触的时候, 其流动会和设备的表层之间生成耦合效应, 而且会它的表层生成流固耦合力, 而且确保气温不一致, 进而导致其发生变形。

先分析熔体的填充时期的流场, 然后分析它的耦合意义。进而将耦合活动的压力场以及总的气温场的信息放到相关的模型之中分析, 论述它的变形现象。为了分析变形的发生原理, 就要对变形以等去耦。为了得知纯压力场之中的变形, 就要事先把小规模的轴当成是非等温的变形活动, 而且将其热膨胀指数设置为零, 这样的话就可以降低气温场不均匀而导致的变形干扰。不分析其表层的压力场, 只是分析它的不均衡性, 可以分析它的热变形意义。这个去耦探索措施为变形的生成机理创造了优秀的条件。

2 二次成型熔体注射温度对模内组装成型流固耦合变形的影响

2.1 关于模拟活动

二次成型熔体注射温度是影响聚合物微型机械模内组装成型装配界面成型精度与质量的关键工艺参数之一, 其经由流动性来干扰成型时期的流场, 所以对组装成型时期的耦合活动带来很多的影响, 而且其气温太高的话会使得机械的表层被熔化, 进而干扰到成型的品质, 最终干扰到它的精确性。所以, 经由变革其注射气温, 探索它对于耦合活动的干扰。

当进行成型活动的时候, 如果填充熔体和设备的表层联系比较的紧密的话, 会在其表层生成耦合效应, 而且在它的表层生成一种力。当其表层的耦合活动变强的时候, 它的冲击力就相应的要高很多, 此时就使得其变形更为厉害, 所以就越容易干扰到成型的精确性。为了探索气温对于作用的干扰规律, 先是分析二次数成型熔体注射温度对于一次生成的设备的耦合压力场的干扰。通过实验实验验证得知, 小规模的设备的表层的耦合力的最高的压力差就随着气温的变高而降低。二次成型熔体注射温度对一次成型微型轴沿其中心轴线温度场分布规律的影响。通过实验验证我们可知, 由于注射气温变高, 设备的高温区的气温变高, 导致它的温度场不均匀。降低气温能够确保温度场均匀。

2.2 流固耦合综合变形的模拟

流固耦合综合变形的有限元力学分析模型如图1所示。通过AN-SYS软件的SOLIDE186单元将微型轴进行有限元离散, 将计算流体动力学模拟分析得到的流固耦合压力场P和温度场T导入微型轴有限元模型中。将有限元模拟视为非等温过程, 以考虑温度对微型轴用ABS弹性模量的影响, 微型轴用ABS的力学性能参数见表1。

二次成型熔体注射温度对微型轴流固耦合综合变形的影响。通过实验验证可知, 其耦合的变形总数会伴随气温的变高而降低, 增加注射气温, 对于降低变形现象, 提升制作的精确性来讲有着非常积极的意义。不过, 其气温变高, 又容易使得一次成型的表层融化, 干扰到最终的成型品质。所以, 要积极的优化注射气温。

将表1中ABS的热膨胀系数设定为零, 并将CFD模拟得到的流固耦合压力场P和温度场T导入ANSYS有限元模型中, 就能得知压力场导致的变形事项。二次成型熔体注射温度对微型轴纯压力场弯曲变形的影响经验证得知, 该变形会由于注射气温的变高而降低。

二次成型熔体注射温度对微型轴流固耦合热变形的影响经验证得知, 其纯热变形会伴随注射气温的变高而变高。通过分析得知, 一次成型微型轴的热变形比压力变形小1~2个数量级。进而我们可知, 其变形关键是由耦合相关的压力弯曲变形来掌控的。

2.3 模拟结果实验验证

图2为二次成型熔体充填流动对一次成型微型轴流固耦合作用综合变形的影响。

二次成型熔体充填流动与一次成型微型轴流固耦合压力场和综合变形的模拟结果如图3所示。

2.4 关于形成的机理

通过分析我们得知, 在熔体的填充成型时期, 其流动性和表层的耦合意义会伴随着注射气温的变高而降低。通过分析流动变知识可知, 导致这种变动性的关键缘由是在别的数值特定的背景之下, 由于其注射气温的变高, 导致它的流动不具有黏度, 进而杀跌流动的阻力变弱了, 此时就使得充填流动力变低, 导致表层的压力变弱, 进而使得弯曲力以及相关的变形降低。除此之外, 气温的变高会使得高温区的气温增加, 导致它的温度场不均匀, 进而使得热应力等增加, 使得变形严重。因为耦合变形会受到设备的表层压力场的变动而导致的变形等的干扰, 热变形比流固耦合压力变形小1~2个数量级, 因为热变形导致的作用力不大, 会使得耦合变形伴随气温的升高而降低。

3 结束语

3.1 通过分析我们得知, 二次生成的熔体的气温的变高会导致一次设备的耦合性变低, 使得气温场不均匀, 耦合力的降低会导致压力变小, 进而使得设备的弯曲变形力变低。对于小轴来讲, 它的气温场如果不均匀的话, 就会使得热应力以及变形等变高。

3.2 一次成型微型轴流固耦合综合变形受控于其表面压力场产生的弯曲变形与温度场不均匀产生的热变形的耦合作用, 它的变形会伴随注射气温的变高而降低。提升其注射气温能够降低耦合变形力, 不过气温的增加会使得一次设备表层被融化, 进而干扰到最终的成型品质。

摘要：聚合物质的模内组装成型的小规模设备的精确性关键是受到二次成型熔体充填流动与一次成型固体微型零件之间的流固耦合作用, 文章具体的分析了相关的事项。

关键词：模内组装成型,微型机械,流固耦合,数值模拟

参考文献

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[2]单德彬, 袁林, 郭斌.精密微塑性成形技术的现状和发展趋势[J].塑性工程学报, 2008, 15 (2) :52-59.

温度变形计算 第8篇

镁的密度小、可回收利用等优点满足现代工业对汽车轻量化和环保的要求,近年来对镁的开发研究越来越多[1,2]。镁及镁合金具有六方密排晶格结构,在常温和低温下滑移系太少,不利于镁合金的塑性变形。而孪生作为一种非常重要的变形机制可以起到协调变形的作用[3,4]。研究晶粒尺寸、温度和应变率对孪生的影响对提高镁合金的力学性能起到至关重要的作用。

镁及镁合金的力学性能对晶粒尺寸有很强的依赖性。以往的研究表明,当晶粒尺寸变大时,孪生的发生率也会随着变大,这是由于激活孪生所需的应力对晶粒尺寸比较敏感[5]。在粗晶内部位错滑移程大,晶界附近应力集中严重。而细晶位错滑移程短,更为重要的是细晶镁合金容易通过交滑移、非基面滑移和动态回复来释放应力集中,应力集中难以满足孪晶形核的要求[6]。

孪生是一个绝热过程[7],Jain等[8]的研究表明,孪生所需的临界剪切应力与温度基本无关,但是基面滑移的临界剪切应力对温度十分敏感,当温度很低时,镁合金的变形机制由滑移向孪生转变。当加快变形速率时,变形机制的改变与降低温度相同。本实验综合分析了温度和应变速率对孪生的影响,通过实验结果推断不同条件下镁合金的变形机制。

1 实验

1.1 试样制备

采用Mg-12Gd-3Y-0.5Zr合金作为研究对象,试样为直径20mm的挤压棒材,通过线切割加工制得尺寸为2mm×3mm×10mm的拉伸试样,如图1所示。将拉伸试样在马氏炉中进行退火处理,退火温度为500℃(在该温度下晶粒的生长最明显),退火时间分别为0h、1h、2h、3h、5h(退火过程中没有孪晶的出现)。通过退火处理可以获得5组不同晶粒尺寸的试验样品,其晶粒尺寸见表1。

1.2 拉伸试验

将制备的实验样品分别在不同温度和应变率下进行拉伸变形试验,试验温度为20℃、-25℃和 -50℃;拉伸应变率分别为1×10-3、1×10-4和5×10-3。拉伸试验在长春试验机研究所生产的电子万能试验机(型号为CSS-4410)上进行,图2为试样的工作环境。

2 结果与讨论

2.1 Hall-Petch关系

屈服应力与合金在不同变形机制下的临界剪切应力相关,如式(1)所示[9]:

σy=mτ0+mKd-1/2 (1)

式中:m是泰勒因子,τ0为有效的滑移机制的临界剪切应力,K是剪切应力的强度因子,它表征了平均晶界对塑性变形在晶界中传导的抗力。因此,研究屈服应力随温度、应变率和晶粒尺度的变化就等于研究在不同条件下合金塑性变形的有效方式随条件的变化。工程上常用在试样卸载拉伸后,其标距部分的残余伸长达到规定的原始标距的0.2%时的应力[10]来表示材料的屈服强度。图3为屈服应力与晶粒尺寸间的关系。

从图3(a)、(b)中可以看出,在低温下的Hall-Petch关系曲线分为两段,即斜率k值有两个,在试样晶粒尺寸较大即粗晶的条件下,k值很大,在这个区域进行的塑性变形主要以孪生为主;在细晶的条件下,变形主要以滑移为主。这是因为当晶粒尺寸变大时,孪生的发生率将会显著增大,滑移-孪生变形机制的转变造成了斜率的变化。而图3(c)中在常温条件下Hall-Petch斜率k值只有一个,这是因为在常温条件下变形以滑移为主要方式。

2.2 晶粒尺寸对孪生面积分数的影响

图4是试样在-50℃、应变率为5×10-3条件下拉伸断口垂直于拉伸轴的表面金相照片。由图4可见孪晶片层如针状插进所在晶粒中,但是并没有贯穿到相邻晶粒中去,在孪晶比较密集的地方,相邻晶粒处孪晶是相连的,这与集中应力有关,并且随着温度的降低,孪生交叉的现象越严重。

通过使用Photoshop软件对微观组织中的晶面积分数进行定量统计,可以获得孪晶面积分数与晶粒尺寸之间的关系,结果如图5所示。

从图5中可以发现随着晶粒尺寸的增大,孪晶面积分数也增大,孪晶的发生率呈上升的趋势。这是因为晶粒尺寸越大,试样塑性变形过程中滑移程越长,晶界处应力堆积越严重。比较图5(a)-(c)可以看出,随着温度的降低,孪晶所占晶粒的面积也越来越大,这是因为孪生所需的临界剪切应力与温度基本无关,而非基面滑移临界分切应力随温度的降低而增大。从图5中还可以看出,在准静态的条件下随着应变率的增大,孪晶面积分数也越来越大,这是因为塑性变形过程过快,使局部应力得不到释放而诱发孪晶的成核长大。

2.3 Z参量对孪生面积分数的影响

温度、应变率对孪生变形机制的综合影响可用Z参量[11]来表示,表达式为:

lnZ=lnε+Q/RT (2)

式中:T为温度,ε为应变速率,R是常量,近似为8.314J·mol-1·K-1,Q是扩散活化能,为135kJ/mol[12]。本实验通过研究lnZ(lnZ=46.2～67.5)与孪生面积分数之间的关系来分析温度、应变率对合金变形过程的综合影响。从图6可以看出,随着lnZ值的变大,孪生面积分数也增加。当温度不变,应变率变大时,Z值变大,孪生驱动所需的应力值变大,有利于孪生的形成;当应变率不变、温度将低时,孪生开动所需的驱动力远远小于棱柱面滑移所需的剪切应力,这就有利于孪生变形模式的开动;当温度、应变率同时变化时,孪生的开动与二者的综合影响有关,从式(2)中可以看出本试验中温度对孪生的影响比应变率大。

3 结论

(1)当合金的晶粒尺寸大于37μm时,由滑移主导的变形机制向孪生主导的变形机制过渡。

(2)塑性变形机制发生改变时,Hall-Petch关系也将发生改变,孪生主导变形时Hall-Petch斜率比滑移主导变形时要小。

(3)温度降低时孪晶的交叉现象比较严重。

(4)在晶粒尺寸小于37μm时,孪晶面积分数与lnZ之间的关系直线几乎是平行的,说明在此晶粒尺寸范围,晶粒尺寸对孪晶开动的影响相同,这可能源于晶粒尺寸较小时晶界对变形的作用,其变形过程中的变形机制由滑移、孪生和晶 界的滑动共同主导;当晶粒尺寸大于46μm时,孪晶面积分数与lnZ之间的变化关系也大致相同,这主要是因为在此过程中试样塑性变形机制主要由孪晶的开动决定。

摘要：通过对Mg-12Gd-3Y-0.5Zr合金进行单向拉伸试验,检验晶粒尺寸、温度和应变率对合金力学性能的影响。通过退火处理可以获得不同晶粒尺寸((9.63±0.69)～(94.24±2.41)μm)的试样,拉伸温度分别为20℃、-25℃和-50℃。当温度足够低时,塑性变形由滑移主导的变形方式向孪生主导过渡;同样的情况可在晶粒尺寸变大时发生。变形机制的转变导致Hall-Petch关系中斜率的变化。采用Zener-Hollomon参量来描述温度、应变率对孪生的综合影响。实验结果表明,随着Z参量的变大,孪生发生率增大;当Z值足够大时,变形机制发生转变。

关键词：Mg-12Gd-3Y-0.5Zr合金,孪生,lnZ

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