变形测量有限元分析

变形测量有限元分析（精选9篇）

变形测量有限元分析 第1篇

近年来越来越被人们所重视的高速、高精度加工,已使得加工中心、刀具夹持系统、切削刀具三位一体共同进步成为必然的趋势。因此,深入研究高速切削对刀具系统提出的新要求,开发适宜高速加工要求的刀具系统具有十分重要的意义[1]。硬质合金刀具是高速切削中最常用的刀具之一,由于刀具转速很高,为保证加工精度及切削系统的动平衡,因此对刀具的装夹要求很高[2]。高速精密热胀夹头以其具有夹持精度高、夹持力强、抗弯曲刚度高、动平衡性能好和成本较低等优点,在欧美和日本等国家已成为高速加工中心的标准配置,热胀夹头的普及应用将是高速工具系统的发展趋势[3]。

2 热胀夹头工作原理及分析模型

热胀夹头的工作原理是:利用刀柄材料的热胀冷缩性能来夹持刀具。在原始状态下,夹持孔的直径小于刀具直径,刀具无法直接插入。安装刀具时,首先对刀柄的夹持段加热,金属材料受热膨胀,夹持孔尺寸变大,此时,刀具可以顺利地插入到夹持孔中;然后将刀柄夹持段冷却,金属材料收缩,依靠刀柄材料的收缩力将刀具牢牢地夹住。卸刀的过程和上述装刀的过程相同。通常采用电感应加热的方法加热刀柄[4]。图1为热胀夹头感应加热示意图。

由于热胀夹头外表面的锥度极小,因此计算时可以将整个夹头部分简化为一个直圆筒。并做以下假设:(1)无边缘效应;(2)各介质均匀;(3)材料各向同性。由此可得出温度场分布,再依据热应力理论计算热胀夹头的热应力。设温度分布与柱体轴线无关,仅沿径向分布,即T=t(r),内径为a,外径为b,轴向为自由端。结合相关理论知识,最终可推导出以下结论:

热胀夹头的径向变形量为:

式中:E-材料弹性模量;α-材料的平均线膨胀系数;μ-材料的泊松比;σr-径向应力;σθ-环向应力;σz-轴向应力;β=αE/(1-2μ);ur-径向变形量[5]。

3 热变形数值模拟

ANSYS软件是世界范围内增长最快的CAE软件之一,能够实现多物理场耦合分析,在工程分析应用中使用较为广泛,因此采用ANSYS软件对热胀夹头热变形进行数值模拟[6]。本文的研究对象是夹头部分,此情况下在工件圆周方向其温度场、变形场各物理量都是呈轴对称分布的,取夹头轴向截面的1/2来计算。模拟材料的密度为7.8×103kg/m3,比热容为459.8J/kg·K,其余物理性能如表1～表4所示。

在ANSYS软件中设置好相关的参数后对夹头热变形进行模拟,通过时间历程后处理器可以得到热胀夹头刀具夹持区随温度升高而产生的径向变形量。图2、图3分别为准热胀夹头的热变形曲线图。

4 热变形实验与分析

热胀夹头的热径变形实验装置包括热胀机、内径千分表、热电偶温度测量仪、量规等,如图4所示。

孔径为两个型号的夹头实验结果如图5所示。

由图5可知,在相同温度下的夹头要比变形量大,这是因为夹头壁厚为5.5mm,比的7mm薄。在感应加热过程中由于透入深度一样,壁薄传热比较快,更利于夹头的膨胀。

5 结论

建立了热胀夹头热变形模型,基于ANSYS数值模拟进行了热胀夹头的热变形分析,获得的热变形量与实验测得的结果基本相吻合;实验中热胀夹头感应加热温度在250℃和320℃时变形量差距非常小,而且250℃时已经满足加工需要,所以感应加热时间可以下调,从而节约生产时间,提高生产效率,为优化热胀夹头材料提供理论依据。

摘要：利用有限元分析软件ANSYS进行了热应力分析,对准10和准16两种规格的热胀夹头进行了热变形测量实验,实验数据与模拟分析有较好的吻合,为热胀夹头的优化设计提供了理论基础。

关键词：热胀夹头,热变形,有限元分析,ANSYS,感应加热

参考文献

[1]范志明.高速切削中的几例刀具夹头[J].新技术新工艺,2005(5):25-26.

[2]朱良慧,钱志良.刀具夹头感应加热的温度模型研究[J].工具技术,2008(2):50-52.

[3]戴维斯等.感应加热手册[M].张淑芳,译.北京:国防工业出版社,1985.

建筑变形测量静力水准测量怎么做？ 第2篇

一、观测前向连通管内充水时，不得将空气带入，可采用自然压力排气充水法或人工排气充水法进行充水;

二、连通管应平放在地面上，当通过障碍物时，应防止连通管在竖向出现n形而形成滞气“死角”，连通管任何一段的高度都应低于蓄水罐底部，但最低不宜低于20cm;

三、观测时间应选在气温最稳定的时段，观测读数应在液体完全呈静态下进行;

四、测站上安置仪器的接触面应清洁、无灰尘杂物，

仪器对中误差不应大于±2mm，倾斜度不应大于10′。使用固定式仪器时，应有校验安装面的装置，校验误差不应大于±0.05mm;

变形测量有限元分析 第3篇

关键词：CPⅢ平面控制网；变形分析；解决方法

中图分类号： U212 文献标识码： A 文章编号： 1673-1069（2016）12-155-3

1 概述

哈齐客专是黑龙江省省会哈尔滨市至齐齐哈尔市之间的高速铁路客运专线的简称，是国家“十二五”规划的重点工程，是黑龙江省第一条省内城际间客运专线，是《中长期铁路网规划》“四纵四横”高速铁路网中京哈客运专线的重要组成部分。全省年平均气温多在-5℃～5℃之间，由南向北降低，四季分明，气温月际变化强烈，一般在8～10℃左右，这种温度的变化对铁路建设后期线上轨道控制网测量的精度产生一定的影响。

CPⅢ轨道控制网测量为轨道铺设和运营维护提供控制基准，采用多测回自由设站边角交会的方法进行测量，具有外业测量精度要求高，对外界环境要求高的特点。测量过程贯穿于整个无砟轨道施工过程中，由于外界环境和施工的影响，CPⅢ平面控制网会产生变形，特别是连续梁和搭接段落由于变形造成复测成果超限。

本文主要分析桥梁上CPⅢ测量，由于桥梁变形引起 CPⅢ平面控制网的变形，通过变形原因分析从而提出测量解决方法。

2 CPⅢ平面控制网变形分析

2.1 CPⅢ平面控制网测量方法

CPⅢ平面控制测量采用自由设站边角交会方法施测，每站以2×3对点为测量目标，测量时应保证每个点至少在不同的测站上被测量3次，观测距离不超过180m。

CPⅢ平面网应附合于CPⅡ控制点上，每600m左右应联测一个CPⅡ加密控制点，加密控制网埋设于桥梁固定支座正上方防撞墙顶部，采用GPS 测量。CPⅢ平面网与上一级CPⅡ控制点联测时，应至少通过3个连续的自由测站或3个以上CPⅢ点进行联测，联测距离不超过180m。一般 CPⅢ测量布网形式示意图见图1。

2.2 CPⅢ平面控制网变形分析

2.2.1 温度变形影响分析

CPⅢ标志一般埋设于梁体固定端防撞墙上，固定端设置1个固定支座，一个活动支座，由于温度不同， 梁体会产生收缩变形，CPⅢ标志以固定支座为中心产生横向变形。由于 CPⅢ标志到固定支座距离大小不等， 固定支座上方标志移动量较小，活动端支座移动量较大。还有梁体上下温度不一致造成弯曲变形，以两支座为中心活动，距离较短，对坐标和高程影响较小，可不考虑。梁体CPⅢ标志温度变形示意图见图2。

2.2.2 温度变化引起横向变形计算

计算公式：Δlt=（Tmax-Tmin）××L

式中，Δlt：温度变化之伸缩量；

Tmax：测量较高温度；

Tmin：测量较低温度；

：线膨胀系数；

L：伸缩梁长度。

一般设计时线膨胀系数可按表1数据参考选用：

2.2.3 简支梁上CPⅢ标志横向温度变形计算示例

以温度变化 20℃为例计算：

左侧 CPⅢ标志位移：

Δlt1=20×10×10-6×（2300+4600）=-1.38mm

右侧 CPⅢ标志位移：Δlt2=20×10×10-6×2300=0.46mm

两标志相对位移：Δlt=Δlt2-Δlt1=1.84mm

2.2.4 连续梁上CPⅢ标志纵向温变形计算示例

连续梁多跨为一个整体，只有一个主墩设置一个固定支座，会出现CPⅢ标志埋设于活动支座或大跨连续梁跨中上方防撞墙顶，收缩变形较大，以 64m连续梁温度变化20℃为例计算纵向变形量：Δlt=20×10×10-6×64×1000=12.8mm

从计算结果看连续梁CPⅢ标志位移随温度和跨度变化，变形较大，使用时要特别注意。

3 CPⅢ测量变形分析

3.1 直接计算搭接段坐标比较

根据不同时间段测量的成果比较，可以发现控制网存在温度变化引起的变形，对两段数据单独计算，比较搭接段测量成果坐标偏差，如下表2：

从表3-1可以看出，温度差异 21℃左右，单号点左侧活动支座端偏差较大，双号点右侧固定支座端偏差较小，与分析结果基本一致。

将上面两段测量搭接段坐标展绘在图上，可以看出二段点位基本按照分析情况向外横向发生位移。具体位移详见图3。

3.2 搭接计算成果分析

第二段平差计算分别采用直接计算和搭接计算平差，其中搭接计算分两种情况进行，采用上段一对共用点和单侧固定支座上方两个点做约束平差。各种方法平差计算后，各项精度指标统计详见表3。

从表3中可以看出采用点对搭接约束平差会出现方向改正数较大，最大为 7.94″，精度指标超过与已知点联测 4″的限差要求。其余方向观测值残差图如图4。

若采用端头单侧两个固定支座上测点进行约束平差，由于固定支座上方测点位移较小，故约束平差后各项精度指标均满足要求。

3.3 连续梁等特殊结构梁上CPⅢ坐标复测成果比较

以40m+64m+40m 连续梁为例，测量温度相差15℃在右时复测与原测坐标比较成果见表4。

从表3-3可看出活动支座上CPⅢ复测坐标与原测坐标差比较较大，连续梁外侧固定端复测坐标也有影响，坐标较差偏大，特别是固定端活动支座上CPⅢ复测坐标偏差超过3mm。

3.4 验证结论

通过实例验证了温度变化对 CPⅢ平面控制网稳定性影响较大，温度变化较大时，控制网变形较大，相邻测段不同时间段搭接测量时横向变形对搭接精度的影响较大，特别是大跨连续梁的伸缩变形导致CPⅢ平面控制网变形很大，给CPⅢ测量和使用带来很大困难。

4 解决方案

为消除或减小梁体温度变形对CPⅢ平面控制网稳定性的影响，在CPⅢ测量和使用时可以采取以下措施：

①尽量缩短相邻段CPⅢ测量时间，测量时选择在夜间或阴天等比较良好的天气状况，减小温度变化对控制网相邻网段搭接测量影响。

②相邻段落搭接测量约束时应选用端头至少1对固定支座上的CPⅢ点进行约束，减少温度变形对测量精度影响。

③在轨道板铺设、轨道检测等关键工序施工前要进行CPⅢ复测。

④对于大跨连续梁等特殊结构CPⅢ测量时，整个段落要在较短的同一段时间、同一温度、环境下进行测量。

⑤大跨连续梁轨道板铺设和轨道基准网测量的时间段要尽量与测量CPⅢ的时间、温度、环境一致。如果使用与测量时间相隔较长，温度变化较大，可采用连续梁两边相对稳定的点进行局部测量修正，减小温度变形影响。

⑥根据实测梁体温度及伸长量，比较准确地推算出梁体线膨胀系数，然后根据使用时和测量时温差，计算出使用时CPⅢ变形量，根据坐标方位角实时修正CPⅢ坐标。此方案适用于温度变化较大，使用频次较高的大跨连续梁。

5 结束语

本文详细分析验证了温度变形对桥梁CPⅢ轨道控制网变形影响，特别是不同时间段 CPⅢ网段搭接测量和特殊大跨连续梁的CPⅢ测量坐标偏差较大。为消除或减小梁体温度变形对桥梁 CPⅢ平面控制网稳定性的影响，提出了具体的解决方案，满足CPⅢ平面控制网测量和使用精度，为高速铁路无砟轨道施工和运营维护提供可靠的控制基准。

参 考 文 献

[1] 李扬海，等.公路桥梁伸缩装置[M].北京：人民交通出版社，2006.2.

[2] 哈齐铁路客运专线有限责任公司.新建铁路哈齐铁路客运专线轨道控制网（CPⅢ）测量技术方案.2013.3.

[3] 中铁二院工程集团有限责任公司.高速铁路工程测量规范TB10601-2009[S].北京：中国铁道出版社，2010.1.

焊接变形有限元数值模拟分析 第4篇

传统工艺中基本都是依靠改变焊接参数来减小焊接变形, 效果不是很明显。采用大型有限元分析软件ANSYS模拟火焰筒衬套组件焊接变形过程, 模拟马鞍与内环焊接过程中温度场及变形情况, 总结变形规律, 为焊接工装控制焊接变形的措施提供理论设计依据及数值基础。

模拟软件针对不同焊接情况下的焊接变形进行模拟。依据模拟结果, 选取能最大减小焊接变形的工艺方法, 减少工装种类及数目, 缩短设计周期, 而且节省试件经费, 提高经济效益。

1 材料的物理性能分析

材料的物理性能直接影响焊接过程及其相应的应力与变形模拟精度, 尤其是材料参数随着温度的变化而对焊接数值模拟影响尤为剧烈。材料线膨胀系数、弹性模量、屈服强度、热导率随温度的变化而变化。密度一般随着温度的变化不是十分明显, 这里选取20℃时[2], 相应焊接材料的密度作为计算过程中的密度数据。焊接材料N263高温合金的密度为350Kg/m3, Hast X高温合金的密度为8280Kg/m3。泊松比随温度的变化不明显, 这里选取泊松比为0.3。N263高温合金和Hast X高温合金的热物理参数如图1和图2所示。

2 有限元模型的建立

内环与马鞍焊接组件是薄壁件, 在长度和厚度方向比例相差较大。生成节点和单元网格划分, 过程包括三个步骤:1) 定义单元属性;2) 定义网格生成控制;3) 生成网格。为保证计算精度和提高计算速度, 将其划分成非均匀网格, 在焊缝处局部进行网格加密处理, 内环与马鞍焊接组件网格化图见图3。有限元模型选用8节点的三维实体单元, 共划分10194个节点, 34503个网格单元。

3 焊接温度场对焊接残余变形的影响

内环与马鞍焊接组件数值模拟主要研究改变焊接先后顺序对焊缝位移场的影响, 热源是通过假设焊缝单元内部热生成模拟施加于焊缝处。假设焊接的热源效率为0.7, 室温下的辐射率为7X10-8W/m2K4, 热载荷施加在焊缝处节点上, 见图4, 并在规定时间内完成焊接工作。室温为20℃[3]。

通过模拟分析, 可以看出, 焊接过程中, 焊接温度分布比较集中, 主要分布在焊接热源附近, 最高温度值为1792℃, 温度实测值为1765℃。可见温度场数值模拟结果还是比较准确的。而温度场的准确模拟是进一步计算焊接应力与变形的基础。研究还发现焊缝附近存在比较大的温度梯度, 而经典焊接结构理论表明, 比较大温度梯度会使结构在焊接完成后在焊缝内部及其附近区域产生比较大的残余塑性应变, 进而由于结构协调作用而产生比较大的焊接残余变形, 影响结构的使用及装配[4]。

4 焊接变形模拟结果分析与讨论

在进行有限元分析时, 材料模型选为热弹塑性, 属于材料非线性, 材料屈服遵循Von mises屈服条件。焊接时, 焊缝及其周围附近区域因热膨胀受到周围较低温度金属的约束, 产生大量的塑变, 冷却后焊缝及其附近存在的残余塑变, 其大小和分布就决定最终的残余应力和变形[5]。

图5所示, 内环与马鞍焊接组件模拟结果, MAX的最大变形为0.494mm, 在其对应的180°处变形为0.756mm, 通过计算内环与马鞍焊接后径向最大的变形为1.25mm, 与实际模拟结果相符。由此可见, 内环与马鞍焊接组件模拟图与实际值吻合良好。

结语

通过对火焰筒衬套组件上对接、角接、塞焊等焊缝产生的特殊变形规律进行理论分析, 采用合理焊接工艺参数, 在有限元模拟结果指导之下, 有针对性的设计不同焊接夹具, 有效控制焊接变形。采用有限元分析软件ANSYS模拟火焰筒衬套组件焊接过程, 模拟马鞍与内环焊接过程的温度场及变形情况;模拟结果表明, MAX最大变形为0.494mm, 在其对应的180°处变形为0.756mm。通过计算可知, 内环与马鞍焊接后径向最大变形为1.25mm, 与实际焊后测量结果相符。利用焊接前反变形法及焊接夹具刚性固定法有效克服焊接收缩变形大的问题。通过使用焊接夹具, 使内环圆度变形1mm降到0.3mm。由此可见焊接变形模拟分析对控制焊接预变形起到了良好的作用。

参考文献

[1]В.А.Виноуров.Сварочнъте деформадии и Налряжения.Мосва Машнностроение[M].1978:73-78.

[2]李冬青, 孟庆国, 陶军.等.焊接动态位移场的建模与数值模拟[M].2002:3-21.

[3]中国机械工程学会焊接学会编.焊接手册, 第3卷[M].2001:233-237.

[4]沈鸿.机械工程设计手册[M].1982:21-32.

变形测量有限元分析 第5篇

摄影测量学按照距离的远近分为:航天、航空、地面、近景和显微摄影测量;按照用途可分为:地形摄影测量、非地形摄影测量与遥感;按照处理手段可分为:模拟、解析和数字摄影测量。

现代摄影测量学的研究方向是利用航空影像和卫星高分辨率影像的数据源, 来扩展计算机立体像对的相关理论与算法, 并发展立体几何模型的确定和精化的新方法, 以及研究相对困难地区的数字立体测图技术;研究地面或近景摄影测量, 在现代化生产过程中, 如变形监测及土木工程中的问题。文章主要阐述摄影测量学在变形监测中的应用。

变形的定义:指的是变形体在各种载荷的作用下, 大小、形状及位置在时间和空间上的变化。而变形监测又称变形测量或者变形观测, 变形测量是对设置在变形体上的观测点进行周期性地反复观测, 求得观测点在各周期内相对于第一次观测时的点位或高程的变化量。虽然地面摄影测量技术应用在变形监测中的时间较早, 但是由于这种技术的摄影距离过远, 而且绝对精度低, 使其应用受到限制, 以往仅应用于塔楼、烟筒、高耸雕像、水坝砸门等的变形监测。随着近几年数字摄影测量和近景摄影测量技术的发展, 逐渐取代了原有的地面摄影测量技术, 为摄影测量技术在变形监测中更好的应用开拓了值得瞩目的前景, 是变形监测未来发展的新趋势。

利用数字近景摄影测量技术进行变形测量比其它测量手段有着明显的优点:数字近景摄影测量是一种瞬间得到被摄物体物理信息和几何信息的测量技术, 非常适用于观测点众多的目标, 并且它是一种非接触式的测量手段, 非常适合监测滑坡区、塌陷区等的变形作业。在利用高分辨率的数码相机进行相似材料模型变形监测时, 可以利用DLT和自检校光束法平差算法测定的观测点三维空间坐标的精度, 是可以满足矿山岩层和地表移动相似材料模型观测的要求。为矿山、土木工程等的实际作业提供了理论和实践基础。在利用高分辨率的非量测普通数码相机, 采用非固定摄影站自由直接拍摄技术时, 所测定的模型位移场的规律性是符合实际情况的, 同时还可获得不同时刻的影像数据, 为研究变形动态过程提供了大量的监测信息。

近年来, 由于摄影测量技术的飞速发展, 尤其是数字摄影测量技术, 使得摄影测量的方法越来越多地用于大型工程建筑物 (例如大型水库边坡、高层及超高层建筑物等) 的变形观测。航空摄影测量也更多地用于较大范围的地面变形测量, 例如, 测定由于矿山采矿而引起的山坡移动。这些工程多数采用摄影测量方法, 除了它本身优点的原因外, 更主要的原因是近几年来摄影测量测定点位精度的明显提高。而精度提高的关键因素是硬件的改进 (高分辨率的摄影主机和更加精密的测量仪器) , 以及应用软件的快速发展。现在由于计算机被广泛的应用, 使得作业人员能够采用严密的数学模型来模拟摄影测量中的系统误差 (摄影机镜头的畸变差及摄影底片的CCD面阵) , 可以采用数理统计的方法来评定观测值的质量和剔除粗差, 保证测量成果的高可靠性。

变形观测和其它的测量工作相比, 变形观测要求的精度较高, 绝对精度为1mm或相对精度为10-6。制定规范的精度是很必要的, 过高的精度要求会使测量工作变得困难复杂, 成本也会增加, 如果精度设定得太低, 又会使变形分析变得困难, 会使估计的变形参数误差大, 甚至会得到错误的成果。变形体的大小、变形速率、使用的仪器和方法所能达到的实际精度, 以及观测目的等, 这些因素决定了变形观测的精度。一般来讲, 变形观测如果是为了确保建筑物的安全, 则其观测的误差应小于允许变形值的1/10-1/20;如果是为了研究变形的过程, 则其误差应比这个数值小得多, 甚至应采用目前测量手段和所使用的仪器所能达到的最高精度。测量精度要求比较高的, 如地壳变形测量是用于预报地震、研究地震发生的机理及地震和地面变形的关系, 多数情况下相对精度在10-6以上。变形观测在精度要求上也有许多不同, 对于不同类型的建筑物, 变形观测的精度要求也是不同的, 而对于同类工程的建筑, 因为其结构、形状的不同, 要求的精度也不同, 即使是同一建筑物, 不同位置的精度要求往往也是不同的。对于普通的工业和民用建筑, 变形观测的主要内容是垂直位移和水平位移。一般来讲, 对于大型的流水作业车间 (如带有钢结构、钢混结构的建筑物) , 要求变形观测的成果能反映出2mm的沉陷量。

为了使摄影测量技术能更好的利用在变形测量中, 下面分析一下影响摄影测量精度的基本因素和提高精度的具体措施:

影响精度的基本因素:主要是摄影测量系统的物理、几何特征及多余观测量和应用的数学模型。 (1) 像片倾斜所引起的像点位移和地面起伏引起的投影差。 (2) 像点坐标的量测, 包括影像的内定向、相对定向与绝对定向。 (3) 影像的分辨率, 分为数字影像的分辨率、胶片影像的分辨率和扫描影像的分辨率。 (4) 像控点的实测精度和数量及分布。 (5) 变形测量中观测点和变形点的布设。 (6) 摄影机和观测仪器的选用。

提高摄影精度的措施: (1) 利用数字空中三角测量辅助摄影测量, 主要目的是为了影像的纠正、数字高程模型的建立和立体采集提供定向成果, 需要注意的是空三测量的加密精度会直接影像前方交会的精度, 同名像点的切准精度也会影像最终的成图精度。 (2) 像点坐标的改正:物镜畸变差分两种, 一种是径向畸变差, 另一种是切向畸变差, 因为切向畸变差要比径向畸变差小, 所以一般情况下只测定径向畸变差并进行改正。 (3) 利用严密的共线方程光束法平差结算, 所谓共线方程就是指中心投影的构像方程, 是解析空三测量光束法平差中的基本数学模型和构成数字投影的基础, 在数字摄影测量中起着重要的作用。 (4) 控制点的数量及其分布, 取决于变形体的预期精度、目标复杂度和数据处理的方法, 一般情况下要求均匀分布在全部测区内, 控制点越多, 验测的精度越准确。

变形测量有限元分析 第6篇

关键词：黄土,有限元,沉降,不均匀沉降率

在黄土地区修建公路,黄土既作为公路的地基又作为路基的填料。由于黄土工程性质的特殊性,形成了许多路基病害。伴随着我国高速公路网的进一步发展和完善,黄土地区的公路里程日益增多。从对陕西、甘肃、山西、河南这几个我国典型黄土分布地区所建的高等级公路使用情况及其病害表现形式上看,因地基强度不足导致路基不均匀沉陷而造成的路基路面破坏相当严重。因此,将地基与路基作为一个整体来考虑,进行路基沉降变形分析对于指导黄土地区公路路基设计,减缓其路基路面的早期破坏具有重要的现实意义和指导意义。

1 有限元分析模型

考虑到路基填土和地基土材料强度较低且结构较为松散,宜作弹塑性材料处理。故在本次仿真计算中选用了Drucker-Prager准则对力学性能进行仿真分析。Drucker-Prager模型是一种弹塑性模型。弹塑性模型是把总的变形分成弹性变形和塑性变形两部分,用虎克定律计算弹性变形部分,用塑性理论来解塑性变形部分。

1.1 模型前提和假设

1)假定路堤填土荷载是一次填筑而成的,不考虑地基土应力历史,只计算地基在路堤荷载作用下发生的最终沉降变形;2)计算前提是地基土充分固结,不计地基土自重,只分析路基自重作用下,路基、地基沉降变形规律;3)计算前提是路堤填土压实度满足设计施工规范要求,地基为均质地基,对地基土部分采用变形模量作为刚度指标;4)假设路基与地基之间完全连续接触;5)忽略

汽车荷载作用。

考虑到结构的对称性,只需取模型的一半进行计算与分析。模型的边界条件、网格化分情况具体见图1。

说明:模型网格的划分是通过试算考虑收敛最后确定的。

1.2 有限元计算工程实例结果验证

为了验证有限元计算结果的可信性,将有限元计算结果与工程实际观测的沉降结果进行了对比。观测路段为西宝高速公路K81+940～K82+060,填土高度h=4.16 m,路基宽度B=26 m。观测路段的土性指标见表1。

采用竣工后900 d的观测资料作为地基实测最终沉降量对实测结果与计算结果比较。

可以看到:有限元计算结果与实测结果最大相差4%,说明了文中所选取的有限元计算方法是正确可信的。

2 路基沉降变形分析

对于黄土地基,根据所收集到的大量资料,位于黄河中游地区黄土的粘聚力C变化范围为:21 kPa～76 kPa,内摩擦角ϕ变化范围为:2.06°～33.06°,地基部分DP模型参数取其均值:C=45 kPa,ϕ=27°作为其代表值。对于路堤填土部分,考虑到填土部分黄土是经过碾压后的压实黄土,通过试验数据统计,经过压实、碾压后,C值平均提高30%,而ϕ值平均提高4%,故对填土部分DP模型参数取值为:C=58.5 kPa,ϕ=28°作为其代表值。

影响黄土地区公路路堤沉降的因素有很多,为了分析各因素对路堤沉降变形的影响,分别变换不同参数进行有限元计算。

2.1 地基土变形模量影响分析

路表中心处沉降量与路肩边缘处沉降量之差除以该两处之间的距离,称为不均匀沉降率。工程上常用不均匀沉降率作为差异沉降控制指标。图2反映了地基土变形模量与路表中心沉降量及路表不均匀沉降率的关系。

从图2可见,地基变形模量对路表沉降量影响作用比较显著。随着变形模量E的增加,路表沉降量逐渐减小。其减小的幅度随地基模量的增加趋于平缓。

当地基变形模量由4 MPa增至8 MPa时,路表不均匀沉降率由原来的0.59%降为0.32%,减小了46%。当地基模量由8 MPa增至12 MPa时,路表不均匀沉降率减小31%,降为0.22%。当地基变形模量由12 MPa增加1.5倍至30 MPa时,路表不均匀沉降率也仅在12 MPa的基础上减小了42%,为0.092%。

2.2 路堤填土高度影响分析

从图3中可以看出,随着路堤填土高度的增加,路表沉降量逐渐增大。当路堤高度为3 m时,计算路表沉降量为7.5 cm,当填土高度增至8 m时,计算路表沉降量为38.7 cm。

可见,填土高度是影响路表沉降的另一关键因素,其沉降量随着填土高度的增大而增大。路表不均匀沉降率随填土高度的增加逐步增大。但其增大的幅度却依次减小,当路堤填土高度由3 m以1 m等间距增加到8 m时,路表不均匀沉降率由0.18%增至0.34%。对应的增加幅度依次分别降低:32%,17%,11%,8%,4%。

2.3 路堤填土回弹模量影响分析

填土回弹模量对路表沉降、路表不均匀沉降率的影响是随着地基土变形模量的增加而呈不明显趋势。当地基土变形模量为8 MPa,路堤填土回弹模量从10 MPa增至100 MPa时,路表沉降量、路表不均匀沉降率分别减小了9%,14%。当地基土变形模量大于14 MPa,路堤填土回弹模量从10 MPa增至60 MPa时,路表沉降量及不均匀沉降率减小不明显,而路堤填土回弹模量从60 MPa增至100 MPa,对路表沉降量、路表不均匀沉降率几乎没有影响。

2.4 路堤填土容重影响分析

路堤压实黄土容重对路表沉降、路表不均匀沉降率的影响是随着填土容重增加而增加的。当地基土变形模量为8 MPa,路堤填土容重从16 kN/m3增至20 kN/m3时,路表沉降量、路表不均匀沉降率分别增加20%,16%。当地基土变形模量为14 MPa时,路表沉降量、路表不均匀沉降率分别增加19%,13%;而当地基土变形模量为20 MPa时,路表沉降量、路表不均匀沉降率分别增加21%,19%。可见,仅靠增加地基土变形模量是不能抵消路堤填土容重增加对路表沉降量、路表不均匀沉降率的影响。当地基土变形模量足够大时,路表沉降量、路表不均匀沉降率本身值很小,故因填土容重增加而引起沉降量、不均匀沉降率增加值也不大。

3 结语

1)E和h是影响路表沉降量、不均匀沉降率的关键因素。为了防止路堤工后超标准沉降,E不能低于一定值。建议设计规范提出相应标准要求。2)当E>14 MPa时,E0从60 MPa增至100 MPa,对路表沉降量、路表不均匀沉降率几乎没有影响。而E0对路堤自身压缩沉降影响明显。为了避免路堤自身过大压缩沉降填土回弹模量也不宜小于60 MPa。3)压实填土容重对路表沉降量、不均匀沉降率影响作用也是不能忽视的。建议采用轻质材料进行路堤填筑,从而减少对地基的附加应力,避免出现过大的沉降或不均匀沉降率。

参考文献

[1]刘祖典.黄土力学与工程[M].西安:陕西科学技术出版社,1997.4.

[2]关文章.湿陷性黄土工程性能新篇[M].西安:西安交通大学出版社,1990.6.

[3]交通部“八五”行业联合科技攻关项目.陕西省高等级公路路堤沉降规律与防治研究报告[R].西安:西安公路交通大学,1997.12.

[4]龚晓南.土工计算机分析[M].北京:中国建筑工业出版社,2000.16-17.

变形测量有限元分析 第7篇

在实际工程中,经常会有地基为深厚软弱土层的情况,此时远场土体的位移—荷载反应对结构体的影响往往不能忽视。在理论计算中,常把这类问题简化为半无限体,如果全部用有限元模拟,需要取庞大的计算范围,如此将花费大量计算时间,繁琐的计算过程还不一定能够保证相对合理的计算结果。若远场土体采用无限元,则会节约大量计算量,并且使计算结果更加具有合理性。

1 无限域的模拟

无限元是根据半无限体受集中荷载作用的弹性力学解答思想演变而来的,它其实是有限元法思想在无限域问题上的延伸[1]。根据半无限体上受集中荷载的弹性力学解答可知:当r※∞时,u※0;当r※0时,u※∞,其中,r为半无限体内某一点到集中荷载的极半径;u为位移值。因此可以构造包含1/r或1/r2项的映射函数。设位移函数为u(ζ),-1≤ζ≤1,其中,ζ为无限元的每一边上的点的极半径的映射值,当有ζ※1时,r※∞成立。如图1所示的一维无限元,对于每一条延伸向无限域的边,可以构造形如下式的映射函数:

其中,Ni(ζ)为无限元的形函数。

由式(1)很容易验证当ζ取-1,0,1时,r分别等于r1,r2,∞。相应的位移函数可以写为:

其中,Mi(ζ)为位移函数,称为位移衰减函数。

同理,可以构造出二维和三维情况下的无限元形函数形式。构造无限元时,至少要满足以下3个条件:

1)局部坐标系中的有限域到整体坐标系中的无限域映射,当某个方向局部坐标趋于1时,相应的整体坐标趋于无穷大,从而实现计算范围伸向无穷远点,其映射函数还应满足下面的条件:

2)无限域上位移衰减过程的描述,当某个方向局部坐标趋于1时,该方向位移趋于0,从而实现无限远处位移为0的边界条件。

3)为了和有限元耦合使用,应始终保持从有限元过渡到无限元时界面上的连续性。对于有n个节点的单元,其坐标变换式为:

如图2a)所示的二维4节点单元,可以构造映射函数如下:

单元位移插值函数为:

取位移衰减函数为(1-ζ)2,对于4节点无限元,可构造形函数如下:

因为位移和应变的微分关系式是用整体坐标表示的,而式(6)只给出了局部坐标下位移插值函数,在进行整体分析时必须转换为整体坐标下的形式。根据式(6)可得:

其中,[J]为Jacobi矩阵,由式(4)～式(8)得:

以上构造出了平面4节点无限元的插值函数形式,对于5节点无限元,可以根据同样的方法构造出相应的坐标映射函数和位移转换函数。在进行结构离散化时,无限元区域通常距荷载作用处较远,其与有限元连接的边上用线性插值函数的误差不大,所以为简单起见,对于5节点无限元可以假定N5=0。联合式(4),式(7),即可采用有限元的程序模式且假定无限元区域内的材料是线弹性,求解半无限体问题。

2 有限元模型的建立

某水泥有限责任公司低温余热发电工程窑头余热锅炉结构,布置在平面上呈长条形,长为26.4 m,宽为4.5 m,高约30 m;底部结构为钢筋混凝土框架,上部结构为钢框架;基础为挖孔灌注桩基础,管径(D=1 000 mm),桩长约14 m,桩端位于力学性质相对较好的(7)层圆砾层中。整栋房屋共有12根挖孔灌注桩。

建立上部结构、桩基础和地基共同作用分析的平面应变模型:土体、桩和承台采用平面8节点实体元,桩和承台与土体的接触面采用界面元模拟,各土层的摩擦系数采用相应土层的内摩擦角的正切值;上部框架结构采用梁单元,不考虑施工对桩侧与桩端的影响。由于该处软弱土层较厚,深部土层的沉降可能占结构的最终沉降的相当部分,故对远场区域的采用无限元与有限元的耦合分析方法。对土体采用修正剑桥模型;混凝土则假定完全在弹性范围内工作;模型的变形采用有限变形模式。

3 桩基沉降变形分析

比较桩端以下各水平面上的沉降曲线可以看出(见图3,图4),沿桩端向下,沉降值减小,桩端处有相当的刺入量。这就说明远场区域的沉降在本工程中占有很大的比重,反应了在深厚软弱地基上考虑远场影响的必要性;说明本次分析中采用无限元和有限元耦合分析的合理性。

左侧第一排桩轴线的水平位移见图5,从图5可以看出:桩身受到土体左方向的挤压而侧向变形,在桩顶由于受到承台的约束偏移量少一些,在-1.2～-9.5深度范围内,由于土体的变形模量较小,因此对桩的挤压大,桩的侧向变形较大,随着深度的增加偏移量减小,因此桩身的变形呈“弓”形[3]。

4 结语

本文以某水泥有限责任公司低温余热发电工程窑头余热锅炉结构为模型,用无限元模拟远场区域的反应,而用有限元模拟结构附近材料的受力特征,采用无限元与有限元边界耦合模型模拟深厚软弱地基基础的沉降和变形形态。

参考文献

[1]姜忻良,郑刚.圆板—弹性层状地基的样条有限元—无限元耦合分析法[J].岩土工程学报,1997,19(5):9.

[2]解家毕.带桩多高层建筑共同作用分析方法及其在纠偏中的应用[D].武汉:武汉大学博士论文,2004.

[3]M.F.Bransby,S.M.Springman.3-d finite element modeling ofpile groups adjacent to surcharge loads[J].Computers andGeotechnics,1996,19(4):8-20.

[4]陈祥福.沉降计算理论及工程实例[M].北京:科学出版社,2005:4.

[5]O.C.Zienkiewicz,R.L.Taylor.Mixed and irreducible formulation infinite element methods,Hybrid And Mixed Finite ElementMethods,John Wiley&Sons Ltd,1983.

变形测量有限元分析 第8篇

随钻下击器ZXJ80B在石油钻井中广泛应用, 它的卡瓦震击机构如图1所示:

卡瓦安装在卡瓦轴上, 卡瓦的前端有套筒顶住, 卡瓦外侧是卡瓦套。卡瓦轴上有水平方向的作用力F, 作用力F使卡瓦轴向左移动, 受到卡瓦槽上的阻力, 卡瓦在受力后发生变形。当作用力F增加到一定数值的时候, 卡瓦的变形的逐步加大, 直到卡瓦的变形允许卡瓦轴通过, 卡瓦轴迅速脱开。由于工具的外径只有80mm, 设计空间有限, 卡瓦结构很难设计的足够强壮, 极易发生卡瓦破碎的故障, 而这种结构用传统的计算方法很难处理, 采用了有限元分析的方法进行优化设计后, 震击器的卡瓦性能有了明显提高, 完全杜绝了破碎现象。

有限元分析的仿真分析模型建立非常关键, 好的模型能够反映工件的实际工况, 模型和实际的工况越相符, 计算结果愈接近实际。

建立模型的步骤包括:

一、建立实体模型, 划分网格

我们建立一个卡瓦机构的实体模型。只需建立一个完整模型的1/8就可以了。模型过大, 划分单元过多, 计算时间会很长。建立模型如图2所示:

在建立好的模型上划分六面体单元, 先给定网格大小, 再划分单元, 并给定材质的物理属性。网格越小计算越准确, 分析耗时越长, 具体可根据零件情况自由确定。FEMAP10.1采用的是无量纲参数, 结果将按照我们给定的材料参数的单位来确定输出结果的单位, 如输入的长度单位是mm, 力的单位是N, 那么结果的应力单位就是Mpa。

二、添加载荷、约束、接触对

1、添加载荷:根据实际受力情况在卡瓦轴的一端添加载荷, 如图3, 添加载荷为水平力10000N, 位置为右端面。

2、添加约束:

约束就是根据实际情况限制模型零件的自由度, 如图3, 在卡瓦轴的剖切面上添加滑动约束, 这是卡瓦轴只能自由滑动而不能扭转, 与实际相符。卡瓦套的剖切面上添加滑动约束, 在端面添加滑动约束, 这样卡瓦轴只能轴向膨胀变形, 与实际相符。

3、添加接触对:

在卡瓦的上凸面和卡瓦套的下表面之间添加滑动接触对, 在卡瓦与卡瓦轴的棱带之间添加滑动接触对。卡瓦与其他零件之间的关系全部确定。

三、建立分析集, 进行分析

建立静态分析集, 进行分析得到的结果如图4, 不同的颜色代表不同的应力大小上方的红色为最大应力, 下方的粉色为最小。根据需要选择输出的结果集, 这里选择应力云图和实际变形。图示最大应力1228Mpa。

四、数据的后期处理

有限元分析所得到的数据很多, 各个节点的信息可以通过各种云图和数据显示出来。可以包括各个节点和单元的位移应力用云图显示出来, 根据材料许用应力判断容易出现失效的部位, 并及时对卡瓦的形状进行改进, 修正。如图5, 就是卡瓦最高应力点, 并且图示位置显示的正好是卡瓦即将脱离的状态。对计算结果进行分析, 发现由于此处卡瓦设计过于粗壮, 使局部接触应力过大, 造成卡瓦的划伤和断裂, 把此处减薄了1mm左右, 问题得到解决。把优化后的模型重新进行有限元分析, 应力减小20%。卡瓦寿命显著提高。

经过上述方法进行了对卡瓦结构的优化, 提高了随钻下击器ZXJ80B卡瓦的性能, 其震击寿命超过2000次。

有限元分析的方法简单, 直观, 精确, 这种方法适合于各种变形构件的优化设计, 建立符合实际的仿真分析模型, 将使您事半功倍。

摘要：随着个人电脑技术的发展, 有限元分析技术在产品设计制造领域应用日趋广泛。对于依靠受力变形进行工作的构件, 利用传统的设计方法很难进行设计和计算。有限元方法的应用为变形构件中设计提供了精确又简单的设计手段。随钻下击器ZXJ80B的卡瓦结构利用有限元软件进行优化后, 性能有着显著的提高。

变形测量有限元分析 第9篇

在基坑工程中, 基坑变形对支护结构和周围建筑的影响是非常大的。控制基坑变形将大大减少基坑工程事故的发生。本文着力从首层锚杆的设置长度方面, 总结以往室内模型试验的研究成果以及结合工程实例运用plaxis有限元软件来探讨首层锚杆参数对基坑坡顶变形的影响。

2 室内模型试验总结与分析

在汪班桥等人的室内模型试验和有限元计算模型设计中得出的结论:在荷载作用下, 靠近坡顶部的锚杆应变最大, 其余的几排锚杆应变较小.也就是说, 由于在坡体上方施加荷载所引起的局部应力集中, 在锚杆支护中, 坡顶部锚杆相对其他部位锚杆承受的荷载较多.从该结论中我们可以看到, 加强首层锚杆的设计对控制坡顶变形是具有一定的意义。

3 工程实例及有限元分析

某基坑工程开挖深度为10m, 宽度为20m, 采用0.35m厚的混凝土地下连续墙加两排锚杆支撑, 上排锚杆长17m, 倾斜角为20°, 下排锚杆19m, 倾斜角为20度。地面附加荷载为q=10.0k Pa, 基坑深度范围内无地下水, 如表1所示。

利用有限元软件Plaxis8.2对基坑工程进行数值模拟, 几何模型采用平面应变模型, 单元设置为15节点, 水平方向取40m, 竖直方向取20m, 地面超载取10k N/m2。由于基坑深度范围内无地下水, 因此模拟过程不考虑基坑降水问题。为了更好的模拟土体行为, 体现初次加载和卸载-再加载之间的刚度差异, 本模型采用先进的HS模型进行模拟。

4 有限元分析模拟结果

图1给出了基坑开完过程的基坑水平位移图, 从该位移图我们可以看出在首层锚杆锚固端的中上部分向前的附近区域出现位移最大, 沿着锚固端中部阴影区域成一竖直的位移面, 从锚杆端中部位移成斜向下的滑移面, 在这些最大位移面围成的区域, 也是坡体发生位移最大的区域, 这与德国学者Kranz提出的验算锚杆内部稳定性的假设具有一致性, 首先在首层锚杆端部竖直向上形成以拉裂面, 叫做“代替墙”, 在其下部分区域形成一滑移面, 整个土体处于不稳定状态, 属于锚杆端部深层滑缝导致的土体稳定性破坏。该破坏模式的发生, 首先在其锚杆锚固端中部出现, 这也恰好与图1中该处的的位移最大相同, 因此验算锚杆内部稳定性的必要性也非常重要。这样的破坏模式也常常会在锚杆端部地表出现一道平行基坑的裂缝, 这道地表裂缝的开展最有可能发生的是在首层锚杆端头。

5 锚杆自由端长度对坡定水平位移的影响

本方案在plaxis有限元软件模拟的基础上, 保持第二层锚杆和其它条件不变, 只调整首层锚杆自由端的长度, 来模拟坡顶土体水平位移变化, 将模拟出来的数据绘制成图表, 如图2所示, 从曲线中分析得出锚杆自由端长度从5m到8m, 坡顶水平位移大致成线性变化, 到9m的时候成水平直线, 坡顶水平位移不再变化, 说明调整锚杆自由端的长度只是在一定范围内能起到对坡顶水平位移的限制作用, 超过一定适当范围, 增加锚杆自由端长度将不再起到限制坡顶水平位移作用, 或从曲线中看到, 超过9m, 坡顶水平位移突然陡增, 预示坡顶土体产生滑坡的征兆, 这跟锚固端深入土体太深有关, 对浅层土体的位移限制作用, 锚杆锚固端的贡献作用越来越弱, 导致浅层土体的位移急剧增加, 因此在程序还没有模拟完最后的工况, 软件终止模拟, 弹出‘土体破坏’提示。

结语

(1) 为避免土层锚杆端头在坡顶地表产生沿着基坑平行方向的裂缝, 建议运用Kranz法验算首层锚杆内部稳定性, 确保锚杆长度满足变形及稳定性要求。

(2) 从以上分许可以得出, 首层锚杆对于控制坡顶变形有着一定的影响。适当的加长锚杆自由端长度, 可以控制基坑坡顶水平位移;超过一定范围的增加锚杆自由端长度, 将不会起到控制坡顶水平位移, 反而会加剧基坑坡顶的水平位移。

参考文献