“U形”破坏范文
“U形”破坏范文（精选7篇）
“U形”破坏 第1篇
北方地区季节性冻土的存在却使得U形断面的优势得以突显，U形断面由于水力条件好，渠道占地少，抗冻胀性能好而广泛应用。通常所说的渠道水力最优断面指在流量一定时，过水面积最小，湿周最短的断面形式，这样能节省衬砌用料和用工，又能减少沿程水头损失。以前刚性衬砌渠道的设计只考虑水力学及由工程实践获得的各种构造要求，这对非冻土地区是可行的，结构一般不会破坏;对于北方季节性冻土地区，在渠道衬砌设计中，不考虑冻胀，仍凭经验的设计已导致严重而普遍的冻胀破坏。为此，本文将从水力最佳、渠道滑塌、冻胀破坏特征及原因分析及滤透式衬护结构技术进行分析，仅供生产参考。
2 U形渠道水力最佳断面的计算
从设计角度考虑, 总是希望所选定的横断面形状在通过已知的设计流量时面积最小, 或者说过水面积一定时通过的流量最大。符合这种条件的断面, 称之为水力最佳断面。U形渠水力最佳断面是指在纵坡i, 边壁糙率系数n及通过流量Q一定时, 过水断面面积S最小。
U型渠道面积 (横截面面积, 决定过水能力) 见图1。
其中R-弧底圆弧半径;α-弧底圆心角的一半;L-圆弧上部直线段长度;以下符号意义相同。在已知渠道底弧半径的情况下，渠道断面面积由渠坡直线段和弧底圆心角决定，分别对其求导，得：
3 渠道滑塌、冻胀破坏特征及原因分析
导致高地下水位灌溉输水渠滑塌破坏主要因素有：冻胀与冻融破坏，冬季地下水位较高时，渠床土壤大部分处于饱和状态，在强烈的冻胀力作用下，使衬砌体鼓胀隆起，同时，冻融的反复循环，使渠床土壤质地和结构发生变化，土质疏松，抗剪强度指标下降，解冻后渠坡发生滑塌。碱胀破坏，地下水或渠床土体中的钠离子具有离散作用，硫酸盐离子具有盐胀作用，盐分结晶体膨胀，土体经几次晶胀，最终成为松散体。晶胀量随含盐量增大而增大。同时，盐离子的存在，影响了土壤的液限、塑限，在较小的含水量情况下土体就会出现稀化状态，抗剪强度大大降低。地下水渗蚀破坏，地下水具有一定的水力梯度，形成一定的渗透力，增加了边坡土体的下滑力，同时渗水产生冲蚀，使浸润线以下部分的坡脚塌入渠中，相邻的上部土体也因失去支撑而相继滑下。渠道时断时续的输水运行方式和动水工作状态会使渗蚀滑塌加剧，滑塌现象由局部和不连续变为较大范围和连续的滑塌。地下水浸湿软化，地下水位以下边坡土体长期浸水处于饱和状态，土体物理力学指标降低，抗滑能力下降。在多数情况下，高地下水位区灌溉渠道的破坏往往是上述诸因素同时作用的结果。
4 滤透式衬护结构技术
根据高地下水位区灌溉渠道破坏的成因，高地下水位和由此引起的多种物理化学作用是导致渠道破坏的主因。对于高地下水位区灌溉渠道，渠道外侧具有较高的地下水位，受地下水的顶托作用，渠道渗漏已非主要问题，与此同时，渠床土体含水丰富，冻胀、渗蚀作用强烈，因地下水而引起的结构破坏性强。保持渠道纵横断面稳定，首先要解决渠床渗水外排问题，其次要解决固坡护渠问题。因此，在渠道衬护结构设计时不但不应设防渗体，相反地应为渠道外侧地下水的外渗提供顺畅的排水通道，最大限度地使渠道外侧地下水位降低，疏干边坡，以减轻冻胀、冻融、碱胀和渗蚀等因素对渠道的破坏;同时，渠道衬护体应具有良好的支护功效和变形适应性，通过结构措施实现多重功能，既能适应高地下水位渠道的复杂运行条件，又能在各种不利因素的共同作用下保持渠道稳固的断面几何外型。
基于以上的衬护技术机理分析，滤透式衬护结构的基本原理：一是改变过去以“堵截”为主的衬护处理思路，采取“疏导”为主的技术路线，在衬护结构上实现“导渗滤水”，使渠周地下水正常渗出排除或自然掺入渠水用于灌溉;二是布设特殊的框架式衬护构件，在渠床上形成整体性强、传力均衡的衬护骨架，起防滑固坡作用，骨架内空隙部分填以块状柔性充填材料(块石或卵石)，充填材料间隙可排水导渗，并具有良好的护坡作用和变形适应性，整体上形成以衬护构件为骨架，以块状充填材料为实体，以渠床滤料为保护层的刚柔耦合衬护结构。在发生冻胀时，依靠排水功能和刚柔耦合结构措施最大限度减少冻胀力和冻胀变形，削弱冻胀破坏因素;在碱胀及地下水渗蚀的作用下始终保持渠道完整的外型和良好输水、排水功能。
参考文献
[1]李明.改革渠道衬砌结构、提高抗冻抗渗能力[J].水利工程管理技术, 1991.
[2]冯广志, 周福国, 季仁保.渠道防渗衬砌技术发展中的若干问题及建议[A].渠道防渗技术论文集[C].北京:中国水利水电出版社, 2003.
[3]陈涛, 王正中, 张爱军.大U形渠道冻胀机理试验研究[J].灌溉排水报, 2006.
[4]She Mu, Branko Ldanyi.Modelling of coupled heat, moisture and stress field infreezing soil.Cold Region science and Technotogy.1999.
“U形”破坏 第2篇
近年来,锚网支护已成为我国煤矿井下巷道支护的主要类型,锚索支护系统以其锚固范围大、可以施加较大预紧力等特点作为巷道锚网支护的重要组成部分得到广泛应用［1 － 5］。王金华等［6 － 9］认为锚索托盘通过锁具向围岩提供强大的托锚力,锚索托盘的力学变化特征决定了托锚力的扩散效果,与锚索相匹配托盘的强度、类型及尺寸在某种程度上决定了锚索支护系统的成败。在矿山压力的作用下锚索托盘发生弯曲变形,托盘向围岩传递的应力范围大大缩减,致使下部破碎岩体与上部稳定岩体之间发生离层,导致局部冒顶事故的发生,如图1 所示。
在保证安全生产的情况下,降低生产成本,成为矿井生存发展的第一要素。矿用支护材料的再利用是降低生产成本的首选,某些矿井开始利用废弃的U型钢改形托盘作为锚索托盘使用。将废弃的U型钢通过压力机将其压制成平板,按尺寸要求截成长度不一的锚索托板,实现废弃材料的再利用,但国内缺乏这方面的研究成果。
鉴于此,本文将锚索托盘作为支护设计的重要因素,充分发挥废旧U型钢托盘的结构特点,分析改形锚索托盘变形破坏特征,推导了改形锚索托盘弯曲变形破坏方程,并提出了改形托盘发生破坏的控制对策,对于防止锚索支护系统失效,保障顶板安全可靠和提高废弃材料再利用,降低生产成本具有重要的理论意义与实用价值。
1 U型钢改形锚索托盘力学分析
为计算在受力过程中U型钢改形托盘各部分的变形程度,将改形托盘看成以锁具作为支点沿着托盘某一方向的悬臂梁模型。为计算简便,在改形托盘受力过程中将分为纵向和横向两个路径的变形,其它所有的路径变形均是这两个路径变形的矢量和,如图2 所示。将其纵向路径简化为矩形变截面的悬臂梁,横向路径简化为等直面悬臂梁,支点为锁具中心O点。
1. 1 力学模型构建
纵向路径上简化为如图3 所示的矩形变截面的悬臂梁［10］,图中B为改形托盘横向支点,A为改形托盘纵向边界。建立直角坐标系,交点O1通过边界M垂直厚度的中心,y轴为垂直改形托盘,x轴平行于改形托盘平面,M1- N1剖面是矩形变截面悬臂梁的任意剖面图。
利用函数差值得出纵向路径方向悬臂梁变截面的高度h( x) 为:
惯性矩I( x) 的表达式为:
式中: h为悬臂梁横截面高度,m; b为悬臂梁截面宽度,m; H为悬臂梁横截面最大高度,m; l为悬臂梁的长度,m。
将图中变截面长度分成若干段,各分段处截面的惯性矩为I0、I1、I2、I3、……,IN,其中N为正整数。
横向路径方向上悬臂梁截面为等直面,则惯性矩为:
1. 2 公式推导
以弹性力学的基本假设为基础［11 － 12］: 1假设改形托盘是连续的; 2假设改形托盘结构是完全弹性的,即改形托盘在引起形变的外力解除后能完全恢复原形,没有任何剩余的形变; 3假设改形托盘是均质的,由同一种材料组成; 4假设改形托盘各向同性,即钢材的弹性各向完全相同; 5假设改形托盘受力后,整个结构上的结点的位移都远远小于托盘原来的尺寸。
U型钢改形受力过程中,与围岩相接触的面受均布荷载的作用,与锁具相接触的面受点荷载的作用,均布荷载作用下悬臂梁力学模型如图4 所示。
由于U型钢改形托盘简化的悬臂梁满足跨长l大于横截面高度h的10 倍,剪力FS对于梁弯曲变形的影响很小,可忽略不计,则悬臂梁的挠度曲线微分方程为:
沿着托盘横向路径方向为等截面直梁,其弯曲刚度EI为一常量,则式( 5) 可以改写为:
将式( 6) 两端各乘以dx ,经积分得:
式中:C1、C2为通过悬臂梁边界条件ω'A=0、ω'B=0,得悬臂梁横向路径变形曲线方程为:
式中: q为悬臂梁线载荷,,N/m; D= 30mm,为托盘孔直径; E为弹性模量,Pa; l为悬臂梁长度,m; x为距固定端的距离,0 ≤ x ≤ l ,m。
托盘纵向路径方向挠度方程表达式同式( 8) 。
2U型改形锚索托盘工作状态数值模拟分析
2 . 1 数值模型建立及边界条件确定
按照矿用U29 型钢的实际尺寸( 1∶1 的比例) 利用Solidworks三维机械设计软件建立U型钢改形锚索托盘零件,保存格式为. igs,然后导入到ABAQUS有限元分析软件进行模拟计算。
U29 型钢压制成改形托盘后的尺寸为320mm ×280mm( 长 × 宽) ,改形托盘的材料密度取7 858kg / m3,弹性模量取2e + 11Pa,泊松比为0. 29。改形托盘最大厚度处为15mm,最小厚度处为7mm,如图5 所示。图中垂直向托盘表面施加均布载荷P,锁具下端为固定端,模拟井下锚索托盘受力方式。
2. 2 数值模拟研究内容
根据锚索受力过程中呈现的特征,模拟U型钢改形托盘在锚索受力分别为50k N、100k N、150k N、200k N时改形托盘变形破坏特征。通过计算可得出传递到改形托盘表面的均布载荷P分别为0.8MPa、1. 6MPa、2. 4MPa和3. 2MPa。
模拟改形托盘工作状态时,监测路径与力学分析中悬臂梁的路径相一致,如图6 所示。横向路径A—B,方向为由A点指向B点; 纵向路径M—N,方向为由M点指向N点,通过监测路径的变化特征,推导出改形托盘发生弯曲变形的方程。
2. 3 数值模拟结果分析
1) 图7 所示为U型钢改形锚索托盘力学分布特征,图7( a) 所示为改形托盘工作时在外界不同均布荷载作用下,最大位移分别为1. 20mm、2. 39mm、3. 59mm、4. 79mm,且均出现在改形托盘的4 个角处; 图7 ( b) 所示为最大应力分别为1. 02GPa、2.04GPa、3. 06GPa、4. 09GPa,应力集中主要发生在锁具与托盘的接触部位及改形托盘的孔口位置,造成孔口位置在锚索受力较大时容易被撕裂。
2) 监测路径上结点在不同荷载作用下,应力、位移分布特征如图8 所示。
由图8( a) 所示,横向路径由A到B方向的结点位移逐渐减小,最大位移量发生在改形托盘的边沿,为2. 6mm。纵向路径由M到N方向的结点位移也逐渐减小,最大位移量达到3. 06mm,但是由于托盘边缘处凹槽结构,边缘区域结点位移先增大后减小。
图8( b) 所示横向路径上结点由A到B方向上,应力逐渐增加,托盘孔口位置应力达到最大,这是孔口应力集中引起的。沿着纵向路径由M到N方向,由于托盘靠近边缘存在凹槽,局部出现应力集中,故应力增大,而后越靠近托盘孔,应力集中现象越明显。
综上所述,改形锚索托盘纵向路径比横向路径位移量大,应力集中多发生在托盘孔口处。结果表明: 改形托盘的破坏主要表现为纵向路径的弯曲变形和孔口的撕裂。
2. 4 理论推导与数值模拟计算对比分析
U型钢改形锚索托盘在3. 2MPa( 改形托盘承受压力为200k N) 的均布荷载作用下,B - A路径方向的参数q为8. 696 × 10－ 8N / m,E为2 × 1011Pa,lAB=0. 14m,Ieq为6. 275 × 10－ 8m4,N取1; N - M路径方向的参数q为6. 897 × 10－ 8N / m,lMN为0. 16m,I为9. 14 × 10－ 8m4分别带入公式( 8) ,得改形托盘的弯曲变形方程为:
横向路径B - A方向,
纵向路径N - M方向,
由于公式推导是按横向路径B - A,纵向路径N- M方向进行,与数值模拟横向路径A - B和纵向路径M - N方向是相反的。因此,将式( 9) 、( 10) 改形托盘的弯曲变形方程计算出的结果同数值模拟结果绘制在同一坐标图中如图9 所示。
图9( a) 沿横向路径由A到B方向上结点的理论计算与数值模拟结果的位移差值集中在0. 000 8 ~ 0. 008 8 mm范围内,从差值曲线可以看出,理论计算和数值模拟结果很相近。图9( b) 沿纵向路径线M到N方向上结点的数值模拟结果的位移差值在托盘0 ~ 35mm区域之间出现波动,出现这种情况的原因是由于该处的结点选择在托盘的边缘区域,而边缘区域加厚。而悬臂梁假设则忽略了此情况,导致公式计算结果较数值模拟结果偏大。沿纵向路径线其他区域差值在0. 1 ~ 0. 38mm之间。
2. 4 改形托盘变形破坏原因分析
1) 矿用U型钢改形锚索托盘压制成平板,虽然横向路径有3 条较厚的结构,发生弯曲变形量较小,但纵向路径存在较大范围的薄弱区,在纵向方向较易发生变形,且变形量大。
2) 矿用U型钢改形锚索托盘的塑性变形破坏主要发生在孔口的多处撕裂,最终使托盘失去作用。这是由于锚索锁具与改形托盘接触处受U型钢结构的影响,接触不平整,造成改形托盘孔口处局部应力集中,导致孔口被撕裂。如图10 所示。
3) 矿用U型钢改形锚索托盘虽然在压制过程中进行高温加热处理,但所利用的U型钢是煤矿废弃的,在井下U钢受力过程中,大部地方都受到屈服变形,局部可能受到扭曲破坏,钢材的内部结构不同程度受到损伤,降低了原U型钢本来的强度,是U钢改形托盘变形破坏的重要原因。
3 U型钢改形锚索托盘现场试验
3. 1 改形托盘控制对策
1) U型钢改形托盘不应压制成平板,而是压制到有一定凹槽时为止,使U型钢保持一定的原有状态。一方面使改形托盘不至于产生较大的塑性变形; 另一方面使改形托盘增大了变形空间,有利于锚索受力过大时,通过改形托盘释放部分能量,减少了锚索破断的几率。
2) U型钢改形托盘压制后进行热处理,以增加废旧U型钢钢材的强度,降低其发生塑性变形破坏的机率。
3) 安装U型钢改形托盘时,在下部增加一个10mm厚,长 × 宽为100mm × 100mm的Q235 平托板,增大孔口强度,避免U型钢改形托盘孔口发生撕裂,降低锚索支护系统失效的风险。
3. 2 改形托盘井下试验
将U型钢改形锚索托盘在新郑煤电公司进行井下试验,改形托盘采用废弃U29 在压力机作用下压制成具有一定凹槽的平板状,并切制成长度为320mm,中心钻 28mm的孔。 使用的锚索采用15. 2mm,长度8 000mm,并匹配相应的锁具,采用锚索测力计对锚索受力过程进行监测,观测锚索在不同受力状态下的变形破坏情况。
锚索测力计监测结果如图11 所示: 1锚索锚固后施加60k N的预紧力,改形后的锚索托盘在锚索施加预紧力后,锚索受力呈衰减的趋势,但最低降到30k N; 而对于锚索采用平托盘时,往往会衰减到0,表明U型钢改形后的锚索托盘在一定程度上补偿了预紧力的损失。2锚索在受力230k N时锚索托盘未产生大的变形。表明U型钢改形后锚索托盘可以有效与锚索相配。
实践表明,将新改进的U型钢改形托盘应用于该矿井下,取得了较好的效果,避免了改形托盘被撕裂、发生大弯曲变形的情况,充分利用了废弃U型钢,节约了煤矿的支护成本。
4 结论
1) 运用弹性力学的基本原理,推导了U型钢改形锚索托盘纵向路径的变截面弯曲变形方程和横向路径弯曲变形方程。
2) 利用数值模拟方法,建立了U型钢改形锚索托盘数值模型,模拟分析了均布荷载作用下改形托盘的力学特征。结果表明,改形托盘4 个角发生弯曲变形量最大,且纵向路径弯曲变形明显大于横向其次,受锚索锁具的作用,应力集中在孔口周围,受力过大时,孔口易发生撕裂现象。
3) 通过理论计算与数值模拟对比分析得出,数值模拟结果与理论计算差值较小,表明理论推导的正确性。
一种U形弯曲模的设计 第3篇
我公司生产的某U形螺栓属异形紧固件, 如图1所示, 其由两个并列的M10螺杆、两段圆弧R8及一段平直的光杆组成。其毛坯采用圆棒料, 由于产品批量大, 结构特殊, 在加工过程中需设计一套弯曲模来使其成形为“U”形结构。
1 弯曲工艺分析
工件在弯曲的过程中须考虑力的传递性, 在弯两个直角圆弧弯的时候, 其间相连的平直段光杆也会受力产生弯曲变形, 因此需设计出防止其变形的结构。另外, 由于此产品是用圆棒料制作的, 在受力变形时, 如果受力不一致, 在毛坯发生变形时没有受到约束的情况下, 会产生翘曲现象。因此, 所设计的模具应与产品“一模一样”, 要具有导向结构, 可使工件在发生变形时按约束方向进行变形, 且能适用于批量生产。
2 弯曲模结构简图
根据以上分析, 并结合《冲模设计手册》, 我们设计了一套在冲床上安装使用的弯曲模。为便于模具的安装与加工, 我们将弯曲模设计成组合式结构, 如图2所示。
1.冲柄2.GB70-M8 3.下模体4.下托板5.底座6.GB70-M127.顶杆
3 上、下模体的设计
为使毛坯成型为“U”形, 我们参考《冲模设计手册》中板材产品弯曲模的结构设计, 设计了主要工作部分:上、下模体, 结构简图见如图3、图4所示。为使毛坯在上、下模体的作用下成形为“U”形, 并且不发生翘曲, 我们在上、下模体的工作面上制作了半圆弧凹槽, 该凹槽为毛坯的成形起到了一个导向作用, 其半径略大于毛坯半径, 其深度应小于半径, 大于2/3半径, 这样可以避免毛坯嵌入模中, 表面粗糙度Ra1.6, 并且贯穿上、下模体的整个工作面。
3.1 上模体结构设计
通常凸模圆角半径取等于或略小于工件内侧的圆角半径R, 这样可减小回弹。但该产品仅给出了中性层半径R8 (见图1) , 那么我们产品的内侧圆角半径为多少呢?通过查《冲模设计手册》我们得到中性层半径公式:ρ=R+Kt, 式中:ρ为中性层半径;R为弯曲内半径;K为中性层位置度系数, K=0.52;t为材料厚度。经计算得出该项产品的内侧圆角半径R=2.7 mm。因此, 我们的上模体, 即凸模的成形圆角半径定为R=2.7 mm, 两侧槽宽按产品的内侧宽度设计为58 mm, 工作长度大于工件的内侧深度即可, 但最好能留够余量, 保证足够的行程, 以便在调整时有足够的空间。同时为便于上模体的安装定位, 我们还在上模体上设计了圆台结构, 如图2所示。
3.2 下模体结构设计
为使工件能很好地放置、入模, 我们在下模体的开口端平面上设计了与其内侧凹槽垂直相交的半圆弧槽, 并在两端安装螺钉, 通过转动螺钉来调节毛坯入模时的位置, 从而保证两个螺杆齐头。
下模体进口圆角半径不能过小, 否则弯矩的力臂减小, 毛坯沿圆角滑进时的阻力增大, 从而增加弯曲力, 并使表面擦伤。因此, 通过查《冲模设计手册》并计算后, 我们将进口圆角半径定为R20 mm。下模体的深度也要适当。若过小, 则工件两端的自由部分太多, 弯曲件回弹大, 不平直, 影响零件质量;若过大, 则会多消耗模具钢材, 且需较长的压力机行程。因此, 我们将下模体的深度设计成与零件同高。但若将下模体的内侧设计成盲孔式会遇到一些问题:1) 其内则底部半圆弧凹槽不易加工;2) 每批毛坯的长度可能会因不同的人员、设备等加工而导致有所不同, 这就使得每次加工需不断修改模具深度以满足要求, 会造成浪费。为此, 我们将下模体设计成通孔式结构 (如图4) , 即将下模体的底部平直段部分单独制作, 让其可在下模体的空腔内作活塞式往复运动, 只要下模体高度足够, 就可不需修模来保证产品所需的高度。
3.3 下托板的结构设计
下托板即上面所讲的下模体底部的平直段部分, 如图5所示。其长、宽以刚好能在下模体空腔内作活塞式运动即可。厚度以达到足够刚性即可, 其上端面同样设计了一个与上、下模体一样的半圆弧凹槽, 以使毛坯不会受压变形, 同样也需横向贯穿整个工作表面。它向下运动时可托着工件成形, 向上运动时, 可将成形后的工件推出下模体。为带动下托板向上运动, 以及托板在工件成形时有一个向上的支承力, 我们在下托板的下端设计了盲孔螺纹孔, 并设计了联接下托板与冲床顶出装置的顶杆。
3.4 顶杆的结构设计
顶杆我们根据以往经验进行设计, 如图6所示。其一端为螺纹杆, 与下托板相连;另一端为光杆, 与冲床顶出装置相连。
3.5 底座的结构设计
为使上、下模体及下托板很好地组成一个整体, 我们按经验设计了底座, 如图7所示。通过底部两侧的内六方螺钉可将下模体与之联接在一起, 并可通过简易的搭铁块将整个弯曲模固定在冲床的工作台上。顶杆在与下托板相连后, 从下模体内腔穿过底座上的孔, 与冲床顶杆装置相连, 如图2所示。这样就使下托板在下模体与底座形成的半封闭空间内运动而不会出轨。
4 工作原理
如图2所示, 将上模体装入冲床的冲头上, 把下模体与底座用内六方螺钉固定在一起, 再将顶杆与托板相连后穿过下模体内空腔, 并穿过底座中心孔与冲床底部的顶出装置相连, 这时下托板能在下模体的空腔中上、下滑动。将上、下模体找正, 使其中的半圆弧凹槽同心后, 将底座固定在冲床的工作台面上。此时, 调节下托板在下模体空腔中的深度, 以保证毛坯能全部入模。
将毛坯放置在下模体开口端平面上的圆弧槽上, 调节两端的螺钉使毛坯轴中心对称线与弯曲模的纵轴线重合。当上模体在冲头的带动下落下与毛坯贴合后, 毛坯在上、下模体的共同作用下发生弯折并沿着上、下模体上的半圆弧凹槽进入到下模体的空腔内, 直至毛坯两端头全部平行进入下模体的空腔内, 此时, 工件的底部平直光杆段也与下托板上的圆弧槽贴合。在上、下模体及下托板的共同挤压下, 毛坯延着半圆弧槽成形为“U”形。同时, 由于上、下模的挤压, 工件的底部平直段光杆部分仍保持平直而不发生弯曲、回弹。然后, 冲头带着上模体上升并离开下模体, 与此同时, 冲床顶出装置带动顶杆推着下托板向上运动, 并将工件向上推出下模体内腔, 这样便完成了一个周期的运动。
5 结语
通过查阅《冲模设计手册》, 我们设计了这套弯曲模, 并生产出了符合图样要求的产品。与以往我们常见的弯曲模不同的是, 该套弯曲模的工作型面是半圆弧形;它所加工的产品毛坯是圆棒料;并且是分体式结构, 通过螺纹副等联接在一起, 便于加工、装卸及修配;下托板可在下模体中做活塞式的往复运动。该套弯曲模的设计为今后采用圆棒料作毛坯或采用不同型材作毛坯来加工弯曲件时设计弯曲模起到了一定的借鉴作用。
参考文献
U形波纹管复合载荷与模态分析 第4篇
关键词：波纹管,模态分析,固有频率
0 引言
介绍一种U形金属波纹管式弹性体,波纹管整体的轴向刚度对设备系统的动力学性能分析具有重要意义。波纹管式弹性单元体是一种两端封闭的薄壁壳体,采用有限元的数值模型研究波纹管在外载荷作用下的变形规律及固有频率特性,以方便在设计时掌握其弹性特性及动态特性。
1 波纹管几何结构与材料特性
以一种不锈钢1Cr18Ni9Ti波纹管为例( 图1) ,对其进行刚度分析。其材料基本参数见表1; 弹性模量E = 1. 95×105MPa; μ = 0. 29。
mm
2 波纹管有限元前处理
由于波纹管在实际工程中一般用作连接部件,U型波纹管两端与刚性部件连接,常见工况有三种主要连接方式: 1) 两端均自由; 2) 一端固定,另一端自由; 3) 两端均固定。对于大多数波纹管而言,其实际工况是一端固定,另一端放松轴向自由度,主要受轴向压缩、拉伸和扭转三种载荷。本文采用一端固定,另一端自由的边界条件来模拟波纹管的工作状态。
为了缩短计算时间,在导入ANSYS之前时进行适当的数模简化,在三维软件中去除不必要细小结构,现采用SHELL63壳单元[1]来对波纹管进行网格自由划分。划分结果如图2所示。全部单元数为27 769,结点数为14 742。
3 波纹管两种载荷变形计算
可以看出,波纹管在轴向载荷的作用下,没有发生弯曲变形,仅发生轴向压缩,波纹管的前端变形最大,固定端位移最小,最大变形约为2. 34 mm,如图3所示。实际安装中更常见的工况是: 两个被连接部件间出现了一定量错位,以0. 5 mm的径向错开位移,同时结合轴向载荷形成复合载荷,这时波纹管将发现弯曲变形,如图4所示。
观察图5,波纹管在复合载荷的作用下,波纹管的几处波谷的应力较大,且波谷处的应力值大于波峰处的应力值。波纹管最大应力值出现在波纹管的前端面直段处,最大应力值分别为543 MPa。
4 波纹管的模态分析
在模态分析过程中,没有激振力的作用,可得到系统的自由振动方程。在求解结构自由振动的固有频率和振型,忽略结构阻尼较小,对结构的固有频率和振型影响很小。
系统求解无阻尼自由振动的系数行列式为:
式中: ω为系统的固有频率; [K]、[M]分别为系统的刚度、质量矩阵。
系统固有频率和振型的求解问题就是求矩阵特征值和特征向量{ x} 的问题。由于波纹管是轴对称结构,求解式( 1) 时会出现重根现象,所以有些阶次的频率是很接近的,而且振型也相同,但相位不同。表2中列出了前6阶振动频率和对应主振型。
各固有频率对应的振型如图6 ~ 图11所示。
在实际设备中,低阶的固有频率及振型对结构的贡献较大,因此,主要考虑前几阶的振型。如在车辆柔性传动轴装置中使用时,其常用转速一般为2 500 ~ 3 000 r/min之间,即频率在50 Hz左右。本例中波纹管的一阶固有频率为371. 3 Hz,对应的临界转速约为3 545 r/min,高出常用转速近18% ,且波纹管的第1、2阶振型也是其自由端的横向振动,对波纹管的安全性影响不大。注意到第10阶振型是轴向拉伸和扭转的叠加,最易导致其断裂从而使波纹管失效,如图11所示。
5 结语
U形漏泄同轴电缆的设计与实现 第5篇
漏泄同轴电缆是通过在射频同轴电缆外导体上开孔或开缝得到的,开缝的目的就是向外辐射和接收外界电磁波。因此,漏泄同轴电缆具有辐射天线、接收天线和传输线三重功能[2]。漏泄同轴电缆通信技术就是在封闭空间利用漏泄电缆作为一种人工的传播媒介,使无线电波在电缆中传播并通过外导体上周期性槽孔的结构不断地泄漏到电缆所在位置的邻近空间[3]。
文中首先阐述了漏泄同轴电缆两个最重要的电气指标,然后以辐射型的U形漏泄同轴
电缆为例,使用HFSS电磁仿真软件,在900 MHz工作频率下建立了等效电磁模型,仿真分析槽孔尺寸及节距的变化对漏泄同轴电缆的耦合损耗及传输衰减的影响,从而得到更好更优性能的漏泄同轴电缆,以满足移动通信系统对高质量信号传输的要求。
1 理论基础
漏泄同轴电缆的电性能指标主要有工作频率、特性阻抗、耦合损耗和传输衰减等,其中耦合损耗、传输衰减是漏泄同轴电缆在生产应用中考虑的两个重要性能指标[4,5]。
1.1 耦合损耗
耦合损耗是用来描述漏泄同轴电缆与外界环境之间相互耦合强度的特性参数,其反映了电磁波的覆盖范围[6,7,8]。用Lc表示,定义式如式(1)所示[9]
其中,pr是距离电缆纵向轴2 m远处的标准半波偶极子天线的接收功率;pt是漏泄电缆发射功率,单位均为W。
工程应用上定义耦合损耗有50%和95%两种概率接收值,分别表示50%和95%的局部耦合损耗的测量值小于此值,一般多用95%的概率接收值来评定漏泄同轴电缆耦合损耗指标[9]。
1.2 传输衰减
传输衰减是反映电磁能量在电缆内部传输能量的损耗,其值随频率变化而变化,单位d B/km,理论计算公式如式(2)所示[10]
其中,α是给定频率的传输衰减;α1是导体衰减;α2是介质衰减;α3是辐射衰减。
导体衰减是由于电缆内外导体自身特性所引起的能量损耗,定义如式(3)所示[10]
其中,K1是内导体的结构皱纹系数;K2是外导体的结构皱纹系数。一般漏泄同轴电缆的内外导体均为光滑的铜管,故K1和K2取值均为1。
介质衰减是由于在绝缘介质为非理想时所引起的损耗,工程计算如式(4)所示[10]
其中,δ为等效介质的损耗角;式(3)和式(4)中f均是工作频率。
辐射衰减是由于同轴电缆开槽后能量辐射损失使得传输衰减增加部分的能量,它主要由工作频率、缝隙尺寸和周围的环境决定[11,12],不易计算。
2 漏泄同轴电缆的仿真分析
2.1 U形槽漏泄同轴电缆的建模
以一种特性阻抗为50Ω,工作频率为900 MHz的U形开槽辐射型漏泄同轴电缆为例,利用HFSS进行建模、仿真和分析。U形槽孔结构示意如图1所示。
如图1所示,槽孔参数a和c均为弧长尺寸,P是槽孔的周期长度,e是倒圆角半径。在建立模型的过程需通过数学计算将竖直长度a、水平缝宽c的尺寸转换为弦长尺寸,与实际电缆的槽孔尺寸相匹配。开槽尺寸如表1所示。
漏泄同轴电缆的结构尺寸如表2所示。
首先绘制半径为8.65 mm的实心圆柱,将材料设置为copper,电导率为5.8×10-7S/m,则实心铜圆柱是实际漏缆内导体的电磁等效模型。其次绘制半径为21.5 mm的圆柱,新建材料,将材料的介电常数值和介质损耗角正切值分别设置为1.27和1.7×10-5,并与内导体进行布尔减法运算,保留被减物体的属性,此圆环体为实际绝缘介质的电磁模型。外导体等效为直径为43 mm的圆柱面,绘制一条距轴向中心轴为21.5mm、紧贴绝缘介质层表面,且与内导体相同长度的线段,将其绕着电缆纵向轴进行sweep操作,角度设置为360°,得到圆柱面,材料设为有限电导体,与铜的电导率相同,此无厚度的圆柱面为实际漏缆外导体的电磁等效模型。最后在漏泄同轴电缆的外导体上绘制出正U槽孔。根据尺寸画U面,并拉伸成体,注意U形体须和建立的外导体铜带充分相交才可以,才能与外导体做布尔减法运算,因此,在外导体上就出现正U槽,同理可得到倒U。
接下来设置激励和辐射边界,缆两端分别画两个圆面,定义为波导端口1和2,将离漏缆2 m处远的偶极子天线的端口定义为集总端口3,以便计算S参数。并绘制距离漏缆和偶极子天线分别均为1/4波长的空气盒子,表面设置为radiation,即为辐射边界。根据S参量物理意义,耦合损耗用S13表征,传输衰减用S12与漏缆长度的比值表征。频率单位设置为900 MHz。考虑计算时间和软件的局限性,漏缆仿真长度设为2 000mm,理想辐射边界设置为扇形。HFSS仿真模型和局部槽孔模型如图2所示。
2.2 仿真与分析
2.2.1 U型槽孔尺寸变量的仿真分析
以节距为220 mm为实例,利用HFSS分别仿真槽孔竖直臂宽b、水平缝宽c的变化对传输衰减、耦合损耗的影响,如图3和图4所示。
从图3得到传输衰减随着竖直臂宽b的增加而增大,耦合损耗随着竖直臂宽b的增加先减少后增大。故在设计时可选取适当的竖直臂宽b使耦合损耗和传输衰减不高于标准值。
从图4得到传输衰减在水平缝宽c增加时单调减小,耦合损耗在c增加时单调增大,且耦合损耗与传输衰减的变化均在标准范围之内,符合工程应用实际要求。故在实际系统的应用中可平衡选择耦合损耗和传输衰减两个指标的值,以使系统损耗达到最小。一个周期内相邻正U和倒U形的槽之间的距离P1和周期之间相邻槽之间P2的变化得到传输衰减、耦合损耗的仿真结果如图5和图6所示。
从图5得到传输衰减和耦合损耗分别随P1的增加而非线性增大,从图6得到随P2的增加,传输衰减和耦合损耗分别非线性增大。故而在漏泄同轴电缆一个周期内正U和倒U形槽之间的距离越大,耦合损耗和传输衰减分别增大,不利于信号传输。且仿真结果均在标准值的范围之内,因而节距变化的仿真结果也具有一定的实际参考价值。
2.2.2 标准值、仿真与实测结果比较
利用HFSS在900 MHz时仿真表1所示的不同周期的U形漏泄同轴电缆,得到传输衰减和耦合损耗的仿真结果,并将标准值、实测结果与仿真结果进行比较分析。传输衰减结果比较如表3所示,耦合损耗结果比较如表4所示。
传输衰减的理论计算公式如式(1)~式(3)所示,由表3得出900 MHz时的传输衰减的仿真结果比实测结果大。这是由于实际测量时,测试环境的复杂性导致的辐射衰减、外导体纵包时引起的介质衰减两者共同导致的差异,而且传输衰减仿真结果与实测结果的误差在允许范围之内,且均满足通信行业的标准值[9]。对U形槽而言,传输衰减随节距增大而减小。
由表4得到在900 MHz频率下,在仿真模型建立过程中,由于开槽尺寸的误差,辐射边界的有限性,实际测量时频谱分析仪自身的误差,漏泄同轴电缆接头处的损耗等,这些因素导致耦合损耗仿真结果与实测结果会存在误差,且误差在允许范围之内,又同时达到通信行业的标准值[9]。由于实际测量时,样品制作生产周期长,制作过程中无法进行实时变更,故在实际制作时只得到了节距为220 mm和240 mm漏泄同轴电缆样品的实测结果。
3 结束语
文中主要对900 MHz时不同节距的U形漏泄同轴电缆进行仿真,并对槽孔尺寸进行优化分析。仿真结果与实测结果比较分析,得出以下结论:槽孔竖直缝宽和水平缝宽的变化根据实际系统的要求而定,周期内的相邻槽之间的距离和周期之间相邻槽之间变化的优化仿真得到节距越大,耦合损耗随之增大,而传输衰减随之减小,对能量的传输有一定的衰减作用。
在产品设计过程中需要兼顾耦合损耗、传输衰减指标,耦合损耗决定漏泄同轴电缆辐射到外界的电磁波的能量多少,即空间中电磁波的传输距离。由于实际加工漏泄同轴电缆时,其利用模具一次成型,因而电磁仿真的优化分析在实际生产时有一定的工程价值。
摘要：为达到某移动通信系统对漏泄同轴电缆主要电气指标的要求,设计一种U形漏泄同轴电缆,以满足工程应用。阐述了漏泄同轴电缆耦合损耗和传输衰减两个重要电气指标,以U形漏泄同轴电缆实例,利用三维电磁仿真软件HFSS仿真分析900 MHz工作频率下节距及槽孔尺寸的变化对耦合损耗、传输衰减的影响,仿真结果与实测结果吻合良好。结果表明U形漏泄同轴电缆节距越小,漏泄同轴电缆耦合损耗越小。
“U形”破坏 第6篇
我国是一个农业大国, 同时也是一个工业用水大国, 随着全球水资源供需矛盾的日益凸显, 合理、高效的利用水资源已成为迫切需要解决的一个重要问题。节约用水、高效率的利用水资源已成为缓解我国水资源供需矛盾的根本有效途径。发展节水型农业大国已经成为我国的一项基本战略。高效节水农业的发展和水价制度的改革, 迫切需要一种结构简单、设计合理、精度高的渠道量水设施。U形渠道由于水利条件好、抗冻胀、抗外力性能强, 省工省料、占地少, 防渗效果显著[1], 使得U形渠道已成为我国大多数灌区中小型渠道的主流衬砌方式。国内外诸多学者对众多量水技术进行了研究, 取得了比较丰硕的成果。我国现行的主要量水方法主要有以下六大类:流速法测流、分流式测流、量水堰、量水孔、量水槽以及配套自计量水仪器。目前, 流速法测流等方法计算复杂, 费时费力, 难以满足灌溉用水需求;分流式测流虽然操作简单, 但是水表易淤积, 不利于多泥沙河道的利用;量水堰一般需要抬高底坎、易造成淤积;量水孔一般则要求有压出流而且空口较小, 易引起泥沙淤积和堵塞;各种用于量水的仪器设备, 虽然易用, 但是技术复杂, 价格昂贵, 田间损坏度高, 难以在田间大面积应用和推广[2]。综上所述, 可以看出量水槽是一种经济合理、推广方便、造价低廉的量水设施。
量水槽的原理是在宽顶堰的基础上, 根据管道文丘里流量计的测流思想设计成的量水建筑物。由于这类量水建筑物一般具有水位跌差小、不易淤积、容易建造、测流精度较高等优点, 更适合灌区渠道应用。我国很多学者对U形渠道量水研究了广泛研究, 先后总结和提出了U形渠道抛物线形无喉段量水槽, 圆底形量水槽、机翼形量水槽等[3,4,5], 它们具有与U形渠道自然衔接, 不抬高底坎, 过沙能力较强, 工程量较小, 量水精度较高的优点, 是U形渠道理想的优化选择。本文正是对U形渠道直壁式量水槽进行水工模型试验并根据实测测得的原始数据进行试验结果分析, 总结出水位-流量关系, 水头损失等和流量之间的关系等, 并结合现有的U形渠道的资料进行对比。
1 渠道及量水槽结构及参数确定
1.1 U形渠道的结构、设计流量
U形渠道是我国北方常见的一种灌区渠道形式, 其断面见图1。其一般结构为下部为半圆形, 上部为垂直或有一定角度的直段, 外倾角一般为8°~20°, U形渠道的设计流量Q设为设计水位h设时的渠道流量, 设计水位为渠道高度减去衬砌超高, 考虑到渠道灌水方式的变化, 一般最小流量定为0.3Q设。
1.2 量水槽的结构与设计参数
U形渠道直壁式量水槽如图2所示, 图中L为喉道长度, L1、L2为上下游过渡段长度;L3为坐标原点到U形渠道切点之间的水平距离;L4为切点到喉道起点之间的水平距离;La为量水槽的水尺位置;b为喉道宽度;B0为渠深等于0.82D处的渠道宽度;B为渠顶宽度;H1=0.82D;H2为渠深;T为渠道切点到渠底的高度;hT为喉道底端到渠底的高度;α为渠道倾角;θ为圆心角;θ′为切点与喉道底部之间的圆心角;R为渠道半径;D为直径;x为顺水流方向的坐标;y为垂直水流方向的坐标;z为竖直方向的坐标。U形渠道直壁式量水槽喉道长度上、下游过渡段为椭圆曲线, 过渡段L1=L2=0.7B0, L=1.25B0, 水尺安设在距上游进口1.5B0处, 水尺零点为该断面渠底中心高度。其方程为[6]:
2 试验数据的整理与分析
U形渠道直壁式量水槽在过流时水流自槽前的缓流状态, 流经量水槽进口断面时, 由于水流在垂直方向受到直壁式量水槽侧向收缩的影响, 槽上产生自由水面跌落现象, 使槽上的过流断面小于槽前渠道正常过流断面。同时量水槽产生局部水头损失, 槽顶上的水流势能随之减少, 动能增大, 水面在喉口收缩断面处跌落至最小。槽进口段水流流速加大, 在喉口处流速达到最大, 此时量水槽收缩程度最大。因此, 下游水流干扰, 在相当大的水深范围, 无法通过喉口临界水深断面对上游水流发生影响。水流流态可分为收缩断面不受下游水位影响的自由出流和下游水深超过收缩断面水深的共轭水深后的淹没出流。水流流经喉口断面以后, 断面逐渐加大, 流速减小。此后, 槽上水流保持急流状态。由于量水槽尾部有一段椭圆曲面过渡段与下游渠道正常衔接, 水流逐渐变得平缓, 经过一段距离以后水流恢复正常。按照量水槽的一般规律, 喉道宽度越大, 则量水槽的过流量也就越大, 槽前壅水高度越小, 但同时容易导致淹没度增加, 容易出现淹没出流现象, 而U形直壁式量水槽不允许出现淹没出流的情况, 所以最佳的喉道宽度应该是在保证自由出流的条件下, 使得喉道的宽度最大。本次试验选取多种情况对水位、流量、流速以及其他数据进行采集和分析。
以直径400 mm为例, 喉道宽度为20 cm, 如图3为坡度为1/600、1/700、1/800的U形直壁式量水槽的水位流量关系曲线, 选取的试验流量比较集中, 由于U形渠道的构造为下窄上宽, 所以水位随流量的加大而上升速度减缓, 水位流量关系的相关性较好, 试验数据的相关系数大于0.9。从图3中我们可以得到水位流量的关系符合二次曲线关系, 并对拟合公式与实测流量进行误差对照分析。通过拟合得到流量公式如下:
式中:Q为流量, m3/h;h为测井水位, mm。
用拟合计算过槽流量与实测流量的最大误差是8%, 最小误差0.002%, 平均误差为1.60%。由此可见拟合的流量公式的精度比较高, 测流误差除极个别均小于5%, 符合明渠测流要求[7]。
根据明渠水流测量ISO标准手册[7]:当相对于水深来说, 流速水头比较大的时候, 很多量水建筑物的流量系数就会发生变化, 而且在实际工作中, 行进渠槽的流速不允许太大, 以免在水流接近量水槽处容易形成驻波, 使精确的水头很难读出。所以明渠测流规范要求佛汝德数Fr应该小于0.5, 这样才能保证测流的精确。试验中仅有个别数据大于0.5, 总体上是符合明渠测流要求的, 试验所采用的方法是可行的, 试验采集的数据可以用来进行数据处理分析。因此, 拟合的流量公式计算流量仅与槽前水深有关, 简单方便, 可以作为自由出流状态下U形直壁式量水槽的流量公式用来测流。
由于在U形渠道内安装了直壁式量水槽, 致使U形渠道内的水位在喉道前形成雍水现象, 上游形成水头, 比正常水位抬高稍许, 上游水头与水深的关系如图4所示, 从图4我们可以清楚的看出, 上游水头与水深基本成线性关系。
U形直壁式量水槽属于利用雍高水位产生临界水深原理的量水设施, 由于量水槽的喉道存在, 产生侧向收缩, 水流在喉道进行加速, 在喉道内部水流达到最大值, 并在此处形成临界水深, 水流在此处成为急流, 缓流与急流的判断标准为水流流速与波速的比值, 我们将这个比重称为Fr, 即:
佛汝得数是一个无量纲数, 可以作为明渠水流流态缓流和急流的一个标准:当Fr<1时, 水流为缓流;当Fr=1时, 水流为临界流;当Fr>1时, 水流为急流。
根据水工模型试验测得的数据, 如上图所示, 我们可以看出Fr<1。通过Fr的关系我们可以看出:U形渠槽中佛汝德数Fr在0.35到0.55之间变动, 大部分点据集中在0.35到0.5之间。只有极个别的点超过0.5的;而且在这U形直壁式量水渠槽中, 在流量一定的情况之下, 佛汝德数Fr随坡度增大变化不大。说明在坡度变化的情况下, 水位变化不明显, 但流量增大佛汝德数Fr变小。由以上可知试验所采用的观测点的位置受流速水头和槽身的影响较小, 试验观测的位置是比较合理的。
由图6水头损失与上游总水头比值流量关系中可以清楚地看出, 随着流量的增大, 水头损失也在逐渐增大, 最大时达4 cm。
由图7观察可以看出, U形直壁式量水槽的水头损失最小为总水头H0的2%, 最大水头损失为总水头H0的12%, 水头损失主要集中在 (0.04~0.08) 总水头H0之间。总体来讲, 试验研究与结果分析头损失比较小。小于长喉道量水槽的水头损失 (大于13%总水头H0) 。
U形量水槽的水头损失主要是水流经过槽身时产生的局部水头损失。这与渠道流速水头量水槽收缩比、混凝土断面糙率有关。从图6中可以看出, 小流量时的水头损失百分比较小, 大流量时水头损失的百分比相对较大一些, 这可能是由于大流量时水流经过槽身时的局部水头增大的缘故, 笔者以为可能是流速水头相对较大的缘故。
如图8为U形直壁式量水槽的临界水深流量关系曲线, 选取的试验流量比较集中, 由于临界水深出现在U形渠道喉道的某个断面, 由于喉道突然缩窄, 导致喉道内水位下降, 流速加快, 在喉道出口处水位逐渐抬升, 流速降低。临界水深流量关系的相关性较好, 试验数据的相关系数为0.999 5。从图8可以清楚的看出, 水位与流量拟合出典型的二次曲线关系。通过拟合得到临界水位-流量关系曲线及其关系式:
式中:Q为流量, l/s;h为临界水深, cm。
流速分析:由观测可以清楚的得出水流的流态, 在同一横断面上, 流速为中间流速快, 两侧由于壁面效应流速很小;在同一纵断面上, 流速为, 水表流速大, 往下逐渐减小, 成抛物线状态, 个别点由于水流在该处不稳定而导致失真, 但基本上总体符合水流的理论状态。
在喉道处 (2号) 水流流速加大, 与结论:U形渠道直壁式量水槽在过流时水流自槽前的缓流状态, 流经量水槽进口断面时, 由于水流在垂直方向受到直壁式量水槽侧向收缩的影响, 槽上发生自由水面跌落现象, 使槽上过流断面小于槽前渠道正常过流断面。同时量水槽产生局部水头损失, 槽顶上的水流势能必然减少, 动能增大, 水面在喉口收缩断面处跌落至最小是一致的。喉道后 (3号) 由于能量损失, 水位略降低, 流速比喉道前 (1号) 略大。但总体仍然保持一致。
注:1号断面:测井位置 (喉道上游71.52 cm处) ;2号断面:喉道中心处;3号断面:喉道下游71.52 cm处。
3 结语
通过在规格尺寸D:40cm的U形直壁式量水槽中, 分别选取坡度不同的直壁式量水槽进行试验, 根据实测测得的原始数据进行试验结果分析, 并结合现有的U形渠道的资料进行对比。
(1) 自由出流状态下, 拟合U形直壁式量水槽流量系数与流速系数和流量公式的经验式。在流量公式的拟合过程中, 临界水深是一个很重要的参数, 笔者从试验角度出发分析了U形直壁式量水槽的临界水深与流量的关系。
(2) 佛汝德数Fr是衡量渠槽水流状态的一个指标, 一般要求佛汝德数Fr小于0.5, 以保证能够得到精确的水头。试验结果表明, U形直壁式量水槽佛汝德数Fr基本小于0.5, 仅有个别点据数值稍大于0.5, 符合测流要求。
(3) U形直壁式量水槽的水头损失最小为总水头H0的2%, 最大水头损失为总水头H0的12%, 水头损失主要集中在 (0.04~0.08) 总水头H0之间。总体来讲, 试验研究与结果分析头损失比较小。小于长喉道量水槽的水头损失 (大于13%总水头H0) 。
(4) 坡度对量水槽过槽流量和上游水头影响不大, 随坡度的减少, 过槽流量与上游水头都无明显变化, 并且这种规律不受渠槽自身水力条件的影响。
通过试验可以看出:水流在量水槽中比较平稳, 有利于U形直式量水槽在实际工程中的推广。
摘要：灌区的水费改革有利于我国节水制度的加强, 这就需要推广一种切实、有效的量水设施, 而U形渠道直壁式量水槽由于具有与U形渠道自然衔接, 不抬高底坎, 过沙能力较强, 工程量较小, 量水精度较高的优点, 是U形渠道理想的优化选择。对U形渠道直壁式量水槽进行试验, 并对实验数据进行分析, 得出U形渠道直壁式量水槽的基本水力特性。
关键词：量水槽,模型试验,U形渠道
参考文献
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U形渡槽施工期温度模拟与应力分析 第7篇
作为薄壁结构的U形渡槽, 要求其轻质高强, 多采用强度等级较高的混凝土, 混凝土中水泥用量较多, 施工期间由于水化热引起的温度变化不容忽视;其次, 渡槽作为输水结构, 属于一级防裂结构, 有时一些微小的裂缝都可能造成重大损失。所以对U形渡槽施工期温度和温度应力进行有限元模拟显得十分迫切和需要。
1徐变度公式和有效弹性模量
混凝土徐变试验工作量大, 历时久, 一般需要两年以上时间, 在初步设计阶段很少做徐变试验, 即使在技术设计阶段, 有时也缺乏试验资料。对于一般工程, 可参考文献[1,2]给出了徐变度公式:
式中:t为混凝土龄期, d;τ为混凝土的加荷时间, d。
在模拟施工应力分析时, 混凝土的弹性模量公式:
考虑徐变效应的混凝土有效弹性模量公式:
2计算模形
U形45 m跨渡槽采用两槽一联、四槽两联方案, 两联渡槽在横向和纵向没有联系, 在结构分析时取一联渡槽进行分析, 渡槽的横截面图和有限元图见图1和图2所示。截面由下半径为4 m的半圆和上3.4 m的竖直段构成, 槽壁厚0.35 m, 不采用在槽底加碗底 (局部加厚) 的一般做法, 只是在支座处采取过渡性的逐步加厚槽壁:渐变加厚长度2 m, 从距端部3 m的断面处开始线形加厚, 到距端部1 m的断面处加厚至0.7 m (两倍壁厚) , 但不超过0.8 m厚 (端部支座或端肋沿水流向的长度为1 m) 。渡槽正常水深6.03 m, 满槽水深7.05 m, 底坡1/4 600, 水面宽8.0m。单槽设计过流量80.011 m3/s , 满槽过流量95.80 m3/s。渡槽采用 混凝土浇筑, 纵向预应力钢筋分布在渡槽底部40°范围内, 共9束, 每束19根;横向预应力钢筋为每25 m设置一束, 每束3根。槽顶每3 m采用0.5 m0.5 m的拉杆连接。
对渡槽温度应力分析采用大型商用计算程序ANSYS, 先进行温度分析, 再将结点温度度读入结构计算程序, 作为荷载条件计算渡槽在温度作用下的温度应力, 两部分计算采用相同的网格模型。对U形渡槽进行三维有限元离散, 槽身用六面块体单元模拟, 预应力钢筋和拉杆用杆单元模拟。将整个U形渡槽划分为37 542个六面体单元, 31 478个结点。在温度分析时选用每结点一个温度自由度的热单元, 在结构分析时选用每结点三个自由度的结构单元。因为是模拟施工期温度应力对渡槽的影响, 故忽略预应力筋的作用。由于混凝土的干缩效应数学模型的复杂性, 再加上干缩效应可以通过采取有效养护措施加以减小, 在模拟温度应力计算时没有考虑。U形渡槽分两层浇筑, 第一层浇整个半圆, 第二层浇竖直段, 即完成浇筑 (这里不模拟拉杆, 拉杆在预应力张拉后再浇筑) 。
3计算参数
3.1混凝土的绝热温升[3,4,5]
混凝土由于水泥水化热产生温度, 混凝土绝热温升采用下面的公式:
式中:T (t) 为混凝土t龄期绝热水化热温升;c为混凝土的比热;r为混凝土密度;m、n分别为由水泥品种确定的参数。
3.2混凝土的热力学参数[6]
温度计算和温度应力计算所需混凝土热力学参数如表1所示。
假设渡槽在较为寒冷的1月浇筑, 各层混凝土浇筑温度:第一层为12℃, 第二层为15℃。每层浇筑加间歇为10 d, 有限元模拟渡槽30 d的温度和应力变化。1月的温度条件为:日平均温度7℃, 最低4℃, 最高10℃, 6 d一个温度变化周期, 渡槽温度对流条件如式 (5) 所示。
4施工期U形渡槽温度和应力结果分析[7]
假定多跨渡槽同时施工, 渡槽两端取绝热边界条件, 渡槽外表面和内表面为第三边界条件, 由于整个U形渡槽厚度较薄 (仅0.35 m) , 结构从里外面和一二层之间的临时散热面向外散热, 散热面大, 散热速度快。分别选取1/4跨、1/2跨槽底中截面点 (结点15 057和4 797) 和1/4跨、1/2跨竖直段距顶1.7 m中截面点 (结点15 040和4 717) 共4点;距端部0.5 m槽底中截面点、距顶1.7 m中截面点 (结点17 876和4 454) 共2点, 合计6点来反应U形渡槽施工期温度变化, 温度时间历程曲线图3所示, 渡槽浇筑后第二天的一层温度等值线如图4所示。
从图3和图4可以看出, 除两端 (相对较厚, 局部0.8 m) 外渡槽迅速达到均匀温度场, 即准稳定稳度场, 渡槽温度变化随气温成周期变化。在每一层浇筑完后, 温度会有一个小幅上升, 但很快下降, 达到准稳定温度场。由于U形渡槽施工期温度分布均匀, 结构的自约束温度应力较小, 外约束温度应力主要是支座引起, 在靠近支座附近第25 d达到了0.7 MPa, 但渡槽的抵抗应力为2.2 MPa, 远比抗力小。整个渡槽应力变化均匀, 没有应力集中现象发生, 故结构温度应力安全可靠。
5结语
U形渡槽的薄壁、无纵横肋结构形式为其受力带来了极大的好处。首先, 在施工期, 由于壁薄, 水化热温度散热快, 即在较短的时间内就达到了准稳定温度场, 减轻了结构的自约束应力;其次, 无纵横肋的结构形式不易在各种荷载下产生应力集中, 同时, 也为模板施工带来好处;再次, U形渡槽的薄壁截面, 为其运行期的温度荷载也带来好处, 因为温度的传导作用, 渡槽内外壁温差较小, 温度应力也十分有限。U形渡槽缺点是, U形渡槽模板通用性差, 一般需要定做。通过对温度场与应力场模拟分析结果表明:施工期温度荷载较小, 温度作用一般不会引起结构开裂, 但要注意好早期的干缩效应;关于运行期温度应力分析则另文探讨。当然, 在U形渡槽设计时, 要注意温度荷载与其他荷载的组合, 满足强度、刚度 、稳定性和抗裂等多方面的要求。
摘要：结合U形渡槽的实际情况, 采用三维有限元方法模拟渡槽浇筑过程, 仿真分析了渡槽施工期温度场和应力场。计算结果表明:U形渡槽槽壁较薄, 温度场很快达到准稳定温度场, 应力主要由外部约束引起, 应力值较小, 一般不会造成结构开裂。
关键词：渡槽,有限元,温度应力,水化热,温度模拟
参考文献
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