预应力混凝土反力墙试验系统的施工过程简述

预应力混凝土反力墙试验系统是一组大型结构试验设备,可提供一般传统的大型结构静力试验和反复加载试验。以某土木工程实验中心大型预应力反力墙试验系统的建立为例,详尽介绍整个施工过程,为今后同类工程建设提供有益的借鉴。     

一类非线性不确定中立型延迟系统的鲁棒滑模控制

基于等效变形区长度提出了极限状态下混凝土梁跨中挠度的简化计算方法,继而根据梁的跨中挠度推导了体内和体外无粘结预应力筋极限应力增量的通用计算公式.以受力钢筋的配筋率、预应力筋布置形式、预应力度、跨高比、荷载形式等为参数,对无粘结预应力混凝土梁的受力性能进行了参数分析,依据分析结果,提出了以综合配筋指标和预应力度为参数的等效变形区长度的计算公式.结果表明 :所提出的无粘结预应力筋极限应力增量的计算方法及公式具有较好的适用性;多种荷载形式作用时的等效变形区长度,可取为各种荷载单独作用时等效变形区长度的加权平均值,权值为各类荷载产生的跨中弯矩.     

后张法预应力技术在反力墙试验系统中的应用

现浇后张法预应力混凝土结构通过预埋管道、穿筋、张拉、灌浆等工序为混凝土结构建立预应力以满足使用要求，是预应力混凝土结构的主要结构型式。结合某大学土木工程实验中心大型预应力反力墙试验系统，从材料控制、施工工艺及质量控制措施等几个方面，对后张法预应力技术做了详细的介绍，以供类似工程借鉴。     

大型LNG储罐预应力混凝土外墙应力分析与结构优化

大型LNG储罐的外墙一般由预应力混凝土建造,其应力分布和变形比较复杂,目前国内对这方面的研究较少。提出了储罐外墙纵向预应力筋向外最大偏移量的控制方程,以及环形压力容器最大环向应力位置的计算方法,推导出纵向预应力筋偏移后距罐内侧最大距离的控制方程和最大环向应力位置的计算方程,并根据边界条件,给出计算方程参数的方程组,在此基础上提出纵向预应力筋向外偏移、局部增设环向预应力筋的结构优化方法,并应用ADINA有限元软件,进行数值模拟。通过理论计算与数值模拟结果的对比分析,验证了理论公式推导的正确性以及结构优化方法的合理性,可为以后国内LNG储罐的自主设计与建造提供理论依据。     

火灾后预应力混凝土连续板力学性能试验与分析

完成了7块火灾后两跨无黏结预应力混凝土单向连续板受力性能试验.基于试验结果,拟合出火灾后预应力混凝土连续板中无黏结筋剩余应力、极限应力的计算公式,提出了火灾后预应力混凝土连续板正截面承载力计算公式.根据火灾下温度场分布沿板厚方向将截面分条带,引入火灾后钢筋、混凝土本构关系,基于截面轴力、弯矩平衡,获得了火灾下预应力混凝土板任意截面的弯矩-曲率关系全曲线.基于支座变形协调方程,可用割线刚度法对支座反力进行迭代求解,计算板在外荷载(曲率荷载)与支座反力共同作用下的弯矩、挠度和支座位移,进而对截面曲率积分可求得连续板的变形.试验结果表明:初始有效应力越高、受火时间越长,火灾后连续板预应力钢丝应力损失越严重;保护层厚度越小、受火时间越长、荷载水平越大,火灾后板跨中截面承载力降低幅度越大;受火时间越长、荷载水平越大,板中支座截面承载力降低幅度越大.     

深覆盖层对土石坝应力应变的影响

安宁水电站沥青混凝土心墙堆石坝,填筑在厚度高达90多米的深厚覆盖层基础上,地质结构条件复杂,因此研究坝体及深覆盖层的应力变形尤为重要.针对坝体和深厚覆盖层坝基应力应变问题,采用有限元应力变形计算分析方法,研究坝体、坝基覆盖层在竣工期、蓄水期的应力和变形规律.在给定计算参数的前提下,通过有限元应力变形计算分析,进行验证结果表明,坝体、覆盖层的应力、变形特征符合一般规律.     

转体斜拉桥施工控制中的参数敏感性分析

以绥芬河斜拉桥转体施工为例,对斜拉桥施工监控中的设计参数敏感性进行了分析。选择主梁自重、混凝土弹性模量、斜拉索张拉力和刚度、混凝土收缩徐变及温度变化等设计参数,采用桥梁有限元分析软件——桥梁博士计算软件对各参数下的结构响应进行了敏感性分析,提出了影响大跨度预应力混凝土斜拉桥施工监控的主要参数。     

超高双立柱巷道堆垛机振动分析

 高度为24m和负载2700kg的双立柱巷道堆垛机的结构振动特性是该产品可靠性设计的关键因素,研究分析堆垛机的工况载荷结构受力和模态特性以验证其是否符合强度和振动要求。基于结构模态振动理论和有限元方法,运用耦合自由度方法对各零件结合面进行连接处理和施加工况边界条件,建立了超高双立柱堆垛机的真实复杂动力学分析有限元模型。在此基础上,计算了堆垛机结构的最大变形量和最大应力值,前10阶预应力模态频率和振型。分析了堆垛机的工况载荷结构强度,预应力模态振动特性和结构的振动不稳定情况。计算结果表明超高巷道堆垛机在工况载荷下具有很好的结构强度和较大的模态振动位移等特性,为以整机系统振动为目标的超高巷道堆垛机动态设计改进以及避免结构的共振提供理论指导和参考数据。     

某重力坝复杂廊道系统三维有限元结构配筋计算

基于大型通用有限元软件ANSYS强大的前处理功能,建立某重力坝复杂廊道系统三维有限元模型,模拟计算各工况下大坝位移及应力响应。选取廊道环向应力极致所处断面,根据配筋计算"应力图形法",对环向应力极致所处断面进行三维插值、应力积分,并运用规范方法计算各廊道的配筋参数。计算成果表明,上述计算方法理论成熟,计算成果可用于大体积混凝土的结构配筋。     

拉索预应力折线型立体桁架拱布索方案研究

针对折线型立体桁架拱结构，提出了4种拱平面内的布索方案，研究了4种方案下预应力拱结构的静力及稳定性能，分别从结构位移的减小、索初始预拉力值的高低、水平支反力的降幅、杆件内力分布的均匀性及结构稳定性的提高5个方面与未布索立体桁架拱作了综合对比.结果表明，按照桁架拱在极限荷载作用下的屈曲形态布置撑杆拉索能够最有效地改善拱的静力性能，提高其稳定极限承载力.另外，由对预应力桁架拱的失稳模态分析发现，拉索通过撑杆对结构施加预应力能更有效地约束结构的整体变形.     

红黏土塑性混凝土防渗墙与覆盖层变形协调及应力变形分析

利用ABAQUS有限元模拟软件,对云南某黏土斜墙土石坝进行有限元分析,探究坝基中红黏土塑性混凝土防渗墙对覆盖层影响的变化规律。结果表明,在校核洪水位下,0.3、0.4和0.5 m防渗墙的铅垂向位移与覆盖层协调性较好;0.3 m厚防渗墙与覆盖层协调性稍差于0.4、0.5 m厚防渗墙;墙顶垂直应力值为墙底垂直应力值的58%左右,分布较为均匀,有利于墙体的安全;大小主应力值均以压应力为主,其中大主应力值在墙体与基岩连接处出现极小范围的拉力区,但拉应力值远小于抗拉强度0.19 MPa,小主应力最大值为-0.62 MPa,远小于抗压强度值1.69 MPa。     

落地式救生器支架的力学性能分析和加强措施验证

为了提高落地式救生器支架的安全性和可靠性,利用DH-3816静态应变采集系统采集救生器支架静力加载447 kg时各构件的最大应力值,分析救生器支架的结构安全性,提出对薄弱构件的优化设计方案。结果表明,加载到447 kg时挡杆的最大应力达到所用材料极限抗拉强度的75%,已屈服失效,挡杆为薄弱构件。应用商用有限元,模拟了静力加载过程,所得结论与实验结果十分吻合。提出了将挡杆直径由10 mm增大到20 mm的结构优化方案,仿真模拟计算结果表明,该方案可有效提高救生器支架的安全性和可靠性。     

塑?木插接节点的配合特性及参数优化

目的塑料与木材的插接连接是塑料椅类家具中一种常见的节点形式,对节点的配合参量进行优化设计能够有效地提高节点接合强度,从而提升产品的可靠性。方法以PP塑料与榉木圆榫接合构件为例,选择塑料件壁厚、接合长度、过盈配合量为考察因素,以抗拔强度与抗弯强度为评价指标,采用3因素3水平的Box-Behnken响应面设计法,建立接合强度与配合参数之间的数学模型,通过方差分析各因素的显著性及交互作用,同时通过求解拟合方程获得节点的最优配合参量。并在此基础上对过盈、胶合和木螺丝3种不同装配方式的构件节点抗拔力进行对比分析。结果3个因素均对节点的抗拔强度有显著影响,但只有塑料件壁厚和接合长度这两个因素对节点的抗弯强度有显著影响,与过盈配合量无关。直径为40 mm的圆榫塑?木插接节点的最优配合参数为:塑料件壁厚3.2 mm,接合长度50 mm,过盈配合量0.15 mm,对此参数节点进行力学性能试验可获得极限抗拔力2 139.3 N及弯曲载荷1 306.4 N。3种不同装配方式的构件节点抗拔力分别为:过盈装配（Ⅰ型节点）966.5 N < 胶合装配（Ⅱ型节点）1 251.4 N < 木螺丝装配（Ⅲ型节点）1 607.6 N。结论塑?木插接节点的配合参数可以通过响应面法优化设计以获得最佳力学性能,在实际应用中各设计因素在设计域内靠近上限取值较易获得最大接合强度,此外采用木螺丝的装配方式能够大大提高节点的抗拔强度。      

10000m~3拱顶油罐顶板应力与腐蚀的分析

10 000 m~3拱顶油罐主要用于长输管道的中间泵站,其顶板为板架结构。当油罐吸油和排油时,罐内气体压力发生变化,致使顶板产生交变应力。这类油罐经十多年的使用后,发现顶板腐蚀破坏十分严重,有的已出现孔洞,其腐蚀位置主要分布在内外柱之间的环形带处。针对此问题,运用有限元法分析计算了该类油罐顶板在排油和吸油两种工况下的应力与变形规律,得出如下结论:在距中心柱10m左右(内外立柱之间)环形带处应力值最大,且两种工况时的交变应力幅值也最大,因而引起的应力腐蚀最为严重。这与顶板腐蚀破坏的实际情况相吻合,说明该类油罐顶板腐蚀破坏的主要原因是应力腐蚀,这一结论对该类油罐制定防腐措施、改进设计方案具有指导作用。     

影响硬质纤维板静曲强度检测值几个因素的研究

通过试验探讨了影响硬质纤维板静曲强度检测值的各因素。如加荷速度、纤维板厚度、支座和压柱直径以及承受张力表面不同时,对纤维板静曲强度的影响,并通过回归分析方法得出了纤维板静曲强度值与上述各因素之间的关系。     

接头角板对客车车身L型结构承载性能的影响

通过有限元计算和试验分析,探讨接头角板对客车车身L型结构(由闭口薄壁矩形钢管焊成)的刚度和强度的影响.结果表明对于由2根等截面的方管或矩形管焊接而成的L型结构,当角板边长与结构的厚度之比约为1.2时,弯曲应力平缓下降.     

带锯条的裂纹与断裂

根据弹性力学平面应力问题有限元法基本理论,对带锯条锯齿上不同长度裂纹尖端应力进行了计算,在此基础上,研究与分析了带锯条的裂纹对断裂强度的影响。结果表明,循环加载是裂纹产生、延伸及锯身断裂的主要原因。在裂纹对断裂强度的影响的多种因素中,裂纹长度的影响尤为重要。裂纹尖端应力随裂纹长度增加而增大,此时断裂强度下降,锯身允许的循环载荷次数减少,使用寿命缩短。     

高速公路加筋土体的滑移变形过程模拟

首先分析了加筋土颗粒接触面处的单元剪切刚度矩阵，并考虑土体剪切破坏的应力特点，引入莫尔库伦强度准则对加筋土体的微元强度进行度量，从而建立了模拟加筋土体滑移变形过程的统计损伤本构模型.在此基础上，进而提出一种较完备的，且参数少、物理意义明确的模型参数确定方法.最后，通过与常规直剪试验曲线的对比分析，发现该模型能够模拟加筋土体的滑移变形特性，并进而探讨了土体抗剪强度随法向应力的变化规律，从而验证了模型的合理性.     

HXD2电力机车一系悬挂弹簧的有限元分析

在HXD2电力机车一系圆柱压缩螺旋弹簧的结构及受力基础上,利用Solid Works软件建立了压缩弹簧三维有限元模型,并对压缩弹簧进行了刚度分析、静强度分析。分析结果表明,悬挂弹簧满足其设计要求。这种分析方法直观快速的反映出了最大应力极值其出现的位置,为优化设计圆柱螺旋弹簧提供了方便、直观、可靠的参考数据。     

离子减薄技术在藤纤维力学性质测试上的应用

为构建棕榈藤材纤维细胞壁结构模型,探索棕榈藤强韧机理,选择高地钩叶藤为研究对象,将离析获得的藤皮纤维运用场发射双束扫描电镜产生的离子束经过离子腔加速,对纤维细胞两侧表面对称进行纳米级别的减薄,采用Instron微型力学试验机进行拉伸测试,并用激光共聚焦显微镜对纤维的断口面积进行测量,计算单纤维的拉伸强度和拉伸弹性模量。用超薄切片机对藤试样表面进行抛光,其中对纤维细胞壁要进行减薄的,则要先对该试样进行喷金处理,然后应用纳米压痕仪对高地钩叶藤纤维细胞壁进行纳米压痕试验,采用Oliver and Pharr理论计算纵向硬度和纵向弹性模量。研究结果表明,高地钩叶藤单纤维拉伸强度、拉伸弹性模量分别为475.21 MPa和7.42 GPa;纤维拉伸强度和断裂伸长率随藤材高度增加（即随藤龄减小）而逐渐减小。纤维拉伸强度、拉伸弹性模量及断裂伸长率,均表现为藤皮＞藤芯。减薄处理的藤皮纤维拉伸强度与离析的单纤维拉伸强度变化趋势相反,而单纤维拉伸弹性模量变化趋势与离析的纤维一致。高地钩叶藤藤皮纤维细胞壁纵向硬度和纵向弹性模量分别为0.25和7.01 GPa,藤皮纤维细胞壁纵向硬度和纵向弹性模量,随藤材高度增加（即随藤龄减小）而逐渐减小。中部和梢部藤皮纤维减薄后的微柱的纵向弹性模量分别为6.20和3.87 GPa,比对照纤维分别减小了24.2%和12.2%。中部和梢部藤皮纤维减薄后的细胞壁纵向硬度分别为0.24和0.19 GPa,均略小于未进行减薄处理的对应的纤维细胞壁的纵向硬度。减薄处理后,高地钩叶藤单纤维拉伸强度和拉伸弹性模量均有较大程度下降,纵向弹性模量和纵向硬度略有下降。表明纤维细胞壁的外层拉伸强度、拉伸弹性模量、纵向硬度和纵向弹性模量较内层大,而断裂伸长率却小于内层。