受力模拟范文-盘古文库

受力模拟范文

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来源：莲生三十二

作者：开心麻花

2025-09-19

受力模拟范文（精选8篇）

受力模拟第1篇

1.各项工作都需要管理条例予以指导, 并且各项工作必须按规定执行。然而我国大跨径桥梁的规范仍不健全, 一些大跨径斜拉桥和悬索桥甚至无相关规范可依循。因此, 需要大力发展大跨径桥梁的科研研究。

2.钢-混凝土组合结构可以充分发挥钢材的抗拉性能和混凝土材料的抗压性能, 因此在桥梁上得到了快速发展, 但是组合结构界面间的受力性能仍然是研究中的难题, 数值模拟方法也有待进一步研究。

3.剪力连接件是钢-混凝土组合结构中连接钢构件和混凝土构件的关键构造, 主要通过传递剪力的作用使得钢构件和混凝土构件协同作用, 其受力性能也一直是学者们研究的课题。但对于密集程度较高的连接件受力性能的研究课题仍需进一步开展。

本文以某桥双壁钢围堰为研究对象, 介绍了双壁钢围堰的构造特点及施工工艺特点;对施工过程中钢围堰不同施工阶段的荷载进行分析;采用有限元对其在各施工阶段的受力特性进行数值分析。结果表明:最不利荷载组合作用下, 钢围堰各构件最大Von Mises应力为197.73MPa, 可以满足该种施工条件下临时结构的强度要求。

双壁钢围堰常应用于深水桥梁基础工程中, 主要由内外壁板、中间桁架联接及底部刃脚组成, 具有强度高、刚度大、施工方法简便、结构安全等优点。韩江特大桥、滦河特大桥、淮河特大桥、沙田赣江特大桥、陶乐黄河公路特大桥、重庆江津观音岩长江大桥等工程进行基础施工时均采用了该种围堰结构形式。钢围堰的构造和受力均较复杂, 已有的相关研究主要针对结构的稳定性、构件的内力分布以及设计与施工方式上;但对于施工过程中, 钢围堰受力全过程的分析鲜有相关文献报道。本文以双壁钢围堰为研究对象, 采用通用有限元软件ANSYS对其在各施工阶段的受力状态进行数值分析, 以期得到不同施工荷载和约束条件下结构的受力状态。

工程概况

某桥主墩双壁钢围堰外框尺寸30.78m×14.5m, 壁厚1.2m, 总高14.96m, 围堰下部设1.7m高的刃脚, 总入土深度5m。施工阶段钢围堰沿高度方向共布置2层内支撑, 支撑于围堰钢箱面板内侧, 内支撑及其斜撑和立柱分别采用Φ630×10mm钢管以及I25a型钢。围堰内、外面板采用6mm厚度的设有纵向加劲肋的钢板。以第一层内支撑为界, 围堰内外面板加劲肋分别选用L75×50×6mm以及L90×56×6mm的型钢以保持面板的稳定性能。围堰沿高度方向设置厚度为8mm的水平环板。钢围堰共设置14个钢箱, 钢箱面板厚度为8mm, 面板内部设置L90×56×6的纵向加劲肋。封底混凝土厚2m, 采用C20水下混凝土。双壁钢围堰总体布置如图1所示。

施工工艺特点

钢围堰各构件由专业钢结构加工场加工制作, 运至现场拼装成整体结构。其中, 首层钢围堰利用拼装平台现场拼装、整体下沉至设计标高;第二层钢围堰利用首层围堰的自浮能力对称拼装、加水下沉。钢围堰着床后, 浇筑刃脚部位水下混凝土。河床清基至设计标高后浇筑水下混凝土进行封底。

围堰下放过程中设置内支撑以确保抽水后围堰结构安全。承台施工完成后, 拆除第一层除 (横向桥) 中间支撑外的内支撑, 以满足墩身施工空间要求。墩身施工4.5m后, 围堰内加水至+56.74m标高处, 然后拆除第二层除 (横向桥) 中间支撑外的内支撑, 以满足桥墩上部施工空间要求。

施工过程中荷载和约束条件分析

计算工况

根据双壁钢围堰的施工方式, 将钢围堰的受力分为以下四个工况进行分析:

工况一:围堰下沉到位, 围堰内河床清基至封底混凝土底面设计标高;

工况二:浇筑封底混凝土达到强度要求后, 围堰内抽水形成干作业面;

工况三:承台施工完成后, 拆除第一层内支撑;

工况四:第一节墩身施工完成后, 拆除第二层内支撑, 同时围堰内加水至+56.74m处。

计算荷载分析

本文计算所考虑的荷载包括:流水压力;静水压力;围堰外壁主动土压力;结构自重。各荷载计算及参数选取见《公路桥涵设计通用规范》 (JTGD60-2015) 。

工况一作用下, 钢围堰主要承受自重、流水压力、土压力三种荷载作用, 其荷载情况如图2和图3所示。

工况二作用下, 钢围堰主要承受自重、流水压力、静水压力、土压力四种荷载的共同作用, 其荷载情况如图4~图6所示。

工况三作用下, 钢围堰主要承受自重、流水压力、静水压力、土压力四种荷载作用 (由于承台混凝土浇筑完毕, 围堰底部受力相对比较安全, 因此仅考虑承台混凝土顶面以上的荷载作用, 下同) 。其荷载情况如图7和图8所示。

工况四作用下, 钢围堰承受自重、流水压力、静水压力、土压力四种荷载共同作用, 其荷载情况如图9和图10所示。

有限元分析

单元选取及边界条件模拟

钢围堰有限元模型采用大型通用软件ANSYS 10.0建立。其中, 钢围堰内外面板、钢箱面板和水平环板采用板单元shell63模拟;水平桁架、纵肋、内支撑采用梁单元beam44模拟, 钢围堰整体有限元模型如图11所示, 各工况边界条件如表1所示。

计算结果分析

各工况作用下, 钢围堰各构件应力和变形计算结果如表2所示。根据计算结果知, 工况二为钢围堰结构受力最不利工况。由计算荷载知, 静水压力为钢围堰结构最主要的计算荷载, 而工况二及其以后的施工阶段中, 由于钢围堰内部抽水而形成干作业面, 钢围堰两壁间的水压对内壁产生的静水压力无法得到平衡, 钢围堰各构件应力水平及变形值较工况一均有很大程度的增大。工况三承台施工完成, 钢围堰内壁在承台高度范围内得到支承, 而此时第一层内支撑被拆除, 在荷载作用下, 工况三较工况二各构件应力及变形均有所减少, 但幅度不大。工况四作用下, 围堰内加水至+56.74m处, 承台顶部至+56.74高程范围内内壁的静水压力降低;同时第二层内支撑被拆除, 工况四较工况三整体应力及变形有所增加, 其中内支撑钢管应力水平增加显著。工况三和工况四作用下, 钢围堰受力也较为不利, 在进行钢围堰设计时应予以考虑。施工过程中, 钢围堰各构件应力水平最大值为197.73MPa, 满足临时结构的强度要求。

结论

本文采用有限元仿真分析, 对双壁钢围堰在施工过程中的受力性能进行了分析, 通过分析各施工阶段构件的应力和变形, 得到以下结论:

1) 在钢围堰下沉到位至拆除第二层内支撑的施工过程中, 以浇筑封底混凝土达到强度要求、围堰内抽水形成干作业面时为受力最不利阶段;

受力模拟第2篇

摘要：画物体受力图一节内容不仅是教学的重点，更是教学的难点。教师应在画受力图的方法、画研究对象的轮廓图、每个力方向的确定及物体系受力图的画法等方面进行重点讲解并举实例说明，以引导学生理解本节内容。教师讲完后，再布置一些典型例题让学生练习，以加深对本节内容的理解，进而掌握本节内容。

关键词：物体受力图难点突破

画物体受力图，不但是求工程构件约束反力的基础，也是材料力学对工程构件进行强度、刚度计算的基础。本节内容是有难度的，主要表现在约束类型的多样，约束与被约束物体的接触方式的多样性。这些错综复杂的关系，给确定约束反力增加了难度。另外，对有些物体的约束反力（铰链约束反力，固定铰链支座约束反力）的确定，需要用二力杆，三力杆平衡汇交原理或作用、反作用等知识来判别。究竟用什么知识来判别，这需要对题目进行分析才能确定。这些都给分析约束反力造成一定的难度。基于以上分析，笔者认为在实际教学中应注意下面几点。

一、正确应用画受力图的方法

最常用的是隔离法，是把所选的研究对象单独从物体系中“拿出”，再画出它所受力的方法。此法可使学生分清施力物体与受力物体，从而正确地画出物体所受到的力。

二、正确画出研究对象的轮廓图

三、正确确定各个力的方向

（作者单位：江苏省扬州技师学院）endprint

关键词：物体受力图难点突破

一、正确应用画受力图的方法

二、正确画出研究对象的轮廓图

三、正确确定各个力的方向

（作者单位：江苏省扬州技师学院）endprint

关键词：物体受力图难点突破

一、正确应用画受力图的方法

二、正确画出研究对象的轮廓图

三、正确确定各个力的方向

深部煤巷锚杆受力数值模拟分析第3篇

1 数值模型的建立

针对某矿生产地质条件,采用FLAC数值软件建立深部煤巷计算模型。巷道埋深为800 m,沿煤层顶板和底板掘进,煤层为厚度4.0 m的近水平煤层,煤层坚固性系数f=1.0～1.5。顶板由下往上依次为厚2.6 m的粉砂岩、厚4.0 m的细砂岩;底板由上至下依次为厚3.5 m的粉砂岩和厚4.2 m的细砂岩。巷道所处地层应力较高,实测垂直应力为20～25 MPa,水平应力一般为40 MPa左右,构造应力较高,巷道未受采动影响。

依据该矿生产条件,考虑巷道开挖的影响范围,建立宽高为80 m78 m数值模型,开挖巷道宽高为4.5 m4.0 m,数值计算模型如图1所示。模型上边界施加垂直应力20 MPa,左右边界按照侧压系数λ为1.3、1.6、1.9和2.2施加水平应力,分别为26、32、38 MPa和44 MPa。模型的左右边界限定水平方向位移,下边界限定水平和垂直方向位移。选用Mohr-Coulomb本构模型,使用Interface命令创建岩层之间层理面,采用Cable结构单元模拟锚杆。主要模拟内容包括:不同应力状态下,锚杆受力状态与其位置、安装角度的关系。

2 深部煤巷锚杆受力分布特征

巷道沿煤层顶板和底板掘进,采用锚杆支护,两帮各布置5根锚杆,顶板布置6根锚杆,锚杆规格为Φ22 mm2 500 mm,树脂药卷加长锚固,锚固长度1.2 m。巷道埋深为800 m、不同侧压系数下围岩主应力与锚杆轴力分布如图2所示。

由图2可知,围岩应力及锚杆轴力分布特征如下:

1)巷道开挖后,在支护与围岩的相互作用下,围岩应力重新分布。在应力扰动范围内,顶板最大主应力为水平应力,而两帮最大主应力则为垂直应力,表明开挖后水平应力向顶板和底板转移,而垂直应力则向两帮转移。围岩应力调整过程中,水平应力成为致使顶底板破坏的主要因素,也是顶板出现下沉及离层的重要原因;而垂直应力成为两帮破坏的主要因素,也是两帮出现帮鼓的主要原因。

2)围岩应力的调整过程,亦是锚杆的受力过程,两者的协调变形致使围岩趋于稳定。从16根锚杆受力分布可知,锚杆自由段轴力比锚固段轴力要大,主要原因是浅部围岩变形量大,自由段承受的是自由段围岩整体变形而产生的拉力,而锚固段由于受到锚固约束,其受力仅为局部变形所致。

3)锚杆位置不同,其轴力分布不同。对于顶板锚杆而言,顶板中部的4根锚杆轴力最大,而位于两侧的顶角锚杆受力则较小,主要原因是顶板中部下沉量大,而顶板两侧则由于两帮的支撑,下沉量较小;对于两帮锚杆而言,肩角锚杆和底角锚杆轴力最大,而两帮中部锚杆受力较小,主要原因是肩角锚杆和底角锚杆穿过煤层与顶底板交界面而锚固在顶板或底板内,在高水平应力作用下,锚杆自由段杆体因两帮大量移近而受拉,而两帮中部锚杆则发生整体移动,拉力仅因两帮的塑性变形和碎胀变形而产生。

4)构造应力对锚杆轴力影响较大。由总体趋势来看,构造应力越大,锚杆轴力越大,两帮肩角锚杆尤为明显。肩角锚杆轴力与侧压系数λ基本呈线性增长关系(见图3),λ由1.3增至2.2时,锚杆轴力增加了37.1 kN,增幅为35.8%。由此可知,构造应力越大,肩角锚杆破断几率越大。

3 肩角锚杆受力与其倾角的关系

由锚杆轴力分析可知,穿越煤层与顶板交界面的肩角锚杆受力最大,随着构造应力的增大,易于超过其破断载荷而破断。锚杆破断后,将加剧肩角煤体控制难度。为有效控制肩角围岩,采用Flac数值计算方法,研究了肩角锚杆轴力与其安装角度的关系。模型地层条件同上,模型施加初始应力为20 MPa(相当于800 m埋深),侧压系数取2.2。肩角锚杆长2.5 m,锚固段长1.2 m,锚杆孔口距顶板350 mm。安装角度α为0°、15°和30°时,肩角锚杆轴力分布如图4所示。

由图4可以看出,安装角度对肩角锚杆轴力分布影响较大。安装角度为0°时,肩角锚杆全部在煤体内,杆体未穿过煤层与顶板交界面,锚固段和自由段受力均较小,且锚固段大于自由段,最大轴力为45.6 kN;安装角度为15°时,锚固段刚好穿过煤层与顶板交界面,交界面处杆体受力最大,自由段次之,锚固段最小,最大轴力为131.0 kN;安装角度为30°时,自由段穿过煤层与顶板交界面,自由段受力大于锚固段,最大轴力为136.9 kN,明显大于安装角度为0°、15°的最大轴力,分别为前两者的3.0、1.05倍。由此可知,肩角锚杆受力规律:自由段穿过交界面时的轴力>锚固段穿过交界面时的轴力>不穿过交界面时的轴力。

根据肩角锚杆受力分布特征,提出肩角围岩控制技术:在煤巷掘进初期,肩角锚杆安装角度应尽可能小,以避免杆体穿越煤层与顶板交界面,以达到“改善肩角锚杆受力、避免肩角锚杆破断”的目的。但肩角锚杆安装角度较小时,对顶板的控制作用就会减弱。因此,煤层沿顶板发生滑移后,需补打倾角较大的锚杆,将煤层与顶板锚固在一起,以达到加强控制肩角围岩的目的。

4 结论

1)锚杆受力特征:锚杆自由段轴力比锚固段轴力要大;顶板中部的锚杆轴力较大,而顶角锚杆受力较小;肩角锚杆轴力较大,而两帮中部锚杆受力较小。构造应力越大,锚杆轴力越大,肩角锚杆尤为明显,肩角锚杆最易发生破断失效。

2)肩角锚杆在煤层与顶板交界面处的轴力最大,且安装角度对肩角锚杆轴力影响较大,安装角度越大,其轴力越大。自由段穿过交界面时的轴力>锚固段穿过交界面时的轴力>不穿过交界面时的轴力。

3)在深部煤巷掘进初期,肩角锚杆安装角度应尽可能小,以改善肩角锚杆受力,避免肩角锚杆破断;煤层沿顶板发生滑移后,需补打倾角较大的肩角锚杆,将煤层与顶板锚固在一起,加强控制肩角围岩。

摘要：基于深部煤巷生产地质条件,采用数值模拟方法研究了锚杆受力与其位置、安装角度的关系,揭示了深部煤巷锚杆受力分布规律。肩角锚杆轴力较大;构造应力越大,肩角锚杆轴力越大,肩角锚杆最易发生破断失效;安装角度对肩角锚杆轴力影响较大,安装角度越大,其最大轴力越大。基于肩部锚杆受力分布特征,提出了肩角围岩控制技术:掘巷初期,肩角锚杆安装角度应尽可能小,避免杆体穿过煤层与顶板交界面;煤层沿顶板发生滑移后,补打倾角较大的肩角锚杆,将煤层与顶板锚固在一起,加强控制肩角围岩。

关键词：深部煤巷,锚杆轴力,肩角锚杆,数值模拟

参考文献

[1]张凤婕,赵玉成.锚杆轴向受力的神经网络识别方法[J].矿业研究与开发,2011,31(4):41-43.

[2]柏建彪,侯朝炯.深部巷道围岩控制原理与应用研究[J].中国矿业大学学报,2006,35(2):145-148.

[3]李大伟,侯朝炯.低强度软岩巷道大变形围岩稳定控制试验研究[J].煤炭科学技术,2006,34(3):36-39.

[4]陆士良,汤雷.锚杆锚固力与锚固技术[M].北京:煤炭工业出版社,1998.

[5]康红普.深部煤巷锚杆支护技术的研究与实践[J].煤矿开采,2008,13(1):1-5.

[6]肖同强,柏建彪,王襄禹,等.深部大断面厚顶煤巷道围岩稳定原理及控制[J].岩土力学,2011,32(6):1874-1880.

[7]肖同强.深部构造应力作用下厚煤层巷道围岩稳定与控制研究[D].徐州:中国矿业大学,2011.

机采高度对煤体受力影响的数值模拟第4篇

随着开采技术条件的成熟,大采高综放开采技术在厚煤层开采中逐渐得到应用。兴隆庄煤矿1308工作面煤层厚度为7.85～9.9 m,加权平均厚度为8.60 m,目前采高为3.5 m,将逐步增加到设计采高4.0 m。国内外学者对放顶煤开采的研究几乎都是建立在机采高度2～3.5 m范围进行的,未涉及到机采高度在3.5～4 m情况下的放顶煤开采。机采高度增大后,顶煤厚度相应减小,超前支承压力产生变化,其对顶煤的破坏作用和顶煤因自身厚度变化而产生的破碎效果发生改变,这些都决定了顶煤破碎的充分程度,将直接关系到放煤参数的合理选择以及顶煤能否顺利回收。因此,研究机采高度变化对工作面周围煤体受力状态和破坏状况的影响,是一项非常重要工作,为我国今后大采高放顶煤工艺的安全高效开采奠定基础。

1 顶煤的受力分析

在工作面纵向方向上,顶煤处在下部待采煤机切割的煤体上方,其上依次为直接顶和基本顶,纵向力学体系为:顶板(直接顶和基本顶)、顶煤、待切割底煤、底板。一般情况下顶煤特性与下部待切割底煤相同或相近,直接顶和基本顶强度高于顶煤,基本顶及其上部岩层的部分荷载通过直接顶传递到顶煤上。

在工作面推进方向上,顶煤与工作面后部冒落矸石相邻,且保持或多或少的力学联系;在工作面前上方,顶煤处在工作面超前支承压力的作用下,由于工作面内顶煤的放出,使工作面前上方顶煤部分失去后部支撑,围岩应力状态发生变化,水平应力降低,垂直应力与水平应力差增大,同时为顶煤变形提供了相应的位移空间,使其沿推进方向一定范围内出现破碎或塑性变形,从而在工作面前方煤体内形成减压区、应力增高区和原岩应力区,这一现象随工作面的不断推进而成为一连续的动态过程。这一过程的结果是,对于顶煤内的任一点将产生与基本顶周期来压同步的周期性交变应力,且该交变应力随着与工作面的接近而逐渐加强。当顶煤进入工作面上方后,移架过程中支架的反复支撑相当于对顶煤实施松弛、加压作用,同时由于顶梁和掩护梁向下倾斜的结构,为顶煤的进一步破碎膨胀提供了松散高度[1]。

2 机采高度对煤体受力影响的数值模拟

2.1 计算模型的建立

本文采用UDEC4.0,依据兴隆庄矿1308工作面煤层赋存条件进行数值模拟。工作面垂深354.7～503.5 m,煤层厚度为7.85～9.9 m,加权平均厚度为8.60 m,为特厚煤层,煤层稳定。煤层倾角为2°～10°,平均6°。

计算模型选取煤层走向为x轴,沿铅垂向上为y轴。计算模型长度220 m,高度70.8 m,模拟采深500 m,模拟机采高度3～5 m。上部边界为应力边界,载荷的分布简化为均布载荷;底部为固支,x、y方向速度都为0;两侧为位移边界条件,x方向速度为0;围岩本构关系采用摩尔一库仑模型,节理的本构模型为面接触的库仑滑移模型。结合现场的实验实测数据和前人在模拟试验中所取得的经验,煤层、直接顶和老顶块体属性参数如表1、2所示,数值计算模型如图1所示。

2.2 模拟结果分析

2.2.1 不同机采高度下超前支承压力分布规律

在放顶煤开采中,顶煤和机采煤超前支承应力分布情况有所不同[2],随着机采高度的变化,超前支承应力峰值和位置发生改变,因此,分别在顶煤和机采煤中设置超前支承应力观测线,如图2所示。

煤壁因受到上覆岩层的压力作用而破坏,煤壁附近区域为工作面支撑压力极限平衡区,极限平衡区与弹性区的分解点为支承压力峰值;超前煤壁支承压力依次存在应力降低区、应力增高区和原岩应力区。

根据在顶煤和机采煤中设置的超前支承应力观测线的观测,随着机采高度的增加,机采煤中超前支承应力峰值点由距煤壁4.2 m逐渐前移到11.9 m,顶煤中超前支承应力峰值点由距煤壁10.2 m增加到12.1 m,极限平衡区增大,顶煤中超前支承应力峰值位置滞后于机采煤;同时,机采煤中应力峰值呈下降趋势,机采煤破坏严重,承载能力逐渐降低,机采高度为4.0 m时顶煤中应力峰值最大,为21.8 MPa,此时更有利于顶煤的破碎。

2.2.2 不同机采高度煤体剪切应力分布规律

顶煤和煤壁前方剪切应力分布如图3所示。机采高度为3.0 m时,支架上方顶煤和煤壁下方岩石主要受负剪应力作用,煤壁和煤壁上方顶煤受正剪应力作用;机采高度为3.5～4.5 m时,支架上方受正、负剪切应力共同作用,煤壁上部和煤壁上方顶煤受正剪切应力作用,煤壁下部受负剪切应力作用;机采高度为5.0 m时,支架上方顶煤塑性破坏严重,只承受较小的负剪切应力作用。可以看出:随着机采高度的增大,支架上方应力集中区域范围不断增大,增强了其对顶煤的剪切破坏作用,有利于顶煤的破碎;同时,煤壁上部顶煤中应力集中区域剪切应力最大值由3 MPa逐渐增加到4 MPa,这也有利于顶煤的提前破坏,但也增加了煤壁片帮冒顶的几率,所以当采高增大后应增加防止煤壁片帮冒顶的措施。

2.2.3 不同机采高度下煤体塑性破坏分布规律

工作面附近煤破坏场的分布情况如图4所示。断裂老顶岩块的回转变形和前方完整老顶岩体的压缩变形是引起煤体和直接顶破坏的主要因素。断裂老顶岩块变形主要被煤体的变形破坏所“吸收”,直接顶破坏程度较轻。采高的增大对煤层破坏的影响主要表现为煤壁的拉伸破坏与片帮和工作面前方塑性区范围的扩展。

工作面前方塑性区范围的变化情况如图5所示。随着采高的均匀增加,塑性区的增大过程不均匀。3.0～4.0 m期间塑性区增加缓慢,增加了0.24 m,增长率0.48 m/m;达到3.5 m后,随着采高增长塑性区范围快速变大,4.0～4.5m期间,塑性区增加了1.85 m,增长率3.7 m/m,而4.5～5.0 m期间塑性区增加重新放缓,增加了0.19 m,增长率为0.38 m/m。

3 结论

(1)随着机采高度的增加,超前支承应力峰值点前移,煤体极限平衡区增大,煤壁前方顶煤和机采煤承载能力降低;机采高度为4.0 m时顶煤中应力峰值最大,为21.8 MPa,此时更有利于顶煤的破碎。

(2)随着机采高度的增大,支架上方应力集中区域范围不断增大,增强了其对顶煤的剪切破坏作用,有利于顶煤的破碎;同时,煤壁上部顶煤中应力集中区域剪切应力最大值由3 MPa逐渐增加到4 MPa,也有利于顶煤的提前破坏,但增加了煤壁片帮冒顶的几率,所以当采高增大后应增加防止煤壁片帮冒顶的措施。

(3)随着机采高度的增大,工作面前方顶煤塑性破坏区域逐渐变大,采高在3.0～4.0 m期间塑性区增加缓慢,达到3.5 m后,随着采高增长塑性区范围快速变大,4.0～4.5 m期间塑性区范围急剧增加,而4.5～5.0 m期间塑性区增加重新放缓。

摘要：理论分析了顶煤的受力体系和变形破坏的演变过程,针对兴隆庄矿1308综放面的地质条件,通过数值计算,分析了机采高度改变对工作面煤体受力的影响。当机采高度增大时,煤体塑性破坏区域增大,顶煤破碎严重,同时煤壁片帮冒顶的几率增高,应增加相应的防治措施。

关键词：机采高度,综放开采,数值模拟,塑性破坏

参考文献

[1]刘长友.直接顶岩层力学特性对综放采场煤岩破坏的影响规律[J].矿山压力与顶板管理,2002,(1):64-66.

混凝土箱梁腹板受力状态的模拟分析第5篇

1)在荷载偏载情况下,一辆挂车—100在箱梁最不利位置加载。挂车荷载横向距箱梁右侧悬臂端2 m,纵向车头距桥尾4.8 m,6 m,10 m和11.2 m四处加载,荷载值250 000 N。混凝土箱梁右腹板沿梁长各点的应力变化图见图2～图4。

混凝土箱梁左腹板沿梁长各点的应力变化图见图5～图7。

2)在恒载自重作用下,由于箱梁是对称结构,取一侧腹板沿梁长各点的应力变化图见图8～图10。

由图2～图10可以看出:

1)直腹式混凝土箱梁的腹板不论在恒载还是偏载作用下,X方向的应力很小,腹板上的点基本处于Y和Z两向受力状态。

2)箱梁在偏载作用下,荷载所偏向的右腹板中剪应力效应很小,主要是Y向正应力SY和Z向正应力SZ的交替相互作用效果显著;而远离荷载作用的左腹板中剪应力效应增强,SY和SZ影响下降并且越靠近跨中SZ越大,SY越小。

3)腹板越靠近顶板位置,主要以正应力SY和SZ为主,剪应力效应大;腹板越靠近底板位置,主要以正应力SZ为主,其他应力效应很小。

摘要：针对现有的混凝土箱梁计算中忽略腹板作用的问题,利用ANSYS程序对混凝土直腹式腹板进行了实体单元的模拟分析,将沿梁长纵向的三条直线路径下各点应力变化情况进行比较,以了解腹板的实际受力状态。

关键词：混凝土箱梁,腹板,受力状态,实体单元

参考文献

[1]张立明.AIglor、Ansys在桥梁工程中的应用[M].北京:人民交通出版社,2003:9.

[2]龚曙光,谢桂兰.ANSYS操作命令与参数化编程[M].北京:机械工业出版社,2004:4.

空洞对二次衬砌受力影响的数值模拟第6篇

假设围岩是符合Drucke-Prager屈服准则的理想弹塑性材料, 支护假设为各向同性弹性材料。模拟中, 假定隧道处于Ⅴ级围岩中。根据隧道设计规范选取围岩和支护结构的物理参数, 详细物理参数如下。

弹性模量 (GPa) :围岩1.5, 支护20;泊松比:围岩0.3, 支护0.17;重度 (k N/m3) :围岩20, 支护23;粘聚力 (k Pa) :围岩100;内摩擦角 (°) :围岩30。

二、模型的建立

模型的横向长度为80 m, 竖向深度为80 m, 分析隧道中心位于模型中心。左右边界约束其水平向的位移, 下边界约束其竖向位移, 上边界自由, 计算软件为ANSYS12.0。围岩采用plane42平面应变单元, 衬砌采用beam3梁单元。

因此, 主要分析空洞位置、宽度等参数对结构受力影响。考虑到实际中拱顶和边墙出现空洞的可能性较大, 所以只对这两个地方的空洞加以分析, 计算模型如图1所示。

三、模拟过程

由于隧道病害形成过程与隧道的施工与运营过程都有关系, 所以病害隧道计算模型应该体现结构的施工过程的影响。因此, 将隧道施工过程的开挖和支护分为初始应力计算、隧道开挖、施加衬砌三个步骤模拟。然后, 再在此基础上分析病害对隧道衬砌受力的影响。考虑到隧道开挖过程中原始地应力有所释放, 因此模拟中假定开挖释放50%, 衬砌承担50%。

四、结果分析

1. 轴力分析

三种情况下的轴力见图2。正常使用时, 整个衬砌受压, 最大轴向压力为608.8 k N, 发生在边墙底部;最小轴向压力为419.1 k N。当拱顶出现本文所述空洞时, 整个衬砌还是受压, 最大、最小轴力位置保持不变, 但量值有所变化, 最大轴向压力为609.8 k N, 最小轴向压力为424.1 k N, 变化不大。但空洞范围内的衬砌轴力变化较大, 正常使用时空洞范围内衬砌轴力为424.6 k N, 有空洞时527.7 k N, 增幅达到24.3%。当边墙出现本文所述空洞时, 整个衬砌受压, 最大轴向压力位置发生变化, 发生在边墙空洞处, 其值为813.7 k N;最小轴向压力位置不变, 其值为417.1 k N, 其余位置轴力变化不大。

2.弯矩分析

三种情况下的弯矩见图3。正常使用时, 边墙和仰拱交界范围出现最大弯矩, 表示衬砌围岩侧受拉, 最大值为62.5 k Nm;仰拱的弯矩最小, 表示衬砌洞内侧受拉, 最小值为-167.5 k Nm, 边墙和拱顶受弯矩较小。拱顶出现空洞时, 弯矩出现最值的位置没有发生变化, 最大弯矩为62.7 k Nm, 最小弯矩为-166.1 k Nm。空洞对附近衬砌的弯矩影响较大, 由正常时内侧受拉变为外侧受拉, 增幅到达600% (考虑弯矩由负变正) 。当边墙出现本文所述的空洞时, 对弯矩的影响较小。尽管对空洞附近衬砌弯矩影响稍微大一点, 但仍很小。

3. 剪力分析

三种情况下的弯矩见图4。正常使用时, 最大剪力发生在拱脚处, 最大值为133.9 k N, 边墙及拱顶剪力较小。拱顶出现本为所述空洞时, 剪力出现的最大位置不变, 最大值为134.0 k N。空洞附近衬砌受力变化较大, 由正常使用的49.3 k N增大为59.7 k N, 增幅为21%。当本文所述的空洞出现在边墙时, 最大、最小剪力出现的位置不变, 量值影响也较小, 只在空洞附近稍大。

五、结语

通过对空洞出现在拱顶及边墙两种情况的数值模拟, 可以得出以下结论。

1. 本文所述的空洞出现在拱顶时, 整个衬砌的轴力、剪力、弯矩受到的影响较小。但空洞附近衬砌的轴力、剪力、弯矩影响较大, 其增幅分别为24.3%、21%、600%。

2. 本文所述的空洞出现在边墙时, 衬砌的剪力和弯矩受到的影响较小, 轴力受到的影响较大, 包括最大轴力出现的位置发生变化和最大值发生较大变化, 轴力的增幅为33.6%, 最大值出现在空洞附近。

有限元模拟宽箱梁的受力性能分析第7篇

关键词：单箱多室,宽箱梁,有限元,应力分布

1 箱梁特点

箱型梁有诸多优点:其截面抗扭刚度大,能够满足结构在施工与使用过程对稳定性的要求;在偏心荷载的作用下,由于纵向扭转、刚性扭转、畸变及横向翘曲的综合影响使其力学行为与一般杆系结构存在一定差异;箱型截面的顶板和底板都能有效地抵抗正负弯矩,并满足配筋率的要求,适应具有正负弯矩的结构;截面效率高,并适合预应力混凝土结构空间布束,能够得到更好的经济效果;对于宽桥,由于抗扭刚度大,跨中无需设置横隔板就能获得满意的荷载横向分布。

2 箱梁空间受力分析

2.1 箱梁的特征参数

为便于研究讨论,取两种截面形式的箱梁为分析研究对象,进行比较分析。其中1个截面形式为单箱五室的宽箱梁,顶板宽度为18 m,宽跨比为0.8;另1个截面形式为单箱双室的普通箱梁,顶板宽度为10.23 m,宽跨比为0.51。两箱梁跨径20 m,梁高为2.05 m,顶板和底板厚度为0.25 m,腹板厚度为0.45 m,两箱梁计算模型的具体尺寸如图1所示。

对梁段进行分析时,按照一端固定、另一端自由约束条件进行边界处理,选用C50的混凝土材料。材料特性为:弹性模量E=3.45×104 MPa,泊松比μ= 0.166 7,由于箱梁截面形式不同,为降低自重对结果的影响,所以暂不考虑自重。

2.2箱梁的有限元空间模型

通过有限元软件ANSYS分别建立结构有限元模型。用实体单元SOLID95进行模拟,SOLID95是SOLID45(3维8节点)高阶单元形式,此单元能够容许不规则形状,并且不会降低精确性,从而可以在保证精度的情况下降低网格划分个数,减少计算量。SOLID95有20个节点定义,每个节点有3个自由度,(X,Y,Z方向),在空间的方位任意,具有塑性、蠕变、辐射膨胀、应力刚度、大变形以及大应变的能力,可满足综合考虑箱梁扭转、畸变、翘曲、剪力滞等方面的影响。

分别自下而上建立两个箱梁模型,以X方向为横向,以Y方向为纵向。宽箱梁离散成26 548个节点,4 032个单元,普通箱梁离散成13 477个节点、2 016个单元。结构离散如图2所示。

2.3加载形式

为满足对比分析的要求,考虑最不利情况的影响,加载形式分为2种:1种为单侧加载,即在顶板0.45 m×20 m的面内施加10 kN的压力;另1种为双侧加载,在顶板一侧0.45 m×20 m的面内施加10 kN的压力,以及在另侧的对称位置面内施加10 kN反方向的力,具体位置如图3所示。

3模型结果分析比较

3.1单侧加载应力变化情况

单箱多室宽箱梁和单箱双室箱梁顶板横向(X方向)应力,具体如图4所示,当单侧加载时,单箱双室箱梁顶板应力在固定端应力分布不均匀,最大值出现在加载位置的固定端部分,而在加载位置与腹板相交的地方出现的部分区域应力减小,而此箱室腹板与顶板相连接的地方应力出现增大的突变,并向固定端处延伸。另1个箱室区域的应力趋势无明显变化,也就是说单侧加载的应力没有影响到远离荷载作用的箱室。而单箱多室宽箱梁的应力最大值与单箱双室箱梁相同,在加载位置与腹板相交的地方也出现部分区域应力减小,而在此箱室的另侧腹板与顶板相连接的地方出现了应力的突变,而这现象在之后的各个箱室的相同位置依旧出现,影响范围在荷载作用处附近,远离荷载作用处的应力局部突变的效应逐渐减小。

单箱多室宽箱梁和单箱双室箱梁底板横向(X方向)应力,具体如图5所示,单箱双室箱梁底板也按照顶板的应力相似分布,在荷载作用位置的应力突变范围与单箱双室箱梁的突变范围相近,只是在远离荷载作用的箱室发生应力的减小。单箱多室箱梁与顶板应力分布相同,也产生了应力分布不一致,发生了突变,影响范围随着远离荷载作用位置而减小,在最远端的箱室里,只存在一侧的应力增大。

3.2对称加载应力变化情况

单箱多室宽箱梁和单箱双室箱梁底板横向(X方向)应力,具体如图6所示。单箱双室箱梁顶板的应力分布十分的对称,固定端应力分布较均匀,在荷载作用位置与腹板相交的地方出现应力减小的突变,而在此箱室的另一端则发生应力增大的变化,另1个箱室的应力分布与其相同,而在靠近固定端的的位置,应力位置发生变化,应力突变增大与减小的位置在箱室的外侧。单箱多室宽箱梁顶板的应力分布与单箱双室顶板的应力分布相似,在荷载作用位置的应力突变范围也与单箱双室箱梁的突变范围相近,只是随着远离加载位置的箱室的应力突变逐渐减弱,但是在中部的箱室靠近固定端的部分出现应力的变化且与靠近悬臂端的应力突变分布相反。

单箱多室宽箱梁和单箱双室箱梁底板横向(X方向)应力,具体如图7所示。单箱双室底板的应力变化如顶板分布,并且一直向固定端延伸。单箱多室宽箱梁的底板应力变化十分对称,固定端和自由端的应力变化随着远离加载位置而增大,但在跨中位置的应力突变分布却与其相反,而且其大小的变化也随着加载位置的远离而减小,并且在中间的箱室中没有发生应力的突变。

4结束语

本文主要通过有限元软件分析,对单箱多室宽箱梁在施加不同荷载作用下的空间力学性能进行研究,得到单箱多室宽箱梁在不同荷载作用情况下的横向内力分布,并且与单箱双室箱梁内力分布情况进行对比分析。

在单侧加载的情况下,单箱多室宽箱梁的应力突变随着加载位置的距离而逐渐减小,而单箱双室的应力突变基本均匀,腹板在其中起到关键作用,

而且宽箱梁腹板较多,遭受剪切破坏,因此,应该重视单箱多室宽箱梁顶板与腹板交界处的应力突变的特殊变化,并进一步研究。

在对称加载的情况下,单箱多室宽箱梁的应力变化与单侧加载的情况下应力变化趋势相近,但在靠近固定端位置出现应力突变,与单箱双室的分布不同,而底板的应力突变变化趋势更明显。

在相同位置施加荷载的情况下,单箱多室宽箱梁与单箱双室箱梁出现不同的应力分布,这种情况应引起更多的关注。随着箱梁宽度的增大,宽跨比的增加,传统单箱单室的经典理论已不能很好的解决宽箱梁的问题,因此需要对其进行更深层次的研究。

参考文献

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受力模拟第8篇

某桥梁工程跨越一省III级航道, 航道净空要求为70m7m。该桥位于圆曲线上, 圆曲线半径为6000m, 道路等级为一级公路, 设计车速为80km/h, 拟采用 (70+100+70) m的三跨V型墩直腹板预应力混凝土变截面连续刚构桥跨越该航道。拟建场地地势平坦, 属于长江河口三角洲地貌单元, 软土发育, 桩端持力层埋藏深, 工程地质条件较差。

在对主桥的有限元分析过程中, 采用了三种不同的边界条件模拟方法, 比较分析了这三种模拟方法对连续刚构桥的梁体受力产生的不同的计算结果。

2 基础计算模型的选择

连续刚构桥为桥跨结构 (主梁) 和墩台 (支柱) 整体相连的桥梁结构形式。由于两者之间是刚性连接, 在竖向荷载作用下, 将在主梁端部产生负弯矩, 因而减小了跨中的正弯矩, 跨中截面尺寸也相应得以减小, 故连续刚构桥的主梁高度可以较一般梁桥为小。

连续刚构桥在竖向荷载作用下, 支柱除承受压力外, 还承受弯矩, 并产生水平推力;且在混凝土的收缩、温度变化、墩台的不均匀沉降和预应力等影响和作用下, 会产生附加内力;施工过程中, 当结构体系发生转换时, 徐变也会引起附加内力。为此, 必须有良好的地基条件, 或者采用较深的基础和用特殊的构造措施来抵抗推力的作用。

本桥的基础形式采用桩径D150的钻孔灌注桩, 两个主墩桩长均采用90m, 单幅每个承台下为11根钻孔灌注桩, 承台厚为3.0m, 主墩为V型墩, 断面为预应力钢筋混凝土矩形实心断面, 断面尺寸7m1.8m。

群桩基础的模拟一般有以下几种不同处理方式:

(1) V型墩底固结;

(2) 采用土弹簧法考虑桩土共同作用;

(3) 采用部分桩长法 (10d) 考虑桩土共同作用;

(4) 弹性系数法及其延伸方法 (双梁模型等) 。

土弹簧法、部分桩长法及弹性系数法皆能较好的模拟桩土侧向共同作用。其中土弹簧模型计算得到的轴力分布为上小下大, 而与桩在土中的实际内力分布略有差异 (桩在土中的受力状态因侧壁摩阻力发挥的效果不同而有不同的分布形态) , 由于桩土共同提供的桩的轴向弹性刚度较难模拟, 且无应用于实际工程的力学模型, 故桩土的弹性刚度支撑的模拟方法不作深入研究。

弹性系数法及其延伸方法 (双主梁法等) 是根据规范m法, 通过解析解并结合相应的计算表格, 可得到桩基的柔度系数, 从而求得群桩的刚度 (水平弹性系数、扭转弹性系数、竖直弹性系数、弯剪系数) , 一般用在平面程序中, 当用在空间有限元程序中时, 须通过一般弹性支承模拟以考虑水平抗推刚度与绕水平轴抗弯刚度的耦合作用。

3 主梁内力计算

3.1 有限元模型的建立

整体结构分析程序采用MIDAS/Civil 2006。

主桥箱梁采用MIDAS/Civil中的PSC梁单元模拟, V型墩及上承台采用一般梁单元模拟, 全桥共有单元485个, 节点516个, 整体结构分析模型见图1:

本桥箱梁主体采用C50混凝土, 钢绞线采用Φs15.2高强度低松弛预应力钢绞线, 普通钢筋采用HRB335钢筋, 竖向预应力采用JL32精轧螺纹钢筋, 模型使用到的材料按照图纸和相关规范取用。

3.2 作用效应汇总

根据《公路桥涵设计通用规范》 (JTG D60-2004) 考虑以下作用:

(1) 永久作用:

结构重力:二期恒载按照相应位置以单元线荷载加到桥面上;

混凝土徐变收缩及徐变作用;

基础变位作用:两个边墩处1.0cm、主墩处2.0cm沉降, 并按最不利情况组合;

(2) 可变作用:

汽车荷载:公路I级。

汽车冲击力:自动计入汽车荷载;

人群荷载按规范《公路桥涵设计通用规范》 (JTG D60-2004) 第4.3.5条考虑;

(3) 温度作用:根据设计说明, 考虑整体升温20, 整体降温20;温度梯度按《公路桥涵设计通用规范》 (JTG D60-2004) 第4.3.10条考虑。

3.3 施工阶段模拟

按照施工流程图, 共划分17个施工阶段, 列表如表1所示。

3.4 主要计算结果

在承载能力极限状态下, 主桥结构代表截面 (V型墩底、V型墩顶主梁、跨中主梁) 在群桩基础不同模拟方式下的内力结果如表2所示。

5 结论

对表中内力结果进行比较, 可得出以下结论:

5.1 不同的下部结构模拟方式, 对主梁及V型墩的内力影响很小, 但对V型墩墩底受力影响很大;

5.2 对于连续刚构结构, 用墩底固结模拟与其他模拟方式 (考虑桩土共同作用) 得到的下部结构内力结果相差很大;

5.3 土弹簧法、部分桩长法及弹性系数法皆能较好的模拟桩土共同作用, 计算结果较为接近;

5.4 弹性系数法和土弹簧法均根据规范m法, 其中弹性系数法通过解析解并结合相应的计算表格, 可得到桩基的柔度系数, 从而求得群桩的刚度 (水平弹性系数、扭转弹性系数、竖直弹性系数、弯剪系数) , 一般用在平面程序中, 当用在空间有限元程序中时, 须通过一般弹性支承模拟以考虑水平抗推刚度与绕水平轴抗弯刚度的耦合作用, 较为困难;而土弹簧法则发挥了空间有限元程序的优势, 通过对桩施加不同弹簧刚度的土弹簧单元来实现不同方向的桩土联合作用。

摘要：通过对一座连续刚构桥群桩基础不同的边界条件模拟, 比较分析了墩底固结、土弹簧法、部分桩长法、弹性系数法对连续刚构桥主梁、墩柱的内力影响。