承载能力分析

承载能力分析（精选十篇）

承载能力分析 篇1

方奥桥为四跨简支梁桥, 桥面总宽13.2m, 汽车道宽为8.7m, 两侧人行道宽分别为1.68m, 为装配式钢筋混凝土T梁。设计荷载取为汽-20+人群荷载4kN/m2, 验算荷载为挂-100。该桥整体布置见图1所示。经过多年的运营该桥立交匝道的部分结构出现了一些病害, 为摸清该桥的静动载性能, 基于通用有限元程序软件对该桥进行理论分析, 为该桥的现场检测维修提供理论依据[1]。

2 理论分析计算

2.1 平面杆系有限元模型

活载内力计算采用通用分析软件, 计算模型采用空间梁单元, 模型共划分为80个结点和120个空间梁单元, 有限元模型见图2所示[2]。

2.2 活载计算结果

基于通用有限元程序计算出T梁控制断面的设计内力值汇总如表1所示, 经过比较, 设计内力由2#梁控制, 2#梁在设计荷载作用下的弯矩包络图, 如图2所示。通过计算可知, 在挂车-100验算荷载作用下, 2#梁跨中截面的控制正弯矩为9.74E+05N·m。

3 静载实测结果

3.1 挠度测试结果

试验荷载下各挠度测点的计算挠度值和实测挠度值对比可见, 在试验荷载工况3作用下, 测点的实测弹性挠度值与理论计算值的比值在0.52～0.83之间, 其中跨中3#测点的最大弹性挠度实测值为5.6mm, 而对应的理论计算挠度为9.2mm, 两者的比值为0.61, 能满足规范的要求[3,4]。

3.2 应力

在各级试验荷载工况的作用下, 试验桥跨跨中各应变测点的理论应变值、实测应变值及两者的比较如表2所示。在试验荷载作用下, 各片梁最大实测应变与理论最大应变比值比较离散, 校验系数在0.14～1.39之间。各级试验荷载下的各应变测点的实测及计算应变值分布如图4所示。在试验过程中由于横隔梁、纵梁原有裂缝的发展, 导致部分梁体应变的急剧增大, 与理论计算结果有一定差异。

3.3 残余变形

试验结束前对试验桥跨进行了残余变形观测, 可知跨中截面的3#挠度测点最大挠度值为-6.1mm, 相应的残余挠度值为-0.5mm, 残余挠度与最大挠度的比值为0.08。同时可知跨中截面4#应变测点最大应变值为349με, 相应的残余应变值为38με, 残余应变与最大应变的比值为0.1。残余变形值均能满足的要求。

4 结语

该桥通过静载的理论分析计算以及理论计算结果与实测结果的比较分析可见, 该桥外观检查及无损检测结果表明该桥混凝土强度较低, 纵梁、横梁受力裂缝宽度较大, 伸缩缝严重破损, 混凝土碳化深度过大。为此, 建议凿开伸缩缝对应位置的沥青铺装层, 按照受力要求重新设置伸缩缝。建议采用粘贴钢板的方法纵梁、横梁进行加固, 同时对于梁体裂缝应采用化学灌浆方法进行修补处理。维修后该桥能承受设计荷载, 可以继续使用。

摘要：方奥桥经过多年的运营出现了一些病害, 为摸清该桥的受力行为, 基于通用有限元程序软件进行结构性能分析, 分析结果有助于了解此类桥梁结构的受力性能。

关键词：桥梁工程,结构性能分析,承载能力

参考文献

[1]姚玲森.桥梁工程.北京:人民交通出版社, 1998

[2]郝文化.ANSYS土木工程应用实例.北京:中国水利水电出版社, 2005

[3]交通部科学研究所.大跨径混凝土桥梁试验方法.北京:人民交通出版社, 1982

港内道路交通承载能力分析与计算 篇2

港内道路交通承载能力分析与计算

从港内道路的.功能分析人手进行道路承载能力的分析和研究.提出港内道路交通承载能力分析分为三个层次,包括进港道路直接连接主干线承载能力、港内道路网络的交通容量和港内道路网络结构交通管理效率.最后,以天津港为例进行案例研究,并结合计算结果进行问题分析.

作 者：赵巍 白子建 赵建伟 作者单位：天津市市政工程设计研究院刊 名：黑龙江交通科技英文刊名：COMMUNICATIONS SCIENCE AND TECHNOLOGY HEILONGJIANG年，卷(期)：200932(3)分类号：U491.1关键词：港内道路 交通承载能力 天津港 案例分析

承载能力分析 篇3

摘 要 根据东江流域水资源、社会、经济情况及开发利用存在的问题，提出用主成分分析法对其承载能力进行分析评价。通过建立东江流域水资源承载指标体系，用主成分分析法分析评价知：东江流域的资源主要是水资源广泛，所以这一区域的水资源的开发潜力目前很大。相对东江流域而言，开发潜力最大的应属河源区，然后是惠州区、深圳区、东莞区，而广州区的水资源开发潜力最小。

关键词 水资源承载能力；主成分分析法；东江流域

中图分类号：TV213 文献标志码：B 文章编号：1673-890X（2016）01--02

1 东江流域基本情况

东江是珠江水系的三大河流之一，东江流域与西江、北江流域合称为珠江流域。东江发源于江西省寻邬县桠髻钵，上游称寻邬水，南边进入广东流域内直至龙川县五河坝并与其汇合后的流域称之为东江。东江整体流域广泛，其主要流经的几个区域分别为：龙川、紫金、博罗、惠阳和东莞下属镇石龙镇，在石龙镇分水俩边，南边与北边分别汇入到狮子洋中。东江流域石龙以上集雨面积为27 040 km2，河口以上面积为34 144 km2，其中广东省境内30 644 km2，江西省境内3 500 km2，1951-1997年系列径流量分析，东江流域水资源量为324亿m3，石龙镇以上为257亿m3，东江流域广东省境内为291亿m3。江西省境内的水资源量为33.0亿m3。东江流域的地下水资源与地表水资源的分区一致，其中东江区的地下水资源量为67.8亿m3/a，东江三角洲区的地下水资源量为18亿m3/a，两部分合计为85.8亿m3/a。

表水由大气降水形成，地下水由地表径流补给，最终纳入江河，故地下水包含在地表水中属重复计算量，而特殊水资源（热矿泉和矿泉）量少，忽略不记，故东江流域广东省部分水资源总量为291亿m3，地下水资源量为85.8亿m3/a。

2 主要成分分析法

在对高维变量空间进行降维操作的同时，还要确保数据不丢失原信息，在这样的原则下对高空间进行变更就是成分分析法的主要目的，也就是说在以损失原始数据最小，线性的变换及其他部分数据丢失最少的的前提下，利用变换维度方法，也就是少数的综合变换替换掉原有数据的多维变量。

可以把原始变量认为是未知数x1，x2，…，xJ而在经过主要成分分析法处理后就会得到新的变量，设其为z1，z2，…，zm这里所有的线性组合变量均是（m水资源承载能力比较容易受到众多的因素所影响，如供需方面的因素，供需对于水资源的承载能力属于直接影响因素，还有一些其他的间接的因素，本文选取耕地灌溉率、水资源的使用率、水资源的开发程度、供水模数、需水模数及人均供水量x1，x2，…，x66个主要影响水资源承载能力的主要因素作为指标，各个指标的含义如下。

耕地灌溉率和灌溉与耕地的面积之比分别为（x1）（%）。水资源利用率和以P=50%情况下可以利用水量与总资源水量之比分别为（x2）（%）。水资源开放程度和以P=50%情况下供水量和总资源水量之比分别为（x3）（%）。供水模数和以P=50%的供水量与土地的面积之比分为别（x4）（104m3/km2）。供水模数和以P=50%的需水量与土地面积之比分别为（x5）（104m3/km2）。人均供水量和以P=50%的供水量与总人口数之比分为别（x6）（m3/人）。

3 用主成分分析法评价东江流域水资源承载能力

3.1 东江流域水资源资料

以东江目前的各种数据为基础，如东江流域自然、社会经济和水资源的使用等数据进行分析，具体数据见表1。

3.2 数据标准化和进行综合评价

根据所选取的7个指标，对东江流域水资源资料进行分析，最终结果见表2。

通过计算，各指标与前两个组成分的关系：

z1=-0.4001x1-0.3402x2-0.5007x3-0.4903x4-0.5013x5+0.1806x6

z2=-0.0593x1+0.5014x2-0.1993x3-0.1695x4-0.1703x5-0.8004x6

由主成分z1，z2与客观权重e1，e2之积，即z*=得各分区水资源承载能力的综合评判结果，见表3。

3.3 评价结果分析

由表2可知各分区的水资源承载能力综合情况的评分；通过表3了解到，东江地区的水资源量不但广泛而且具有开发潜力和价值，也就是说这一地区的水资源量是可以进行开发的。相对而言，河源区的水资源量具有最优开发潜力，然后是惠州等地，其中广州区水资源最不具有开发潜力。

要保证东江流域各个区域的经济持续发展，各区域都要进一步开发水资源。广州区、深圳区、东莞区是经济发达地区，对水资源的需求很大，而它们的水资源开发潜力又相对较小，所以更应该对其水资源开发潜力进行发掘，在必要的时候还可以综合利用相邻的河源区和惠州区的水资源，从相邻区域调用水资源。

贵州某拱坝极限承载能力分析 篇4

关键词：拱坝,承载能力,弹塑性

1 工程概况

该工程是贵州一小型水电站工程, 挡水建筑物为抛物线双曲砌石拱坝, 最大坝高52.7m, 属4级建筑物。该拱坝未设闸门, 计算坝底高程364.80m, 溢流坝段坝顶高程410.40m, 非溢流坝段坝顶高程416.90m。坝址河谷宽高比为2.0, 厚高比为0.16, 坝基地质为三迭系永宁镇组 (T1yn) 薄至中厚层白云质灰岩, 岩质较坚硬完整, 变形模量为5~10GPa。有关该拱坝的特性参数如下:

1.1 坝体的物理力学参数

坝体拟采用150#混凝土砌块石，块石标号600#。

1.2 拱坝拱冠梁剖面

拱冠梁剖面见图1。

2 分析方法

2.1 弹塑性拱梁分载法

确定拱坝承载能力的方法主要包括模型试验和数值计算两种方法。一般地, 通过数值计算来分析结构的承载能力有两种方法:一种是用弹塑性分析方法, 即根据应力-应变关系、具体问题的初始条件与边界条件、荷载历史等来逐步求解承载能力问题;另一种是塑性极限分析方法, 即忽略中间的弹塑性过程, 直接研究极限状态, 其最大的优点就是回避了工程中最不容易弄清楚的本构关系。

传统的拱梁分载法建立在理想弹性材料的基础上, 应力应变为线形关系, 然而, 实际的坝体材料一般是弹塑性的应力应变的关系是非线性的。实际的拱坝, 由于坝高体薄, 荷载很大, 坝体中某些部位的应力往往会超过弹性极限而进入塑性甚至引起裂缝, 材料的塑性可以自行调整坝体的线弹性应力分布, 使高应力区的应力部分地向低应力区转移, 这是拱坝超载能力强的一个重要原因。为了提高拱梁分载法的计算精度, 必须将坝体材料按近似于本来的性质考虑, 这样就发展为弹塑性拱梁分载法。它的应用范围也大大地扩大了, 不仅可以计算拱坝的线弹性应力, 还可以计算拱坝的弹塑性应力 (应力重分布) 、极限承载能力 (超载系数和强度储备系数) 与相应的破坏模式。

通常情况下, 拱坝荷载不可能大幅度增加, 拱坝的破坏在除去基础沉陷、坝肩失稳等因素的影响外, 主要是材料强度的不足。因此, 比较合理的算法是降低强度参数法。

文章采用弹塑性拱梁分载法, 通过不断降低坝体材料强度指标来计算拱坝的破坏过程, 并估算坝体的强度储备系数。根据规范, 计算的工况及考虑的荷载如下:

1) 工况一:正常高水位

荷载:坝体自重+静水压力+泥沙压力+温度荷载 (温降)

2) 工况二:校核洪水位

荷载:坝体自重+静水压力+泥沙压力+温度荷载 (温升)

2.2 应力计算

弹塑性拱梁分载法的计算步骤可概述如下:1) 线弹性拱梁分载法;2) 根据共轭截面内力确定该截面的变形模量;3) 计算变为系数矩阵;4) ) 解变位协调方程组, 得拱、梁分担的荷载;5) 计算各共轭截面的内力;6) 与上次计算的各截面的内力进行比较, 判断相对误差是否满足要求, 若满足;7) 计算拱坝应力, 变位和坝面主应力;8) 结束。如在6) 中不满足要求转入2) , 则由此可见, 弹塑性拱梁分载法比线弹性拱梁分载法要复杂的多, 线弹性拱梁分载法的计算成果仅是弹塑性拱梁分载法的第一次近似值。

弹塑性拱梁分载法程序出的最大压应力及最大拉应力如下:基本组合 (正常高水位) :最大主压应力为3.90Mpa, 位于中部右拱端下游面395.20m高程;最大主拉应力为1.48Mpa, 位于拱冠梁上游底。特殊组合 (校核洪水位) :最大主压应力为4.93Mpa, 位于中部右拱端下游面395.20m高程;最大主拉应力为1.38Mpa, 位于拱冠梁上游底。

2.3 承载能力分析

2.3.1 基本荷载组合

在基本荷载组合 (正常高水位+温降) 条件下, 其强度储备系数大约为5.5。从K=3.5开始出现受压屈服区, K=4.5时, 受压屈服区进一步发展, 下游面右拱端中部出现较大的受压屈服区, 上游坝面拱冠梁中部出现受压屈服区, 并向四周扩展, K=5.0时, 下游坝面受压屈服区从深度和广度上进一步发展, 并由坝基连通成左低右高的"V"字型, K=5.5时, 上游坝面受压屈服面进一步扩大, 下游坝面出现大面积的屈服区, 坝体已进入不稳定状态, 由此可以估算出该拱坝的强度储备系数约为5.5。

2.3.2 特殊荷载组合

在特殊荷载组合下 (校核洪水位+温升) 条件下, 其强度储备系数大约为5.0。K=3.0时, 出现局部受压屈服区;K=4.0时, 屈服区发展迅速, 下游坝面右拱端已出现较大受压屈服区, 左拱端及坝体底部也出现明显的屈服区;K=4.5时, 上游坝面拱冠梁上部受压屈服区向四周扩展, 下游坝面受压屈服区进一步扩展;K=5.0时, 下游拱端及下部的受压屈服区连通, 形成左低右高的“V”字型, 上游坝面及下游坝面此时已大面积屈服, 坝体进入不稳定状态。由此可以估算出该拱坝的强度储备系数约为5.0。

在两种不同荷载组合下, 坝体的破坏, 上游坝面由上游拱冠中上部区域开始逐步向两岸及向下发展, 下游坝面从中部拱端开始, 逐步向拱冠及下部延伸。

3 结论

1) 由以上计算分析可以看出。但在各种荷载组合下, 该拱坝坝体的最大拉应力都在1.5MPa以下, 出现拉应力的区域不多, 最大压应力都在5.0MPa以下, 其值均在规范允许范围之内, 这说明坝体设计是合理的;2) 通过计算分析, 可以看出该拱坝具有较强的荷载分配调整能力;3) 弹塑性拱梁分载法结果表明, 该拱坝的强度储备系数在基本荷载组合下为5.5左右, 在特殊荷载组合下为5.0左右。

参考文献

[1]王均星, 王开治.弹塑性拱梁分载法及拱坝承载能力估算[J].第二次全国塑性力学学术交流会论文, 1988.

[2]范金星, 王均星.拱坝三维塑性极限分析[J].湖南水利, 1995.

承载能力分析 篇5

为给飞机平尾升降舵接头耳片极限承载能力试验提供参考依据,指导试验方案设计,采用非线性有限元法,将运动约束和节点力作为边界条件直接施加在产生接触的.节点上,将加载棒作为刚体,将耳片作为变形体,运用MSC Patran和MSC Marc分析某飞机平尾升降舵铰链接头耳片在轴向0°,斜向45°和横向90° 3个方向的承载能力,并给出对应的极限承载能力和应力分布情况,用于指导试验加载方案和应变片布置. 通过接头耳片有限元计算得到的载荷-位移曲线与试验曲线大致吻合,预测出的试件破坏最大应力值和最易破坏部位与试验结果也相符合.

作 者：陈秀华 匡国强 汪海 杨凤鹏 CHEN Xiuhua KUANG Guoqiang WANG Hai YANG Fengpeng 作者单位：陈秀华,汪海,CHEN Xiuhua,WANG Hai(上海交通大学空天科学技术研究院 海 40)

匡国强,杨凤鹏,KUANG Guoqiang,YANG Fengpeng(上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院,上海,200240)

轴向槽对水润滑轴承承载能力的影响 篇6

摘 要： 本文以赛龙轴承为例，应用COMSOL软件分别对带轴向槽和不带轴向槽两型水润滑轴承的水膜厚度、压力分布、轴承承载力等进行数值计算与对比，分析轴向槽对水润滑轴承负载能力的影响。

关键词： 水润滑轴承；轴向水槽；承载能力

中图分类号：U664.2 文献标识码：A

Abstract： In this paper， elastic plastic bearings are taken as an example to calculate and comparethe water film thickness， pressure distribution and the load capacity of water lubricated journal bearingswith axial groove and without axial groove respectively with the COMSOL software. The effect of axial groove on the load capacity of water lubricated journal bearing is analyzed.

Key words： Water-lubricated journal bearing； Axial Water groove； Load capacity

1 概述

水润滑轴承与油润滑轴承相比，具有结构简单、无污染、维修方便等优点，为此采用水润滑轴承的船舶逐渐增多。为了保证轴承能够充分润滑与散热，往往需对水润滑轴承开轴向水槽，但开槽后轴承承载面积减少，承载能力有所降低。为了探讨这一问题，国内外对轴承开槽与否及水槽数目等作了一些研究，但对水膜厚度、水槽结构尺寸等对承载能力的影响尚未进行深入的探讨。本文基于数值分析方法，应用COMSOL软件对轴向开槽与不开槽水润滑轴承的润滑情况进行理论分析与比较，探讨水槽对轴承性能的影响。

2 水润滑轴承的数学模型及边界条件

2.1 数学模型

根据流体润滑理论，推导出三维Reynolds 方程[2]如下：

2.2 边界条件

本文选用 Reynolds 边界条件加以计算，Reynolds 边界条件认为液膜在轴承间隙内不是连续的，液膜在轴承扩散区的某处随着负压的增大而自然破裂，即破裂位置在经过最小液膜厚度 hmin之后的某一角度 处。

以Reynolds边界条件为前提进行数值计算：

（1）轴承轴向两端y=±L/2，P=0；轴承周向上润滑水膜起始边为：φ=0，p=0；终止边为：p=0， ；

（2）水膜在轴承内不连续，但压强连续分布。压强曲线始点在M0处，即最大水膜厚度处；压强曲线终点在M1处，即最小水膜厚度后某一位置；而最大压强在M2处，这两点对于偏心线OC对称分布，OC与竖直方向上的夹角即为轴承的偏位角γ，如图1所示；

（3）轴向开槽的径向轴承在水槽处压力为 0。

2. 3 约束条件

（1）假设轴承为刚性，轴在轴承中顺时针旋转，轴承固定在基座上。轴在轴向没有位移，在周向由于偏心的作用会发生位移；

（2）假设施加的载荷为集中载荷，其施加在轴的中间位置；

（3）假设水膜厚度在强压下可以无限薄，轴承与轴始终不接触。

3 轴承开槽与不开槽的润滑特性计算与分析

以某刚性轴承为例，利用COMSOL软件进行数值计算与分析，其参数见表1。在转速v=5 m/s和载荷比压p=0.3 MPa时，计算不开槽轴承和开槽轴承的液膜厚度及压力分布并进行对比分析，见图2～5。

由图2和图4可以看出：（1）不开槽轴承内的水膜压力分布方向从轴承上部竖直方向开始呈现两边低、中间高的抛物线趋势，局部最大压力存在于周向180°轴承中部附近；（2）开槽轴承只在槽与槽之间的板条部分才有水膜压力分布，抛物线趋势在轴向方向上没有不开槽轴承明显。在第5个水槽之后轴承内压力降到几乎为0。同时，轴承内的局部最大压力超过1 MPa，而不开槽轴承的局部最大压力只有0.7 MPa。这是因为轴承内水槽的存在导致轴承承载有效面积减小，导致局部最大压力增大。

由图3和图5可以看出：（1）不开槽轴承内的最小水膜厚度和局部最大压力的位置不相同，局部最大压力出现在最小水膜厚度前面某处；（2）开槽轴承由于水槽的存在，导致水槽处水膜无法形成，轴承表面的润滑区域出现间断区域，这个区域的分布位置和大小由水槽数目与宽度来决定。同时，由于水槽的存在使得轴承压力变大，水膜厚度与不开槽轴承相比在减小。

4 长径比对水润滑轴承润滑特性的影响

假设载荷为0.3 MPa，转速变化范围为1～10 m/s，轴承内径一定时，计算不同长径比下轴承性能的差异，计算结果如图6、图7所示。

由图6、图7可以看出：（1）相同长径比的轴承，随着转速的提高，最大水膜压力减小，最小水膜厚度变大；（2）在相同的转速下，轴承内径一定时，随着长径比的变大，最大水膜压力和最小水膜厚度并不是呈现单调性变化。在长径比达到1之前，最大水膜压力随着长径比的变大而减小，最小水膜厚度随着长径比的变大而变大；长径比为1时，最大水膜压力最小，最小水膜厚度最大；长径比大于1时，最大水膜压力随着长径比的变大而变大，最小水膜厚度则随着长径比的变大而减小。

5 结论

上述计算结果表明，带轴向槽与不带轴向槽的水润滑轴承相比，其承载能力有较大差异：

（1）轴向开槽水润滑径向轴承压力分布不连续，水槽处压力降低为0，槽与槽之间的水膜厚度和压力分布满足Reynolds分布；

（2）轴承开槽后承载力降低，在同样载荷下局部压力增大，对水膜的形成产生影响；

（3）轴承的长径比与轴承的压力分布和水膜厚度不呈单调性变化，轴承在长径比为1时，最大水膜压力最小，最小水膜厚度最大，此时的润滑性能较好。

参考文献

[1]周小林， 赵高晖， 王国钦等.水润滑尾轴承负载能力的分析[J] .上海理工

大学学报， 2004， 4（4）.

[2] 刘宇.高分子材料水润滑尾轴承数值计算及试验研究[D].武汉理工大

学，2010.

[3] Bhushan B.葛世荣译.摩擦学导论[M].机械工业出版社，2006.

[4]Bhushan B. Principles and Applications of Tribology [M].Wiley， New York，

1999.

电磁离合器承载能力分析 篇7

1 电磁离合器的结构原理

压缩机使用两种电磁离合器:4极电磁离合器和6极电磁离合器, 除极数不同外其结构相似, 都由线圈、皮带轮、驱动盘、弹簧片、传动板、铆钉和消音塞组成。线圈及其壳体压装在前盖轴径上, 皮带轮通过双列角接触双面密封球轴承坐在前盖上, 驱动盘与传动板铆在一起并压装在主轴上。线圈通电后产生电磁力将驱动盘与皮带轮吸合成一体并带动主轴旋转, 压缩机开始工作, 线圈断电后驱动盘与皮带轮脱开, 皮带轮空转, 压缩机不工作。

1.1 皮带轮轴承

皮带轮轴承的工作条件是非常恶劣的, 既要承受冬天的严寒, 又要承受夏天的酷暑, 既要承受几百公斤的园周力, 又要承受6000-8000r/min的高速。皮带轮轴承应能承受1500C的高温和短时间的高温 (1800C10分钟) , 在任何情况下油脂都不能因高温或密封件受损而流出, 在任何情况下都不能撬开密封圈, 也不能更换油脂。一旦发现密封圈受损就必须更换轴承。

1.2 线圈

由H级耐高温高强度圆铜漆包线制成, 能耐1500C的连续高温和10分种1600C的短时高温。线圈的温升必须满足下式

式中:RO———室温电阻, R1———1150C电阻, T0——室温0C

1.3 磁路材料

构成磁路材料的皮带轮、线圈壳体、驱动盘必须由具有一定强度和高导磁率的材料制成, 纯铁的导磁率最高, 但强度低, 通常用08AL、10、20号钢制成。由于线圈壳体是冲压成型, 故10号钢制成, 皮带轮、驱动盘受力较大, 可用20号钢制成。线圈壳体是固定在前盖上, 前盖必须由非导磁材料制成。

1.4 磁极

电磁铁有南 (S) 北 (N) 两极, 如众所知, 同极相斥异极相吸, 相吸的两个磁极产生一个吸力, 这叫一对磁极。压缩机使用两种离合器———4极离合器和6极离合器, 4极离合器有4对磁极产生4个吸力, 同理, 6极离合器有6对磁极产生6个吸力。根据电磁理论, 线圈通电后产生磁通, 我们形象地用磁力线表示, 磁力线在磁路材料中沿最小磁阻路线走了一条闭闭回路。由于皮带轮端面和驱动盘端面各有环形隔磁环, 所以6极皮带轮磁力线有6次进入驱动盘和6次由驱动盘进入皮带轮, 同理, 4极皮带轮磁力线有4次进入驱动盘和4次由驱动盘进入皮带轮。从外观看, 6极皮带轮有3条环形隔磁环, 4极皮带轮有2条环形隔磁环, 6极驱动盘有2条隔磁环, 4极驱动盘有1条隔磁环。

1.5 气隙

离合器有3种气隙:吸合气隙Δ0——皮带轮端面与驱动盘端面之间的空气隙, Δ0=0.3-0.7, 其功用是防止皮带轮与驱动盘发生摩擦, 此值大, 吸合时克服弹簧力较大, 降低驱动扭距, 此值小, 则要提高加工精度。外环隙Δ1——线圈壳外径与皮带轮内壁之间的径向 (单边) 间隙。内环隙Δ2——皮带轮孔座内壁 (6极) 或外壁 (4极) 与线圈壳之间的间隙。理论分析和计算结果证明, 80-90%的磁压降消耗在内外环隙中, 所以要设法降低内外环隙, 通常取Δ1、Δ2≤0.5。

2 影响离合器乘载能力的关键因素———皮带轮、驱动盘端面的平面度

电磁离合器是摩擦力传递扭距的, 因而皮带轮端面与驱动盘端面是否贴合良好, 对离合器乘载能力有重大影响。笔者在车间条件下作4组不同组合平面状况对比试验, 试验条件虽然简陋, 方法简单, 但平面状况的影响是非常明响的, 序号1乘载能力最高是由于皮带轮端面与驱动盘端面构成一对良好的贴合面, 序号2正好相反, 是中凸对中凸, 形成小面积接触, 乘载能力最小, 序号3、4接近大多数离合器的实际状况。在设计上, 要求皮带轮和驱动盘工作端面的平面度小于0.05 (中凹) , 对皮带轮, 一般为中凹0.01-0.03, 可以满足要求, 问题较多的是驱动盘, 它刚性差, 有铆接应力, 铆合铆钉后驱动盘产生变形, 铆钉处低下, 两铆钉连线的中点处凸起, 整个平面形成3个突起的复杂曲面, 这对传递扭距是非常不利的。为提高平面度, 采取如下措施:

2.1 增加驱动盘厚度

现有厚度是:6极4.37±0.1, 4极4.65±0.15, 如果厚度增为4.9±0.1则驱驱动盘刚度可增加40%和17%。

2.2 控制弹黄片、驱动盘和传动盘孔距和孔径尺寸精度, 减少铆合变形形。

2.3 控制消音塞厚度公差, 减少铆合变形。

2.4 减少装配、搬运、安装、维修过程中因外力引起的驱动盘变形, 变形对对乘载能力影响重大, 常见变形有3种:a.驱动盘扭曲, 驱动盘与皮带轮端面面只有个别点或小面积接触, 不能传递扭距。b.偏摆或缩入, 驱动盘与皮带轮轮端面空转时接触, 驱动盘被磨去一角, 线圈通电后驱动盘与皮带轮接触不不良, 无法工作。c.弹黄片或铆钉受内伤, 在重载下弹黄片折断, 铆钉松动。

3 安匝数的影响

线圈匝数n与线圈电流A的乘积叫安匝数, 在相同条件下, 电磁离合器乘载能力与安匝数的平方成正比, 通常线圈电压是给定的, 要增加安匝数只能增加漆包线直径, 如果漆包线直径不增加, 只增加匝数是不能增加安匝数的, 因为匝数增加, 线圈电阻也同比例增加, 也就是电流同比例减少, 安匝数不变。

4 驱动盘大小的影响

驱动盘大, 则磁极面积大, 力臂也大, 因而能传递的扭距也大。

5 低电压、高温的影响

在正常况下, 离合器的设计能力可以满足要求, 但下列清况可能例外。

5.1 电压不足

假设线圈额定电压12V, 实际电压为10V, 根据欧姆定律, 线圈电流下降降为10/12=0.83, 磁感应强度下降为0.832=0.69, 设额定扭距M0=40N.m, 电压压10V时M=0.69M0=27.6N.m。

5.2 高温

若室温电阻3.06Ω, 1150C时为4.24Ω, 假定线圈实际工作温度1000C, 则则电阻为3.06+ (4.24-3.06) ×100/115=4.09Ω, 由于电阻增加, 电流减少至33..06/4.09=75%, 可以近似地认为扭距降为0.752M0=22.4N.m

6 跑合的影响

未跑合的离合器承载扭距有可能只有34N.m, 达不道40 N.m, 根据I-MMACA310-1977电磁离合器标准规定, 6.5-8.4英寸3的5缸压缩机, 未达到到34 N.m的离合器应至少磨合一次, 磨合工况如下:转速2000±55000r/min, 开3s/停3s, 励磁———额定电压, 排气压力1.171-1.24MPa, 吸气压压力0.028-0.138 MPa, 时间1h, 磨合后扭距至少达到54.23 N.m。

7 无线圈离合器

在欧洲使用了外控式变量压缩机, 该机无线圈, 压缩机连续运转, 无须停停机, 不用空调时压缩机零排量输出, 但机内零件还存在摩擦, 有可能影响寿寿命。

长期演进无线容量和承载能力分析 篇8

LTE (长期演进) 物理层包含下行信道和上行信道, 其中下行信道包含PBCH (物理广播信道) 、PDCCH (物理下行控制信道) 、PDSCH (物理下行共享信道) 、PCFICH (物理控制格式指示信道) 、PHICH[物理HARQ (混合自动重传请求) 指示信道]、PMCH (物理多播信道) 。PBCH承载小区ID (标识) 等系统信息, 用于小区搜索过程。PDCCH承载寻呼和用户数据的资源分配信息以及与用户数据相关的HARQ信息。PDSCH承载下行用户数据。PCFICH承载控制信道所在OFDM (正交频分多址) 符号的位置信息。PHICH承载HARQ的ACK/NACK (确认/非确认) 信息。PMCH承载多播信息。

上行信道包含PRACH (物理随机接入信道) 、PUSCH (物理上行共享信道) 、PUCCH (物理上行控制信道) 。PRACH承载随机接入前导。PUSCH承载上行用户数据。PUCCH承载HARQ的ACK/NACK, 调度请求, 信道质量指示。

分析上述LTE信道, 限制LTE无线容量的主要因素是:

1) 下行业务资源。下行业务资源主要是下行PRB (物理无线块) 资源和带宽资源。

2) 下行信令资源。下行信令资源主要是PDCCH资源和寻呼资源。

3) 上行业务资源。上行业务资源主要是上行PRB资源和带宽资源。

4) 上行信令资源。上行信令资源主要是PRACH资源。

2 LTE上下行业务容量

LTE采用OFDM技术, 不同于WCDMA (宽带码分多址) 采用的扩频技术 (每个symbol占用带宽都是3.84 MHz) , 通过扩频增益等技术来对抗干扰。OFDM则是每个symbol都对应一个正交子载波, 通过载波间正交性来对抗干扰。协议规定, 通常情况下子载波间隔15 k Hz, normal CP (循环前缀) 情况下, 每个子载波一个slot有7个symbol;extend CP情况下, 每个子载波一个slot有6个symbol。频率上连续12个子载波, 时域上一个slot, 称为1个RB (无线块) , 1个RB带宽为180 k Hz。

LTE时隙帧结构见图1。

RB是业务面数据最小调度单位, 下行PRB利用率和上行PRB利用率可作为衡量前向业务信道负荷指标的参数。但基于无线数据业务特性, 在高速率情况下少数几个用户就能将所有业务资源全部占用, 因此PRB利用率并不能完全反映LTE网络的业务资源负荷, 还需小区用户数共同反映LTE网络业务资源负荷情况。

LTE下行吞吐量在密集城区平均吞吐率能力仿真如下。

LTE数据吞吐率见表1。

小区承载能力采用基于用户体验和话务模型的分析方法。图2为五步骤分析方法。

忙时用户激活比Rb:放号用户中, 有多少用户在忙时使用网络。在LTE中用户开机, 就会attach附着, 因此用户激活比就是相当于开机率。

其中, Ub为忙时总附着用户数, n为放号数。

忙时业务激活比Rs:附着的用户中, 建立RRC (无线资源连接) 的平均时长比例。

其中, tba为忙时平均每附着用户RRC连接时长, Ubr为忙时平均RRC用户数, Ua为忙时总附着用户数。

忙时同时传输比Rt:指空口连接时, 有多大比例时间传输数据。

其中, tbt为忙时平均每用户传输时长, tb为忙时平均每用户RRC连接时长。

参考当前业界LTE的话务模型, 取LTE的话务用户模型见表2, LTE小区承载能力见表3。

根据上表得出的结论, LTE在无线容量侧主要是下行受限, 小区支持的最大放号用户数约为2 656个。

3 LTE上行信令容量

PRACH信道容量定义:在满足碰撞概率为1%的前提下, 每秒能够支持的成功接入次数。

PRACH信道容量主要受限于:

·每帧中配置的PRACH时隙数;

·产品处理能力。

竞争接入与竞争前导数和PRACH数量相关, 根据R2-070206, 碰撞概率P与竞争前导数、PRACH数量的关系为

其中, G为每秒竞争接入次数, 即为PRACH容量;L为每秒内RA (路由区) 资源的总数。P的目标值一般设为1%。

每秒PRACH数量计算举例:

·20 MHz带宽;

·普通CP配置;

·每帧中配置2个PRACH时隙;

·前导序列总数为64 (假定其中52个配置为随机前导) ;

·L为每秒内RA (路由区) 资源的总数 (随机前导数量乘每秒内PRACH数量) ;

·P为用户接入碰撞概率, 通常取值0.01。

根据下式可以得到PRACH信道的容量G为

根据以上的分析, 在满足碰撞概率为1%的条件下, 接入信道每秒能够支持的成功接入次数约为104次。

接入信道承载用户数Ul为

其中, C为接入信道容量, Uc为单用户忙时呼叫次数。参考当前信令模型, 单用户忙时呼叫次数为64次, 则LTE上行信令容量分析为

4 LTE下行信令容量

寻呼容量的定义:每秒钟可发送的寻呼消息数量。

按照协议, 每一个TTI (传输时间间隔) 只能发送一个paging消息, 最多携带16个UEID (终端识别号) 。paging消息指示[DL (下行) grant]在PDCCH发送, paging消息内容在PDSCH发送。

每秒最大可以发送的寻呼消息数计算结果见表4。

Nb是每个寻呼周期有多少个TTI可以发送寻呼, 实际上就是表征每个帧有多少个子帧可以发寻呼。如果4个寻呼周期表示每个帧有4个TTI可以发寻呼, 1/4个寻呼周期表示每4个帧有一个TTI可以发送寻呼。

在表4中, Nb典型取值为1, 每秒可发送寻呼消息数量为1 600次。

跟踪区 (TA) 的功能与GSM (全球数字移动通信) 的位置区概念类似。TA包含相同TAC (跟踪区码) 配置的小区群体, 网络覆盖区都根据TAC被划分成许多个跟踪区。MME (多媒交换系统) 同时给终端分配TAI (目标区识别) list, 该TAI list包含一组TA, 终端保存好这个TAI list, 终端在这些TA中移动时, 不需要再发送TA更新消息给EPC (进化分组核心) 。网络通过在整个跟踪区内的所有小区发送寻呼消息来寻呼idle态的UE (终端) , 通知其下行数据到达。首先在TA下进行寻呼, 如果寻呼不到情况下, 再到TAL下进行寻呼。

假定一个TA下有30个基站 (90个小区) , 一个TA list包含5个TA (150个基站, 450个小区) 。

这里涉及到寻呼系数kp的定义:

寻呼系数kp等于多次寻呼包含的小区数与寻呼成功率的加权平均数, 考虑第一次在TA寻呼 (含30个基站) , 成功率为95%, 第二次在TAL寻呼 (含150个基站) , 成功率为5%。相当于1条寻呼消息要在108个小区范围内发送。

寻呼信道承载能力计算公式:

其中, Up为寻呼信道承载用户数, Gp为寻呼信道容量, U为被叫次数。当Nb典型取值为1时, 寻呼信道容量为1 600条/秒, 参考当前信令模型, 单用户忙时被叫次数为32次, 则寻呼信道承载最大放号用户数

若Nb取极限值4时, 寻呼信道容量为6 400条/秒, 则

5 LTE承载能力分析小结

综上所述, LTE单小区承载能力见表5。

LTE小区承载用户的能力与用户话务模型强相关, 不同地区和网络, 以及同一网络不同发展时期, 用户行为习惯不同, 话务模型都会有较大的变化, 因此LTE小区的用户承载能力, 要根据现网用户模型, 具体分析LTE小区的承载能力。

摘要：分析了LTE (长期演进) 小区上下行业务、上行信令、下行信令的理论容量, 结合LTE网络话务模型, 分析了LTE小区用户承载能力。

影响竖向弯头承载能力的因素分析 篇9

关键词：竖向弯头,应力变化幅度,工作温差,曲率半径

1 概述

直埋敷设转角管段,在石油、天然气长输管线中大量使用,且由于石油、天然气长输管线常常敷设在荒郊野外,甚至翻山越岭,折角通常较大,北京石油大学的崔孝秉教授做过大量的研究[1,2],其研究的结果正在石油、天然气行业,以及相关领域得到采纳或者借鉴。在20世纪70年代进行了“热力管道无补偿直埋敷设试验研究”课题的研究工作,并在1987年根据研究结果进行分析、总结所编制的《热力管道无补偿直埋敷设设计与计算》一书[3]中,引用崔孝秉教授的研究成果,提出了直埋供热竖向转角管段受力计算的方法。文中对影响竖向弯头应力变化幅度的因素进行了分析,从而采取有效措施提高竖向弯头的安全性。

2 竖向转角管段的影响因素

为了使研究和分析的成果更具有针对性,能够直接为竖向直埋转角管段的设计提供参考和借鉴,将分析的基础参数及管网工作参数界定在《规程》规定的范围内,即:工作压力不大于1.6 MPa,循环最高温度为130 ℃,循环最低温度10 ℃,预制保温管为聚乙烯外护、聚氨酯保温,Q235钢管,土壤与高密度聚乙烯外护间的摩擦系数μmin=0.2,μmax=0.4,土壤的密度取ρ=1 800 kg/m3。考虑到为尽可能全面地反映各因素的影响程度,在《规程》规定的参数范围内,选择和改变一系列的设计参数,按照转角管段两臂对称自然锚固的状态,计算出锚固弯矩变化范围。

2.1 管网设计压力对弯头应力变化幅度的影响

当两臂无限长(lcd=ltd),Rc=3DN,h=1.2 m,ϕ=90°,ΔT=120 ℃时,压力与弯头应力变化幅度图见图1。

由图1可知,随着压力的增加,弯头应力变化幅度缓慢减小,由此可见在弯头应力验算时,应注意设计压力的选取。

2.2 管顶埋深对弯头应力变化幅度的影响

当两臂无限长(lcd=ltd),Rc=3DN,Pn=1.6 MPa,ϕ=90°,ΔT=120 ℃时,埋深与弯头应力变化幅度图见图2。

由图2可以看出,随着管顶埋深的增加弯头应力变化幅度缓慢降低。在同样条件下,大口径弯头应力变化幅度会远小于小口径弯头。大口径竖直向下弯头随埋深的变化弯头应力变化幅度不明显,所以不能通过调整埋深来满足弯头疲劳强度的要求。

2.3 循环温差对弯头应力变化幅度的影响

当两臂无限长(lcd=ltd),Rc=3DN,Pn=1.6 MPa,ϕ=90°,h=1.2 m时,循环温差与弯头应力变化幅度图见图3。

由图3可以看出,随着循环温差的增加竖向弯头应力变化幅度显著增加,大口径弯头应力变化幅度在同条件下要远小于小口径弯头应力变化幅度,故随着管径的增大,抵抗二次应力破坏的能力越强。小口径竖向弯头的应力变化幅度增加速度比大口径竖向弯头应力变化幅度快。

2.4 弯头曲率半径对弯头应力变化幅度的影响

当两臂无限长(lcd=ltd),ΔT=120 ℃,Pn=1.6 MPa,h=1.2 m时,曲率半径与弯头应力变化幅度图见图4。

由图4可以看出,随着竖向弯头曲率半径的增加竖向弯头应力变化幅度显著降低,弯头曲率半径是影响弯头应力变化幅度主要的因素,并且随着管径的增加,弯头应力变化幅度越小。

2.5转角管段的折角对弯头应力变化幅度的影响

当两臂无限长(lcd=ltd),Rc=3DN,ΔT=120℃,Pn=1.6 MPa,=90°,h=1.2 m时,竖向转角管段的折角与弯头应力变化幅度图见图5。

由图5可以看出,随着竖向转角管段的折角的增加弯头应力变化幅度先增加后降低。在相同条件下,随着管径的增加弯头应力变化幅度明显降低。关于弯头壁厚对弯头应力幅度的影响不再讨论,根据已有的文献可知,弯头壁厚对弯头应力幅度的影响不明显,可以作为安全余量[6]。

3结语

通过分析可得,管网设计压力、埋深、循环工作温差、弯头的曲率半径和转角管段的转角对直埋供热竖向转角管段弯头的承载能力有不同程度的影响,且影响的规律不同,其中循环工作温差、弯头的曲率半径和转角管段的折角的影响最为明显。这些计算规律与文献[7]吻合。

参考文献

[1]崔孝秉.埋地长输管道水平弯头的升温载荷近似分析[J].华东石油学院学报,1978(2):54-68.

[2]崔孝秉.“L”形及“Z”形直埋热力管道的内力计算[J].华东石油学院学报,1981(3):64-79.

[3]北京市煤气热力工程设计院.热力管道无补偿直埋敷设设计与计算[Z].1987.

[4]王飞,张建伟.直埋供热管道工程设计[M].北京:中国建筑工业出版社,2007:73-74.

[5]CJJ/T 81-98,城镇直埋供热管道工程技术规程[S].

[6]韩飞,张俊红.基于弹性抗弯铰解析法的直埋水平转角弯头承载能力影响因素分析[J].区域供热,2008(1):48-57.

桩基承载能力的有限元分析 篇10

本文运用ABAQUS/CAE有限元软件, 根据工程实例桩基础的实际情况进行模拟, 确定桩基承载能力, 将模拟结果与实测数据进行对比;并进一步分析桩土界面的摩擦系数、填土材料性质等对摩擦桩的沉降和承载力的影响。

1 试桩工程概况

桩基静载试验测试对象为直径1.6m、长36～39m的钻孔灌注桩基础。试桩位处的地质情况见表1。

试桩竖向静载试验采用锚桩-反力梁装置, 锚桩-反力梁组成锚固-反力系统由4根锚桩、2根主梁及2根次梁组成。锚桩和反力梁平面布置情况见图1。

各级试验荷载作用下, 根据试桩顶的沉降观测数据, 以荷载Q为纵坐标、竖向沉降S为横坐标, 绘制出荷载-沉降曲线 (Q-S曲线) , 得到桩基的极限承载能力为22100kN。

2 ABAQUS有限元计算模型的建立

ABAQUS有限元模型的建立一般包括以下几个步骤:创建部件 (part) 、赋予材料特性 (property) 、装配 (assembly) 、创建分析步 (step) 、定义接触关系 (interaction) 、加载 (load) 、划分网格 (mesh) 、分析作业 (job) 和后处理 (visualization) 。在桩土共同作用的有限元分析中, 应重点解决以下几个问题:

(1) 几何模型的建立。由于桩土共同作用为典型的平面应变问题, 故只取一半建立二维平面应变模型。单桩半径0.8m, 桩长40m, 埋入土深39m, 桩周土体径向取20m, 竖向取50m, 具体见图2。

(2) 材料本构模型的选取。本文中桩周土主要为圆砾和砂土, 故采用拓展的Drucker-Prager线性模式来模型来描述此种散粒体材料的本构关系。桩体混凝土的本构关系则采用线弹性模型。

(3) 接触问题。土与桩的接触是面面接触, 属于边界条件的非线性问题。本文采用*Contact Pair来模拟面面接触, 可以考虑面与面间作用时的挤压、剪切以及相应方向的位移情况, 同时可以模拟面与面间的脱开现象。

(4) 荷载及边界条件的设定。模拟过程中, 自重通过对桩和桩周土施加Gravity来实现;桩顶集中荷载通过编辑Amplitude来模拟实际分级加载工况。桩体与桩周土体之间设置摩擦系数, 在Gravity的作用下桩土界面之间会产生摩擦力friction, 可充分考虑界面之间的摩擦影响。

由于模型关于桩中心轴对称, 将桩左侧和土体右侧的竖向边界均设无摩擦的x向约束;土体竖向计算范围取50m, 且摩擦桩桩顶的外荷载对桩底土体的作用范围较小, 固可设置土体底面边界为有摩擦的x、y向约束。

(5) 单元网格的划分。桩土分析采用平面应变模型。由于桩周土体不存在很大的不均匀变形, 网格划分不必考虑网格畸变的影响, 故土体单元采用高阶平面应变4结点剪缩积分单元CPE4R;桥台采用平面应变4结点剪缩积分杂交单元CPE4RH。划分网格时, 桩体和近桩土体网格可划分密些, 远离桩的土体网格相对稀疏, 保证计算精度又可提高计算速度。

3 ABAQUS有限元计算结果与实测结果对比

桩体混凝土为C30混凝土, 取容重为γ=24kN/m3, 弹性模量E=3.0×1010Pa, 泊松比ν=0.16;桩周土体主要为粗、中、细砂和圆砾, 为简化计算, 容重γ=20kN/m3, 弹性模量E=4×107Pa, 泊松比ν=0.3。

通过有限元软件ABAQUS在计算机上运行后, 得到的计算结果:y方向沉降U2, x方向水平应力S11, y方向竖直应力S22分别见图3～图6。

图3为外荷载达到25500kN时模型的水平应力云图。由图3可知, 施加外荷载后, 由于模型受挤压变形, 且两侧受限制, 所以水平压力随着外荷载的增大而增大, 并且逐级向下传递, 由于摩擦力的存在, 在远离混凝土桩的部分土体出现了较小的拉应力。

图4和图5分别为外加荷载为5100kN和25500kN时模型的竖向应力云图。由图可知, 混凝土桩承受了绝大部分的压力, 土体只承受由桩土界面摩擦传递到土体的一小部分。当外荷载达到22100kN时, 土体上部出现拉应力, 并且拉应力区随着外荷载的继续增大而向下扩散, 说明土体开始产生破坏。

图6是现场实测Q-S曲线与有限元模拟值的比较图。从图中可以看出, 模拟曲线与实测曲线形状基本接近。模拟分级加载作用下沉降值逐级增大, 加载达到20000kN时变形显著增大, 当外荷载达到22100kN时, 土体上部出现拉应力, 可以认为此时土桩基达到了极限承载力, 模拟结果与实测值相符。

图7为不同外加荷载作用下, 桩身侧摩阻力随深度的变化曲线。图8为实测的桩身摩阻力分布情况。由图可知, 开始加载时桩基上部的侧摩阻力首先被激发, 桩身下部摩阻力较小;随着荷载的增大, 桩身下部的桩侧摩阻力逐渐被激发, 向下传递的深度增加;荷载达到一定程度时, 浅层土先达到极限侧摩阻力, 随着桩荷载的增大, 达到极限侧摩阻力的土层逐渐由上而下发展, 其变化规律与实测数据一致。另外, 模拟和实测的桩端反力所占比例均很小。

4 影响因素分析

主要考虑桩土界面摩擦系数μ对桩基承载力的影响。由于无法获得精确的μ值, 这里只讨论μ值变化对桩顶沉降位移和桩身侧摩阻力变化的影响规律。

图9为桩间土不同摩擦系数时, 桩基的荷载位移曲线 (Q-S曲线) 。从图中可以看出, 随着桩土间摩擦系数μ的增加, 同级荷载作用下的沉降位移明显减小, 且Q-S曲线的屈服点也明显增大, 即桩侧摩擦提高了桩基的承载能力。当μ值增大到1时, 其Q-S曲线几乎为一直线, 即没有发生屈服, μ值继续增大到10时 (假设) , 其Q-S曲线几乎和μ=1时的曲线重合, 即摩擦系数增大到一定程度后, 继续增大对沉降影响不大。

图10为外荷载12750kPa (由于几何模型取二分之一的模型, 所以外加荷载也取二分之一) 作用下, 桩身侧摩阻力随深度的变化曲线。当μ=0.1时, 由于桩土界面摩擦力较小不能产生足够的桩侧摩阻力来平衡外加荷载 (只能承担总荷载的58.8%) , 所以外荷载一部分由桩底土层承担, 桩身侧摩阻力随深度减小的幅度较小;随着μ值的不断增大, 界面摩阻力增大, 桩基侧摩阻力所占比例也随之增大。当μ=0.35、μ=0.6和μ=1时, 桩侧摩阻力分别占总荷载的84.1%、90.6%和93.7%, 为典型的摩擦桩。

5 结论

根据试桩的实际情况, 运用ABAQUS有限元软件建立计算模型, 并选择适当的设计参数进行有限元计算。模拟计算结果与现场实测数据的变化规律基本一致, 说明在正确选取模型参数的基础上, 用有限元方法替代部分现场静载试验是可行的。

有限元模拟分析结果表明, 桩土界面的摩擦系数对桩顶沉降值和桩体轴向应力都产生显著影响, 随着摩擦系数μ的增大, 桩顶沉降位移减小, Q-S曲线的屈服点明显增大, 桩侧摩阻力占总荷载的比例从μ=0.1的58.8%增加到μ=1的93.7%, 说明桩侧摩擦提高了桩基的承载能力。

参考文献

[1]司海宝, 蔡正银.基于ABAQUS建立土体本构模型库的研究[J].岩土力学, 2011 (02) .

[2]孙吉主, 高晖.ABAQUS在软基固结过程分析中的应用[J].岩土力学, 2007 (S1) .

[3]任艳荣, 刘玉标, 顾小芸.基于ABAQUS的桩侧摩阻力仿真分析[J].力学与实践, 2004 (06) .