T形等效电路（精选八篇）
T形等效电路 篇1
构件施工前期, 将配置在剪力墙翼缘内的腹板受力纵筋与该位置内其他纵筋采用竖缝分离 (并不切断钢筋, 而是在这部位错开一定空间) , 这样构件承受荷载后, 使腹板与翼缘的钢筋和混凝土分开受力, 而剪力墙翼缘内其他位置的纵筋仅参与构件该截面的翼缘受力, 这样便可以减弱腹板的受压区域高度, 明显增大了该位置截面的抗震延性, 提高剪力墙受力曲率性能。但应重视的是, 因为剪力墙墙体设缝的塑性铰位置是影响墙体抗震耗能和延性的主要区域, 而塑性铰区域以外的墙体在一定荷载范围内还是保持弹性状态, 因此该试验一定将缝隙的位置取在剪力墙塑性铰区, 这样可以保证墙体的刚度不至因翼缘设置了缝隙而降低太多。
1 讨论钢筋截面面积和轴压比, 分析T形截面短肢剪力墙的抗震性能较差原因
因此, 可以得出结论:适度控制构件承受荷载及其轴压比, 然后在此情况下, 适度提高As/As这一数值的比, 是增大短肢剪力墙延性的有效措施。
通过分析可知, T字形状截面短肢剪力墙因为纵向受力钢筋明显不对称, 造成我们关注的As/As小于1时, 即使承受荷载较小, 轴压比相对不大, 但是因为As面积较多, 便明显削弱了构件延性, 这样就造成剪力墙抗震性能相对弱的特点。通过分析可知, 在有意控制荷载及轴压比的条件下, 在一定程度上提高As/As的值, 便可以提高讨论中短肢剪力墙的关于抗震的性能。
2 设缝与不设缝T形截面短肢剪力墙的滞回环面积试验结果对比
通过试验, 用Matlab软件绘制极限状态下设缝与不设缝T形截面短肢剪力墙滞回环, 并计算相应图形包围面积 (见图1、图2) 。
滞回环面积实验结果对比如下。
由图1、2可得极限状态下各滞回环面积 (k Nmm) , TW650型的传统试件是454设缝构件是715, TW800型的两种试件分别是482和1171。
通过数据对比可得, 设置缝隙后的两组构件滞回环面积都明显大于没有设置缝隙的构件, 所以设置缝后构件耗能能力得到了提高, 抗震性能便明显增强。于是, 研究人员得出结论:在试件塑性铰区域设置缝对短肢剪力墙的抗震性能提高有比较明显的意义。
3 设缝与不设缝T形截面短肢剪力墙的等效阻尼比对比分析
等效阻尼比为:
可见, 局部设缝后等效阻尼比增大, 构件的耗能能力得到提高, 抗震性能也就得到了提高。
参考文献
[1]侯志成.T形截面短肢剪力墙滞回性能试验研究[J].四川水泥, 2015 (8) :24.
[2]张敏, 侯志成.T形截面短肢剪力墙曲率延性分析[J].广西科技大学学报, 2013, 24 (2) :64-69.
神秘的马王堆T形帛画 篇2
当人们将马王堆1号汉墓——辛追墓打开时，一个巨大的棺椁出现在人们眼前，将前三层棺木揭去，首先映入眼帘的就是一幅“T”型帛画，它被平整地放置在辛追夫人第四层棺木盖上。帛画上宽92厘米，下宽47.7厘米，全长205厘米，为“T”字形，画面完整，形象清晰。不过，这幅帛画为什么会被放在棺木盖上？它有何寓意？
据墓中所出随葬器物的列表“遣册”竹简记载，这幅“T”型帛画的真名叫做“非衣”，可能正是因其“似衣而非衣”而得名，用3块单层的棕色细绢拼成，下垂的四角有飘穗，顶端系有丝带以供悬挂，可以判断其是亡者出殡时引导随葬队伍行进张举的旌幡。
再看帛画的色彩鲜艳，庄重典雅，旌幡画面上段绘有日、月、升龙和蛇身神人等图形，象征天上境界；下段绘有蛟龙穿壁以及墓主出行、司阍迎候、宴飨等场面，反映了“引魂升天”的主题内容。
因此，人们认为“T”型帛画是作为招魂幡在下葬时使用。汉人传承前代的丧葬制度和传统，认为人死后，附于人身的魂魄要与尸体离散，离散以后便享受不到后人的祭祀，还会惊扰后人。因此，必须想方设法使离散的魂魄能够回来附于尸体入葬墓内，葬制上叫做招魂复魄。
这幅“T”型帛画之所以似衣，是因为在古人观念中衣与魂之间存在着特殊关系。战国乃至三国都有以衣招魂的习俗，《仪礼·士丧礼》记载：“复者一人，以爵弁服，簪裳于衣，左何之，扱领于带。升自前东荣，中屋，北面招以衣，曰：‘皋某复’。降衣于前。受用箧，升自阼阶，以衣尸。”即使是在今天，湘鄂等地仍有类似葬俗。
由此可见，“T”型帛画就是一种招魂幡。不过，马王堆帛画仍旧充满了神秘色彩，其所画内容丰富，图案众多，究竟每个图案有何具体含义，就需要今人充分发挥想象力去探索了。
帛画上画了些什么？
既然用来招魂指引升天，那画上的内容免不了要与当时的神话传说相关。最普遍的观点认为T形帛画从上到下主要分成3个部分：天界、人间和地府。
帛画最顶端的正上方坐着一位人首蛇身的神，有人说这就是传说中的烛龙神，也有人认为这可能是补天的女娲，人类的始祖。无论是什么，这个图案表现了人们对始祖们的无限崇敬。
在烛龙神的左边有9个太阳栖息在一棵高大的扶桑树上。其中一个又大又圆的太阳里边有一只黑色的鸟，这就是传说中的金乌。古代传言金乌就是指太阳；也有人说金乌是太阳的坐骑，太阳与乌是主仆关系。也有学者提出金乌是祖先们对于太阳黑子的原始解读。在那个时候，黑子现象引起他们无限想象，联系到同样黑色的、早出晚归的乌鸦，经过代代相传，渐渐演变成金乌。
烛龙神的右边是对月宫的描绘，在一轮弯弯的月亮上面有一只体形硕大的蟾蜍，口中含着一棵能治百病的百年灵芝，再上去是一只奔跑着的小兔子。月亮之下，有一美丽的女子托着正在缓缓升起的月亮，她就是嫦娥。
烛龙神的下方有两个兽首人身的怪物分别骑在神马飞黄上，手中牵绳向左右飞奔，绳子的另一头扯着一个乐器——铎，振铎作响是欢迎升天之人的最高仪式。烛龙神旁边不仅有门吏守卫，还有神龙、神鸟、异兽相对守望，备感威严与神圣。
再往下看，帛画中部主要描绘墓主人升天之时的情景，而两条交尾于玉璧之中的长龙又将此人间景象分为上、下两部分。上部华盖下一年迈贵妇拄杖而立，左侧有两个男人举案跪迎，右侧有三个侍女拱手相随。这一情景应为墓主人西去升天之时。玉璧长龙之下为儿孙祭祀图。彩帛帐幔分飘左右，儿孙神色悲哀地祭祀先人。
继续往下就是地府部分。其中最显眼的赤身裸体的健壮男人，就是传说中的地神——鲧，他双手平举起白色平台，脚下踩着两条巨大的鳌鱼，腰缠蟒蛇，面目狰狞。而大龟、怪狗、鸱也环绕在巨人周围，使得地下世界阴森可怖。
目前对于画中内容的描述，都只是后人的猜测，那些图形的真正含义是什么，至今没有一个定论。
低压引线T形线夹的应用 篇3
在日常抢修工作中，江苏省邳州市供电公司抢修班员工在处理设备故障时，发现了这样一个现象，故障点集中在T接线头上，搭接的线路接头一边是铜芯电缆，一边是铝芯电缆，铜铝线搭接处氧化后出现了安全隐患。如何才能消除这类安全隐患，一时成了抢修班员工思考的重点。
在班组学习会上，一位员工介绍了一种从书上看到的将支导线连接到干导线上的高压用T形线夹：其横部开干线槽，纵部开支线孔，干线槽内壁和支线孔内壁均设置金属衬，且两金属衬连成一体，基体纵部的上表面螺接支导线压紧螺钉;干线槽封盖，其与干线槽插接，其上表面螺接干导线压紧螺钉;T形上盖，其与T形基体扣合。连接时只需进行紧固螺钉，操作省时省力;支导线与干导线通过压紧螺钉与金属衬紧密接触，且接触面积大，连接安全可靠。于是，抢修班便将适用于配电低压引线的T形线夹作为QC小组研究攻关的课题，展开了专题研究。
如今，低压引线T形线夹已经成功“上岗”，取代了传统的缠绕捆绑式接线方式，降低了低压配电线路接头故障率，避免了铜铝线搭接被氧化的安全隐患，从源头上避免了设备、线路老化引发的故障，而且，即便出现故障，抢修时间也缩短了，为及时快速送电赢得了宝贵的时间，有效提高了供电可靠性。
T形阿牛巴流量计及其应用 篇4
随着工程技术和科研人员对均速管流量计的不断改进和深入研究, 均速管流量计的传感器形式不断改进, 性能也逐步提高。罗斯蒙特阿牛巴流量计经历了第一代圆形探头, 第二代宝石Ⅰ型探头和宝石Ⅱ型探头。笔者以罗斯蒙特公司第三代T形阿牛巴 (Annubar) 流量计为对象, 介绍了这种阿牛巴流量计的测量原理和特点、选用和安装、使用中容易犯的错误以及故障排除方法, 为广大工程技术人员更好地应用和维护好阿牛巴流量计提供了参考。
1 测量及结构特点 (1)
1.1 测量原理
与其他均速管流量计一样, 罗斯蒙特阿牛巴流量计采用基于皮托管 (Pitot Tube) 测速原理的差压式流量探头, 属于差压型流量计, 其流量方程可由伯努利方程导出。其简化流量方程为:
式中K———流体系数;
Qv———工况下的体积流量;
Δp———压差;
ρ———被测介质工况密度。
1.2 结构特点
罗斯蒙特阿牛巴流量计采用T形设计, 不仅保持了前几代产品的优点, 而且解决了差压信号不稳定的问题。正面高压检测端采用穿过整个管道横截面的两段槽口对流体进行取压, 因而可以对流体平均速度很好地采样。T形设计还具有很好的防堵性能。管道内流体的流动使阿牛巴正面形成一个高压区, 在取压槽口处流体的流速为0, 因此流体中所含的杂质会绕过这个高压区, 经过阿牛巴尾部的滞流区流离阿牛巴探头, 并不会进入传感器内部。作为一种差压式流量计, 在某些测量精度要求较高的场合还需进行温压补偿, 因此阿牛巴还内置一个温度计安装套管, 用户可以在线安装和更换温度检测仪表。阿牛巴探头横截面如图1所示。
2 仪表选用
与孔板相比, 选用T形阿牛巴的优势有:安装费用低, 尤其是在大口径应用场合其优势更加明显;永久压损小;维护量低, 可以在线检修。阿牛巴流量计适用于管径50~2 400mm的液体、气体和蒸汽流量的测量, 最高工况温度可达454℃, 与3 095MV多参数变送器配合使用可实现流体测量的实时、动态补偿, 从而获得精度更高的测量数据。可选择的安装方式有一体化、分体式和在线插拔3种。与其他差压式流量计一样, T形阿牛巴不可用于存在两相流和含水气体的测量。每台阿牛巴流量计根据测量点的工艺参数量身定做, 即使是相同管径和压力条件下的同种介质, 仪表并不通用。选型时用户需提供介质类型、管道外径和壁厚、操作压力、流量及温度等参数进行计算和选型, 熟悉的用户也可以使用罗斯蒙特公司提供的选型计算软件自己选型, 通过对各种选型进行对比选出最适合现场条件的仪表。
3 应用中注意事项
阿牛巴在安装前应先仔细阅读说明书, 检查所有安装附件是否齐全, 严格按照说明书的步骤和方法进行安装, 否则将影响仪表的测量精度和使用。通常情况下, 阿牛巴探头长度会比管径稍长一段, 许多用户担心长出的一段探头会使过程密封不严, 而在安装支架和管道之间再焊接一小段短管。其实, 这是一种错误的做法, 探头长出的一小段正是为了保证探头能全部插入管道和良好的密封。如果阿牛巴插入管道后没有长出的一小段, 反而会使填料压盖压不紧密封圈, 从而导致介质泄露。
正确的阿牛巴安装方式要求用钻头对管道进行钻孔安装, 但是在现场安装过程中很多施工人员为了方便, 直接使用氧炔焰在管道上烧出一个大小近似的圆孔, 导致开孔周围有很多毛刺, 开孔大小也不规则。不规则的开孔和边缘的毛刺将影响流体流过阿牛巴之后的分布情况, 从而影响差压的测量。实验表明, 实际安装孔大小超过标准孔大小将使仪表系数K随之漂移。在安装阿牛巴之前, 应先检查随仪表附带的铭牌上的大小规格和对应的开孔大小, 阿牛巴尺寸与开孔大小关系见表1。规范的安装应根据表1的传感器大小和开孔进行钻孔, 开孔之后还应将边缘的毛刺打磨掉。
除安装孔必须用钻头开孔以外, 支架安装时还应注意安装支架必须与开孔保持同心并且支架应垂直焊接在管道上。若支架安装时与开孔不同心, 会对仪表精度带来无法预测的影响。支架安装后不垂直于管道, 将导致阿牛巴插入管道后不垂直于流体流向, 亦会影响测量精度。焊接前应先将安装支架放置在与开孔同心的位置上, 并用两把直角尺校正垂直度, 然后在4个方向点焊、微调并确认支架与管道垂直后焊接固定。每次焊接1/4圆弧, 最后完成全部焊接。
4 故障处理
阿牛巴流量计安装完毕后, 应将探头取出, 安装孔用盲板堵住, 待管道吹扫过后再投用, 避免管道内残留的焊渣对仪表造成影响。一般情况下, 正确安装的阿牛巴一次就可以成功投用, 但也难免会出现测量流量与实际流量不吻合的情况, 当出现这种情况的时候应结合具体工况分析。
4.1 差压比实际偏小的处理
差压比实际情况偏小的检查步骤为:
a.检查开孔是否正确, 是否按照探头规格进行正确开孔, 开孔是否平滑;
b.平衡阀是否打开;
c.检查前后直管段道长度是否满足安装要求;
d.检查低压管路中是否有堵塞;
e.变送器是否进行过零点校准;
f.检查高压侧引压管中是否存在气泡 (液体测量工况) 。
4.2 差压比实际偏大的处理
差压比实际情况偏大的检查步骤为:
a.检查上游是否存在干扰源;
b.检查负压侧是否堵塞;
c.变送器是否进行过零点校准;
d.仪表选型参数是否与当前工况吻合。
5 结束语
罗斯蒙特T形阿牛巴流量计以其良好的品质和稳定性, 在国内流量产品市场上有着较高的占有率, 但是由于其产品资料多为英文, 在实际的安装和应用中存还在一些不规范的地方, 制约了T形阿牛巴流量计良好性能的发挥。笔者根据自身的实践经历总结了上述问题, 为广大用户更好地使用好T形阿牛巴流量计提供了参考。
摘要：介绍了Rosemount T形阿牛巴的测量原理和结构特点, 以及在应用中存在的一些误区, 为广大用户更好地应用和维护阿牛巴流量计提供了参考。
大口径顶管地下T形对接技术 篇5
关键词：大口径顶管,地下T形对接,工作坑
1工程概况
上海市污水治理白龙港区域南线输送干管完善工程SST1.1标,西起老沪闵路、虹梅南路交叉口,途经老沪闵路、华泾路,东至拟建华泾路大型污水提升泵站,全长3 976 m。污水管道直径为ϕ2 700 mm,管材为F形钢筋混凝土管。原设计共设11座顶管工作坑及顶管接收坑,基坑施工时的围护结构采用钻孔灌注桩加高压旋喷桩。
其中,W8/NX顶管工作坑位于华泾路、长华路交叉路口的东北角,向西ϕ2 700 mm管顶至W7/NX顶管接收坑,向东ϕ2 700 mm管顶至W10/NX顶管接收坑,向北ϕ2 200 mm管顶至W9/NX顶管接收坑。W8/NX顶管工作坑内净尺寸为ϕ10 m,基坑开挖深度为10.88 m。
根据此布置方案,W8/NX顶管工作坑须临时占用道路700 m2左右,对现场的交通影响极大。
经协调,最终确定采用长华路ϕ2 200 mm顶管直角接入华泾路ϕ2 700 mm顶管的地下T形对接方案。对接点从原设计的长华路交叉路口的东北角移至道路交叉口中心。
工程原处地形及原井位布置、调整后的地下对接点平面位置见图1。
2工程地质及水文地质
根据本工程岩土勘察报告,拟建场地地形平坦,深部地基土分布相对较为稳定,且拟建场地覆盖层较厚,属于稳定场地,适宜工程的建造。拟建场地范围内的地基土均属于第四纪沉积物,从结构特征、土性不同和物理力学性质上的差异可分为7层和分属不同层次的亚层。
浅部土层分别为①1填土、②1褐黄色粉质黏土、②2灰黄色粉质黏土、③1灰色淤泥质粉质黏土。ϕ2 700 mm顶管所在土层为④1层灰色淤泥质黏土,其下依次分别为⑤1灰色黏土、⑤2-1灰色砂质粉土夹粉质黏土、⑤2t灰色粉质黏土夹黏质粉土、⑤2-2灰色粉砂。
⑤2-1、⑤2-2均为(微)承压水层,承压水水位一般呈周期性变化。按不利因素考虑,采用3.0 m的承压水埋深。
各主要土层物理力学性质见表1。
3顶管地下T形对接
3.1对接流程
顶管地下对接的整个工艺流程见图2。
3.2制作简介
1)ϕ2 200 mm工具管的改装(见图3)。
根据T形对接的特点,ϕ2 200 mm工具管前缘采用12 mm厚钢板焊接加长,端部制作成马鞍形以契合ϕ2 700 mm特殊钢管侧面形状。
2)ϕ2 700 mm特殊钢管的制作。
在对接点位置制作2节ϕ3 200 mm×2.5 m的特殊钢管,钢板厚度30 mm。由40块2 350 mm×200 mm×20 mm厚钢板制成肋板1,与首尾2块200 mm×30 mm圆形钢板焊牢,起到支撑特殊钢管管节的作用;置于管口的法兰2也用30 mm钢板制作,其外径比法兰1小10 mm,法兰1与法兰2之间采用20 mm厚钢板制成40块肋板2焊牢(见图4)。
3.3对接处土体加固技术
对接点处土体的加固,第一是确保对接点区域土体及土层的稳定不沉降;第二是通过对土体性质的改良及加固,达到封闭对接点工具管及钢管的效果,确保在对接过程中有效起到防渗作用。
1)ϕ2 700 mm顶管南侧加固。
根据施工顺序,先进行华泾路W10/NX～W7/NX段ϕ2 700 mm顶管施工,随后进行长华路ϕ2 200 mm顶管的顶进及其与ϕ2 700 mm管的对接。考虑到ϕ2 200 mm顶管顶进至接近ϕ2 700 mm顶管时产生的正面压力会对ϕ2 700 mm顶管造成影响,在ϕ2 700 mm顶管顶进完成后,在其南侧进行ϕ800 mm的高压旋喷桩加固。旋喷桩采用32.5普通硅酸盐水泥,水灰比为1.0,28 d无侧限抗压强度长度qu28>1.2 MPa,高压旋喷加固的水平向长度为6节管长(15 m),深度为从路面至管外底以下6 m。
2)顶管管周双液注浆加固。
在顶管各自完成顶进作业后,利用管节内已有的注浆孔,对管外土体进行双液注浆加固。采用32.5普通硅酸盐水泥,28 d静力触探比贯入阻力略>1.4 MPa,注浆压力控制在0.3 MPa,水玻璃掺入量约为水泥掺量的3%,注浆厚度为管外壁以外1.5 m。ϕ2 700 mm顶管注浆长度为15 m,ϕ2 200 mm顶管注浆长度为8 m。
3)对接完成后对接点侧向封堵加固。
在顶管对接完成后,对ϕ2 700 mm顶管北侧及ϕ2 200 mm顶管两侧对接点处采用ϕ800 mm高压旋喷桩进行加固,高压旋喷加固的水平向长度为15 m(ϕ2 700 mm顶管)及6 m(ϕ2 200 mm顶管)。
高压旋喷桩及双液注浆加固示意见图5。
3.4对接处内衬管节浇筑
ϕ2 200 mm工具管内设备拆除后,即可考虑进行对接区域的内衬管节浇筑。管节内衬采用C50商品混凝土,抗渗等级为P6,内衬钢筋按结构设计图纸配置,全断面按下、中、上分3次浇筑(见图6)。
ϕ2 200 mm内衬与ϕ2 700 mm内衬采用整体浇筑。纵、环向钢筋相互焊接,分次浇筑时的施工缝采用凸缝或钢板止水带,接缝处须凿毛并清理干净,上节混凝土须待下节混凝土强度达到70%后再浇筑,碎石及垃圾用水冲洗处理,浇筑前先铺上1层较高标号的水泥砂浆,方可浇筑混凝土。混凝土用振捣棒均匀振捣,振捣时要求先快后慢。
进行第3次模板施工时, 顶部预留浇筑孔,加工储气泡、混凝土投料斗简易设备, 利用空气压缩机将混凝土用软管压送入模内, 有效保证混凝土浇筑的密实度。
3.5地下对接点处地表及周边地下管线沉降观测
对接点区域地下管线情况非常复杂,主要有对接点北侧的1根24孔信息管,与对接点中心距离1.9 m;东侧有1根ϕ300 mm燃气管,与对接点中心距离4.3 m;南侧有1根ϕ800 mm雨水管,与对接点中心距离2.1 m等。对接点东北角还有1座配电间,西北角有1幢4层砖混结构建筑。
工程在对接区域共设置管线沉降及位移观测点21个,地表沉降观测点3个,建筑物沉降观测点4个,对顶管推进、地下对接、对接点骑马井施工等实施监测。
监测内容针对地下管线、周边建筑物(构筑物)等。主要包括:地下管线沉降、位移监测;建筑物(构筑物)沉降、倾斜和裂缝监测;围护墙体深层位移监测;地表沉降;地下水位监测等。
本工程现已顺利完工,最终监测结果是:除上水及电话各有1个测点的累计沉降值略>10 mm外,其余地下管线沉降及位移值均在允许范围内;对接点地表沉降值在18.53～0.08 mm之间,基本正常;道路周边建筑物的沉降观测值均<5 mm。
4结语
T形等效电路 篇6
关键词：耐火建筑构件,火灾,T形截面,温度场,有限元分析
火灾会造成建筑物不同程度的损坏。按照建筑物材料不同的燃烧性能, 可将建筑物分为两类, 一类是可燃材料, 如木结构等;另一类是不燃材料, 如钢结构、混凝土结构等。木结构建筑物发生火灾时, 建筑结构本身明火燃烧, 结构构件的有效截面面积不断烧损并削弱, 以至倒塌。钢结构和混凝土结构本身不燃烧, 钢材对火灾高温非常敏感, 建筑用钢构件多为薄壁轻型构件, 由于钢材的良好导热性, 可假定轻型钢构件截面温度均匀分布。混凝土是一种热惰性材料, 受火后混凝土构件截面形成不均匀的温度场, 混凝土构件以及结构的损伤与其截面温度场的分布有较大关系。
混凝土和钢筋的导热系数、比热等热工参数往往是温度的函数。目前, 求解混凝土截面的热传导问题主要采用有限差分法、有限元法和混合法, 为了简化计算过程, 一般不考虑钢筋温度对于截面温度分布的影响, 但实际上钢筋确实会影响截面温度分布, 混凝土的含水率对截面温度分布也有较大影响, 在温度分布模拟中加入钢筋的影响并考虑含水率变化可得到更精确的计算结果。笔者采用有限元程序分析, 在ISO 834标准升温曲线作用下, 混凝土T形截面温度场的变化, 考虑混凝土和钢筋的热工性能以及混凝土含水率变化对温度场的影响。
1 计算模型
1.1 计算原理
按照传热学的定义, 传热是介质中由于存在温度梯度而引起的能量转移。一般来说, 这种能量转移的过程有三种不同模式, 热传导、热对流和热辐射。
由傅立叶定律, 三维导热微分方程, 见式 (1) :
undefined (1)
式中:ρ为材料的密度, kg/m3;c为材料的比热容, J/ (kg·℃) ;t为时间, s;T为点 (x, y, z) 在时刻t的温度, ℃;λ为材料的导热系数, W/ (m·℃) 。
对于细长的建筑构件, 一般假设构件的温度沿构件的长度方向没有变化, 仅在截面内发生变化, 因此是一个二维问题。二维问题导热微分方程, 见式 (2) :
undefined (2)
1.2 初始条件和边界条件
火灾前, 构件一般都处在环境温度状态下, 假设整个结构构件截面均匀, 且等于环境温度T0, 对于二维问题, 初始条件可以表示为式 (3) :
T (x, y, t=0) =T0 (3)
边界条件表示构件边界与周围介质相互作用的规律, 一般分为三类: (1) 已知边界上各瞬时的温度分布; (2) 已知边界上各瞬时的热流密度; (3) 已知边界上热交换情况。
根据建筑火灾问题的特点, 火灾下建筑构件的热边界条件通常有两种:第一种是在建筑构件的迎火面, 热量通过对流和辐射两种方式的综合作用向构件表面传递, 见式 (4) :
undefined
εrσ (Tf+273) 4- (Ts+273) 4 (4)
第二种是在建筑构件的背火面, 构件的表面直接暴露在常温空气中, 火灾发展到一定阶段以后, 构件表面的温度超过空气温度, 开始通过对流向空气中传递热量, 见式 (5) :
undefined (5)
式 (4) 、 (5) 中:αc为对流换热系数, W/ (m2·℃) , 取αc=25 W/ (m2·K) ;εr为综合辐射系数, 取εr=0.5;σ为Stefan-Boltzman常数, 取σ=5.67×10-8 W/ (m2·K4) ;Tf为环境流体的温度, ℃;Ts为构件边界的温度, ℃;lx和ly为边界的方向余弦。
为了简化计算过程, 在迎火面, 设α=αc+εrσ (Tf+273) 2- (Ts+273) 2 (Tf+273) + (Ts+273) , 则式 (4) 变为式 (6) :
undefined (6)
式中:α为综合换热系数, 按照文献[5]取用。
2 火灾试验
试验在同济大学耐火试验室进行, 试验浇筑了6根混凝土两跨连续T形梁, 试件尺寸为2.6 m×2跨, 3根梁一组, 共进行两组火灾试验, 采用ISO834标准升温曲线对T形梁进行火灾试验, 两组梁的受火时间分别为60 min和75 min, 混凝土采用C30标号商品混凝土, 混凝土配合比为水泥∶砂∶石子∶水=1∶2.73∶3.65∶0.63。6根T形梁的截面配筋方式相同, 受火T形梁的截面尺寸和配筋如图1所示。热电偶布置方式如图2所示。
3 有限元计算
3.1 有限元模型
基于ANSYS有限元软件编制温度场计算程序, 计算方法采用混合法, 即在空间域内用有限元网格划分, 而在时间域内则用有限差分网格划分, 其实质是有限元法和有限差分法的混合解法。定义混凝土和钢筋的热分析单元类型分别为solid70和link33, 考虑结构的对称性, 取1/2截面建模, 网格尺寸取10 mm, 建立的几何模型如图3所示。
3.2 材料热工参数
国内外研究人员给出了混凝土和钢筋不同的热工参数的取值, 本程序混凝土和钢筋热工参数按文献[8]取用。就混凝土材料来说, 在100 ℃左右时产生水分蒸发现象伴有物质转化和热转移, 情况比较复杂。因此, 构件的温度分析一般先将材料分割成微小的部分, 假定其中所含的水分将在温度达到100 ℃时全部蒸发掉, 并吸收蒸发潜热, 而所产生的蒸汽与热转移无关。
Lie和Denham在计算截面温度场时考虑了混凝土中水蒸气的影响, 并给出了水分在100 ℃以下的热工参数, 认为ρwcw=4.2×106 J/ (m3·℃) , 其中, ρw和cw分别为水的容重和比热。
由于水蒸气主要影响混凝土的热工性能, 因此假设混凝土中所含水分的质量百分比为5%, 然后对其热工参数做了修改, 见式 (7) :
ρ'cc'c=0.95ρwcwT<100 ℃
ρcccT≥100 ℃ (7)
式中:ρ'c、c'c为考虑水蒸气影响时混凝土的容重、比热;ρc、cc为未考虑水蒸气影响时混凝土的容重、比热。
4 计算结果
T形截面梁的腹板三面受火, 翼缘底面受火, 有限元程序计算的受火60 min, T形截面梁的温度分布计算结果表明, T形梁翼缘内温度分布与单面受火板相似, 腹板内温度分布与三面受火的矩形截面梁相似。T形截面内腹板角部温度最高, 翼缘下部腹板内由侧面向内温度下降最快, 这是由于腹板角部受到两个受火面的作用, 而翼缘下部区域腹板只是侧面受火, 受火形式的不同造成截面不同部位温度的差异。
受火60 min和75 min, T形截面内部温度与有限元程序计算值的比较如图4～11所示。图标中数字表示测温点到受火面的距离, 具体位置与图2相对应, 如“角25”表示测温点到梁腹板底面和侧面的距离均为25 mm;“中25”表示测温点位于梁腹板中轴线上, 距离梁腹板底面25 mm;“板20”表示测温点位于翼缘板内, 距离翼缘底面20 mm。对于钢筋温度, “远”、“近”分别代表如图2所示位置的纵向受力钢筋的温度。由图可知, 模拟结果与实测结果吻合较好。
5 结 论
由钢筋混凝土T形截面构件的火灾试验和有限元程序的计算结果, 可得到以下结论:
(1) T形梁翼缘内温度分布与单面受火板相似, 腹板内温度分布与三面受火的矩形截面梁相似。
(2) T形截面内腹板角部温度最高, 翼缘下部腹板内由侧面向内温度下降最快, 这是由于腹板角部受到两个受火面的作用, 而翼缘下部区域腹板只是侧面受火, 受火形式的不同造成截面不同部位温度的差异。
(3) “混合法”是计算混凝土截面温度场的一种有效算法, 考虑混凝土和钢筋的热工性能以及混凝土含水率变化的计算模型, 可以较准确地计算混凝土截面的温度场, 计算结果与试验结果吻合较好。
参考文献
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T形钢板治疗桡骨远端不稳定骨折 篇7
1 资料与方法
1.1一般资料本组20例, 男17例, 女3例, 年龄24岁～侧Barton骨折) 以及部分C2、C3骨折;b) 背侧粉碎性骨折估计复位后有明显的骨质缺损, 需要术中背侧植骨;c) 背侧开放性骨折[1]。 (2) 对于掌侧切口手术方法:取前臂经典Hennry切口, 在位于桡侧屈腕肌的桡侧做纵形皮肤切口, 在桡侧腕屈肌腱与桡动脉之间分离暴露旋前方肌, 并由桡骨外侧边缘离断 (保留部分肌纤维以利术毕缝合) 。将拇长屈肌腱牵向桡侧, 正中神经及其他肌腱牵向尺侧, 旋前方肌离断后也牵向尺侧, 即可暴露骨折处[2]。对于背侧切口手术方法:我们采用经Lister结节的纵行桡背侧切口。为避免引起肌腱与钢板的磨损而致断裂, 手术时须注意保留完整的肌间隔, 用电刀仔细将骨膜连同肌间隔一起剥离骨面, 这样放钢板后可将骨膜肌间隔覆盖于钢板之上, 减轻对肌腱的摩擦, 待骨折愈合后需尽早取出钢板。术中如有骨块不稳定可加用克氏针固定, 缺损较大常规植骨。术后一般不需外固定, 可根据稳定情况术后5 d～10 d行被动功能锻炼。
2 结果
随访12个月～18个月, 平均15个月, X线显示均骨折全部愈合。桡骨远端掌倾角为0°～15°, 平均8.5°, 尺偏角16°～24°, 平均20.8°.根据AO关节Colles骨折复位后的功能评价:优15例, 良4例, 差1例。
3 讨论
对于桡骨远端骨折治疗方法的选择, 取决于是否存在潜在的不稳定。原始移位程度对判断不稳定是否存在可提供一些依据:原始存在掌倾角背倾>20°, 骨折端背侧缘粉碎, 桡骨短缩5 mm或更多, 关节内粉碎性骨折, 关节面的位移大于2 mm, 多提示骨折不稳定, 故闭合复位困难或难以维持复位而发生再移位[1]。
对桡骨远端不稳定骨折, 尤其关节内骨折, 因为涉及桡腕关节及下尺桡骨关节, 如治疗不当, 效果不佳, 患者的腕关节可能出现疼痛、无力、僵硬, 功能严重障碍, 并导致创伤性关节炎。腕关节固定时间过长, 缺乏主动活动锻炼, 容易出现反射性交感神经营养不良, 或称创伤性骨萎缩 (Sudeck骨萎缩) , 亦可导致肩-手综合征, 而早期功能活动锻炼可避免这种并发症[1]。手术方法常见的有:闭合复位或切开复位克氏针内固定, 外固定架或外固定架加有限切开复位克氏针内固定, 钢板的切开内固定。而关节部位的骨折, 早期的功能训练是恢复功能的重要措施, 用克氏针固定, 因针尾的扰动影响腕关节的活动, 而外固定架的应用更限制了腕关节的活动, 不利于腕关节功能的恢复。用T形钢板固定, 虽然创伤稍大, 但固定牢固, 紧贴骨面, 对关节活动影响小, 更利于早期功能锻炼。但是, 对于桡骨远端粉碎严重, 无法固定螺钉, 或局部皮肤软组织条件差者, 要适合应用外固定架。
参考文献
[1]于胜吉, 蔡锦方.腕关节外科[M].北京:人民卫生出版社, 2002:249-255.
T形等效电路 篇8
焊接是现代结构中最主要的连接方式, 而焊接过程中产生的变形和残余应力直接影响到焊接结构的承载能力, 因此准确推断焊接过程中的力学行为、温度场及应力场的分布是十分重要的研究课题。近年来, 一些专家学者借助有限元方法对焊接结构进行分析研究。文献[1, 2]研究了焊接移动热源、焊缝熔敷金属填充处理以及并行计算等关键性问题;文献[3]对低碳钢T形接头的焊接温度场进行了三维动态过程的模拟, 获得了温度场的变化规律;文献[4]利用非线性有限元分析软件, 对低碳钢管道接头的焊接残余应力进行了分析, 计算的预测值与实测值基本吻合。就目前的研究现状来看, 研究工作主要针对低碳钢焊件进行, 而对高强钢焊接结构的研究非常少, 尤其是高强钢T形接头的温度场及应力场方面。
本文基于已有研究成果, 以高强钢T形接头为研究对象, 考虑温度与应力之间的耦合效应, 利用有限元分析软件ABAQUS对焊接过程进行数值模拟, 获得了焊接温度场及残余应力场的分布规律, 为进一步研究消除焊接残余应力的方法提供了参考。
2 双椭球热源模型
焊接热源模型主要有五种, 分别为:点热源模型、线热源模型、面热源模型、高斯热源模型、双椭球热源模型。其中双椭球热源模型不仅充分考虑了焊接过程中热源前后端温度变化不一致的特点, 而且考虑了熔池形状对焊接的影响, 使得分析结果更精确, 更符合实际。因此本文决定采用双椭球热源模型进行焊接热源的模拟。
前半部分椭球内热源分布函数为:
后半部分椭球内热源分布函数为:
式中:Q=ηUI, η为热源效率;U为电源电压, V;I为电源电流, A;f1, f2为椭球能量分数, 且f1+f2=2;a、b、c为椭球能量分数, 可取不同的值。
3 有限元模型及材料特性
3.1 有限元模型
T形焊接接头试件由水平板、腹板及焊缝组成, 水平板尺寸为100mm×200mm×8mm, 腹板尺寸为30mm×200mm×8mm, 焊脚高度为6mm, 几何模型如图1所示。
随着热源的移动, 温度和应力也随之改变, 为了节省计算时间和存储空间, 焊缝和焊接热影响区采用加密的网格;而远离焊缝的区域, 由于温度梯度变化相对较小, 采用相对稀疏的网格。在模型中通过逐步细化焊缝单元, 提高焊接计算精度。控制焊缝单元大小, 建立六面体单元的三维有限元模型, 如图2所示。
3.2 焊接参数及材料特性
焊接过程是温度急剧升高和降低的过程。由于不均匀的局部加热, 热循环温度变化范围大, 材料的各项物理参数随温度变化相差较大。为准确分析, 考虑材料随温度变化的非线性物理参数, 如图3所示。
焊接方法为埋弧自动焊, 焊接规范为:电流250A, 电压
4 计算结果
4.1 焊接温度场分析
为了实现T形接头焊接过程的动态模拟, 将时间分散到各个载荷步。在载荷步中定义各节点热源的施加与卸载。为此, 采用ABAQUS焊接子程序DFLUX对焊接过程进行二次开发。在焊缝处采用单元生死技术, 即在某一时段, 焊丝熔化后进入熔池, 将该处单元激活, 以此模拟实际的施焊过程, 当所有单元被激活后, 完成整个焊接过程。
图4~图7为焊接过程中不同时刻的温度场。
从图4~图7可以看到焊接过程中整个温度场的动态变化状况, 由于材料导热率小, 温度传播速度较慢, 因此, 沿焊缝方向的高温区呈狭长分布, 且热源中心的温度最高, 热源前端温度梯度变化较大, 后端较为平缓。
图8和图9分别为纵向沿焊缝各节点以及横向远离焊缝各节点的温度历程曲线。
纵向上, 几条曲线形状大体相似, 表明焊接过程中热源沿焊件移动时, 高温区温度场达到稳定, 且整体向前移动, 焊缝被依次加热, 节点温度由低到高, 热源经过的地方温度最高可达1400℃, 到达最高值后又由高而低, 随时间而变化, 最后各点温度逐渐趋于环境温度, 如图8所示;横向上, 各节点温度同时达到最高, 在远离焊接中心过程中, 各节点的最高温度依次降低, 降低幅度呈现出先快后慢的趋势, 最远处温度最低, 如图9所示。整个焊接过程中各点的升温速度明显比降温速度要大;冷却后, 各点温度趋于常温。
4.2 焊接残余应力分析
图10给出了冷却后焊接残余应力的等效应力云图, 从图中可以看出, 焊缝及其附近区域存在较大的焊接残余应力, 区域中最大的等效残余应力为218MPa, 达到常温下材料屈服强度的45.2%。远离焊缝, 等效残余应力逐渐在降低, 从195MPa降到120MPa左右;由于分析中在水平板的两侧施加了约束, 腹板上部没有施加, 因此, 水平板最外层存在较大等效残余应力而腹板上部的等效残余应力较小。
加热与冷却的不断循环, 导致材料产生不均匀的塑性流动, 进而使结构在焊后形成不可恢复的塑性应变是焊接残余应力产生的根本原因。图11为水平板上距焊缝中心6.0mm处残余应力的分布曲线。图中可以看出, 纵向残余应力σx的分布为抛物线状, 两端为压应力, 中间为拉应力。焊接端部存在一个内应力的过渡区, σx由压应力逐渐转变为拉应力, 随着离开端面距离的增加, σx也逐渐增加并趋于稳定;横向残余应力σy由焊缝及其塑性变形区的收缩引起, 在试件的两端存在压应力, 中间部分存在拉应力, 同时两端的压应力略大于中间的压应力;沿焊件厚度方向残余应力σz为压应力, 数值较小, 中间应力趋近于零;等效残余应力沿整个焊缝方向的变化不大, 基本保持在150MPa~210MPa之间。
图12为腹板上上距焊缝中心6.0mm处残余应力的分布曲线。图中可以看出, 纵向残余应力σx的分布同水平板相似, 呈抛物线分布, 两端为压应力, 中间为拉应力。焊接端部同样存在一个内应力的过渡区, σx由压应力逐渐转变为拉应力, 在焊缝的中间区域σx分布较为稳定;横向残余应力σz的分布明显区别于水平板, 沿焊缝方向均表现为压应力, 且应力值较小, 端部最大约为120MPa, 中间最小仅为40MPa, 这主要是因为在腹板上没有施加约束, 整个腹板可以自由变形;沿焊件厚度方向残余应力σy为压应力, 数值较小, 约为45MPa;等效残余应力小于水平板, 维持在在140MPa~180MPa之间。
5 结语
(1) 采用弹塑性力学理论及Goldak双椭球热源模型, 利用ABAQUS的焊接子程序DFLUX, 并结合单元“生死”技术, 对高强钢T形焊接接头进行三维动态有限元模拟;
(2) 通过分析T形焊接结构的瞬态温度场, 可以看出:焊接过程中, 焊缝及熔合区域的温度最高, 远离焊缝区域的温度随着热源的移动而缓慢增加, 冷却一段时间后, 焊接温度趋于常温;
(3) 焊接残余应力计算结果表明:焊缝及附近区域存在较大的焊接残余应力, 应力最大值接近或超过材料的屈服强度, 易诱使焊缝开裂失效, 远离焊缝区后焊接残余应力迅速衰减。
参考文献
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