塑性措施（精选十篇）
塑性措施 篇1
关键词：压力容器,设计制造,塑性措施
引言
压力容器作为一种工业上常使用的特种设备, 作用是安放危险的物质, 比如有毒、或者易燃。由于所安置的物质具有极大破坏性, 所以压力容器的保护性作用十分突出。为了使得其更加安全, 更加可靠, 设计者需要不断应用新技术、新材料, 新设计, 使得压力容器在各种环境下都能经受住考验, 不会出现损坏、爆炸现象危害运输者、使用者的生命安全。
1 压力容器设计涉及到的几个问题
1.1 国内压力容器的使用寿命设计不明确
由于压力容器生产线国内引进时间较短, 所以并没有形成完整的管理方案, 相关工作人员也欠缺专业技术, 或者对压力容器的重要性地位意识不足, 所以国产的压力容器, 使用寿命一直饱受诟病。在国际通用的情况下, 设计者必须得在所生产的压力容器的外壳上标注明确的使用年限, 以确保其使用安全。
1.2 影响使用寿命的因素
一般来说, 压力容器使用时长受以下几点因素制约, 可以归纳为: (1) 使用的生产材料, 其力学性能随时间的衰变周期; (2) 承载物质对容器的腐蚀随时间的变化周期, 不同装载物质的腐蚀程度不同, 影响年限不同; (3) 不同环境下, 比如高温环境、高压环境、高寒环境的影响; (4) 设计图在生产过程中的标准化程度是否足够, 是否出现违规操作或偷工减料。所以说, 设计者如果想明确压力容器的使用寿命以及做好设计方案, 必须要综合考虑以上四点, 合理选材, 明确生产线的规范与标准, 明确设计面对的环境与承载的物质腐蚀强度。我国已经出台了相关国标, 对于设计者对设计压力容器时所要承担的责任, 也明确指出, 设计寿命只是作为参考的值, 给予使用者以提醒, 并不能盲目相信, 在现实使用压力容器时, 当接近使用期限时, 就需要重视是否可能出现泄漏, 测量压力容器的厚度, 经常性检查其安全性。
所以, 一个有经验的相关设计单位与设计师, 对于其所设计的压力容器的使用寿命, 会有一个较为负责任的估计, 并且通过结构测试、材料试验等方式, 在实验数据的基础上标定寿命, 做到对使用者的安全负责和对特种设备可靠性的重视。
1.3 压力试验的免除问题
顾名思义, 对于压力容器制造过程中, 免除压力试验是一个经常性的提高生产率的措施, 但是这也相应地减少了检验环节, 使得压力容器的安全性得不到保障。但是, 为了弥补免除试验所带来的潜在风险, 生产单位会通过相应的措施做补偿。一般来说, 会根据使用者对于容器的要求, 在前端工序中, 提高材料化学上的抗腐蚀性能, 提高其力学抗压性;或者在结构设计上, 尽可能地优化设计;在生产线工艺上, 采用先进的全焊透接头以保证压力容器的一体性;提高其他检测的级别, 比如无损检测, 由于其检测相对压力试验免除较为容易, 可以多次检测, 并且尽可能提高压力容器的其他性能。
作为直接影响到容器选材、级别定档与制造工艺的参考指标, 设计压力十分重要, 一般既考虑容器内各分部腔体, 又考虑各元件的最大抗压性。这对于容器的使用性能有着至关重要的影响, 所以通常被设计者强调, 这就会产生是否免除压力试验的争论。而在实际生产领域, 除非是大型压力容器, 不能或者不便于进行压力试验, 其他压力容器都会做这一实验。所以说, 免除试验的真正含义是不能做, 而不是不去做。
1.4 压力容器的定期检验问题
定期检验是国家强制要求的, 所有特种设备与器材, 都要在规定的时间周期内做定期检验。在定期检验的期限到来前, 使用者需要停机并对压力容器的外壁厚度等指标进行安全性确定, 检验其性质是否有变化等。在时间界定上, 一般在使用后的第三年做首检, 首检定级。一级与二级安全状况的压力容器, 可以在六年期限后进行复检;定级为三级安全级别的话, 就要在三到六年间进行检测;在四级定级下, 需要进行短期、循环性安全检测, 要有专业安全人员。在检验中, 可能会出现有安全隐患的时候, 那时就必须要进行耐压试验。
2 设计压力容器的基本步骤
2.1 确定容器类别
设计者对于压力容器的设计是基于其级别与种类的。类别划分已经在国家质监督局颁发的相应文件中有明确规定。通常划分依据为承载介质的种类与特性, 设计者可以按照文件内容以及设计压力指数, 确定压力容器类别。
2.2 确定设计压力
确定等级后, 就要计算其可能出现的压力峰值, 根据最高值来设计压力指数, 并预留0.05~0.10的压力空间, 至于是留多还是留少, 就要考虑承载物质的危害性大小, 以及设计压力容器时, 有无安全装置。在低危害或有安全阀时, 留低档次预留压力, 反之预留更多。
2.3 确定设计温度
在用户给出所工作的工作环境以及环境温度、湿度等数据情况下, 考虑设计温度指数。一般是在用户提供的工作温度的基础上, 再考虑容器环境温度而得。
2.4 确定几何容积、腐蚀率等参数
对于压力容器, 要通过计算得出其具体容积, 以便使用者合理地灌装体量。要用户使用时注意其按结构设计完成后的实际容积填写即可。确定腐蚀裕量。由于材质、介质、元件承载力等问题, 腐蚀裕量也是有区别的, 对于使用期限有着明显影响。焊缝系数也是一个重要的工艺参数, 要保证焊接的无缝性, 以保证安全。
3 塑性设计措施
3.1 塑性失效设计
这一设计的原理基于弹塑性理论, 是根据压力与应力在允许变形的程度内, 压力容器可以正常发挥作用, 不影响安全性。
3.2 疲劳设计
材料的塑性变形一般是由于容器在长期的负载下, 受到腐蚀等因素影响导致材料结构与性质遭到破坏。压力容器由于承受应力, 常常出现材料疲劳现象, 所以设计者要考虑材料的疲劳与塑性变形。
3.3 概率设计
这一设计是基于数理统计, 对于设计的合理性、安全性、经济性, 以精确的数据表达来展现在客户面前, 使之量化、具化。
4 压力容器制造技术的发展方向
4.1 压力容器向大型化发展
这是由于大体积的压力容器, 可以有效地提高生产效率, 降低生产成本。而且不影响正常使用, 是十分经济的选择。
4.2 压力容器用钢的发展
随着材料科学的发展, 以及大型化发展背景下对于生产工艺的更高要求, 压力容器对于钢材的选用愈发挑剔, 对于其抗裂性、韧性、抗压性、抗腐蚀性都有更高要求。
4.3 压力容器制造方法的发展
随着科技发展以及科学交流的进行, 我国已经成功引进德国先进的多丝埋弧焊法, 代替老旧的锻造法等方式制作压力容器, 这一技术的最大优势在于成形完整而且焊接简便快速, 对于制造速度有着显著提升, 而且对于制作成品的合格率也有明显提高。
5 案例分析
这里引用九二年××工厂的压力容器事故为例, 佐证以上论述。此工厂, 主要生产某酸性物质, 而盛放此类物质的压力容器发生爆炸导致整个工厂倒塌, 造成多人死亡, 受伤, 以及重大经济损失。经查实, 爆炸的两台压力容器作为一级压力容器, 有安全阀, 也安置压力表, 投产第四年也进行了外部检查。但是在曾经发生泄漏事故后并没有申报给有资质的部门进行检修, 二是自行补漏, 使得容器整体性遭受破坏, 最后发生爆炸事故。
6 结语
从以上论述可以看出, 压力容器的塑性设计时一个重要的设计方向, 对于其性能的影响也十分重大, 而为了使得压力容器的质量与设计满足不断发展的现实需求, 需要设计者以塑性设计为理念, 综合其他设计想法, 对压力容器进行实事求是的改良与发展, 朝着机械化、精细化、高水平方向发展。
参考文献
[1]段哲军.应力分类和压力容器设计的发展.中国氯碱, 2015.
[2]余国琮.化工机械工程手册 (上卷) [R].北京:化学工业出版社, 2013, 4.
塑性措施 篇2
【关键词】混凝土防渗墙；导向槽；钻孔技术；槽段坍塌；卡钻处理
The plastics concrete defend wall some measure and trouble of the construction improvement processing
Gong Jie-quan，Hao Song-cheng
(Qichun county water conservancy building design institute Qichun Hubei 435300)
【Abstract】The concrete defend a Shen wall extensive application at the ground dam in addition to the insurance reinforce engineering in，is to be critically ill reservoir in addition to insurance reinforce of a kind of more familiar，valid of method.This text rightness is under construction of direction slot design，the special geologic strata drilled a hole a technique，card to drill processing to do discuss.
【Key words】The concrete defend a Shen wall；Direction slot；Drill a hole a technique；The slot segment collapse to fall；The card drill a processing
塑性混凝土防渗墙具有变形模量低、可在与周围土体变形保持基本协调的情况下而不开裂、以及防渗性能有保证等相对于刚性混凝土及其他混凝土防渗墙所不具备的良好特性，是水库大坝基础防渗处理的一种常见方法。通过对若干水库混凝土防渗墙等工程的实践，对提高防渗墙施工技术作了一些尝试性改进，在导向槽制作、特殊地层钻孔技术、槽段坍塌、卡钻处理等方面具有一定的先进性。
1.常用的导向槽结构形式
按照目前的混凝土防渗墙的施工工艺，为了保持槽口的稳定，导向槽是必须的临时设施，其安全性是追求的目标，是保证工程顺利进行和施工企业取得经济效益的先决条件。
1.1 目前常用的导向槽结构。为适应不同的地质条件，导向槽结构有多种形式，但一般情况下均采用“┓┏”形式的钢筋混凝土连续梁结构，与其它结构形式相比，它具有结构简单、施工方便、开挖和回填工程量小等优点。为了保持槽口稳定，在导向槽设计时同时采取其他配套措施：
1.1.1 钢筋混凝土梁埋深1m，梁高0.7～0.8m，梁上架设定制钢槽板，钢槽板的上口用拉筋加以固定。
1.1.2 当地层为河床砂卵石或人工填筑的强透水层时，为防止在钻孔时因漏浆引起坍塌，防渗墙轴线两侧各2m范围用粘土加以置换，置换深度一般为3m左右，粘土分层夯填密实。粘土回填至梁上口高程时，采用两次开挖的方式立模浇灌混凝土连续梁。
1.1.3 在配筋时，按简支梁计算，计算长度为槽段长度加2m，荷载取最不利工况下的荷载，即梁上部地层的静荷载、设备自重、施工时设备的动荷载、其他非正常的荷载(如卡钻时反冲钻头的附加荷载)的组合。不计地基反力，按施工槽段梁以下全部坍塌考虑。
这种结构形式，在浙江地区奉化横山水库、乐清淡溪水库混凝土防渗墙工程中得到了应用，实践证明是安全可靠的。
1.2 导向槽结构的改进设计。导向槽一般结构形式虽然安全可靠，但尚不经济，有较大的改进余地。
1.2.1 在梁的断面设计时应充分利用地基的承载力。按照上述做法进行，梁的断面积大、配筋率高，因而制作成本高，同时拆除费用也大。
在实际施工过程中，当槽口不出现坍塌时，梁的竖向承载力是次要的，地基的承载力起主要作用，梁主要承受侧向压力。虽然也存在梁以下地层严重坍塌这种最不利状况，但极少出现，只要在钻孔时措施恰当，是可以避免的。况且，当出现这种不利工况时，即便梁可以承受上部荷载，同时采用一些措施可以勉强成槽，但由于浇筑的水下混凝土面积过大，也不符合结构设计的要求，所以当出现槽口嚴重坍塌这种情况时，应进行处理以后才能继续施工，在梁的断面计算时可以不考虑这种工况。
1.2.2 取消梁上架设的钢槽板，采用适当增加梁的高度的办法同样可以增强槽口松散地层的稳定性。当钻孔过程中出现严重坍塌时，钢槽板后面的填筑料也将坍塌，槽板将失稳。为降低工程成本，连续梁采用薄壁钢筋混凝土结构，壁厚为20～25cm。
1.2.3、遇强透水层时，不必用粘土进行置换。需要用粘土进行置换的原因是强透水层由于结构松散，极易因漏浆引起坍孔，但采用粘土置换也有其特点，(1)在开挖土料时易引起土地资源的破坏；(2)在填筑时往往由于工期和雨季等原因，填筑质量得不到保证，在钻孔过程中容易坍塌。所以正确的思路应该是在钻孔过程中采取适当措施，保持孔壁稳定。
鉴于以上分析，在浙江地区如诸暨石壁水库、浦江通济桥水库等混凝土防渗墙工程施工中采用了上面的设计方法，大幅度减少了导向槽的制作工程量，缩短了施工准备时间，在整个施工过程中，结构安全稳定，取得了明显的经济效益。
2.特殊地层钻孔技术
2.1 强透水层。在混凝土防渗墙施工过程中经常遇到的强透水层一般有两种情况：河床浅层砂卵石地层；人工填筑的强透水层(如采用砂卵石填筑的施工围堰等)。在钻孔时，由于其结构松散、强透水性的特点，易引起孔内泥浆大量流失，导致坍孔。
为维持孔壁稳定，可采用以下常规措施以及在钻孔工艺上进行一些改进，以取得较好的效果。
2.1.1 宜选用带侧刃的大刃脚十字形冲击钻头，钻头重量要大，冲程要高。
2.1.2 使用粘性大、塑性指数高的粘性土制作泥浆。
2.1.3 保持孔内有足够的水头高度，不断向孔内补充泥浆，保持一定压力防止因漏浆过量而坍孔。
2.1.4 在大块石层中钻进时，要注意控制冲程和钢丝绳的松紧，防止孔斜。
2.1.5 直接向孔内投放粘土，利用钻机冲击时钻头对孔壁的挤压作用，把孔内砂卵石夹粘性土挤进孔壁，达到密实孔壁、封闭渗漏通道的效果，增强孔壁的稳定性。
2.1.6 采用层削法成槽。若主孔一次性钻进至设计深度后再施工副孔，由于地层松散，加上其两侧土体临空状态，在冲击时，孔内砂卵石将迅速崩塌，新增加了大面积渗漏通道，致使槽段内的泥浆可能迅速流失，导致坍孔事故。有的工程中虽采用了液压抓斗等先进机械设备成槽施工，减少了对孔壁的扰动，但也存在同样的缺点，若存在不良地层和不利地下水位等因素，也极易导致坍孔，采用层削法施工则可有效防止以上情况的发生。层削法是一种主孔钻进领先，副孔和小墙紧跟的成槽方法，它有利于孔壁密实和稳定，延长了泥浆和粘土填充孔壁空隙的时间，缩小了集中渗漏的面积。这样，即使存在渗漏通道，成孔过程有足够的时间采取措施加以处理，有效防止坍孔事故的发生。
2.2 粘性土层。在以粘土心墙作为防渗体系的土石坝的除险加固工程中，往往需要在粘土心墙中修建混凝土防渗墙，针对这种特殊的地质情况，采用Y.K.C冲击钻机和GPS-10型回旋钻机联合施工是一种缩短工期、提高经济效益的有效方法。粘土层中，主孔和副孔采用回旋钻机成孔，小墙采用冲击钻机修整成槽；基岩采用冲击钻机施工。两种不同机型联合施工，起到了取长补短的作用，既发挥了它们的长处，又避开了它们的缺点。这项施工技术曾在奉化横山水库混凝土防渗墙工程施工中得到了成功应用。
与冲击钻机相比，粘性土层中采用回旋钻机钻孔具有十分明显的优势：
2.2.1 工效高。可提高工效的3～4倍。
2.2.2 孔型规则。由于对孔壁的扰动小，孔壁稳定，大幅度降低了混凝土浇灌的充盈系数。
2.2.3 成本低。(1)设备本身的成本较低；(2)回旋钻机在钻孔过程中就地造浆，减少了泥浆制备费用；(3)减少了劳动力，降低了劳动强度。
回旋钻机用于防渗墙钻孔，在性能上须作改进的是：(1)改变原有的行走系统，使之在Y.K.C冲击钻机轨道上移动方便，提高工效；(2)须提高钻具稳定性，可以通过两个途径来解决：一是提高机架的刚度；二是通过增加钻头重量等措施提高钻具在高速运转时的稳定性。
3.事故处理
3.1 槽段坍塌。在地层松散、孔隙率大、护壁泥浆指标不够及成槽工艺或方法不合理等情况下施工，易发生槽段坍塌。发生槽段坍塌后，可采用加大护壁泥浆的比重、粘稠度或向孔内直接投放粘土，增加槽孔泥浆面的高度等；坍孔严重时采用粘土或低标号混凝土回填，待坍孔地段稳定后再重新成槽。
3.2 卡钻。Y.K.C冲击钻机在砂卵石或基岩中钻孔，易发生因孔壁掉块或操作不当等原因造成卡钻事故。出现卡钻事故时，应立即摸清卡钻原因，及时加以处理；当简易方法处理无效时，不应盲目处理，人为增加后续处理难度，此时采用带专用钻头的回旋钻机处理是一种比较有效的方法。利用回旋钻机剔净卡钻部位的石块及沉渣，然后采用专用卡具把被卡钻头取出。钻头采用普通钢板弯制，做成喇叭形状，喇叭口的直径以不超过孔径为原则，并镶合金刀片。施钻前，钻机须对中，使喇叭口套住整个被卡钻头，施钻时，采用优质泥浆清除岩渣，当钻至被卡钻头的底部深度后，移掉回旋钻机，用专用的卡具把被卡钻头取出，卡具采用双开式抓斗的原理定制而成。
采用上面这种方法处理的是钻头呈直立状态下的卡钻事故，钻头处于其他状态时可能不适用。但出现卡钻事故时，若非处理不当，绝大多数情况下，钻头总是处于直立状态，所以这种处理方法带有普遍的实用效果。
4.结语
在以塑性混凝土防渗墙为抗渗体的大中型土石坝水库的除险加固工程中，随着塑性混凝土防渗墙技术的广泛应用，以及人们对混凝土防渗技术的不断改进，其施工技术将越发成熟，相信在不久的将来其技术应用水平必将得到更大的提高。
参考文献
[1]高钟璞等编著.大坝基础防渗墙.北京：中国电力出版社，2000
[2]白永年等编著.中国堤坝防渗加固新技术.北京：中国水利水电出版社，2001
[3]顾晓鲁等编著.地基與基础.中国建筑工业出版社，2004
[文章编号]1619-2737(2009)03-16-132
塑性措施 篇3
关键词：高流塑性,淤泥地层,地下连续墙,成槽辅助,水泥搅拌桩
1 工程概况
1.1 地质情况
深圳地铁11号线11304-2标机场站~机场北站区间、机场北停车场出入线区间, 线路总长2 538.432双延米, 其中明挖段长815 m (机场站~机场北站区间明挖段380 m, 出入线明挖段435 m) 。两区间均位于深圳宝安机场扩建区内, 处于滨海滩涂地貌, 原地表为填海区、淤泥堆场、弃土场、鱼塘、港池。连续墙施工穿越的地层自上而下依次为填土 (以建筑垃圾、淤泥为主) 、机场扩建人工吹填的淤泥、含有机质砂、粘土、中砂、可塑状砂质粘性土、硬塑状砂质粘性土、全、强风化片麻状混合花岗岩。
淤泥层最大厚度为14 m, 含水率90.8%以上, 标贯击数平均只有1.6击, 无地基承载力, 流塑性强, 无自稳能力, 所有机械设备均无法进场。对地表3 m范围进行淤泥换填后, 现场试验, 将场地内挖出一个3 m深、宽1 m的坑, 当换填层被挖穿时下层淤泥立即往上挤, 2 h之内坑便被淤泥填满。地表流塑状淤泥见图1, 地质补勘芯样见图2。
1.2 周边环境
按照设计进行场地平整后, 在基坑旁形成一个高约6 m的边坡, 连续墙成槽及基坑施工将有偏载 (见图3, 图4) 。
1.3 基坑支护形式
机场站~机场北站区间明挖段基坑深度为18 m~23 m, 基坑采用1 000 mm厚地下连续墙作为围护结构, 连续墙深度为25 m~30 m, 共设四道内支撑, 其中第一、三道内支撑为钢筋混凝土支撑, 第二、四道内支撑为钢支撑;机场北停车场出入线明挖段最大开挖深度为14 m, 基坑采用800 mm厚地下连续墙作为围护结构, 连续墙最大深度21 m, 共设三道内支撑, 其中第一道内支撑为钢筋混凝土支撑, 第二、三道为钢支撑。
2 连续墙成槽辅助措施施工方案比选
鉴于本工程两个区间周边环境特殊, 地质条件差, 不对淤泥地层进行预处理地下连续墙将无法成槽, 同时2013年8月必须将T3航站楼端场地移交机场集团, 确保T3航站楼按期转场开通运营, 如何选择经济、可靠、工期满足要求的地下连续墙成槽辅助措施, 是本工程的第一要务。结合国内的施工经验, 提出了真空堆载预压、旋挖钻取淤泥换填后旋喷桩加固、三轴水泥搅拌桩加固、高压旋喷桩直接加固、单轴水泥搅拌桩加固等5种方案进行比选。
2.1 真空堆载预压方案分析
深圳机场T3航站楼兴建时采用堆载预压处理过一段明挖基坑, 真空堆载预压是否在本工程直接可以采用, 相对于本工程的边界条件必须慎重。方案论证过程中, 将前述的明挖段情况与本工程作了如下对比:
1) 本工程机场站~机场北站区间明挖段淤泥由深圳宝安机场扩建时人工吹填过来的, 经过扰动后, 含水率大、流塑性强;而已建明挖段的淤泥地层为原状淤泥, 未经扰动, 含水率相对较小, 具有一定的自稳能力。2) 本工程机场站~机场北站区间明挖段淤泥层厚最大14 m, 平均层厚在12 m左右, 而已建明挖段淤泥层最大厚度为6 m, 平均厚度在4 m左右。两区间淤泥层厚相差较大。3) 已建明挖段地表可以满足机械设备进场, 勿需换填, 堆载预压工期约3个月。4) 在流塑性如此大、含水率如此高的深厚淤泥层进行堆载预压无成功案例可以借鉴。本工程机场站~机场北站区间如采用真空堆载预压, 首先要进行场地换填, 然后采用再堆载预压。经过土工试验, 本工程淤泥层渗透系数为0.001, 堆载预压的效果无法预测, 由于淤泥层厚度大, 必须采用分层预压, 花费的工期预计在6个月以上。如真空预压达不到预期效果, 还得采用水泥土加固, 耗时长、不可靠、不经济。
2.2 旋挖钻取淤泥换填后旋喷桩加固方案分析
旋挖钻取淤泥换填后旋喷桩加固施工方案如下所述:第一步, 进行淤泥换填, 提供机械设备进场条件;第二步, 将旋喷桩加固孔位测量放线, 然后打设管桩;第三步, 将管桩内淤泥取出, 再用砂回填;第四步, 将管桩拔出, 再采用旋喷桩加固。
此方案的特点如下:
1) 工序较多, 需要使用打钻机、打桩机等较大的机械设备, 对场地的承载力要求较高。2) 旋喷桩垂直度难以保证。3) 工期长, 造价高。
2.3 三轴水泥搅拌桩方案分析
三轴搅拌桩施工速度快, 但机械设备总重约100 t, 换填的地层地基承载力虽然能满足三轴搅拌机施工要求, 但由于三轴搅拌施工采用置换方式, 淤泥稳定性差, 施工过程中桩基周边土体沉降较大, 同时三轴搅拌桩施工质量及垂直度无法保证, 经过现场试验三轴搅拌桩机在本工程地质条件下不适用, 三轴水泥搅拌桩现场试桩如图5所示, 图5中地基在下垫钢板的情况下发生不均匀沉降。
2.4 高压旋喷桩方案分析
采用600 mm双重管高压旋喷桩进行加固, 经过现场试桩, 可以达到加固效果, 但高压旋喷桩水泥掺量需达到150 kg/m~200 kg/m, 耗材较多、费用较高, 不经济。
2.5 水泥搅拌桩方案分析
本工程采用SP-5型单轴深层搅拌桩机施工, 设备自重较轻、移动灵活、占地小、施工速度快 (可根据施工场地灵活安排设备的数量) 、噪声低、对场地条件要求不高、经济性高、通过试桩可以选择最优的施工参数等优点。通过对上述5种辅助措施的比选, 最终确定采用SP-5型单轴深层水泥搅拌桩辅助地下连续墙成槽。SP-5型水泥搅拌桩机参数如下:1) 桩机型号:SP-5型深层搅拌机;2) 搅拌头转速:45 r/min;3) 主电机功率:45 k W;4) 最大施工深度:18 m。
3 水泥搅拌桩辅助成槽需解决的关键问题
3.1 水泥搅拌桩需达到的强度
根据静止土压力、主动土压力、被动土压力的定义, 连续墙成槽施工过程中, 中间土体被挖出, 两侧护壁桩在土压力的作用下向槽内发生位移, 可以判定为主动土压力。采用朗肯土压力理论计算主动土压力, 成槽过程中土压力将由静止土压力逐渐减小, 当土体达到主动极限平衡状态并出现滑动面时, 土压力减至最小, 即转变成为主动土压力。此时土体内的竖直应力σz相当于最大主应力σ1, 水平应力σx相当于最小主应力σ3, 也就是主动土压力。
将σ1=σr=γz, σ3=Pa代入淤泥土极限平衡条件σ3=σ1tan2 (45°-Φ/2) -2ctan (45°-Φ/2) , 得主动土压力Pa=σ3=σ1tan2 (45°-Φ/2) -2ctan (45°-Φ/2) =γzka-2c (ka) 1/2。
其中, γ为淤泥的重度, 取15.5 k N/m3;c为淤泥的粘聚力, 取0;Φ为淤泥的内摩擦角, 取0;z为计算点的深度, 取14 m;ka为主动土压力系数, ka=tan2 (45°-Φ/2) =1, 此时无粘聚力的14 m深的淤泥层可以看作是液体。
所以1号土压传感器深度的主动土压力值Pa=γz=15.5×14=217 k Pa。可以认为加固后的水泥搅拌桩的抗剪强度为217 k Pa, 根据中国建筑工业出版社《地基处理手册》水泥搅拌桩单轴抗压强度qu=500 k Pa~4 000 k Pa时, 抗剪强度为抗压强度的20%~30%, 即为0.723 MPa~1.085 MPa, 取较大者, 即为1.085 MPa, 与区间软基加固设计图要求的1 MPa基本吻合。
3.2 水泥搅拌桩施工工艺参数的确定
水泥搅拌桩施工参数采用试桩确定, 需试桩的参数包括搅拌与喷浆次数、水泥掺量、下沉与提升速度、水胶比、浆液流速等, 为提高试桩的针对性和适用性首先作出如下几项规定:
1) 水泥:华润P.O42.5/P.O42.5R水泥;2) 粉煤灰:F类Ⅱ级;3) 水:自来水;4) 桩径:500 mm;5) 搅拌下沉和提升速度:根据工程筹划及工期安排, 采用规范规定的搅拌下沉和提升速度进度太慢, 拟定搅拌下沉速度:V=0.8 m/min~1.2m/min、喷浆提升速度:Vp=0.5 m/min~0.8 m/min, 浆液流速根据施工时间参数确定;6) 粉煤灰掺量为水泥掺量的25%。试桩结果如表1所示。
根据表1统计的试桩结果, 结合本工程的工期安排, 以28 d龄期强度为主要指标确定水泥搅拌桩的施工工艺参数, 本工程水泥搅拌桩除固定参数外其他施工工艺参数如下:
1) 水泥掺量:75 kg/m;2) 搅拌与喷浆次数:4搅4喷;3) 水灰比:0.5/0.55, 水灰比可以根据搅拌桩后台距离桩位的距离作适当调整, 但水灰比最大不能超过0.6, 以确保水泥搅拌桩28 d龄期能满足连续墙成槽护壁要求。
3.3 外加剂的选择
1) 早强剂选择。由于本工程部分地段地下连续墙成槽时水泥搅拌桩的龄期并不能达到28 d龄期, 所以必须提高早期强度, 根据中国建筑工业出版社《地基处理手册》中对深层水泥搅拌桩的研究结论, 比选氯化钠、氯化钙、硫酸钙对水泥搅拌桩早期强度的影响、成本及氯离子对钢筋混凝土的影响, 最终选择硫酸钙作为早强剂, 掺量为水泥用量的2.5%。
2) 粉煤灰的取舍。根据中国建筑工业出版社《地基处理手册》的研究结论, 粉煤灰对水泥搅拌桩早期强度的增加影响较小, 为确认此项结果对本工程场地内的淤泥是否也一样, 进行了室内试验, 室内试验如图6所示, 根据室内试验结果粉煤灰对早期强度的增加只有不到1%的影响, 对28 d强度的影响约为3%。使用粉煤灰后水泥浆的稠度明显增加, 0.5和0.55水胶比的水泥浆可泵性明显降低, 两区间线路均接近400 m, 将要建立至少4个拌浆后台, 且容易堵管, 同时本工程是临时加固工程, 对永久强度和耐久性无要求, 经研究决定部分地段取消粉煤灰的使用, 将粉煤灰转化成水泥使用。将粉煤灰转化成水泥使用后, 14 d取出的水泥搅拌桩芯样完整性和强度明显增加。
3) 早强水泥的选择。本工程根据施工进展情况, 将时间紧、任务重的地段水泥更换为P.O42.5R水泥, 提高早期强度, 减少硫酸钙的使用。
3.4 护壁水泥搅拌桩的布孔原则
连续墙两侧各设置两排直径为500 mm, 间距400 mm×400 mm的咬合搅拌桩, 原设计在槽段接口位置布置2根相切搅拌桩 (如图7所示) , 但经过试槽, 临近槽段淤泥要坍孔。将原设计变更, 在连续墙槽段内布两排相切桩, 如图8所示, 水泥掺量为30 kg/m, 将槽段内土体改良, 经过第二次和第三次试槽成功。
3.5 水泥搅拌桩的垂直度控制
由于护壁桩与槽内改良桩水泥掺量相差较大, 达到14 d以上龄期后, 如水泥搅拌桩垂直度控制不到位, 将造成槽段内土体软硬不均, 成槽过程中槽段会严重倾斜, 只能采用冲击钻引孔。所以搅拌桩施工过程中必须配备充足的测量人员和技术人员控制垂直度, 校正好搅拌桩垂直度控制装置。
4 护壁水泥搅拌桩加固效果
经过对每项参数进行试验, 对每道工序进行控制, 本工程两区间仅因为龄期不足各出现1幅槽段首次成槽不成功, 经过高压旋喷桩补充加固后, 顺利成槽。开工过程中, 护壁搅拌桩的成桩质量如图9所示, 护壁桩破除后的连续墙施工质量如图10所示。
5 方案优化与建议
1) 本工程施工过程中出现过因为护壁桩龄期不足或过长, 成槽过程中坍孔的情况, 后续施工过程中要合理组织工序, 保证满足要求后再成槽, 同时又不至于龄期太长造成搅拌桩强度太高。2) 部分槽段护壁桩倾斜, 成槽过程中采用了冲击钻引孔施工, 同时有个别槽段连续墙出现倾斜, 采用水泥搅拌桩辅助成槽要严格控制垂直度, 配备足够的管理和技术人员。3) 软土地层地下连续墙施工, 均要做好方案比选, 提前做好试桩、试槽工作, 确保施工方案的可行性、经济性和科学性。4) 后续工程施工过程中要根据施工进度情况, 适时调整水泥掺量和施工工艺参数, 既能保证顺利成槽, 又能节约成本。
6 结语
本工程场地条件特殊, 地层为海相淤泥, 厚度大、含水率高、人工扰动后流塑性强, 此类软土地层地下连续墙成槽施工必须合理选择辅助措施, 综合考虑安全、质量、工期及成本等因素。本工程经过可靠的方案比选, 地下连续墙采用深层水泥搅拌桩护壁辅助施工, 确保了连续墙顺利成槽和施工质量, 为类似地质的明挖围护结构施工积累了成功经验, 可为后续同类地层施工提供借鉴作用。
参考文献
[1]龚晓南.地基处理手册[M].北京:中国建筑工业出版社, 1988.
利用大脑的可塑性治疗脑瘫 篇4
脑瘫的病因在大脑，瘫痪表现在肢体，综合性治疗就是从整体出发，治脑、治瘫同时并举，再辅以功能训练。治疗是基础，训练是关键，二者缺一不可。
对脑细胞损伤，目前医学的发展水平还不能使其复生，许多人把希望寄托在脑移植上，但这是将来的事。我们目前探索的是大脑的可塑性和大脑细胞的代偿功能的启动。正常人参加工作的脑细胞只占脑细胞总量的8%～10%，有人预言，大科学家的脑细胞的动用也不超过30%，其余脑细胞都处于休眠状态。所以，大脑的潜在能力很大，特别是在大脑的快速发育期，其可塑性更大，代偿功能更容易建立。
如何利用大脑的可塑性去开发大脑的功能呢？
我们知道，神经功能主要是信息传递。大脑中信息通路有两类，一类为主要通路，较易开发；而另一类为次要通路，较为曲折。当第一通路受阻时（脑损伤），第二类通路的开发就变得十分重要。治脑的理论依据也就在于此。科学研究证明，脑细胞的发育在胚胎18周时已达到140亿之多，几乎接近成人水平，其后是细胞的成长和相互间的联系（突触形成）。在出生后4个月时，神经细胞开始髓鞘化，4岁内基本完成，这个阶段称为脑细胞分化（即分工）和完善时期，其可塑性最大。抓住这一重要阶段，为开发大脑的潜在代偿功能，我们对病儿给予活血化瘀、醒脑开窍的中成药--益脑片，并给予激光血疗、氧离子透入、神经生长因子等，给大脑造成一个良好的营养环境，再通过针灸、生命信息治疗等手段，形成一个良好的外界刺激，从而达到启动潜能细胞代偿功能建立的目的。
瘫痪的主要原因是大脑运动功能失灵造成的。我们根据运动姿势异常的可修复性原理，用生物力学的各种方法进行治疗。因为脑瘫的运动障碍主要为肌张力不全（屈肌挛缩和伸肌无力，这是痉挛型脑瘫的表现），病理性紧张反射（手足徐动型脑瘫）及肌肉收缩无力。治疗的主要方法是用超声药浴、穴位注射、按摩、手法矫治等方法降低肌张力，使肢体达到功能位置，给功能训练打下良好的基础。功能训练的目的是增加肌力，克服病理性反射，恢复社会适应能力，这是治疗效果的巩固和提高必不可少的关键措施。西方国家治疗脑瘫主要依靠的就是功能训练。
为什么小儿脑瘫越早治疗效果越好呢？
因为大脑的可塑性在4岁以内比较强，在大脑分工尚未定型时启动其代偿功能比较容易，一旦形成固定形态，再改变就较难了。另外从肢体运动功能来讲，在3～4岁内，关节挛缩程度相对较轻微，手法矫治也较容易。所以，早期治疗会达到事半功倍的效果。家长们千万别让那种脑瘫不能治的观点所迷惑，贻误了孩子的最佳治疗时机。
塑性措施 篇5
关键词：弹塑性时程法,刚塑性反应谱,弹塑性模型,刚塑性模型
0 引言
结构的性能以及其在地震作用下的损伤程度与结构的位移有着直接的联系，当施加荷载使结构的某些部位产生塑性变形，经过多次重复后导致结构的塑性积累损伤破坏。结构在强烈地震的作用下进入塑性阶段，必须具备承受较大的塑性位移的能力，通过塑性变形来消耗地震的能量，以符合“大震不倒”的要求。因此，结构在强烈地震作用下的塑性分析十分必要。然而，结构的塑性分析是一个极其复杂的非线性过程。通常，结构被假定为弹塑性模型。本文研究表明地震越强烈，在结构总的位移中塑性位移所占的比例越大，弹性位移可以忽略，可以用刚塑性模型计算结构的位移。
1 弹塑性与刚塑性响应的比较
刚塑性模型常用来描述在静载作用下产生较大塑性变形的结构性能。通常认为利用刚塑性模型进行结构动力分析会不能研究共振。然而，本文研究表明微小的塑性变形也会破坏共振。对于单自由度体系，受到简谐动力荷载Fsinθt的激励，若阻尼比ξ=0.05,F/Fy约为0.1时，如图1所示结构进入塑性阶段，位移幅值急剧下降，在强烈地震作用下结构不会产生共振现象，随着简谐力幅值与屈服力的比值增加，弹塑性计算的位移幅值趋近于刚塑性计算的幅值，因此在强烈地震作用下可以采用刚塑性模型来计算结构的塑性位移。
1.1 弹塑性运动方程
对于单自由度体系，当满足式(1)或式(2)体系处于弹性阶段，运动方程为式(3):
当满足式(4)时体系处于塑性阶段，运动方程为式(5):
式中:x———相对地面的总位移，x=xe+xp;
xe———结构的相对弹性位移;
xp———结构的相对塑性位移;
———地面加速度;
ξ———结构的阻尼比;
Fy———结构的屈服极限。
式(3)与式(5)是按照理想弹塑性模型建立的运动方程，在弹性阶段能量主要靠粘滞阻尼来耗散，在塑性阶段主要靠塑性变形来耗散能量。
刚塑性模型建立的运动方程:
当时，式中取正号，当时，式中取负号。从式(6)～式(8)可以看出对于给定地面加速度，刚塑性的振动方程只与一个参数Fy/M有关，这将使分析大大简化。
1.2 两种模型计算单自由度体系塑性位移差别分析
结构进入塑性阶段，弹塑性模型的振动方程和刚塑性模型的振动方程形式上是相同的，但是算得的最大塑性位移是有差别的。产生差别的原因主要是二者进入塑性阶段的初始条件不同，刚塑性模型的塑性运动总是从静止开始，而弹塑性模型的塑性运动总是从运动开始的，具有一定的初动能。二者的差别如式(9)所示。
其中，分别为弹塑性模型和刚塑性模型计算的最大塑性位移;为了估算两者的最大差别，当质量块运动到负的最大位移处，假定在单自由度振动体系上施加2Fy矩形脉动荷载，持续作用时间为Δt，若假定振动体系为理想弹性可利用Duhamel积分可以求得由于矩形脉动荷载产生的弹性位移为:
其中，ξ为结构的阻尼比;ωd为结构的自振频率;ω为结构无阻尼自振频率;T为结构周期;Δt为荷载作用持续时间;x1为体系最大的负位移。
为了利用xemax来计算，采用能量原理，理想弹性振动体系的最大弹性势能与弹塑性体系的能总能量相等，可以表示为式(11)。
由式(11)可得:
把式(10)与代入式(12)，可得式(13):
当阻尼比ξ=0.05，当Δt=0.12 s，式(12)为两种模型计算位移差别上限的最小值。当体系振动周期T≤0.6 s时，ξ=0.05时，式(12)可以近似写成式(14):
2 弹塑性模型与刚塑性模型响应
为了研究在地震作用下，利用刚塑性模型计算塑性位移的误差。结构的阻尼比为0.05，首先保持Fy/Mg=0.2不变，式中的Mg为结构的重力荷载代表值按规定计算。在地震的作用下，计算了在不同自振周期时，两种模型计算塑性位移差别情况(见表1)，结果如图2所示。不考虑结构的阻尼，当Fy/Mg固定，对地震的加速度按比例增大对结构的响应进行计算，所得结果如图3所示。
3 刚塑性位移计算反应谱法
反应谱是单自由度体系对于某个实际地震地面运动的最大响应与体系的自振特性之间的函关系曲线，是描述地震动特性的重要工具，但从式(7)和式(8)可以看出，刚塑性模型的位移响应只与参数Fy/Mg的值有关而与结构其他特性无关，这样在给定的地震作用下，利用非线性时程法计算出体系的最大位移，建立最大位移与Fy/Mg关系曲线即刚塑性反应谱(如图4所示)。由于在计算刚塑性反应谱时所采用的地震波加速度的最大值amax不同，因此必须进行转化，把计算的位移谱的纵轴和横轴同时乘以系数β=1/amax。
4 算例
某高速公路上的钢筋混凝土高架桥，位于设防烈度为8度设计基本地震加速度为0.3g的地区。上部结构的重力荷载为190 k N/m，由高9 m的圆形柱子支撑，桥的总跨度为39.6 m，柱子的直径为1.5 m，对于横向地震作用的计算可以把高架桥看作单自由度系统(见图5)。经计算可知，柱子的刚度K=9.6×103k N/m，侧向屈服力Fy=839.7 k N，结构的自重荷载为G=Mg=7 517 k N。
由文献[8]可知在强烈地震作用下时程分析时地震加速度的最大值为0.51g。Fy/Mg=0.11，α=1/0.51=1.96,ay=0.11×1.96=0.216，由刚塑性位移谱图4可得，结构的塑性位移为17/1.96=8.67 cm，结构的屈服位移为Fy/K=839.7/96=8.74 cm，结构的弹塑性位移为17.41 cm。利用ANSYS有限元程序输入TAFT地震波弹塑性时程分析，计算结构的最大塑性位移为9.1 cm，最大弹塑性位移为17.96 cm。
结构利用本文的刚塑性位移谱法计算的结果与有限元弹塑性时程分析的结果最大塑性位移相差4.7%，最大弹塑性位移相差3.1%，在建筑结构分析计算中所允许的。
5 结语
1)在强烈地震作用下，可以用刚塑性模型来计算结构的响应，只要结构有微小的塑性变形就不会产生共振现象。
2)结构的自振周期越短，Fy/Mg值越小，地震加速度峰值越大，结构的位移响应越接近刚塑性响应。
3)结构的自振周期不超过0.6 s时，利用刚塑性模型与弹塑性模型计算的最大塑性位移差别不会超过式(14)计算结果，在实际工程中可以忽略由式(14)计算出的误差。
4)刚塑性模型计算结构的弹塑性位移与塑性位移过程简单，容易掌握，利用本文提出的刚塑性位移谱法计算结构在强烈地震作用下的最大塑性位移比弹塑性时程法计算结果偏小，但误差在10%以内，符合建筑结构计算设计要求。
参考文献
[1]A.Paglietti,M.C.Porcu.Rgid-plastic approximation to predictplastic motion under strong earthquakes.Earthquake Engineer-ing and Structural Dynamics,2001(30):115-126.
[2]Anil K.Chopra.结构动力学理论及其在地震工程中的应用[M].谢礼立,吕大刚,译.北京:高等教育出版社,2007.
[3]Lai SP,Biggs JM.Inelastic response for a seismic building de-sign.Journal of Structural Division ASCE,1980(106):1259-1310.
塑性措施 篇6
随着微机电系统 (MEMS)等技术的 蓬勃兴起和快速发展,微金属构件的需求日益增多,形成巨大的市场需求。但是,当微结构尺寸达到微米量级时,材料微塑性成形时通常表现出两种与尺度有关的效应[1,2]:一是晶粒尺度对材料性能影响的晶粒尺度效应(grainsizeeffects);二是特征尺度(长度、宽度、厚度、直径等描述材料外形的尺度参数)效应或试 样尺度效 应 (featuresizeeffectsorspecimensizeeffects)。这两种尺度效应都将导致微金属构件在微塑性成形中表现出显著的尺度依赖行为,而且随着特征尺寸的减小,呈现出一种“越小越强”的独特现象[3]。早在20世纪初,Cosserat等[4]提出了微极非线性弹性理论,但该理论在纯拉压荷载下作为正则化机制而引入的对偶应力将不起作用。20世纪80年代后期,随着微金属构件的应用,金属材料微塑性成形中新的科学问题的出现重新引起学者的广泛重视和研究。如Mindlin[5]将弹性体的应变能密度视为应变和它的第一、第二阶导数的函数,给出了一种更常用的仅 包含应变 和其一阶 导数的简 化理论;Fleek等[6]在细铜丝扭转实验中观测到微尺度下应变梯度的硬化;Stolken等[7]通过试验发现镍的量纲一弯曲硬化随着薄片厚度的减小而明显增大;Aifantis等[8,9]建立了应变 梯度塑性 理论,并解释了不常见微结构标准尺寸试件、普通微结构小尺寸试件在扭转和弯曲中的微尺度效应;Lam等[10]研究了微悬臂梁的弯曲问题,发现微梁的量纲一刚度与梁厚二次方成反比关系。国内的一些学者也开展了相关的研究,如黄克智等[11]综合了偶应力和应变梯度塑性理论并对其进行了介绍;李河宗等[12]对不同厚度及粗细两种晶粒尺寸的黄铜箔试样进行了单向拉伸和微弯曲实验研究;聂志峰等[13]进行了应变梯度弹性理论下微构件尺寸效应的数值研究;周丽等[14]运用应变梯度塑性理论模拟颗粒增强铝合金强度及延伸率的尺寸效应。这些研究主要从微尺度下的应变梯度塑性理论、一些特殊微结构件的微尺度效应等方面进行研究,对进一步研究微尺度效应具有很好的借鉴意义。T2紫铜电极无方向性,导电性能极佳,加工性、延展性、防蚀性及耐候性良好,在电子行业应用极为广泛,但鲜有研究人员对T2紫铜微成形中微尺度效应开展研究。本文主要研究T2紫铜的单向拉伸、硬度和微弯曲性能特点,并对试验中表现出的尺寸效应现象进行分析与讨论。
1试验设计
1.1试验材料
试验材料为T2紫铜,厚度分别为:30、60、90、120、150μm,其化学成分见表1,力学性能见表2。
%
材料的退火处理方式如下:加热温度分别为400℃和620℃,保温时间为1.2h,冷却速度为0.5℃/s。通过退火处理,可消除材料轧制织构对试验的影响,细化晶粒,获得试验所需的粗晶和细晶晶粒尺 寸的试样。 晶粒大小 采用ASTME112-96(2004)平均晶粒度测定方法(GB/T6394?2002)获得。
1.2试验方法与设备
1.2.1单向拉伸试验
单轴微拉伸试验系统设计如下:在美国伊利诺斯州立大学Saif教授设计的薄膜材料力学性能测试系统基础上,根据材料和测试要求,设计适用于本课题要求的单轴微拉伸系统,整个微拉伸测量系统主要由三维可调平台、力传感器、位移传感器、力传感器、驱动装置、图像采集、机械框架和夹具等部分组成。单向微拉伸试验微试件的几何尺寸如图1所示。试件在激光切割机上切出。拉伸试验时,由双视场显微镜与CCD数码视频相机对拉伸过程进行全程的跟踪拍照记录,检测试样拉伸时标距长度的变化情况,然后通过计算机处理得到应变 数据,绘制材料 单向拉伸 应力应变曲线。
1.2.2微弯曲试验
微弯曲试验如图2所示。微弯曲试验相关参数设定如下:h为板材厚度,C为弯曲凸凹模之间的间隙(弯曲间隙),Rp为凸模圆角半径,Rd为弯曲凹模圆角半径,u为凸模运动速度。试验时由CCD数码视频相机对微弯曲过程进行全程的跟踪拍照记录,得到微弯曲过程关键位置弯曲情况,弯曲角度通过冲头行程控制;在计算机上采用边缘检测算法即时对拍摄的图片进行图像处理,得到相应的弯曲及回弹后的角度,通过数据处理得到弯曲回弹角。为了保证试验的普遍性,重复上述试验8次,然后取回弹角的平均值。
1.2.3微硬度试验
图3为微硬度试验示意图。在微硬度实验机上检测弯曲圆弧变形区域侧面硬度的变化情况,获得压痕点的硬度,以研究变形区的硬度变化情况。图中的楔形压头角度β=140.6°,20s内加载100mN,保压时间为5s,h为板材厚度,δ为压痕深度,Ac为真实接触长度,P为压头所受的支反力之和,即压痕力。微压痕真实硬度Hc定义为平均接触压力,即Hc=P/Ac。
2结果与讨论
2.1特征尺度对拉伸的影响
图4a为平均晶粒尺寸D为20μm的细晶,厚度h为30~150μm的T2紫铜板微拉伸时应力-应变曲线。从图中可以看出,厚度为30μm板材的拉伸强度比厚度为150μm的板材拉伸强度提高了28%,即随着板材厚度的减小,量纲一弯曲刚度随之增大,且屈服应力比试样厚度减小得快,呈现出“越小越强”的特征。当材料外观特征尺寸L(如构件几何尺寸、变形场尺寸等)远大于材料内禀特征常数l(如金属材料晶粒尺寸、颗粒夹杂大小、位错胞尺寸、多孔介质空洞直径、复合材料增强相直径等)时,应变梯度对材料塑性硬化的影响可以忽略,但材料微塑性成形时,微构件的外观特征长度L接近甚至小于材料内禀特征常数l,组成材料的粒子的个体行为就会变得非常显著。试验也表明,试样尺寸越小,非均匀变形就越明显,额外的强化也就越显著。材料的微观界面周围的变形场是非均匀的,当材料非均匀变形的“特征波长”和材料内禀特征长度在同一量级时,几何必须位错(GND),形成额外强化,强度增大,说明拉伸强度与单个晶粒的晶粒位向、晶粒大小、材料厚度方向的晶粒个数以及边界约束条件等相关,其中最关键的是晶粒位向,应用应变梯度理论可以很好地捕捉材料局部非均匀性对材料力学行为的附加影响,此时微尺度下等效塑性应变可由下式确定[15]:
式中,εe为等效Cauchy应变,反映了统计存储位错对材料硬化的影响;xe为等效曲率,反映了几何必须位错对材料硬化的影响。
图4b为板厚h为150μm、平均晶粒尺寸为50μm细晶和120μm粗晶微拉伸时应力应变曲线。从图中可以看出,同一厚度板材,晶粒较小时,材料的延伸率 较大,平均晶粒 尺寸为50μm的细晶,其拉伸强 度比平均 晶粒尺寸为120μm的粗晶提高了33%。由于在微尺度条件下的微塑性变 形,不但有统 计存储位 错 (SSD),同时由于晶体网格的相容性,还会产生附加的几何必须位错 (GND)。而几何必须位错一般为周期性规则排列,且符号一致,故对滑移产生强烈的阻碍作用,产生局部非均匀塑性变形和大的应变梯度,使材料硬化增强。同时,晶粒越细,晶界上产生的几何必须位错密度越大,应变梯度就越大,这样就增大了塑性滑移阻力,使硬化效应强。
2.2特征尺度对硬度的影响
图5所示为板厚 为150μm、晶粒平均 尺寸为50μm时特征尺寸效应对硬度的影响。图5a为不同压入深度与压痕力关系曲线。从图中可以看出,在相同的压入深度下,压痕力随着内禀尺度增大而增大。图5b为不同压入深度与压痕硬度关系曲线。从图中可以看出,不同的压入深度,压痕硬度是不同的,当压痕深度 (δ)与板材厚度(h)比值小于等于0.2时,压入深度增大,压痕硬度变小,呈现“越大越软”现象;当压痕深度δ与板材厚度h的比值大于0.2时,压入深度增大,压痕硬度增大,呈现“越大越硬”现象。事实上,塑性硬化不仅同应变和旋转梯度有关,还同拉伸梯度相关,其等效塑性应变满足以下关系[16]:
式中,C1、C2、C3为本构参数;l1、l2、l3为3个材料内禀特征长度,其中l1同拉伸梯度相关,l2和l3同旋转梯度相关;εij为Cauchy应变;ε′ij为εij的偏量部分;kijk为应变梯度;k′ijk为kijk的偏量部分。
与宏观构件相比,微构件在材料表面的晶粒个数占总晶粒个数的百分比很高(如细晶),材料表面的晶粒受周围晶粒的约束作用小,因此,当压入深度较小时,晶粒容易产生滑移,从而使流动应力减小,强度降低,产生“越大越软”的尺度效应现象。随着压入深度的增大,板材厚度方向的晶粒已减少至1~2个晶粒,晶粒位向一致的可能性增大,产生附加的几何必须位错,硬化作用增强,产生“越大越硬”的尺度效应现象。这样的硬度变化规律也被Saha等[17]和Liu等[18]通过试验和数据预测所证实。
2.3特征尺度对回弹的影响
图6为不同厚度下回弹角的试验值与理论预测对比图,其中s0为传统理论计算值,s1为应变梯度理论计算值,s2为试验结果值。从图中可以看出,试样实测的回弹角基本上随板料厚度的减小而增大, 特别是当 材料厚度 小于一定值(0.06mm)时,回弹角随板料厚度的变化更为剧烈,这种变化来自于微塑性成形中材料的应变梯度硬化效应,说明在微塑性成形中不仅存在微尺度效应现象,而且应变梯度在微弯曲过程中起着相当重要的硬化作用。
s0 曲线为应用传统弯曲理论预测得到的弯曲回弹角变化曲线,可以看出,曲线基本呈水平状,除随屈服强度的变化有微小的波动外,回弹角基本不随材料厚度的变化而变化,这与试验结果存在明显差异,说明在微塑性成形中传统弯曲理论并不适用。s1 曲线为应用应变梯度理论预测得到的弯曲回弹角变化曲线,此时,回弹角随材料厚度变化曲线与试验结果较接近,当材料厚度小于一定值(0.06mm)后,两者变化基本一致,说明微塑性成形中应用应变梯度塑性理论能够较为准确地反映材料弯曲过程中出现的应变梯度硬化效应,较为准确地预测材料弯曲回弹现象,得到更为合理的结果。
3结论
(1)T2紫铜微拉伸时,厚度为30μm的板材其拉伸强度比 厚度为150μm的板材提 高了28%;平均晶粒尺寸D为50μm的细晶,其拉伸强度比平均晶粒尺寸D为120μm的粗晶提高了33%。即微构件的外观特征长度L小于等于材料内禀特征常数l时,GND形成额外强化,强度增大,拉伸时呈现出“越小越强”的特征。
(2)当T2紫铜的压痕深度δ与板材厚度h的比值小于等于0.2时,随着压入深度增大,压痕硬度变小,呈现“越大越软”现象;当比值小于0.2时,随着压入深度增大,压痕硬度增大,呈现“越大越硬”现象。
塑性措施 篇7
变形机制:塑性理论, 结构模型, 形变模拟, 缺陷和损伤;过程:模拟和设计, 监测和控制;金属体积成形:锻造, 轧制, 挤压, 拉制…;板材金属加工:剪切, 弯曲, 拉伸成形, 深拉伸, 冲压, 逐段成形, 板材和管材的液压成形, 激光成形;半固态成形, 特种成形 (楔横轧、辊锻、摆动碾压) , 旋压成形;设备及辅助设备:模拟, 设计, 制造, 监测和控制;模具和工具:设计, 制造和控制;锻造加热炉、加热技术;微成形、纳米技术;快速成形;摩擦, 润滑, 磨损和热传导;信息技术和知识工程, 质量和质量管理;工艺和系统的计算机辅助技术、模拟以及虚拟样机试制;经济学和生态学 (环境保护) ;材料和材料工程:材料检测, 物理模拟, 可成形性, 晶体可塑性。
(2) 征文要求和格式
本届年会所投论文应在国内外未曾公开发表过, 在理论或应用方面有创见。所有投寄录用的论文都将收录在《第十三届塑性加工学术年会论文集》中, 稿件应包括中、英文摘要、主题词、全文, 具体要求和格式见http://www.sxgcxh.org/。作者在向大会组委会提交论文全文的同时, 需要缴纳论文评审费和版面费￥400元/每篇文章。大会组委会将组织同行专家进行全文评审, 之后发论文录用通知。本届年会中的部分文章根据作者的要求可推荐到《锻压技术》和《塑性工程学报》等相关杂志上正式发表。
(3) 论文全文提交方式
通过E-mail发送至duanya@cmes.org信箱, 也可以同时将纸形文件寄到学会。
(4) 论文投寄截止时间:2013年4月30日。
学会地址:
北京市学清路18号北京机电研究所内塑性工程分会。
联系方式:
电话:010-62920654, 82415084
传真:010-62920654。
邮编:100083
E-mail:duanya@cmes.org (分会秘书处) 。
塑性措施 篇8
会议由重庆大学、重庆市机械工程学会锻压及粉末冶金专业委员会协办。
会议邀请了8位专家学者作大会主旨报告。他们分别为:中国工程院院士、重庆市科委主任钟志华, 中国工程院院士、北京科技大学教授胡正寰, 北京机电研究所教授任广升, 济南铸锻机械研究所研究员刘振堂, 中国一汽车身厂厂长、研究员邱枫, 哈尔滨工业大学教授苑世剑, 香港科技大学教授余同希, 英国伦敦帝国学院教授林建国。
会议同期举办第四届全球华人塑性加工技术研讨会。本届研讨会邀请到海外著名塑性加工学者参会并作大会报告。他们是:英国格拉斯哥The University of Strathclyde秦毅教授, 报告题目:A part-transport design and the system for micro-forming applications;法国兰斯大学工程科学研究中心UniversityofReimsChampagne-Ardenne, Labo.GRESPI/MAN, UFR Sciences Exactes et Naturelles郭英乔教授, 报告题目:A fast plastic integration algorithm and PseudoInverseApproachforsheetformingandcold forging modeling;美国底特律韦恩州立大学 (Wayne State University) 吴欣教授, 报告题目:Microstructure-based constitutive law of plasticity;日本Gifu University王志刚教授, 报告题目:A new V-bending theory for high-end press brake;美国底特律华人工程师协会秘书长刘胜栋教授, 报告题目:高强钢最新应用技术综述。
会议同期还将举行全国塑性工程学会理事会换届大会。全国塑性工程学会第九届理事会将于2011年届满, 在大会期间, 将召开学会理事会换届大会, 成立第十届塑性工程学会理事会。
会议联系方式:
北京市学清路18号北京机电研究所内塑性工程学会邮编:100083
电话:010-62920654, 82415084传真:010-62920654E-mail:duanya@cmes.org (学会秘书处)
重点发展百万千瓦及以上核电设备铸锻件, 百万千瓦及以上超临界/超超临界火电机组铸锻件, 70万千瓦及以上大型混流式水轮机组铸锻件, 2兆瓦及以上风电机组铸锻件和大型航空整体模锻件, 石油化工、煤化工重型容器锻件, 冷热连轧机铸锻件, 大型船用曲轴、螺旋桨轴锻件, 大型轴承圈锻件等。
大力发展高质量、高性能的精密铸件, 如高性能汽车桥壳一体化整体铸造;高压柱塞泵、马达、液压阀、液压缸、液力变速箱、大功率液力偶合器等液压铸件等。通过实施装备制造创新发展工程, 重点对铸造装备及铸造核心技术和系统的研发, 形成自主研发设计能力, 摆脱对国外技术的依赖, 以创新推动产业发展, 初步形成我国自主开发体系。
(2) 关键基础零部件
重点发展大功率、高性能电力电子器件及变频调速系统, 大型、高速、精密轴承, 高性能、高可靠性液压元件及系统, 大型、高参数 (长寿命、高可靠、耐高温、高压、腐蚀和辐射) 密封件, 大功率高可靠齿轮及链条传动装置, 轿车自动变速箱, 高强度紧固件, 高可靠性及智能型低压电器, 中高档传感元器件等高端基础零部件。
其中:
大功率、高性能电力电子器件及变频调速系统重点发展大功率牵引用变频调速设备;清洁发电用变频调速设备;特殊调速用变频调速设备。
塑性措施 篇9
1 理论模型
1.1 基本假设
(1) 处于塑性区(极限平衡区)内任何节点的的正应力与剪应力满足莫尔-库仑强度准则：
其中，为斜面上的抗剪强度；，分别为岩体的粘聚力和内摩擦角；为斜面上的正应力，其值；，为方向余弦。
(2) 分析过程中不考虑体积力的影响。
(3) 岩体是弹塑性材料，且各向同性。
1.2 基本方程
在处于塑性区(极限平衡状态)的岩体，应力满足平衡微分方程：
1.3 本构模型
本研究采用ansys有限元法求解边坡稳定问题时，采用了理想弹塑性模型，其本构模型采Drucker-Prager 准则：
式中：,分别表示应力张量的第一不变量和应力偏张量的第二不变量。、为与岩土材料内摩擦角和粘聚力有关的常数，，。屈服面在平面上为不等角度的六边形的外接圆。
2 高边坡开挖应力场
为了解边坡开挖的力学效应,对K88+680断面边坡进行了二维弹塑性有限元计算分析。计算模型边界为：底部为173m,高为112m,分别为开挖宽度和深度的4倍多，基本可以消除边界对应力的影响。底部取x、y方向
位移约束，侧面施加x方向位移约束。模型网格的稀密对二维弹塑性有限元计算有着一定的影响，为了提高计算精度，所以在开挖区域及周边敏感部位对网格采取加密措施。模型是由5544个节点组成的5688个单元。用“杀死”单元法开挖掉3710个单元。
2.1 计算参数的选取
本次模拟考虑到了地层岩性的差异，计算区域中所涉及的岩体主要有坡积土(Q4dl+el) 和强风化泥灰岩(T2b)，通过岩体物理力学试验和工程地质类比，最后确定了各岩体的计算参数(表1)
摘 要：边坡开挖过程的力学性状变化是一个复杂的过程，同时其塑性区演变趋势也是一个复杂的过程。文章通过假设边坡完全处于理想弹塑性状态，并以Drucker-Prager 准则为本构模型，运用ANSYS有限元软件对巫山至巫溪（巫溪段）公路K88段高边坡开挖过程应力调整过程及塑性区变化过程进行了模拟，得出了开挖过程中应力最大处为坡脚。边坡塑性区是一个动态调整过程，最终位于强风化泥灰岩与弱风化泥灰岩交界处。
关键词：开挖岩体边坡；力学性状；塑性区演变特征
巫山至巫溪(巫溪段)二级公路位于重庆市巫溪县南部地区。起点位于龙溪金家沟，里程K86+000，终点在花栗路口，里程K109+875.993，全长23.875km。路线路段主要跨越大泉山山脉，地形较复杂，沿线多高陡边坡，受岩性影响，有很多高边坡在开挖过程中出现失稳现象。研究路段位于柚子树境内，起止里程桩号K88+840～K88+950，全长110m。该段内边坡为路堑边坡，切坡最高为32m，最低为21m。场地内出露地层主要为第四系全新统残坡积碎石土（Q4el+dl），厚度0.4~1.5m；以及三叠系中统巴东组（T2b3）泥灰岩，厚度大于30m。
1 理论模型
1.1 基本假设
(1) 处于塑性区(极限平衡区)内任何节点的的正应力与剪应力满足莫尔-库仑强度准则：
其中，为斜面上的抗剪强度；，分别为岩体的粘聚力和内摩擦角；为斜面上的正应力，其值；，为方向余弦。
(2) 分析过程中不考虑体积力的影响。
(3) 岩体是弹塑性材料，且各向同性。
1.2 基本方程
在处于塑性区(极限平衡状态)的岩体，应力满足平衡微分方程：
式中：,分别表示应力张量的第一不变量和应力偏张量的第二不变量。、为与岩土材料内摩擦角和粘聚力有关的常数，，。屈服面在平面上为不等角度的六边形的外接圆。
2 高边坡开挖应力场
为了解边坡开挖的力学效应,对K88+680断面边坡进行了二维弹塑性有限元计算分析。计算模型边界为：底部为173m,高为112m,分别为开挖宽度和深度的4倍多，基本可以消除边界对应力的影响。底部取x、y方向
位移约束，侧面施加x方向位移约束。模型网格的稀密对二维弹塑性有限元计算有着一定的影响，为了提高计算精度，所以在开挖区域及周边敏感部位对网格采取加密措施。模型是由5544个节点组成的5688个单元。用“杀死”单元法开挖掉3710个单元。
2.1 计算参数的选取
本次模拟考虑到了地层岩性的差异，计算区域中所涉及的岩体主要有坡积土(Q4dl+el) 和强风化泥灰岩(T2b)，通过岩体物理力学试验和工程地质类比，最后确定了各岩体的计算参数(表1)
岩 体 (kg/m3)(MPa)(KPa)
坡积土21001500.382521
强风化泥灰岩230018000.326023
弱风化泥灰岩240026000.2613024
灰岩(基岩)240045000.1840035
2.2 初始应力场
岩体的初始应力场, 取正应力以压为正（在ansys中数值上表示为负）, 其大主应力方向在近地表呈不规则的锯齿型，深部接近水平，深部应力值为2.6MPa左右(图1)；小主应力方向在近地表处基本上与坡面轮廓线平行, 深部接近水平，深部应力值为0.57MPa左右(图2)。
2.3 开挖应力场
经计算, 在开挖过程中, 初始应力场不断受到扰动与调整, 开挖区左右及下部的扰动范围在1倍开口宽度以内, 开挖面附近大主应力方向接近垂直开挖面方向, 坡面局部地区由压应力变为拉应力,小主应力方向接近于平行开挖面方向,路基近表面是处于受拉状态。在左右坡脚处存在不同程度的应力集中现象,右边坡脚处最大压应力值为0.17MPa，左边坡脚处最大压应力0.98MPa。
2.4 受拉区域
边坡切削完成后，由于卸荷回弹，整个路基近表面及左切坡的第一台阶中部出现了拉应力区，并受地质构造等因素的影响而呈现出不同的分布形式。在路基上出现呈矩形状拉应力区，其大主应力值为30～75kPa，左切坡上有一个呈等边三角形状的拉应力区，其大主应力值为5～27kPa。
3 塑性区演变特征
根据计算区内的地层结构，在建模的时候分成四层不同岩性的岩体，该边坡分四个阶段开挖来分析其塑性区的演变情况。随开挖深度的增加, 塑性区范围不断增大。当开采深度达到一定深度, 边坡的稳定性就会受到很大威胁。
3.1 第一次开挖
第一次开挖主要是把近地表的坡积土挖除，兼挖强风化泥灰岩层上部，因为原地表斜坡比较陡峭，且开挖坡比高大(1∶0.5~1∶0.3)。此部分开挖后，观察有限元计算结果，可以看出在坡脚除出现了应力集中，并有小范围的塑性变形，其等效塑性应变区的值为：0.395×10-5～0.673×10-4 。
3.2 第二次开挖
第二次开挖是将强风化泥灰岩层切掉，坡脚已达到强风化泥灰岩与弱风化泥灰岩交界处，坡脚虽然有应力集中现象，但是塑性区是出现在层间，与第一次开挖的塑性区是相连接的。塑性区外的弹性区应力有增加的趋势，这是因为此处岩体发生塑性变形，将应力释放转移到弹性区岩体内。塑性应变出现在坡面临空面，其等效塑性区内的值为：0.163×10-4～0.277×10-3 。
3.3 第三次开挖
第三次开挖是沿第二次开挖的基础上往下开挖5m左右，坡角处出现应力集中现场，并出现小范围的塑性区，在强风化泥灰岩与弱风化泥灰岩的交界处的塑性区范围进一步扩大，并出现滑移变形。层间塑性区的等效塑性应变为：0.124×10-4～0.210×10-3；开挖坡脚塑性区的等效塑性应变为：0.124×10-4～0.111×10-3。
3.4 第四次开挖
此次开挖是将边坡切削到路基设计标高，整个路基是处在弱风化泥灰岩层中。强风化泥灰岩和弱风化泥灰岩交界处出现大面积的塑性区，坡脚排水沟处出现应力集中，有塑性区分布，并在路肩上了出现塑性变形。第三阶段的开挖坡脚塑性区消失，这是因为随着开挖的深入，此处的应力集中消失。层间塑性区的等效塑性应变为0.208×10-4～0.187×10-3 ，其值较第三阶段小，这是由于开挖卸荷后应力调整，使得部分变形反弹；坡脚塑性区的等效塑性应变为0.208×10-4～0.229×10-3 。
4 结论
（1）随着自上而下开挖推进, 应力不断调整，位移、塑性区范围也不断增大。开挖结束后, 左边坡脚处最大压应力0.98MPa 。虽然坡体总体上处于稳定状态, 但通过对应力、位移及塑性区计算结果分析知道,坡面出现了拉应力区,有局部破坏的危险，应力集中区坡脚处。
（2）随着开挖的进行，在强风化泥灰岩与弱风化泥灰岩交界处塑性区范围逐渐扩大，从云图中可以看出有向下滑移的趋势；坡脚处塑性区随着开挖的深入而位置也发生移动。
高层框架静力弹塑性分析 篇10
1.1 概况
钢筋混凝土抗震结构的非线性分析方法可分为确定性方法和随机方法。国内外的抗震规范一般都采用了前者, 并且经历了从静力法到反应谱法再到动态时程分析法的演变过程。时程分析法能够计算出地震反应全过程各时刻结构的内力和变形, 但其计算费时, 工作量大, 而且地震记录的选择会带来很大的差异。反应谱法是基于弹性假设, 采用叠加原理分析小震作用下结构的弹性反应。然而, 由于结构在大震下进入了塑性阶段, 因此反应谱法不再有效。针对上述方法的不足, 静力弹塑性分析方法应运而生。静力弹塑性分析也称非线性静力分析, 即推覆分析 (push-over) , 其实是用一种简化的静力法来分析弹塑性结构的反应, 达到寻找结构薄弱环节的目的, 与以往的静力计算不同的是, 它可以将地震反应谱引入计算过程, 而且可以作为基于性能 (位移) 的能力谱抗震分析方法的首要步骤, 以确定结构的目标位移。
1.2 Push-over算法的基本计算步骤
将结构离散化, 建立结构模型, 确定构件的物理参数和力-变形关系, 以及场地基本条件;计算结构竖向荷载作用下的内力, 即计算重力荷载代表值作用下结构内力;施加水平荷载, 并作弹塑性分析, 即在结构每层质心处, 逐级单调施加沿高度分布的水平力, 并对结构作静力弹塑性分析, 以确定各级荷载作用下的结构的位移;确定结构控制模式, 即水平加载模式。
1.3 加载模式
Push-over算法其主要过程是模拟地震水平惯性力进行加载, 因此水平加载模式的选择会影响计算结果, 显然合理的加载模式应与结构在地震作用下的层惯性力分布一致。目前的研究主要分为固定模式和自适应模式两大类。前者又分为均匀分布、倒三角分布和指数分布, 其共同点一般都是基于第一振型得出结构的底部剪力, 并按某一分配比例确定各层的水平荷载。后者是基于对结构的每一步进行振型分解法分析而后得出的随过程而变的水平加载模式, 其基本做法是利用前一步加载获得的周期和振型, 采用SRSS确定结构各楼层的层间剪力, 再由各层层间剪力反算出各层水平荷载作为下一步的水平荷载。Push-over的求解一般都采用增量法。
1.4 Push-over算法的数据分析
可以得到结构构件弹性—开裂—屈服—倒塌的全过程, 能得到杆件塑性铰的分布及出现的先后顺序, 以及结构的薄弱层;可以得到每一个不同的结构自振周期及其对应的结构反应, 即能力谱图。这样可以和相应场地的反应谱绘在一起分析评价结构的抗震能力;可以得到基底剪力—顶点位移, 层间剪力—层间位移曲线以及各加载步的结构位移图, 层间位移角图等;分析得到的层间剪力—层间位移曲线即为该结构层间模型的骨架曲线, 将其折线化并选取合适的恢复力模型即可进行层间模型的弹塑性时程分析。
2 算例分析
采用PKPM中push-over模块分析一规则的十层办公楼框架结构, 该结构高度35米。设计基本条件:基本风压0.35kN/m2, 设防烈度7度 (0.10g) , 场地类别Ⅱ类, 设计地震分组第一组, 抗震等级二级, 梁柱砼等级C30, 纵筋HRB335, 箍筋HRB235。平面结构布置如图1, 竖向结构布置如图2, 梁截面取300×500mm2, 柱截面一至五层取600×600mm2, 六至十层取450×450。经SATWE分析结构周期T1=1.46s, Tt=1.30s, Tt/T1<0.9, 符合规范要求。截面配筋如图3, 其中柱截面600×600mm2纵筋为:单边面积1200mm2, 角筋380mm2;柱截面450×450 mm2纵筋为:单边面积70 0m m2, 角筋200mm2。对数字轴方向的推覆分析得到塑性铰分布如图4, 需求谱曲线、能力曲线、周期-最大层间位移角曲线如图5。
由图4可知框架在水平力作用下为剪切型变形, 塑性铰基本上出现在框架下部, 其出现的顺序依次为1, 2, 3, 4……, 从图上可知梁出现塑性铰比柱早, 也就满足了强柱弱梁的设计原则, 这是比较合理的。图5把按照规范的几种不同情况的加速度反应谱与push-over分析得来的周期-加速度曲线 (能力曲线) 、周期—最大层间位移角曲线绘在一起, 可以分析结构的抗震性能。若能力线与需求曲线相交, 则说明结构能承受该烈度下的地震作用, 不发生倒塌;若不相交, 则不能承受。从图5可知, 结构在9度罕遇地震下会发生倒塌;若有交点, 则与交点对应的同一周期在周期—最大层间位移角曲线可以找到相应的层间位移角。经计算7度 (多遇) 地震时交点坐标为 (1.862, 0.018) , 层间位移角为1/1221;7度 (罕遇) 交点坐标 (2.077, 0.101) , 层间位移角1/186;8度 (罕遇) 交点坐标 (2.585, 0.157) , 层间位移角1/71。根据抗震规范钢筋混凝土框架弹性层间位移角限值为1/550, 弹塑性层间位移角限值为1/50, 显然在上述多遇和罕遇地震作用下结构都能满足要求。
参考文献
[1]王松涛, 曹资.现代抗震设计方法.北京:中国建筑工业出版社.1997.
[2]张新培.钢筋混凝土抗震结构非线性分析[J].北京:科学出版社, 2003.
[3]戴国莹, 王亚勇.房屋建筑抗震设计[J].北京:中国建筑工业出版社, 2005.
[4]建筑抗震设计规范.GB50011-2001.北京:中国建筑工业出版社, 2001.