爆炸荷载作用下植筋粘结应力有限元分析_李艳茹
混凝土植筋破坏形态分析
高天宝 杨树标 吴 斌
( 河北工程学院 建工系 邯郸 056038)
摘 要 : 对几种混凝土植筋破坏形态进行了详细分析 ,给出并比较了两种粘结破坏假设 ; 均匀剪切模式和 弹性剪切模式 。提出了求解胶体剪切模量和最大剪应力的简单方法 。计算结果与试验结果对比显示 ,弹性剪 切模式公式可以用于混凝土植筋的设计计算 。 关键词 : 混凝土结构 植筋 拉拔试验 加固 改造
1) 钢筋达到极限强度而拉断破坏 ,见图 1a ; 2) 结构胶与
( 1)
212 锥体破坏
当钢筋的直径较大 、 植入深度较小 ( 10d) ,混凝土强度较 低时 ,部分试件出现混凝土锥形体破坏 , 如图 3 所示 。这种 破坏没有明显的预兆 ,呈脆性破坏 。
Eligehausen 等提出的产生锥体破坏的公式为
2 Fu = 0192 l c
50 = 200MPa 。 波动 , 所以取 G = 4 ×
另外 ,计算弹性剪切模式下的承载力时 , 还需用到参数 τ max ,根据有关文献 [ 4 ] 对粘结锚固位置函数的分析可得到 τ。试验中τ比较容易测得 ,本试验测得的植入深 τ max = 1135 度为 10d 时的平均剪应力为τ = 1212MPa 。 试验结果和计算结果如表 1 所示 。
fc
( 2)
式中 l c — — —锥体高度 ,mm ; f c — — —混凝土轴心抗压强度 ,MPa ;
第一作者 : 高天宝 男 1978 年 3 月出生 硕士研究生 收稿日期 :2004 - 12 - 26
872
Industrial Construction Vol. 35 , Supplement ,2005 工业建筑 2005 年第 35 卷增刊
爆炸荷载作用下砌体结构响应的有限元分析_许三罗
爆炸荷载作用下砌体结构响应的有限元分析许三罗(解放军理工大学工程兵学院,南京210007)摘要:对墙体模型进行简化,用单个混凝土砖块宽度的墙来代替所要分析的整面墙,并采用有限元分析软件LS-D YN A对砌体墙的破坏模式进行数值模拟分析。
L S-DYN A的数值模拟结果显示,混凝土砌体墙在不同爆炸荷载作用下会发生不同程度的破坏,破坏的产生首先从墙体中部开始;随着爆炸荷载峰值的提高,砌体墙的破坏逐渐由中间向两端发展,当爆炸荷载峰值压力达到0.36M Pa及以上时,墙体会发生破坏,有块体飞出,并在重力作用下发生倒塌。
数值模拟的结果与文献提供的试验结果比较吻合。
关键词:爆炸荷载;砌体单元;有限元;结构响应中图分类号:T U312+.3 文献标识码:A 文章编号:1672-2132(2007)03-0357-060 引言近年来,恐怖爆炸袭击给全世界的政治、经济、环境和人民生命财产造成了巨大的破坏,一些重要的建筑物,如外国使领馆、机场、地铁、体育场馆、地面高层建筑、大坝等遭受国际恐怖爆炸袭击的潜在的可能性与日俱增。
采用工程措施能大幅度减少恐怖爆炸袭击带来的危害,重要建筑物在设计时应考虑反恐措施已成为广大工程技术人员的共识。
恐怖袭击一般发生在人口密集的建筑物和有重要政治、经济、军事等影响的建筑物上。
这些建筑物通常是框架结构内填充混凝土砌体块(CM U)。
当爆炸物在靠近建筑物的地方爆炸,会导致墙体和窗户开裂,向内飞散的块体会使内部的人伤亡。
研究表明,建筑物内的死伤者大多是由于遭到建筑物的碎块或建筑物倒塌砸压,而不是由爆炸冲击波直接造成的。
由于混凝土砌体填充墙广泛应用于各种建筑物中,因此研究它们在爆炸荷载下的响应是非常必要的。
通过研究可以为砌体墙的防护、加固提供帮助,减少爆炸带来的损失。
Dennis、E am on、Landry[1～3]用1/4砌体模型进行了爆炸荷载作用下实验研究有限元分析,Davidso n[4]对用复合材料加固后的砌体墙进行了抗爆实验分析,H Hao等[5]用数值模拟方法对钢筋混凝土框架填充砌体单元模型进行了研究,这些研究都对抗爆设计方面具有重要的指导意义。
爆炸冲击载荷下加筋板塑性动力响应分析_祝伟
图3
冲击载荷的波形
1． 4
应变率效应参数
伴随着材料应变率的增大， 材料的动态屈服 ［10 ］ 应力也会增大， 满足考珀西蒙兹公式 1 /q σy ε =1 + （ 1） D σ0 — —材料的动态屈服应力； 式中： σ y — — —材料的静态屈服应力； σ0 — — —材料的应变率； ε— D、 q— — —材料的应变率参数， 一般情况下取 D = 40 s － 1 ， q = 5。
为 300 MPa。 1． 3 冲击载荷形式 实际情况下的冲击载荷见图 2a ） ， 冲击载荷 + － T 阶段和 T 阶段。 在 T + 阶 大致分为两个阶段， 段， 载荷以峰值为起始点， 在极短的时间内衰落， － 达到 p0 ； 在 T 阶段， 冲击力较小， 且持续时间较 长。由于 T 阶段具有较高的冲击载荷和极短的 + 冲击时间， 因此一般认为 T 阶段是整个冲击的主 要部分。为简化分析， 将 T 阶段的整个冲击过程 简化为三角形载荷， 见图 2b） ， 即用一个倒三角形 代替复杂的冲击波形。
下单根加筋板板中心挠度的时间历程曲线。从图 中可以看出： 冲击载荷为三角波形式时， 对应的冲 击载荷 的 峰 值 为 1 200 kPa， 加筋板中点位移为 13． 25 mm； 冲击载荷为正弦波形式时， 对应的冲击 板的中点位移为 7． 10 mm； 载荷峰值为 942 kPa， 冲击载荷为矩形波形式时， 对应的冲击载荷恒为 600 kPa， 板的中点位移为4． 02 mm。由此可见， 冲 击持续时间一致、 冲量大小相同， 由于不同波形形 式导致了冲击载荷的峰值大小不一致， 冲击载荷 峰值越大， 加筋板中心挠度值也越大。
ZHU Wei，LIU Jingxi （ College of Naval Architecture and Ocean Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China） Abstract ： Based on nonlinear dynamics software Abaqus，plastic dynamic response behavior of stiffened plates under explosive impact loading was studied． The influence from stiffened plates structure form，shock wave of loading and material strain rate effect parameters to plastic dynamic response of stiffened plates were discussed． Simulation results showed that structure form of stiffened plates has more obvious influence on resistance of stiffened plates under blast loading； peak time of blast loading influences the size of the final plastic deformation of stiffened plates； strain rate effect has greater influence on the final plastic deformation of stiffened plates． Key words： stiffened plate； explosive impact； strain rate effect； plastic deformation
化学植筋拉拔荷载值
化学植筋拉拔荷载值化学植筋拉拔荷载值是指在一定条件下，植筋能够承受的最大拉拔力。
植筋是一种应用广泛的加固材料，可以有效提高结构的强度和稳定性。
在工程建设中，合理确定植筋拉拔荷载值对结构的安全性和可靠性具有重要意义。
本文将从植筋的性质、植筋与混凝土的粘结行为、植筋的计算方法等方面来探讨植筋拉拔荷载值的相关内容。
植筋是一种由高强度钢材制成的筋材，具有良好的抗拉强度和延性。
植筋的拉拔荷载值与其材质的强度有关。
常见的植筋材料有普通强度钢、高强度钢和碳纤维等。
不同材料的植筋拉拔荷载值不同，需要根据具体情况进行计算。
植筋与混凝土之间的粘结行为对植筋拉拔荷载值也有影响。
植筋与混凝土的粘结强度取决于粘结面积、粘结材料的性质以及植筋周围混凝土的强度等因素。
粘结面积越大、粘结材料的粘结性能越好以及混凝土的强度越高，植筋的拉拔荷载值就越大。
植筋的计算方法也是确定植筋拉拔荷载值的重要因素之一。
常用的计算方法有拉拔平衡法、混凝土界面剪切法和混凝土界面剥离法等。
拉拔平衡法是根据植筋与混凝土之间的力学平衡关系来计算植筋的拉拔荷载值。
混凝土界面剪切法是根据植筋与混凝土之间的剪切破坏来计算植筋的拉拔荷载值。
混凝土界面剥离法是根据植筋与混凝土之间的剥离破坏来计算植筋的拉拔荷载值。
这些计算方法各有优缺点，需要根据具体情况选择合适的方法进行计算。
除了上述因素外，植筋的布置方式、植筋与结构之间的相互作用等也会对植筋拉拔荷载值产生影响。
植筋的布置方式应符合工程要求，合理布置植筋可以提高结构的整体抗拉能力。
植筋与结构之间的相互作用包括植筋与混凝土的相互作用以及植筋与其他构件的相互作用等。
这些相互作用会对植筋的拉拔荷载值产生影响，需要进行综合考虑。
在实际工程中，为了确保结构的安全性和可靠性，通常会进行植筋拉拔荷载试验。
试验可以验证计算结果的准确性，并且可以得到植筋的实际拉拔荷载值。
根据试验结果，可以对设计参数进行修正，以达到更加合理的工程要求。
沟槽、植筋法新老混凝土黏结面力学性能试验研究及应用
２ ０ １ ３年 １月
黄河 水 利 职 业 技 术 学 院 学 报
ｔ ｅ Ｊ ｏ ｕ ｎａ ｒ ｌ ｏ ｆ Ｙｅ ｌ ｌ ｏ ｗ Ｒｉ ｖ ｅ ｒ Ｃ ｏ ｎ ｓ ｅ ｒ ｖ ａ ｎ ｃ ｙ Ｔｅ ｃ ｈ ｎ ｉ ｃ ａ ｌ Ｉ ｎ ｓ ｔ ｉ ｔ ｕ
３ ． 云 南省 大 理 白族 自治 州水 务 局 ， － Ｚ － 南 大理 ６ ７ １ ０ ０ ０ ；４ ． 河 南宏 景 水 电工 程 有 限公 司 ， 河 南 开封 ４ ７ ５ ０ ０ ０ ）
摘 要： 新老混凝土黏结面处理是水利工程加 固改造 的关键 ， 分析 了目前新老 混凝凝 土黏结面粗 糙度处理及评价方法， 对沟槽 、 植筋法新老混凝土黏结面进行 了力学性能试验 ， 并结合河南漯河罗
料暴 露 比例法 和 观察法 等嘲 。在水 利工 程 当 中 ， 应 用 最 多且 简单 易行 的是灌 沙法 和 观察 法 。
２ 沟槽 、 植筋法新老混凝 土黏结面 力学性 能
试 验
２ ． １ 沟槽 法 新老 混凝 土黏 结面 力学 性能 试验
新 老混 凝 土 均 用 强 度 等级 为 ３ ２ ． ５的 普 通 硅 酸
维修 工 程 中 ， 新 老 混凝 土 黏结 面 处理 是 非 常关 键 的
一
步 。 因此 ， 研究 新老 混凝 土黏结 面 的力学 性 能 、 总
结其 在水 利工 程应用 中的施工 要点 。 显得 尤 为重要 。
笔 者就 此 问题 进 行 了试 验研 究 ， 并 总结 了沟 槽 法 和
植 筋法 应用 于混凝 土加 固工 程 时应注 意 的事项 。
不 常用 。沟槽法 和植 筋法 多在 大型 混凝 土加 固工 程
上海中心大厦结构设计
上海中心大厦塔楼结构设计丁洁民，巢斯，赵昕同济大学建筑设计研究院（集团）有限公司，上海市四平路1239号目录上海中心大厦塔楼结构设计 (1)摘要 (1)1 工程概况 (2)2 结构体系 (3)3 主要分析结果 (5)3、1 结构动力特性 (5)3、2 地震作用分析结果 (5)3、3 风荷载分析结果 (6)4 关键设计问题 (7)4、1 巨柱受力性态分析及设计 (7)4、2 组合钢板剪力墙设计 (10)4、3 基于性能得抗震设计 (11)4、4 风工程研究 (12)4、5 结构控制 (12)4、6 弹塑性动力分析 (13)4、7 考虑施工过程得非荷载效应分析 (13)4、8 抗连续倒塌分析 (14)5 结论 (16)6 参考文献 (16)摘要上海中心大厦建筑高度为632m，位于台风影响区与7度抗震设防地区，建成后将成为中国第一高楼。
由于高度超高、建筑形态复杂、风荷载及地震作用显著，为实现其高效与安全得结构设计，需解决众多得技术难题。
本文对上海中心大厦得结构设计进行了介绍。
首先介绍了项目概况，包括项目定位及功能、设计团队构成、建筑形态特征以及采用得基础形式。
其次对结构体系构成与主要得结构分析结果进行介绍，主要内容包括本项目采用得巨型框架-伸臂-核心筒混合结构体系得各组成部分与主要得地震与风荷载分析结果。
最后对项目结构设计得关键技术问题进行了介绍，包括巨柱受力性态分析、组合钢板剪力墙设计、基于性能得抗震设计、风工程研究、结构控制、弹塑性动力分析、非荷载效应分析以及抗连续倒塌分析等。
关键词：上海中心大厦、结构设计、巨型框架-伸臂-核心筒体系、混合结构1 工程概况上海中心大厦位于上海陆家嘴金融中心区Z3-1地块，基地邻近有上海金茂大厦、上海环球金融中心等多幢超高层建筑。
上海中心大厦建成后将成为满足公众审美层面与专业审美层面得标志性、地标性建筑，成为商务活动中心，商务交流休憩中心与市民休闲娱乐中心。
该项目用地面积30370平米，地上建筑面积38万平米，地下建筑面积16万平米，建筑总高度为632m，结构高度为574m。
植筋法在新旧混凝土结合面的抗剪性能研究
·13·植筋法在新旧混凝土结合面的抗剪性能研究张胡澳 郭红铄（湖南交通工程学院 交通运输工程学院，湖南 衡阳 421001）建筑工程的混凝土结构强度会随着时间的推移出现不同程度的老化和损伤，达不到正常使用要求。
如果将这些受损的混凝土结构全部推倒重建，则需要消耗大量的人力、物力，于是出于经济、实用等各方面综合考虑，对于一些受损不严重的结构可进行维修加固。
但是，大量的工程实践表明，混凝土结构加固后，其力学性能往往并不尽人意，新旧混凝土界面成为使用过程中的薄弱环节。
因此，混凝土结构加固质量的关键因素在于新旧混凝土界面粘结质量，其核心在于提高新旧混凝土界面力学特性。
目前常见的新旧混凝土界面处理方法有：凿毛、拉槽、植筋或者组合使用。
通过大量的工程实践和研究可以发现，植筋法可有效提高新旧混凝土结合面的抗剪性能，虽然植筋技术在我国已经广泛应用于工程实践中，并取得了良好的效果，但是，目前植筋技术相关理论还不够成熟，工程实践缺乏完善的指导规范。
在我国，关于植筋法混凝土加固的研究并不算多，且多数为植筋的抗拉拔性能以及粘结锚固。
笔者在其他学者研究的基础上进一步讨论植筋深度对新旧混凝土结合面抗剪强度的影响，通过试验以及引用他人试验等多组数据进行分析，从而获得对工程实践具有指导意义的结论。
1 实验设计1.1 实验模型实验采用比较经典的“Z”型试件进行新旧混凝土界面抗剪实验研究，试件尺寸为540mm×340mm×100mm，如图1所示。
为保证在剪切过程中其他部位不被破坏影响实验结果，使用B12、B16钢筋进行补强。
图1 试件结构图（单位：mm）1.2 试件材料及制作实验均采用HRB335钢筋，植筋分别采用10mm、12mm、14mm 三种规格，每个新旧混凝土界面植入两根钢筋，钢筋间距均为120mm，钻孔孔径比钢筋直径大2mm，均采用某品牌环氧植筋胶。
旧混凝土试件采用C25混凝土，新混凝土试件采用C30混凝土，新旧混凝土之间间隔为60d。
爆炸荷载作用下钢筋混凝土框架结构的连续倒塌分析_师燕超
混凝土结构连续倒塌分析的方法 ,对建筑结构抗连续倒塌设计具有一定的指导作用。
关键词: 钢筋混凝土框架 ; 爆炸冲击荷载 ; 连续倒塌分析 ; 初始损伤 ;结构的初始条件
中图分类号: T U375
文献标识码: A
Numerical analysis of progressive collapse of reinforced concrete frame under blast loading
混凝土分离式模型 ,在现有 PC机上会产生内存溢 出。 本文采用钢筋混凝土整体式模型来模拟钢筋混
凝土结构 ,即采用 L S-D YN A材料库中 M A T- CO NCR ET E- D AM AG E ( M A T72)模型。该模型同时考 虑材 料的 静水压 力作 用、 材料 的应 变率 效应、 应力 强
1 有限元模型的建立
运用通 用有 限元 显式 动力 分析 软件 L S-DYN A,建立某 2跨 3层钢筋混凝土框架结构的三维有 限元模型 ,如 图 1所 示 。该钢 筋 混 凝 土 框 架 共 3
层 ,层高 3. 0 m,横向 2跨 ,每跨跨度 6. 0 m ,纵向跨度 3. 0 m。 所有柱子的尺寸为 300m m× 300 m m,梁的 尺寸为 200 m m× 300 m m,梁和柱的体积配筋率均 为 2% ; 钢筋混凝土板 150 mm 厚 , 6. 0 m 长 , 3. 0 m 宽 ,体积配筋率也是 2% 。
Abstract: Because of the sim pli ficatio n a nd assum pti on t aken i n the numerical analysis, current m ethod i n numerical a nalysi s o f the st ruct ura l prog ressive colla pse mi ght no t giv e an accurat e and reliable predicti on o f the process of structural prog ressiv e colla pse. T he t hree dim ensio nal model of f rame structure wi th tw ospans and th ree-sto ry was set up wi th ex plicit dy namic a naly ti cal sof tw are L S-DYN A, and the ef fects of ini tial damag e and nonzero i ni tial co ndi tions of t he structure o n the prog ressiv e collapse o f rei nf orced concrete f ram e st ructure under the im pact of blast load were studied, the resul ts of which w ere com pared w ith the result s of t raditio nal method. A new advanced method i n the analy sis of the prog ressiv e collapse of reinfo rced co ncrete f ram e was pro po sed, w hi ch ca n be used i n the desig n of t he prog ressiv e collapse resistant reinfo rced co ncrete st ruct ures. Key words: reinfo rced concret e f ram e; blast load; prog ressiv e collapse; ini tial dam ag e; nonzero i ni ti al co nditi on
水工钢结构焊接残余应力有限元模拟分析
水工钢结构焊接残余应力有限元模拟分析
范永思;高雅茹;李守巨;刘迎曦
【期刊名称】《装备制造技术》
【年(卷),期】2007(000)007
【摘要】采用有限元数值计算方法模拟了钢结构在焊接过程中产生的残余应力和变形特性,采用了双线性弹性-塑性模型、Von Mises屈服准则,和增量原理处理焊接过程中的材料非线性问题,建立了热-结构耦合有限元模型和方法.数值仿真结果表明,采用单元生死处理方法对于模拟多道焊缝问题是有效的.
【总页数】3页(P19-20,25)
【作者】范永思;高雅茹;李守巨;刘迎曦
【作者单位】丰满发电厂,吉林,132108;丰满发电厂,吉林,132108;大连理工大学工程力学系,辽宁,大连,116024;大连理工大学工程力学系,辽宁,大连,116024
【正文语种】中文
【中图分类】TB115
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1.钢结构焊接残余应力及变形控制分析 [J], 王彤
2.钢结构焊接残余应力及变形控制分析 [J], 王彤;
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5.钢结构焊接残余应力及焊接变形控制技术分析 [J], 牟迪; 高亮; 陈民昌; 严梦凡; 张文婷
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混凝土结构中植筋的有限元数值模拟分析
筋 的间距 和边距 、 植筋试件所处 的使用环境 等。此处将植 筋问题 简化成一 维问题 考虑 ， 简化后 的受力模 型如图 ２所示。
一 一 ． ． 一 １ 一 ． ． ． 一 １
＝＝里二＝ 三
中 图 分 类 号 ： Ｕ３ ５ Ｔ ７ 文献标识码 ： Ａ
０ 引言
植筋技术是 一项 简捷 、 有效 的连接与锚 固技术 。它 是在需 连 接 的旧混凝土构件 上根据 结构 受力 情况 ， 定植 筋钢 筋 的数 量 、 确 规格 、 置 ， 旧构件上经 过钻 孔 、 孔 、 入植筋粘 结剂 ， 位 在 清 注 再安 放 所需钢筋 ， 钢筋 与混凝 土通 过粘 结剂 粘结 在一起 ， 使 然后 浇筑新
度和浸润程度 。
胶 与 植 筋 钢 筋 界 面
３ 有 限元计 算 结果及 分析
根据数值模拟 结果 ， 不同直径 的植筋 钢筋在不 同植筋 长度 和 不同孔径时有 限元计算结果基本 一致 ， 此处仅 以 中 ６植筋钢筋 为 １ 代表 ， 别分 析不同植 筋长度和不 同孔径时 的有 限元计算结果 。 分
１ 植筋 的工 作机 理及 受 力特点
１ １ 植 筋 的工作 机理 ．
１ ， ６ ０ ５ ２ １ ， ， 。四种模 型均采用 混凝 土等 级为 Ｃ ０的钢 筋 ２ 混凝土结构 ， Ｒ ３５级植 筋钢筋 ， Ｈ Ｂ３ 西安 科技大学研制 的无 机植 筋
粘结剂。每种模型中 ， 分别模拟在不同的植筋深度 （ｄ，０ １ｄ） ６ １ ｄ， ５ 、 植筋工作机理如 图 １ 所示 ， 结构连接 荷载通 过植筋钢 筋传递 不 同 的钻 孔 孔 径 下 植 筋 拉 拔 力 和粘 结 强度 大 小 。 给植筋粘结剂 ， 筋粘 结剂 将 荷 载沿 植筋 长 度方 向传 递 给混 凝 植 土， 这种传力 机理主要 靠钢筋与植筋粘结 剂 以及 混凝土 与植筋粘 结剂之 间的粘结作用来实现 ， 其粘结作用 的大 小主要取决 于植筋 粘结剂与混凝土 、 植筋 粘结剂与植筋钢筋 之 问接触面上 的充满程
钢筋在混凝土中的粘结强度
钢筋在混凝土中的粘结强度
应文浩
【期刊名称】《安徽建筑》
【年(卷),期】1998(000)003
【总页数】2页(P61-62)
【作者】应文浩
【作者单位】无
【正文语种】中文
【中图分类】TU375
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空间薄壁筋条加筋板应力强度因子的解析—有限元混合法
空间薄壁筋条加筋板应力强度因子的解析—有限元混合法薛孟君;刘雪惠
【期刊名称】《西北工业大学学报》
【年(卷),期】1996(014)003
【摘要】在铆钉力法的基础上提出薄壁筋条和蒙皮均含裂纹时计算加筋板应力强度因子的解析－有限元混合法。
对含裂纹和不含裂纹空间薄壁筋条，分别建立了棱线横向位移不连续平板模型和修正的二力杆模型。
分析和计算发现，空间薄壁筋条和蒙皮均裂纹时，加筋板应力强度因子的变化出现了一些新的规律。
【总页数】5页(P381-385)
【作者】薛孟君;刘雪惠
【作者单位】不详;不详
【正文语种】中文
【中图分类】V215.6
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混凝土砌块砌体墙受剪性能的有限元模拟
混凝土砌块砌体墙受剪性能的有限元模拟刘桂秋;高文双【摘要】对混凝土砌块砌体进行了数值模拟,对于影响模拟结果准确性的一些因素包括剪力传递系数的取值、打开关闭压碎、迭代算法进行探讨.应用ANSYS有限元分析软件模拟足尺混凝土砌块墙在水平和竖向荷载共同作用下的受力性能,结果表明足尺墙体的抗剪强度低于砌体抗剪强度指标.得出的结论可供砌体结构设计和研究参考.%Concrete block masonry wall was simulated in numerical method. Some factors affecting the accuracy of simulation results were discussed. These factors include the values of shear transfer coefficient, open or closed crushing option and iterative algorithm. Concrete block wall with full size of width under horizontal and vertical loading was simulated with finite element analysis software ANSYS, and the result showed that the full size wall shear strength was lower than masonry. The conclusions can provide references for masonry structure design and research reference.【期刊名称】《湖南大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2013(040)002【总页数】5页(P21-25)【关键词】混凝土砌块砌体;剪切;承载力;有限元分析【作者】刘桂秋;高文双【作者单位】中冶长天国际工程有限责任公司,湖南长沙410007【正文语种】中文【中图分类】TU391随着现代砌体结构应用于高层及有抗震要求的地区，对砌体结构基本理论的研究显得愈加重要、更加有意义.有限元已经成为结构分析的重要工具与途径.相对于混凝土、钢结构等其他结构形式，砌体结构的数值模拟结果的准确性有待于进一步提高.本文在总结和探讨ANSYS在混凝土砌块砌体中运用方法的基础上，结合现有试验结果，探索采用ANSYS软件模拟混凝土砌块砌体墙的受剪性能.1 砌块砌体有限元分析方法有限元是砌体结构研究的重要工具，近年来砌体结构的有限元分析得到了越来越多的重视.ANSYS软件强大的功能已经在结构分析中得到了广泛的应用，不少研究者运用ANSYS对砌体结构进行分析得到了许多有益的结论.王达诠、唐岱新、全成华、孙伟明、李英明、徐铨彪、PAGE A W等都对砌体有限元分析方法进行了研究［1－6］.王达诠等将以连续介质力学为基础的均质化理论运用于砌块砌体结构数值分析中形成可以等效砌体组成材料的砌体代表性体积单元［1］；唐岱新、全成华等采用ANSYS软件对7片纵横配筋大剪跨比的砌块砌体剪力墙进行数值模拟，得出承载力计算值与试验值相吻合的结论（差值在10%以内）［2］；孙伟明等采用整体式模型对预应力混凝土砌块砌体抗裂性能进行了有限元分析［3］；李英明等对ANSYS在砌体结构非线性分析中的应用进行了研究，主要对ANSYS砌体非线性分析的迭代方法的选用等一些参数设置进行了比较［4］.现有的对于砌体进行有限元分析的研究还只是基于某一方面而不具有普遍性.一方面这是由于砌体的有限元分析研究时间较短，很多有限元软件的开发并未针对砌体；另一方面也是由于砌体结构的特殊性，如材料离散性大等增大了分析的难度.在用ANSYS对混凝土砌块砌体进行非线性分析中，对于剪力传递系数取值、打开与关闭压碎、迭代算法等参数的选取尚有待研究.本文结合实例对这些问题进行探讨. 浙江大学进行了足尺墙体的试验，其试验墙体尺寸长高宽分别为3 800mm×2 800mm×190mm.在墙体底部采用了截面为400mm×400mm的底梁与试验墙体连接.采用的砌块主块尺寸为390mm×190mm×190m m，副块尺寸为190mm×190mm×190mm，砌块采用MU10，砌筑砂浆采用M10混合砂浆.本文选用两片具有代表性墙体进行数值模拟.本文选用试验墙体编号、类型如表1所示［5－7］.构造柱尺寸为190mm×190mm，构造柱纵向钢筋为4φ12，箍筋为φ8＠250，圈梁纵向钢筋为4φ14，箍筋为φ8＠250.构造柱和圈梁混凝土的设计强度等级为C20.在进行有限元分析时，采用整体式模型，将砌体墙视为匀质弹塑性材料，单元尺寸为100mm，采用力的收敛准则，SOLID65单元的KEYOPT选项中不考虑形函数的附加项，考虑拉应力释放、激活分析选项中的自适应下降、线性搜索、自动载荷步（自动时间步长）和预测等功能来加强收敛.本文砌块墙考虑3种材料：混凝土、钢筋、砌块墙.对构造柱、圈梁、砌块墙体都采用SOLID65单元.混凝土材料的本构关系采用多线性等向强化模型MISO，钢筋采用双线性等向强化模型BISO.对于砌体本构关系，本文选用刘桂秋提出的本构关系［8］.表1 墙体编号、类型Tab.1 Number and type of wall墙体编号墙体类型Wall1带构造柱圈梁砌块墙体Wall2砌块墙体通过对混凝土砌块砌体墙有限元分析中一些关键参数的选取进行了比较试算，各模型墙体裂缝如图1～图4所示，试验中墙体裂缝主要为斜裂缝.有限元分析模型见表2，表中Vc表示有限元计算荷载，Vt表示试验荷载.Vc／Vt平均值为1.115，变异系数为0.161.模型12由于剪力传递系数设置过大使有限元分析结果较实验结果偏大，模型13由于关闭压碎项即不考虑压碎使有限元分析结果也偏大.从有限元计算结果与试验结果的比较中，得到下列结论：1）墙体裂缝开展与试验结果吻合较好，利用非线性有限元可以较好地模拟混凝土砌块砌体墙的抗剪性能.2）混凝土砌块砌体墙有限元分析中的剪力传递系数在0.1～0.5内取值时差别较小，具体取值应进一步分析.3）在计算中打开压碎项，所得结果较为准确，关闭压碎项结果偏差较大.4）迭代算法可选用弧长法、NR法，相对而言，采用前者计算时其结果略低于后者.2 墙体剪压性能分析图1 wall1试验墙体裂缝图（单元：mm）Fig.1 Experiment crack figure ofwall1图2 wall1计算墙体裂缝图Fig.2 Calculate crack figure of wall1图3 wall2试验墙体裂缝图（单元：mm）Fig.3 Experiment crack figure ofwall2图4 wall2计算墙体裂缝图Fig.4 Calculate crack figure of wall2为分析混凝土砌块砌体墙抗剪受力性能，本文选用一组墙体进行分析，墙体编号见表3，其中σy／fm为竖向压应力与砌体抗压强度比值.砌块砌体墙的砌块选用MU10，砂浆选用Mb10，混凝土材料选用C20，构造柱纵向钢筋为4φ12，箍筋为φ8＠250，圈梁纵向钢筋为4φ14，箍筋为φ8＠250.墙体宽度考虑实际结构选为足尺4 000mm，厚为190mm，构造柱尺寸为190mm×190mm，圈梁尺寸为200mm×190mm.地梁采用刚度无限大弹性体.表2 有限元分析模型Tab.2 Model of finite element analysis有限元模型模拟墙体［6］剪力传递系数压碎项迭代方法Vc／kN Vt／kN Vc／Vt 1Walll0 0.1打开NR法285 280 1.018 2Walll0 0.2打开NR法285 280 1.018 3Walll0 0.3打开NR法281 280 1.004 4Walll0 0.4打开NR法289 280 1.032 5Walll0 0.5打开NR法293 280 1.046 6Walll0 0.3关闭NR法330 280 1.179 7Walll0 0.3打开弧长法251 280 0.896 8Wall1 0.1打开NR法186 160 1.163 9Wall1 0.2打开NR法174 160 1.088 10Wall1 0.3打开NR法174 160 1.088 11Wall1 0.4打开NR法200 160 1.250 12Wall1 0.5打开NR法231 160 1.444 13Wall1 0.3关闭NR法231 160 1.444 14Wall1 0.3打开弧长法150 160 0.938平均值1.115变异系数0.161表3 计算模型编号Tab.3 Number of walls编号高宽比σy／fm是否有构造柱圈梁竖向压应力／MPa Wall－0－1 0.5 0否0 Wall－0－2 1 0否0 Wall－0－3 2 0否0 Wall－0－4 0.5 0是0 Wall－0－5 1 0是0 Wall－0－6 2 0是0 Wall－2－1 0.5 0.2否1.24 Wall－2－2 1 0.2否1.24 Wall－2－3 2 0.2否1.24 Wall－2－4 0.5 0.2是1.24 Wall－2－5 1 0.2是1.24 Wall－2－6 2 0.2是1.24 Wall－4－1 0.5 0.4否2.48 Wall－4－2 1 0.4否2.48 Wall－4－3 2 0.4否2.48 Wall－4－4 0.5 0.4是2.48 Wall－4－5 1 0.4是2.48 Wall－4－6 2 0.4是2.48 Wall－6－1 0.5 0.6否3.72 Wall－6－2 1 0.6否3.72 Wall－6－3 2 0.6否3.72 Wall－6－4 0.5 0.6是3.72 Wall－6－5 1 0.6是3.72 Wall－6－6 2 0.6是3.72 Wall－8－1 0.5 0.8否4.96 Wall－8－2 1 0.8否4.96 Wall－8－3 2 0.8否4.96 Wall－8－4 0.5 0.8是4.96 Wall－8－5 1 0.8是4.96 Wall－8－6 2 0.8是4.96由砌体规范，砌体承载力设计值计算如下：将其化为砌体抗剪极限承载力如下：式中α为修正系数；μ为剪压复合受力影响系数；σ01为荷载设计值产生的水平截面平均压应力；fv为砌体抗剪强度设计值；fvm为砌体抗剪强度平均值；σ0为荷载标准值产生的水平截面平均压应力.式（2）是以抗剪强度乘以抗剪面积得到抗剪承载力.本文计算模型各墙体所得承载力见表4，其中τ1表示规范计算砌体抗剪强度，A 为墙体截面面积，V1和V2分别表示式（2）计算及有限元计算的砌体抗剪承载力. 表4 墙体承载力Tab.4 Bearing capacity of walls编号τ1／MPa A／m2 V1／kN V2／kN V2／V1 Wall－0－1 0.214 286 0.76 162.9 96.4 0.59 Wall－0－2 0.214 286 0.76 162.9 80.6 0.49 Wall－0－3 0.214 286 0.76 162.9 53.4 0.33 Wall－0－4 0.214 286 0.76 162.9 106.0 0.65 Wall－0－5 0.214 286 0.76 162.9 97.5 0.60 Wall－0－6 0.214 286 0.76 162.9 70.5 0.43 Wall－2－1 0.338 571 0.76 257.3 239.6 0.93 Wall－2－2 0.338 571 0.76 257.3 177.7 0.69 Wall －2－3 0.338 571 0.76 257.3 115.5 0.45 Wall－2－4 0.338 571 0.76 257.3 331.1 1.29 Wall－2－5 0.338 571 0.76 257.3 206.5 0.80 Wall－2－6 0.338 571 0.76 257.3 119.6 0.46 Wall－4－1 0.414 992 0.76 315.4 266.4 0.84 Wall －4－2 0.414 992 0.76 315.4 199.0 0.63 Wall－4－3 0.414 992 0.76 315.4 152.0 0.48 Wall－4－4 0.414 992 0.76 315.4 304.7 0.97 Wall－4－5 0.414 992 0.76 315.4 214.0 0.68 Wall－4－6 0.414 992 0.76 315.4 161.5 0.51 Wall －6－1 0.443 549 0.76 337.1 236.0 0.70 Wall－6－2 0.443 549 0.76 337.1 171.0 0.51 Wall－6－3 0.443 549 0.76 337.1 156.2 0.46 Wall－6－4 0.443 549 0.76 337.1 351.0 1.04 Wall－6－5 0.443 549 0.76 337.1 349.0 1.04 Wall －6－6 0.443 549 0.76 337.1 199.9 0.59 Wall－8－1 0.424 243 0.76 322.4 134.0 0.42 Wall－8－2 0.424 243 0.76 322.4 112.6 0.35 Wall－8－3 0.424 243 0.76 322.4 60.4 0.19 Wall－8－4 0.424 243 0.76 322.4 217.8 0.68 Wall－8－5 0.424 243 0.76 322.4 128.9 0.40 Wall－8－6 0.424 243 0.76 322.4 80.4 0.25平均值0.584变异系数0.484文献［9］指出剪切破坏时，由于应力分布的不均匀所导致的截面不能被充分利用，使足尺墙体的抗剪强度低于《砌体结构设计规范》（GB5003－2001）材性试验得到的抗剪强度计算指标，并进一步根据我国过去进行的墙体抗剪试验中的数据得到不施加法向荷载情况下实测足尺的墙体抗剪强度约为材性试验取值的0.32～0.68.本文进一步得出在轴压比为0时，墙体抗剪承载力约为规范材性试验取值的0.33～0.65.轴压比为0.2时，墙体抗剪承载力约为规范材性试验取值的0.45～0.93（Wall－24除外）.轴压比为0.4时，墙体抗剪承载力约为规范材性试验取值的0.48～0.97.轴压比为0.6时，墙体抗剪承载力约为规范材性试验取值的0.51～1.04.轴压比为0.8时，墙体抗剪承载力约为规范材性试验取值的0.19～0.68.所以在进行承载力计算时应考虑应力分布不均布的影响.3 结论本文利用ANSYS软件模拟混凝土砌块砌体结构，结合试验实例对剪力传递系数的取值、打开关闭压碎、迭代算法等进行了对比，然后对30组不同参数的墙体模型进行了计算，将有限元计算结果和规范抗剪强度直接乘以截面面积得到的承载力公式所计算的结果进行比较，得到以下结论：1）墙体裂缝开展与试验结果吻合较好，利用非线性有限元可以较好地模拟混凝土砌块砌体墙，能较好满足理论分析及工程实际要求.2）混凝土砌块砌体墙有限元分析中的剪力传递系数在0.1～0.5内取值时差别较小，具体取值应进一步分析.3）混凝土砌块砌体墙有限元分析中打开压碎项，所得结果较为准确，关闭压碎项结果偏差较大.4）混凝土砌块砌体墙有限元分析中的迭代算法选用弧长法较NR法墙体抗剪承载力计算结果稍低.5）由于应力分布的不均匀所导致的截面不能被充分利用，使足尺墙体的抗剪强度低于砌体抗剪强度指标.在进行承载力计算时应考虑截面应力分布不均匀的影响.参考文献［1］王达诠，武建华.砌体RVE均质过程的有限元分析［J］.重庆建筑大学学报，2002，24（4）：35－39.WANG Da－quan，WU Jian－hua.Finite element analysis of masonry RVE homogenization procedure［J］.Journal of Chongqing Jianzhu University，2002，24（4）：35－39.（In Chinese）［2］全成华，唐岱新.配筋砌块砌体剪力墙抗剪性非线性分析［J］.低温建筑技术，2002（4）：49－50.QUAN Cheng－hua，TANG Dai－xin.Analysis on the nonlinear behavior of shear resistance of reinforced concrete masonry shear wall［J］.Low Temperature Architecture Technology，2002（4）：49－50.（In Chinese）［3］孙伟明，胡晓明，杨兴富.预应力混凝土砌块砌体抗裂性能的有限元分析［J］.四川建筑科学研究，2003，29（4）：88－91.SUN Wei－ming，HU Xiao －ming，YANG Xing－fu.Finite element analysis to crack－resistance behavior of prestressed concrete block masonry［J］.Building Science Research of Sichuan，2003，29（4）：88－91.（In Chinese）［4］李英民，韩军，刘立平.ANSYS在砌体结构非线性有限元分析中的应用研究［J］.重庆建筑大学学报，2006，28（5）：90－105.LI Ying－ming，HAN Jun，LIU Li－ping.Application of ANSYS in the nonlinear finite element analysisof masonry structure［J］.Journal of Chongqing Jianzhu University，2006，28（5）：90－105.（In Chinese）［5］徐铨彪，金伟良，余祖国，等.混凝土小型空心砌块墙体非线性有限元分析［J］.浙江大学学报：工学版，2005，39（6）：863－881.XU Quan－biao，JIN Wei－liang，YU Zu－guo，et al.Nonlinear analysis of concrete smallhollow block wall by finite element method［J］.Journal of Zhejiang University：Engineering Science，2005，39（6）：863－881.（In Chinese）［6］ PAGE A W.Finite element model for masonry［J］.J Struct Engrg，ASCE，1978，104（8）：1267－1285.［7］金伟良，徐铨彪，潘金龙，等.不同构造措施混凝土空心小型砌块墙体的抗侧力性能实验研究［J］.建筑结构学报，2001，22（6）：64－72.JIN Wei－liang，XU Quan－biao，PAN Jin－long，et al.Experimental study on lateral resistance behavior of small concrete hollow blockwall with different constructional measures［J］.Journal of Building Structures，2001，22（6）：64－72.（In Chinese）［8］刘桂秋.砌体结构基本受力性能的研究［D］.长沙：湖南大学土木工程学院，2005：24－25.LIU Gui－qiu.Analysis on basic mechanical properties of masonry structure［D］.Changsha：College of Civil Engineering，Hunan University，2005：24－25.（In Chinese）［9］李晓文，王庆霖，梁兴文.无筋墙体抗剪计算［M］.北京：中国建筑工业出版社，2000：59－60.LI Xiao－wen，WANG Qing－ling，LIANG Xing－wen.Shear calculating of wall without reinforcement［M］.Beijing：China Architecture Industry Press，2000：59－60.（In Chinese）。
植筋粘结锚固性能的可靠度分析和设计建议
植筋粘结锚固性能的可靠度分析和设计建议摘要：本文在大量的植筋锚固试验研究的基础上，提出了植筋锚固承载力的回归公式，并按照概率极限状态的概念，利用所掌握的统计资料，对植筋锚固进行了可靠性分析。
提出了一些基于可靠度理论的，关于植筋设计的建议。
关键词：植筋；可靠度；极限状态；统计参数Abstract: In this paper, on the basis of a large number of Anchor test study of Anchor bearing capacity of the regression formula, and in accordance with the concept of probabilistic limit state, the master statistics, reliability analysis of Anchor. Based on reliability theory, and recommendations on the design of anchorage.Keywords: anchorage; reliability; limit state; statistical parameters0 概述近些年来，混凝土植筋技术在我国的应用发展很快，但针对植筋粘结锚固性能的研究并不是很系统。
目前的研究多是通过试验研究，得到连接锚固的极限承载力，并对设计中的埋入深度提出一定的建议。
其研究水平没有达到概率极限状态的高度，与我国现行的混凝土结构设计规范水平不一致。
1植筋锚固极限状态一般情况下，可以认为植筋锚固的极限状态为：锚固破坏和钢筋屈服同时发生。
植筋锚固的功能函数为：（1）式中：R为锚固抗力，与锚固长度la、钢筋直径d、混凝土强度ft有关；S为结构或构件中因作用而引起的效应，即锚固钢筋所受拉拔力，在极限状态下，可直接取为钢筋的屈服强度。
2统计参数可以看出，植筋锚固的功能函数是关于钢筋强度、混凝土抗拉强度、钢筋直径、锚固深度等变量的函数。
胶合木植筋节点黏结锚固可靠度分析与设计建议
胶合木植筋节点黏结锚固可靠度分析与设计建议凌志彬;刘伟庆;杨会峰【摘要】The limit state equation for the bond-anchorage of glued-in rodin glulam was established based on the pull-out tests of glued-in rod glulam joints.Regression statistical analysis was conducted on several parameters including bond-anchorage strength,yielding strength of glued-in rod,specimen geometrical dimensions and the accuracy of the calculation model.Bond-anchorage reliability assessment of the bond-anchorage behavior of glued-in rod glulam joints was carried out by the First Order Second Moment method (Center-point Method).As a result,the anchorage length reliability solution was obtained for different types of glued-in rod,in the meantime,the seismic design recommendation was also proposed, which provide references for the application of glued-in rod technique in timber engineering.%在胶合木植筋节点拉拔试验研究的基础上，建立了胶合木植筋锚固极限状态方程。
内部爆炸载荷作用下建筑物动态响应的三维数值模拟
内部爆炸载荷作用下建筑物动态响应的三维数值模拟
马峰;王树山;李金柱
【期刊名称】《弹箭与制导学报》
【年(卷),期】2004(024)002
【摘要】在利用三维数值模拟方法对建筑结构在内部爆炸作用下的响应问题进行了研究,得到了建筑的结构响应历史,对于典型承载结构单元进行了应变历史分析,结合建筑结构的抗震设计指标,确定出了在一定当量的爆炸载荷下典型建筑物目标的毁伤范围.
【总页数】3页(P37-39)
【作者】马峰;王树山;李金柱
【作者单位】北京理工大学,北京,100081;北京理工大学,北京,100081;北京理工大学,北京,100081
【正文语种】中文
【中图分类】TJ51
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杰
5.爆炸载荷作用下钢-混凝土-钢组合板的动态响应数值模拟 [J], 曲艳东;秦彦帅;于跃;张迪迪;李正鹏
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砌体水平灰缝中钢筋锚固性能试验研究及有限元分析
砌体水平灰缝中钢筋锚固性能试验研究及有限元分析发布时间：2021-12-15T02:45:44.918Z 来源：《建筑设计管理》2021年9期作者：徐爽[导读] 在钢筋混凝土结构研究中,钢筋与混凝土等材料的粘结锚固研究及分析是一个重要课题，为多种混凝土结构的设计提供了相关理论依据。
徐爽鞍山综信修建工程有限公司 114000摘要：在钢筋混凝土结构研究中,钢筋与混凝土等材料的粘结锚固研究及分析是一个重要课题，为多种混凝土结构的设计提供了相关理论依据。
文章主要对砌体水平灰缝中钢筋的粘结锚固性能进行有限元分析。
首先通过9组36个钢筋拉拔试验，得到砂浆强度、锚固长度与竖向正应力对应的；并使用有限元软件，建立数值模型模拟分析钢筋在砌体灰缝中粘结锚固性能，为后续钢筋锚固机理研究提供有效模型参考。
关键词：钢筋；砌体；粘结锚固；试验；有限元分析引言：建筑节能在近年来一直作为建筑业发展的一个重要课题存在，但是在建筑设计中随处可见设计浪费的情况，造成大量的资源浪费，与节能减排的目标背道而驰。
在建筑施工中，除混凝土结构外，比较不被关注的另一大项钢筋使用阶段就是砌体阶段，本文主要对砌体水平灰缝中钢筋锚固性能对比试验进行有限元分析，为后续钢筋锚固机理研究提供有效模型参考。
文章主要分为现场试验和有限元模拟分析两个研究部分，试验为辅，主要提供数据及参数支持，有限元分析为主。
1现场试验研究1.1材料力学性能试验试验得砌块专用砂浆相关参数如表1，钢筋的力学性能如表2所示。
表1砌块专用砂浆试验参数1.2砌块水平灰缝中钢筋拉拔试验1.2.1试验方案为设计水平灰缝中钢筋拉拔试验，本试验所使用砌体为蒸压加气混凝土自保温砌块，利用单一参数变量法研究粘结锚固性受相关变量参数的影响；变量参数分别为竖向正应力大小（0MPa、0.2MPa和0.4MPa）、砌筑灰缝中所用砂浆的强度等级（Mb5和Mb10）及灰缝中锚固的钢筋长度大小（300mm、400mm和500mm），选用钢筋为φ6HPB300级。
发夹式换热器管板的应力分析与强度评定
发夹式换热器管板的应力分析与强度评定
孙梦莹;郭超越;李卓群;刘壮
【期刊名称】《辽宁化工》
【年(卷),期】2024(53)4
【摘要】应用ANSYS有限元分析软件,考虑压力载荷和温度载荷对管板整体应力分布的影响,采用顺序耦合法对发夹式循环冷却器的热端管板在7种工况下进行有限元应力分析。
结果表明:在压力载荷与温度载荷共同作用下,管板最大等效应力为329.9 MPa,位于布管区内换热管与管板连接处。
壳程先停工况下管板的最大等效应力值最大值为332.5 MPa,是发夹式循环冷却器管板的最危险工况。
在对管板上最大等效应力处进行当量线性化处理,结合分析设计标准进行强度评定,评定结果均合格。
【总页数】4页(P545-548)
【作者】孙梦莹;郭超越;李卓群;刘壮
【作者单位】沈阳化工大学机械与动力工程学院
【正文语种】中文
【中图分类】TQ051.5
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ANSYS应用中的几点心得
ANSYS应用中的几点心得茹丽妙李瑞英中国兵器工业系统总体部 100089摘要：ANSYS软件是大型通用有限元分析软件，可以进行结构、热、流体、电磁等多种分析。
本文针对ANSYS结构刚强度分析的过程谈几点应用心得，为不同结构的有限元分析过程提供参考。
关键词：刚性区耦合加载Abstract: ANSYS is a kind of great general FEA software, it can solve problems in structural, thermal, fluid and electromagnetic fields etc. . In this paper several gains are specialized about structural stiffness and intensity analysis, which can offer shortcut for kinds of FEAKeywords: rigid region, couple, loadANSYS作为大型通用有限元分析软件，被广泛应用于各个领域。
而APDL即ANSYS参数化设计语言（ANSYS Parametric Design Language）作为ANSYS中不可或缺的一部分，它可以完成诸如重复某条命令、宏、if-then-else分支、do循环、标量、向量及矩阵操作等通用性强的任务。
本文针对应用ANSYS 进行分析过程中遇到的问题，谈几点处理的方法及技巧，同时给出其APDL命令流文件。
1 刚性区的处理刚性区是通过建立约束方程固结两个不同单元类型的区域。
通常它是对刚度很大的结构的一种近似。
这种处理方法对于大刚度结构(如：发动机与其支架之间的连接)的近似加载尤其适用，加载的方法是将大刚度结构视为一质量点，此质量点划分质量单元，将支撑该结构的基础结构用面单元或体单元划分，再将该质量点与基础结构上节点之间建立刚性区，在质量点上施加载荷。
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第5卷第6期2004年12月解放军理工大学学报(自然科学版)Jour nal of PLA Univer sity of Science and T echno logyVo l.5N o.6D ec.2004 收稿日期:2004-06-17.作者简介:李艳茹(1974-),女,硕士,讲师.文章编号:1009-3443(2004)06-0045-04爆炸荷载作用下植筋粘结应力有限元分析李艳茹1,2, 刘新宇1, 张 川1(1.解放军理工大学工程兵工程学院,江苏南京210007; 2.海军后勤学院,天津300450)摘 要:为研究爆炸荷载作用下植筋的粘结锚固性能,采用ANSYS 有限元分析软件,选取合理计算模型,对植筋试件在爆炸荷载作用下受力特性进行了数值计算。
给出了爆炸荷载作用下锚筋动应变及动粘结应力的时程分布曲线和空间分布曲线,研究了锚长、加载速率和加载方式等各种因素的影响。
最后将数值计算结果与试验值进行了比较,两者吻合良好。
关键词:植筋;爆炸荷载;动粘结应力;有限元方法中图分类号:T U37文献标识码:AFinite Element of Dyn amical Bond Stress ofInsert Rebar under Explosive LoadsL I Yan -ru 1,2, L I U X in -y u 1, ZH AN G Chuan 1(1.Engineer ing I nstitute of Engineering Cor ps,PL A U niv.of Sci.&T ech.,N anjing 210007,China ;2.N avy L og istic A cademy ,T ianjin 300450,China )Abstract :T o kno w the bonding and fixation of insert rebar under explosive loads,the behavior o f adhesive anchors under ex plo sive tensile loads w as studied w ith the finite element method (FEM )ANSYS and ap-pro priate calculating model .T im e histo ry cur ve and space curve o f the dy namical strain and bo nd stress of inser t rebar with different anchorage leng th and loading conditio ns w ere gained .Finally ,compariso n of the sim ulated r esults and the ex perimental results w as made,and they corr esponded w ell.Key words :insert r ebar;explosive load;dy namical bond stress;FEM (finite elem ent m ethod) 混凝土植筋锚固技术已经广泛应用于各种民用建筑的新建及加固改造工程中,在防护工程中也具有广阔的应用前景。
在抗爆结构中,由于加载形式的不同,锚筋、粘结剂与混凝土之间的粘结性能同静载作用相比有很大差别[1]。
为进一步研究爆炸荷载作用下植筋的粘结锚固性能,本文在植筋爆炸荷载试验的基础上[2,3],采用ANSYS 有限元分析软件,对植筋试件在爆炸荷载作用下的受力特性进行数值模拟计算,并着重分析了锚筋动应变及动粘结力的分布情况,以及各种影响因素。
1 模型建立1.1 计算模型 取实际植筋试件为计算分析对象。
试件锚筋采用Ⅱ级螺纹钢筋,直径为25mm ,混凝土基体为500m m ×500mm ×500mm 块体,强度等级为C30。
粘结材料选用目前国内常用的树脂类混合粘结剂,钻孔直径33mm ,粘结剂层厚度为4mm 。
植筋试件拉拔试验在核爆炸压力模拟器中进行,试件由锚筋悬挂于爆炸模拟器内,爆炸压力作用于试件混凝土块顶面,使锚筋产生动拉力,如图1所示。
试验中对爆炸压力和锚筋动应变进行量测。
图1 计算模型Fig .1 Com puted model计算中取锚固长度为450mm 和260mm 两种模型。
混凝土、粘结剂和钢筋材料的单元形式为四节点轴对称(Plane 42)单元,混凝土与粘结剂之间设置无厚度界面联结单元(Co mbin 40),模型的有限单元网格如图2所示。
图2 有限单元网格Fig .2 F EM meshs1.2 材料模型和参数根据动载试验结果,锚筋为线弹性变形,植筋试件未出现明显的破坏,为重点分析粘结剂界面的粘结应力以及植筋试件在爆炸动载下的动力响应特点,本数值分析中混凝土、粘结剂和钢筋材料取弹性模型,物理力学参数如表1所示。
E ,M ,Q 分别为材料的弹性模量、泊松比和密度。
表1 材料的力学参数Tab .1 Mechanical parameters of material 材料E /GP a M Q/(kg ・m -3)混凝土(C30)30.000.32200钢筋20.000.37800粘结剂40.320.218001.3 界面力学模型和参数本文将混凝土与粘结剂界面取为粘弹塑性模型,混凝土与粘结剂之间设置无厚度几何不连续面,插入界面联结单元(Com bin 40)模拟锚筋粘结剂与混凝土之间的粘结。
该单元是一种线性强化的粘弹塑性一维模型,由弹簧1、弹簧2、粘塑性体C 、滑块fsilde 和节点间隙gap 组成,可描述界面的应力、变形和滑移现象,并反映应变速率影响。
界面模型如图3所示。
图3 联结单元模型图Fig.3 M o del of co mbina tio n element计算中共设置了3套联结单元:沿粘结剂界面竖向相对位移方向(set 1);钢筋根部截面与混凝土接触面竖向位移方向(set 2);沿粘结剂界面水平相对位移方向(set 3)。
set 1单元模拟粘结剂界面竖向滑移,是最主要的模型。
该模型有4个参数:刚度系数K 1、K 2、界面抗剪强度F s 和粘性系数C 0,本计算不考虑滑移面屈服强化效应(K 2=0),根据植筋试件的静载试验[1,2],由反分析方法确定上述参数值,如表2所示。
表2 界面模型参数Tab .2 Parameters of combin 40模型K 1/(kN ・m -1)F s /N C 0set 11023085800.01set 222302000.00set 3223000.001.4 加载方式根据植筋试件在模爆器中的实际受力情况,采用有升压时间的三角形荷载,计算模型加载方式及边界条件如图1所示。
为分析比较计算模型在不同荷载和3种不同升压时间条件下的动力响应,计算荷载大小和升压时间分别采用表3中数值。
46解放军理工大学学报(自然科学版)第5卷 表3 加载参数Tab .3 Parameters of loads模型P m /M P a t /ms 120.61、5、100.50.61、5、1052 计算方法计算模型的基本运动方程为M õU ¨+KU =F式中:U 、U ¨分别为位移和加速度向量;M 为质量矩阵;K 为刚度矩阵;F 为节点荷载。
运动方程的求解采用New mark 法,采用以下基本假设:U õt +$t =U ¨t +[(1-D )]U ¨t +D õU ¨t +$t ]$t ,Ut +$t =U t+U õt$t +[(0.5-A )U ¨t+A õU ¨t +$t ]$t 2。
计算参数取D =0.505>0.5;A =0.6≥0.25(0.5+D )2,因此,New mark 法是无条件稳定的,考虑到解的精度,计算时间步取二三微秒。
采用完全new ton -raphson(FNR)方法求解。
3 计算结果3.1 锚筋动应变及粘结应力变化特点 图4为模型1在升压时间5m s 时锚筋动应变时程曲线,其中:s 1、s 2、s 3分别为锚筋埋置深度0、150、300mm 处锚筋动应变时程曲线。
由图4可见,锚筋各点达到最大动应变时间滞后爆炸压力升压时间为一二毫秒。
图4 锚筋动应变时程曲线Fig .4 Str ain time histor y o f insert rebar图5为模型1在应变峰值时刻锚筋动应变沿锚长分布曲线。
由图5可见,同一时刻锚筋自由端应变最大,由此可知锚筋自由端轴力也最大。
图5 应变峰值时刻锚筋动应变沿锚长分布曲线Fig .5 Str ain dist ribution of insert r ebar at time o fstr ain pea k图6为两模型界面剪应力峰值沿锚固长度的分布曲线,动载升压时间均为5m s 。
计算结果显示,某一时刻的界面剪应力在靠近混凝土加载表面(顶面)附近锚固段均出现急剧增大段(剪应力最大值在深度h =15～20mm ),随后剪应力数值沿锚固段深度而衰减。
图6 动应变峰值时刻粘结应力沿锚长分布曲线F ig.6 Bo nd str ess o f insert r ebar at time o f strain peak3.2 锚固长度对粘结应力的影响当动载升压时间为5m s 时,模型1和模型2锚筋自由端应变峰值均在1.9×10-3E 左右。
由图6可见,此时模型2界面剪应力分布曲线比模型1要平缓。
这一现象说明,锚长450mm 模型粘结应力沿锚47 第6期李艳茹,等:爆炸荷载作用下植筋粘结应力有限元分析长衰减较快,粘结应力的传递主要集中在锚筋前端,尚未向下部发展。
而锚长260mm 模型粘结应力的传递区域已逐渐下移,粘结应力分布变得平缓。
但此时模型1粘结应力峰值及平均粘结应力均小于模型2。
3.3 加载速率对粘结应力的影响不同的动载升压时间计算结果表明,植筋的动位移、动应变及动粘结应力峰值与峰值时间和加载速率有关。
各工况参数受加载速率影响计算值大小比较如表4所示。
由表可见,在动载峰值大小相同的表4 不同加载速率v 对计算结果的影响Tab .4 Comparison of computed results under dif ferent v 模型v /(M Pa ・ms -1)u y /mm E y /LE S/M Pa E y /E s S /S st m /ms120.600.33298911.871.91 1.87 4.00.120.2320428.26 1.30 1.306.00.060.2218957.68 1.21 1.2112.00.500.295247311.80 1.93 1.49 4.00.100.21718059.52 1.41 1.21 6.00.050.18515078.111.171.0312.4注:(1)u y 、E y 分别是锚筋自由段竖向位移和轴向应变峰值;S为锚筋粘结应力峰值;t m 是动位移峰值时间。