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在广义概念上将建筑结构视为由同时考虑弯曲变形、剪切变形的两种子结构组成的双重抗侧力结构体系, 提出弹性阶段广义双重结构水平位移的统一的计算方法. 子结构单独承受水平外载荷时其内力与变形的关系服从Timoshenko剪切梁基本理论, 在子结构协同工作的基础上, 采用水平变形连续化的计算方法, 建立了广义双重抗侧力结构体系的统一位移微分方程, 以结构承受均布载荷作用为例推导出两个子结构的弯曲变形、剪切变形及结构总水平位移的通用解析表达式. 对框架-剪力墙结构与广义双重结构的位移微分方程式、微分方程特解、水平位移解析解进行了全面对比分析, 证明了框架-剪力墙结构是隶属于广义双重结构体系的一种具体表现形式; 算例分析表明, 对于一般中高层双重抗侧力结构, 采用解析法计算所得的位移结果能够满足一般工程设计的精度要求. 相似文献
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固体火箭发动机滚动球窝喷管弹塑性摩擦接触承载性能分析 总被引:1,自引:1,他引:0
固体火箭发动机滚动球窝喷管的弹塑性摩擦接触承载性能,属于复杂结构在复杂载荷作用下的弹塑性摩擦接触问题,它直接决定着系统的结构设计和功能发挥。为保证系统在承受极端工作载荷时,喷管不产生大的轴向位移,阴球、阳球与滚动体间具有一定的接触强度,同时不产生过量的塑性变形,设计阶段,基于计算精度高的三维摩擦接触问题的Lagrange乘子法,解决了与弹塑性耦合的算法问题;在滚动体运动分析及摩擦测试的基础上,模拟系统冷试车冲压试验,充分考虑材料表面强化层,建立了各构件间的弹塑性摩擦接触模型。有限元计算结果及冷试车分解试验、系统作动力矩测试试验结果表明,系统弹塑性摩擦接触承载性能满足结构设计要求,有限元建模及计算结果正确。 相似文献
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表征裂纹尖端应力应变场程度的J积分是一个定义明确、理论严密的弹塑性断裂力学基础参量.目前J积分的计算主要是依靠塑性因子法和有限元法,但对各类裂纹构元获得J积分以及载荷-位移关系的解析公式以实现材料断裂韧性理论预测和材料测试是断裂力学的重要和困难的任务.以J积分为参量的材料断裂测试中应用最广的是Ⅰ型裂纹试样的断裂韧性测试.本文在平面应变条件下,针对断裂韧性测试中使用的6种Ⅰ型裂纹构元,基于能量等效假设,提出了J积分-载荷和载荷-位移的工程半解析统一表征方法,进而结合有限元分析的少量计算获得J积分-载荷和载荷-位移关系的半解析公式待定参数.分析表明,6种Ⅰ型裂纹构元的J积分-载荷和载荷-位移统一公式的预测结果与有限元结果吻合良好.新提出的J积分-载荷工程半解析公式包含了材料的弹性模量、应力强度系数和应变硬化指数,能够广泛适应不同的材料,且运用该公式能够方便获取任意载荷点对应的J积分值.应用新方法可便于获得各类Ⅰ型裂纹构元的J积分-载荷和载荷-位移工程半解析公式. 相似文献
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表征裂纹尖端应力应变场程度的J积分是一个定义明确、理论严密的弹塑性断裂力学基础参量. 目前J积分的计算主要是依靠塑性因子法和有限元法,但对各类裂纹构元获得J积分以及载荷-位移关系的解析公式以实现材料断裂韧性理论预测和材料测试是断裂力学的重要和困难的任务. 以J积分为参量的材料断裂测试中应用最广的是I型裂纹试样的断裂韧性测试. 本文在平面应变条件下,针对断裂韧性测试中使用的6种I型裂纹构元,基于能量等效假设,提出了J积分-载荷和载荷-位移的工程半解析统一表征方法,进而结合有限元分析的少量计算获得J积分-载荷和载荷-位移关系的半解析公式待定参数. 分析表明,6种I型裂纹构元的J积分-载荷和载荷-位移统一公式的预测结果与有限元结果吻合良好. 新提出的J积分-载荷工程半解析公式包含了材料的弹性模量、应力强度系数和应变硬化指数,能够广泛适应不同的材料,且运用该公式能够方便获取任意载荷点对应的J积分值. 应用新方法可便于获得各类I型裂纹构元的J积分-载荷和载荷-位移工程半解析公式. 相似文献
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文中的位移贡献法是以结构中两节点间的杆件为基本计算单元,通过这些基本计算单元两端的位移对结构中节点位移的贡献及单元之间位移的传递,可求出结构中节点的位移。当采用适当的方法进行位移传递时,可用一组等比收敛级数对结构中节点的位移进行收敛计算,从而得到精确解. 相似文献
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运用弹性力学空间轴对称问题与剪切位移法的基本假定和解答方法,建立分析模型和界面应力基本方程,得到化学植筋的界面应力和植筋轴力的弹性解析解答,结合算例说明了界面应力的衰减曲线分布规律,提出载荷传递系数k并简要分析了它对载荷传递规律影响. 相似文献
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混凝土结构在服役期间受外界载荷的影响容易产生裂缝, 导致结构刚度降低、构件承载性能衰退, 而采用准确的计算方法预测混凝土裂缝的发展是治理裂缝的基本前提, 也是保障结构安全的重要手段. 连续损伤力学方法(continuou damage method, CDM)能够描述微裂缝的扩展过程, 但不能表示离散的开裂面, 且存在网格诱导偏差及虚假应力传递的弊端, 扩展有限单元法(mechanics-extended finite element method, XFEM)能够描述宏观裂纹的扩展过程, 但不能反映微裂缝的动态扩展, 两者计算出的裂纹分布与实际差异均较大. 现有的CDM-XFEM方法已经能够模拟混凝土微裂缝及宏观裂缝发展的整个过程, 但忽略了宏观裂缝出现时混凝土产生的塑性应变, CDM与XFEM的能量转化过程欠缺平衡性. 因此, 本文重点考虑能量转化时的塑性耗散, 选取指数型函数为粘结裂缝的牵引-分离模式, 基于能量及应力等效的条件重新构建了CDM与XFEM之间的能量转化方程. 采用广义逆最小二乘法求解能量转化系数, 确定能量转化时的临界位移, 并给出了裂缝面水平集的更新算法及整体计算方法的程序流程. 以双切口混凝土受剪拉开裂试验为例, 采用多种裂缝计算方法与试验进行了对比. 结果表明, 采用考虑混凝土塑性耗散的CDM-XFEM方法算出的裂缝分布及拉力-张开位移曲线与试验结果差异最小, 说明采用考虑混凝土塑性耗散的CDM-XFEM计算方法能够更好地计算混凝土裂缝. 相似文献
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混凝土断裂过程及尺寸效应分析 总被引:1,自引:0,他引:1
为研究混凝土裂纹断裂过程和最大承载力计算方法,通过实验机对四种不同尺寸混凝土紧凑拉伸断裂试件进行了加载过程实验,并对其中一个试件进行应变片跟踪测试.由实验结果分析得到了一系列关系曲线,如试件的载荷-加载点位移关系曲线,断裂损伤区变形随载荷变化曲线;并且计算了不同尺寸断裂试件的应力强度因子.结合计算粘聚裂纹应力强度因子的公式与断裂准则,完成了对承载力理论值的计算,并将其与实验峰值平均值进行对比,其结果是两者相比误差较小,表明此种计算裂纹结构最大承载力方法是可行的. 相似文献
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基于双参数弹性基础模型,研究了梯度弹性基础上正交异性薄板的屈曲问题. 首先,基于能量法与变分原理,给出了梯度弹性基础上正交异性薄板的屈曲控制方程,并得到了梯度弹性基础刚度系数K1 与K2的计算式;进而,通过将位移函数采用三角函数展开的方法,给出了单向压缩载荷作用下、四边简支正交异性弹性基础板屈曲载荷的计算式;在算例中,通过将该文的解退化到单纯的正交异性板,并与经典弹性解比较,证明了理论的正确性;最后,求解了弹性模量在厚度方向上呈幂律分布的梯度基础上的薄板屈曲问题,分析了基础上下表层材料弹性模量比与体积分数指数对屈曲载荷的影响. 相似文献
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抗震韧性将震后建筑的功能维持或快速恢复作为最终目标。构件层次的摇摆机制是实现主体结构功能可恢复的有效途径,但应以构件的抗损性为前提。以钢筋混凝土摇摆柱为对象,比拟弹性半空间局部受载经典拉芒(Flamant)理论,推导摇摆柱轴向应力分布弹性力学解答,以此为基础,假定摇摆柱侧移由柱端接触面转角和柱身弯剪变形引起,建立钢筋混凝土摇摆柱荷载-侧移力学模型,与有限元模拟结果对比验证合理性。开展轴压比和柱端强度分析,结果表明,在柱体抗损的前提下,单纯提高轴压比可提高柱体承载能力,但对侧移能力提升不显著;随着柱端材料强度提升,柱体承载力和侧移能力均显著改善,因此,采用柱端局部增强的方法改善钢筋混凝土摇摆柱工作性能具有可行性。 相似文献
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苏通长江大桥北引桥二期试桩工程采用自平衡试桩法对4根桩进行了测试,其中2根采用U管桩端压浆技术。根 据未压浆桩端阻实测值与计算结果的比较,计算值偏大,实测值为计算值的0.75~0.95倍。未压浆桩发挥端阻所需位移分别 为16mm、38mm,压浆桩发挥端阻所需位移有所减少,分别为12mm、21mm。压浆后桩端阻力测试值是未压浆桩端阻力测试值 的2.46~3.32倍,是规范计算值的2.46~2.50倍。压浆后,桩端阻力在总荷载中所占比例明显提高,由14.42%~15.39%提 高到22.83%~27.22%。桩端压浆对桩侧摩阻力有较大影响,其显著影响范围约为桩端以上14.27m~19.12m,且发挥摩阻 力所需位移明显减小。 相似文献
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以单纤维十字型横向拉伸试验为研究对象,对纤维/基体界面采用弹性-软化双线性内聚力模型,建立了纤维复合材料在横向拉伸作用下界面法向失效过程的解析模型。得到了沿纤维/基体圆周界面的法向应力分布,纤维/基体界面的状态与界面承载力和单纤维复合材料承载力的关系,以及内聚力参数和试件几何尺寸对它们的影响。结果表明:纤维/基体圆周界面在脱粘前经历全部弹性及弹性+软化两种状态;当界面为弹性状态时,界面法向应力随界面强度线性增加;当界面为弹性+软化状态时,界面软化范围随界面裂纹萌生位移的增加而增大;界面初始脱粘位置与拉伸荷载方向重合;界面初始脱粘时的界面承载力随界面强度及界面裂纹萌生位移的增加而增加,随界面裂纹生成位移的增加而降低;单纤维复合材料的脱粘荷载受基体截面尺寸的影响,当纤维体积含量相同时,沿荷载方向截面尺寸的增大对提高脱粘荷载更显著。 相似文献