前墻
- 1000MW 雙切圓燃煤機組前后墻二次風量均流技術研究
彎頭），進入爐膛前墻二次風箱。鍋爐熱二次風道以及前后墻二次風箱原始結構設計存在先天缺陷，這種風道布置型式，會導致各燃燒器氣流分配存在明顯偏差。氣流行程短、沿程阻力小以及通流面積大的風道必然會分配更多的風量，相反，其他區(qū)域的二次風量就會明顯偏小。機組運行時，鍋爐各燃燒器之間的二次風壓存在明顯偏差。前墻風箱入口調(diào)節(jié)門開度比后墻大30%以上，后墻風箱入口二次風壓仍高出前墻近30%以上，表明前后墻風箱入口二次風量偏差已無法通過入口風箱擋板調(diào)節(jié)門來消除，尤其是低負荷
裝備制造技術 2023年9期2023-11-24
- W火焰鍋爐水冷壁壁溫偏差分析及處理
起平衡壓力作用。前墻及兩側墻工質進入上水冷壁后，經(jīng)上水冷壁出口集箱匯集至水冷壁出口混合集箱；后墻上部水冷壁蒸汽進水平煙道底部出口集箱后，分兩路分別進入凝渣管及水平煙道側墻水冷壁，最后匯集到水冷壁出口混合集箱。1.3 制粉與燃燒系統(tǒng)鍋爐采用雙進雙出鋼球磨煤機正壓直吹式制粉系統(tǒng)，每臺爐配6 臺雙進雙出鋼球磨煤機，24只雙旋風煤粉燃燒器，每臺磨煤機帶4只煤粉燃燒器。燃燒器與磨煤機連接關系如圖2所示。圖2 磨煤機與燃燒器匹配關系Fig.2 Matching bet
浙江電力 2023年2期2023-03-09
- 板樁式塢墻結構的計算分析
相似之處，如分為前墻、拉錨結構、后墻等；前墻多采用組合鋼板樁或地連墻形式；后錨碇多采用混凝土墻或樁等形式。主要計算內(nèi)容有前墻踢腳穩(wěn)定性、錨碇結構穩(wěn)定性、拉桿內(nèi)力、前墻內(nèi)力等。但是，板樁式塢墻又有其獨特之處：（1）在修造船工況，前墻前面沒有水壓力作用，為“干”的情況；而板樁碼頭墻前有水壓力作用。（2）由于船塢底板的存在，在使用期，塢墻前方時刻有底板的支撐作用；而板樁碼頭沒有。基于以上兩點的主要不同，板樁式塢墻的設計和施工也要有所特殊考慮。本文以南亞地區(qū)某項目
珠江水運 2023年2期2023-03-02
- 石油化工控制室抗爆結構設計應用
向爆炸源的外墻為前墻；把墻面與爆炸沖擊波前進方向平行的外墻為側墻；背向爆炸源的外墻為后墻。水平爆炸荷載傳給前墻或后墻，前墻荷載通過屋蓋傳至側墻，最后由外墻系統(tǒng)傳至基礎[2]。屋蓋結構由屋面板、次梁、屋面主梁組成。屋面板在平面外直接承受豎向爆炸荷載，并將這些荷載傳給次梁，次梁承受屋面板傳來的豎向爆炸荷載再將荷載傳給主梁，最后由主梁將荷載傳至框架柱。由外墻和屋面組成的箱型結構，其側向剛度遠大于框架的側向剛度。屋蓋結構與內(nèi)部框架柱脫開布置，實現(xiàn)爆炸水平荷載由外圍
低碳世界 2022年7期2022-11-10
- Z型鋼板樁碼頭轉角段三維數(shù)值模擬
為-5.7 m。前墻采用Z型鋼板樁，頂高程1.9 m、底高程-19 m。錨碇結構采用現(xiàn)澆C40鋼筋混凝土錨碇墻，頂高程4.0 m、墻高4 m、墻厚0.6 m。板樁墻后回填中粗砂，錨碇墻前回填10～100 kg塊石，頂寬10 m。前墻與錨碇墻采用鋼拉桿相連，鋼拉桿間距2.1 m、安裝高程為1.5 m、直徑為70 mm。地基表層及下臥的淤泥和淤泥質土采用真空聯(lián)合堆載預壓進行處理，處理范圍為碼頭前沿線向海側25 m至碼頭前沿線向陸側45 m。碼頭典型斷面見圖2。
水運工程 2022年10期2022-11-01
- 泡沫輕質土在板樁碼頭結構中的應用
過大時，板樁碼頭前墻位移、內(nèi)力顯著增大，不僅影響使用，且導致造價增加。另外，板樁碼頭后方常用的回填材料為塊石、砂等，由于國家環(huán)保政策趨嚴，導致近年來市場供應緊張，價格大幅上漲。在此背景下，利用泡沫輕質土不可壓縮、直立性好、密度小等特點，既可以減少填土荷重和對前墻的土壓力，同時也可減少板樁碼頭的水平位移變形和碼頭前沿作業(yè)地帶的沉降，使得碼頭的整體穩(wěn)定性系數(shù)增大，提高工程質量[2]。1 工程概況碼頭頂面高程為5.6 m，港池前沿設計底高程為-16.0 m。碼頭
水運工程 2022年10期2022-11-01
- 淺析石化工廠控制室結構抗爆設計
荷載爆炸在正對的前墻形成沖擊波，在其他方向形成壓力波，形式如圖1。圖1 兩種爆炸波的表現(xiàn)形式如果業(yè)主未邀請專業(yè)的第三方公司做針對性爆炸評估，《規(guī)范》也給定了一個爆炸初始參考值供設計采用。爆炸荷載在前墻、側墻、后墻及屋面上的作用形式見圖2，這與確定結構變形的關鍵值時采用的抗力-延性比關系圖是一一對應的，不可混用。圖2 爆炸荷載在建筑物不同位置的作用B.垂直于沖擊波方向建筑物尺寸；H.建筑物高度；L.平行于沖擊波方向建筑物尺寸2 抗爆設計方法《規(guī)范》5.1.1
四川化工 2022年3期2022-07-14
- 石油化工抗爆控制室結構設計研究
爆炸荷載1.1 前墻爆炸荷載抗爆控制室前墻正對于爆炸源，類似于常規(guī)武器地面爆炸空氣沖擊波簡化波形，沖擊波直接作用于抗爆前墻，抗爆前墻動力響應造成最先出現(xiàn)峰值反射壓力，反射壓持續(xù)作用tc時間，然后通過等沖量簡化為正壓等效作用時間te。1.2 側墻及屋面爆炸荷載抗爆控制室側墻及屋面沒有正對爆炸源，類似于常規(guī)武器地面爆炸土中沖擊波簡化波形，首先有一段有效沖擊波超壓升壓時間tr, 升壓至有效沖擊波最大超壓Pa后下降并持續(xù)作用td時間，爆炸荷載體現(xiàn)為有升壓時間的三角
石油化工建設 2022年4期2022-06-18
- 遮簾樁對板樁碼頭地震響應的影響
載和剩余水壓力對前墻和遮簾樁彎矩及其軸力的影響；崔冠辰等[3]利用數(shù)值分析方法，研究遮簾樁與前墻的距離以及遮簾樁的剛度對碼頭工作性狀的影響，得出墻樁間距增大會削弱遮簾樁對前墻的擋土效果；惠煒等[4]基于平行墻理論及最不利荷載情況下的朗肯主動土壓力理論，推導出遮簾樁后水平土拱拱前自由區(qū)及拱后穩(wěn)定區(qū)土壓力表達式，并在此基礎上，根據(jù)拱腳水平靜力平衡條件及三角形受壓區(qū)強度條件得出遮簾樁合理樁間距的計算式；李勝林[5]根據(jù)極限平衡理論提出遮簾樁有效長度的計算方法；蔣
水運工程 2022年3期2022-03-25
- 格型地連墻在超深船塢塢墻結構中的應用
格型地下連續(xù)墻由前墻、后墻以及連接前、后墻的中間剪力隔墻組成[1]。格型地下連續(xù)墻前、后墻槽段間一般采用鎖口管等柔性接頭連接，中間剪力隔墻采用十字鋼板等剛性接頭連接。格型地下連續(xù)墻作為塢墻結構，其前墻緊鄰船塢基坑開挖面，是直接承受坑內(nèi)外水、土壓力的主要擋土構件，它通過剪力墻與后墻連接，以實現(xiàn)結構的整體性。由于其特殊的空間結構效應，格型地下連續(xù)墻與其內(nèi)部土體共同組成的擋土結構具有整體剛度大、開挖深度較深、無需內(nèi)部支護的特性，非常適用于常規(guī)的擋土結構在技術經(jīng)濟
水運工程 2022年3期2022-03-25
- 泰國機車司機室總組裝焊接工藝分析
計的車型，司機室前墻及頂蓋部分采用雙曲面流線型設計，且外部蒙皮比較薄，總組裝焊接問題突出，主要表現(xiàn)在工藝不成熟、組裝尺寸不到位、焊接變形大等方面。而司機室整體外觀要求高，故分析研究其焊接工藝、焊接方法，總結焊接經(jīng)驗技巧就成了需要亟待解決的問題。焊接方法及設備司機室焊接采用混合氣體保護焊，其特點為生產(chǎn)效率高、焊接速度快、焊接應力和變形小、電弧加熱集中、焊縫含氫量少、抗裂性好，且操作簡便，但焊接飛濺比手工焊條電弧焊大，弧光輻射較強。焊接設備采用Panasoni
鈑金與制作 2022年1期2022-03-08
- U型振蕩水柱式防波堤波浪力試驗研究
室?guī)缀涡螤顚馐?span id="jvdzx5h" class="hl">前墻波浪力的影響。SINGH等[8]在試驗中研究了漂浮式防波堤結合OWC裝置的發(fā)電出力情況，并發(fā)現(xiàn)漂浮式防波堤的運動會對裝置發(fā)電性能產(chǎn)生較大的影響。ZHENG等[9]構建了多氣室OWC數(shù)值模型，并總結了透平控制策略、氣室個數(shù)以及氣室壁面尺寸對裝置波能轉換效率的影響規(guī)律。為了進一步提高OWC裝置的能量轉換效率，BOCCOTTI[10]提出了一種U型振蕩水柱結構(U-OWC)，該裝置在傳統(tǒng)OWC氣室前增加了一塊前擋板，使裝置可在沒有相位控制的前
水道港口 2022年6期2022-02-25
- 基于ABAQUS計算下水工預制拼裝式擋土墻厚度參數(shù)設計優(yōu)化分析研究
計算。3 擋土墻前墻厚度參數(shù)設計優(yōu)化分析針對擋土墻前墻厚度參數(shù)，在保證其他設計參數(shù)(包括壁厚、頂厚等)均為一致的前提下，僅改變前墻厚度，分別設定前墻厚度參數(shù)為0.6、0.8、1、1.2、1.4和1.5 m，后墻厚度參數(shù)統(tǒng)一設定為1 m。為對比方便，本文計算結果重點以擋土墻填土側、臨水側及底板展開計算分析。3.1 拉應力影響特征根據(jù)對擋土墻各前墻厚度參數(shù)設計方案開展計算，獲得前墻厚度參數(shù)影響下?lián)跬翂μ卣鞑课惶幾畲罄瓚ψ兓卣?，見圖3。從圖3中可知，3個特征
水利科技與經(jīng)濟 2021年10期2021-11-02
- 舟山市K45+747中橋和化成寺水庫大橋橋臺變形原因分析
變形原因調(diào)查橋臺前墻中部存在豎向裂縫主要有以下原因：橋面發(fā)生了不均勻沉陷或其基礎松軟造成的；混凝土表面收縮或發(fā)生溫差變化，形成網(wǎng)狀裂縫。側墻與前墻交接處開裂主要有以下原因：U 型橋臺為封閉式橋臺，排水不暢，從而產(chǎn)生了過大的土側壓力，造成前墻或側墻外傾；部分橋臺高度較高，使臺后填土高度過高，并在超荷載的作用下，造成橋臺的抵抗力不足，使橋臺產(chǎn)生裂縫。3 監(jiān)測項目內(nèi)容根據(jù)本項目橋臺裂縫發(fā)展特點，并結合相關工程的經(jīng)驗及相關文件中對監(jiān)測工作的具體要求，本項目確定以下
運輸經(jīng)理世界 2021年11期2021-08-28
- 鋁合金廂式運輸半掛車的輕量化設計
常見工況（彎曲、前墻、側墻、叉車）對廂式運輸車進行靜力學分析。1.1 鋼鋁混合掛車結構設計考慮到路況和超載問題，為了保證車架的可靠性，車架縱橫梁仍以B510L（Q345B）高強鋼材骨架為核心，其余部件采用比強度高的6×× ×系鋁合金。湖南大學謝鋒對類似鋁合金車架的不確定性建立了車架的不確定多目標優(yōu)化模型，并且利用區(qū)間序關系將其轉化為確定性多目標優(yōu)化模型[9]；華南理工大學的周云郊等人對車身前端結構鋼鋁混合材料進行了輕量化設計，在綜合考慮總質量、前縱梁后端峰
鋁加工 2021年2期2021-05-17
- 鋁合金廂式半掛車有限元分析
—2010要求對前墻和側墻進行載荷施加，要求載荷卸載后部件的殘余變形不大于12 mm。3.1 前墻剛度半掛車在遇到緊急制動等工況時，廂體內(nèi)的貨物會對前墻產(chǎn)生較大的沖擊。根據(jù)標準要求，對前墻施加0.4×額定載重的載荷，以壓強的形式加載。仿真分析結果云圖如圖4所示。(a)加載；(b)卸載由圖可知，在前墻施加載荷時變形為89.3 mm。卸載后，前墻的殘余變形為8.6 mm，小于目標值12 mm。滿足法規(guī)要求，表明廂體前墻具有足夠的剛度可抵抗變形。3.2 側墻剛度
熱處理技術與裝備 2021年1期2021-03-04
- 機翼前緣抗鳥撞設計中的結構選型研究
皮（不同厚度）+前墻結構。結構中主要包括蒙皮、隔板、以及擋板或前墻等結構組成。各部件幾何參數(shù)及計算狀態(tài)見表1。1.2 有限元模型有限元模型中蒙皮、吸能板、前墻及隔板結構由二維單元構成，蜂窩芯用三維單元，鳥體采用SPH單元模擬。根據(jù)前緣結構不同，共分建6 個計算模型，見表2。模型的邊界條件以前緣蒙皮后端固支。表1 部件參數(shù)及計算狀態(tài)Tab.1 Component parameters and calculation of state表2 計算狀態(tài)有限元模型T
裝備環(huán)境工程 2020年9期2020-10-09
- 前墻結構對OWC氣室捕能效果影響的數(shù)值研究
液面形態(tài)以及氣室前墻附近渦旋的生成、發(fā)展和耗散過程,發(fā)現(xiàn)了直立式氣室前墻外側易產(chǎn)生較大的渦旋；鄭艷娜等[17]進行了振蕩水柱裝置前墻形狀對能量轉化效率影響的數(shù)值模擬,在直立式的前墻的不同位置底部和兩側分別增設了直徑0.500和1.125 m的2種半圓,認為前墻底端兩側增加半圓可以較好地提升轉化效率,從轉化效率的角度得出了對傳統(tǒng)直立式前墻結構的改進可提高氣室的捕能效果的結論,但僅涉及了增設半圓的前墻結構,沒有對前墻結構形式變化對氣室捕能效果的影響進行研究討論
海岸工程 2020年2期2020-07-21
- 超臨界W火焰鍋爐水冷壁壁溫及爐膛壁面熱負荷特性研究
投產(chǎn)以來常發(fā)生的前墻水冷壁拉裂或爆管問題，在事故多發(fā)的區(qū)域進行水冷壁熱電偶安裝與壁面熱負荷計算，對鍋爐啟動過程中及600 MW負荷工況下的典型運行工況、氧含量、煤粉細度及F擋板開度影響下不同位置的水冷壁溫度及熱負荷特性進行分析。1 發(fā)電機組某600 MW超臨界燃煤汽輪發(fā)電機組，鍋爐為超臨界參數(shù)、W型火焰燃燒、垂直管圈水冷壁變壓直流鍋爐、一次再熱、固態(tài)排渣、全懸吊結構Π型鍋爐。爐膛寬×深為32 m×17 m,爐底標高8 m，爐頂標高64 m。水冷壁為優(yōu)化內(nèi)螺
潔凈煤技術 2020年3期2020-07-07
- 超超臨界雙切圓鍋爐熱角水動力分析
燒方式，下水冷壁前墻中間兩燃燒器之間及后墻外側兩個燃燒器與后墻角部之間區(qū)域容易超溫，即存在熱角現(xiàn)象。文中通過數(shù)值模擬和水動力計算對熱角進行分析，并對節(jié)流孔圈進行優(yōu)化調(diào)整。1 水冷壁運行壁溫情況1 000 MW超超臨界Π型鍋爐采用內(nèi)螺紋管一次上升垂直水冷壁，帶中間混合集箱，在水冷壁入口管段裝有節(jié)流孔圈，采用八角反向雙切圓燃燒方式，燃燒器布置在前后墻，運行中下水冷壁局部區(qū)域壁溫容易超溫，圖1為水冷壁前墻和后墻壁溫曲線，總體上是前墻中間兩燃燒器之間區(qū)域容易超溫、
應用能源技術 2020年3期2020-05-15
- 不同地基處理方式下組合式板樁碼頭結構的受力變形分析
荷平臺減小作用于前墻的土壓力，大大提高了碼頭的靠泊等級，縮短了與國內(nèi)外重力式碼頭、高樁碼頭之間的靠泊等級差距。這些深水化、大型化板樁碼頭大都建造在軟弱土地基上，而軟弱土具有含水率高、抗剪強度低、壓縮性高、孔隙比大(大于1)等特性，易出現(xiàn)地基承載力不足、邊坡失穩(wěn)破壞等問題[5]。在軟弱土地基上建設深水板樁碼頭的關鍵是地基處理方式的選擇，所選地基處理方式既要經(jīng)濟合理又需要能滿足板樁碼頭建設的需要。1938年，美國奧克拉荷馬公路部門[6]率先對水泥土的各種特性進
河海大學學報（自然科學版） 2020年2期2020-04-22
- U型振蕩水柱波能裝置氣室內(nèi)波高影響因素
裝置增加了垂直的前墻，其通過調(diào)整作用在防波堤上的波浪峰值周期以達到共振條件，從而提高了波浪能的轉換效率。已有的研究表明U-OWC波能裝置的波浪能轉化效率高于OWC。與OWC相比，U-OWC相當于是在OWC基礎上增加了一個傾角為90°的前墻，前墻傾角的變化改變了進入捕能氣室的流體流態(tài)，進而提高了裝置的波浪能轉換效率。因此探索在前墻傾角變化過程中，是否存在更佳傾角對應氣室內(nèi)更高的相對波高是進一步提升U-OWC裝置波浪能轉換效率的可行途徑。同時考慮在波浪進入氣室
哈爾濱工程大學學報 2020年1期2020-02-08
- 礦用頂管機前墻密封裝置有限元強度分析
中出現(xiàn)管體變形、前墻漏水等嚴重事故,將會導致整體工程的失敗,造成重大的經(jīng)濟損失.因此,在礦用頂管掘進裝備的設計階段對各主要零部件進行力學分析是十分必要的.前墻密封裝置的施工是頂管施工的重要步奏,如果前墻密封裝置出現(xiàn)漏水問題,會導致前墻不能保住壓力,大量砂礫被水沖實在工具管周圍,增加了頂管的推進阻力,進而造成頂力不足,混凝土管斷裂的重大事故的發(fā)生.因此,針對前墻密封裝置的整體結構,利用有限元分析方法,分析前墻密封裝置的耐壓強度,指導前墻密封裝置的整體設計.二
新生代 2019年16期2019-10-18
- 基于CFD模擬的SCR脫硝裝置優(yōu)化改造
置催化劑入口處，前墻區(qū)域流速過低，前墻區(qū)域積灰增多堵塞催化劑；后墻區(qū)域流速過高，后墻區(qū)域催化劑嚴重磨損[5-6]。筆者采用試驗結合數(shù)值模擬的方法，對引起該SCR脫硝裝置內(nèi)部流場不均的原因進行詳細分析，并制定合理的優(yōu)化方案，以保證催化劑入口截面流場均勻分布。1 冷態(tài)試驗1.1 試驗方案根據(jù)鍋爐冷態(tài)自?；?，當煙氣氣流的雷諾數(shù)超過臨界雷諾數(shù)時，氣流運動狀態(tài)進入自?；瘏^(qū)，氣流流動狀態(tài)將不再隨雷諾數(shù)的增加而變化。因此，通過調(diào)整冷態(tài)試驗的風機通風量，使冷態(tài)時的煙氣
發(fā)電設備 2019年3期2019-08-13
- 某型飛機機翼前緣抗鳥撞結構設計與試驗驗證
別為三角板結構和前墻結構。三角板結構形式如圖3所示，三角板翻邊與蒙皮和肋板連接，旨在通過三角板對鳥體的切割作用疏導鳥體動能。對上述結構進行鳥撞分析，撞擊位置和鳥體速度與原結構相同。蒙皮厚度為1 mm，肋板厚度為1.2 mm，梁腹板厚度為2 mm，三角板初始厚度為2 mm，計算后發(fā)現(xiàn)上述厚度的三角板結構無法提供較好的抗鳥撞效果，增大三角板厚度至3.0 mm時，前緣結構進鳥量為2.5%，機翼前緣結構滿足抗鳥撞要求。撞擊后前緣結構形貌如圖4所示，從圖4可以看出鳥
爆炸與沖擊 2019年2期2019-02-27
- 330MW機組低氮燃燒器改造數(shù)值模擬與工程應用
鍋爐，燃燒系統(tǒng)為前墻布置雙調(diào)風軸向旋流燃燒器、中速磨直吹式制粉系統(tǒng)，燃燒器及其布置見圖1。圖1 燃燒器及其布置示意圖通過對機組鍋爐資料的研究及現(xiàn)場調(diào)查，分析鍋爐存在的NOx濃度高、排煙溫度高、鍋爐效率低和過熱器減溫水量低等問題，擬對鍋爐進行低NOx燃燒器改造。2 數(shù)值模擬結果分析及其改造方案選取鑒于改造前鍋爐運行效率低，污染物排放不滿足環(huán)保要求等現(xiàn)狀，以燃燒模擬為基礎進行模擬。通過模擬后進行相應改造，并通過相關試驗驗證改造結果。低氮改造需重點考慮以下幾個問
上海節(jié)能 2019年1期2019-02-15
- 三種有限元軟件在板樁碼頭結構計算中的應用研究
6.0 m，碼頭前墻高度為27.0 m、厚度為1.0 m，錨錠墻高度為16 m、厚度為1.2 m，遮簾樁長度為30.0 m，尺寸為1.0 m×2.0 m，間距2.75 m，前墻、遮簾樁和錨錠墻通過鋼系拉桿進行連接。計算截面見圖1。3 二維有限元模擬3.1 程序簡介在工程分析計算當中，由于二維有限元[5,6]建模方便，計算歷時短，計算精度能滿足工程應用，從而被廣泛應用。常用的有限元計算軟件為ANSYS,PLAXIS以及FLAC。ANSYS是通用的有限元計算軟
山西建筑 2018年24期2018-09-27
- 振蕩水柱裝置前墻形狀對能量轉化效率影響的數(shù)值模擬
究二維OWC裝置前墻入水深度的優(yōu)化方法。TINDALL等[9]運用數(shù)值模擬方法，通過裝置前后波浪能量的對比研究OWC裝置透平的能量捕獲能力。對于三維數(shù)值研究，LEE等[10]和BRITO-MELO等[11]運用商業(yè)軟件對浮式的OWC進行模擬研究。前墻作為波浪能進出OWC裝置的出入通道，對能量的傳播和轉化的影響十分顯著。OWC前墻的結構設計對波浪能的轉化效率起著至關重要的作用[7]。EVANS等[8,12]、MA[13]均對OWC前墻的入水深度、腔室尺寸做了
中國海洋平臺 2018年4期2018-09-11
- 斜頂樁高樁承臺擋土結構分析研究
整體位移變形分析前墻（預應力U型板樁）成為堤前堤后豎向位移分界面，前墻前側土體豎向位移受墻后吹填土影響較小，前墻后側土體受吹填土影響顯著，堤后最大豎向位移940mm，發(fā)生在墻后拋石棱體所在部位。直立堤整體豎向位移云圖見圖4。受墻后土壓力作用影響，前墻附近土體出現(xiàn)向海側水平位移變形，最大水平位移變形量約54mm，最大水平位移出現(xiàn)在-6.0m高程處。直立堤水平位移云圖見圖5。圖4 直立堤豎向位移云圖圖5 直立堤水平位移云圖3.2 前墻位移及內(nèi)力分析受墻后土壓力
城市道橋與防洪 2018年3期2018-05-02
- U型橋臺常見裂縫產(chǎn)生原因及加固方法研究
U型橋臺，臺身由前墻和兩個側墻構成U字形結構，故稱為U型橋臺。U型橋臺主要靠自身重量來平衡外力，所以臺身厚重，一般用混凝土或片、塊石砌筑。得益于結構的良好整體性，以及充足的強度、剛度和穩(wěn)定性，而且構造簡單，施工便利，U型橋臺成為目前公路橋梁最常見的橋臺形式。U型橋臺地基承載應力均勻，外觀簡潔，在我國被廣泛應用于地質良好的中、小橋。由于設計考慮不周和施工方法不當?shù)仍?，工程實踐中經(jīng)常出現(xiàn)橋臺臺身或臺內(nèi)路面的開裂、側墻傾斜外移、前墻發(fā)生裂縫、錐坡沉陷坍塌、橋臺
西部交通科技 2018年3期2018-04-27
- 高速動車組鋁合金司機室焊接技術
面車頂，以及二維前墻和環(huán)形框，各部件再組焊成三維空間結構的鋁合金司機室。復雜的三維曲面、流線型外形以及高強度要求對司機室焊接技術要求非常高，流線型司機室的焊接工藝難度可與飛機機頭的焊接工藝難度相提并論。圖1 司機室結構示意Fig.1 Picture of driver's cab structure2 司機室焊接技術2.1 焊接材料高速動車組流線型司機室是鋁合金全焊接結構，主要鋁合金材料有：EN-AW6005A（AlSiMgA），EN-AW6082（AlS
電焊機 2018年3期2018-04-17
- 循環(huán)流化床鍋爐水冷壁偏磨原因分析及改進
問題（1）鍋爐前墻（衛(wèi)燃帶向上3.5 m范圍內(nèi)）水冷壁磨損嚴重，鍋爐后墻、兩側墻（衛(wèi)燃帶向上3.5 m范圍內(nèi)）水冷壁磨損程度較輕。（2）鍋爐前墻（衛(wèi)燃帶向上3.5 m范圍內(nèi)）水冷壁磨損不是循環(huán)流化床鍋爐爐內(nèi)貼壁流的常規(guī)性均勻磨損，呈現(xiàn)的是偏磨磨損現(xiàn)象，主要表現(xiàn)為：以鍋爐前墻中心線為基準，右側水冷壁沖刷磨損面出現(xiàn)在水冷壁管左側面，中部及右側面不磨損；以鍋爐前墻中心線為基準，左側水冷壁磨損面出現(xiàn)在水冷壁管右側面，中部及左側面不磨損。（3）每次停爐檢修時都發(fā)現(xiàn)
設備管理與維修 2017年6期2018-01-17
- 扶壁式橋臺在市政橋梁中的應用
其由臺帽、側墻、前墻和基礎組成，主要特點是依靠橋臺自身恒載來平衡外力使其保持穩(wěn)定。U型重力式橋臺的優(yōu)點是取材方便，整體性好，剛度大，抗傾覆能力強，臺身可采用片石混凝土或混凝土等圬工材料澆筑而成，構造簡單，施工方便，工藝成熟，質量易控制。重力式橋臺的缺點是體積大、重量大，對基礎的承載力要求高，基礎所需的基坑的開挖量大，且由于其臺身是由大量圬工材料組成，含筋量少，在回填土施工碾壓、溫度及混凝土收縮徐變等因素影響下，臺身表面容易出現(xiàn)裂縫，從而影響橋梁結構的耐久性
福建建筑 2017年6期2017-06-23
- 分離卸荷式板樁碼頭中樁基-卸荷承臺結構的卸荷機理研究
結構的基礎上通過前墻后方埋深的樁基卸荷承臺結構承擔部分荷載從而實現(xiàn)卸荷效應。為了研究該碼頭結構的卸荷機理，文章通過有限元數(shù)值模擬對分離卸荷式板樁碼頭結構在施工過程中的承載特性進行研究，并通過對比工程原型觀測數(shù)據(jù)驗證模型的正確性。在此基礎上，通過對比單錨式、雙排樁和分離卸荷式三種板樁碼頭結構在相同工況下的結構內(nèi)力與變形以及應變能差異，分別探究樁基卸荷承臺結構的雙排樁和卸荷承臺結構的卸荷效應及其組合后的影響。結果表明雙排樁在水平方向通過自身抗彎能力與樁土間相互
水道港口 2017年1期2017-04-12
- 煙臺港西港區(qū)開孔直立堤設計淺析
身開孔，所以首先前墻承受的波浪力和實體直立墻不同，其次是波浪會進入沉箱，對各個墻都會產(chǎn)生作用，包括胸墻?？紤]到在這樣一個相對封閉的空間里波浪的反射疊加會非常復雜，故在實際設計過程中對波浪力進行試驗測定，為構件的配筋計算和胸墻穩(wěn)定提供指導性依據(jù)。物理模型試驗由交通運輸部天津水運工程科學研究院負責開展，如圖3所示為試驗過程中波浪力測點在沉箱各面墻及胸墻上的分布情況。試驗對比了沉箱開孔與不開孔時前墻承受的波浪力情況，并測定了沉箱開孔情況下胸墻底承受的波浪力。圖3
港工技術 2016年6期2017-01-12
- W形火焰鍋爐水冷壁熱偏差分析
分布均勻或者靠近前墻部分稍高；對各個爐墻面來說，工質的平均焓增隨著機組負荷的升高而減??；前后墻水冷壁管子平均吸熱量高于左右墻。超臨界壓力； 鍋爐； W形火焰； 水冷壁； 熱偏差我國無煙煤儲量豐富，分布廣泛，W形火焰鍋爐適合燃燒無煙煤；因此，W形火焰鍋爐在我國燃煤鍋爐中占到了相當?shù)谋壤?。水冷壁特性是超臨界壓力鍋爐的一項關鍵性技術[1]。筆者通過對超臨界壓力W形火焰鍋爐水冷壁的熱偏差進行計算與分析，希望對該類鍋爐的運行和設計提供借鑒。1 試驗鍋爐及測點布置該試
發(fā)電設備 2016年5期2016-11-01
- 控制室抗爆設計
時間td等參數(shù)。前墻動荷載計算：在發(fā)生爆炸時前墻承受爆炸沖擊波產(chǎn)生的反射壓力。峰值反射壓力Pr按下式計算：(1)式中，Pr為峰值反射壓力，KPa；PSO為峰值入射超壓，KPa；tC為滯留時間，s；PS為停滯壓力，KPa；td為爆炸沖擊波作用時間，s。為方便計算，將爆炸沖擊波反射壓力與時間關系曲線簡化為等效三角形(見圖1)，采用沖量和峰值壓力相等原則進行簡化，等效三角形作用時間：te=2Iw/Pr(2)IW=0.5(Pr-Ps)tc+0.5Pstd式中，IW
化工設計 2016年4期2016-09-05
- 1000MW超超臨界鍋爐水冷壁泄漏原因分析及治理
電廠超超臨界鍋爐前墻水冷壁泄漏原因進行分析，從結構、設計、管子組織與性能、運行等方面進行論述，指出高溫運行過程中前墻水冷壁異常膨脹、管子性能與組織異常、焊接工藝不當、結構設計造成的水冷壁局部應力過大以及運行過程中的熱應力是引起水冷壁失效的主要原因，針對以上原因提出了針對性的治理措施超超臨界鍋爐；前墻水冷壁；膨脹；熱應力1 水冷壁泄漏概況某電廠＃4鍋爐為HG－3110／26.15－YM2型單爐膛、反向雙切圓、П型布置、一次中間再熱、超超臨界變壓運行直流鍋爐，
綜合智慧能源 2016年2期2016-03-14
- 煤粉鍋爐水冷壁泄漏原因分析與預防
水冷壁上部集箱。前墻上部水冷壁采用內(nèi)螺紋管，規(guī)格為D51×5.7 mm，材料為SA－210A1。1 事件經(jīng)過1號機組負荷為530 MW，主汽壓力為16.1 MPa，A、B、C、D、E磨煤機運行。4月12日，運行人員發(fā)現(xiàn)鍋爐四管泄漏裝置水平煙道附近13、21號點，爐膛上部4、5號點能量值升高，鍋爐補水量為60 t／h（正常運行10～20 t／h），經(jīng)就地檢查確認鍋爐水冷壁泄漏。為避免缺陷擴大，匯報網(wǎng)調(diào)同意后將機組解列。搶修完成后機組并網(wǎng)恢復。2 檢查情況2.
東北電力技術 2016年8期2016-02-16
- 660MW機組SCR催化劑磨損分析及優(yōu)化
易富集于反應器內(nèi)前墻位置并造成前墻位置催化劑磨損，這與催化劑抽檢實現(xiàn)相吻合。提出了上轉角煙道導流板的優(yōu)化設計，可提高首層催化劑入口飛灰分布的均勻性。SCR；飛灰；催化劑0 引言NOx是主要大氣污染物之一，對環(huán)境造成嚴重的危害。選擇性催化還原（Selective Catalytic Reduction，SCR）煙氣脫硝技術因其脫硝效率高、技術成熟，在燃煤電站中得到廣泛應用[1]。對于SCR法而言，催化劑是其核心[2]，而現(xiàn)役機組SCR投運一段時間后，催化劑磨
發(fā)電技術 2015年6期2015-12-20
- 基于ABAQUS的分離卸荷式板樁碼頭受力特性
平臺群樁基礎對于前墻的卸荷作用。但由于分離卸荷式板樁碼頭結構復雜，應用較少，工作機理仍處于初級研究階段，受力變形特性也需進一步研究。文中利用ABAQUS有限元軟件依托具體工程實例對分離卸荷式板樁碼頭進行分析，重點從卸荷承臺與胸墻間距、樁基截面尺寸和樁基排數(shù)3個方面對其工作機理和受力特性進行研究，為分離卸荷式板樁碼頭的優(yōu)化設計提供一定參考。1 分離卸荷式板樁碼頭的有限元建模如圖1所示，分離卸荷式板樁碼頭是在傳統(tǒng)板樁碼頭后方增設一樁基卸荷承臺，群樁基礎承擔承臺
服裝學報 2015年4期2015-12-02
- 分離卸荷式地下連續(xù)墻板樁碼頭結構與土相互作用研究
式之一，卻容易因前墻側向土壓力的存在而產(chǎn)生墻體水平變形。而分離卸荷式地下連續(xù)墻板樁碼頭結構可以用卸荷板與樁基承受上部土重和荷載，從而使前墻側向土壓力得到減小。因此，有必要對該種板樁碼頭結構與土的相互作用進行深入研究，以便更好的進行該結構的應用。1、研究方法與模型為了研究分離卸荷式地下連續(xù)墻板樁碼頭結構與土的相互作用，本文采取了有限單元法進行研究模型的建立。而應用有限元法需要進行理想位移和應力分布模式的假定，并且根據(jù)力的平衡條件進行線性方程組的建立。通過求解
科技與企業(yè) 2015年24期2015-10-21
- 分離卸荷式板樁碼頭土壓力計算方法
從而有效地改善了前墻受力變形特性。針對分離卸荷式板樁碼頭的特點和土體的具體情況,利用極限平衡理論、微元分析法等建立分離卸荷式板樁碼頭前墻土壓力、前排樁樁后土壓力以及后排樁樁后土壓力的計算公式。以某港區(qū)10萬t級分離卸荷式板樁碼頭為例,建立有限元模型,將土壓力公式結果與數(shù)值模擬結果進行對比分析。結果表明兩者吻合度較高,提出的土壓力計算公式可用,并可為類似工程設計和結構計算提供一定參考。分離卸荷式;板樁碼頭;土壓力;有限元隨著我國港口事業(yè)的發(fā)展,板樁碼頭走向深
服裝學報 2015年3期2015-10-21
- 地震作用下分離卸荷式板樁碼頭動力響應研究
地震荷載作用下，前墻-拉桿-錨碇墻以及前樁-后樁-卸荷平臺均能形成整體結構受力體系，仍然發(fā)揮承擔荷載的作用；后樁的彎矩方向在動力作用下可能發(fā)生改變，但前墻、前樁和錨碇墻的彎矩方向基本不變；隨著地震峰值加速度的增大，前墻、前樁、后樁、錨碇墻以及拉桿的最大內(nèi)力值都呈現(xiàn)為不同比例的增大，其中前墻彎矩增幅最大，錨碇墻彎矩和拉桿拉力的增幅次之，前樁和后樁的彎矩增幅最小，表現(xiàn)出了碼頭結構分離卸荷的特點。板樁碼頭；動力響應；地震波；結構內(nèi)力1 研究背景板樁碼頭因其施工方
中國水利水電科學研究院學報 2015年2期2015-08-09
- 遮簾式板樁碼頭地基地震液化破壞機理①
化流動對遮簾樁和前墻的動土壓力。研究表明：地震作用下可液化土層超孔隙水壓力比增長并發(fā)生較大的水平流動變形，對前墻的水平破壞大于豎向破壞；前墻剪力最大值位于海床與前墻交界處；遮簾樁剪力最大值位移與前墻底平行的位置；后拉桿拉力逐漸變大，前拉桿拉力逐漸變小。通過對板樁碼頭地震液化災害的分析，可為抗震和抗液化設計提供參考依據(jù)。遮簾式板樁碼頭； 地震液化； 前墻剪力0 引言板樁碼頭是碼頭三大結構型式之一，其主要組成部分包括：板樁墻、拉桿、錨定結構、導梁、帽梁和碼頭附
地震工程學報 2015年2期2015-06-09
- 鍋爐水冷壁爆管原因分析
23日，該鍋爐因前墻水冷壁發(fā)生爆管而停爐，爆管位置為前墻水冷壁爐右數(shù)第141根管向火側，標高約19.0 m。爆管處水冷壁為光管，材質為TU48-C(相當于國內(nèi)20MnG)，規(guī)格為 ? 38 mm×5.60 mm。爆管上方水冷壁為內(nèi)螺紋管，材質為TU15CD2-05(相當于國內(nèi)12CrMoG)規(guī)格為? 38 mm ×4.77 mm。1 現(xiàn)場檢查情況現(xiàn)場檢查發(fā)現(xiàn)，前墻水冷壁爐右數(shù)第141根管標高約19.0 m處有一爆口(如圖1所示)，同一根管前墻冷灰斗水冷壁標
綜合智慧能源 2015年12期2015-04-24
- 遮簾式板樁碼頭結構土壓力特性模型試驗研究
構在碼頭開挖后，前墻、遮簾樁及不同斷面上土壓力的變化規(guī)律，總結遮簾式板樁碼頭結構中土壓力的傳遞機理.1 模型試驗1.1 原型結構簡介模型試驗采用的原型為京唐港32#10 萬噸散貨碼頭，其結構參數(shù)指標如下:前墻厚1.0 m，墻底標高－28.50 m，墻頂標高4.0 m，其上澆筑混凝土胸墻;遮簾樁斷面尺寸(長×寬)為1.0 m ×2.0 m，墻樁間距2.75 m，樁間距2.75 m，底標高－32.0 m，樁頂標高4.0 m，其上澆筑混凝土導梁;根據(jù)上部軌道梁位
東南大學學報（自然科學版） 2015年6期2015-03-12
- 岸式振蕩水柱波能轉換裝置的數(shù)值模擬
數(shù)值模型，研究了前墻尺寸，氣室寬度及入射波要素對岸式振蕩水柱波能轉換裝置能量轉換效率的影響。1 OWC時域數(shù)值模型1.1 控制方程和邊界條件本文研究的岸式振蕩水柱波能轉換裝置如圖1所示，H代表水深，A、B、C、D分別代表氣孔寬度、氣室寬度、前墻壁厚和入水深度。在流體無粘、無旋、不可壓縮的假定下，計算域內(nèi)流體的速度可用速度勢的梯度表示:圖1 岸式振蕩水柱波能轉換裝置示意圖Fig.1 Schematic of land-based OWC本模型采用源造波方法造
哈爾濱工程大學學報 2014年7期2014-08-26
- 遮簾式板樁碼頭變形機制有限元分析
擬，通過共節(jié)點與前墻、遮簾樁和錨碇墻連接?？紤]到前墻和錨碇墻均為連續(xù)墻，而遮簾樁間間距為2.75 m，根據(jù)剛度等效原則將遮簾樁等效成連續(xù)墻，取其厚度為1.43 m。模型建立以及計算結果均采用國際標準單位。邊界條件設置為上部自由，前后兩側為水平約束，底部完全固定。其中前墻、遮簾樁、錨碇墻的底部水平向約束[7]，其模型見圖3。圖3 二維有限元模型3.4 三維模型考慮到三維模型計算量大，模型模擬中選取3根樁進行建模，分別考慮了中間樁和兩邊樁之間的變形變化。前墻、
長江科學院院報 2014年7期2014-08-17
- U型橋臺常見病害機理與加固技術研究
應力偏大，尤其是前墻與側墻交匯處，是橋臺臺身開裂的主要內(nèi)因，因地制宜采用合適的加固方式可有效防止橋臺開裂。U型橋臺； 病害機理； 非線性分析； 加固由于構造簡單、施工方便、成本低廉，使得U型橋臺在橋梁建設中運用非常廣泛[1]。某些特殊的地形還造就了很多高、寬、大的重力式橋臺。在運營過程中，由于活載、結構恒載以及土壓力等因素的耦合作用，U型橋臺常會出現(xiàn)一些病害[2]。而作為橋梁結構中的主要承重部件之一，橋臺病害將直接影響到橋梁的承載能力，危及橋梁安全。大量的
土木工程與管理學報 2014年4期2014-07-24
- 超臨界直流電站鍋爐水冷壁開裂原因分析及改進措施
水冷壁采用光管，前墻和兩側墻管子規(guī)格為31.8×7，材料12Cr1MoVG，后墻、折焰角及水平煙道規(guī)格為31.8×6.5 材料12Cr1MoVG。2 水冷壁內(nèi)部檢驗中發(fā)現(xiàn)的問題2012年6月設備運行1年后在對水冷壁內(nèi)部檢驗時發(fā)現(xiàn)了以下6個問題：1)前墻水冷壁中部從水冷壁中間混合集箱上部至水冷壁上集箱底部位置有兩處鰭片開裂，長度約16.5m。如圖1（標高47450到64000）2)中間混合集箱以上前墻水冷壁管存在不同程度的波浪狀變形。圖13)前后墻26只燃盡
中國特種設備安全 2014年7期2014-03-10
- 一種輕量化翼開啟式廂體的設計
通過安裝在側翼與前墻、側翼與后端總成之間的四個油缸控制實現(xiàn)向上90°的開啟，方便叉車直接在側面進行貨物裝卸，裝卸效率高，廣泛應用于托盤產(chǎn)品、汽車零部件以及其它商品配送等行業(yè)。輕量化；翼開啟式廂體；鋁合金；復合木板CLC NO.: U462.2 Document Code: A Article ID: 1671-7988(2014)10-65-03引言翼開啟式廂體是我國近幾年發(fā)展起來的一種新型廂體。伴隨著物流產(chǎn)業(yè)的快速發(fā)展以及甩掛運輸?shù)呢涍\趨勢，翼開啟式廂體
汽車實用技術 2014年10期2014-02-20
- 重力式U 型橋臺開裂原因
橋臺因其臺身是由前墻和兩個側墻構成的U 字形結構而得名。其優(yōu)點是構造簡單，可以用混凝土或片、塊石砌筑。缺點是橋臺體積和自重較大，增加對地基的要求，此外，橋臺兩側填土容易積水，結冰后凍脹，使側墻產(chǎn)生裂縫。所以橋臺采用滲水性較好的土夯填，并做好臺后排水。本文通過對《公路橋涵設計通用規(guī)范》橋臺部分各個條款進行詳細分析計算，并且借助專業(yè)分析軟件MIDAS FEA 的模擬計算臺后土壓力對前墻的影響，防止部分橋梁在營運不久出現(xiàn)的各種嚴重問題。1 設計算例本文根據(jù)重慶市
交通科技與經(jīng)濟 2013年4期2013-10-17
- Plaxis在板樁碼頭分析中的應用
材料參數(shù)見表1，前墻、后墻和拉桿的每延米抗壓剛度EA分別為4．36×106，2．40×106和4．86×105kN/m，前墻和后墻的每延米抗彎剛度EI分別為4．36×105和4．29×104kPa/m．為方便比較，計算中忽略剩余水壓力和船舶荷載，僅考慮碼頭面上的2 t均載．表1 土體參數(shù)Tab．1 Soil parameters在Plaxis計算中，板樁碼頭可以簡化為平面應變問題，前墻和后墻用梁單元模擬，土體用15節(jié)點的三角形單元模擬，用點對點錨桿單元模擬
水利水運工程學報 2013年1期2013-09-26
- 遮簾式板樁碼頭三維地震動響應
型碼頭.板樁結構前墻主要起擋土作用，當前墻擋土較高時，前墻墻后土壓力大，前墻內(nèi)力和變形將成平方增大，這不僅會增加投資成本，而且還會增加板樁的危險性.為了克服這一缺點，人們在前墻后增加遮簾樁，間距分布合理的遮簾樁能利用土拱效應承受較大一部分的土壓力以減少前墻的土壓力，再加上鋼拉桿對前墻和遮簾樁上部的約束，前墻的受力明顯改善，碼頭得以向深水化發(fā)展，稱這種碼頭為遮簾式板樁碼頭［1］.中交第一航務工程勘察設計院首次設計這種全新的碼頭結構形式，并將其應用在唐山港京唐
上海海事大學學報 2013年1期2013-07-06
- 基于接觸力學的復雜樁土結構相互作用分析
墻，模型由土體、前墻、灌注樁、承臺和承臺處開山石填土組成，為減小邊界范圍對計算結果的影響，模型長度取值94m，寬60m，高56m，灌注樁分三排共6根，樁長31m，見圖1。為表述方便，第一排樁為1、2號樁，同理，第二、三排樁編號為3、4、5、6號樁。在前墻與海側土體、前墻與陸側土體、前墻與墻底土體、灌注樁與樁周土體、灌注樁與樁底土體之間建立接觸，前墻、灌注樁與樁頂土體建立綁定約束。采用C3D8I三維非協(xié)調(diào)實體單元，選擇結構化技術劃分為六面體網(wǎng)格，共計7 94
建材世界 2013年2期2013-04-15
- 重力式橋臺裂縫的成因分析及處理方案
分析1.1 橋臺前墻中部豎向裂縫橋臺前墻中部之所以存在豎向裂縫，一方面是因為橋面發(fā)生了不均勻沉陷或其基礎松軟造成的，正常情況下，豎向裂縫都上窄下寬，而且延伸到基礎底部；另一方面，對于材料為水泥混凝土澆筑的寬橋臺，完成澆筑以后，混凝土表面常產(chǎn)生裂縫病害，這種裂縫主要是豎向的，但有長有短，無規(guī)律可循，有時也可能產(chǎn)生細短的橫向裂縫，與豎向裂縫一起構成網(wǎng)狀裂縫?；炷帘砻媸湛s或發(fā)生溫差變化，往往會引發(fā)這種裂縫，要減少或杜絕這種裂縫，先要保證橋臺構造的設計合理可行，
河南建材 2013年2期2013-04-09
- EDTA清洗中水冷壁前墻溫度偏低原因分析及處理措施
，檢查發(fā)現(xiàn)水冷壁前墻溫度偏低，僅能維持在40 ℃左右，最高為75 ℃，這將直接影響到前墻以及整個鍋爐系統(tǒng)清洗效果。3 水冷壁前墻溫度低的原因分析3.1 節(jié)流孔板移位按照清洗導則的要求，節(jié)流孔板的孔徑應為下降管內(nèi)徑的1/7～1/8，DG 670/8型鍋爐的集中下降管規(guī)格為φ426 mm×36 mm，因此節(jié)流孔板孔徑應小于50 mm。在EDTA清洗開始之前，檢修人員按此要求在位于汽包內(nèi)部的6根集中下降管入口安裝了節(jié)流孔板。清洗過程中，清洗系統(tǒng)按照鍋爐中心線分為
河北電力技術 2012年2期2012-11-14
- 板樁碼頭結構中樁體作用寬度試驗研究
長期缺乏用于建造前墻的優(yōu)質型鋼，我國板樁碼頭結構僅用于中小型港口工程。自2000年以來，鋼筋混凝土地連墻板樁碼頭結構設計水平和施工技術得到極大提升，遮簾式板樁碼頭結構和卸荷式板樁碼頭結構等具有自主創(chuàng)新特色等板樁結構型式在多個大型深水泊位建設中得到成功應用［2］?，F(xiàn)有的板樁碼頭結構的設計計算理論已不能完全滿足當前大噸位深水板樁碼頭的設計建設要求，因此，為完善板樁碼頭結構的設計計算理論開展了專題研究。在板樁碼頭結構中，樁是一種最常見的構件，如斜拉板樁碼頭中的斜
長江科學院院報 2012年1期2012-11-12
- 重力式橋臺開裂原因的有限元分析與加固措施*
m×30 cm.前墻斜長2 372 cm，頂厚130 cm，底厚454 cm，側墻不等長，其中鈍角處外側長500 cm，銳角處外側長1 582 cm.臺身及基礎采用15號片石混凝土(設計片石標號不低于25號，摻量不多于混凝土結構體積25%).1.2 破壞形態(tài)該橋竣工后，次年投入使用，6年后發(fā)現(xiàn)兩側橋臺臺身及側墻出現(xiàn)不同程度裂縫，尤以一側橋臺臺身前墻豎向裂縫為重，豎向貫通且裂縫寬度較大，上寬下窄.裂縫寬度在1 cm左右，裂縫沿墻高有局部產(chǎn)生破損.上緣距長側墻
吉林建筑大學學報 2012年2期2012-10-12