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Fig.2 Shape and dimension of fatigue specimen of Ti alloy electron beam welding joint (mm) 采用拉-拉加载方式进行疲劳试验.由于搭接焊接接头几何形式及载荷对称,搭接焊焊缝处主要承受拉伸载荷作用,应力集中主要产生在焊缝表面和根部的焊趾处,在搭接焊间隙尖端也存在一定的应力集中,不同位置应力集中的大小决定了疲劳试验中疲劳裂纹的启始断裂位置.疲劳试验前,采用体式显微镜对每个试样间隙,焊缝表面焊趾处咬边缺陷及焊缝根部凸高局部尺寸都进行测量(见表1和图3).由于焊接过程中,薄板会产生一定的变形,因此,搭接间隙与理想的控制间隙(0,0.1,0.2 mm)存在一定的差距.E1,E2和E3试样焊接后都对焊缝上下表面进行重熔修饰,焊缝上下表面比较平展光滑,焊趾处没有咬边缺陷,焊缝根部也没有明显凸高,焊缝与母......
因有以下2方面:第一,在进行模型简化时没有考虑剪切变形的影响,剪切变形对高阶振型的影响较大；第二,主要是把剪力墙看为整体墙进行考虑,也就是说对于开洞剪力墙考虑联梁的刚度比较大,连梁的刚度对高阶振型影响也比较大(除壁式框架外).本文为了分析连梁刚度对高层剪力墙结构自振特性,进行结构设计时设计连梁刚度相对每个墙趾的刚度较小,连梁高0.8 m,跨度2.5 m,当刚度梁刚度增大时,本文动力模型计算结果会精确些.对于结构的地震响应主要是低阶振型起控制作用,因此通过应用本文建立的动力模型进行地震响应分析也能得到较精确的结果.图2所示为本文建立动力模型的前三阶振型图,图3所示为有限元模型的第一,第三阶振型图.从图2和3可以看出:2种动力模型的振型图基本一致,连梁刚度对低阶振型基本没有影响,连梁与墙趾转动一致,但到高阶振型时,由于连梁相对墙趾刚度较小,与墙趾转动不一致,使整片墙模态刚度降低,因此,随着振型......
处在焊趾位置即电弧的边缘区域,因此,焊接电弧对富锌区组织的热作用较弱.但浸泡试验和电化学腐蚀试验均发现焊接接头焊趾处是一个腐蚀薄弱区,接头焊趾处最易发生腐蚀.这说明焊接接头焊趾处组织α(Al)和Al-Zn固溶体是造成该区域易被腐蚀的重要原因,与焊接接头其他区域组织相比,该组织的腐蚀电位较负. 图8所示为焊接接头富锌区电化学腐蚀后的腐蚀形貌和元素扫描分析.研究发现沿着晶界的区域出现了大量的腐蚀坑其腐蚀是最严重的.面扫描结果表明(见图8(b)和(c)),在焊趾处腐蚀最严重的区域即晶界处Al原子较少,有较多的Zn原子分布,其他区域Al原子的分布较多,Zn原子的分布相对较少.这说明在电化学腐蚀过程中沿晶界分布的富锌相最易发生腐蚀,而富铝相的腐蚀则相对轻微.由此可以看出,铝/镀锌钢异种金属熔钎焊富锌区的存在对接头的腐蚀性能是不利的. 图8 铝/钢焊接接头富锌区电化学腐蚀后的腐蚀形貌和元......
-Coulomb准则.运动单元法将近似假设的塑性滑动区离散为有限个单元,称为运动单元.运动单元法边坡稳定分析模型如图1所示.其中:L为坡趾到坡顶滑出点的水平距离；D为坡趾到滑动面最低点的深度. 根据单元运动协调条件,建立单元运动方程组: (1) 式中:[K]为运动方...剪强度参数反演新方法 3.1 基本原理 边坡滑带岩土体抗剪强度参数反分析就是根据滑坡体的几何尺寸,结合现场勘察得出的边坡安全系数,建立数学模型,然后利用该模型反算岩土体的c和.安全系数建议根据边坡变形状态参考表4[17]选取. 研究表明,对于特定几何形状的边坡,λ控制着临界滑动面位置和.通过现场勘查得到滑体形状参数(滑动面坡顶滑出点离坡肩或坡趾的距离比较容易确定,故本文选取该参数),根......
Fig.4 Stress-loading curves of measurement point H3 (2) 加劲肋与横隔板焊接处.横隔板与纵肋竖向连接角焊缝的下端部焊趾处容易出现疲劳裂纹.H2和H5分别为横隔板苹果形和钥匙形孔洞处与纵肋的焊缝处的应变测点,此处苹果形孔洞应力较大,如图6和图7所示.苹果形开孔处加劲肋两表面均与横隔板焊接,刚度比钥匙形开孔处连接构造大,承受的荷载也就更大. (3) 盖板与横隔板焊接处.横隔板一般通过2个角焊缝连接到桥面板上,接头的影响线表明:当1个车轮通过时,在横梁的焊趾上有1个单一的交变循环,而桥面板的焊趾受到1个主要的全压循环和相关的1个微小循环.当车轮荷载直接作用在横隔板上时,2个循环间的差异最大.苹果形孔洞处桥面板与横隔板焊缝测点主拉应力都在5 MPa以下,而钥匙形孔洞处测点主拉应力较大,如图8和图9所示. 图5 钥匙形开孔......
between filling height and time 2 测试结果与分析 2.1 沉降规律 为了测试煤矸石路堤的沉降情况,在每个试验断面埋设竖向应变计3个,编号为VY1,VY2和VY3,到墙趾水平距离分别为3,6和9 m,如图2所示.沉降随施工时间关系如图4所示,沉降沿路堤横向分布如图5所示. 从图4可以看出:沉降初期较快,后期较慢,且沉降曲线均有突变,这是进行了路堤...律 按照现场试验方案,埋设到墙趾水平距离分别为2,4,6,8和10 m的竖向土压力盒,编号为VE3~VE7,埋设深度为2.4 m(从挡墙顶部往下算),如图2所示.图8所示为竖向土压力时程曲线,图9所示为竖向土压力沿路堤横向分布曲线. 从图8可以看出:在2个试验断面中,测点VE3,VE4,VE5,VE6和VE7的竖向土压力变化趋势大体一致,竖向土压力均随着填筑煤矸石高度的增加而有所增加；当填筑高度不......
确定不同抗倾覆稳定系数Kq下的挡墙埋置深度D且简化计算,进行如下假定. 1) 刚性挡墙处于平面应变状态且不计其自重,支撑和地面超载,地下水位始终位于挡墙墙趾以下； 2) 挡墙前后的土体均匀连续,不分层,墙面竖直光滑,填土面及开挖面水平,符合朗肯土压力理论；土体强度τf满足Fredlund非饱和土双应力状态变量抗剪强度[15],即 (1) 式中:c′为有效黏聚力...; (7) 式中:kp为被动土压力系数. 将竖向应力(σv-ua)=γ(y-H)(见图1)和总黏聚力ct=c′+(ua-uw)×tanφb代入式(7),得非饱和土被动土压力强度(σh-ua)p为 (8) 1.2.2 抗倾覆埋置深度 基坑挡墙抗倾覆稳定系数Kq为绕墙趾B......
随机可靠度. 2.1 重力式挡土墙结构功能函数的建立 重力式挡土墙结构最主要的失稳模式是倾覆失稳和滑移失稳.图3所示为重力式挡土墙设计,绕墙趾转动的抗倾覆稳定的功能函数为 (12) 其中:MR为抗倾覆弯矩；MS为倾覆弯矩. 图3 重力式挡土墙设计图 Fig.3...动土压力系数；X和Y分别为墙体重力,主动土压力到墙趾的力臂；μ为土对挡土墙基底的摩擦因数；为墙后土体的内摩擦角[10]. 对于图2所示重力式挡土墙,忽略墙顶荷载以及挡土墙的被动土压力,挡土墙的几何尺寸和物理参数为已知量.大量工程实践证明影响挡土墙的主要模糊随机变量为,,和,通常这4个随机模糊变量呈正态分布[11].为方便表达,分别以(i=1, 2, 3, 4)代替上面4个随机模糊变量,在统计参数......
; (13) X1井为某致密砂岩气田一口压裂水平井,完钻井深4 319 m,水平段长度为824 m,采用裸眼封隔器分段压裂5段完井,从水平井筒的趾端到根端,压裂裂缝间距不等,依次为115,100,120和160 m.投产后对X1井进行了修正,气层基本参数与压力恢复曲线分析结果如表1所示,修正等时试井结果表明X1...在压降,从水平井的趾端到跟端,裂缝处井筒压力逐渐降低,特别是在靠近水平井跟端的井筒部位,压降较大,因为越靠近跟端,水平井筒的流量越大,压降也越大.由于水平井筒内流动存在压降,水平井筒对称位置上的裂缝(如裂缝1与裂缝5,裂缝2与裂缝4)产量略有差异,靠近水平井筒跟端的裂缝产能略高于靠近趾端的对称裂缝产能,如裂缝1的产量为5.33×104 m3/d,而裂缝5的产量为5.30×104 m3/d. 图3......
填料与地基土的差异性,将填方边坡视作"两层土结构". 填方边坡滑动面形状接近于对数螺旋线形式,且当边坡坡角小于60°时,边坡的滑动面可能会从坡趾下方通过[16].为此,本文以通过坡趾下方的对数螺旋线破坏机构为推导依据,边坡外部边界由按设计要求的折线段构成,如图1所示.对数螺旋曲线方程为 (1) 式中:r为角度对应的极半径；r0为θ=θ0时的极半径；θ和θ0分别为描述对数螺旋破坏面的任一和初始角度...,应按照2层土进行处理,此时,θ1存在；2) 当时,滑动面始终在地面线以上土层内,此时,可按照单层土进行处理,滑动面通过坡趾,且θ1不存在.当θ1存在时,其应符合 (5) (6) 由于地面线以上,下层的土体特性不同,故土体重力功率应分别求得.滑动土体重力总功率由地面线上下土层的重力功率组成,即 (7) 式中:为地面线以上滑动土体重力功率；为地面线以下滑动土体重力功率. 对于地面线以上滑动土体,重力......
