应力结构（共12篇）
应力结构 篇1
0 引言
在光学仪器中,用于光学镜头,棱镜等与金属底座相连接的胶称为光学结构胶[1]。胶接技术相对机械固定技术有一系列优点,如简化仪器结构和工艺,节省加工工时和原材料,降低生产成本,同时可克服由于机械固定不紧而产生的松动现象等。然而,由于结构胶固化过程中自身体积的收缩或膨胀,温度效应以及粘弹性的影响等,胶内会产生一定的固化应力,影响粘接后的效果,如粘接透镜,胶固化后产生的残余应力会使透镜的镜面变形,进而影响透镜的成像质量,可见,胶的固化研究对光学系统的装配具有实践指导意义。近年来,国内外很多科研工作者采用不同的实验方法对聚合物的固化应力(应变)进行了研究,取得了一定的进展。如国外,D.C.Watts,Lu H等采用的悬臂梁法[2,3],Giulio Marchesi等采用的通用试验机法[4],Claus-Peter Ernst等采用的光弹性法[5]以及J.R.Cordon的“粘接盘”式法[6,7]等;国内郭源君等采用的“填埋电阻丝”法[8]等。然而这些方法都有自身的缺点,悬臂梁法结构复杂,当C(径厚比的一半)值较小时,其一维收缩应力假设有缺陷;光弹性法只对透明材料适用;通用试验机法要求样本高度不变,其反馈参数的设置及样本模量随时间变化容易导致收缩应力测量的假周期行为等;“粘接盘”式法样本周围有一个聚丙烯环,用于控制样本的形状,该方法对于光固化适用,对于自然固化条件,由于四周封闭,样本很难固化;而且,上述方法为了只测出一维收缩应力,样本形状都设计成对称的圆柱形,这与很多实际胶接模型不符,因此对具体实际应用指导有限。本研究基于一种特殊的胶接模型(如图1),在电测法的基础上,自己设计实验模型,分析块状结构胶在恒温下的固化性质及其固化后残余应力对被粘物体的影响。
1 原理
结构胶的固化应力来源于三个方面:体积变化,温度影响,自身粘弹性[9]。对于恒温下的固化应力主要来源于体积变化和自身粘弹性。体积变化对固化应力的影响如图2(a)所示,在固化过程中,结构胶体积由于收缩慢慢变小(对于膨胀型胶是慢慢增大),凝胶后体积不变,固化应力随着体积的改变先慢慢增大后趋于不变。
对于低应力结构胶,其固化应力小,可将其视为线性粘弹性,利用广义Maxwell模型[10]描述其应力松弛,其松弛模量为
式中:Y为松弛模量,Ei为第i个单元的弹性模量,ti为第i个单元的松弛时间,E为Maxwell模型中纯弹性单元的模量。
胶固化初流动性很强,此时可将其近似看成黏性流体,其弹性模量为零,此时松弛模量Y为零,没有应力松弛。当胶凝固后,其应力松弛现象才渐渐表现出来,如图2(b)所示。综合恒温下体积变化和粘弹性对固化应力的影响,可粗略得出固化应力随时间变化曲线,如图3。
从图3中可以看出,固化完成后有一个残余固化应力,一直影响着被粘物体,对于某些精密器件,该残余内应力往往有破坏性影响。因此在选用一种结构胶前,直接或间接测试其固化应力随时间变化关系是有必要的。本文基于电测原理,针对块状胶接模型,设计一个实验模型(如图4)来间接测试结构胶固化应力随时间变化关系。模型由一个长方体钢槽,结构胶(中间红色块状物体)和上表面钢片(尺寸120 mm×40mm×0.5 mm)组成,胶固化过程中产生的内应力会使得上表面钢片发生变形,通过测试钢片中心点的变形大小,可间接反映固化应力的大小,而钢片最终随时间不变的应变量,即可反映固化残余内应力的大小。将测试点选在中心点的原因是:一、几何上对称;二、中心点处变形大,对于低应力结构胶,其测试更加灵敏,准确。对于模型中的块状胶体(如图4),左右两个面固定,体积变化主要在上下(z方向)和前后(y方向)两个方向,因此,可以近似认为胶的固化应力在z方向和y方向。由于试验中使用的钢片厚度远小于其长和宽,在有限元中可将其近似为一个二维壳模型。
根据钢片的弹性模量E和泊松比,我们可以利用有限元软件对其进行分析,将钢片的边界条件设置与跟实验模型相同,然后通过改变施加在z方向和y方向的载荷,使得有限元计算出的钢片平面应力结果与实验所测应变数据计算出的平面应力结果一致,如此,便可从施加的载荷大小上看出结构胶的固化应力对钢片的影响。其中平面应力计算公式[11]为
式中:E为弹性模量,为泊松比,x,x,y,y分别为x方向的应变,应力和y方向的应变,应力。
2 实验部分
2.1 测试仪器与测试环境
测试仪器是ASMB2-16型静态应变采集箱(济南西格玛科技有限公司),测试原理即电测法原理,采用测量电路为半桥电路。
测试环境:10 000级超净间,温度22℃,湿度50%。
测试时间:168 h(一周);取样间隔时间:1 h。
2.2 样本制备和操作过程
实验中所用的钢槽和钢片的材质均为304型号不锈钢,具体试样由专门公司制造,对应形状参数如图5所示,其中钢片的厚度为0.5 mm,结构胶选用两种聚氨脂胶UV295和有机硅胶3140RTV(道康宁公司生产)。总共制备两个样本,编号分别为1#和2#,1#试样注入的胶是3140RTV,2#试样为UV295。两种试样制备流程相同,具体过程为:先将钢槽和钢片放在盛无水乙醇的超声波清洗仪中清洗,用蒸馏水二次冲洗,吹干。用220目砂纸将钢片中心位置打出与贴片方向呈45°交叉条纹,打磨面积为应变片的3~5倍,用丙酮擦拭干净,留待备用。用透明保鲜薄膜将钢槽四周包起来放在一个体积比钢槽略大的硬纸盒(自己制作)中。将钢槽上面的薄膜向四周掀开,将胶盒装在胶枪上,向钢槽中注胶,适当的时候用玻璃棒将胶向四周摊匀,尽量不要带入气泡。待注入的胶的厚度稍超过钢槽厚度(10 mm)时,停止注胶。用丙酮将钢槽左右两个上表面擦拭干净,待丙酮挥发后,在左右两个上表面上涂上瞬干胶502,用牙签摊匀。将打磨过的钢片贴在钢槽上表面上,先固定左右两端,待502凝固完毕,再用一个未注胶的钢槽倒过来放在钢片上均衡挤压,挤出样本内多余的胶,同时保证钢片的平整度,用刀片刮掉前后两侧挤出的胶,然后贴上保鲜膜,到此样本制作完毕。剩下的工作是在钢片中心位置贴应变花和在钢槽侧壁贴补偿应变片,具体操作可参阅相关电测实验书籍[12]。将应变花和补偿片的引线连接到应变采集箱上,完成后,将试件放在平台上,试件下垫有防振的塑料纸,打开应变采集箱,预热30 min左右后,撕掉试件上的保险膜,设置好应变采集箱的参数,开始测量。
3 结果与讨论
3.1 结构胶固化过程分析
在贴应变片过程中,钢片由于镊子,手等操作会发生形变。由于胶初始是液态的,外面贴了保险膜,外加上硬纸盒的作用,胶的体积和形状基本不变,因此钢片变形很小,忽略应变片的重量,可近似看做弹性变形。在测试前一段时间内,该变形可以恢复。让钢片产生一个固定小变形的是三个接线端子,在操作的过程中,三个接线端子在各个样本中放置的位置事先标记好,在相同的操作下,各个样本由于接线端子引起的变形几乎一样,且在数据处理上,我们取的数据是与第一个数据的差值,因此由于操作引起钢片变形的影响几乎可以忽略。
从图6中可以看出,1#样品和2#样品钢片中心点应变随时间变化与理论分析基本一致,先由于体积收缩增大,后由于自身粘弹性发生松弛,最后趋于不变,这也间接证明了该方法的可行性。从图6上可以看出,90 h后,钢片的应变(或应力)随时间有一定的波动,这主要是因为,超净间的温度控制有一定的范围,并非严格不变,当胶凝固后,其性质类似于橡胶体,随着温度的变化,自身有一定的热膨胀(或收缩)。忽略温度及轻微振动的影响,对比两种样本的曲线,可以发现,2#样品固化过程中体积变化比1#大,同时,其松弛幅度也比1#样品高,这说明1#样本性能更稳定一些。从2#样本中的x方向曲线可以看出,1#样本的应变趁于不变的时刻比2#样本小,说明1#样本固化时间比2#短。但仅仅这些信息还不能完全比较样本的性能,对于低应力结构胶,固化后残余内应力的大小才是其主要标准,因此需结合有限元进一步分析胶固化后残余内应力的影响大小。
3.2 结构胶固化后的残余应力对钢片的影响计算
图7是跟据图6中的数据利用式(2)和式(3)计算得到的。从图上可以看出,钢片的应力在胶固化完成后趋于稳定,这说明胶固化后有一个残余应力存在,一直影响着钢片。为了计算出该影响的大小,下面结合原理中分析的方法,将胶内各点固化应力视为一样,利用Patran软件,对钢片作有限元分析。
做一块平板(2D shell),尺寸为0.08 m×0.04 m×0.000 5 m,在Patran软件中建立钢片模型,用4节点四边形单元对模型进行网格划分(长边上取41个节点,宽上取21个节点,总共800个单元),设置与实验模型相同的边界条件(即左右两条边六个自由度完全固定),由于胶各点的固化应力相同,且方向沿z方向和y方向,又基于模型的对称性,可以推出钢片两边中点连线在y方向没有位移。
对于小变形,在有限元中可采取线弹性静力学分析,这样z方向载荷和y方向载荷对钢片的影响可以单独来讨论,最后再将他们统一起来以确定最终的载荷。单独研究时(通过施加不同大小的工况)发现,钢片中心节点处的应力变化与施加载荷大小成线性比例关系。钢片x方向的应力由z方向载荷引起的x方向应力和y方向载荷引起的x方向应力叠加组成的,同样,钢片y方向的应力由z方向载荷引起的y方向应力和y方向载荷引起的y方向应力叠加组成。如此便可以列出两个线性方程,解出两个方向的最终载荷。方程如下:
式中:p为z方向最终载荷,F为y方向最终载荷,x,y为残余平面应力,kzx和kzy分别为单位z方向载荷下的x方向应力和y方向应力,kyx和kyy分别单位y方向载荷下的x方向应力和y方向应力。具体数值为:kzx为6.153×103,kzy为1.075×103,kyx为2.574×106(Pa/N),kyy为1.021×107(Pa/N)。
对于1#样品,钢片趋于不变的应力为:x为4.525×107(Pa),y为4.059×107(Pa);可以解出:p=5.954(k Pa),F=3.348(N)。将p和F代入有限元,可以验证在此载荷下的钢片应力与实验数据一致(如图8所示),为了与z方向单位一致,将y方向载荷换用单位横向面压力P表示为
式中:S为单元面积(大小为4×10-6 m2),算出yP为836.9(k Pa),整理为:Px≈0.006 0(MPa),Py≈0.836 9(MPa)。对于2#样本,其sx为4.451×107(Pa),sy为3.942×107(Pa),同理可求得:Px≈0.005 9(MPa),Py≈0.810 1(MPa)。
从上面的计算结果可以看出,对于这种特定的胶接模型,结构胶固化完成后,对被粘物体的影响主要在y方向上,也即造成横向的不利影响比纵向大,因此对该胶接模型在进行粗略分析时,可抛开纵向的影响,只考虑横向影响。对于两种样本,我们发现2#样本的残余影响比1#样本小,因此Uv295相比3140RTV是一种性能更优异的低应力结构胶。同时可以发现,该方法对于固化过程中任意一个时刻应力的影响都适用,故而可以用于分析胶固化过程对被粘物体的最大不利影响,判断其是否造成对被粘物体的破坏(如塑性变形)。对于实际胶接物体,特别是光学精密器件,一般比较贵重,而某些结构胶无损拆胶比较困难,因此在选胶和探索胶接工艺时,尽量避免用实际物体测试,以降低成本。这也是本研究展开的原因之一,对于块状胶接模型,它可以用于不同低应力结构胶性能的比较,挑选出性能最好的结构胶;同时可以用于探索块状胶体不同胶接厚度,胶接宽度的工艺优劣。结合有限元,外加一些合理的假设,可初步判断胶粘后结构体变形大小。
4 结论
基于光学领域中一种特殊的胶接模型,利用电测法设计一种实验来研究恒温下结构胶的固化规律及其固化后对被粘物体的影响,实验的优点是将难以直接测量的小的固化应力转换为易于测试的钢片变形,且结构简单,与工程实际结合更紧密。本文先从理论上分析了低应力结构胶恒温下的固化过程,实验测试曲线也与理论相符,这也间接论证了该方法的可行性。结合有限元软件对胶残余应力影响进行分析,通过对两种结构胶的性能比较,挑选出更好的结构胶,并借此进一步阐述实验设计的目的及其他用途。
参考文献
[1]周建文,赵小宏,周玉国.F-992抗蠕变光学结构胶[J].粘接,2009,28(2):27-32.ZHOU Jianwen,ZHAO Xiaohong,ZHOU Yuguo.F-992 creep-resistant optical structural adhesive[J].ADHESION,2009,28(2):27-32.
[2]Watts D C,Marouf A S,Al-Hindi A M.Photo-polymerization shrinkage-stress kinetics in resin-composites:methodsdevelopment[J].Dental Materials(S0109-5641),2003,19(1):1-11.
[3]Lu H,Stansbury J W,Dickens S H,et al.Probing the origins and control of shrinkage stress in dental resin-composites:I.Shrinkage stress characterization technique[J].Journal of Materials Science:Materials in Medicine(S0597-4530),2004,15(10):1097-1103.
[4]Giulio Marchesi,Breschi L,Antoniolli F,et al.Contraction stress of low-shrinkage composite materials assessed with differenttesting systems[J].Dental Materials(S0109-5641),2010,26(10):947-953.
[5]Boaro L C,Gon alves F,Guimar es T C,et al.Polymerization stress,shrinkage and elastic modulus of current low-shrinkagerestorative composites[J].Dental Materials(S0109-5641),2004,20(10):313-321.
[6]Garoushi S,Vallittu P K,Watts D C,et al.Polymerization shrinkage of experimental short glassfiber-reinforced composite withsemi-inter penetratingpolymer network matrix[J].Dental Materials(S0109-5641),2008,24(2):211-215.
[7]Cordon J R,Ferracane J L.Reduction of composite contraction stress through non-bonded microfillerparticles[J].DentalMaterials(S0109-5641),1998,14(4):256-260.
[8]郭源君,庞佑霞,李文斌.耐磨胶粘涂层固化残余应力的测试分析[J].摩擦学学报,1997,17(3):263-266.GUO Yuanjun,PANG Youxia,LI Wenbin.Measurement Analysis of Solidifying Residue Stress of Anti wear AdhesiveCoatings[J].TRIBOLOGY,1997,17(3):263-266.
[9]孔宪青,杨久宏.环氧树脂及复合材料固化内应力研究[C]//玻璃钢学会第十届玻璃钢/复合材料学术年会,中国烟台,12月02日-12月06日,1993.北京:科学出版社,1993:24-28.
[10]周光泉,刘孝敏.粘弹性理论[M].合肥:中国科学技术大学出版社,1996:43-44.
[11]赵经文,王宏钰.结构有限元分析[M].北京:科学出版社,2001:22-24.
[12]王正道,丁克勤.工程力学实验教程[M].北京:电子工业出版社,2010:6-16.
应力结构 篇2
热层合结构横向应力分析的仿真
复合材料热层合结构已广泛应用于航天飞行器.横向应力对复合材料热层合结构的破坏失效具有重要影响.文中基于层合板的一阶剪切变形理论,利用后处理方法,编制设计了复合材料热层合结构横向应力分析计算软件.应用该计算软件对薄板结构厚度方向温度梯度、材料的性能、结构的厚度等参数对热结构的横向应力分布的影响进行了分析讨论.算例表明,剪切弹性参数对热结构的横向应力沿厚度方向的`分布影响明显.该方法能用于相关热结构的分析设计.
作 者：崔金玲 邓忠民 CUI Jin-ling DENG Zhong-min 作者单位：北京航空航天大学宇航学院,北京,100083刊 名：计算机仿真 ISTIC PKU英文刊名：COMPUTER SIMULATION年，卷(期)：200724(7)分类号：V414.3关键词：复合材料 层合结构 横向应力
应力结构 篇3
关键词：钢渣滚筒；基本结构；应力；变形计算；钢渣处理技术 文献标识码：A
中图分类号：TU333 文章编号：1009-2374（2016）15-0062-03 DOI：10.13535/j.cnki.11-4406/n.2016.15.029
技术在变，社会在变，我们所处的时代也在变。互联网的到来就像一场革命，改变了一切，它让这个世界相互联结、包容开放，促使着一代又一代人的创新。在这样的一个时代，越来越多的人习惯于借助网络这个媒介进行双方相互之间的交流、开店、购物、购票等一系列的活动，其中网上购票就是诸多网络活动中与人们的日常出行息息相关的一种。网上铁路售票系统的出现和应用极大地丰富了铁路客运的营销手段，提供了良好的人机交互页面，打破了传统面对面的经营方式。随着网络技术的高速发展，我国的铁路售票系统也逐渐走向
世界。
1 网上铁路售票系统的特点
与传统方式的火车售票相比，网上售票无需更多的排队等待时间。由于互联网的快速发展，网络技术的不断进步，人们可以不用再去售票窗口排着长队等着买票，他们只需要在电脑或是手机上打开这个系统，就可以随时随地地了解火车车次的详细信息，并予以购买，这不仅方便了乘客，同时也在一定的程度上缓解了售票窗口的拥挤状况，提高了售票的效率，节省了时间。此外，现在的网上售票系统还提供了“自取”或“送票上门”的服务，对于那些忙于工作或是其他事情而没有时间自取的乘客，“送票上门”的服务在很大的程度上为他们解决了取票的烦恼，这样他们只需要等着车票送上门，乘车时直接到达检票窗口即可。另外，该系统通过使用网络连接技术将车票信息直接与乘客身份证相系。乘客们去乘车时可以不用再兑换纸质票，只需要携带好他们的身份证，检票时直接刷二代身份证便可，这种方式不仅实现了一对一的实名制，还节约了纸质票的使用，创造了社会效益等。然而任何事情都不可能十全十美，火车网上售票系统也不例外。它就像“潘多拉的魔盒”一样，有好的一面，也有令人困扰的一面。因为在网上售票的时候存在着一些细小的漏洞或纰漏，而这些问题恰恰恰会影响人们的购票，大则是人们无法买到自己心仪的票，小则是人们无法了解具体的班次信息，诸多问题都累积到一起，不仅会给乘客造成损失，一定程度上也可能会威胁到社会的效益。
2 火车网上售票系统存在的问题
根据现今人们对火车售票系统的异议以及结合我们自身网络购票的实际经历，火车网上售票系统主要有五个方面的问题：第一，目前升级版的网络售票系统为了提高网站的安全性，设置了难识别的购票验证码。据统计网站购票的验证码共581种，然而这些验证码有的却并不容易识别，每输错一次验证码，就意味着当次购票成功率下降80%左右，越来越多的乘客表示面对验证码不知所措。也正是由于这样的原因，许多乘客可能就买不到心仪的票，更严重的可能就会因为买不到票而给乘客带来损失；第二，居民身份证强制使用，影响乘客的乘车，造成不便。由于网上购票是与用户的身份证相联系，乘客乘车必须要携带身份证，只有使用身份证乘客才能取票坐车或是刷身份证才能过安检坐车，若是乘客忘带身份证或者身份证遗失了，他们就不能坐车，这给乘客们带来了极大的不便；第三，网上售票系统对安装并使用该系统的用户开通提前数天就能上网购票的权限，引发不公。我国虽然人口众多，但是会使用网络的网民却不及总人口的一半，而会安装该系统且能够顺利购票的人更不及网民总数的一半，这样对于那些不会上网或者是不会使用该系统平台的人存在着明显的不公平；第四，网上售票系统不稳定，购票混乱。目前我国的网络技术已经有很大的提高，网上售票系统也相对可靠，但是由于假期购票人数太多，该系统也出现不稳定的情况，具体的就是乘客在购票高峰期间系统刷新的缓慢，可能前一秒看到的票用户想购买，可是因为系统的反应过缓，下一秒用户就错过了该班次的票；第五，最重要的方面是钓鱼网站众多，用户易陷。中国现今已处在“互联网+”的时代，在网络高速发展的今天，各种网络技术也被人们开发出来，有些人为了搞破坏又或是为了赚钱，运用网络技术开发出各种软件及网站等。而钓鱼网站正是这其中最具代表性的一种，对于那些第一次在网上购票或者一票难求的乘客来说，他们是这种网站深深的受害者。这样不仅会导致用户对火车网上售票系统的不信任，今后减少在网上购票，甚至还会导致铁路部门因此引发巨大的损失，减少社会效益。
3 对售票系统存在问题的分析与对策
当今的网络时代带给我们的既是机遇更是挑战。网上火车售票系统在这样一个大的背景下难免或多或少地会出现一些问题，而这些问题对我们的出行可能也会造成影响，社会的效益价值也会因此大打折扣。我们针对目前国内外的现状结合自身的购票经历对存在的问题提出意见：第一，售票系统网站上的验证码的种类可以稍微减少且验证码图片的清晰度稍微提高，这样人们就可以减少因验证码的识别错误，从而提高火车票班次准确购买的效率。同时售票系统设计部门也可以设计一些提高系统的安全性的加密软件嵌入在网站的网页设计中，这样不仅可以更加方便用户车票的购买，节省验证码的识别时间，而且有利于网站的管理与维护。第二，由于目前二代身份证在办理的时候都需要录入个人的指纹，对此铁路部门可以利用这一优势，建立一个指纹识别的系统并将其与现有的网络售票系统相连，这样人们在出行的时候可以再也不用为不带身份证无法坐车这个问题而困扰了，只需按一下指纹一切问题都迎刃而解了。第三，网络的发展带来了各种网上联络工具、支付工具等的出现，如QQ、微信、微博、支付宝、财付通等，由于人们也越来越多地使用这些软件，铁路部门可以与这些运营商合作，共同进行网络售票，这样对于那些不是网站的注册用户可以不用再登录专门的售票网站而能轻松购票，缓解了网站购票高峰的状况。第四，针对售票高峰期网站上售票的不稳定，铁路部门可以在网站首页上多开通几个售票的入口，用户们可以多一些买票的机会，降低因买不到票的风险，尽量减少用户的损失。第五，网络技术的发展所带来的钓鱼网站问题不可避免，但是可以加大网站的宣传力度，让人们更多地了解正确的网上售票系统的登录方式，提高用户的网络安全意识。或者在浏览器上安装检测钓鱼网站的识别软件，降低用户误入钓鱼网站的风险，减少用户因误入钓鱼网站的损失。
4 结语
21世纪是互联网快速发展的时代，它已快速地融入各行各业，在李克强总理提出了“互联网+”这个新概念后，更是每天引来上百万网民的点赞。可以说，“互联网+”在中国的迅猛发展带动了互联网产业的高速发展，提升了一个又一个传统行业的层次。网上火车售票系统就是在这样的背景下逐渐成熟乃至面向世界，成为了我国外交的一个重要的方面，同时它在我们日常出行中也是必不可少的。虽然网上售票在整个铁路运营过程中看起来只是一个简单的业务，但是它却包含着网络运营、铁路运营调度、客户管理、人力资源安排等诸多方面，而且它还可以缓解传统窗口排队售票的高峰，对人们外出时间的安排也有一定的帮助。所以在原来的网络售票系统上加以改进是非常有必要的，这样既可以打击黄牛党，也可以让乘客们买到自己心仪的票，总体上保证铁路运营效益得到提高。
随着网络技术不断的创新发展，网上售票系统是可靠的、切实可行的，可以给社会带来巨大的效益。
参考文献
[1] 何万敏，杨永安.高级程序设计语言教学改革的探讨
[J].电脑知识与技术，2005，（10）.
[2] 冯军.电影院计算机售票及业务管理系统的应用与发
展[J].影视技术，2005，（4）.
[3] 孙涌.现代软件工程[M].北京：北京希望电子出版
社，2003.
基金项目：江苏省高等学校大学生创新创业训练计划项目（创意类）（项目编号：201513986014X）。
作者简介：裔乐（1994-），女，江苏镇江人，江苏大学京江学院学生，研究方向：市场营销（网络商务）；孙瑗梅（1993-），女，江苏南通人，江苏大学京江学院学生，研究方向：市场营销（网络商务）。
应力结构 篇4
1.1 构件设计
本文设计的预应力试验T梁是某高速某大桥路段右幅3,4号梁。全桥单跨梁长为30 m,计算跨度为28.9m,桥面净宽为14.13m。桥梁的纵向坡度为0%,横向坡度为1%。设计荷载为公路-Ⅰ级×130%。该实验梁梁高2.0 m,宽1.7 m,顶板厚0.16m,腹板厚0.22 m,马蹄宽0.52 m,在支点处腹板厚变宽为0.52m(图1)。试验T梁的横截面及纵截面尺寸如图2,3所示。
1.2 加载方法设计
在跨中进行3个循环的集中加载(3个加载循环的控制荷载分别为开裂状态下的荷载、正常使用极限状态下的荷载与极限承载能力状态下的荷载)。由于原型破坏性试验所需荷载较大,采用常规的方法难以施加如此大的荷载。该试验在梁场进行,且梁场的路基均为岩石,所以预应力混凝土T梁试验(图4,5)与预应力混凝土箱梁试验采用向岩体内部植入钢筋提供荷载的方法。以《建筑边坡工程技术规范》(GB 50330—2013)为依据,设计向岩体内部植入钢筋的数目及长度。通过计算可知试验T梁的最大力为1800 kN,锚杆采用HRB 335级钢筋,锚固水泥砂浆取强度等级为M10。
1.3 锚筋的布置
在开孔直径为90mm,孔深8.0m中植入32根锚筋,其中N2,N3共计16根为竖直植入,N1和N4与竖直方向夹角为10°;锚筋用胶粘剂为M10水泥砂浆。具体布置见图6,7。
锚筋施工养护完毕后,用锚杆拉拔仪对锚筋进行拉拔测试,确认实际受力符合要求。锚筋顶帽钢筋采用直径为12mm的HRB 335钢筋网连接,间距为20cm,并浇筑50cm混凝土。
1.4 测点布置
应变测点具体布置位置见图8,9,挠度测点布置位置见图10,11。
2 试验结果
按照规范计算试验T梁的永久作用效应,试验T梁的可变作用效应,试验T梁的荷载作用效应总汇及加载控制荷载计算结果见表1,2。
(1)预应力混凝土梁由于自重(永久荷载的一期作用)产生的弯矩为2228.01,在计算加载控制弯矩时,应该减去一期作用产生的弯矩。
(2)开裂状态的加载控制荷载通过试验加载过程中对预应力混凝土T梁出现裂缝的观测获得,出现第一条裂缝时的荷载值即为开裂状态的控制荷载。
(3)极限承载能力状态的加载控制荷载通过试验加载过程中对预应力混凝土T梁裂缝宽度、挠度等的观测获得。
根据试验T梁加载时控制荷载可得配筋如图12所示。
3 实验结果分析
对于无粘结预应力混凝土结构而言,由于预应力筋与周围结构体存在相对滑移,平截面假定不再成立,预应力钢筋应力增量不取决于截面上的应变,而是取决于整个结构变形。无粘结预应力混凝土结构在分级加载过程中预应力钢筋应力增量几乎都是由锚具传递给混凝土的。对于有粘结的预应力混凝土结构而言,在分级加载过程中预应力钢筋的应力增量是由锚具、预应力钢筋与砂浆之间的粘结力共同传递给混凝土,但是对二者所承担的传递给混凝土的预应力钢筋应力增量,有关其比例的研究仍是空白。因此,本节通过对有粘结预应力混凝土T梁在使用阶段锚具处预应力钢筋应力的实测值与跨中预应力钢筋的应力值进行分析,对锚具、预应力钢筋与砂浆之间的粘结力共同传递给混凝土所承担的比例进行研究,为今后对用粘结预应力混凝土结构破坏的进一步研究提供依据。
通过实测可知在分级加载过程中跨中处预应力钢筋的应力增量与锚具处预应力钢筋应力增量的拟合曲线见图13,14和表3,其中,锚具处预应力钢筋应力增量是由拟合曲线得到的近似值。
由表3可知,在分级加载的过程中,跨中处预应力钢筋与锚具处预应力钢筋的应力都在增加,但是跨中处预应力钢筋的应力增加幅度要远远大于锚具处预应力钢筋的应力增加幅度。即使是在加载弯矩为4335 kN·m时,锚具处预应力钢筋应力增量占跨中预应力钢筋应力增量最大,但是也仅仅为0.017MPa。说明在活荷载作用下,由锚具传递给混凝土的预应力钢筋的应力增量要远远小于由预应力钢筋与砂浆之间的粘结力传递给混凝土的预应力钢筋的应力增量,即:有粘结预应力混凝土结构在使用阶段的预应力主要是由预应力钢筋与砂浆之间的粘结力传递给混凝土,且由锚具传递给混凝土的部分可以忽略不计。
根据分级加载过程中锚具处预应力钢筋的应力增量与跨中处预应力钢筋的应力增量计算表以及预应力钢绞线S-N曲线,对预应力钢筋的疲劳破坏问题进行定性分析(图15)。
预应力钢筋的疲劳破坏问题主要取决于加载应力变幅以及预应力的大小。在加载之前有粘结预应力试验T梁锚具处预应力钢筋的应力值与跨中处预应力钢筋的应力值分别为1089 MPa与1031 MPa,说明锚具处预应力钢筋与跨中处预应力钢筋的预应力大小基本相同。由表3可知,在分级加载的过程中,跨中预应力钢筋应力增量要比锚具处预应力钢筋应力增量大很多,说明在分级加载过程中跨中处预应力钢筋的应力幅度比锚具处预应力钢筋的应力幅度大很多。结合预应力钢绞线的S-N曲线可知,跨中处预应力钢筋发生疲劳破坏需要的荷载循环次数要远远少于锚具处预应力钢筋发生疲劳破坏需要的荷载循环的次数,但该30 m有粘结预应力混凝土试验梁在受到活荷载作用时,跨中处预应力钢筋与锚具处预应力钢筋所承受的荷载循环次数是始终保持一致的。因此,有粘结预应力混凝土结构预应力钢筋的疲劳破坏基本不会发生在锚具处。
摘要：选取某有粘结预应力T梁作为试验梁,在跨中进行原型静载试验,结果表明:有粘结预应力混凝土结构在使用阶段的预应力主要是由注浆后预应力钢筋与砂浆之间的粘结力传递给混凝土,并且由锚具传递给混凝土的部分可以忽略不计;在分级加载的过程中,跨中预应力钢筋应力增量明显大于锚具处预应力钢筋应力增量,有粘结预应力混凝土结构预应力钢筋的疲劳破坏基本不会发生在锚具处。
关键词：有粘结,预应力,桥梁,原型破坏试验,预应力损失,应力增量
参考文献
[1]王大智.荷载试验法对桥梁安全性评价[J].黑龙江科技信息,2009,20:42.
[2]李绍勋,罗韧.桥梁结构安全性评估方法研究进展[J].低温建筑技术,2009(5).
[3]谢开仲,曾倬信,王晓燕.桥梁工程检测技术研究[J].广西大学学报(自然科学版),2003,28:208-211.
[4]陈海涛,李文富,曲宝玺.多跨度石拱桥结构仿真分析研究[J].华北水利水电学院学报,2006,27(4):7-9.
[5]郑凯锋,唐继舜.铁路刚桥的全桥结构仿真分析研究[J].铁道学报,1999,21(1):62-66.
[6]靳欣华,郑凯锋.斜拉与T构协作体系桥梁全桥结构仿真分析[J].桥梁建设,2002(2):19-22.
[7]郑凯锋,范立础.大跨度石拱桥的全桥结构仿真分析研究[J].土木工程学报,2004,37(3):89-92.
[8]齐岩,卢德唐,晏忠良.神经网络在桥梁检测中的应用[J].计算机工程与应用,2003,39(28):227-229.
[9]牛林,叶燎原.基于神经网络模型的桥梁结构损伤识别[J].微计算机信息,2007,23(2):260-26.
应力结构 篇5
目前关于混凝土异形柱、短肢剪力墙及节点的抗震性能研究工作已开展得较为充分,但对它们与无黏结预应力平板所组成的整体结构的抗震性能还不甚清楚,为此采用拟静力试验方法对2个六柱一板单层整体结构模型在水平低周反复荷载作用下的开裂破坏全过程,以及各项抗震性能指标进行了试验研究.模型缩尺比例为1∶2.5,2个试件的板采用了不同的预应力筋布置方式,异形柱和短肢墙采用了不同的抗震等级、截面尺寸和配筋率.结果表明:2个试件的各构件开裂时间和裂缝程度有所不同,但各构件的.屈服破坏顺序是一致的,都形成了梁端塑性铰-板屈服铰线屈服机构,最终为延性破坏.滞回环具有典型的梭形特征,后期抗力与刚度下降平缓,变形和耗能能力良好,梁柱节点构造措施可靠,一字形短肢墙的早期裂缝控制应进一步研究,建议对其采用较高的抗震等级设计.
作 者：秦士洪 李唐宁 黄宗明 邹伟 宋金祥 QIN Shihong LI Tangning HUANG Zongming ZOU Wei SONG Jinxiang 作者单位：秦士洪,李唐宁,黄宗明,QIN Shihong,LI Tangning,HUANG Zongming(重庆大学,土木工程学院,重庆,400045)
邹伟,ZOU Wei(绍兴文理学院,浙江,绍兴,31)
宋金祥,SONG Jinxiang(广州市科城建设计有限公司,广东,广州,510663)
应力结构 篇6
北京工业大学张爱林教授主持的市自然科学基金项目“钢结构多次预应力优化设计理论研究”(项目编号:8012004),重点研究了钢结构多次预应力优化设计约束条件表达式、几何优化设计模型及优化设计实用算法,进行了系统的钢结构多次预应力模型实验,验证相应的理论和方法。
针对目前国家规范中初始缺陷值取值的不合理性,项目组通过研究对网壳结构设计中施加初始缺陷取值范围提出了新的方法,为实际工程的设计计算提供了依据。对2008年奥运会羽毛球馆大跨度预应力新型弦支穹顶结构进行了优化设计,获得多项发明专利,得出优化的网格密度、矢跨比、撑杆长度、初始缺陷等设计参数,确定了钢索合理预应力度,突破国际上46米跨度的限制,设计出世界上跨度最大的93米新型弦支穹顶结构,体系用钢量每平方米只有62公斤,节省用钢量38%。新华社、人民日报、科技日报、美国Discovery频道专题报道了我国此项预应力钢结构体系创新及奥运工程应用的国际领先水平。
在实践应用的基础上,项目组主编出版的我国首部《预应力钢结构技术规程》,全面研究了国内外发展状况及相关资料,总结了我国建筑预应力钢结构科研、设计、施工、制造经验,既体现了预应力钢结构的特点,又与相关结构兼容,引领了我国预应力钢结构的教育、研发、标准制定、设计、施工建设的科学发展,填补了国内空白,达到了国际先进水平。
焊接结构的残余应力的研究 篇7
1 焊接结构的残余应力对构件的影响
1.1 焊接结构的残余应力对构件疲劳强度的影响
一个构件的疲劳强度与焊接的应力循环有关, 当一个构件的焊接的应力循环的平均值增加时, 它的极限就会有所降低, 所以说如果在构件的应力上存在着焊接结构的残余应力, 那么这个构件的疲劳强度则会大大地降低。实际条件下, 如果一个构件的焊接结构残余应力过大, 有时达到材料的最大承受能力, 那么就会对构件的疲劳强度产生极其之大的影响, 最终会影响到一个构件的质量以及后续的使用。所以我们如果想使焊件的构件达到一定的疲劳强度, 我们就不仅仅只是应该关注构件的前期制作, 更应该注意在焊接时的残余应力问题。
1.2 焊接结构的残余应力对构件的稳定性的影响
众所周知, 当一个构件受到各种压力、弯压时, 构件就会出现各种不稳定的现象, 比如说受压杆件会不稳定、焊件加工精度和尺寸会不稳定等。而当焊件产生焊接结构的残余应力时, 构件的不稳定问题会更加的严重。当外面的压力与焊接结构的残余应力同时作用于构件时, 会出现更加严重的问题, 焊件会出现由于有效截面积严重不足而导致的受压杆件不稳定以及由于焊接结构的残余应力之前的平衡状态被破坏而导致的焊件加工精度和尺寸不稳定等等一些严重的问题。而这些都是使一个构件使用强度不高以及稳定性不够的主要因素。因此, 如果我们想使构件的加工精度和尺寸达到一定的稳定程度, 那么我们就应该解决焊接结构的残余应力的问题。
1.3 焊接结构的残余应力对构件变形以及刚度的影响
可想而知, 当一个构件的外部压力与焊接结构的残余应力进行同时施压时, 那个构件会出现极其影响构件质量的问题, 那就是我们常见的构件变形问题。我们知道, 当一个构件受到外部压力时, 如果这一外部压力达到了一定的强度, 这个构件就会很难维持其固有的形状, 若再加之焊接结构的残余应力对构件的施压, 那就极有可能会达到构件的最大屈服程度, 从而使得构件发生很大的变形, 同时也会使构件的刚度发生极大的变化。这个问题会大大地影响构件的质量。焊接结构的残余应力对构件变形以及刚度的影响也是影响构件强度的重要因素之一。因此, 如果想使构件不易变形的话, 我们应该积极地解决焊接结构的残余应力的问题。
1.4 焊接结构的残余应力对构件静力强度的影响
如果没有一种严重集中的焊接结构, 焊接结构的残余应力将不会对构件的静力强度产生很大的影响, 但是如果构件有着一种比较集中的焊接结构, 并且构件处于比较脆弱的状态, 那么焊接结构的残余应力则会对构件的静力强度产生极大的影响。焊接结构的残余应力对构件静力强度的影响也是构件质量的重大影响因素之一。所以, 如果我们想保证构件的静力强度, 我们应该积极地解决焊接结构的残余应力的问题。
1.5 焊接结构的残余应力对构件开裂的影响
如果构件接触到了一定量的腐蚀化学药剂, 那么焊接结构的残余应力再加上腐蚀化学药剂的作用, 构件则会出现开裂的现象, 如果加入的腐蚀化学药剂比较多, 那么构件会在比较小的焊接结构的残余应力作用下短时间内发生开裂。焊接结构的残余应力对构件开裂的影响极大地影响了构件的后期使用。所以, 如果我们想保证构件不发生开裂现象, 我们应该积极地解决焊接结构的残余应力的问题。
2 消除焊接结构的残余应力的方法
2.1 从设计方面消除焊接结构的残余应力的方法
第一, 我们应该尽量地减少焊缝的数量和尺寸;第二, 避免出现焊缝过分的集中或多方向的焊缝相交于一点的情况;第三, 我们应该使焊缝尽可能对称布置, 以达到连接过渡尽量平滑的目的, 避免截面突变和应力集中现象;第四, 在搭接连接中, 搭接长度不得小于焊件较小厚度的5倍, 并且不应该只采用一条正面角焊缝来传力;第五, 焊缝应布置在焊工便于达到和施焊的位置, 并有合适的焊条运转空间和角度, 尽量避免仰焊。
2.2 从工艺方面消除焊接结构的残余应力的方法
第一, 我们应该采用适当的焊接顺序和方向, 以做好消除焊接结构的残余应力的基础工作;第二, 我们应当先焊收缩量较大的焊缝, 然后再焊收缩量较小的焊缝;第三, 我们应该先焊错开的短焊缝, 然后再焊直通的长焊缝, 目的是使焊缝有比较大的横向收缩余地;第四, 我们应该先焊使用时受力较大的焊缝, 然后再焊受力较次要的焊缝, 因为受力较大的焊缝在焊接和冷却过程中有一定范围的伸缩余地, 可以减小焊接的残余应力;第五, 反变形。也就是在施焊前使构件有一个与焊接残余变形相反的预变形, 以减小最终的总变形;第六, 预热、后热。也就是施焊前先将构件整体或局部预热, 焊接后保温一段时间, 以减小焊接和冷却过程中温度的不均匀程度, 从而降低焊接的残余应力并减少发生裂纹的危险。较厚钢材或温度低于0℃的情况焊接时, 通常应对焊缝附近局部进行预热;第七, 高温回火 (或称消除内应力退火) 。在施焊后进行高温回火, 也就是加热到一定的程度, 保持一段时间恒温后缓慢冷却。对较小焊件可进行整体高温回火, 由于加热已达钢材的热塑性温度, 可消除大部分焊接的残余应力。对某些较大的焊件有时可对焊缝附近或焊接的残余应力较大的部位附近进行局部的高温回火, 以减小焊接的残余应力 (降低峰值和改善分布) ;第八, 用头部带小圆弧的小锤轻击焊缝, 使焊缝得到延展, 也可以达到降低焊接的残余应力的目的。
3 结束语
随着社会经济的发展, 焊接结构的残余应力所凸显的问题也越来越多, 我们对解决焊接结构的残余应力问题的要求也越来越高, 我们高速发展的科学技术为解决这个棘手的问题提供了良好的条件, 也为解决焊接结构的残余应力问题建立了一个很好的技术基础, 我们不仅可以通过以上所述的传统方法去解决焊接结构的残余应力的相关问题, 而且也可以通过把高科技和传统的解决办法相结合的方式去更好地解决焊接结构的残余应力的相关问题。笔者相信, 通过先进的科学技术, 我们会解决好焊接结构的残余应力的相关问题。
参考文献
[1]梁国俐.基于有限元和人工神经网络的焊接过程数值模拟[D].大连:大连理工大学材料加工工程系, 2004.[1]梁国俐.基于有限元和人工神经网络的焊接过程数值模拟[D].大连:大连理工大学材料加工工程系, 2004.
[2]路浩, 刘雪松, 孟立春等.高速列车车体服役状态残余应力超声波[J].焊接学报, 2009 (4) :44-48.[2]路浩, 刘雪松, 孟立春等.高速列车车体服役状态残余应力超声波[J].焊接学报, 2009 (4) :44-48.
超长建筑结构温度应力分析 篇8
1 温度应力对结构的影响
1.1 温度应力
首先, 我们要对温度应力的概念有一定的了解, 由于温度变化, 结构或者构件产生伸长或缩短, 在伸缩由于受到限制时, 构件或者结构的内部就会产生应力, 称为温度应力。
由于不同的超长建筑物有着不同的结构形式, 同时不同时间段的温度作用会产生不同的温度荷载。一般而言, 由自然环境变化而产生的的温差荷载可分为3种形式:1) 骤然下降导致的温度差;2) 季节变化导致的温度差;3) 白天照明强度的变化导致的温度差。
1.2 从设计角度提出的可行性方案
从设计角度我们可以提出的可行性方案就是建立超长建筑结构温度问题有限元模型研究。首先通过分析建筑结构各时期温度效应的特点, 其次完善温度效应的影响和温差取值的计算准则, 最终挑选出在工程设计中起到控制作用的温差取值, 有利于设计时的采用。
可以通过对多种温度效果作用下所引起的超长建筑结构的温度效应进行合适的对比, 我们就会看出季节变化引起的温度差引起的温度应力强于另外引起的短期温度效应。这主要是因为季节温度作用不但影响时间长, 同时又受到施工过程中混凝土的收缩影响。这就引发季节温差是主要的不利工况作用。
由于我们讨论的建筑结构是超长的, 所以混凝土结构的长度一般会很长, 造成了纵向的连续性构件很容易受到温度应力的严重影响。如果竖向构件又对这些纵向构件的变形产生约束作用, 严重时就会产生裂缝。在底层由于地基基础的约束作用, 所以会出现裂缝现象。由于不均匀的刚度分布会导致结构变形出现跳跃性现象, 导致无缝超长结构变形, 所以我们必须做到对温度应力的合理分析, 只有这样, 才可以使工程的质量不受影响, 顺利实现预期目标。
2 温度应力的分析
2.1 对梁产生的温度应力分析
在各种温度工况作用下, 其中最大的梁轴力是由建筑底层产生的, 随着楼层位置升高, 底部基础的对梁的约束作用就会慢慢地减小, 这样就会使梁轴力快速减少。在建筑的顶部位置, 我们就会发现梁轴力通常衰减到极小极小。梁端弯矩的大小主要受梁所在楼层的平面布置的影响。主梁与柱交接部位具有的弯矩值很大。不过在较规则的平面柱网区域内梁端的弯矩值通常较小, 各楼层的梁弯矩也一般不受相邻楼层的影响。总而言之, 温度荷载对梁构件的影响重点体现在建筑底部。对于斜柱形成的桁架, 关键在于节点的设计和施工的重点把握。混凝土需要振捣密实, 只有这样才能保证整个结构的可靠。
2.2 对楼板产生的温度应力分析
对于楼板而言, 分布的温度应力也有其规则可循。属于结构底部和顶部的楼板有着较大的温度应力。引起的原因是:底部楼层一般距离基础相对而言较近, 楼板受到框架梁比较明显的约束作用, 引起应力较大。同样的道理, 建筑顶部所受到的约束作用虽然不大, 但顶部屋面板上作用的温度差值对于内部构件还是比较大, 二者之间的变形导致了此处的附加温度应力很大, 所以导致了顶部楼板较为突出的温度应力。同时, 在超长建筑结构中的平面布置发生突变的部位出现了应力突然加大的现象。一般平面布置规则较好的柱网内部楼板会具有较小的温度应力。极有可能出现应力集中的位置, 在设计过程中必须足够重视, 需要经过仔细的计算与研究, 将可能出现的错误统统排除, 如果处理的不恰当, 就会引起混凝土出现局部开裂的现象, 严重的话会导致整体结构无法正常使用。
2.3 柱子和剪力墙的温度应力分析
柱子对于框架结构而言, 重要性不言而喻。它是重要的竖向承力构件。由于超长建筑结构竖直方向不会有约束的作用力, 柱子就可任意的热胀冷缩, 也就导致在温度作用下的柱子轴力不大, 柱子的温度内力重点是底部边柱端的弯矩体现出来。同样, 剪力墙的作用也不容忽视, 剪力墙的存在会使建筑结构的温度效应发生的可能性大大提高。引起的温度应力也会较大。这样我们就必须重视柱子和剪力墙温度应力分析, 同时框架部分中的剪力墙还会起到增大梁温度应力的作用。
3 超长结构温度控制应力措施研究现状
1) 在混凝土中掺入一定比例的复合纤维, 以提高混凝土的抗拉性能, 混凝土不仅抗拉强度低, 而且往往因为内部缺陷难以保证, 加入纤维后复合材料的抗拉强度会优于基材;
2) 使超长的混凝土结构中产生有效的预压应力, 用于克服可能发生的收缩变形, 尽力抵消由此产生的拉应力, 避免混泥土开裂或限制裂缝的宽度。后浇带措施即是使混凝土充分收缩之后采取的措施, 这样可以对混凝土早期收缩有一定的控制作用, 并减小混凝土后期的收缩;
3) 加强楼板配筋, 通过配筋量的增加来分担混凝土楼板中的收缩应力。
4结论
根据全文的分析和实际的实际的实践经验, 我们一般会从构造上采取许多技术方法, 用来减少温度荷载对结构可能造成的许多不利于工程的影响。例如设置可以有效控制温度应力的新型钢筋, 同时采用保温隔热措施, 这样就可以起到不错的效果, 使得钢筋中产生变化量级较小的温度应力, 借此来提高结构使用的整体性能。在今后的有关设计和施工中, 要做到全力协调结构的温度应力。
如今在国际上已经相当成熟, 随着我国经济的发展和能源的紧张, 在我国采用温度应力分析方法的意义重大, 如何正确利用该项技术对我国的超长建筑结构进行温度应力分析的技术规范和相关经验还非常有限, 我们应继续完善该项技术的分析方法和步骤, 总结经验, 以大力推广此项新方法, 希望可以为我国的建筑事业添砖加瓦。
参考文献
[1]伍朝晖.温度应力对超长结构的影响.北京市建筑工程研究院, 2002.
[2]娄宇, 魏琏等.高层建筑中转换层结构的应用和发展.建筑结构, 1997 (1) .
[3]赵天兵.超长结构温度应力分析.郑州大学, 2003.
[4]谢小东, 陈庆军, 左志亮.某超长工业建筑结构温度变形研究[J].工业建筑, 2013 (4) .
超长框架结构的温度应力分析 篇9
近年来，兴建了大批超大型公共建筑，如停车库，候车厅，医院等。这些超大型建筑的尺度远远超过了混凝土规范规定的伸缩缝最大间距。为了保证建筑造型或结构的整体性，这些结构往往都不设伸缩缝，而是通过施工措施和温度计算来减小或者抵抗温度应力。
本文通过对一超长混凝土框架结构的计算和构造来讲述超长结构的设计构造措施。该工程位于武汉市郊，为一大型综合医院的裙房部分，见图1。
该部分结构长124.5 m，宽99.3 m，为钢筋混凝土框架结构。为了造型和采光需要，中间医疗间开有4个16.8 m×10.7 m的洞，入口处有一个25.2 m×23.4 m的采光天井，靠近北部主楼一侧有2个洞口，且平面有较大的凹入。为了保证结构的整体性和造型的需要结构不设缝。
该工程主体结构设计使用年限为50年，根据《建筑结构荷载规范》武汉地区基本风压为W0=0.35 k N/m2(n=50年，高度不超过60 m)，基本雪压0.50 k N/m2(n=50年)。根据该规范附录E.5，武汉市月平均最低气温Tmin=-5℃，月平均最高气温Tmax=37℃。
根据《建筑抗震设计规范》的规定，武汉地区基本设防烈度为6度。根据《建筑工程抗震设防分类标准》，该项目的抗震设防类别应划为重点设防类。按当地政府令，本工程必须进行专门的地震安全性评价工作。根据地震安全性评价的结果，地震加速度为0.102g，相当于按略高于7度考虑地震作用，按7度考虑抗震措施。
2 结构计算
采用Etabs计算软件，建立整体模型，进行受力性能分析。框架梁柱采用杆单元，楼板采用壳单元模拟。壳单元按控制最大边长不大于1.0 m划分网格，壳单元与杆单元协调变形，共同工作。
温度作用分析的参数取值:武汉市月平均最低气温Tmin=-5℃，月平均最高气温Tmax=37℃。考虑建筑外保温作用及建筑内部空调作用，取结构最高平均温度Ts,max=30℃，结构最低平均温度Ts,min=10℃。
后浇带合龙时的月平均温度取15℃～25℃。即结构最低初始平均温度T0,min=15℃，最高初始平均温度T0,max=25℃。
结构的最大温升工况:
结构的最大温降工况:
混凝土结构考虑应力松弛及刚度折减因素，可取0.7的折减系数。温度作用的分项系数1.4，组合值系数0.6，频遇值系数0.5，准永久值系数0.4。
2.1 温度作用在楼板中产生的应力
经计算分析，温度作用主要在二层和三层产生应力，二层的温度应力云图见图2。
第二层洞口边贯通处的温度应力最大，约为1.7 MPa，折合所需的抵抗温度应力的板内钢筋面积为1.7×130×1 000/360=490 mm2，板中原竖向荷载作用下的板底受力钢筋面积加上抵抗温度应力所需的钢筋的面积即为板底所需的钢筋面积，全部贯通至支座。板面用温度钢筋拉通，支座局部附加短钢筋，二者的面积之和大于温度应力所需钢筋和竖向受力所需钢筋的面积之和。
第三层的温度应力约为0.8 MPa，第四层的温度应力仅仅为0.3 MPa，板混凝土强度等级为C40，其抗拉强度设计值为1.71 MPa，能够抵抗温度应力，所以不再附加钢筋来抵抗温度应力。
屋面部分考虑到其与外界接触，温差较大，因此按照规范要求设置温度收缩钢筋，该钢筋一方面抵抗温度应力，另一方面可以有效防止屋面开裂带来的漏水等问题。
2.2 温度作用在框架梁中产生的效应
温度作用在框架梁中产生拉力，该拉力的大小由梁中的附加腰筋来承担，将温度所需的腰筋与抗扭所需的腰筋相加，然后将相应面积的钢筋分布在梁的两侧和顶面。梁的腰筋要满足相应的构造要求，间距不大于200，二层贯通梁的轴力最大值约为520 k N，所需增加的用来抵抗温度应力的钢筋面积为520×1 000/360=1 450 mm2。三层贯通梁的轴力最大值为250 k N，所需的抵抗温度应力的梁钢筋面积小于梁的构造腰筋的面积。三层以上梁的轴力值较小，按照构造配置的腰筋已经可以抵抗该部分的温度应力。
2.3 温度作用对框架柱的影响
温度作用按可变作用考虑，其荷载分项系数1.4，组合值系数0.6，频遇值系数0.5，准永久值系数0.4。通过计算，温度作用仅对边柱的内力有影响。为了增强该结构的整体稳定性，使其满足周期比的要求，边梁和边柱截面增大较多，均为构造配筋。所以框架柱的配筋没有因为温度作用而加大。
3 构造措施
混凝土结构进行温度分析的目标是控制结构裂缝大小，通常采取构造措施，如设置后浇带，增配构造钢筋，加强洞口梁板和采取保温隔热措施。
3.1 设置后浇带
采用纵向3道，横向2道伸缩缝，将结构分为12个部分，每个部分的尺寸约为40 m，均小于55 m，后浇带采用比相应部位的混凝土强度等级高一个等级的微膨胀混凝土浇筑，要求在其相应部位的混凝土构件浇筑不少于2个月后才能封带，并且控制封闭时候的温度为20℃左右。因为混凝土材料约40%的收缩或徐变发生在最初的28 d,60%发生在最初的90 d中，因此在这段时间里留后浇带能大幅度减小徐变或收缩产生的约束力，减小甚至避免混凝土开裂。
3.2 设置温度钢筋
如前所述，在温度应力较大的二层和三层及屋面部分，设置双层双向的通长钢筋，钢筋的间距不大于200，直径不小于8。
3.3 加强洞口周边梁板
为了保证结构的整体性，避免洞口周边的应力集中造成梁板的开裂，将各层洞口周边的板加厚，且板内钢筋双层双向拉通。洞口周边的梁的腰筋增大20%左右。
3.4 加强保温隔热措施
屋面采用120厚泡沫混凝土保温层。外墙为200厚加气混凝土砌块，外做50厚复合硅酸盐板。外窗选用断热型铝合金灰色吸热中空玻璃窗。
4 结语
超长超大型混凝土结构的应用愈来愈广泛，本文通过对超长混凝土结构的计算分析与构造措施来讲述超长混凝土结构的设计要点，旨在以最小的成本达到最佳的效果。本工程通过在温度应力较大部位适当增配温度钢筋来抵抗温度应力，设后浇带等措施来释放温度应力等，取得的效果较好。目前主体结构已经封顶，后浇带已封闭，从现场检测结果看，未见开裂现象，表明这种以抗—放结合来减小温度作用危害的措施是可行的。
参考文献
[1]王铁梦.工程结构裂缝控制[M].北京:中国建筑工业出版社,2006.
[2]陈乾,韩重庆,张建波,等.回字形超长框架结构温度应力设计[J].东南大学学报,2006(8):72-73.
[3]杜波,赵建国.超长多跨连续梁温度裂缝控制技术[J].施工技术,2000(14):36-38.
钢结构焊接残余应力分析 篇10
1 残余应力的分类
焊接冷却后焊件中仍有未消除的应力, 这些残余在焊件中的应力通常就是大家所说的焊接残余应力。残余应力的方向也是有区别的, 因此才把残余应力分为纵向、横向和沿焊缝厚度方向的残余应力三种。
1.1 纵向焊接残余应力
由于在焊接时出现不均匀受热和冷却的影响, 在进行焊接的过程中会形成温度不同的温度场。温度场不同其膨胀程度也有所不同, 焊缝及其附近的温度高膨胀的也最大, 临边温度较低膨胀小, 相对来说会塑性压缩。等到焊缝冷却后被塑性压缩的区域要比其他区域的长一些, 这就形成了焊缝区的纵向残余应力。
1.2 横向残余应力
形成横向残余应力的原因概括起来一方面是在焊接时焊缝纵向收缩, 钢板向外弯曲形成弓形。焊缝将两块钢板连成一体不分开, 所以在焊缝的中间有了横向拉应力, 在两端有了横向压应力。另一方面, 在对焊缝进行焊接时, 焊接位置不同, 冷却的时间也会有所区别。先焊到的焊缝先冷却下来, 具有一定的强度, 后面的焊缝由于尚未冷却, 冷却下来的焊缝就会组织后来焊缝的横向自由膨胀, 发生横向塑性压缩变形。焊缝的横向残余应力和横向应力、施焊方向、先后次序密切相关, 所产生的横向残余应力就是在横向拉应力和横向压应力共同作用的结果。
1.3 沿焊缝厚度方向的残余应力
如果钢结构比较厚, 要采用多层施焊的焊接方式。所以焊接时除了存在横向残余应力和纵向残余应力外, 沿焊缝厚度方向还存在着一种残余应力。这样会降低钢结构连接的塑形, 进而导致钢结构发生脆性破坏, 影响结构性能和工程质量。
除此之外, 残余应力不单单指这三种力, 如果焊件处在约束状态, 如焊件被固定或是汉奸本身刚度就比较大的情况下进行施焊, 焊边残余应力由于不能自由伸缩变形, 残余应力就会增加, 且依照约束程度的强弱残余应力也会发生相应变化。
2 产生残余应力的原因分析
2.1 直接应力
焊接时不均匀的加热和冷却作用形成了温度梯度, 是产生残余应力的最主要的因素, 因此有必要对温度梯度对残余应力的影响做进一步的分析。在进行施焊时如果各部分受热不均匀, 其热膨胀的位置也就不同, 各部位之间相互制约就会形成热应力。在冷却的过程当中各部分的冷却时间不一致, 热应力同样会发生变化。
2.2 间接应力
间接应力主要指焊前加工状态时受到的压力, 此外如果焊接受到外界条件的制约而产生的附加力也属于间接应力。加工时的应力主要是焊件在焊接前需要经过轧制或拉拔, 所以会产生间接应力。间接残余应力有时不是孤立存在的, 在某些特定场合下会叠加到焊接残余应力上形成合力, 对日后焊接变形也会产生一定的影响, 不过这种影响不是很明显。
2.3 组织应力
通常情况下组织应力因含碳量和材料其它成分不同而有所区别, 因此需要考虑发生相变的温度和平均冷却速度对组织应力的影响。
3 Dat降低残余应力的措施
我们都知道, 要想完全消除残余应力是不可能的, 但我们可以通过一些举措来降低残余应力。为了提高钢结构的整个承载力和增强钢结构的安全性能, 我们可以消除残余应力的集中和叠加问题, 把应力均匀分布开来。
3.1 振动时效法
长期的焊接实践经验表明, 振动时效法对于降低焊接残余应力的作用非常明显, 具体表现在它不受钢结构尺寸、形状、重量等因素的制约, 具有周期短、效率高和无污染的很多优势。因此可以选择有效的振型, 对钢结构关键部位施加适度应力, 振动时可以降低和均化残余应力, 能够有效保证钢结构的稳定性。而且在环状钢结构中, 振动时效法还可以稳定构件行为尺寸, 并且效果极好。
3.2 采取合理的焊接顺序
焊接顺序应遵循先焊中间后焊四周的方法进行施焊, 这样可以使焊缝从中间向四周一次进行收缩。如果平面上出现交叉焊缝, 应该重点留意交叉处的焊接质量。若是靠近纵向焊缝的横向焊缝处出现未焊透的情况, 且未焊透的位置正好在纵焊缝的拉伸应力场中, 就会形成三向应力。
3.3 间断焊接法
间断焊接法可以使焊接区附件的金属长期处于冷却状态, 减低了钢结构的热度, 减小了焊接应力。方法是根据钢结构的具体情况间歇性的进行焊接工作。比如在对铸铁进行电弧冷焊时, 每次把一段很短的焊缝焊接完毕后, 稍微停留一段时间再焊接下一段。
3.4 减小焊缝尺寸
设计要求, 在深化设计的过程当中, 应充分考虑局部加热循环二引起的焊接内应力, 消除焊缝越大越安全的错误观念。施焊过程中要控制好焊缝尺寸和余高, 优化焊缝尺寸, 控制好焊缝坡口, 并且尽量采用双面坡口。
3.5 减小焊接拘束度
焊接时构件受到的约束力越大其焊接应力就越大, 钢结构的质量会受到影响。所以在焊接时应尽量保证焊缝处受到尽量小的约束力。例如遇到长构件的焊接时, 可以拼接板条, 十七在自由状态下施焊, 千万不可等到组装时再施焊。按照施工工艺应现将其进行拼接, 再进行组装焊接。如果组装完毕后再进行施焊, 其各个部位都无法自有收缩, 约束力会大大增加, 残余应力也会相应增加。
3.6 对构件进行分解施工
常体积较大, 焊接起来相对复杂, 可以把大型钢结构分成若干部分分别进行焊接。等到焊接结束校正合格后再进行总装焊接工作。
3.7 补偿加热法
采用焊前预热的方法, 可以减少焊接热输入的流失, 避免焊缝在焊接时产生裂缝。即当板厚比较厚时, 就需要采取一定的措施来完成焊接任务。通常情况下可以对焊缝周围的一些区域进行加热, 加热的温度根据板的厚度和木材碳当量的情况来确定。某条焊缝经过预热进行施焊时, 焊缝区域的温度相对比较高, 随着焊缝焊接工作的开展, 该部分区域必然会发生热胀冷缩的自然现象, 但是该区域仅占整个工作面的一小部分, 另外, 一部分母材处于常温状态或是冷却状态, 会对焊接的那部分区域产生很大的约束力, 从而形成很大的应力, 严重时还会产生裂纹。如果这时能够在焊缝区域的对称位置进行加热, 把温度控制在略微高于预热温度的范围内, 并且在焊接的整个过程当中都持续进行加热工作, 就会大大改善应力较大的状况, 钢结构的变形问题也会大大改善, 保证了钢结构的美观外形和质量。
4 结束语
综上所述, 焊接残余应力对钢结构的使用性能和工程质量是一个很大的制约因素, 采取有效的措施把残余应力降至最小是笔者的初衷。在本文中对于钢结构焊接残余应力的分析如有不妥之处, 还望读者能够给予更好的建议。
参考文献
[1]商广泰, 蒋凤昌.钢结构焊接残余应力的ANSYS分析.广东建材, 2005 (2) :54~55.
后张预应力混凝土水池类结构设计 篇11
关键词：预应力；水池；结构设计
中图分类号： TB21文献标识码：A文章编号：1674-0432（2010）-12-0335-2
0 引言
适用性：預应力水池可以浇注成任何形状以适应于场地及工艺的需要。
经济性：预应力钢绞线（抗拉强度设计值为1860Mpa）比普通钢筋（抗拉强度设计值为235Mpa）强度高很多。因此，预应力水池的底板、池壁和顶板可以设计的很薄。而且可以取消全钢水池高额的周期性防腐费用。
防水性：预应力水池取消了温度伸缩缝、施工缝。特别是取消了底板中缝（渗漏很普遍）并对底板施加预应力，可最大限度地提高水池的防水性能，彻底避免水池的渗漏问题。
长期耐久性：预应力可避免混凝土的收缩裂缝，因此可保护普通钢筋。同时，由于有粘结和无粘结钢绞线都有钢管或高密度聚乙烯塑料管等不透水材料包裹，因此，预应力钢绞线被腐蚀是不可能发生的。
施工周期短：预应力水池底板没有温度伸缩缝，因此可一次浇注完毕。一般100mm×100m的水池底板可在24小时内完成混凝土浇注。池壁可分段或一次浇注完毕，顶板可一次浇注完毕。因此，预应力水池比普通水池施工速度快。
正是由于预应力水池的上述特点，它在全世界越来越受到广泛的赞誉，特别是一些有远见的业主和工程师都愿意用后张预应力技术来解决水池渗漏这一世界难题。本篇文章给出的多个新颖的预应力水池结构是由美国克罗拉多州丹佛市Jorgensen&Close结构工程设计公司设计的。该结构设计公司一直是世界范围内预应力水池结构设计的领导者。
1 圆形水池
近一段时期，预应力水池只应用于圆形水池中。从1964年起Jorgensen & Close 结构工程设计公司在世界五个国家共设计过125个预应力圆形水池，容积从10万到1亿加仑。这些预应力圆形水池主要用于清水池、沉淀池和消化池。
2 带圆角的矩形清水池
Jorgensen&Close结构工程设计公司为俄亥俄州、哥伦布市的Hap Cremean净水厂设计了6个预应力水清水池，其总容积超过4800万加仑。原来设想用圆形预应力水池，这是当时普遍采用的。但后来发现没有足够的场地来建造圆形的水池，只能采用矩形水池。经过仔细研究Jorgensen&Close结构工程设计公司提出了矩形水池加圆角的预应力水清水池方案。这样，带圆角的矩形预应力水池的施工就象圆形水池一样容易。根据带圆角的矩形预应力水池这一有划时代意义的概念，原来预想的两个圆形水池被设计成了5个带圆角的矩形预应力水池，很好地适用了该水厂狭小的场地。详见图1，图中显示的是4个带圆角的矩形预应力水池不同施工阶段的情况。图2显示的是中国大连市79m×29m×6.9m带圆角矩形预应力清水池的施工情况。
3 敞口矩形预应力水池
后张预应力混凝土特别适用于大型敞口矩形污水处理水池，如：曝气池、反应池、SBR池等。这样的预应力水池的平面尺寸已超过100m×100m以上。此外，Jorgensen&Close结构工程设计公司与中国市政工程东北设计研究院设计的预应力水池采用整体设计施工技术，没有施工缝，没有温度伸缩缝或后浇带。预应力混凝土水池不产生裂缝，主要靠对底板、池壁所采取的特殊滑动措施和不同阶段的预先张拉技术。图3显示的是中国哈尔滨市116.0m×61.2m×7.0m矩形预应力曝气池的施工情况。
4 结语
总之，预应力混凝土可以适合于各种水池。预应力水池比传统水池更经济，特别是相对于具有高额防腐涂料的钢结构水池。预应力钢绞线独有的三面防水可以彻底保证钢材不被腐蚀。由于预应力水池取消了施工缝、温度伸缩缝，而且混凝土底板、池壁始终受压，因此，可以最大限度地提高池体的耐久性，使预应力水池的抗渗性得到充分的保证。
应力结构 篇12
在框架预应力锚杆柔性支护结构中,由于锚杆预应力的存在,锚杆在一定的锚固区域内形成压应力带,通过框架及挡土板形成压应力面,从根本上改善土体的力学性能,变传统刚性支挡结构的被动挡护为充分利用土体本身自稳能力的主动挡护,有效地控制了土体位移。另外,这种支护结构立面美观,锚杆与框架的空间协同工作性能较好,因此其在边坡加固和基坑开挖工程中得到了广泛应用[1~5]。
由于框架预应力锚杆支护结构是利用土体自身的阻抗去制约另一部分土体的变形和结构破坏,因而在使用中一般要对锚杆施加一定的预应力,以更好地发挥锚杆的自我约束系统。实践证明,锚杆的初始预应力总是变化的,这种变化通常表现为预应力损失。对基坑等临时性工程而言,预应力的损失可能不是很危险;但是对于边坡这种永久性加固结构,预应力的损失对锚固工程的稳定性是极为不利的。因为潜在破坏的土体通过锚杆的拉力作用,使其稳固地依附在稳定地层上,锚杆的拉力作用增加了潜在滑动面上的法向应力,从而提高了抗剪强度,使地层得到加固。一旦锚杆预应力损失达到一定值,致使地层抗剪强度下降到稳定值以下,锚杆有可能随锚固体被拔出,将导致锚固失效,即被加固地层失稳,给工程带来极大危害,甚至威胁人民生命财产的安全[6]。因此,锚杆预应力的变化直接影响到锚固工程的安全,有必要对其进行长期观测。本文分析了影响锚杆预应力损失的各项因素,给出了预应力损失大小的简单定量估算方法;另外,对框架预应力锚杆柔性边坡支护结构的锚杆预应力损失问题进行了试验研究,研究结果表明本文给出的简单定量估算方法是可行的。
1 锚杆预应力损失变化规律及过程
文献[7]在根据对某基坑锚杆预应力监测的基础上给出了锚杆预应力变化的三个阶段,如图1所示。已知基坑开挖深度范围内地层主要为粉土和粉质细砂,渗透性一般。图1中(1)表示自张拉初期开始,预应力快速下降阶段;(2)表示预应力上升阶段;(3)表示预应力稳定变化阶段。实际上,图1显示的结果和规律对于上述土质条件或近似土质条件下的基坑工程预应力锚杆具有一般性,由于基坑工程属于临时性工程,而边坡加固工程属于永久性工程,两者在预应力锚杆的施工工艺和构造措施处理上都有差异,所以图1对于边坡工程预应力锚杆的预应力损失的结果和规律而言还不具有代表性。
1.1 预应力快速下降阶段
此阶段发生在张拉锁定前后,历时较短,主要受锚具、土体压密、孔道摩阻、施加预应力大小等因素的影响。虽然该阶段历时较短,但是所引起的预应力损失相对较大,占总损失量的损失百分比大约在45%左右。
1.2 预应力上升阶段
从图1可以看出,这个过程主要表现为预应力值的增加。这是由于土体变形引起的预应力增加量大于松弛效应引起的预应力损失,预应力荷载呈现增加的趋势,增加的幅度取决于土体变形量的大小。
1.3 预应力稳定变化阶段
在经历前两阶段后,锚杆预应力值趋于稳定变化。此阶段由于土体变形模量发生较小规模的变化,使得预应力值略有增加,当土体变形趋于稳定时,预应力值也趋于稳定。
2 锚杆预应力损失影响因素分析
2.1 锚杆张拉锁定时引起的预应力损失
(1)张拉系统摩阻引起的预应力损失σl1
锚杆张拉时引起的预应力损失,表现为锚杆测力计输出值小于油压千斤顶显示的压力。张拉过程的预应力损失主要由预应力锚杆同孔壁的摩擦和张拉千斤顶的摩阻力大小决定。如果钻孔平直,锚杆安置后不与孔壁接触,则锚杆预应力损失很小甚至不产生预应力损失。文献[8]指出张拉千斤顶的摩擦损失一般只有1%左右,因此可以通过超张拉来补偿。但根据有关文献及测试[9],张拉系统的摩阻损失一般为2%~4%,也即油压千斤顶显示的压力要比锚杆测力计输出值大2%~4%。笔者曾在施工现场询问锚杆张拉人员,发现他们对锚杆预应力损失没有引起重视,所以一般张拉都是以油表上所显示的压力作为最终施加的预应力值,因此,应该考虑张拉系统引起的预应力损失量。
(2)锁定后锚具回缩引起的预应力损失σl2
锚杆张拉程序完成后,卸荷时是靠夹片与锚垫板间的相互作用来锁定预应力,在锁定时,锚杆自由段难免会产生一定量的弹性变形,钢筋的回缩量大小决定了锚杆预应力损失量的大小。锚杆锁定后回缩量大小与锚夹具及其制造工艺有关。除此之外,组成外锚头的其它构件,如混凝土垫墩、垫板及外锚头的强度及加工、安装的质量也会影响锚杆预应力损失。
2.2 钢材应力松弛引起的预应力损失σl3
钢材在长期应力作用下会发生应力松弛现象,应力松弛量通常和锚杆张拉后的预应力初始值和受荷时间有直接的关系。钢材的应力松弛实验表明:长期受荷的钢材预应力松弛损失量大约为5%~10%,在相同的应力作用下,受荷100h的松弛损失约为1h所造成的松弛损失量的2倍;受荷1000h的松弛损失约为1h所造成的松弛损失量的2.5倍[7]。当施加的应力大于钢材强度的50%时,应力松弛会显著增加,而且荷载越大松弛量也就越大[10]。
2.3 土体蠕变引起的预应力损失σl4
土体是一流变体,具有明显的流变特征,在外荷载作用下,土体发生流变现象,从而引起锚杆预应力的降低。在施工期间,土体开挖卸载,使土体内部应力得到释放,土体向边坡临空面方向发生变形,从而增加预应力值,这种增加预应力值的效果具有明显的时间效应,随着施工期的结束,锚杆预应力的变化趋于平缓。另外,由于锚杆预应力的作用使得土体物理力学性质发生改变,土体产生压缩变形,在施加预应力初期,土体的压缩变形比较显著,预应力降低明显。
工程实践表明坚硬完整岩体在长期剪力作用下发生蠕变的量很小,对锚杆预应力的影响不大[10]。但是设置在土层中的锚杆一般都在固定5d内呈现出预应力值明显降低,在今后几年甚至几十年都会有持续降低的现象。这一规律与土体蠕变的趋势相一致,进一步说明土体蠕变是引起锚杆预应力损失的主要因素之一,这个损失量一般都在15%以内[6]。
2.4 群锚效应和张拉顺序引起的预应力损失σl5
在群锚张拉过程中,锚杆施工对已安装的锚杆的锚固力有一定的影响,这种影响多表现为预应力损失。究其原因可以理解为锚杆张拉引起框架和土体的变形,从而使锚杆影响半径范围内已安装的锚杆的预应力降低[11]。
一般来讲,支护结构上都存在多孔锚杆,所以理论上最合理的张拉顺序是同时同步张拉,但往往受张拉设备和施工工艺的限制,因此有必要选择合理的张拉工艺。最合理的张拉工艺应该是有利于土体均匀压缩,这样对坡体稳定有利。但是框架预应力锚杆柔性支护结构采用的施工工艺是逆作法,如果一次性将上部锚杆张拉到设计预应力值,当施工下部锚杆时必然引起上部锚杆较大的预应力损失,所以较好的办法是采用分级张拉,先将上部锚杆张拉到设计预应力值的一定比例,待施工完毕后再继续张拉到设计预应力值。
2.5 降雨入渗引起的预应力损失σl6
降雨量及降雨历时对锚杆锚固力有较大的影响,这种影响集中反映在强度较低、渗透系数较大的部位,而且具有时间滞后效应。由于滑面上遇水后土体的c、φ值降低,滑面上抗剪能力减弱导致锚固力的损失。但是随着裂隙水的不断渗入,土体抗剪能力降低,抵抗下滑的能力也随之降低,锚固力有所增加。随着土体内部水压的波动变化,锚固力也呈现波动变化。随着裂隙水的逐渐消散,由于土体的压缩变形和锚杆应力松弛,锚固力又会回到降雨前的水平。由此可知,在降雨前后,锚杆会受到较大的循环荷载作用,这对基坑和边坡的稳定是极为不利的[12]。因此,做好边坡的排水与防渗,有利于锚固荷载的长期稳定。
3 锚杆预应力损失的简单定量估算
锚杆预应力损失的大小,将直接影响边坡整治工程中设计张拉力、超张拉幅度的选定。对锚杆的工作状态,过高或过低估计预应力损失都是不利的,因此对预应力损失进行简单定量估算是必要的。根据前述对锚杆预应力损失影响因素的分析,锚杆的预应力损失量σl可由下式表示:
考虑到影响预应力损失的因素十分复杂,式(1)中前四项为主要影响因素。根据前述分析,对前面四种预应力损失简单估算为:张拉系统摩阻引起的预应力损失σl1为2%~4%;锚头夹具回缩引起的预应力损失σl2为3%~6%;钢材应力松弛引起的预应力损失σl3为5%~10%;土体蠕变引起的预应力损失σl4为10%~15%。综合考虑其它各种因素的影响,可粗略估算一般锚杆预应力损失大约在25%~40%之间。如果地层性质较差,比如基坑或边坡的上覆土层在较深范围内为杂填土、或土层的含水量较大、或锚杆穿越的土层较多而每种土层的性质相差较大等情况,由于土层与锚杆的锚固体之间的摩阻力有限,在锚杆的预应力施加到一定数值时就会出现锚杆被拔出的现象,此时锚杆的预应力损失可能更大。
4 锚杆预应力损失的试验研究
边坡加固下的锚杆预应力损失研究是笔者进行框架预应力锚杆柔性边坡支护结构模型试验的内容之一[13]。试验模型依据几何相似原理建立,为了增加模型试验的可靠性,采用大比例室内模型试验,取几何相似比为1∶3。
4.1 试验材料
试验材料与实际工程相同,本次试验所用主要材料为:土、混凝土、钢筋、水泥和砂子。
(1)试验用土体取自某自然边坡,为黄土状粉土,浅黄色,场地内连续分布,土质均匀,在进行原状土含水量、密实度测量后,通过控制填土密实度,分层向模型箱填土形成土坡;
(2)混凝土强度等级采用C20,按标准试验条件制作构件;试验用钢筋为普通钢筋,框架梁柱、面板配筋以及锚杆用钢筋均采用HPB235级;
(3)锚杆锚固段采用水泥浆高压二次注浆,水泥浆根据规定配合比并结合施工经验现场配制,试验测试时,水泥浆完全凝固,达到设计强度M30。
4.2 试验模型设计
试验模型箱采用钢木组合结构型式,箱体骨架采用槽钢,箱体内壁采用18mm厚木工板,各构件之间采用焊接与螺栓连接,试验模型箱长×宽×高净尺寸为3.6m×2.4m×3.6m。为减小模型试验的边界效应,在箱体内侧张贴一层0.3mm厚的塑料膜,经过处理后,侧壁和土体之间的摩擦力的影响将得到有效控制,可认为对试验基本无影响。试验模型箱的制作和试验土坡的具体形成过程详见周勇[13]的研究结果,加工制作完成后的试验箱如图2所示。
4.3 试验锚杆设计及钢筋计布置
锚杆拉力根据几何相似条件及文献[13]提出的计算方法确定。模型中锚杆材料采用HPB235级钢筋,锚固体直径取与实际工程中相同的孔径150mm,上面三排锚杆的水平倾角取10°,最下面一排为防止锚杆倾角过大接触地面而影响锚固效果,其水平倾角仅取5°。锚杆自由段长度和锚固段长度由计算确定,锚杆与框架的连接采用钢垫板与高强螺栓,最终锚杆设计剖面如图3所示。
试验模型中共设计了12根锚杆,根据试验设备的数量和支护结构的对称性,仅在边柱1和中柱位置上的八根锚杆钢筋上设计了钢筋计,测点布置编号如图4。
4.4 试验结果分析
图5为对各排锚杆施加预应力时其相应的预应力变化曲线,由于未考虑边坡的极限破坏状态,因此预应力均未达到各锚杆的极限抗拔力。图6为对应于锚杆施加预应力时其相应实测拉力的变化情况。前者由预应力拉拔仪读出,后者由钢筋计和SS-III型台式数字钢弦频率接收仪共同得出。图7给出了锚杆预应力损失变化曲线,图8给出了加载后并停止施加预应力时最终各锚杆的预应力损失变化曲线,经分析可得如下结论:
(1)理论上讲,如果锚杆不存在预应力损失,则锚杆施加的预应力读数和锚杆拉力实测值应该是相同的。对比图5、图6,两者纵坐标相同,明显可以看出图6中的曲线较图5中的曲线平缓,即锚杆上施加的预应力增长速度较各锚杆拉力增长要快,这说明锚杆均产生了不同程度的预应力损失。而且在预应力的施加初期,预应力损失非常明显,分析原因可以认为,锚杆刚开始施加预应力时,会使锚具大量回缩、框架和挡土板后的土体会产生较大的压缩变形从而引起锚杆较大的预应力损失。
(2)从图7所显示的各锚杆的具体预应力损失数值的变化过程来看,各锚杆的预应力损失没有严格可循的变化规律,这主要是由于影响锚杆预应力损失的因素很多,比如锚杆锚固段的钻孔直径有差异,灌浆的效果就不一样。本次试验中最主要的问题是加载设备数量有限,因此采用逐个锚孔分级循环加载,加载完成后立即锁定该级荷载,即锚杆的预应力施加不是在同一个时间进行,同时锚杆的张拉顺序对锚杆的预应力损失影响明显。但是框架预应力锚杆柔性支护结构最大的特点就在于框架与锚杆通过锚杆预应力的作用能够实现主动协同工作,如果锚杆的预应力不能在同一时间实现同步张拉,则由于框架与锚杆的协调变形会导致锚杆的预应力损失没有特定的规律而出现了随机性,对工程实践失去了指导意义。因此,在边坡加固工程中,为了减少预应力损失,应尽量实现同步张拉,且根据实际情况对于局部锚杆采取预应力补偿张拉的措施。
(3)本文前面在详细分析总结影响框架预应力锚杆柔性支护结构锚杆预应力损失因素的基础上,根据各影响因素的特性规律给出了锚杆预应力损失的简单定量估算,具体估算值为25%~40%。从图8可以看出,各锚杆的预应力损失量不一样,最小损失百分比为锚杆A4的23.65%,最大损失百分比为锚杆A6的44.04%,八根锚杆的预应力损失百分比平均值为32.41%,显然大部分锚杆的预应力损失百分比和所有锚杆的预应力损失的平均值都验证了这个估算范围,但是锚杆A4和A6出现了异常,这一点可以从图4中锚杆A4和A6的位置进行分析。文献[13]指出在框架预应力锚杆柔性支护结构中,中下部锚杆受力较大,上部锚杆受力较小。从图5、图6可以看出,锚杆A4无论是预应力的施加还是锚杆拉力实测值都较小,所以总体上预应力损失偏小;而锚杆A6由于位置靠下,上覆土压力较大,对其施加的预应力数值较大,但是由于对其施加预应力的时间较早,考虑钢筋的应力松弛和土体蠕变影响较大,最终导致其预应力损失较大。
5 结论
(1)分析总结了影响框架预应力锚杆柔性边坡支护结构的锚杆预应力损失的主要因素,具体包括张拉系统摩阻、锁定后锚具回缩、钢材应力松弛、土体蠕变、群锚效应和张拉顺序、降雨入渗,综合考虑其它各种因素的影响,可粗略估算锚杆预应力损失范围大约在25%~40%之间。
(2)对框架预应力锚杆柔性边坡支护结构的锚杆预应力损失进行了试验研究,结果表明本文给出的简单定量估算是可行的。但是由于文中建议的式(1)中,各项值均为一范围值,各项值如何根据具体情况确定无法明确,因此式(1)的预应力损失估算方法,只能做一总量估算,要明确各项数值还需进一研究确定。
(3)本文的研究是基于压实人工填土,并非原位土体,这对试验结果会有很大的影响。并且文中仅是利用一种土的试验结果,作为用于复杂地质条件下的基坑或边坡锚杆预应力损失量值的估算,依据还不是很充分。另外,影响框架预应力锚杆柔性支护结构的锚杆预应力损失的因素很多,有些因素可以人为控制,有些因素只能尽量避免,在施工过程中应该尽量减少锚杆的预应力损失,以使锚杆能够有效地发挥作用,取得良好的加固效果。
摘要：框架预应力锚杆柔性支护结构是用于提高边坡稳定性的一种新技术,锚杆作为其中的核心受力构件,其预应力值的大小是有效限制边坡位移的关键,但在实际工程中锚杆产生预应力损失是必然的。为深入了解锚杆的工作性能和作用机理,对其预应力损失进行研究,分析总结了影响锚杆预应力损失的主要因素,包括张拉系统的摩阻、锁定后的锚具回缩、钢材的应力松弛、土体蠕变、群锚效应和张拉顺序、降雨入渗等。综合考虑其它各种因素的影响,可粗略估算一般锚杆预应力损失范围大约在25%～40%之间。另外,为进一步验证锚杆预应力的损失大小,对框架预应力锚杆柔性边坡支护结构的锚杆预应力损失问题进行了试验研究,结果表明本文给出的简单定量估算是可行的。