加筋材料（共9篇）
加筋材料 篇1
摘要：进入到新世纪以来, 随着我国市场经济水平的迅速提升, 我国的公路工程、建筑工程等工程项目也得到了迅速的发展。众所周知, 在软土地基上进行建筑物的施工过程是比较困难的, 建筑物的承载力不足并且十分容易出现建筑物沉降的现象, 这就加快了土工合成材料加筋地基的出现, 土工合成材料加筋地基可以有效的减少建筑物的沉降并且提高软土地基的承载力, 同时还具有施工成本低、施工方法简单并且快捷的特点。在当代的工程项目, 土工合成材料加筋地基在路堤、海堤、房屋建筑以及围堰和油罐等等基础地基的加筋的过程中被广泛的应用。本文便对土工合成材料加筋的作用机理、土工合成材料加筋的布置形式以及土工合成材料加筋的设计分析方法三个方面的内容进行了详细的探析, 从而详细的分析了土工合成材料加筋的设计过程及关键问题。
关键词：土工合成材料加筋,设计过程,关键问题
随着社会科技水平的快速发展, 目前土工合成材料加筋已经被广泛的用于许多的工程项目中了。但是建筑工作者对于土工合成材料加筋的概念的认识还不够清晰。我们所说的土工合成材料加筋就是指通过土工合成材料与地基周围的土壤的咬合以及界面摩擦的作用并利用筋材的抗拉的特点产生相应的应力传递, 这种应力传递可以有效的提高地基土体的韧性以及强度, 还能改变原来地基土体的位移场以及应力场, 同时还能够增加土体的稳定性以及改善土体变形性状的一种有效的技术手段。柔性纤维素一般通常是土工合成材料的原始材料, 柔性纤维素具有伸长率较大的特点, 因此土工合成材料的加筋概念与传统的钢筋混凝土加筋的概念是不一样的, 筋材与土基质的作用机理的不同是最为主要的区别。这点区别对加筋的分析计算方法以及应用的效果也是有很大的影响的, 是需要被注意并重视的。
土工合成材料的加筋材料具有很多种, 无织土工织物、复合型土工织物、土工网、土工格栅、纺织土工织物、编织土工织物等都是土工合成材料的加筋材料。这些土工合成材料具备明显的优点:轻度高、弹性好、质地轻、抗腐蚀性好、抗酸碱性好、抗虫蛀性能优良。但是它们也具有共同的缺点, 那就是在阳光或是紫外线的照射下, 老化现象十分明显。根据土工合成材料的这些特点, 在实际的工程项目存在以下几种土工合成材料加筋的类型: (1) 堤坝或陡坡加筋, 这种加筋的类型主要应用于高速公路、公路、铁路、土坝、海堤的基底以及其陡坡或是堤坝的加筋。 (2) 工程建筑物的地基基础加筋, 这种类型的加筋主要应用于油罐基础、条形基础及其地基中加筋。 (3) 支挡结构加筋。桥墩加筋以及挡墙结构加筋都是较为常见的支挡结构加筋的形式。随着土工合成材料加筋在建筑工程中的广发的应用, 目前在一些高等级建筑工程以及堤坝工程的修建中, 土工合成材料加筋也得到了发展及应用。
1 土工合成材料加筋的作用机理
通过模型试验、室内试验以及离心试验对土工合成材料加筋土的观测及分析, 土工合成材料加筋主要存在以下三个方面的作用机理:
1.1 约束竖向变形, 增加侧向压力
首先对堤坝地基进行三轴实验的测试, 通过对比没有加筋以及有加筋的实验结果, 就可以解释土工合成材料加筋的作用机理效果。当在没有进行加筋操作的堤坝地基上施加一定的竖直向下的应力时, 会看到堤坝明显的侧向变形以及压缩现象的发生, 并且堤坝建筑也受到了破坏。同样情况下, 当对有进行加筋施加竖直的应力时, 土与筋材会产生一定的相互作用。从实验中可以看出, 由于堤坝受到的加筋的作用, 侧向压力有增大的现象出现, 我们称为压束力, 同时由于加筋的作用堤坝也约束了竖向变形。
1.2 增大了土体的视内聚力
根据以上的三轴实验的测试结构, 若想使加筋的试样在相同的应力的作用也达到破坏的效果, 就必须相对的减少土样所受到的侧向的压力。通过实验数据可以看到, 加筋土样的摩擦圆与没有加筋的土样的摩擦圆的区别并不大, 所不同的是加筋土样的视内的聚力得到了增加。根据土力学的原理及物理学的计算公式计算可以得出, 影响土体视内聚力增加的关键因素是土工织物筋材的抗拉的强度, 并抗拉强度与视内聚力是程正比的, 即织物的抗拉强度越好, 视内聚力增加的就越多。相反的, 当土体的抗拉强度很小时, 或是筋材土工织物由于抗拉强度不够被拉断或是被拔出时, 土体的视内聚力就不会增加, 同时土工合成材料的加筋的效果也会消失。
1.3 土工织物的隔离作用
土工织物的隔离作用主要有两个方面的内容:一方面是由于加筋的筋材是具有很高的抗拉强度的, 而土体本身的抗拉强度又是较低的, 这时当外力的荷载通过土体的作用传递给筋材时, 筋材与土体会产生一定的相互作用, 为防止土体因抗拉强度过低而产生断裂的现象, 筋材会约束土体的变形, 从而改变了土体上下两部分的应力状态, 这是土体就会以筋材为界被分成上下两个部分了。根据对有限元的实验分析, 土体没有加筋的情况, 在外力的荷载下土体内部会形成一段连续的塑性开展区。当在土体内增设一层筋材时, 这一段连续的塑性开展区就会被隔离开来, 形成两个不连续的塑性开展区。在离心模式的试验中可以清晰的看到这种隔离的现象。当对陡坡进行破坏实验时, 没有加筋的陡坡会沿着破坏面连续破坏, 而进行了加筋的陡坡, 土体是沿着加筋筋材的水平布置产生破坏的, 并且破坏的形式不是连续的破坏而是分层逐渐被破坏的。另一方面的隔离作用是土工织物可以将两种不同的材料隔离开, 防止两种材料混合在一起。如在海涂上进行筑堤施工时, 在海涂面上铺一层土工织物之后, 再在土工织物的上面进行填土筑堤的施工操作, 这样就可以保证填料不会掉入到海涂地基中去, 同时地基不被扰动也同样得到了有效的保证。
2 土工合成材料加筋的布置形式
2.1 张拉应变弧布置筋材的理论
土工合成材料作为土体中的筋材, 在土体中只受到拉力的作用, 因此要想充分发挥土工合成材料筋材的抗拉作用, 就必须合理的布置土工合成材料筋材的位置。
土体单元除了承受主应力的作用, 在相应的单元内还会受到剪应力的作用, 在受到剪应力的平面内, 沿剪应力方向的轨迹就是零延伸的方向, 应变的摩尔圆可以有效的表示零延伸的方向。通过对应力摩尔圆的研究得出, 零延伸的方向与滑动面的方向是一致的。由于土体的拉伸变形是被沿剪应力方向的轨迹线所形成的弧形包围着的, 所以为了使土工合成材料筋材最大限度的发挥抗拉的作用, 就应该将土工合成材料筋材土体内部的这个滑动弧上面。
2.2 土工合成材料筋材的布置形式
根据以上的张拉应变弧布置筋材的理论得出, 土工合成材料筋材应该埋设在滑动弧上面并且是横穿滑动弧的。因此如何确定零延伸线的方向以及预估拉伸应变轨迹线的方向就是建筑设计人员所面临的最棘手的问题。以下主要介绍四种常见的土工合成材料筋材的布置形式:
2.2.1 边坡位置土工合成材料的布置筋材的形式。
根据张拉应变弧布置筋材的理论, 边坡位置内的筋材应布置在滑动弧上面这个理想位置的, 并且在实际的建筑工程中土工合成材料筋材应该是水平布置的, 然后进行回拧的操作从而有效的锚固筋材的位置。
2.2.2 堤坝基底的土工合成材料筋材的布置形式。
从理论上来讲, 堤坝基底的土工合成材料筋材也是应该以水平位置进行布置的, 在坝趾的区域则更适宜进行斜向的布置。通常圆弧的滑动为堤坝最为常见的破坏形式, 所以进行筋材的布置时应尽量使筋材穿越整个圆弧的滑动面, 整体布置筋材以及局部水平布置筋材为堤坝基底土工合成材料筋材最为常见的布置形式。
2.2.3 支挡结构中土工合成材料筋材的布置形式。
目前工程项目中支挡结构主要有桥台和挡土墙两种形式。根据张拉应变弧的布筋理论, 结构土体的主拉应变的方向应该是水平的, 所以在实际的工程中, 土工合成材料的筋材也应该是呈水平方向进行布置的。
以上是结构相对简单的建筑的土工合成材料筋材的布置形式, 对结构相对负责的结构来说, 应使用有限元求解的方法或是室内模型试验的方法求出建筑物地基的零延伸线并确定零延伸线的方向。然后再根据张拉应变弧布置土工材料筋材的理论, 合理有效的布置土工合成材料筋材的位置。
3 土工合成材料加筋的主要设计分析方法
近些年来, 随着科学水平的快速发展, 土工合成材料加筋的设计分析方法也越来越多, 其中主要有以下两种土工合成材料加筋的设计分析方法。
3.1 土工合成材料加筋堤坝的极限平衡分析方法
在工程项目的设计分析中, 根据土工合成材料加筋堤坝的破坏形式, 通过以下五个方面的内容对加筋堤坝的稳定性问题进行分析工作。这五个方面分别是加筋堤坝地基的承载力、加筋堤坝沿土工织物表面的滑动破坏的形式、加筋堤坝穿过筋材的圆弧破坏的形式、土工织物的过量变形的问题以及加筋堤坝的轴向弯曲的破坏形式。
3.1.1 加筋堤坝地基的承载力的分析。
在软土地基上修建的堤坝工程没有进行加筋才施工的临界承载力取决于堤坝地基的局部稳定的计算, 而对于进行了加筋施工的堤坝, 由于土工织物能够调整并且使堤坝填土层传给地基的应力进行扩散, 同时还能够保持堤坝地基的整体性。所以此时从局部破坏变为整体性的破坏就是加筋堤坝的破坏形式, 破坏形式的变化自然也会导致软土地基承载力的变化, 地基的承载能力得到了相应的改善。通常加筋堤坝地基承载力的分析方法可以采用经典极限平衡法进行分析计算, 再由太沙基的地基承载力的计算公式得出:q=CNc+ΥZNc+0.58BYNr。公式中的C代表了堤坝地基土体的凝聚力;Υ是堤坝地基土体的容重;B代表了堤坝基底的宽度;Z为堤坝基底水平面以上的深度;Nc、Nc、Nr均为地基承载力的承载系数。
3.1.2 加筋堤坝沿土工织物表面的滑动破坏的形式。
在堤坝地基加筋的阶段, 堤坝侧向的土体的压力会形成一定的作用力, 为了有效平衡并且抵消这种作用力, 就一定会施加给堤坝地基一定的剪应力。如果软土地基的抗剪轻度处于较低的状态或是土工合成材料的加筋与堤坝或是地基之间的摩擦力阻力不能够抵抗这种剪应力的作用, 堤坝内部的受力就会产生一定的不平衡, 就会出现堤坝不稳定的现象。所以这就要求了加筋与堤坝或是地基之间必须有足够的摩擦力阻力, 从而能够有效的阻止堤坝或是地基在土工织物表面的滑动破坏, 同时还要求土工织物具有足够的抗撕破强度以及抗断裂的强度。
堤坝在土工织物表面滑动破化的主要的破坏作用力是堤坝的横向的土体压力。堤坝越高, 横向的土体压力就越大。堤坝或是地基的单位长度的作用力公式为:Pa=0.5KaΥH2。其中Ka为主动土体的压力系数;Υ为加筋堤坝土体的容重;H为加筋堤坝的最大高度;Pr为加筋堤坝产生滑动的土体的上压力。沿着加筋堤坝的填土与土工织物接触面上的摩擦力阻力即是抗滑力, 加筋堤坝单位长度上的抗滑力公式为:Pr=0.5ΥLH-tanΦsf, 其中L为加筋堤坝内的土工织物的有效抗阻力的长度;Φsf为土工织物与加筋堤坝填土之间的有效摩擦角;Pr则为土工织物与加筋堤坝填土之间因摩擦所产生的抗滑力。根据以上两个公式则推出抗滑安全系数Fs的公式为:Fs=Pr/Pa=LtanΦsf/H。另外还必须保证土工织物有足够的抗拉强度, 不能够被拉断。所以抗拉安全系数FL的公式为:FL=Tf/Pa=2Tf/KaΥH2。此公式中的Tf为土工织物的抗拉强度。
3.1.3 加筋堤坝穿过筋材的圆弧破坏的形式。
如果加筋堤坝的整体承载力已经达到要求时, 则就要对加筋堤坝的边坡的稳定性进行相应的分析工作。在实际的工程项目的设计用, 通常采用土工极限平衡的方法可以找到加筋堤坝的最危险的滑动面。加筋堤坝的抗滑力矩以及滑动力矩都是可以通过计算得到的, 再根据工程项目对安全系数的要求, 就可以计算得出土工织物需要的附加抗滑力矩。根据通过分析计算得到的土工织物的附加的抗滑力矩, 便可以有效进行选择以及布置土工织物。在工程实际施工的情况当中, 为了有效避免土工织物被拉断的现象的发生, 还应对土工织物增加一些附加的安全因素。
3.1.4 土工织物的过量变形的问题。
要想使土工织物在加筋堤坝中真正的起到应有的作用, 土工织物的变形现象是不可以避免的。但是对于加筋堤坝的横向变形要进行预测及预防的工作。土工织物的横向变形的变形值是要受到土工织物模量的控制以及影响的。所以为了防止土工织物在加筋堤坝中发挥作用的同时产生过量的横向变形, 就必须对土工织物的许可变形的值加以限制。
在土工织物上的拉应变的分布是呈逐渐变化的趋势的, 在堤坝的顶部是最大值, 在堤坝教是最小值且值为零。所以土工织物的模量的最小值的计算公式为:Emin=Tf/εmax。其中Tf土工织物的拉伸强度;εmax为土工织物在加筋堤坝中心所产生的最大应力值;Emin便为土工织物模量的最小值。即土工织物的应力值越大, 则土工织物的模量值越小。
3.1.5 加筋堤坝的轴向弯曲的破坏形式。
施工阶段土工织物因受到边界荷载的受拉破坏以及堤坝的纵向弯曲破坏还可能是堤坝的基础条件所引起的, 这些应力的分布以及大小都是难以确定的。根据多次进行的实验得出:土工织物的横向的抗拉强度大小应为其纵向抗拉强度的4倍。
3.2 加筋挡墙局部稳定的设计分析方法
用于加筋挡墙局部稳定的设计分析也有多种的方法, 其中在实际工程中较为常用的主要有有粘着力重力分析法以及拉索楔形体分析法。挡墙墙面转动及侧向压力在土工合成材料加筋土中的作用和破坏带的形状的假设不同是这两种方法最主要的不同。
3.2.1 有粘着力重力分析法。
有粘着力重力分析法与拉索楔形体分析的不同之处在于计算土工合成材料的加筋强度时, 本方法仅采用主动土体压力系数, 而拉索楔形体分析法只是在6m的深度以下采用主动土压力系数, 其余则采用静止土压力系数。
这种方法土体合成材料的加筋强度计算公式为Tf=FrKΥHS, 其中, L为土工合成材料的最小长度;Υ为填土的容重;Fr土工合成材料的抗拉安全系数;S为加筋的垂直间距;H则为加筋挡墙的高度。K的取值在深度大于6m时和小于6米时是不同的, 则土工合成材料加筋的最大抗拔力就可以由土工合成材料的横向宽度、土工合成材料在填土中的长度以及土工合成材料在填土阻抗区的长度等参数通过公式计算得出。
3.2.2 拉索楔形体分析法。
应用此方法时, 土工合成材料加筋强度的计算公式仍为Tf=FrKΥHS, 并且符号的意思同有粘着力重力分析法公式中符号的意义是相同的。如果存在复荷载时, 则计算加筋的抗拉强度时还应该计入这部分的折算高度。则土工合成材料的最小长度的计算公式应为L=La+Ld。其中La=Htan (45°-Φ/2) , Ld=FpKsS/2tanΦsf。其中公式中, La为土工合成材料在主动区的长度;Ld则为土工合成材料在主动去之外的长度;Φsf为土工合成材料与周围土体之间的界面摩擦角;Fp为土工合成材料的抗拔安全系数;Φ为填土土体的摩擦角, 其余符号同上述的意义相同。
通过以上的论述, 我们对土工合成材料加筋的作用机理、土工合成材料加筋的布置形式以及土工合成材料加筋的设计分析方法进行了详细的分析和探讨。土工合成材料的加筋的作用机理本就是十分复杂的, 所以在工程项目的实际应用中, 建筑设计人员必须采取正确的土工合成材料加筋的布置形式, 还要选择正确的设计分析的方法, 只有这样土工合成材料加筋才能工程项目的建设中发挥应有的作用, 土工合成材料加筋才能够更为迅速的推广及发展
参考文献
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加筋材料 篇2
复合材料加筋圆柱曲板总体失稳分析及试验研究
通过建立“非离散模型”对复合材料加筋圆柱曲板进行了总体失稳分析研究,重点研究了边界条件影响和简化方法,推导了加筋圆柱曲板整体失稳的筋条“抹平”计算方法,并通过算例与试验结果进行了比较.结果表明该算法对筋条两对边为简支或固支时的总体失稳分析具有较高精确度,同时对实验的加载方法有一定指导意义.
作 者：郝红武 HAO Hong-wu 作者单位：西安航空技术高等专科学校,西安,710077刊 名：实验技术与管理 ISTIC PKU英文刊名：EXPERIMENTAL TECHNOLOGY AND MANAGEMENT年，卷(期)：200623(10)分类号：V241.1关键词：复合材料 加筋板 失稳
加筋材料 篇3
关键词：土工合成材料,加筋技术,室内试验,对比分析
1 概述
土工合成材料加筋技术的应用在我国开始于20世纪80年代初,到90年代中期,其应用范围已涉及加筋挡土墙、加筋土桥台、加筋陡坡、加筋地基等。近年来,铁路工程、公路工程的软基处理工程中也得到迅速推广应用。但是,目前国内在现场观测、室内试验和理论研究方面还相对滞后。
本文通过土工合成材料加筋作用的室内试验,研究土工合成材料对路基顶面塑性变形和应力消散的影响。
2 试验方案
为对比研究不同土工合成材料加筋结构对路面结构响应所发挥的作用,本次进行了三种不同土工合成材料的铺筑试验。
方案1:在土基顶面铺设钢丝纤维网;
方案2:在土基顶面铺设土工格栅;
方案3:在土基顶面铺设双层不透水土工布。
在加载测试位置所对应的土基顶面(即土工合成材料底部)埋设压力盒,以观测土基顶面压力随荷载变化以及应力消散情况。试验路结构示意如图1所示。
为模拟现场情况,土基顶面的模量控制在不超过30 MPa。在土工合成材料铺设完毕后,填土5 cm,测试填土的回弹模量,并记录加载过程中压力的变化情况。在填土上铺筑18 cm的级配碎石,分三层摊铺碾压。每铺设一层(6 cm厚)均测试顶面回弹模量、塑性变形和压力值。
3 试验结果及分析
3.1 不同土工合成材料对路基顶面塑性变形的影响
从抵抗基层顶面塑性变形的角度而言,在荷载水平较低时,土工格栅方案的性能和钢丝纤维网方案相近,在较高的荷载水平下,钢丝纤维网方案的性能要优于土工格栅,这两种方案均优于铺设双层不透水土工布。
三种不同土工合成材料试验方案的一个共同点是:随着填土厚度的增加,测试顶面的塑性变形(不可恢复的变形)逐渐减小,厚度较小时变化幅度较大。
1)钢丝纤维网在填土厚度较小时(5 cm),塑性变形随荷载水平呈曲线变化,而随填土厚度的增加(11 cm～23 cm),基本以直线的形式变化。这是由于钢丝纤维网的纵向和横向强度均较大,变形较小而引起的。
2)随着填土厚度的增加,土工格栅抵抗变形的能力逐渐接近钢丝纤维网,在适宜的填土厚度下,低水平荷载时,甚至要优于钢丝纤维网。但在较高的荷载水平下,较钢丝纤维网仍有一定的差距。
3)总体而言,土工布在抵抗塑性变形方面作用较小。在抵抗塑性变形方面,钢丝纤维网在较高的荷载水平下能够发挥更大的优越性,在较低的荷载水平下,土工格栅和钢丝纤维网抵抗变形的能力相差不大。
三种不同土工合成材料的试验方案在0.3 MPa荷载作用下各填层顶面的塑性变形如表1所示,各试验方案中不同填层顶面的塑性变形变化曲线如图2所示。
0.1 mm
从表1,图2中可以看出,在5 cm填厚时,方案1顶面的塑性变形明显小于方案2和方案3,其值为方案2的61%,方案3的34%左右。随填厚的增加,方案1和方案2的顶面塑性变形的差别逐渐减小。填厚23 cm时,方案1的塑性变形为方案2的82%,方案1的62%。这意味着,相对于土工格栅和土工布,钢丝纤维网能够有效地抑制基层顶面塑性变形,但这种抵抗塑性变形的效果随着路面结构厚度的增加而逐渐减弱。
3.2 不同土工合成材料对路基顶面应力消散的影响
从土基顶面的应力消散情况看,在上层压力较小的情况下,钢丝纤维网并不能充分发挥作用。但随着填层厚度的增加,钢丝纤维网的应力消散大于土工格栅,而土工格栅又大于双层不透水土工布。
不论在土基顶面铺设何种土工合成材料,随着填土厚度的增加,土基顶面的压应力逐渐减小。但这种变化不是线性的,初期变化较大,后期变化则较不明显。
三种不同土工合成材料试验方案在0.3 MPa荷载作用下各填层顶面的压力变化如表2所示,各试验方案中不同填层顶面的压力变化曲线如图3所示。
从表2,图3中可以看出,在5 cm填厚时,三种方案下土基顶面应力的差别不是特别明显,两种方案的最大差异只有3%。随着填厚的增加,这种差别逐渐增大,在填厚23 cm时,钢丝纤维网的应力消散能力比土工布大10.7%,而比土工格栅大4.3%。这也充分说明了钢丝纤维网只有在上层能够提供足够大压力的情况下才能充分发挥作用。
4 结语
通过对土工合成材料加筋作用的室内试验结果分析及路基顶面塑性变形和应力消散的影响,得出如下结论:
1)土工布在抵抗塑性变形方面作用较小。
在抵抗塑性变形方面,钢丝纤维网在较高的荷载水平下能够发挥更大的优越性,在较低的荷载水平下,土工格栅和钢丝纤维网抵抗变形的能力相差不大。相对于土工格栅和土工布,钢丝纤维网能够有效地抑制基层顶面塑性变形;但这种抵抗塑性变形的效果随着路面结构厚度的增加而逐渐减弱。
2)在上层压力较小的情况下,钢丝纤维网并不能充分发挥作用。
但随着填层厚度的增加,钢丝纤维网的应力消散大于土工格栅,而土工格栅又大于双层不透水土工布。
参考文献
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路堤加筋设计计算要点有哪些？ 篇4
1加筋路堤的设计有多方面的内容，条文仅列出主要内容，
2加筋路堤均须进行设计计算。稳定计算和锚固长度计算是设计计算的两个主要内容;沉降计算虽然也是路堤设计的一项重要内容，但目前尚难在沉降计算中考虑加筋的作用，因此如需进行沉降计算，可采用分层总和法而不计加筋作用。
3稳定安全系数的取值是一个较复杂的技术经济问题，就目前而言还没有一个公认的合理方法确定安全系数。一般认为安全系数不仅应和采用的稳定计算模式相联系，而且还应和采用的计算参数配套。我国《公路路基设计规范》规定的最小安全系数为1.25;我国铁路路基设计规范规定的安全系数为1.05～1.15;我国港工规范的安全系数值，根据强度指标的不同取1.1～1.5;国外推荐的安全系数值，则根据安全等级的不同取为1.05～1.5。综合国内外有关资料，可得出对边坡安全系数的取值有如下特点：
1)建议的安全系数值多在1.05～1.50范围;
2)造成生命财产损失、风险高的边坡的安全系数取值大于风险低的边坡;
3)要求长期保持稳定的边坡较要求短期保持稳定的边坡的安全系数取值大;
4)安全系数的取值应考虑所采用的计算方法及试验资料的可靠性，
显然，安全系数取得过高工程将不经济，综合国内外有关建议结果并参照我国公路设计有关规范，拟定了条文之值。
5加筋路堤的稳定计算方法大多在条分法的基础上派生，由于条分法有多种计算模式，使得加筋路堤的稳定计算也就有多种模式，为与公路有关规范相配合和相适应选择了这种模式。
6土工合成材料必须有一定的锚固长度方能发挥加筋的作用，条文公式由力平衡条件导出。条文同时规定了土工合成材料的最小锚固长度。
7对加筋路堤须进行边坡防护。如防护采用传统的方法，则《公路路基设计规范》(JTJ 013)已有相应的设计方法和要求;如采用土工合成材料防护，则本规范有专门的章节，故作了条文的规定。边坡种草是当今的发展趋势，因此在有条件时尽量采用植草皮的方法。
加筋材料 篇5
对土体结构稳定性来说抗拉性能差是土的主要缺陷, 然而, 通过加筋可以在一定程度上克服这种缺陷。用于加强土体的方法有多种, 1966年, Vidal率先采用镀锌钢条改善无黏性土的性能, 从那以后, 各种加筋土结构已遍及世界各地。第一个土工合成材料加筋土墙 (GRS) 于1970年在法国的Poitiers附近建成, 现在, 土工合成材料已广泛作为加筋土墙和路堤边坡的加强元素。
GRS墙内部稳定性设计时, 计算加筋荷载的推荐方法有许多种, 目前广泛使用的方法都融入了极限平衡概念。估算GRS墙荷载的方法在北美主要有国家公路和运输官员协会 (AASHTO) 的耦合重力法, 联邦公路管理局的结构刚度法和简化AASHTO法。然而, 据报道这些方法估算的荷载都偏于保守。例如, Allen等人研究了20个土工合成材料墙的实例, 内容涵盖加筋土墙的不同因素, 如墙高、附加荷载、地基条件、墙面类型与坡度、加筋类型与刚度以及加筋间距。结果表明, AASHTO的方法过于保守, 建议土工合成材料加筋的用量按大于达到以实际长期性能为基础确定的允许性能所需加筋量的约1.5~4倍采用。Miyata和Bathurst及Bathu rst等的研究实例也得到了类似的结果。
Ehrlich和Mitchell以工作应力为基础提出了加筋土墙内力设计的解析法, 尤其重要的是该方法明确考虑了回填压实应力及加筋土的刚度特性。据研究, 根据与已发表的包含一系列加筋类型的几个足尺墙体加筋拉力资料的比较, 该方法具有良好的预测功能。Allen等提出了一个以工作应力法 (K-刚度法) 为基础的经验公式, 公式明确包括了加筋刚度对计算加筋荷载的影响。根据Bathurst等研究, 使用Allen方法预测GRS墙的加筋荷载与实测加筋荷载具有良好的一致性。
在近几十年以来, 为确定GRS墙的有效参数进行了一些实验和数值研究。然而, 尽管这些研究的内容很广泛, 但对压实的影响考虑得很少。Ehrlich和Mitchell指出, 土体压实产生的应力可能是一种RSW预应力, 从而减小墙体在施工后的侧向位移。Tatsuoka等和Uchimura等提出了采用预加荷载和预加应力加强土体的方法。据研究, 墙体预加荷载后的实测瞬时变形和长期残余变形都很小。根据Bathurst等研究, 采用55 k Pa和144 k Pa的压力时, 压实对施工引起的外墙变形和GRS墙施工结束时墙趾的水平土压力都有明显的影响。压实的影响由于施加外部附加荷载而减弱。
本研究的目的是评价土体压实对GRS墙的性能的影响。本研究的重点是对Saramago和Barboza Júnior在COPPE/UFRJ岩土工程实验室用两种不同的压实方法建造的两个足尺土工格栅加筋土墙进行测量。
1 实验方案
1.1 墙的构造
本研究描述了在COPPE/UFRJ实体模型实验室建造的两个土墙, 称作墙1和墙2。该模型是一个U形的实体墙 (高1.5 m、长3.0 m、宽2.0 m) 。该模型代表原型的一部分, 用于模拟7.0 m高土墙的性能, 考虑的附加载荷达100 k Pa (见图1) 。
图2是墙1的横断面图, 它是用间距Sv=0.4 m、墙面与水平面为84°倾斜的4层聚酯纤维土工格栅 (Fortrac80/30-20) 建造而成, 4层加筋均沿墙高方向安装。墙面采用高度为0.2 m的预制块。墙1的土层用轻型振动板 (Dynapac LF81) 和振动夯 (Dynapac LC71-ET) 进行了压实。
压实机的等效静荷载由安装在机身的Kyowa加速度计确定。在这种情况下, 等效静止重量的概念是由Ehrlich和Mitchell提出, 而不是与力作功有关的经典定义。振动板 (以下称“轻型压实机”) 的等效垂直应力为8.0 k Pa, 振动夯 (以下称“重型压实机”) 的等效垂直应力为73 k Pa。采用轻型和重型压实后的土体重度分别为19 k N/m3和21 k N/m3。墙2与墙1类似, 不同之处在于墙2只用轻型压实机进行了压实。两个墙的特性见表1。
1.2 材料性能
回填材料由含有大量细颗粒 (19%<200#) 石英粉末的级配良好的砂组成, D50=0.25 mm, 曲率系数CC=1, 不均匀系数Cu=8.9, 塑性指数PI=0。图3为试验所用砂质填料的粒度分布曲线。土的抗剪强度参数是在考虑不同密度土的三轴和平面应变试验结果后确定的, 见表2。在墙1和墙2使用的土工合成材料加筋的产品名称为柔性聚酯土工格栅。加筋的物理力学性质见表3。两个墙都用预制混凝土块做墙面 (见图4) , 混凝土块的特性见表4。土工格栅和混凝土块的物理力学性质由生产厂家提供。注意土工格栅与墙面块体之间为摩擦型连接。
1.3 建造、设备及附加载荷
模型由7层土组成, 单层厚0.2 m, 干砌。沿墙高方向布置4层加筋, 4层加筋的位置为底面及0.4 m、0.8 m和1.2 m的高度。从墙面起算加筋的总长度为2.12 m。
注:碎石用来充填块体的孔洞。
建造墙1的每个土层都分三个阶段进行: (1) 铺土; (2) 轻型压实; (3) 重型击实。注意墙2的填土只用轻型压实机压实。墙2在铺好土层之后, 用轻型振动板在整个填土层面上持续来回振动, 直到加速计的数值达到稳定为止, 该过程在每个土层耗时约10 min。在墙1两种设备的压实都采用与上述相同的程序。在轻型压实 (振动板) 之后还进行了重型压实 (振动夯) 。压实完成后, 用原位土密度试验仪测定了不同点位的土层密度。
两个墙在紧靠墙后0.5m范围的回填土都只用振动板 (轻型压实) 作了压实。采用这种预防措施是为了尽量减小压实引起的墙体向外变形和墙背的侧向应力。为了减少土与模型壁之间侧向摩擦力的影响, 在模型的每一个侧壁都安装了超高分子量聚乙烯板 (UHMW1900) 。为保证在试验期间保持平面应变条件, 还使用了包有塑料膜的硅润滑脂薄层。
两个试验都在墙底1 m宽范围用夹硅润滑脂橡胶片做了润滑, 以便潜在破裂面能够从墙面滑开 (见图2) , 润滑范围包含了墙面的基础。所以, 活动区内的加筋的长度有一个增量, 因而可以在该区域安装压力盒测量加筋的活动拉力。
试验中测定了2#~4#加筋的拉力。压力盒安装在加筋的4个不同点位上, 设备的总体规划是在活动区安装两个压力盒, 另外两个安装在稳定区。图5为无保护树脂压力盒的图片, 压力盒与土工格栅相连, 用于测定加筋的活动拉力, 而无需确定加筋的应力-应变曲线 (该曲线与时间有关) 。压力盒能够抵消温度效应和弯矩, 而且足以抵抗土在压实过程中产生的应力。
墙面的水平位移采用4个线性可变差动变压器LVDT在以下砖块层进行测定:第1层 (LVDT4) 、第3层 (LVDT3) 、第5层 (LVDT2) 和第7层 (LVDT1) , 仪器的安装位置见图2。对附加荷载, 在整个回填土面之上安装了空气袋。
2 实验结果
2.1 加筋拉应力的比较
图6为墙1 (a) 和墙2 (b) 第2、第3和第4加筋层的实测活动拉力。图中虚线和实线分别表示施工结束时和100k Pa附加荷载施加后加筋层的实测活动拉力。可以看出, 在靠近墙面的实测拉力 (T0) 、加筋的最大活动拉力以及所在的位置上两个墙都有差别。
图7为墙1和墙2第2、第3和第4加筋层的实测活动拉力总量, 这些曲线是施工结束时和施加不同附加荷载时的实测值。墙2 (虚线) 的土只用轻型振动板作了压实, 墙1 (实线) 土用振动板和振动夯做了压实。建造结束时, 墙1加筋层的最大实测活动拉力总量 (ΣTmax) 比墙2的相应值高很多。然而, 这种差别随着附加荷载的增大而减小。我们认为在100 k Pa附加荷载下两个墙的ΣTmax值相同是合理的。这一特性与土体压实产生的垂直应力有关, 墙1在使用振动夯时的垂直应力达73 k Pa。该特性将在本节的后面进一步讨论。
两个墙的Tmax的位置是不同的:墙1和墙2的最大拉力点距墙面分别约0.6 m和1.2 m。因此, Tmax的位置在墙2大约为墙1的2倍。
对比墙1和墙2可知, 靠墙面加筋拉力总量ΣT0与相应ΣTMax的比值明显较大, 比值ΣT0/ΣTMax在墙2介于0.55~0.7, 在墙1介于0~0.3。因此, 墙1 (重型压实) 靠墙面加筋拉力的总量达到ΣTMax的30%, 而在墙2 (轻型压实) 该比值可以高达TMax的70%。
图8为墙1和墙2第2、第3和第4加筋层连接处活动拉力总量ΣT0与等效深度的关系。土的等效深度Zeq相当于施加在墙顶的附加荷载值除以土的重度q/γ加该层的实际深度。墙1的等效深度为0~2 m, ΣT0=0。在等效深度大于2 m之后, ΣT0增长缓慢, 当Zeq>3时, ΣT0随Zeq线性增大。墙2在建造的各个阶段和施加外荷载时ΣT0都有明显的变化。
注:实线:100k Pa。虚线:建造结束时。
注:实线:墙1。虚线:墙2。
在墙1和墙2看到的特征与土体压实产生的垂直应力 (σ'zc, i) 不同有关, 墙1和墙2的 (σ'zc, i) 分别为73 k Pa和8k Pa。压实等效影响深度Zc指的是上覆土层应力大于压实应力, 土体不再受到压实影响的等价深度。Zc由 (σ'zc, i) 除以土的重度 (σ'zc, i/γ) 得到, 墙1的Zc为3.5 m。
能够预料的特征是只有在Zeq大于ZC时ΣT0才有明显的变化, 但墙1在Zeq小于3.5 m (Zeq~2 m) 就能观察到变化。需要注意的是该墙紧靠墙后0.5 m的土只用轻型压实设备作了压实。因此, 连接处的活动拉力不完全遵循重型压实影响深度的变化应当是合理的。建造过程可以证实所观察到的特征性, 那就是为什么墙1在Zeq小于3.5 m时能够观测到明显的ΣT0增量。
注:虚线:重型压实的影响深度。
图9为墙1和墙2的ΣTmax与等效深度的关系。图中虚线表示对应于重型压实产生的垂直应力的等效深度ZC, 墙1为3.5 m。与Zeq大于ZC相比, Zeq小于ZC时墙1的ΣTmax值的变化较小 (即ΣTmax仍然受到土体压实产生的应力的影响) 。Zeq较大时, ΣTmax与Zeq之间存在线性关系表明压实效应已经消失, 加筋的拉力只受土压力控制。这些结果表明, 按Enrlich和Mitchell的观点, 可以把压实看成是土的一种超固结。由于是轻型压实, 在墙2没有观测到这种特性, 建造结束后ΣTmax与Zeq总体上呈线性变化。
2.2 侧向位移的比较
图10表示墙1在不同的建造阶段和施加外部附加荷载 (100 k Pa) 之后的实测水平位移。最大位移增量出现在重型压实设备的运行过程中。在其他建造阶段的侧向位移增量较小得到了证实, 这种特征在所有测点都能看到, 而且与不同的LVDT都有关。
正如第3.1节所述, 回填压实造成墙1的加筋产生预应力。图10也表明, 压实导致加筋土体产生一种预固结, 使其在建造之后具有更好的刚性。只有在施加的外部附加荷载高于重型击实产生的等效垂直应力 (73 k Pa) 之后才会见到明显的侧向位移。此外, 比较建造结束和施加100 k Pa附加荷载时的水平位移表明, 总水平位移的近80%出现在建造结束之前, 只有总水平位移的20%与达到100 k Pa的附加荷载的加载等级有关。这些结果促使我们关注回填压实应力对减小土墙工后侧向位移的重要性。
图11为墙1 (重型压实) 和墙2 (轻型压实) 在建造结束后由于施加附加荷载产生的水平位移增量。图中的虚线和实线分别对应于施加25 k Pa和100 k Pa的附加荷载。正如预测的那样, 墙2的侧向位移比墙1高 (即在建造完成后, 墙1对附加荷载较不敏感) 。
图12为墙1和墙2在施加附加荷载q后由4个LVDT实测的水平位移总量。虚线表示对应的附加荷载值q*, σ'z ave为由重型击实确定的σ'zc, i值 (σ'zc, i=73 k Pa) , σ'z ave是考虑外部附加载荷q和土体自重 (由第2、第3和第4层加筋层平均深度Zave确定) 的垂直应力, 按下式计算:
于是墙1的q*值等于60 k Pa。结果清楚地表明, 该墙在q<q*时, 即在σ'z ave超过重型压实产生的垂直土压力σ'zc, i之前, 水平位移受附加荷载的影响并不明显。然而, 在较高的附加荷载值, 即q>q*, 水平位移对加载增量非常敏感。在墙2观测到的侧向位移大却与附加载荷无关。
这些结果还表明可以把土的压实看成是土的一种超固结。在墙1和墙2观察到的特性差异与建造期间土体压实产生应力的大小有关。
3 实测与预测最大加筋荷载总量的比较
为了验证模型的预测能力, 用实体模型的实测值与AASHTO的方法和Ehrlich和Mitchell的方法的计算值进行了比较。
采用AASHTO的方法计算加筋的最大拉力Tmax时由以下公式确定:
式中, z为加筋层在墙顶以下的深度;γ为土的重度;SV为加筋的垂直间距;q为附加压力;K为主动土压力系数, 由下式确定
式中, φ为土的峰值内摩擦角;ω为墙面与铅垂线间的夹角。
根据Ehrlich和Mitchell的方法计算Tmax使用以下公式:
式中, SV和Sh分别为加筋的垂直间距和水平间距;σ'zc为包括压实在内的先期最大有效垂直应力;x为无量纲参数, 从Ehrlich和Mitchell的表查得。在已知深度, 包括压实在内的先期最大等效垂直应力σ'zc为:当σ'z<σ'zc时σ'zc=σ'zc, i, 当σ'z>σ'zc, i时, σ'zc=σ'z;式中的σ'zc, i为压实产生的最大有效垂直应力, σ'z为建造结束时每一加筋层的有效垂直应力, 由以下公式得到:
式中, Ka为主动土压力系数;Lr为加筋的总长度;其他参数的意义同上。
参数x可以通过计算出土与加筋的相对延伸率β从Ehrlich和Mitchell的表查得, β由下式定义:
式中, Pa为大气压力;n为模指数 (双曲应力-应变曲线模型) ;Si为土与加筋的相对刚度指数, 用下式计算:
式中, Jr为加筋的抗拉刚度模量;k为模数 (双曲应力-应变曲线模型) 。可以看到, 该方法明确包含了加筋和土体刚度性质以及土中压实应力的影响。根据实验室平面应变试验测定的土体参数采用两种方法进行了计算。考虑到土的重度和在试验墙实测的侧限应力, 计算采用的土体内摩擦角φps=50°。当采用Ehrlich和Mitchell的方法时, 在实验室实测的k和n值分别为590和0.6。
墙1 (重型压实) 和墙2 (轻型压实) 的实测与预测最大加筋拉力总量的关系如图13~14所示。由于等效深度小于3.5 m (对应的压实影响深度) , 墙1用Ehrlich和Mitchell的方法估算的活动加筋拉力过高 (见图13) 。然而, 随着附加荷载的增加 (即, 对于比压实影响深度大的深度值) , 实测和预测值很吻合。
这种过高的预测可能与σ'zc, i的大小 (重型压实的实测值为73 k Pa) 有关。根据图8、图9和图12, 假定墙1的σ'zc, i为63k Pa (即ZC=3 m) 似乎更为合理。例如, 从图9的墙1曲线可以看出, 能够更好代表ΣTmax出现较大变化的临界点为Zeq等于3 m而不是3.5 m。此外, 对图12的墙1曲线, 若假定σ'zc, i等于63 k Pa, 重型压实的影响也更明显。可以看到, 该墙水平位移总量变化较大的临界点出现在q*=50k Pa, 对应的σ'zc, i=63 k Pa。
图13还包括了σ'zc, i=63 k Pa的另一条理论曲线。可以看到, 与已有确定值 (σ'zc, i=73 KPa) 相比, 实测值与假定σ'zc, i=63 k Pa用Ehrlich和Mitchell的方法计算出的预测值之间具有更好的一致性。
σ'zc, i的实测值73 k Pa与按墙1特性分析推测值63 k Pa之间的差别也许与确定σ'zc, i的方法的简化有关。等效静荷载Feq*用加速度计测定, σ'zc, i由下式计算:
式中, A为压实设备的平板与土的接触面积。假设设备静荷载为所涉及的实际力系的简化, 而且实际的接触面积A可能大于实测面积。这或许就解释了实测和推测σ'zc, i之间的差别 (约14%) 。
尽管已有研究认为采用AASHTO的简化方法的预测偏于保守, 但在本项研究中, 该方法的预测值却比墙1的实测值低 (图13) 。预测结果的这种差异可以归因于墙趾阻力、土体压实或两者的结合, 论述于后:
Leshchinsky和Vahedifard在RSW中考虑了墙趾阻力的影响, 他们认为由于墙趾阻力消失土工合成材料的受力明显增加。也就是说ΣTmax对墙趾阻力十分敏感。注意, 为便于潜在破裂面能够自墙面滑开本次试验中在墙底1 m宽的范围 (包括砖墙底面) 是做过润滑的 (通过橡胶皮硅润滑脂复合片) 。因此, 本文所做的模型试验与Allen等、Miyata和Bafhurst以及Bafhurst等分析真实RSW时的墙趾阻力条件是不相同的, 本模型与报道的RSW的墙趾阻力条件不同, 或许可以解释为什么有研究人员采用AASHTO的方法所作的预测偏于保守的研究, 但在本研究中该方法的预测值低于墙1的实测值。
此外, 土的压实可能是前述结果差异的另一个原因。模型试验所用的填料为级配良好的土 (Cu=8.9) , 而有报道的其他研究人员在研究中也许并不总是使用这样的土。注意, 只有级配良好的土才因压实而产生明显的应力。
图14表示墙2采用AASHTO的方法作出的更能接受的预测, 其土层是用轻型设备压实的。墙2用Ehrlich和Mitchell的方法进行的预测与实测值之间也具有良好的一致性。
4 结论
本研究指出了在实验室所作的1:1实体模型研究成果。两个加筋土墙都采用相同的土体、相同类型和间距的加筋进行建造, 除土体压实使用的设备之外两个墙都是相似的。墙1的土体压实使用了振动板和振动夯, 而墙2只使用了振动板。振动板 (轻型压实) 和振动夯 (重型压实) 压实土体产生的等效垂直应力分别为8 k Pa和73 k Pa。对试验结果的分析表明:
1) 墙1在建造结束时加筋层最大实测活动拉力总量远高于墙2的相应值。然而, 加筋中活动拉力的差异随外部附加荷载的增大而减小;对于100 k Pa的附加荷载, 两个墙的活动拉力总量大致是相同的。
2) 墙1 (重型压实) 的最大加筋拉力比在墙2观测到的位置更靠近墙面。但是, 墙1的连接荷载远小于在墙2观测到的荷载值。
3) 土用重型压实设备压实 (墙1) 导致加筋的最大活动拉力显著增加。直到附加荷载超过重型击实产生的垂直应力为止, 上覆土层的位移和压实都不会显著改变加筋的位移或活动拉力。压实促使建造期间的位移加速从而减少建造后施加附加荷载产生的水平位移。换言之, 按照Ehrlich和Mitchell的说法压实可以使加筋土产生一种超固结, 从而在建造后具有更强的刚性。
4) 对墙1 (重型压实) 加筋的最大拉力实测值和预测值的比较表明, AASHTO的方法的预测值低于测定值, 而Ehrlich和Mitchell的方法的计算值偏于保守。当外部荷载较小, 即重型压实设备运行产生的垂直应力大于土的垂直应力时, 该方法的预测结果是保守的, 注意高估值随附加荷载的增加而减小。当压实产生的垂直压力小于土的垂直应力时, 预测结果具有良好的一致性。墙2 (轻型压实) 采用AASHTO的方法得到的预测值与实测值之间具有合理的一致性, 该墙用Ehrlich和Mitchell的方法预测也有很好的效果。
5) 当墙1的土体压实产生的应力σ'zc, i用63 k Pa取代用加速度计实测的等效静压力73k Pa时, 实测值与Ehrlich和Mitchell的方法预测值之间也有很好的一致性。注意, 对测定σ'zc, i的假设可以说是对压实设备运行期间土中所有实际动压力的一种简化。[ID:001186]
摘要：本文介绍了土工格栅加筋土墙的性能受压实影响的实体模型研究。实验采用COPPE/UFRJ岩土工程实验室的设备完成。土的压实采用了两种型号的手动压实机:振动板和振动夯。振动板 (轻型压实机) 比振动夯 (重型压实机) 的等效垂直应力低很多。对加筋的活动拉力和土墙内外的位移进行了监测, 结果表明, 土压实的效果并不限于孔隙比的减小。压实造成加筋土体内的水平应力显著增加进而生成一种预固结材料。对结果的分析表明, 压实对加筋的拉伸和工后位移起到了决定性的作用。重型压实土墙的连接荷载比轻型压实土墙的荷载小得多。结果还表明, 重型压实土墙加筋内传递的最大拉力的位置更靠近墙面。另一方面, 施工结束时在重型压实土墙加筋层实测的活动拉力比轻型压实土墙高得多。尽管如此, 我们看到两个土墙加筋中活动拉力的差别随外部附加载荷的增加而减小。
加筋材料 篇6
关键词：加筋土工合成材料,内力传递,安定状态
1 引言
土木工程中, 土体加筋的合成材料先后曾用过非织造土工织物、织造土工织物、加筋非织造土工织物、土工带、土工格网、土工格栅、土工格室等, 所用的高分子材料和加工工艺各有所不同。其效果除了与材质性能和铺设的面积大小 (接头要处理好) 有联系之外, 另一个就是与它的结构形状有关。特别是同样材质和铺设面积下, 其合理的结构形状就显得更加重要。工程应用实践证明, 后者比前者的加筋作用相对更有效。
从室内空气拉伸试验可明显看到, 土工格网形状对应力传递有很大影响, 六角形网孔稳定性最好, 受拉时结构稳定, 应力传递均匀, 变形小且均匀, 网筋交点无撕裂现象, 抗断裂性好, 与填土料握固力强, 有优良嵌固作用。而菱形网孔稳定性次之, 至于方形和矩形网孔稳定性较差, 受拉时易从直角处撕裂。以下为不同的结构形式的土工格网的内力传递分析, 其结果与试验相一致。
2 不同结构形状的土工格网内力传递分析
为了便于进行简要传力分析, 假定在整个土工格网中某个网格下部网条上受到了已知荷载总量为F0的均布拉力作用, 形状、尺寸完全相同的每个网格, 在受到拉力时未发生变形。荷载引起的沿各网条传递的内力用结点处内力表示。
(1) 正方形土工格网的内力传递分析
如图1所示在正方形土工格网的0 0'网条上作用有总量为F0的均布拉力, 由于结构形式为正对称, 可以取其一半来计算土工格网内力经由结点的传递情况。
在结点0处如图2所示可建立如下平衡方程式
F0左=F0/2 (1)
F0右=0 (2)
在结点1处如图3所示可建立如下平衡方程式
F1中=F0左=F0/2 (3)
F1左=F1右 (4)
由于F0左已通过结点1全部传递到F1中, 沿F1左和F1右也没有外力作用, 因此只能
F1左=F1右=0
可见, 对于正方形土工网格的内力传递范围只限于沿0、1、2、3…和0'、1'、2'、3'…两方向进行, 传递的内力大小均等于F0/2。
(2) 等边菱形土工格网的内力传递分析
如图4所示其结构形式为反对称, 也可取其一半来进行计算, ∠0' 01=∠0' 1' 1=60°, ∠00' 1' =∠001' =120°。
在结点0处, 如图5所示, 可建立如下方程
将 (5) 式代入有
在结点1, 如图6所示, 可建立如下平衡方程式
F1左+F0右cos30°=F1右+F1中cos60°
即
有F0左+F1左cos60°=F1中+F1右cos60°
即F1左=2F1中+F1右-2F0右 (8)
由 (7) = (8)
得
将 (9) 代入 (8) 得
F1左=F1右
由于F1中=F0右, 也就是F0右通过结点1已全部传递到F1中, 而且沿F1左或F1右方向并没有外力作用, 因此只能是
F1左=F1右=0 (10)
在结点2, 如图7所示, 同上分析
有
F2左=F2右=0 (12)
在结点4, 如图8所示, 同上分析
要同时满足上两式只能
F4中=0 (13)
F4左=0 (14)
由此可见, 此等边菱形土工格网的内力传递范围也只限于沿0、1、2、…和 0'、 1'、 2'…两方向进行, 传递的内力大小均等于
(3) 正六边型土工格网的内力传递分析
如图9所示, 其结构形式为正对称, 也可取其一半进行计算。正六边形内角均等于120°。
在结点0处, 如图10所示, 可建立如下平衡方程式
在结点1处, 如图11, 同上分析
在结点2处, 如图12, 同上分析
由此可见正六边形土工格网的内力传递范围可以经各结点沿0、1、2…及6、7、8、…与 1'、 2'、 3'…及 6'、 7'、 8'…向左、右、前方进行。各结点网条上的内力大小均等于
3 土工合成材料结构形状对它在填土中起加筋作用的影响
(1) 六边形土工格网
满铺在填土中的六边形土工格网, 由于它能使局部受到荷载作用均匀扩散到广大范围, 因此相应承受传力的填土范围和面积也就大了。另外网条在受拉力时, 会产生伸长变形, 于是与附近的填土产生相互摩擦作用 (另外还有填土与网条之间的咬合阻抗作用) 。也就是产生这种相互摩擦作用的范围和面积同样大。但从室内拉拔试验或现场观测资料可知这种网条与填土相互作用的摩擦阻力从近到远是逐渐衰减的, 也即网条的内力和变形从近到远是逐渐衰减的。
(2) 单、双向塑料土工格栅
满铺在填土中的单、双向土工格栅, 由于它的结构形式类似“排架”或“钢架”, 在格栅条交叉处可能是薄板冲孔而成, 或是栅条焊接、粘接、编织而成。它们的力学性状如何将对土工格栅在土内的整体性加筋作用大小产生很大影响。其实质在于, 它具有一定的抗弯刚度 (而不仅限于用抗剪强度和抗拉强度) , 在填土内起加筋作用过程中是接近刚结点而不是铰结点, 更没有变成塑性铰, 因而能有效地承受和传递弯距 (包括剪力和轴力) , 并且按栅条刚度分配大小, 从而可以使单、双向土工格栅的整体性加筋作用得到很好的发挥。对于大多数硬塑料土工格栅因具有这种节点 (原生) , 因而可以认为它们在填土中与土的相互作用是近似处于一种超静定结构工作状态。
此外, 每幅土工格栅的各纵、横向栅条在尺寸上和物化性质上, 总会是或多或少的存在差异。再加上它们承受到的荷载作用也不会是完全均匀的。尽管荷载可以将其控制在某个设计容许范围内 (比如5%屈服强度内) 变化。但加载后其局部很可能产生应力集中并逐步达到塑性变形状态 (对于经受过多次加热和张拉工艺的聚烯烃塑料土工格栅产品来说, 其内部就残存有一定大小的应力和塑性变形) 。如果又发生卸载, 这种超静定结构内就会既有残余应变, 又有参与应力分布存在。于是单、双向土工格栅就将可能在填土内处于一种有利的残余应力分布的“安全状态”。
4 结束语
加筋材料 篇7
近些年来,复合材料由于重量轻、比强度高、比刚度大、耐疲劳和铺层可设计等优点,在飞机结构上的应用日益广泛。含孔加筋复合材料壁板结构是工程中应用比较广泛的一种结构,当它们受面内拉伸、压缩、剪切作用时,会发生多种形式的损伤,这些损伤会严重的降低层压板的强度。
复合材料层板的破坏过程是复杂的逐渐损伤累积的过程,并且某种损伤可能在加载早期就发生了,在材料中逐渐累积,最终导致层合板整体发生破坏。对于含孔复合材料层合板,应力集中将进一步使损伤的发展复杂化。研究损伤的方法有多种,目前最常用的就是逐渐损伤破坏分析方法[1,2,3,4,5,6,7,8,9] 。
本文研究复合材料开孔加筋层板剪切试验,采用有限元数值模拟的方法对层板进行了应力分析,模拟了剪切过程中的损伤起始和扩展过程,与试验结果进行比较。
1 复合材料开孔加筋壁板剪切试验
1.1 试验件结构形式
本文对复合材料圆孔加筋壁板进行了剪切试验,板长770 mm,宽650 mm,单层板厚度为0.19 mm,壁板中间圆孔孔径为126 mm。层合板铺层为[45°/-45°/0°/0°/-45°/45°/90°/-45°/45°/0°/0°/45°/0°/-45°/45°/-45°/ 90°/-45°/0°/45°/0°]s,筋条的铺层为[45°/-45°/0°/0°/-45°/45°/0°/-45°/90°/45°/0°]s,筋高45 mm,其材料力学性能参数如表1所示。试验件结构形式如图1所示。
1.2 试验件安装及试验设备
复合材料开孔加筋壁板剪切试验是在大型材料试验机上进行,试验装置如图2所示。试验夹具由高强钢制作,采用四连杆框架试验夹具,由销钉连接的整体双层框架组成,每根连杆上钻有一排螺栓孔。试件夹具连杆应有足够的刚度,防止在加载过程变形。
在复合材料开孔加筋壁板剪切试验中,数据采集系统可采集到剪切过程中的载荷、应变等参数。
1.3 试验过程
试验采用对角拉伸的方法对试验件施加剪力。首先将试验件用螺钉固定在夹具上。加载时,四连杆框架将作用在平板的一条对角线上的拉力转变为剪力(拉力作用在两个相对的节点上)。采用材料试验机对试验件分级加载,每件试验件加载梯度为设计载荷的10%,至40%后卸载,检查试验件,夹具和仪器,然后以设计载荷的10%的梯度加载到67%,再卸载。最后按设计载荷的5%梯度加载至破坏。通过DH3816电阻应变仪测量应变,确定试验件上各位置的应变情况。通过数据采集系统采集载荷和应变两种输出参数,并由控制计算机作相应处理后获得载荷-应变曲线。试验在室温环境条件下进行。
1.4 试验结果
在复合材料开孔加筋壁板的剪切过程中,当载荷达到局部损伤和破坏值时,可以听到响声,伴随着声响有集体开裂现象,壁板鼓起。随着载荷的不断增加,出现大量的分层和纤维断裂现象,此时,壁板表面出现了较为明显的局部翘曲现象,孔边出现损伤,筋条脱落,破坏面积增大,损伤迅速沿合力方向向外扩展(对角线方向),当加载至775 kN时,壁板整体破坏。试件的正面和背面破坏如图3所示。
由图3(a)可以看出,由于试件和夹具交界处刚度差异较大,出现应力集中,所以结构在两者的交界处也出现了分层和纤维断裂。由图3(b)可以看出,试验件的孔边和板面出现了分层和纤维断裂,破坏方向沿合力方向,损伤情况较为严重。
2 损伤失效的数值计算
复合材料失效一般是累积损伤过程。整个分析过程大致步骤分为应力分析、失效判断和刚度退化三个步骤,这些步骤不断循环迭代直至层合板最终失效。
2.1 失效判矩
复合材料有多种失效模式,不同的失效模式要采用不同的失效判据,因此,本文采用三维Hashin失效判据。
基体拉伸(σ2>0)
基体压缩(σ2<0)
纤维拉伸(σ1>0)
纤维压缩(σ1<0)
基纤剪切(σ1<0)
式中Xc、Yc、Xt、Yt分别为单层板沿x、y方向的压缩强度和拉伸强度, S12、S13和S23分别为相应方向的剪切强度。σ1、σ2和σ3是与材料主方向相对应的应力分量。τ12、τ13和τ23是与材料主方向相对应的剪应力分量。
2.2 刚度退化
当单层板中的单元失效后,该单元的刚度会下降,结合三维Hashin失效判据,本文采用相对应的刚度退化模型。
基体开裂 当σ2>0时,E22=0.2E
G12=0.2G
当σ2<0时,E22=0.4E
G23=0.4G
纤维断裂 当σ1>0时,E11=0.07E
当σ1<0时,E11=0.14E
基纤剪切破坏 G12=v12=0。
式中E为弹性模量,G是剪切模量,υ是泊松比。下标1,2,3分别表示单层板的纤维方向和两个横向方向,E
3 数值计算结果
本文采用ANSYS有限元软件及solid46各向异性单元建立了三维实体有限元模型,对复合材料开孔加筋层合板剪切过程进行了数值仿真,为了提高计算精度,在孔边加大了网格密度,周边相对稀疏一些,有限元模型如图4所示。
限于篇幅,仅给出开孔加筋壁板背面应变片1位置处的载荷-应变曲线图,如图5所示,其他位置也有类似结果。从图5可以看出,计算值和试验值得到的应变总体上随着载荷的变化呈线性变化,这说明结构在未破坏前,处于线弹性变化范围内。试验值和计算值的应变误差不大,最大误差仅为12.3%,故本文的有限元数值模拟方法是正确的。
3.1 应力分析
为了便于论述,将背面称为第1层,依次向上为第2层、第3层……,直到与筋条接触面为第42层,由于复合材料开孔加筋壁板铺层较多,面积较大,而本章主要研究的是开孔加筋层板在剪切载荷下孔边的应力分布情况,为了节约篇幅,在计算结果中选取圆孔边的正方形区域为研究对象,仅选取特殊铺层角45°、-45°、0°、和90°铺层的典型位置的铺层:第1、2、3和7层进行分析。
图6为630 kN剪切载荷下层板单层应力分布图,图7和图8为630 kN剪切载荷下壁板孔边不同位置处沿厚度方向的应力分布图。
由图6可以看出,所有的应力云图都沿对角线对称。0°层和90°层应力分布相同,拉应力集中在孔边135°和315°方向。最大压应力集中在孔边0°、90°、270°、180°方向,孔附近的层板上45°和225°方向上。45°层和-45°层应力分布相同,拉应力集中在孔边135°和315°方向。压应力集中在孔边45°和225°方向。最大拉应力出现在第3层(0°层)孔边315°方向上,500.0 MPa。最大压应力出现在第2层(-45°层)孔边225°方向上,155.0 MPa。所以0°层先破坏,破坏位置为孔边315°方向。
由图7和图8可以看出,在孔边45°方向,层板的各个铺层都受压应力,层板孔边被压。孔边135°方向,层板的各个铺层都受拉应力,层板孔边被拉。由于层板应力分布沿对角线对称,故层板孔边45°和225°方向受压,135°和315°方向受拉。
3.2 逐渐损伤扩展分析
各层损伤扩展图如图9至图12所示。
由图9至图12可以看到开孔加筋复合材料层板结构在剪切载荷作用下逐渐损伤累积扩展的过程,通过比较可以看出,当载荷达到150 kN时,层板所有0°铺层和90°铺层都出现少量的基体拉伸开裂。当载荷增加至210 kN时,层板-45°铺层出现了少量的基体拉伸开裂。层板的0°铺层和90°铺层孔边出现了少量的基体压缩开裂和集体剪切开裂。当载荷增加至270 kN时,45°铺层出现了少量基体拉伸开裂。当载荷增加至420 kN时, 45°铺层和-45°铺层同时出现了少量的基体压缩开裂和基纤剪切开裂。当载荷增加至884 kN时,复合材料开孔加筋层板破坏。
由层板整个逐渐损伤破坏过程可以看出:0°铺层和90°铺层各种类型损伤出现的较早,-45°铺层次之,45°铺层损伤出现最晚。-45°铺层和45°铺层各种损伤扩展速度相近,都比较慢。0°铺层和90°铺层各种损伤扩展速度远远快于-45°铺层和45°铺层。
3.3 结果比较
表2给出了剪切后开孔加筋复合材料层板破坏载荷的试验结果T1、有限元计算结果T2以及误差ζ,误差的计算公式为:
通过对剪切过程的试验与数值模拟结果的对比,损伤过程基本与实验现象吻合,层合板的最终破坏强度与计算值较为接近,误差为12.3%,验证了本文提出的模型与算法的可行性。
4 结论
对复合材料开孔加筋层板进行了剪切试验和有限元数值分析,得到了各铺层的应力分布图和壁板孔边沿厚度方向的应力分布图,结果表明,在孔边45°方向和225°方向,层板的各个铺层都受压应力,层板孔边被压。孔边135°方向和315°方向,层板的各个铺层都受拉应力,层板孔边被拉。实现了逐渐损伤失效扩展过程的仿真分析,0°铺层和90°铺层各种损伤出现早,扩展快,-45°铺层次之,45°铺层损伤出现最晚,扩展最慢。此外,对比实验结果与数值模拟结果,计算值与试验值误差为12.3%。
摘要：对复合材料开孔加筋壁板进行了剪切试验。基于逐渐损伤失效分析方法,建立了开孔加筋壁板的三维有限元模型。对壁板进行了应力分析,得到了各铺层的应力分布图和壁板孔边沿厚度方向的应力分布图。实现了逐渐失效扩展过程的仿真分析。计算了壁板的最终失效载荷,计算值与试验值误差为12.3%。
关键词：复合材料,剪切,应力分析,逐渐损伤破坏,有限元法
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加筋材料 篇8
现有文献大多关注的是室温条件下加筋板的压缩性能或湿热环境对复合材料层合板性能的影响,而关于湿热环境对复合材料加筋板结构影响的研究相对缺乏。本工作在70℃、水浴的湿热环境下进行复合材料加筋板的湿热吸湿实验使其达到吸湿饱和,然后开展了吸湿饱和加筋板和普通加筋板的压缩实验,研究了吸湿饱和条件对加筋板屈曲形式、屈曲载荷与破坏载荷的影响。
1 实验件
实验材料为单向带碳纤维/环氧树脂基复合材料CCF300/5228A,单向带厚度为0.125mm,该材料力学性能参数如表1所示,其中E11,E22,G12,ν12分别为材料1方向(沿纤维方向)的弹性模量、2方向(面内垂直于纤维方向)的弹性模量、1-2面内的剪切模量、泊松比。实验件尺寸为820mm×600mm,筋条间距为150mm,壁板和筋条铺层顺序如表2所示。实验件两端端部进行灌胶处理(灌胶段长60mm)作为加载段,实验件形貌如图1所示,筋条截面形状如图2所示。实验件质量合格且实验前通过激光测距仪检验了实验件壁板的平整度和筋条的垂直度以确保实验件达到实验标准。
表1 CCF300/5228A力学性能参数Table 1 Material properties of CCF300/5228A
表2 加筋板铺层顺序Table 2 Stack sequence of stiffened panel
图1 实验件Fig.1 Specimen
图2 筋条截面Fig.2 Cross section of stiffener
2 实验方法
实验分为两组。第一组为普通压缩实验。即对实验件直接进行压缩,实验件共3件,编号A-1,A-2,A-3。第二组为环境压缩实验。具体做法是首先根据ASTM D5229/D5229M[18]标准使实验件在恒温70℃、水浴的湿热环境下达到吸湿饱和,然后在环境箱中(70℃,95%RH)进行压缩实验。实验件共3件,编号B-1,B-2,B-3。
实验前在加筋板典型位置粘贴应变片,一般来说压缩过程中加筋板中间截面变形最大,即该位置的应变最能显著体现加筋板的失稳情况,所以选择中间截面典型位置上的应变作为主要研究对象,中间截面应变片粘贴位置如图3所示。实验件一端固定,一端加载,两侧边用夹板约束以防止加筋板侧边首先发生弯曲。采取分级加载的方式,当加载载荷分别小于740kN(A型)和700kN(B型)时,每级载荷取50kN,之后每级载荷取20kN,加载速率为5kN/s,每级加载结束后记录应变。首先进行小载荷预实验,通过测量和分析应变来调整实验件及夹具的安装位置,确保实验件均匀受载,具体要求是应使壁板前后面对称位置上的应变(如5号应变和6号应变)相差在±8%以内。
图3 应变片粘贴位置Fig.3 Strain gauge positions
3 有限元分析
实验前通过有限元软件MSC.PATRAN/NAS-TRAN模拟A型实验件在压缩载荷下的屈曲形式。应用壳单元建立有限元模型,综合考虑实验夹具的影响设定边界条件如下:在加筋板长度方向上,将固定端向内延伸60mm内的节点的所有方向位移约束为0,将加载端向内延伸60mm内的节点的除加载方向上的所有方向位移约束为0,目的是模拟灌胶段对实验件的影响;在宽度方向上,将两侧边上的节点垂直于壁板平面方向上的方向位移约束为0,目的是模拟侧边夹持板对实验件的影响。实验件的屈曲形式如图4所示,可以看出,实验件筋条间壁板发生了明显的屈曲失稳,长度方向出现了2个凸起的屈曲波,中间2根筋条发生了较明显的屈曲,而外侧2根筋条并没有出现明显的屈曲,仿真得到的屈曲载荷为584.8kN。吸湿饱和加筋板的有限元仿真要考虑到材料的热膨胀和湿膨胀,需要对材料吸湿饱和后的力学性能详细了解,此外还要考虑到湿热环境对壁板和筋条连接胶层也有一定的影响。该有限元仿真十分复杂且计算成本巨大,因此本文没有涉及此方面内容的研究。
图4 A型实验件屈曲形式Fig.4 Buckling patterns of type A specimen
4 实验结果
因为同一组实验中各实验件的实验现象较相似,故每组实验以1件实验件为例说明实验现象。
第1组以A-1号件为例,实验现象如下:载荷小于500kN时无任何可目测实验现象。随着载荷的增加,当载荷为500kN时,可以通过壁板对光线的反射观察到实验件发生了屈曲失稳现象,如图5所示,图5中黑色圆圈内的亮点为凸起的壁板反射光线产生的,筋条间每块壁板各有2个亮点,3,4号及7,8号位置壁板的亮点(凸起部位)在偏中上部(固定端),5,6号位置壁板的亮点(凸起部位)在偏中下部(加载端),这与有限元仿真结果(图4)十分相似;加载至860kN时,实验件发出较大的响声,持续30s后仍能继续承载;当加载至960kN时,实验件发生破坏,筋条与壁板开裂,一侧夹板被震脱开,破坏瞬间伴随着巨大的响声。破坏位置在加筋板中部,破坏部位有大量纤维断裂,部分基体碎成片状,A-1号实验件破坏形貌如图6所示,主要是筋条的断裂、脱粘以及壁板的分层、撕裂。从实验现象中观察到,当筋条发生破坏时,加筋板迅速坍塌破坏,所以筋条的生存状态对加筋板的承载能力有很大影响。压缩过程中,筋条中间部位首先整体断裂破坏,随之将载荷卸载到壁板上,最终导致结构的坍塌破坏。
图5 A-1加筋板屈曲形式Fig.5 Buckling patterns of A-1specimen
图6 A-1破坏形貌(a)筋条断裂;(b)壁板撕裂Fig.6 Failure modes of A-1(a)fracture and crack of stiffeners;(b)splitting and ripping of panel
第2组以B-1号件为例,因为压缩实验是在不透明的木质环境箱中进行,所以无法目测实验现象,以听到的声音记录实验过程。当载荷小于350kN时,实验件没有任何声音上的现象;当加载至350kN左右时加筋板陆续发出轻微的响声,当载荷达到500kN左右时加筋板发出一声巨大的脆响;当载荷大于680kN以后出现连续的纤维断裂声直至当载荷达到770kN时加筋板破坏,破坏瞬间伴随着巨大的响声。破坏位置靠近加筋板固定端,破坏形貌与A-1破坏形貌基本相似,主要是筋条的断裂、脱粘以及壁板的分层、撕裂,如图7所示。从各实验件的破坏形貌中可看出两类实验件的破坏位置有较大不同,A-1,A-2和A-3的破坏位置表现出较好的一致性,均在加筋板中部;而B-1,B-2和B-3破坏位置表现出较大的分散性,分别在靠近固定端(B-1,B-3)和靠近加载端(B-2)的部位,这说明吸湿饱和加筋板压缩破坏位置存在较大的不确定性。
图7 B-1破坏形貌(a)筋条断裂;(b)壁板撕裂Fig.7 Failure modes of B-1(a)fracture and crack of stiffeners;(b)splitting and ripping of panel
5 实验结果分析
图8(a)~(d)是A-1实验件1~18号位置应变随压缩载荷变化的曲线。从图8(a),(b),(d)中可以看出,在加载初期阶段(载荷小于500kN时),应变呈现线性一致的变化趋势(压缩应变是负值),在此阶段中实验件的变形为加载方向上均匀的压缩变形;载荷大于500kN之后应变发生了不一致的变化趋势,即产生了屈曲失稳现象,对应的屈曲载荷为500kN。图8(a)显示屈曲失稳之后,6号位置壁板应变逐渐由负值变化为正值(拉伸应变是正值),说明6号位置壁板不再继续发生压缩变形,而是逐渐由压缩变形变为拉伸变形;与此同时,5号位置壁板的压缩应变不断增大,增大速率明显快于加载初期的线性增加阶段,且不再是线性变化趋势,说明5号位置壁板压缩变形不断增大,这些应变的变化趋势表明5,6号位置壁板发生了弯曲,弯曲方向为向壁板面凸起。图8(b)显示屈曲失稳后3,7号位置壁板逐渐由压缩变形变为拉伸变形,4,8号位置壁板压缩变形不断增大,表明在这些位置壁板也发生了弯曲,弯曲方向均为向筋条面凸起,以上描述的失稳壁板弯曲方向与有限元仿真结果(图4)是一致的。图8(c)显示屈曲失稳后1,2,9,10号位置壁板应变仍然保持较一致的线性变化趋势,即这些位置壁板没有发生明显的弯曲,主要原因是实验件两侧边安装了防弯曲夹具,使两侧边在整个加载过程中都不发生弯曲变形。图8(d)显示屈曲失稳之后,11,12与17,18号位置壁板应变仍然保持较一致的变化趋势,而13,14与15,16号位置壁板的应变-载荷曲线出现了“分叉”现象,说明加筋板中间2根筋条发生了弯曲,而两侧的筋条并没有发生明显的弯曲,主要原因是防弯曲夹具对两侧筋条的约束力较强,而对中间筋条约束力较弱(因为防弯曲夹具距两侧筋条较近,距中间筋条较远)。综上分析,A-1加筋板中间截面壁板的变形如图8(e)所示,屈曲形式主要是筋条间壁板的屈曲以及中间2根筋条的屈曲。
图9(a)~(d)是B-1实验件1~18号位置应变随压缩载荷变化的曲线。可以看出,B-1各位置应变-载荷曲线的总体变化趋势与A-1(图8(a)~(d))十分相似,曲线也主要分为两个阶段:第一阶段为加载初期阶段(载荷小于500kN),应变随载荷增加呈线性一致的变化趋势,加筋板发生加载方向上均匀的压缩变形;第二阶段为载荷大于500kN之后,应变发生了不一致的变化趋势,即产生了屈曲失稳现象,对应的屈曲载荷为500kN。从图9(a)可以看出,屈曲失稳之后,5号位置壁板逐渐由压缩变形变为拉伸变形,6号位置壁板压缩变形不断增大,说明5,6号位置壁板发生了弯曲且弯曲方向为向筋条面凸起,这与A-1相同位置壁板的弯曲方向恰好相反。图9(b)显示4,8号位置壁板由压缩变形逐渐变为拉伸变形,3,7号位置压缩变形进一步增大,说明3,4和7,8号位置壁板弯曲方向均为向壁板面凸起,这与A-1相同位置壁板的弯曲方向也相反。图9(c)表明了屈曲失稳后在1,2,9,10号位置壁板应变仍然保持相对一致的线性增加趋势,说明这些部位没有出现明显的弯曲,主要原因也是两侧安装了防弯曲夹具,这与A-1加筋板该位置壁板的变形趋势是相似的。图9(d)中,在500kN之后加筋板中间2根筋条发生了弯曲,而两侧的筋条并没有发生明显的弯曲,这与A-1是相似的。综上分析,B-1加筋板中间截面壁板的变形如图9(e)所示,其屈曲形式与A-1基本相同,主要是筋条间壁板的屈曲以及中间2根筋条的屈曲,但失稳壁板的弯曲方向与A-1加筋板相同位置失稳壁板的弯曲方向相反。
(a)5,6号位置;(b)3,4,7,8号位置;(c)1,2,9,10号位置;(d)11~18号位置;(e)中部壁板变形(a)5,6positions;(b)3,4,7,8positions;(c)1,2,9,10positions;(d)11-18positions;(e)deformation of middle panel
图8 A-1应变-载荷曲线(a)~(d)及中部壁板变形(e)Fig.8 Strain-load curves(a)-(d)and mid-panel deformation(e)of A-1
同理将A-2,A-3和B-2,B-3的1~18号位置的应变绘出载荷-应变曲线,发现A-2,A-3实验件屈曲形式及失稳壁板弯曲方向与A-1相同,B-2,B-3实验件与B-1相同,因此得出的结论是相似的。综上所述,可得:该吸湿饱和加筋板失稳壁板屈曲形式与普通加筋板基本相同,但相同位置失稳壁板弯曲方向与普通加筋板相反。
将实验得到的屈曲载荷与破坏载荷列于表3,其中N=平均破坏载荷/平均屈曲载荷,可以看出两组实验数据的分散性较小。普通加筋板和吸湿饱和加筋板的平均屈曲载荷分别为540.0,523.3kN,后者是前者的96.9%,即加筋板屈曲载荷吸湿饱和后较未吸湿时下降了3.1%,说明湿热环境对加筋板屈曲载荷影响较小。两类实验件平均破坏载荷分别为985.5,766.6kN,后者是前者的77.8%,吸湿饱和加筋板的平均破坏载荷较吸湿前下降了22.2%,说明湿热环境对加筋板破坏载荷影响较大。破坏载荷下降幅度较大的主要原因有以下方面。树脂基体一般吸湿能力较强,所以水分渗入产生的溶胀应力以及水分自身的溶解性会使树脂基体膨胀、变形,甚至一些基体会发生水解等化学变化,而碳纤维几乎不吸湿,因此,在相同的湿热环境下,树脂基体与碳纤维的吸湿量不相同,二者的膨胀和变形就会出现不匹配性,吸湿时间越长则这种不匹配性就越明显;由于纤维和基体的吸湿能力不同,通常吸湿后纤维会承受压缩应力,基体承受拉伸应力[19],因此会出现应力不匹配性,这些因素导致复合材料内部产生许多局部的应变和应力区,降低了复合材料的压缩强度[20,21]。同时,湿热环境对复合材料的界面(纤维与基体的交界面)也会产生较大影响,一般表现为纤维与基体之间出现脱粘与孔隙,因此降低了界面的黏结强度,黏结强度的降低弱化了压缩过程中基体和纤维之间相互支撑的作用,进而导致复合材料加筋板压缩强度的退化[22,23,24]。此外,压缩过程中筋条对加筋板承载能力影响很大,筋条若出现脱粘现象加筋板会随之迅速破坏[11,12],实验中也观察到筋条的生存状态对加筋板的承载能力影响较大,通常湿热环境会使壁板和筋条之间连接胶层的黏结强度降低,容易导致当承受较小的压缩载荷时筋条就出现脱粘现象,这也是吸湿饱和加筋板压缩强度下降的一个原因。本工作限于实验件数量有限,只研究了加筋板吸湿饱和情况下的压缩性能,后续工作中应进一步研究不同吸湿量下加筋板压缩性能的变化情况。吸湿饱和加筋板在压缩载荷下仍然存在后屈曲过程,平均破坏载荷是平均屈曲载荷的1.46倍。有限元仿真得到的屈曲载荷与实验结果(平均屈曲载荷)的误差为10.5%,因为仿真采用的是线性屈曲仿真,没有考虑材料的初始缺陷,得到的结果会高于实验结果,但误差在10%左右,可以为工程应用提供有益参考。
(a)5,6号位置;(b)3,4,7,8号位置;(c)1,2,9,10号位置;(d)11~18号位置;(e)中部壁板变形(a)5,6positions;(b)3,4,7,8positions;(c)1,2,9,10positions;(d)11-18positions;(e)deformation of middle panel
图9 B-1应变-载荷曲线(a)~(d)及中部壁板变形(e)Fig.9 Strain-load curves(a)-(d)and mid-panel deformation(e)of B-1
表3 两类加筋板的屈曲载荷和破坏载荷Table 3 Buckling load and failure load of both types of composite stiffened panel
6 结论
(1)吸湿饱和加筋板的破坏形貌与普通加筋板相似,主要是筋条的断裂、脱粘以及壁板的分层、撕裂。但湿热环境对加筋板的破坏位置影响较大,普通加筋板破坏位置均在实验件中部,而吸湿饱和加筋板破坏位置表现出较大的不确定性,分别在靠近固定端(B-1,B-3)与靠近加载端(B-2)。
(2)吸湿饱和加筋板与普通加筋板的屈曲形式基本相同,主要是筋条间壁板的屈曲以及中间2根筋条的屈曲,但两类加筋板相同位置失稳壁板的弯曲方向相反。
加筋法处理软土地基研究 篇9
加筋法是在土中加入条带、纤维或网格等抗拉材料, 依靠它改善土的力学性能, 提高土的强度和稳定性的方法。
加筋法的概念早就存在, 以天然植物作加筋已有几千年的历史。远在人类早期, 原始人就在泥中加筋。在我国陕西半坡村发现的仰韶遗址, 有很多简单房屋利用草泥修筑墙壁和屋顶, 距今已有五六千年。汉朝修建的长城在玉门一带仍可见用砂、砾石、红柳和芦苇叠压而成的加筋结构遗址。古代在土坯砖中加草筋提高强度, 用柴排铺在泥沼地带上填土, 用砂袋或树枝加固堤岸等方法则至今仍在应用。有许多历史记载说明, 在水利工程中利用竹、木、植物加筋的历史也很悠久。
我国自20世纪70年代开始进行加筋土的科研和探讨, 随后在铁路、煤炭、公路、水利等部门相继修建了一些试验工程并不断取得设计和施工经验。据不完全统计, 我国现已建成千余座加筋土工程, 墙面面积约70余万m2, 遍及我国广大地区, 并先后在武汉、太原、邯郸、北京、杭州和重庆召开了有关加筋土的学术讨论和经验交流会议。1984年以来, 在我国曾先后召开过四届全国土工合成材料学术会议, 各届会议中加筋土都是作为主要分组讨论内容之一, 七十余篇论文选编在论文集中。此外交通部和铁道部还分别编制了加筋土的设计、施工规范和规则。
上述情况表明, 加筋法的技术尽管仍在不停地发展, 但在实践中已达到了推广应用阶段。
1 加筋法应用机理
土的抗拉能力低, 甚至为零, 抗剪强度也有限。在土体中放置了筋材, 构成了土-筋材的复合体, 当受外力作用时, 将会产生体变, 引起筋材与其周围土之间的相对位移趋势, 但两种材料之界面上有摩擦阻力 (和咬合力) , 限制了土的侧向位移, 等效于给土体施加了一个侧压力增量使土的强度和承载力均有提高。
筋材一般被水平地铺在土中。当高抗拉强度、高抗拉模量的筋材和土的复合体在荷载下发生变形时, 通过二者界面引起应力传递, 主要传递方式有表面摩擦作用和被动土抗力。
1.1 摩擦作用
如图1所示, 筋材相对于上下土料位移时 (抗拔情况) , 二者上下面的摩阻力Ff为:
如筋材相对于上或下单界面位移时 (剪切情况) , 则摩阻力Ff为:
式中b、L—筋材的宽度、长度;
σv—作用于筋材的法向应力;
φsg—土与筋材的摩擦角。抗拔的情况应通过拉拔试验求得;剪切的情况可通过直剪试验求得。
一般情况下, φsg是土的内摩擦角的0.6~0.8倍, 即φsg= (0.6~0.8) φs。
公式 (1) ~ (2) 表明, φsg、σv愈大, 能传递的Ff愈大, 但它最大不能超过筋材的极限抗拉强度。筋材表面愈粗糙, 周围土颗粒愈粗和带有棱角, 则φsg愈高, 即Ff还主要取决于筋材表面及周围土的性质。
1.2 依靠筋材横杆被动土抗力作用
这种应力传递只出现于格栅类的筋材中, 如由纵肋 (rib) 和横杆 (bar) 所构成的土工格栅, 在土中铺设土工格栅筋材时, 一般肋的方向和土所受到的主应力方向一致, 当格栅与土发生相对位移时, 除格栅表面有摩擦抗力外, 格栅横杆侧面上还受到与之垂直的被动土抗力, 如图2所示, 这是因为格栅有一定厚度, 在格栅的孔洞内有土、石料充填之故。
被动土抗力Fp可按式 (3) 估算:
式中t、b—格栅厚度、孔洞的有效宽度;
n—单位宽度格栅的横杆数目;
σh—单位土被动抗力。
式中σv—作用于格栅的法向压力;
Nb—承载力因数。
Nb值与土的强度和剪胀性有关, 较少受筋材表面粗糙度的影响。Rowe和Davis通过有限元计算, 得到图3所示的Nb与φ的关系曲线, 可供查取Nb。图中纵坐标Nb=σ'h/σ', σ'h和σ'v成为有效应力。图中v=0表示土无剪胀;v曲线表示有剪胀;上面的曲线为Prandtl的极限承载力解;下面的曲线为冲剪破坏。
对于格栅, 除了上述的摩擦力和被动抗力外, 实际上处于孔格周围的土, 其剪切面也担负应力传递的功能。
3 软土地基加筋法设计
实际工程中也常会遇到地基土的强度很低、压缩性高的情况, 在这种软弱地基上建造堤坝, 有时不能安全地填筑到要求的高度。解决这一难题的传统方法因地而异, 包括多种措施如:缓慢填筑;分期施工;填轻质填料;堤坝两侧增筑反压护道, 即提供抗滑平衡重;地基换土, 或在地基中设置排水砂井或塑料排水板等。这些方法虽然在一定情况下也能奏效, 但也常会出现不尽如意的问题, 如:延长工期, 增加工程占地或额外要求专用设备等。采用软土地基加筋法具有省工、省时、省地和省钱的优点。
软土地基加筋法设计通常考虑两个状态标准即适度的稳定性和可接受的总沉降和差异沉降。在堤底与地基界面上铺设筋材, 增大安全度并降低差异沉降和限制路堤侧移, 然而实践证明界面加筋对总沉降影响很小, 因为它不能显著地改变路堤作用于地基的垂直应力, 只有不均匀地基条件, 界面加筋可以较显著地减小差异沉降。
评价软基上路堤相对稳定性是根据其稳定安全系数FS;对于路堤破坏后果影响小时, FS可采用较低值;对后果可能是严重的 (如灾难性的) 应采用较高值。安全系数的确定是以土的强度指标为基础。
3.1 计算理论
软弱地基上铺设底筋, 再在其上填筑堤坝, 本应视为土-筋共同作用体系, 采用有限元法分析其变形及稳定性较为合理, 但运算中需要涉及土、筋材以及土-筋界面的本构关系, 其模型和有关参数不易准确确定, 加之运算复杂, 因而至今实际工程设计仍基本上仍沿用极限平衡法。计算模式根据堤坝的破坏形式来建立, 不同地基条件的堤坝失稳可以归纳为以下几种情况:
(1) 由于地表铺设了底筋, 底筋与其上填土界面形成了一个薄弱面。如果界面的抗剪强度不足, 在填土主动土压力的作用下, 部分堤坝有可能沿底筋面产生侧向移动而失稳;
(2) 如果地基是一个软土薄层, 下卧硬层, 则可能发生软层连同部分堤土侧向外移或软土被侧向挤出;
(3) 当地基为厚软弱土时, 可能发生部分堤坝体连同地基的转动式滑动破坏。一种情况是由于筋材强度不足, 在滑动面处被拉断;另一种情况是土体中的筋材因其与土间的握裹力不足被拔出, 致使加筋失效;
(4) 高压缩性软土地基还会由于强度低, 承载力不足, 造成底筋及其上堤体作为整体产生过度下沉而破坏。
以上各种可能破坏形式为建立计算理论提供了相应依据。
3.2 设计要求
1) 基本资料。
(1) 堤或坝尺寸:高度、长度、顶宽及边坡等;
(2) 荷载:超载, 交通荷载和可能的动荷载;
(3) 地基土的工程性质:土层剖面、各层土的重度、含水量、排水与不排水强度、固结参数以及当地地下水位和变幅;
(4) 堤坝填土性质:级配、击实曲线及抗剪强度;
(5) 地基土和填土的化学成分:用于评价对筋材的影响。
2) 安全系数。
(1) 地基承载力FS>2;
(2) 竣工时的抗深层滑动FS>1.2;
(3) 长期稳定FS>1.5;
(4) 有动载作用时FS>1.1;
(5) 竣工后的最大容许沉降根据工程要求规定。
3) 加筋材料。可选用机织型土工织物, 土工格栅以及必要时采用土工格室, 根据设计和施工条件确定。软土地基土体强度随着工程竣工后逐渐增长, 稳定安全系数也不断提高, 所以筋材的蠕变性及持久性并不是十分重要。
4 加筋法施工技术和质量控制
施工的基本原则是:体现设计意图, 保证工程质量;确保施工安全;因地制宜, 简化施工, 以加快施工进度和节省工程造价。简化施工的技术包括尽量利用天然土层和天然排水条件, 使用现成的和便于应用的材料, 基础的外形和结构应当简单, 施工时尽量使机械设备位于原地面等等。
工程施工牵涉面广, 施工前应做好计划, 计划内容包括:工程用料的规格、数量和来源;施工机械设备;施工队伍;施工进度。此外, 一些辅助设施也应予以考虑, 如施工便道, 施工队伍的临时住所, 等等。
一般来说, 加筋土的施工较为简便、快捷, 施工工序主要包括基层处理、筋材的铺放和相应的面层系统设置、填土、压实。不需要专门的机械设备和技术, 当地劳力即可施工。
加筋法施工涉及到具体的工程对象、现场及环境条件、具体的设计要求和应用的筋材类别及性能, 以及施工机具等难以采用统一的施工方法, 本文仅介绍几个应用的施工要点供作参考。
施工程序对软弱地基上加筋效果十分关键, 工序不当, 会使筋材破坏, 引起地基不均匀沉降, 甚至造成堤坝失事。
1) 准备场地:应砍除树木, 整平地面。
2) 铺设筋材。
(1) 筋材要求幅宽尽量大, 长度要能满足大于堤底宽加上回折长且无接缝。
(2) 筋材强度大的方向应垂直于堤坝轴线, 铺设时卷材垂直于堤坝轴线, 平顺展铺;拉紧勿使褶皱, 常需在其上及时压重或设固定钉, 防止筋材被风吹掀起。
(3) 筋材铺好后, 尽快填土, 例如不超过48 h。填土前检查有无损伤如孔洞、撕裂等情况, 如有损伤应及时补救。
(4) 筋补救方法, 对大面积破坏应割除裂缝另铺新材 (但要注意是否满足受力要求) , 小裂缝、孔洞则缝补上一块新材, 破坏面积边长为15~20 cm时, 可在其上搭接新材, 各边不小于1 m。
3) 填土:对不同地基要求不同。
(1) 极软地基: (1) 采用轻型施工机械, 以后卸式卡车沿筋材边缘卸土, 先填筑堤坡两侧坡趾处的戗台和交通道, 如图4所示, 旨在拉紧筋材。注意卸土应卸在已铺好的土面上, 土堆高不得超过1 m, 用轻型推土机或前端装载机散土; (2) 筑好戗台后, 往两个戗台间填土, 应平行于堤坝轴线对称地进行, 由外向中心推进, 并且平面上始终保持中凹形; (3) 第一层填土施工机械只允许顺堤坝轴线方向运行, 不得回折。施工机械形成的车辙不要超过7~8cm。第一层压实仅能靠推土机或前端装载机等轻型机械。当填土厚0.6~0.7m后才能用平碾等压实。填土应碾压到设计规定的密实度, 并控制施工填土的含水量。
(1) 横向铺土工织物, 将织物缝接; (2) 后卸式卡车卸土筑交通道 (戗台) ; (3) 填两侧土, 将织物锚定; (4) 填内部土; (5) 填中间土, 使织物被拉紧; (6) 填最后的中心部分
(2) 一般地基: (1) 铺设筋材不得有褶皱, 并要拉紧; (2) 填土从中心向外侧。对称进行, 平面上使其呈中凸形。使筋材一直受拉, 填铺土厚不能过高, 防止局部下陷; (3) 施工机械的选择应不使车辙超过7~8cm; (4) 第一层即可用平碾及汽胎碾, 不要过压。
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