承载力影响论文（共12篇）
承载力影响论文 篇1
一、前言
通辽地区, 地形平坦、地势开阔, 地表普遍分布第四系全新统冲洪积层 (Qundefined) 含土粉细砂, 野外观测往往具有砂土难分的特点, 具有独特的工程特性。在钻探中从钻孔中取出原状土试样, 相当困难, 即使取出完整原状土试样, 在土工试验中, 原装样很容易被破坏, 从而很难利用室内土工试验指标来确定地基土承载力:如果按粉细砂在钻孔中进行标准贯入试验, 由于粉粒含量较大, 按照现有规范来获取的地基承载力太低, 沿线地基均需处理, 已不能满足设计施工要求。但既有线运行良好, 沿线地基稳固。参考既有资料, 本次采用综合勘探, 利用静力触探试验以及平板荷载试验, 综合编制地质资料, 对沿线的地质条件进行综合分析与评价, 为设计提供了可靠的基础资料。
本文结合目前已有的研究成果, 以通霍线改建工程为背景, 运用综合勘探资料分析了粉土及粉细砂中含不同粉粒土对其基本承载力的影响;同时对不同试验指标进行了分析。
二、工程概况
通霍线地处哲里木盟及兴安盟境内, 沿途经过通辽市、扎鲁特旗及霍林郭勒市, 线路全长404.63km。
通霍线地表普遍分布第四系全新统冲洪积层 (Qundefined) 粉土、含土粉细砂, 本次分析主要取该工程的其中九处层厚10m的匀质土层为研究对象。
试验点取四处粉粒含量分别为为80.6%、70%、60%、52.7%的匀质粉土层, 取层平均值作为统计变量。第四系全新统冲洪积层 (Qundefined) 粉土, 灰白色, 潮湿, 稍密, 含少量砂粒。
选择五处粉粒含量为48.7%、41.2%、30.5%、20.8%、10.3%的匀质粉细砂层, 取层平均值作为统计变量。第四系全新统冲洪积层 (Qundefined) 粉细砂, 黄褐色～灰白色, 潮湿, 松散～密实。
通过现场取样试验, 得到九处土体的部分物理力学参数见表1、表2。
对于粉细砂可以按照以下公式计算不均匀系数和曲率系数:
不均匀系数undefined;曲率系数undefined;其中d10、d30、d60分别为颗粒级配曲线上相应于10%、30%、及60%含量的粒径;颗粒级配分为良好的 (Cu≥5, Cc=1～3) 。
三、土体强度的理论分析
(1) 通过九个地区现场取样试验, 得到九处土体的颗粒组成和结构见图1。
(a) 粉粒含量100%; (b) 粉粒含量75～100%; (c) 粉粒含量50～75%; (d) 粉粒含量25～50%; (e) 含粉粒量<25%;
据国内外相关文献试验数据及图1可看出:
(1) 当含“粉粒”量大于75%时 (图1b) , 土体结构成蜂窝状, 土粒相互排列紧密, 存在较大的分子引力, 土粒固结较好。“砂粒”悬浮在由“粉粒”构成的介质中, 砂粒与砂粒之间距离较大难于发生相互作用, 砂粒的存在几乎不会影响其宏观变形破坏特征, 此时土体的强度基本取决于“粉粒”。
(2) 随着含“粉粒”量的逐渐减小到50%～75% (图1c) , 由于粉粒量减小, 砂粒的量增加, 粉粒间的结构特征被砂粒破坏, 土粒互相堆砌在一起, 粒间连接力减弱;同时砂粒的距离不断减小并开始发生作用, 此时土体的强度取决于其中的粉粒和砂粒, 但粉粒起主导作用, 土体的宏观强度随着粉粒量的减小而呈下降趋势。
(3) 随着含“粉粒”量的逐渐减小25%～50% (图1d) , 由于粉粒量的继续减小, 砂粒的量增加, 土体结构呈单粒状, 此时粉粒间的结构特征被砂粒完全破坏, 粉粒间连接力进一步减弱;但同时砂粒的距离不断减小使得砂粒接触构成土体骨架, 通过砂粒接触点传递作用力, 粉粒填充与砂粒构成的骨架空隙中, 此时土体的强度取决于其中的粉粒和砂粒, 但砂粒起主导作用, 含土粉细砂的宏观强度随着含粉粒量的减小而呈上升趋势。
(4) 粉细砂中当含“粉粒”量减小到25%时 (图1e) , 砂粒与砂粒之间紧密接触构成整个砂土体的骨架而“粉粒”则充填于其中的间隙。由于此时砂粒间排列紧密, 通常很难会出现土体完全充填其中空隙的现象, 绝大部分为粉粒部分充填于砂粒构成的骨架间隙中。此时含土粉细砂的宏观力学强度主要取决于砂粒的颗粒组成、砂粒之间的咬合力及摩擦力, 强度不会随着粉粒量的增加而改变。随着砂粒量的逐渐增加 (图5b) 砂粒间的距离不断减小并发生作用, 进而影响着含土粉细砂的变形特征, 含土粉细砂的宏观强度不会随着含粉粒量的减小而发生变化。
综上, 根据根据含土粉细砂粒径特征、含粉粒量的特征, 将土体划分为以下三类:
(1) 粉土:粉粒含量大于50%, 塑性指数IP≤10;当粉粒含量大于75%时, 砂粒含量不会影响粉土的宏观强度;当粉粒含量50%～75%时, 粉土的宏观强度随着粉粒量的减小而呈下降趋势。
(2) 粉砂:粉粒质量小于总质量的50%, 粒径大于0.075mm颗粒的质量超过总质量的50%;当粉粒的含量为25%～50%时, 粉砂的宏观强度随着含粉粒量的减小而呈上升趋势。当粉粒的含量为15%～25%时, 粉砂的宏观强度不会随着含粉粒量的减小而发生变化, 仅和砂粒的颗粒组成, 砂粒间的咬合力及摩擦力有关。
(3) 细砂:粉粒质量小于总质量的15%, 粒径大于0.075mm颗粒的质量超过总质量的85%;当粉粒的含量小于总质量的15%时, 细砂的宏观强度不会随着含粉粒量的减小而发生变化, 仅和砂粒的颗粒组成, 砂粒间的咬合力及摩擦力有关。
四、结论
通过土工试验、标准贯入试验、静力触探试验、平板荷载试验行了计算分析, 得到以下几点结论, 为类似情况的工程提供借鉴:
(1) 在相同深度, 随着粉土中粉粒含量的减小, 砂粒含量的增加, 粉土的地基基本承载力逐渐减小;在含粉粒相同的情况下, 随着深度增加, 匀质粉土的基本承载力基本不变。
(2) 从标准贯入试验、静力触探试验及平板荷载试验可以看出在相同深度, 随着粉细砂粉粒含量的增加, 粉砂的地基基本承载力逐渐减小;粉砂中粉粒含量越小, 基本承载力随深度增加越明显; 在含粉粒相同的情况下, 随着深度增加, 粉细砂的地基基本承载力逐渐增大。
(3) 当粉土中粉粒含量减小到50%～75%时, 由于砂粒破坏了粉土的整体性, 粉土在取样时相当困难, 在试验过程中原装样很容易扰动甚至破坏, 所测数据误差很大;同时当粉粒的含量为25%～50%时, 因为受到粉粒的影响, 粉砂的平均标贯击数都相当低, 按现有规范利用N值确定地基承载力太低, 不能满足施工设计要求。在该范围内粉细砂的承载力与粉粒含量有关, 应根据粉砂中粉粒含量的不同, 建立当地的标贯经验值。
(4) 静力触探的贯入阻力是地基土物理力学性质的综合反映, 由荷载试验证明, 用静力触探试验确定地基的基本承载力比较接近地基实际情况, 由静力触探提供的基本承载力不仅满足地基稳定性的要求, 而且也满足结构对变形的要求。
针对通霍线沿线广泛存在的含土粉细砂, 由于粉粒含量的不同, 用静力触探试验确定地基的基本承载力比较接近地基实际情况, 应着重考虑, 减少工程投资, 优化地基处理措施。
参考文献
[1]中华人民共和国铁道部.铁路工程地质原位测试规程 (TB10018-2003) .北京:中国铁道出版社, 2003
[2]TB10012-2007铁路工程地质勘察规范[S].北京:中国铁道出版社, 2002
[3]铁道部第一勘测设计院主编.铁路工程地质手册[M].2版.北京:中国铁道出版社, 1999
[4]中华人民共和国铁道部.铁路工程土工试验规程 (TB10102-2004) .北京:中国铁道出版社, 2004
[5]中华人民共和国铁道部.铁路工程岩土分类标准 (TB10077-2001) .北京:中国铁道出版社, 2001
[6]中华人民共和国铁道部.铁路路基设计规范 (TB10001-2005) .北京:中国铁道出版社, 2005
承载力影响论文 篇2
桥面铺装层对空心板结构承载能力影响的静力试验
为了验证桥面铺装层对空心板桥的承载能力的.影响,探索桥面铺装层破坏后的加固方案,选取裸板[1]无铺装层、钢筋混凝土铺装层和钢纤维混凝土铺装层空心板梁进行对比试验,试验采用静力分级加载的方法进行,试验结果表明桥面铺装层空心板梁共同受力性能良好,截面应变发生趋势符合平截面假定,铺装层能显著提高结构开裂荷载和极限承载能力,混凝土桥面铺装层能显著增大结构刚度和改变结构破坏形态.试验可为桥梁常用补强层加固法提供试验参考.
作 者：许世展 XU Shi-zhan 作者单位：河南高速公路发展有限责任公司,河南,郑州,450052刊 名：西部探矿工程英文刊名：WEST-CHINA EXPLORATION ENGINEERING年，卷(期)：200921(7)分类号：U443.33关键词：桥梁工程 桥面铺装层 静力试验 空心板梁 承载能力
承载力影响论文 篇3
关键词:桩端后注浆桩承载力影响因素
0 引言
钻孔灌注桩基础是目前国内外广泛使用的一种深基础型式。钻孔桩基础能够适应各种地质条件,兼之各种施工工艺。钻孔灌注桩具有造价低,工期短,可做成较大尺寸,钻入较深土层,能提供较大承载力等优点,但单一工艺的灌注桩,由于成孔工艺的固有缺陷,导致桩底沉渣和桩周泥膜等隐患,为此国内外把地基处理灌浆技术引用到桩基,采取对桩端和桩侧实施压力注浆措施,即所谓的后注浆技术。钻孔灌注桩后注浆技术是成桩时在桩底或桩侧预置注浆管路和注浆装置,待桩身达到一定强度后,通过注浆管路,利用高压注浆泵压注以水泥为主剂的浆液,对孔底沉渣和桩侧泥皮进行固化,以达到提高桩的承载力、减少沉降量的一种科学先进的技术方法。
1 外界条件因素
1.1 上部结构荷载特性 建筑物上部结构的特点决定了其荷载传递的规律,也决定了对地下基础的设计与处理。灌注桩桩端后注浆可以改善地基土的性状,增大桩基础的承载力并可以减少基础的沉降量,因此在注浆的设计与施工时应充分考虑上部结构的荷载特点和沉降要求,从而保证建筑整体的安全地承载和均匀稳定的沉降。
1.2 地质条件 根据前面大量实测资料的分析,地质条件对注浆桩承载力有着很大的影响。桩端为粗粒土等地层时,浆液渗透率高,通过渗透、部分挤密、填充及固结等作用,使桩端条件得到改善,并在桩端形成扩大头,增大了桩端面积,使桩的承载力得到较大地提高;当桩端为细粒土时,浆液渗透率低,通过劈裂注浆,桩端土体被网状结石分割加筋成复合土体,可有效地传递和分担荷载。此外,桩端注浆之后桩承载力提高的幅度与桩端持力层岩土的堆积状态密切相关,桩端岩土的初始孔隙越大、结构越松散,浆液的渗透效果就越好,桩端和桩侧阻力提高的幅度就越大。
1.3 环境条件 采用桩端注浆方法时还要充分考虑场地周围的环境因素,因为水泥浆液注入土层后,在地层中渗透、扩散,可能会导致附近土层的污染,注入水泥量较大时还可能沿着桩侧壁爬升至地表面处。因此,在环境保护要求较高的工程中应做好相应的预防处理措施。
1.4 经济可行性分析 在基础中采用桩端注浆的方法,其最大的优点就是既可以提高桩基的承载力,又可以减少沉降量。注浆要增加部分费用,但增加了单桩的承载力又在设计时可以减少部分桩或减少桩长的设计值而降低工程造价。
2 桩自身的因素
2.1 桩长对桩端注浆桩承载力的影响 根据试验结果和计算结果的分析,在其他条件相同的时候,桩端注浆之后,短桩比长桩承载力提高的比例要高。在一般情况下,当桩长较短时,桩侧阻力在总荷载中所占的比例较小;当桩长较长时,桩侧阻力在总荷载中所占的比例较大。由于桩端注浆对桩端阻力提高的幅度较它对桩侧阻力提高的幅度大。
表1不同桩长条件下注浆桩前后承载力计算结果。
2.2 桩径对桩端注浆桩承载力的影响 桩径对桩端注浆桩的承载力有着一定的影响。当桩径较小时,注浆桩承载力提高的幅度大,随着桩径的增加,注浆桩承载力提高的幅度减小。(如表2)
表2不同桩径时桩端注浆前后承载力对比
3 注浆施工因素
3.1 浆液种类对桩端注浆桩承载力的影响 实现渗入性注浆的前提是浆液材料颗粒的尺寸要小于土体孔隙的尺寸。普通水泥最大颗粒尺寸在60～100μm(0.06～0.10mm)之间,其浆液难以进入渗透系数k<5×10-2cm/s的砂土孔隙或宽度小于200μm的裂隙。国外采用把普通水泥浆材再次磨细的方法,从而可以获得平均粒径小于3～4μm的超细水泥。由这种浆材配制的浆液渗透系数可以从原来的k<5×10-2cm/s(粗砂)提高到10-3~10-4cm/s(细砂层)。
3.2 注浆量对桩端压力注浆桩承载力的影响 在其他条件相同时,注浆量越多,桩基承载力提高的幅度就越大。在实际工程中应控制注浆量使其达到一个经济合理且符合工程承载力的要求。(见图1)
3.3 注浆压力对桩端压力注浆桩承载力的影响 经过实际注浆工程的观察发现,在其他条件相同时,桩端注浆桩的承载力随着注浆压力的增大而增大。
兩根试桩,桩径为800mm,桩长为56m,桩端为中密粉砂,桩端注入水泥浆量500kg,注浆压力分别为0.3MPa和1.2MPa,Qu分别为14000kN和15000kN。
图2为只有注浆压力不同时桩端注浆桩承载力的对比,可以看到随着注浆压力的增大桩的承载力也增大。
4 结语
综上所述,影响桩端注浆桩承载力的因素十分复杂,实际工程中我们要全面考虑外界条件因素,桩自身因素以及注浆施工因素对桩承载力的影响,充分发挥桩端后注浆方法的优势,提高桩的承载力,有效的节约工程成本。
参考文献:
[1]现代灌浆技术译文集[M].北京.水利电力出版社.1991.
[2]张晓炜,黄根生.钻孔灌注桩后压浆技术理论与应用[M].武汉.地质大学出版社.2007.
承载力影响论文 篇4
1 工程概况
某钢桁架桥主桥长度为 (70+240+70) m, 主桥桥面全宽43.9m, 该桥的设计荷载为公路一级, 按双向八车道设计。此桥规划线位桥轴线与河水流流向夹角为27°, 双向通航净宽需224.1m。
主桁采用N型桁架, 横向两片桁拱, 中心间距38.2m, 拱肋矢高54m, 矢跨比约为1/4.444。主桁拱肋跨中位置桁高7m, 中支点处的桁高为20.56m。
风撑采用空间桁架式一字撑, 风撑弦杆采用平行四边形箱型截面, 板厚20mm, 长度规格根据角度不同有所变化, 按平行四边形竖直向内高500mm、水平向内高480mm控制。
纵梁选用带肋焊接箱型截面, 顶面设有2%横坡, 截面的内宽1 500 mm, 竖向中心线处全高为2 700mm, 采用28mm、36mm、48mm 3种厚度, 翼板以及腹板均设两道板式加劲肋。
桥面系使用结构简支桥面连续的π形板, 预制板同钢横梁之间设板式橡胶支座。预制板采用C50混凝土, 板厚12cm, 支点处厚40cm。
2 有限元方法模拟
2.1 有限元模型的建立
模拟结构的真实刚度、质量以及它的边界条件是建立有限元模型的关键, 同时要对计算模型进行简化, 这样才能确保顺利完成计算。实际桥梁结构十分的复杂, 对每个细节都准确模拟难度太大, 建模的原则是舍次求主, 确保每个简化都要合理, 这样得出的结果才能有较高的可行度。
某大桥的空间有限元模型如图1所示, 全桥模型共有节点2 253个, 各类单元2 776个。其中主桁构件、风撑、钢横梁、钢纵梁等杆件均采用BEAM188模拟;梁单元的截面属性种类有21种, 杆单元的截面属性有2种。
2.2 荷载计算
在对全桥的稳定性进行分析之前, 首先必须确定荷载的种类和荷载的大小, 从苏岭山大桥成桥后的功能来看, 此桥主要承受的荷载有三种类型 (恒载、活载以及横向风荷载) 。
荷载包括一期恒载和二期荷载, 考虑到节点板、桥面现浇层、桥面铺装层以及焊缝的影响, 通过提高构件的密度来模拟实际状况。活载主要包括汽车荷载和人群荷载两种, 其数值根据《公路桥涵设计通用规范》 (JTG D60—2015) 规定, 并依照规范取值并折减活载值。风荷载作用于桥梁结构, 主要体现在阻力、升力以及扭转力矩。为方便计算, 在该模型中只考虑横桥向存在的静风荷载。根据《公路桥梁抗风设计规范》 (JTG/T D60-1—2004) 规定, 计算出桥梁结构在横桥向风作用下的主梁及各类杆件的单位长度荷载。
2.3 计算方法
实际工程中, 结构失稳通常出现为第二类稳定问题, 即极值点失稳。第二类稳定分析需要同时考虑几何非线性和材料非线性的极限承载力分析。由于大跨径钢桁架拱桥矢跨比较大, 当外荷载较大时, 结构将发生塑性坍塌, 因此拱桥失稳基本上为极值点失稳, 对其进行分析具有重大的工程意义。拱桥成桥后, 由于桥梁会承受较大的活荷载作用, 因此对拱桥对成桥状态进行极限承载力分析是十分有必要的。
第二类稳定分析结果以稳定系数的形式表达, 定义为桥梁开始失稳时分析荷载的施加倍数λ
式中, P为结构承受总荷载;Pd为恒载;Pc为活荷载。
对于钢材的本构关系进行模拟, 在此过程中选择双线性随动强化选项, 其原理是用弹性斜率和塑性斜率表示钢材的应力-应变曲线 (见图2) 。双线性随动强化准则中应力的允许范围是钢材屈服应力的两倍, 其目的是为了包括包辛格效应, 以准确地应对材料反复加载时产生的问题, 适用于绝大多数的金属 (初始为各向同性且小应变) 。屈服应力的取值根据结构构件的材料而定, 材料达到屈服应力之后按理想弹塑性计算, 此时塑性斜率E′为零。
假定吊杆和水平索材料在分析中始终保持弹性, 文中所用钢材视为理想弹塑性材料, 材料的屈服应力σy=345 MPa。
3 不同因素的影响及分析结果
3.1 结构边界条件的影响
边界条件的改变对结构整体的受力可能存在影响, 桥梁的边界条件形式较多。就钢桁架拱桥而言, 拱脚处采用铰接的方式在实际工程中被广泛的使用, 这是因为铰接有着突出的优点, 采用铰接的方式使得拱脚处不会出现弯矩, 对锚固的要求比较低, 且铰接的受力形式明确[5]。但对于大跨度钢桁架拱桥来说, 考虑到铰接的方式与拱脚基础的连接需要使用大型的支座, 例如某大桥设计使用的是7 000t的球形支座, 承受如此大荷载的支座在成桥之后需要长期的养护。从使用铰接支座受力性能方面考虑, 会大大减小拱肋结构的整体刚度。根据实际状况中约束条件的使用状况, 分成以下3种工况:
工况一:主拱拱脚均固接;
工况二:主拱拱脚均铰接;
工况三:一侧铰接、一侧滑动约束的边界条件。
由计算结果见表1和图3可知, 对于苏岭山大桥改变边界条件对苏岭山大桥的极限承载力结果没有明显的影响, 之间的差距在3%之内。在自重与活载作用下, 活载系数的值相差, 综合三种工况的结果, 可知工况三下该桥梁的极限承载力最大。在拱顶竖向位移方面, 拱脚均固接的方式时, 位移最小, 与工况二相差了9.05%, 有着明显的减小。在三种不同工况下拱脚处的内力差异不大, 对拱脚的杆件受力没明显影响。由计算结果可知, 对于该桥而言, 主拱拱脚采用一侧铰接、一侧滑动约束的边界条件, 整体结构的极限承载力较强, 传力方式明确, 整体结构受力较为合理, 对结构成桥的线形合理和受力状态合理有保障, 选择此种边界条件较为合理。
3.2 活载布置方式对极限承载力的影响
在对某大桥模型的极限承载力分析之后桥梁结构发生极值点失稳的原因是局部杆件达到屈服强度而进入塑性状态, 此时整体结构刚度下降, 由此可知局部杆件的极限承载能力对结构整体的承载力有着极大的影响。活载是桥梁承受的可变荷载, 在桥梁设计和评估等各种荷载组合中占着重要的地位[6]。对容易发生屈服的关键位置设置此桥的最不利活载布置, 研究此桥各关键杆件的极限承载能力。
根据在均布活载作用下的全桥失效机理的研究结果, 此桥最不利杆件位置依次为拱肋1/4下弦杆、拱脚处的下弦杆、拱肋1/4处的上弦杆、拱肋跨中的上弦杆。分别选取这4个关键位置作为研究对象, 为得到苏岭山大桥各关键位置处的影响线, 并施加设计移动荷载在最不利位置处, 运行有限元软件ANSYS计算此工况下的极限荷载值。
由于在自重荷载作用下桥梁结构承受的最大应力是压应力, 因此以最不利荷载加载方式为活载加载在造成桥梁构件出现压应力的位置。4种不同的加载工况下计算出的结果如图4所示。其中横坐标是拱顶位置的竖向位移, 纵坐标表示加载的活载系数值。详细的数据记录在表2中。由计算结果可知, 在考虑不同杆件受力最不利的荷载布置对苏岭山大桥模型的极限承载力存在着一些影响, 针对不同的杆件的影响大小不同, 对拱肋四分点下弦杆影响较小, 仅下降了1.7%, 受影响最大的是拱脚处的下弦杆, 极限承载力下降了14.3%, 接下来依次是拱肋四分点的上弦杆和拱顶的上弦杆。所以在设计过程中应适当考虑荷载不均匀分布对极限荷载值的影响。
3.3 初始缺陷对极限承载力的影响
当前, 对大跨径钢桁架拱桥的非线性有限元分析的研究往往着重于几何和材料非线性对结构的影响, 却忽视了拱桥自身可能存在的初始缺陷的影响。邱顺冬对卢浦大桥分析之后, 认为对大跨径中承式拱桥对初始缺陷的敏感度不高, 其影响可以忽略。夏旻[7]分析了巫峡长江大桥和六圭河大桥之后, 认为初始缺陷对存在推力的无铰拱的影响均在10%以内。关于下承式钢桁架拱桥的初始缺陷的研究较少。
然而, 在实际的拱桥建设过程中, 结构各杆件存在的初始缺陷是不可控制的, 因为在施工过程中安装可能存在偏差、构件制造存在初变形和构件之间安装的节点存在初偏心, 以及其他可能存在的因素 (下料长度不准确) 造成的初始应力等等。可能存在的初始缺陷具有很强的随机性和不确定性。
若要真是地反应初始缺陷对桥梁结构的影响, 需要通过大量的计算, 如此庞大的工作量是难以做到的。
考虑的初始缺陷受各种因素影响, 包括:1) 施工顺序;2) 施工时的安装设备;3) 测量仪器和测量技术的限制;4) 工人工作的熟练程度。
有限元软件ANSYS中有自带施加初始缺陷的程序, 此方法首先对模型进行特征值屈曲分析, 得到原桥模型的屈曲模态之后, 输入命令“upgeom”, 依照一定的比例对原桥杆件的节点的空间坐标进行重置。原桥模型的初始缺陷按节点的位移改变量控制, 偏移量分别为0.01m、0.1m、0.2m、0.3m、0.4m、0.5m。不同偏移量下的计算得出荷载-位移曲线。各工况下的活载安全系数见表3。
从表3计算结果可知, 随着初始缺陷值增大, 桥梁的极限荷载值减小, 当初始缺陷值为0.5m时, 全桥的极限活载系数是6.89, 下降了5.36%, 极限荷载值对初始缺陷的敏感度不高。因规范规定初始缺陷为l/1 000, 即0.24m, 在规范允许的范围内, 极限值降低了2.61%。但我们可以得知, 随着缺陷的继续增大, 桥梁的极限荷载值也会逐渐降低, 所以在施工过程中要保证桥梁的初始误差最小化, 这样桥梁的稳定性才能得到保证。
3.4 横向风荷载与活载耦合对极限承载力的影响
风灾作为主要的自然灾害之一, 经常发生在我们周围, 对人类社会造成的损失十分巨大。在1940年之前, 风的荷载作用还未引起学者和工程师们的重视, 直到位于美国华盛顿的Tacoma桥因风荷载的作用发生垮塌, 此时的风速为八级。这次的事故引起人们对风荷载的重视, 之后对桥梁的抗风性能的验算逐渐成为一种常规研究。经过几十年的研究之后, 目前已经大致认清了风荷载造成桥梁结构失稳的主要形式, 简单地可以归纳成两种, 第一种现象是空气静力失稳, 另一种是颤震、驰震、抖震和涡激共振作用下导致的动力失稳。对于悬索桥等大跨径桥梁会因颤震的影响所致的动力失稳的极限风速相较于静力失稳的极限风速要小。相较于动力失稳, 静力失稳突发性强, 发生前没有任何现象发生, 因此造成的损坏更大, 所以考虑静风荷载对桥梁结构的极限承载力的影响是十分必要的。
现实状况中桥梁承受的风荷载是动态的, 而非理想的静态。风荷载会随着桥梁结构产生的变形, 与桥梁构件的攻角也随之变化, 所以要精确地模拟风荷载的实际情况是非常困难的。于是, 风荷载学者提出了等效静力风荷载, 将复杂的动力风荷载分析转变成静力分析[8]。
由图5可知, 在桥梁承受的风荷载变化后, 加载活载之前, 不同风速下的拱肋跨中上弦杆节点位置的竖向和横向偏移的值不同, 在横向风的作用下, 风速越大跨中节点的竖向位移量也随之增大, 直到全桥达到极限荷载值时, 风速大的情况下最大竖向位移也增大, 说明风荷载的作用会使得竖向位移增大。
受横向风荷载影响, 此钢桁架拱桥可能出现了侧倾和扭转变形, 影响桥梁的整体刚度, 导致结构出现塑性变形的时间提前, 桥梁的极限承载力降低。通过图6可知, 横向风速的变化与活载极限承载能力大小之间不是线形关系, 当风速低于56.4m/s时, 桥梁的极限活载能力下降速度较慢, 当风速持续增大之后, 承载能力急速下降。由以上现象分析可知, 横向风荷载对桥梁的极限承载力有着极其不利的影响, 究其原因, 是由于风荷载的作用使得原先平面曲杆变成了空间曲杆, 此时, 原先的杆件从受压为主要受力形式转变成承受压弯共同作用。当风荷载作用增强之后, 杆件的初始变形增大, 随着活载的增大, 在杆件轴力增大的同时弯矩也会急速增大, 最后导致整体轴力不大的情况下, 由于弯矩作用, 杆件的一侧会过早地进入塑性状态。
如果需要进一步的提升桥梁的抗风稳定性, 对桥梁的敏感杆件需要加强对其抗风性的设计, 主要敏感部位有拱脚处的下弦杆及拱顶位置的上、下弦杆等。
4 结论
a.对于大跨径下承式钢桁架拱桥的边界条件采用一侧铰接、一侧滑动约束的边界条件, 整体结构的极限承载力较强, 传力方式明确, 整体结构受力较为合理, 其他边界条件可根据实际情况选取。
b.针对不同关键位置的最不利活载布置研究后发现受影响位置最大的为拱脚处下弦杆, 在设计过程要着重考虑此荷载工况下的下弦杆是否能正常工作。
c.由不可避免的原因造成的初始缺陷对桥梁极限承载力影响较小, 在规范允许的最大偏移值时, 极限承载力下降了2.61%, 而规范允许的值在实际工程中为较大缺陷, 正常的初始缺陷造成的影响将更小。
d.横向风速的变化与活载极限承载能力大小之间呈非线性关系, 当风速较小时, 苏岭山大桥的极限活载能力下降速度较慢, 当风速持续增大之后, 承载能力明显下降。横向风荷载对桥梁的极限承载力有着极其不利的影响, 极大地降低了桥梁的极限承载力, 因此要对桥梁进行抗风验算。
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城市生态承载力论文 篇5
每个地区都有地区的生态承载力的限制，下面就来看看城市的生态承载力
城市生态承载力论文【1】
1资源型城市生态承载力分析框架
1.1资源型城市资源环境承载力
资源型城市转型发展首先应以该区域资源环境承载力为出发点和落脚点，而绝不能盲目追求经济效益最大化。
资源承载力是资源型城市转型发展的基础条件，是指一定时间，特定区域范围内，在不超出生态系统弹性限度条件下的各种自然资源的供给与维持能力。
资源型城市资源承载力主要关注的是各种自然资源量所能支持的经济发展规模、可持续供养的具有一定生活质量的人口数量以及具有一定发展水平的工业企业数量。
一般可将水资源、土地资源、矿产资源、旅游资源作为资源型城市资源承载力考量因素。
环境承载力是资源型城市转型发展的约束条件。
环境承载力，意指环境对污染物的容纳值，即环境容量。
广义环境承载力是一定时期，特定环境状态下，某一区域环境对人类社会经济活动支持能力的阈值。
根据环境承载力的概念和意义，在发展资源型城市转型发展过程中，应充分考虑到生态系统的整体效应，不能把资源从生态系统中割裂开来，避免为了追求资源的最大获利而降低了整个生态系统的资源承载力。
一般可将大气环境、水环境、土壤环境作为资源型城市环境承载力考量因素。
1.2资源型城市生态系统弹性力
生态系统弹性力是的资源型城市成功转型的支持条件，它是表征生态环境对资源型城市社会经济系统支持能量的量化指标。
生态系统弹性力，意指资源型城市社会经济系统对生态环境造成的压力超过其该区域资源环境承载力时，生态环境内部各分子间的互补作用使得生态环境在一定的时间段内基本恢复到初始状态的能力。
生态弹性力是生态环境所固有的一种内存性因子，其只有在生态环境承受超过自身容量的外来压力时才显现出来。
生态弹性力可谓是资源型城市转型发展的重要指标，也是其可持续发展的生态支持系统。
生态环境的受外压能力、自我恢复能力以及自我发展途径丰富等均是资源型城市生态系统弹性力考量因素。
我国资源型城市大体上可以分为两种类型：以采掘业为主的职能类型和以制造业为主的职能类型。
煤炭型、石油型、森林型城市以直接输出资源初级产品为主，大多数城市都具有比较突出的采掘业职能。
金属型城市的主导资源由于产地加工的程度比较高，所以大多数城市都表现出比较突出的制造业职能。
无论是生态环境的受压能力、自我恢复、调节能力，还是转型发展的出路等，资源型城市均面临着严峻的挑战，其转型之路注定并不平坦和顺利。
1.3资源型城市生态承载压力度
准则层是工业企业压力度和社区人口压力度，重点考核城市、企业及人口的水资源和土地资源的压力度。
具体标构成如下：第一，水资源压力度：包括工业用水重复利用率、工业耗水率、生产过程中跑、漏水比例、生活用水定额、生活耗水率。
第二，土地资源压力度，即土地资源集约度。
第三，水环境压力度：包括污水处理厂出水水质、污水厂直排量。
第四，大气环境压力度：包括废气排放量，废气排放达标程度，废气处理率。
第五，土壤环境压力度：包括工业垃圾污染程度，生活垃圾污染程度。
2资源型城市生态承载力实证分析
2.1资源型城市资源环境承载力放大效应及其规律
资源环境承载力要求城市群体的发展要素，如人口规模、企业规模及其产业规模等要与自然资源总量及生态环境容量成正比例，否则，生态灾难及资源危机在所难免。
资源型城市依托自身资源环境优势量，无限放大资源环境容量与承纳度，迅速而大量集中资源型市场要素，盲目发展、过度开发，可能使资源型城市过早陷入了经济衰退和资源枯竭的泥潭。
以大庆为例，大庆油田探明石油储量约占全国47.4%，居全国第一位，也是世界特大油田之一。
天然气储量居全国第8位，已连续24年稳产在5000万吨以上，占全国石油年产量50%的大庆油田，可采储量只剩下30%，仅为7.45
亿吨，到年产量只能维持在万吨左右，开采成本也将在目前已经很高的基础上大大提高。
，大庆油田原油产量为4000万吨，并且综合含水率已达90%以上。
换句话说，从地下采出的每吨油水气混合物中，原油不到10%，90%以上都是水。
伊春市，号称“祖国林都，位于小兴安岭腹地，是我国最大的专业化林业资源型城市，森林面积395.4万公顷，16个林业局已有12个无木可采，
其余4个也处于严重过度采伐之中，活立木总储积量由开发初期4.28亿立方米减到2.47亿立方米，公顷蓄积量由167立方米减少到87立方米，可采的成熟森林只剩下1.7%，可采木材不足500万立方米。
值得注意的是，资源型产业处于整个产业链的上端，产品附加值和资本利润率都偏低。
故此，资源型城市资源环境利润型资本大量外流现象在所难免，这必然导致资源型城市的资源承载力的持续恶化和下降。
自然资源的逐步耗竭使地区生产成本呈上升趋势，这又会加剧资源型城市环境承载力的持续弱化。
资源环境承载力的持续下降，将使资源型城市在区域战略中所处的地位分化降低，市场创新能力不断减弱，从而在市场发展进程中只能从事初
级资源产品的开发与加工，最终形成城市对自然资源的强烈依赖，造成产业结构不断低端化的恶性循环。
2.2资源型城市生态系统生命周期及其弹性力分析
由于资源型产业是资源型城市经济发展的主导和支柱产业，城市的兴衰受到资源型产业的牵制，资源型产业发展越快，对城市经济的贡献就越大，城市发展也越快，反之亦然。
由于资源型产业有其开发期到达产期、再走向成熟期直至衰退期的演进规律，单纯以资源型产业为主导产业的城市经济也会沿着相似的轨迹
发展，呈出城市经济波动性生命周期轨迹，即兴起期→繁荣期→衰退期(城市经济尚未转型)或→新生期(城市经济成功转型)。
由于对资源环境的持续开发利用以及人为因素的生态破坏未能得到及时的休养生息，资源型城市生态系统弹性力极其脆弱，并不能起到资源预警及生态侵害隔离效果。
资源型城市对资源环境的依存度高，生态自我恢复能力薄弱，自我拓展途径单一，固其自身生态系统的生命周期波动性大，持续生存力较差，惯性生态悲剧在所难免。
此类实例国内外并无例外。
根据中国矿业协会的`统计，我国目前已经形成了390多座以采矿为主的资源型城市，其中20%处于成长期，68%处于成熟期，12%处于衰落期。
全国约有400多座矿山已经或者将要闭坑，约有50多座矿城资源处于衰减状态，面临着严重资源枯竭的威胁。
苏联巴库油田的开发始于19世纪下半叶，其累计原始探明储量为15亿吨。
20世纪初，成为了外高加索地区最为重要的经济中心和全苏的石油基地。
1940年，巴库油田的产量占了全苏的71.5%。
但是，巴库的在鼎盛时期仅仅建立了石油加工业，而不依赖石油资源的多元化产业并没有发展起来。
20世纪50年代以后，随着持续的开采，石油储量日益枯竭，产量迅速下降。
随着石油开采业的不断萎缩，完全依赖其石油资源的石油加工业也开始衰退，城市的发展弹性力大大减弱。
只是由于过去积累形成的包括炼油基础和百万人口的都市区在内的庞大经济基础，方便的水路运输和身为阿塞拜疆共和国首府的
政治地位，才保持住了占全苏10%左右的原油加工能力和仅次于乌法和古比雪夫的全苏第三大炼油中心地位。
巴库市处于“维持缓慢增长的停滞状态，其失败经验及其惨痛教训值得总结和避免。
2.3资源型城市资源环境开发的负效应及其承载压力度
资源环境开发的负效应，即资源枯竭及环境破坏后的外溢结果，也是资源环境承载对象对其资源环境承载力造成过度压力的必然结果。
资源的过度开发利用会引起一系列资源环境承压过度问题，而工矿业的发展和森林的砍伐会破坏城市的自然景观，对空气、水资源、各类自然生物及人类本身的生产和生活都造成了严重的负面效应。
资源型城市生产的商品相当一部分为高能耗、高污染、资源密集型商品，在直接或间接输出大量能源资源的同时也付出了巨大的环境代价。
据由英国政府资助的廷德尔气候变化研究中心的研究，中国净出口产品排放的CO2约为11亿吨，约占总排放量的23%。
EA则估计，20中国国内出口商品生产蕴含的与能源有关的CO2排放量为16亿吨，占中国排放总量的34%。
据统计，全国每年因采矿损毁土地累计达40万公顷。
因采空或超采引起地面沉降、塌陷、滑坡、裂缝及泥石流等地质灾害达千余处。
全国每年工业固体废弃物排放量中85%以上来自矿山开采，现有固体废矿渣积存量高达60亿～70亿吨，其中仅煤矸石就超过34亿吨，形成煤矸石山1500余座，占地5000公顷。
矿山生产过程中排放大量废水和废气，仅煤矿排放的废水每年即达26亿吨，废气达1700亿立方米，对环境造成严重污染。
可见，资源环境开发的负效应必然会降低其生态系统的承载压力度，使得资源型城市极易陷入发展亦快，收益返小的恶性循环当中。
3资源型城市生态承载力推进模式
3.1资源型城市资源环境的减量、循环利用及其方法论
可以说，资源型城市的传统发展模式实际上是一些相互不发生关系的线性资源流的叠加，由此造成出入系统的物质流远远大
于内部所能承受的资源容量与环境承载力，造成经济活动的高开采、低利用、高排放特征。
资源环境承载力则要求系统内部要以互联的方式进行物质交换，以最大限度利用进入系统的物质和能量，从而能够形成低开采、高利用、低排放的效果。
正因为如此，城市资源环境的减量化、循环利用成为了必然趋势。
减量应是对城市资源环境的循环开发与利用的量化结果，也是增强资源型城市生态承载力的内动力。
资源型城市应根据产业链关联程度，合理规划、开发建设综合服务区、拆解加工区、精深加工区、污染处理区、仓储物流区、科
技研发区、生活服务区、居住社区等8大产业功能区，实现产业链条转化过程中再生资源的“零损耗以及在整个产业循环过程中再生资源在区内的“自消化。
废旧物资将在产业区内得到充分循环，实现资源利用最大化，最终以高附加值产品方式通过区内交易中心走向市场，进入到整个社会的大循环系统之中。
号称“煤都的榆林推行煤向电力转化、煤向载能工业转化、煤向油品转化产生了积极效果，值得借鉴。
府谷县恒源煤焦电化公司实施的年产30万吨冶金型焦及其配套发电、水泥、甲醇、焦油深加工产业链循环项目，完全实现了“三
废零排放，其中废气、煤气净化后用于煤焦油深加工和甲醇生产，热电厂的粉煤灰通过凝石水泥车间变成了高质量的水泥，将上游废
料变为下游原料，每年节约原煤18万吨以上，降低电耗逾4000万千瓦时，减排废水44万立方米。
榆林初步形成了原煤—发电—粉煤灰—建材工业、原煤—兰炭—焦油—化工—煤气和焦粉回收
利用、原煤—甲醇—下游产品—建材—食用级二氧化碳、盐—烧碱—聚氯乙烯等多个循环经济链条。
应当说，资源型城市的减量化、循环利用战略可从自身实际出发，分步骤、举重点进行科学化、生态化进行。
3.2资源型城市生态系统的生命周期评估及其运作机理
资源型城市生态系统是一个内生性的物流系统，有其自身发展、演进及消化的生命周期规律。
承载力影响论文 篇6
关键词：减速机；常见故障：承载因素
前言
减速机在现代社会中的应用十分广泛，在汽车、运输、传动设备等诸多方面都有所表现。但是随着社会的发展减速机的发展开始向着低速度、高荷载、高运转的方向发展，这样的趋势是对目前减速机发展的一种挑战。减速机的发展趋势是与社会的实际需要紧密相连的，所以研究减速机常见故障与承载能力的影响因素，对于促进减速机在社会中的使用，减少减速机的故障情况，提高其承载能力，有重要的意义。
1.减速机的基本功能和原理
1.1减速机的工作原理
减速机的工作原理是依靠不同直径的齿轮降低速度。一般减速机都应用于低转速、大扭矩的传动设备当中。输入轴上的小齿轮与输出轴上的大齿轮相互啮合完成速度的下降。因为齿轮相互啮合的情况下，齿轮实际的转动量是相同的，因为大小齿轮的周长不同的，所以齿轮的转速不同。减速机正是运用这一原理完成减速功能的[1]。
1.2减速机的基本功能
减速机的功能包括两个部分，其一是减速，其二是带动。带动是指传动过程中将动力输出转化为对于物品的力。之所以使用转速机来进行带动，而不使用动力源的直接带动是因为动力源无法使用太大的齿轮，而小齿轮因为转速过快无法提供足够的推力。使用小齿轮很可能会导致减速机出现损坏。
2.减速机的常见故障及应对
2.1齿轮问题
齿轮问题是减速机最常见的一种故障，而且这种故障已经成为减速机使用的正常情况。因为减速机在进行传动时会受到很强的反作用力，在经过一段时间的使用后，齿轮本身就会因为金属疲劳的问题，造成缺齿、剥落、点蚀等情况，这已经属于减速机使用的一般问题。在经过一段时间的使用后必然会出现这一问题。而且减速机中，齿轮越大，所受力也越大，大型齿轮出现问题的几率要远高于小型齿轮。比如在传动器的使用中，开启机器时一般都选择比较平缓的速度进行，因为突然性的动力输出会导致齿轮的局部受力情况快速增加，一旦超过齿轮的实际强度，就会造成齿轮的损坏。随着减速机也更高水平使用，传动中的受力也逐渐增加，很多减速机中齿轮事实上是无法应付工作的，但是因为企业的强行操作等情况也会造成齿轮的损坏[2]。
齿轮问题在减速机的使用中时最频繁的，所以定时替换齿轮是最好的方法。齿轮的消耗事实上是无法避免的，只有规范的操作方式才能一定程度上减少因为人为造成的齿轮损坏。
2.2轴承问题
轴承的损坏一般分为使用的磨损和破坏性损坏。轴承在使用中会受到摩擦，长期的使用下必须按时进行更换和维护。而破坏性损坏发生的几率较少，但是一旦发生只能更换轴承，需要长时间、高成本的维修，而且严重影响实际的生产。轴承损坏大都是因为人为原因造成的，比如不当操作、维护不良或者没有及时更换等等情况，因为轴承质量问题造成的损坏相对较少[3]。
轴承问题的解决相对简单，使用企业只需要做好固定的检查和维护就可以一定程度上降低轴承问题的出现。还需要定时替换轴承，提高操作员规范操作的能力。
2.3润滑问题
润滑油的使用是减少减速机出现损坏的一种有效的方式。因为齿轮在转动时同时进行滑动和滚动两种不同的状态，而且齿轮之间接触时间极短，所以齿轮与齿轮之间的接触点应力极大，也是最容易造成问题的部分。润滑的作用在于减少齿轮与齿轮之间的实际接触，在齿轮转动时帮助齿轮快速的运动，可以减少机械的磨损降低零件之间的摩擦力。
减速机有时会出现渗油和漏油问题，其原因可能是因为密封处出现问题，为保证减速机中的润滑油充足除要及时补充润滑油外，也需要注意密封部位的维护和检查，及时发现，及时解决。
3.减速机影响承载的因素
3.1齿轮因素
齿轮的比例和齿轮的材料是影响减速机承载能力的因素之一。相邻环节的齿轮半径比差距越大，齿轮所受的应力也就越大，相同材料下，所能够承载的质量越小。齿轮材料决定了齿轮实际所能够承受的应力大型，在不考虑加工中产生的零件问题的情况下，材料的各项指标越好，齿轮的实际能力也就越大。所以齿轮是影响减速机承载能力的因素之一。
3.2轴承因素
轴承是传导力的主要零件，在实际的工作中，轴承的质量代表了减速其的实际能力。轴承的质量出现问题就会削弱轴承内部的应力结构，使其在运转时因为受力不均或者内部应力结构问题产生扭曲或者损坏。所以轴承因素将会直接影响减速机的实际承载能力。
4.总结
综上所述可以发现，减速机的故障原因主要集中于两个环节，齿轮和轴承。对于减速机来说这两个环节实现了减速和承载两个主要的功能。随着我国社会建设步伐的加快，对于传动系统的要求也越来越高，工业中的生产、传输等多个环节都需要更高水平的传动系统的支持。这也就是对减速机的要求。低转速、高承载、高效率的工业要求，为减速机的发展提供了方向和动力，但是需要注意的是减速机的发展更需要材料科学的支撑，所以在材料科学有大的突破前，只能通过更加合理的使用方式和设计手段来促进减速机的发展。可以相信随着减速机不断改进和优化一定会满足工业的实际需要，促进我国工业的发展和壮大。
参考文献：
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承载力影响论文 篇7
桩基作为土木工程中的一种重要的深基础形式,随着民用与工业建筑的高速发展,由于其安全可靠性,桩基的应用越来越广泛[1]。桩基水平承载力受力特性研究目前主要有理论研究和试验研究两大阵营。理论研究方法主要有弹性理论法[2,3]、地基反力法[4]、p—y曲线法[5]、数值分析法[6];试验研究包括室内模型试验和现场试验。地基反力法又可分为常数法、c法、K法和m法,规范[4]所采用地基反力法为m法。
本文以规范[4]提出的地基反力法m法水平承载力计算公式为基础,对影响水平承载力的因素进行分析,并通过现场试验结果对理论分析进行比较验证。
1 规范桩基水平承载力的理论分析
规范[4]规定,当缺少单桩水平静载试验时,对于预制桩、钢桩、桩身配筋率不小于0.65%的灌注桩,规范中给出按照式(1)计算单桩水平承载力设计值:
式(1)中:
把式(2)代入式(1)可得:
其中,m为地基土水平抗力系数的比例系数,kN/m4;xoa为桩顶容许水平位移;α为桩的水平变形系数,m-1;vx为桩的水平位移系数,当ah≥4.0时(h为桩的入土深度),vx=2.411;EI为桩身抗弯刚度,kN·m2,E为桩身材料弹性模量,I为桩身换算截面惯性矩;b0为桩身计算宽度,m,对于圆形桩,桩径D≤1.0 m,b0=0.9(1.5D+0.5)。
由式(3)可以看出,在vx,b0和xoa一定的情况下,桩基的水平承载力设计值与地基土水平抗力系数的比例系数m成正比关系,桩基的水平承载力设计值与桩身换算截面惯性矩I成正比关系。由此可得在vx,xoa一定的情况下,通过提高地基土水平抗力系数的比例系数m、桩身换算截面惯性矩I和桩身计算宽度b0都可以增加桩基的水平承载力。下面就m,I和b0的影响因素进行理论分析计算,得出各自的影响规律及程度。
1.1 m对水平承载力影响的理论分析
在vx,b0,xoa,I一定的情况下,对地基土水平抗力系数的比例系数m提高百分比和桩基水平承载力设计值Rh提高百分比进行计算,绘制m—Rh曲线如图1所示。
通过图1可以看出,地基土水平抗力系数的比例系数m的提高可显著改善桩基的水平承载力,当m提高150%时,桩基水平承载力设计值可提高约75%,但是二者并不是成简单的线性关系。
1.2 I对水平承载力影响的理论分析
在vx,b0,xoa,m一定的情况下,对桩身换算截面惯性矩I提高百分比和桩基水平承载力设计值Rh提高百分比进行计算可以看出,桩身换算截面惯性矩I的提高可增加桩基的水平承载力,当I提高150%时,桩基水平承载力设计值提高约45%。对于承受水平荷载的桩基,桩身换算截面惯性矩I的提高可通过改善桩截面形状来实现,如正方形截面桩可改为矩形壁板桩、工字形桩等。
1.3 圆形桩直径D对水平承载力影响的理论分析
在vx,xoa和m一定的情况下,对于圆形桩,当桩基增大时,b0和I均会相应增大。在基准直径为0.5 m的情况下,对桩径提高百分比对桩基水平承载力设计值Rh的影响程度进行计算可知,桩身直径提高50%时,桩基水平承载力设计值约提高140%。因此对于承受水平荷载的桩基,可通过增加桩径来提高桩基水平承载力。根据上述计算结果分析,提高地基土水平抗力系数的比例系数m所增加的水平承载力要大于提高桩身换算截面惯性矩I所增加的水平承载力。通过增加桩径,既可以提高桩身换算截面惯性矩I又可增加桩身计算宽度b0,二者结合可明显提高桩基水平承载力。
2 工程实例试验研究
2.1 PHC桩水平静载试验研究
根据试验地区的勘察报告,试桩产地自上而下的地层分别为回填碎石土、有机质粉土、全风化页岩、中风化页岩夹泥岩、全风化砂岩、强风化砂岩、中风化砂岩。
打桩前先对回填碎石土层进行低能级强夯,对表层进行压实处理,然后打入PHC桩。共进行2组(每组3根桩)水平静载试验。第一组管桩型号为PHC-AB500(100),桩径为500 mm,壁厚100 mm,桩长为12 m;第二组管桩型号为PHC-AB600(110),桩径为600 mm,壁厚110 mm,桩长为12 m。每组PHC桩均有1根桩基采用碎石混凝土进行回填灌芯,灌芯长度均为5.5 m。试验依据规范[7]进行,采用单向多循环加载法试验,水平静载试验结果统计如表1所示。
第一组1,2,3根桩水平极限承载力分别为270 kN,180 kN,175 kN。1号为灌芯桩,2号,3号桩的水平极限承载力平均值为178 kN,经过灌芯后,PHC桩水平极限承载力提高51.7%。PHC桩灌芯后截面惯性矩提高20%,根据图1查得理论计算水平承载力增长约8%,同实际试验结果相差较大。
第二组1,2,3根桩水平极限承载力分别为315 kN,180 kN,225 kN。1号为灌芯桩,2号,3号桩的水平极限承载力平均值为203 kN,经过灌芯后,PHC桩水平极限承载力提高55.2%。PHC桩灌芯后截面惯性矩提高15%,根据图1查得理论计算水平承载力提高约6%,同实际试验结果相差较大。但总体趋势是PHC桩经过灌芯后可显著提高水平承载力。
第二组桩的直径较第一组桩直径增大20%,考虑管桩空芯对惯性矩的影响,在地基土水平抗力系数的比例系数m一定的情况下,计算桩基水平承载力要增加35%左右,根据试验结果,600灌芯与不灌芯的PHC桩较500灌芯与不灌芯PHC桩水平极限承载力提高约15%,同理论计算结果尚有一定差距。原因是即使同一场地,浅层地基土的压实度不同,地基土水平抗力系数的比例系数m也会不同,因而二者计算结果对比会有一定差距。
2.2 混凝土灌注桩的水平试验研究
试验场地为湿陷性黄土场地,钻孔最大揭示深度40 m内地层共有13层。(1)层粉质黏土(黑垆土)为Q4;(2)层~(4)层粉质黏土(马兰黄土)为Q3;(5)层~13层粉质黏土(离石黄土上段)为Q2。勘探场区,湿陷性黄土的湿陷程度由上向下逐渐减弱,一直渐变为非湿陷性黄土。湿陷性黄土的底界埋深16 m左右,包含的地层为(2),(3),(4),(5)粉质黏土,即场地内湿陷性黄土为Q3的马兰黄土和Q2顶部的离石黄土。本场地黄土的湿陷等级为Ⅱ级,湿陷类型为自重湿陷性黄土。
桩基施工前先对场地采用12 000 kN·m高能级强夯法对湿陷性黄土地基进行加固处理,消除地基土的自重湿陷性。强夯完成后在试验场地旋挖成孔施工600混凝土灌注桩,水平静载试验前先对灌注桩进行低应变完整性动测,然后再对灌注桩进行水平静载试验。试验结果统计如表2所示。
对水平静载试验结果按规范[7]计算桩侧地基土水平抗力系数的比例系数m值。本次试桩桩顶自由且水平力作用位置位于地面处,在本高能级强夯处理后的土质情况下,单桩水平承载力临界值时的地基土水平抗力系数的比例系数为75 MN/m4。试桩现场浅层湿陷性黄土未处理前为硬塑状,根据规范[4]建议经验值,处理前地基土水平抗力系数的比例系数约为35 MN/m4,即相当于m提高了114%,根据图1查得水平承载力提高约40%,即提高后承载力约为336 kN,同现场实测试验数据350 kN相差不大。
3 结语
根据规范[4]所给的公式(3)和现场多组桩基水平静载试验结果可得出以下结论:
1)提高桩基的截面惯性矩I和改善地基土水平抗力系数的比例系数m均可提高桩基的水平承载力。2)在其他条件一定的情况下,优先提高桩周地基土水平抗力系数的比例系数来提高桩基水平承载力。3)增大桩径可提高桩基水平承载力。4)管桩上部灌芯后可显著提高桩基水平承载力。5)对浅层地基土经过压密处理,能够显著提高桩基水平承载力。
摘要：对《建筑桩基技术规范》所提出的地基反力m法计算桩基水平承载力进行了分析,对不同桩径的PHC桩灌芯与不灌芯进行了水平静载试验的对比研究,对经过强夯处理后施工的灌注桩进行了水平静载试验研究,试验表明提高I值与m值可显著改善桩基的水平承载力。
关键词：桩基,水平承载力,地基反力法,水平静载试验
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[6]YANG Zhao-hui,BORIS J.Numerical analysis of pile behaviorunder lateral loads in layered elastic.plastic soils[J].Journal ofNumerical Analysis Method of Geomechanics,2002(2):1-31.
[7]JGJ 106-2003,建筑基桩检测技术规范[S].
承载力影响论文 篇8
钢筋锈蚀造成混凝土构件的承载力退化以致失效的原因表现为以下3个方面:1)由于钢筋锈蚀使钢筋截面面积减小,锈蚀钢筋的力学性能退化;2)钢筋锈蚀产生锈胀力,造成混凝土截面损伤;3)钢筋锈蚀会使钢筋与混凝土间的粘结性能退化[3]。针对上述3方面的影响,利用物理模型试验和数值计算分析,围绕钢筋锈蚀对构件承载力的影响,国内外开展了一系列的研究。
1 钢筋锈蚀对混凝土梁的影响
1.1 对混凝土梁破坏形态的影响
Rdoriugez等[4]对30根锈蚀钢筋混凝土梁进行锈蚀承载力试验,得到4种不同的破坏模式:1)受拉钢筋配筋率较低时,受拉钢筋屈服的弯曲破坏;2)受拉钢筋配筋率较大且抗剪钢筋配筋率较大时,受压区混凝土压碎的弯曲破坏;3)受拉钢筋配筋率较大、混凝土有效截面减小且箍筋间距较大时,剪切破坏;4)受拉钢筋锈蚀严重与混凝土之间产生滑移时,粘结锚固破坏。
Rdoriugez的试验主要研究梁中钢筋配置情况与破坏形态之间的关系,张苑竹对钢筋锈蚀程度对混凝土梁破坏形态的影响进行了研究。计算发现,混凝土受弯构件随着钢筋锈蚀率的增加,其极限承载力和刚度明显减小。当钢筋锈蚀率超过10%时结构的延性明显降低,破坏类型变为脆性破坏。
1.2 对混凝土梁正截面抗弯承载力的影响
根据Rdoriugez提出的这4种破坏情况、混凝土的锈胀开裂及粘结力随锈蚀率变化的情况,将承载力的变化分为以下3个阶段:混凝土锈胀开裂前称为第1阶段;锈胀开裂到钢筋和混凝土之间发生粘结破坏称为第2阶段;第3阶段即为发生粘结锚固破坏后。
对于第1阶段的情况,钢筋的锈蚀率一般小于5%,钢筋与混凝土之间的粘结力几乎没有什么损失,截面保持平截面假定。若受压区钢筋未锈蚀,可按现行规范提供的计算方法计算构件的抗弯承载力,受拉钢筋屈服强度采用锈蚀钢筋的名义屈服强度。若受压钢筋锈蚀,吴瑾等认为由于钢筋周围的混凝土处于拉压双向应力状态,应考虑混凝土抗压强度降低及钢筋混凝土粘结力下降的影响,提出抗弯承载力计算模型:
(0.8xc-0.52αs′)fcb+fy′As′=fyAs (1)
M=η[0.17(xc-0.11αs′)fcbxc+0.2xcfy′As′+fyAs(h0-0.2xc-αs)] (2)
其中,b为构件截面宽度;h0为构件有效截面高度;xc为计算受压区高度;αs′,αs分别为受压区和受拉区钢筋周围区域;As′,As分别为受压区和受拉区钢筋锈蚀前的公称直径;fy′,fy分别为受压区和受拉区钢筋的名义屈服强度;η为考虑钢筋锈蚀率对钢筋截面面积、钢筋屈服强度、钢筋混凝土粘结力下降的综合折减系数,
为钢筋锈蚀率,对非均匀锈蚀,评估时按平均锈蚀率确定。
针对第2阶段的锈蚀问题,牛荻涛等[2]考虑粘结强度对构件抗弯承载力的影响(未考虑受压区钢筋锈蚀的影响)提出抗弯承载力计算公式:
Msu=ksα1fcbx(h0-x/2) (3)
其中,x为计算受压区高度;fy1As1为未锈蚀钢筋的屈服拉力;Fyt为锈蚀钢筋的屈服拉力;ks为基于锈胀裂缝宽度建立的协同工作系数,主要考虑粘结性能退化导致梁受力模型改变对承载力的影响。
吴瑾等应用无粘结预应力钢筋应力计算方法给出了锈蚀第3阶段构件的受弯承载力(该方法假定保护层锈蚀开裂后与钢筋的粘结应力完全损失):
M=Asσsh0[1-β0σs/(2fy)] (5)
其中,As为锈蚀后钢筋面积;σs为锈蚀后无粘结钢筋极限应力;fy为钢筋锈蚀后钢筋屈服强度;β0=βp+βs≤0.45,βs为无粘结筋配筋指标,βs=Asfy/bh0fc,βp=0。
在未开裂前的阶段,吴瑾提出的式(2)考虑了钢筋混凝土粘结力下降对受弯构件抗弯承载力的影响,其结论需待进一步的研究论证。
1.3 对混凝土梁斜截面抗剪承载力的影响
箍筋锈蚀对构件产生的不利影响主要体现在两个方面:1)箍筋锈蚀后对纵向钢筋的约束作用减弱;2)箍筋中严重的局部“坑锈”还将导致箍筋受力时在“坑蚀”较大截面处锈断,从而较大地削弱锈蚀梁的抗剪强度。箍筋的锈蚀将造成箍筋截面面积减小、混凝土保护层的锈胀开裂以及箍筋和混凝土粘结能力的降低,将很大程度地影响钢筋混凝土受弯构件的抗剪承载力。
徐善华等认为箍筋锈蚀不影响梁斜截面的破坏形态,箍筋锈蚀会造成混凝土和钢筋之间的粘结力、构件的延性和承载能力下降,综合考虑剪跨比、配箍率、箍筋锈蚀程度等因素建立了锈蚀钢筋混凝土简支梁斜截面承载力计算公式:
其中,α=1-1.077η;η为箍筋锈蚀率;β为考虑箍筋锈蚀率η和剪跨比λ的综合影响系数;Asv为箍筋有效截面面积;fsv为箍筋有效屈服强度。
在钢筋严重锈蚀的情况下,粘结力几乎丧失的梁具有梁拱受力特征,并且随着粘结力丧失区段增大,拱作用越明显。基于这一特征和“拉、剪临界破坏”的概念,王小惠、刘西拉在建立了锈蚀无腹筋梁的抗剪承载力公式的基础上,考虑箍筋与混凝土抗剪作用的相互影响,采用无腹筋梁对抗剪强度的贡献与箍筋对抗剪强度的贡献相加的模式,建立锈蚀有腹筋梁的抗剪强度公式。
2 钢筋锈蚀对混凝土轴向受力构件的影响
2.1 对混凝土轴向受力构件正截面承载力的影响
钢筋锈蚀对轴心受力构件的承载力有显著的影响。当构件截面较大、保护层相对较小且配筋量较大时,钢筋截面损失起控制作用;当构件截面较小,保护层相对较大时,构件截面损失起控制作用。周锡武等考虑了锈胀力引起的钢筋周围混凝土弱化这一特征,基于锈蚀钢筋混凝土大偏心压弯构件承载能力退化的性能,考虑锈胀力引起的钢筋周围双向应力状态,建立了锈蚀开裂前、后钢筋混凝土大偏心压弯构件承载力计算模型:
N=γfcbx+ky′fy′As′-kbkyfyAs (7)
Ne=γfcbx(x/2-αs′)-kbkyfyAs(h0-αs′) (8)
其中,γ为应力强度与应力应变曲线峰值fc的比值;e=h/2-αs′-e0;ky(ky′)为锈蚀钢筋拉(压)屈服强度调整系数,锈蚀后钢筋屈服强度一般取实测值;kb为锈蚀后钢筋与混凝土协同调整系数。锈蚀开裂后的计算模型考虑截面锈胀后几何尺寸损失。
2.2 对混凝土轴向受力构件斜截面承载力的影响
钢筋锈蚀导致混凝土轴向受力构件抗剪强度降低的原因有以下几方面:箍筋锈蚀后屈服强度的降低及截面面积的减少;锈蚀纵筋与混凝土粘结力的退化;斜裂缝之间骨料咬合力的损失;产生顺筋裂缝以后,销栓力的损失等。田瑞华等提出集中荷载作用下的轴向受力构件的抗剪承载力计算公式:
其中,β为考虑钢筋锈蚀引起混凝土抗剪强度降低的影响系数;fyvcor为锈蚀箍筋的名义屈服强度。
箍筋锈蚀不仅直接影响构件的抗剪承载力,对受压构件的正截面承载力也有间接的影响。
3 结论和建议
1)引起钢筋锈蚀的碳化混凝土,其力学性能的研究还不够充分,因此,碳化对混凝土构件承载力的直接影响有待进一步研究。2)大多数研究者在进行快速锈蚀试验时,锈蚀过程都是非受力的,这与实际情况不符,钢筋在受力状态下锈蚀与非应力状态下钢筋产生锈蚀,其力学性能是否一致,需有待进一步的研究。3)在钢筋混凝土构件中,箍筋锈蚀一般先于纵筋锈蚀,箍筋锈蚀引起的抗剪失效研究较少,特别是针对轴向受力构件的情况。4)在对轴向受力构件承载力的研究中,锈蚀箍筋对混凝土的约束作用减弱,这种约束作用的降低对构件破坏形态和承载力的影响有待深入研究。
参考文献
[1]陈驹.氯离子侵蚀作用下的混凝土构件的耐久性[D].杭州:浙江大学硕士学位论文,2002.
[2]牛荻涛,卢梅,王庆霖.锈蚀钢筋混凝土梁正截面受弯承载力计算方法研究[J].建筑结构,1999(8):23-25.
[3]张伟平.混凝土结构的钢筋锈蚀损伤预测及其耐久性评估[D].上海:同济大学博士学位论文,1999.
[4]Rodriguez J.,ortega L.M.,Casal J..Load carrying capacity ofconcrete structures with corroded reinforcement[J].Construc-tion and Building materials,1997,11(4):239-248.
承载力影响论文 篇9
关键词：冻土上限,桥梁桩基,竖向承载力,受力分析
0 引言
桩基因为它具有较大的承载力、较好的适应性和稳定性, 在冻土地区的工程中已经得到广泛应用。随着全球气候变暖导致大气升温, 使得冻土发生退化日益严重, 目前已经成为冻土地区的既有桥梁基础承载能力评估中所面临的关键问题。
针对多年冻土中的桩基承载力问题, 国内外早就开展了相关研究, 并取得了大量成果。J.F.Nixon和E.C.Mc Roberts[1]采用有限差分法, 并考虑冻土的蠕变性, 对冻土中桩基进行模拟分析;江仁和等[2]进行了不同冻结温度下单桩承载力的试验研究, 获得了单桩冻结、承载力和温度的关系;李洪升等[3]用断裂力学对桩基冻拔的冻土工程问题进行了分析物理模拟试验则主要针对冻土桩在某种均质土性和均匀温度场条件下的承载力或抗拔力, 都没有对某些可能因为气候变化或施工扰动所导致的特殊条件下桩基稳定性进行预测和评价。
本文针对青藏高原地区特殊的地质环境条件 (全球气候升温或人为施工的热扰动) , 对冻土上限下移时桥梁桩基的竖向承载力的受力效果进行分析研究。
1 数值模拟研究
1.1 工程背景
分析模型为石灰沟大桥桩基, 该桥位于里程K973+551处, 桥梁全长504.2m, 主梁为32m的后张法预应力混凝土预制梁, 桩身和承台为C25钢筋混凝土, 容重k N/m3;桩基施工形式为钻孔灌注桩, 桩径为1.25m, 桩间距3.9m。桩长为16 m, 入土深度为14 m, 假定地基为单一土质。
1.2 材料参数
在ANSYS桩土模型分析中, 模拟分析采用三维立体模型, 取四分之一桩进行分析, 桩身单元采用Solid45单元, 接触部分为面—面接触单元, 采用目标单元Targe170单元, 接触单元为Conta173单元, 程序通过相同的实常数号来识别接触对[4]混凝土桩的力学参数见表1。土层参数见表2。
建模流程为:定义单元类型及材料属性→建立桩身→划分单元→接触单元→施加边界条件→施加荷载→求解→查看结果。具体建模过程如图1~4所示:
2 理论解分析
2.1 计算原理
由于该两座桥梁位于多年冻土区, 随着冻土上限的变化, 相当于压缩土层的融层逐渐加厚, 在进行单桩轴向容许承载力计算时, 按照多年冻土地区的公式计算确定, 即多年冻土地基基桩轴向容许承载力由季节冻融摩阻力 (冬季变为切向冻胀力) 、桩侧冻结力和桩尖反力组成。
式中:
fi为各季节融土层单位面积容许摩阻力 (k Pa) , 黏性土为20k Pa, 砂性土为30k Pa;
A1i为地面到人为上限间各融土层桩侧面积 (m2) ;
τji为各多年冻土层在长期荷载和该土层月平均最高地温时单位面积的容许冻结力 (k Pa) , 可以从各地基基础设计规范或有关手册查用;
A2i为各多年冻土层与桩侧的冻结面积 (m2) ;
m0为桩尖支承力折减系数, 根据不同的施工方法按m0=0.5~0.9取值, 钻孔插入桩由于桩底有不密实残留土取低值;
A为桩底支承面积 (m2) 。
2.2 计算参数
在设计图纸中土层的参数有数值者按图纸取值;没有标出数值者其极限摩阻力依据图纸和规范, 参考地基基础设计手册查得相应的土层参数取其下限值;对于冻土上限变化后的融土参数按照初融和稳定两种情况分别取值。对于上限变化后的融层, 初融状态取相对小于冻土[5]的参数值, 当稳定后取该土层相应参数的下限值[6]。
3 荷载及分析方案
3.1 加载荷载
对于桥梁的竖向承载性能, 选取竖向荷载大的荷载组合, 桥墩检算选择中—活载按照双孔重载布置。
(1) 活载布置
按双孔重载布载的活载布置如图5。
(2) 墩顶荷载
将计算荷载换算至墩顶和桩顶分别见表3、表4。
(3) 桩顶荷载
3.2 冻土上限变化方案
经对青藏铁路沿线多年冻土层的分析研究表明, 高原多年冻土上限以下1米深度内是地下冰最富集的部位, 易受短期气候变暖和人为因素的影响而融化, 成为寒区工程设计和施工中最为关注的重点地层。
由于该桥墩桩基采用的桩径是1.25m, 依据图纸提供的资料, 对应冻土层变化的分析方案为设计时取融土层厚1.1m、2.1m、对应2 (d+1) =4.5m和4.0 α=9.64m。
4 结果对比分析
针对冻土上限变化的几种情况, 按照以上参数进行桩基中单桩的轴向承载力、沉降量和桩端反力的计算, 并进行分析比较, 得出冻土上限变化前后的解析解;针对青藏铁路线上的既有桥梁桩基, 经过简化处理, 建立有限元模型并施加运营荷载, 从而冻土上限变化前后桩的单桩竖向承载力数值解。
4.1 单桩竖向承载力
由解析解和理论解整理得出单桩承载力和沉降量分别见图6、图7。
从图6的分析可知:随着冻土上限的退化, 其竖向承载性能逐渐下降;但在冻土上下退化1m时, 其承载能力退化了近7%;当冻土上限退化至2 (d+1) 深度时, 承载能力下降了近9%, 这种情况的竖向承载力仍满足规范要求。当冻土上限退化至4.0/α时, 其承载能力下降达46%。
4.2 地基沉降量
从图7的分析可知:随着冻土上限的退化, 地基沉降量逐渐增大;当冻土上下退化1m时, 其沉降量增大了2.36%;当冻土上限退化至2 (d+1) 深度时, 地基沉降量增大了近6.99%, 但当冻土上限退化至4.0/α时, 地基沉降量增大4.67%。
4.3 桩身摩阻力
由解析解和理论解整理得出桩身摩阻力和桩端反力分别见见表5、表6。
从表5可以看出:随着冻土上限下移, 桩身摩阻力随着入土深度的增加反映出来的曲线规律大致相同。在天然冻土上限时桩身摩阻力最大, 随着冻土上限的退化, 桩身摩阻力值越来越小。冻土上限退化至2.1米时比天然冻土上限时的桩身摩阻力小40.16%, 当退化到4.5米时, 由于出现负摩阻力, 所以, 桩身摩阻力变为负值, 并且数值越来越大。
4.4 桩端反力
从表6可以看出:在天然冻土上限时桩端反力最大, 随着冻土上限的退化, 桩端反力值越来越小。冻土上限退化至2.1米时比天然冻土上限时的桩身摩阻力小3.34%, 当退化到9.76米时比天然冻土上限时的桩身摩阻力小10.10%, 这主要是由于桩端入土深度为16米, 冻土上限下移对桩端反力影响不大。
5 结论
本文针对青藏铁路线上的既有桥梁桩基, 建立有限元模型并施加运营荷载, 通过进行数值模拟和桩的挠曲线方程计算, 对计算结果进行比较, 从而得出随着冻土上限退化对桥梁桩基承载力的影响分析规律。
5.1 随着冻土上限的退化, 其竖向承载性能逐渐下降, 随着冻土上限下降越深, 竖向承载能力越来越明显。
5.2 地基沉降量随着冻土上限的退化而逐渐增大, 随着冻土上限下降越深, 地基沉降量的增值越来越大。
5.3 随着冻土上限下移, 桩身摩阻力随着入土深度的增加反映出来的曲线规律大致相同。在天然冻土上限时桩身摩阻力最大, 随着冻土上限的退化, 桩身摩阻力值越来越小, 当冻土上限超过中性点时, 摩阻力变为负值。
5.4 在天然冻土上限时桩端反力最大, 随着冻土上限的退化, 桩端反力值越来越小。冻土上限退化至2.1米时比天然冻土上限时的桩身摩阻力小3.34%, 当退化到9.76米时比天然冻土上限时的桩身摩阻力小10.10%。
参考文献
[1]Nixon J F, McRoberts E C.A design approach for pile foun-dations inpermafrost[J].Canadian Geotechnical Journal, 1976, 13:40-57.
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[5]吴少海.青藏铁路多年冻土钻孔灌注桩设计几个问题的探讨[J].冰川冻土, 2003, 8 (25) :88-91.
承载力影响论文 篇10
CFG桩是水泥粉煤灰碎石桩的简称, 是针对碎石桩承载特性的一些不足加以改进发展起来的。它是由水泥、粉煤灰、碎石、石屑或砂加水拌和形成的高粘结强度桩, 与桩间土、褥垫层一起组成复合地基。CFG桩复合地基的加固机理是:在垂直荷载作用下, 桩和桩间土都将产生变形, 桩的变形模量大于桩间土的变形模量, 桩比土的变形小, 由于在基础下面设置了一定厚度的褥垫层, 桩在受力变形过程中, 可反向刺入褥垫层中, 伴随着这一变化过程, 褥垫层材料不断调整补充到桩间土上, 以保证在任一荷载作用下桩和桩间土始终共同参与工作, 充分利用了桩间土自身的承载能力。从以上阐述的复合地基的形成条件和加固机理可以看出:褥垫层是复合地基的技术关键所在, 褥垫层设计的合理性较大程度上决定了复合地基的承载力和沉降变形。而褥垫层设计主要考虑两个要素, 即褥垫层的刚度和厚度。因此, 加强褥垫层的刚度和厚度对复合地基承载力影响的研究具有十分重要的意义。基于此, 本文针对CFG桩复合地基, 利用FLAC3D建立三维弹塑性模型, 分析了褥垫层刚度、厚度对复合地基桩土应力的调节作用。
2 有限差分法软件FLAC3D建模计算
2.1 计算模型建立原则
计算机模拟和数值计算的可靠性基于模型建立的合理程度。合理的模型应以一定的原则为基础, 该数值分析模型的建立原则如下:模拟边界初始条件应尽量符合实际。要考虑构造应力的影响;选取合理的本构模型;选取合适的结构单元;材料参数取值要合理。
2.2 计算模型
为了更好的模拟桩、土间的相互作用, 本计算采用实体网格建模, 对桩、桩间土、褥垫层、承台分别生成, 对结构进行映射形成单元, 并在际工程中, CFG桩复合地基桩数较多, 若完全按照实际情况进行建模将会给计算带来难度, 也是没有必要的。为了简化计算, 结合本文研究的重点, 本文选取一定区域内的桩土进行建模计算研究, 考虑复合地基中心的四根桩, 桩间距取为1.2m, 桩距边界0.6m, 桩长5m, 计算边界的底部取至离地面8m处。按照上述原则, 共划分13932个单元, 14952个节点, 网格示意图参见图1。
材料属性假定:桩体和承台由于刚度较大, 故按照线弹性材料考虑, 符合广义胡克定律;桩间土、下卧层及褥垫层刚度小, 在受荷过程中, 会发生塑性变形, 因此采用摩尔-库仑弹塑性模型;本模型涉及接触面与桩体、接触面与土体之间将产生滑移, 属于摩尔剪切模型, 当接触面上的切向力小于最大切向力时, 接触面处于弹性阶段, 当接触面上的切向力等于最大切向力时候, 接触面即进入塑性阶段, 接触面单元的材料属性通过赋予接触面参数定义。
位移边界条件:左右侧边界采用X向约束支座;前后侧边界采用Y向约束支座;下边界采用Z向固定约束。即X、Y向均不发生位移, 下边界Z方向不发生位移, 上边界为自由边界。
FLAC3D计算模型中的各参数取值见表1。
3 计算成果分析
3.1 褥垫层厚度的影响
从图2中可以看出, 褥垫层厚度对CFG复合地基中桩土应力比的分配有显著的影响。在同一级荷载作用下, 随着如垫层厚度的增加, 桩土应力比减少, 当褥垫层厚度超过200mm后桩土应力比在18到25之间, 当垫层厚度持续增加, 桩土应力比变化不大并趋于稳定。在同一褥垫层厚度条件下, 如200mm厚褥垫层作用下, 荷载越大桩土应力比越小, 这表明, 当荷载达到一定程度时, 桩间土承载能力才得以最大发挥。由此可见, 褥垫层对桩土承载能力的发挥有极大的调节作用。从图2中, 亦可看出, 当褥垫层厚度较小时, 桩土应力比较大, 桩顶应力集中, 对基础不利;当褥垫层达到一定厚度时, 如350mm, 褥垫层厚度的增加对桩土应力的调节能力极小。因此在设计复合地基时, 褥垫层厚度的选取合理与否影响着复合地基的承载能力, 从本次分析结果来看, 褥垫层厚度在200mm到350mm较为合理。
3.2 褥垫层刚度的影响
从图3可以看出, 垫层模量也是影响桩土应力比的另一个主要因素。在同一级荷载作用下, 随着垫层模量的增大, 桩体应力越大, 桩土应力比增大, 桩间土的应力减少, 所以当垫层模量太大时复合地基就达不到减缓CFG桩桩顶应力集中的目的。在同一垫层模量条件下, 随着荷载的增加, 桩土应力比减少。综上, 垫层刚度是影响CFG桩复合地基承载能力的又一因素, 可以调节桩土荷载分担比, 但是其条件能力是有限, 当模量达到一定程度时, 应力比的变化趋于缓慢, 从本次模拟分析的结果来看, 褥垫层模量太高, 不利于复合地基承载能力的发挥, 而且还增加工程的造价, 造成不必要的浪费。因此, 在复合地基设计中, 如何选取垫层材料也是设计的关键所在, 选择合理的垫层材料可以充分发挥复合地基桩土的承载能力, 减少单位面积的桩体数量, 降低地基处理成本。
4 结论
和一般桩基相比, 复合地基的优势在于通过褥垫层的调节作用能充分发挥桩间土自身的承载能力, 褥垫层是复合地基技术的关键, 是复合地基形成的条件, 同时也是调节桩土应力比的主要设计手段。褥垫层厚度过小时, 复合地基的承载机理如群桩一般, 不能充分发挥桩间土的承载能力, 当褥垫层厚度达到一定厚度时, 桩土应力比变化不大, 此时, 增加褥垫层的厚度, 对复合地基承载能力的改善不明显, 还增加了工程成本。当褥垫层模量过高, 桩土应力比增大, 桩体应力增加, 桩间土应力减少, 不利于桩间土强度的发挥。当褥垫层模量过低, 桩间土应力增大, 当桩间土进入塑性破坏阶段时, 桩体的承载能力远远没有得以发挥。
从文中图表中可以看出, 桩土应力比在15到20之间较为合理。
综上所述, 褥垫层的合理设计, 是复合地基技术的关键, 一般褥垫层厚度宜控制在200mm到350mm之间, 垫层材料宜选用模量适中的中砂、粗砂、级配砂石或碎石。
参考文献
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荒漠新城考验环境承载力 篇11
丰富的资源带来的巨额经济收益，支撑着鄂尔多斯高原、毛乌素沙漠、宁夏戈壁上的一座座城市新的光荣与梦想。近年来，银川、石嘴山、乌海、愉林、鄂尔多斯等市郝提出了开建新城区的规划，就连一些大漠深处的县城、乡镇也提出了拉大城市框架、建中心城市的规划。沙漠戈壁上的“造城”热潮正考验着当地的环境承载力，当地的人口容量、水资源供给、沙漠化加剧等影响，高寒、高旱的沙漠戈壁中，是否适合大量建造城市，也正引起人们思考。
“造城”规模最宏大的当属鄂尔多斯，该市已经基本建成的康巴什新区位于鄂尔多斯巾南部，距老城区东胜25公里，与东胜、阿镇共同组成鄂尔多斯市城市核心区。新区规划而积155平方公里，规划建设面积32平方公里，内蒙古官方不公开的说法称：“建造中国的迪拜”。东胜、康巴什、阿镇将组成未来的鄂尔多斯城区，绵延上千平方公里，人口超过百万，将是一座沙漠戈壁里超乎想象的城市。
凡是到过康巴什新区的人不得不感叹其无与伦比的壮观、宏伟。市委、市政府、市人大三机构办公大楼连在一起约1公里长，与五组群雕组成的成吉思汗广场构成了新区的核心，南北走向达1.6公里长的巨型广场让中国绝大部分的市政广场相形见绌。当地政府称，2010年这座新城人口将达10万人。
距康巴什新区130公里的南面，是陕西省榆林市，2008年12月，榆林新区规划通过评审。该规划的榆林新区将可容纳人口42万，用地规模达58.1平方公里。而榆林老城，只不过是一座仅有30万人口的小城，新城与老城如果连在一起，无疑将崛起一座人口达百万的城市，与鄂尔多斯连成一片，将是中国沙漠里两座距离最近的城市。
宁夏的银川、石嘴山扩建新城区走得更早，银川曾分散在包兰铁路东两两侧十多公里的两座城区，已经被塞满的新建筑连在了一起。
扩建新城的计划已经蔓延到到毛乌素沙漠、阿拉善沙漠、鄂尔多斯高原上的一座座县级小城和一些根本没多少人烟的乡镇。存毛乌素沙漠南侧边缘，府谷、神木、靖边、定边等县城，都将城区面积扩大了至少一倍，所仃的县城都是一座座工地，扩建的马路和连绵的新居民小区数不胜数。在毛乌素沙漠深处的乌审旗、鄂托克旗、鄂托克前旗、杭锦旗等地，也都在拉大着县城架构，这些人口不过数万、十来万的人口稀少的旗县，其城市建设却一点都不逊色于中国中东部人口稠密地区的县城，甚至可以与一些地级市相比。
沙漠戈壁中的大规模城市建设，势必对当地的环境承载量造成重压，而毫无节制的大工程更是加剧了环境负担。对于当地环境容量的考验，首当其冲的就是水资源。复旦大学历史地理研究中心教授安介生在研究内蒙古水文历史后警告说，河流、湖泊、井泉等水文资源是维系游牧民族在蒙古高原生存繁衍的“生命线”，如果人类加快对水资源的“巧取豪夺”和过度滥用，将导致水资源枯竭和水域渐失，蒙古高原乃至更广大的地区将是人类的噩梦。
过度消耗水资源
沙漠、戈壁上崛起的一座座新城，水资源是它们面临的一个巨大的问题，对水毫无节制的汲取正在宁夏一内蒙古陕西之间上演着，在那里，城市的管理者制造的“水城”、“水景”正在背离现实。
2009年5月20日，内蒙古鄂尔多斯市康巴什新区开建一座巨大的人工瀑布。据当地媒体报道说，这个瀑布从当地主要河流乌兰木伦河引水，投资1.5亿，高28米，长600米，总面积达4.3万平方米。当地官方称，这是亚洲最大的景观瀑布，也是世界最大的景观瀑布之一。鄂尔多斯方面称，这是治理河流工程中的一项，而据交界处的陕西榆林方而回应，这是对两省区界红碱淖湖水源的严重掠夺，导致湖水面积几近枯竭。
鄂尔多斯从火规模开建新城区以来，对水源的渴求和大肆利用就已经开始了。康巴什新区成为一头饥渴的“老虎”，2004年，一个民营注册成立汇通水务公司，在尔乌拉木伦河建起考考什纳的水库取水。到2007年，康巴什新区道路、广场和小区两旁移植大量的树术花草，需水量剧增。汇通公司最后架设17台商扬程潜水泵，口夜不停抽水、卖水。这样的结果是导致附近的农田里的潜水泵无法取水，连年颗粒无收。
2007年秋天，400多当地农民曾与水务公司发生冲突，赶走了抽水车，在市政广场聚集游行，后以政府出面支付补偿收场。
水的问题一直是内蒙古、陕西、宁夏三省区交界处的最头痛的问题。鄂尔多斯属北温带半干旱大陆性气候区，多年平均降水348.3毫米，而多年平均蒸发量2506.3毫米。对地下水的过度开采和自然旱灾正在给这个地区带来伤害。早在2007年11月，国家林业部门一份展现保护野生动物的文件表明，鄂尔多斯市自然湖泊的面积逐渐缩小，盐碱度升高，严重影响水生动植物的生存，其中红碱淖、柒盖淖、泊江海鱼类已死亡。
对水源的掠夺同样发生在宁夏银川、石嘴山等城市，距鄂尔多斯数百公里之外的同样干旱的宁夏首府银川，正在大规模建造“塞外湖城”，北面的石嘴山，同样圈起了黄河水，制造水景，命名的“星海湖”。
“塞上湖城，魅力银川”，早在2005年，这条广告就出现在cCTV上。银川地处西北干旱地带，正常年份的降水量为200毫米，年蒸发量却在1500毫米到1800毫米之间。银川平原属于严重的干旱地区。但是，就是这个蒸发量是降水量近十倍的城市却在八年前提出了要建一个“塞上湖城”的宏伟蓝图。在那年银川市的人大会上，银川提出依托防洪排水系统和大小西湖、“七十二连湖”重塑“塞上湖城”。并且，“塞上湖城”被确定为银川建设目标，写入《政府工作报告》。工程构想超乎常人想象，通过构筑城市环湖生态圈，在银川周围形成群湖环城之势，并且横贯银川南北，连绵至石嘴山、青铜峡两市境内。
六年前，银川北面的石嘴山提出了在大漠戈壁上建造出一个“山水园林”城市的目标。于是，一场规模更为宏大的“造湖”运动在石嘴山市府所在地的大武口区开始了。根据石嘴山市的规划，要在五年时间内，挖出一片面积约43平方公里的星海湖湿地，开辟常年性水面20平方公里。星海湖建成后，将是国内第一大人工湖，比杭州西湖的面积要大五倍。
黄委会每年分配给宁夏的基本用水量是40亿m3。宁夏灌区每年的引水量在70亿～90亿m3之间，但须有60％的水量排回黄河，才能把用水量控制在分配水量之内。银川的大小湖泊正是利用了60％的退回黄河的水，六条昭然可见的黄河排水沟直通各个湖泊。石嘴山方面的资料显示，星海湖常年性蓄水量可达23007Ym3，每年蒸发消耗的水量约为3400万m33，它的重要补给水源同样是引黄灌区渗透回流的农田排水即黄河退水，还有从穿湖而过的第二农场区季节性引灌黄河水。
目前，银川、石嘴山“湖城”、“水域”的计划已经基本建成，但这造成的危害是，数年前宁夏地方政府已逼迫当地农民减少了30万亩的水稻种植，这一数字正在扩大中。对下游地区造成是危害是，黄河断流天数增加，旱季时，华北平原的小麦灌溉不能得到及时的水源。
高速发展的城市规模迫使缺水的鄂尔多斯不得不四处寻觅水源。2006年，当地开始规划了23座水库，并在蒙西工业园区、棋盘井工业园区、康巴什新区等地采取地下水，建造一批地下水源供水工程，鄂尔多斯承认通过对2005年至2008年灌区地下水位实测资料分析，灌区地下水位下降较明显——每年平均下降0.15～0.25米，地下水蓄变量总体呈减少趋势。
在环保专家看来，鄂尔多斯是一个需要保护的地区。2008年9月，环境保护部在《全国生态脆弱区保护规划纲要》列出全国八大生态脆弱区中确定的19个重点保护区域，其中鄂尔多斯荒漠草原榜上有名。国务院《关于落实科学发展观加强环境保护的决定》明确指出，在生态脆弱地区要实行限制开发。环境保护部将实施相关生态保护战略，努力改善该19个重点保护区域的生态环境。2008年11月，《鄂尔多斯市“十一五”环境保护规划》警告说，鄂尔多斯水环境质量退化严重，作为城区地表水主要来源的三台基水库、活沙兔水源地和乌兰木伦河均发现有水质超标现象。宁夏、内蒙古等省区现在已无余留水量指标了。
承载力影响论文 篇12
锚杆支护与喷层结合,属于柔性支护,可以充分地发挥围岩承载能力。锚固支护取代刚性支护是现代隧道工程施工理论的标志,也是新奥地利施工法的关键,因此获得广泛的应用。锚杆对于围岩的作用是多方面的,有悬吊、组合梁和挤压增强作用等。尽管锚固在岩土工程中应用普遍,但是总的说来,锚固力学计算理论还远远落后于实践。
由于锚固计算理论的局限,工程中往往存在着盲目性,带来了经济性和安全性的问题[1,2,3,4]。
锚固效应的研究有模型试验、解析计算和数值试验等方法。模型试验需要消耗大量的人力物力,成本消耗比较大。解析计算过度简化,由于岩石是特别复杂的包含微裂隙的介质,而岩石与锚杆作用机理更是比较复杂,所以很难反映实际的力学效应。随着计算科学和计算机技术的发展,数值试验具有很强的适应性和操作的方便性,通过数值模拟技术,在计算机上再现岩石与锚杆的作用,是一个发展的趋势。本文基于三维快速拉格朗日数值模拟程序FLAC3D,来研究不同的锚杆布置所对应的岩石锚固体的强度性质。
1 模拟平台与原理
本文数值试验在美国Itasca公司的著名岩土分析软件FLAC3D上进行,该软件基于三维快速拉格朗日的求解方法,内置多种本构模型(如摩尔库仑—模型和德鲁克—普拉德模型),也包含了多种结构单元(如锚杆,梁,桩等)。可以比较理想地模拟岩土材料的力学行为以及常用支护的效应。
图1表示的是锚索与围岩产生相对位移,图2表示的是锚固材料的最大剪力主要与本身材料强度、锚固材料和围岩产生的摩擦抗力。通过材料剪切刚度来表示锚固加固圈剪切力。
式中:Ft———锚固加固圈剪切力;
K,l———水泥浆的剪切刚度和有效锚固单元的长度;
ub,un———岩土界面的轴向位移和锚索的轴向位移。
2 数值试验
建立长方体的岩石模型(见图3),并在其中安设不同密度、不同数量、不同方向的锚杆(六种布置方案见图4),然后模拟分析不同方案对应的轴向承载力。将岩体视为连续、各向同性的力学介质,不考虑重力的影响。模型的侧面在水平方向约束,上表面和下表面三个方向约束。轴向加载采用速度加载速率为3e-7 m/s,计算尺寸为1.2 m×1 m×1 m,模型选用摩尔—库仑准则,该准则在岩土工程中比较适用。岩石材料力学参数如下:弹性模量E取1.0 GPa,切变模量G为2.0 GPa,内聚力C为100 k Pa,内摩擦角φ为22°,抗拉强度50 k Pa。锚杆的弹性模量45 GPa;横截面积1.57×10-3m2;水泥浆材料参数为单位长度上水泥浆刚度1.75×107Pa;单位长度上水泥浆的粘结力2.0×105Pa。
3 结果分析
本模型按照图4的六种方式增加锚杆,再沿Z方向向下加压,取同一个单元进行应力分析,综合分析锚杆提高围岩承载力的作用效果,对比见图5。
其中,0为未加锚杆;Xn为在沿X方向增加n根锚杆(n=1,2,3)。由图5可知,不同的锚杆布置方案对应不同的承载力。不加锚杆岩石承载力最小,随着锚杆数量的增加,岩石承载力也相应地增加,增幅随着锚杆数量增加有所减弱(见图5)。同样锚杆数量情况下,平行于加载力加锚比垂直于加载面加锚杆对应的承载力高1.87%～2.54%。不同加锚方式下的锚固体竖向应力云图见图6。
4 结语
采用数值方法进行岩石锚固效应的计算机模拟具有方便、省时、节省成本的优点。通过本文对岩石锚固体承载力数值试验,可以看出:不同的锚杆布置方案对应不同的承载力。不加锚杆岩石承载力最小,岩石承载力随着锚杆数量的增加也相应地增加,增幅随着锚杆数量增加有所减弱,同样锚杆数量情况下,平行于加载力加锚比垂直于加载面加锚杆对应的承载力高1.87%～2.54%。同样锚杆数量情况下,平行于加载力加锚比垂直于加载面加锚杆对应的承载力高1.87%～2.54%。需要指出,计算机模拟并不能完全取代试验和现场观测,鉴于岩土工程的复杂性,将数值模拟与试验和现场观测结合起来,对计算本构模型和单元进行检验和发展,综合获得的锚固机理更加具有合理性。
摘要：在探讨岩石锚固机理和计算模型基础上,提出了锚固岩石的承载力的三维数值试验方法,采用速度边界控制加载,进行了不同密度、不同数量、不同布置方向的锚杆的条件下岩石承载力的数值试验,并得出了承载力变化规律。
关键词：锚固体,三维数值模拟,承载力,加载
参考文献
[1]刘晚成,李丽芬,王厚天.无粘结预应力筋一锚具组装件在低温下的疲劳锚固性能[J].中国公路学报,2002,15(1):76-81.
[2]苏忠纯,李亚静.静载锚固性能试验影响因素分析[J].中国港湾建设,2009,1(4):37-38.
[3]李术才,朱维申.加锚节理岩体断裂损伤模型及其应用[J].水利学报,1988(8):52-56.
[4]杨延毅,王慎跃.加锚节理岩体的损伤增韧止裂模型研究[J].岩土工程学报,1995,17(1):10-17.
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