内力变形分析

内力变形分析（精选7篇）

内力变形分析 篇1

0 引言

影响基坑围护结构变形及内力的因素有很多,比如:桩径、桩插入深度、支撑刚度、支撑的道数、支撑水平间距及各道支撑所加的预应力等等。如果将各种影响因素的可能取值全部一一组合计算分析,其计算量将非常大。正交数值试验法能很好的解决这个问题,即以模型计算和正交试验分析为手段,通过计算机电算和数理统计分析来评价围护结构变形及内力影响因素的敏感性。

1 工程概况

某基坑开挖深度为16.8 m,采用ϕ1 000@750灌注桩围护结构,桩长为33 m,混凝土材料的弹性模量为3.0×104 MPa,考虑地面超载20 kPa。土弹簧刚度通过水平抗力系数的比例系数m确定,参数取值如表1所示。

2 计算模型

本文采用结构计算比较准确的ANSYS有限元程序进行建模计算。对于被动区土体的影响,采用土弹簧来模拟土体,土弹簧单元为Combin14弹性弹簧单元,弹簧刚度的计算采用m法,如表2所示;地下连续墙的受力类型可近似认为是平面应变问题,墙体单元采用Plan42单元,分析类别为平面应变。墙体单元尺寸为1×1=1 m2,支撑宽度按水平间距进行等效,转化为每延米上的支撑。土压力采用主动土压力,考虑超载20 kN/m2,土体有效应力侧压力系数为0.6(φ′=15°)。计算公式如下:

f=10+0.6×[(19-10)H+20] (1)

其中,f为土压力;H为土层深度。

3 正交试验设计方案及计算结果

在排桩围护结构基坑支护设计中,主要的设计参数包括:桩径d、桩插入深度D、支撑刚度K(K=EA)、支撑的道数n、支撑水平间距S及各道支撑所加的预应力N。各参数均选取五个水平见表3。

注:h(i)表示土层中部到开挖面的高度

注:K0,N0均为原设计值

反映支护结构工作性能的指标有:围护桩水平位移、桩身弯矩最大值及水平支撑轴力。本文选用前两个指标作为敏感度分析的判断依据。选用L25(56)型正交表[2]。

以围护桩的水平位移最大值U为评判标准,可以得到支撑道数n和桩墙厚度d为最敏感因素,支撑水平间距S、预加轴力N、支撑刚度K及桩插入深度D为次要的敏感因素(见表4)。

以桩身最大弯曲应力为评判标准,可以得到支撑道数n和桩墙厚度d为最敏感因素,支撑水平间距S、预加轴力N、支撑刚度K及桩插入深度D为次要的敏感因素(见表5),与按桩身最大水平位移为评判标准所得的结果相近。

比较以围护桩的水平位移最大值U 为评判标准和以桩身最大弯曲应力为评判标准的结果,支撑道数n和桩墙厚度d均为最敏感因素,支撑水平间距S、预加轴力N、支撑刚度K及桩插入深度D为次要的敏感因素。在最为敏感的两个因素中,两个结果是一致的,但其余四个因素的敏感度排序却完全相反,因此在控制桩墙水平位移的同时,也应该注意桩身最大弯曲应力的变化。作为次要的敏感因素,支撑水平间距S、预加轴力N、支撑刚度K及桩插入深度D的变化对指标的影响远较两个主要的敏感因素,即支撑道数n和桩墙厚度d对指标的影响程度为小。

4结语

本文利用有限元模型模拟深基坑支护结构,采用极差分析法,得出了各因素的敏感度,并分析了平面支撑布置的不同情况。

1)影响围护桩墙位移的各因素的敏感度排序为:桩墙厚度d>支撑道数n>支撑水平间距S>支撑预加轴力N>桩插入深度D>支撑刚度K,其中以桩墙厚度和支撑道数为最敏感的两个因素,对桩墙位移的影响比较大,其余四个因素为次要的敏感因素。2)影响墙体弯曲应力的各因素的敏感度排序为:桩墙厚度d>支撑道数n>支撑刚度K>桩插入深度D>支撑预加轴力N>支撑水平间距S,其中以桩墙厚度和支撑道数为最敏感的两个因素,对桩身弯曲应力的影响比较明显,其余四个因素为次要敏感因素。3)不同的评判标准得到的敏感度排序是不同的,但是作为最敏感的两个因素,桩墙厚度和支撑道数是一致的。次要的四个影响因素的敏感度排序正好相反,这一点值得关注。

摘要：利用正交法安排试验,使用ANSYS软件建立了有限元计算模型,通过计算机电算和极差统计分析评价了桩墙厚度、桩的嵌固深度、支撑的刚度、支撑的道数、支撑的水平间距及支撑所加的预应力等因素对围护结构变形及内力的敏感度。对于L形基坑拐角处支撑的布置问题,利用理正深基坑支护结构设计软件F-SPW来模拟计算,并通过多种平面布置方案的比较分析,得到了一些有益的结论。

关键词：正交分析法,敏感性,极差分析,深基坑

参考文献

[1]张旭辉,龚晓南.边坡稳定影响因素敏感性的正交计算分析[J].中国公路学,2003,16(1):36-39.

[2]杨子胥.正交表的构造[M].济南:山东人民出版社,1978:182-199.

[3]徐杨青.深基坑支护结构的优化设计计算[J].岩土力学,1997,18(2):57-60.

内力变形分析 篇2

选取某水泥厂网架屋盖的熟料库为研究对象, 对其整体性能进行分析。该水泥厂中熟料库的直径为70m, 熟料库屋盖为圆台形网架结构, 为钢质材料。熟料库壁面为圆筒结构, 壁厚为600mm, 网架外径为70.5 m。按照设计规范要求, 锥面倾角取32°角, 锥顶平台直径取13.7m, 整体高度为20m。屋顶截面以双层网架为基础, 其中网格形状为四角锥形。熟料库内部环境和外部环境的温度相差较大, 为保持库内恒温, 该工程设计了径向滑动支座, 网架支座选定为下弦外环处的18节点, 该节点为螺栓球结构, 利用高强螺栓将节点和工程整体进行连接。抗震防烈度取8度, 温度差选定为15°, 拉链机头拉力定为360k N, 杆件所承受的最大应力比应控制在0.8范围内。

2 整体性能分析

2.1 网架周期和振型

水泥厂屋顶设计时, 荷载和组合分项系数、组合系数的取值应按照荷载取值规范进行选取, 过程中应考虑风荷载、温度荷载、地震荷载等对组合量的影响, 组合后对网架的周期和振型进行分析, 得出以下特征:

(1) 网架结构的基本周期为0.32s, 与其他网架类型屋盖结构周期相对比, 该工程网架刚度较大, 分析原因可能是由于该钢架结构承受的活荷载较多, 因此, 本结构选型时选用刚度大且截面高度取值偏大;熟料库锥形网架属于超静定结构, 这也是导致屋盖结构刚度较大的原因, 而实践可知, 本设计网架结构刚度大对屋盖设计有益。

(2) 本结构前两阶的周期、振型基本相同, 均是由锥顶带动锥面进行水平运动, 但锥顶与锥面运动方向相互垂直。对支座结构进行分析可知, 在振动作用下, 支座位置径向发生不同程度位移, 法向无变化。

(3) 第三阶振型振动方向为竖向振动, 振动周期略低于前两阶, 支座受到压力作用发生向外的变形, 变形量基本一致, 发生变形现象较为严重。

(4) 四、五、六阶振型均为高阶振型, 周期较前者均有减小, 但减小的幅度不大, 该网架结构振型较为接近密集, 现阶段, 网架或网壳结构振型特点与该结构类似。

2.2 网架竖向变形、内力特征

(1) 结构在竖向荷载的作用下, 熟料库屋盖的锥面和锥顶均产生一定挠度, 径向的水平位移随着径向距离的延伸向周边扩大。经测定, 该网架结构在竖向荷载的作用下挠度最大处出现在锥顶平台上, 为19.34mm, 水平形变量为8.71mm。竖向活荷载产生的挠度最大处也为锥顶平台上, 其数值为13.77mm, 水平形变量为6.42mm。网架的竖向和水平变形量均在变形限值要求内, 可达到使用标准。

(2) 本结构中竖向恒荷载较大, 在恒荷载作用下, 网架内部受力比活荷载产生的作用大, 在网架各结构中, 活荷载和恒荷载产生的作用平均分布于各结构, 按比例变化。

经检测, 库房顶面18个支座竖向反力值相同, 由此说明顶面结构基本中心对称, 刚度值也基本相等, 因此在屋顶受到的荷载能够均匀分配到各支座。各支座间水平方向的反力为0, 因此, 竖向荷载作用下, 各支座不受到法向反力的作用。

3 关键参数影响分析

3.1 温度荷载影响

温度荷载的变化不会导致内力变化, 因此本结构中温度荷载对结构竖向位移和受力影响较小, 但对结构水平位移影响较大, 具体见下图1所示, 图1是水平位移量随温度荷载变化的曲线关系图, 从图中可以看出, 温差与水平位移变化呈线性关系, 当温差升高到I50℃时, 位移最大量达到84 mm, 当拉链机头荷载不相同时, 温度差值变化对最大水平位移量影响不大, 即下图1所示, 四根曲线基本重合。

3.2 地震荷载影响

在拉链机头斜向力相同、设防烈度不同的网架结构进行分析计算, 结果显示地震作用对用钢量没有显著影响, 对结果的周期和位移情况也没有影响。选取两种设防烈度进行比较, 网架的截面均无变化, 由此推断地震荷载对结构影响关系不大, 在结构设计过程中不作为主要影响因素进行分析。

3.3 支座数量影响

该工程网架共有72个节点, 为保持均匀分配则将网架支座数量分别设定为12, 18, 24和36个, 构建模型进行分析计算, 杆件内力和位移情况与支座数量均呈反比, 且变化趋势基本相同, 均随着支座数量的增加而逐渐减少, 但变化趋势为非线性关系, 随着支座数量增加速度的降低, 各指标变化也逐渐减少。由此可见, 支座数量是影响结构受力的重要因素, 但其对结构的影响将随着支座数量的增加而逐渐减缓, 对结构的影响效果逐渐下降。

对该结构网架进行分析表明, 设置18个支座时结构各指标量最佳, 支座数量不多, 施工操作方便, 而结构杆件受力情况、位移等指标均可达到设计规范要求。

4 结论

综上所述, 本文主要得出以下三点结论:

(1) 屋盖结构设计中, 网架最外环拉力最大, 应重点分析该处拉力情况是否满足设计要求, 在工程承受荷载较大的情况下, 外环杆件横截面积应较大, 可能导致超出螺栓直径范围, 设计上比较困难。本文针对实际工程情况分析发现, 增加与外环相邻的内环杆件能够分担外环杆件受力, 有助于减小外环杆件尺寸。

(2) 本工程选定网架结构为超静定结构, 结构刚度较大, 在设计中应注意对支座的设计, 选择滑动式支座, 有助于结构散热。

(3) 在设计工作中, 除应满足设计规范要求外, 还应考虑施工环境和经济等因素影响。

摘要：本文以笔者多年工作经验, 并结合某工厂实例, 分析该水泥厂熟料库网架屋顶的受力特征, 在荷载作用下网架的受力特点和变形情况, 并计算竖向、温度荷载等参数对网架结构的影响。通过工程实际案例结合经济效益, 为建设工程的屋盖设计提供理论参考。

内力变形分析 篇3

国外对基坑支护结构研究有较早的历史,早在20世纪中期,Terzaghi和Peck根据地铁支护结构的实测资料,提出著名的Terzaghi-Peck表观土压力理论[1—3],这个理论后来被很多国家的基坑支护设计广泛采用。而在中国,基坑工程从20世纪80年代开始兴起,由于高层建筑地下室建设和地铁工程建设的需要,出现大量的基坑工程。基坑工程本身涉及岩土和结构工程,且在当时,在很多情况下,基坑支护结构属于临时工程,最终没有得到重视,基坑支护结构的受力计算和理论研究一直没有形成系统。在20世纪末期,随着中国的城市化进程飞速发展,掀起基坑工程热潮。随着基坑开挖深度的增加,以及工程事故的发生,基坑支护结构研究才引起建筑工程界的重视。之后,深基坑支护结构研究得到长足的发展和重视。

开挖深度大于或等于4 m的基坑为深基坑,深基坑进一步划分为:稍深基坑(4 m≤H≤6 m)、中深基坑(6 m<H≤13 m)、颇深基坑(13 m<H≤18m)、甚深基坑(18 m<H≤23 m)、特深基坑(23 m<H≤30 m)和超深基坑(H>30 m)[4]。基坑支护是指用于支护垂直岩土坡的桩、墙及支撑或锚杆等组成的支护结构。

诸多学者对有关深基坑支护结构研究进展做了分析,如丁翠红[5]等对深基坑支护结构土压力分布规律及土压力计算方法研究进展进行综述,并分析其中存在问题及今后研究方向;刘艳军[6]等介绍深基坑变形控制的国内外研究现状,阐述了基坑变形机理,分析和探讨了基坑变形设计计算方法、基坑变形预测方法和基坑工程施工监测,对目前深基坑变形控制存在的一些主要问题和发展趋势进行了探讨;范建[7]等则对基坑变形预测方法做了概述。最近十年,深基坑支护结构研究有了长足的发展,但未见文献分析目前深基坑支护结构内力和变形研究概况,本文将从以下三个方面开展此项工作,并分析当前研究存在的问题和未来研究方向。

1 支护结构与岩土体的相互作用

深基坑开挖及支护不仅涉及岩土力学中典型的变形、强度和稳定性问题,还涉及到支护结构与岩土体的相互作用问题[8—12]。支护结构与岩土体的相互作用是影响支护结构内力与变形的重要因素。因此,深基坑支护结构计算要考虑基坑周边一定范围内岩土体与支护结构的协同作用。

深基坑工程是一门系统工程,支护结构类型多,目前主要有钻孔灌注桩、土钉强、钢板桩和地下连接墙等[13]。不同支护结构体系与岩土体的相互作用机制不同。因此,本文从以下三个方面阐述支护结构与岩土体相互作用。

1.1 土压力

土压力问题是土与结构物相互作用的结果,是岩土工程的基本问题,也是岩土工程设计中首要确定的内容。传统的支护结构设计理论仅考虑三种极限状态下的土压力,即主动、被动和静止土压力,这些古典土压力理论的完全弹性、平面滑裂面和墙背光滑等假设导致计算结果与实际情况相差甚远[14]。认识传统土压力理论的缺陷后,很多学者对土压力计算方法进行了改进:用极限分析方法研究古典Coulomb直线破坏机理问题[15,16];考虑土拱效应的土压力理论研究[17];考虑开挖卸荷影响的土压力[18、19]和考虑墙面摩擦效应的土压力研究[20];考虑多种影响因素的土压力研究[21];从地基强度理论方面研究土压力系数[22];考虑水压力的土压力以及关于水土压力分算与合算问题研究[23—25];从概率角度研究岩土体参数对土压力的影响[26];被动土压力理论研究[27,28]等等。支护结构设计的静力平衡法、等值梁法和杆系有限元数值模拟方法都是将土压力视为外力形式作用于支护结构[29]。

1.2 接触力学分析方法

支护结构与岩土体的接触面存在着非连续性,而在实际工程中往往简化为连续介质问题,这种简化处理必然带来计算误差。目前接触行为的分析方法主要有两种:一是经典的接触力学分析方法,二是数值分析方法。在接触问题研究的初始阶段,仅局限于接触面规则刚体之间的弹性接触,应用范围非常有限。Hertz于1881年提出经典的Hertz弹性接触理论。在该理论的基础上,许多学者系统研究了不同受力条件和不同几何形状的接触问题[30,31]。Boussinesq给出了光滑刚体与均匀各向同性弹性半空间表面接触的应力解,还根据势能原理导出压凹回转体的轴线与弹性半空间变形前的边界正交时轴对称问题的解答[32、33]。这个时期弹性接触研究存在大量假设:如接触刚体之间不发生刚体运动;接触物理的变形是小变形,接触点可以预先确定;应力应变关系为线性;接触表面光滑等。这些假设导致理论研究与实际情况仍存在很大差异。Gladwell于1980年发表文章主要考虑集中的或大范围的无摩擦接触和粘着接触[34]。Johnson于1985年在专著中讨论弹塑性体和黏弹性接触问题。由于解析方法研究接触问题的复杂性,一些复杂接触问题始终没有得到解决。

1.3 数值分析方法

随着计算机技术的高速发展,20世纪60年代以后出现了以有限元为代表的数值技术分析方法,为建立复杂接触力学模型研究奠定基础,并使接触问题线性研究上升到高度非线性研究。目前,求解这类接触问题主要有以下三种方法:(1)直接法;(2)接触力学方法;(3)接触面单元法。

直接法又称为数学规划法,是基于势能或余能原理,利用变分不等式等现代数学方法将接触问题转化为一个约束二次规划问题进行求解[35]。接触力学方法是通过对接触边界约束问题的适当处理,将约束优化问题转化为无约束优化问题求解。根据无约束优化方法的不同,一般分为Lagrange乘子法和罚函数法,Lagrange乘子法方法容易出现病态,罚函数法只能近似满足接触边界条件,为此发展了修正的Lagrange乘子法[36]。接触面单元法在接触问题的接触边界上引入接触面单元,通过增量和迭代调整单元本构模型中的参数,模拟其应力应变关系。长期以来,诸多学者提出各种接触面本构模型和计算模型[37—43]。目前,常用的接触面单元有两节点链杆单元,无厚度接触面单元(Goodman单元、无厚度等参接触面单元),有厚度薄层单元(Desai薄层单元)和摩擦接触单元。

2 支护结构内力与变形计算方法

深基坑支护结构内力与变形是支护结构与周围岩土体相互作用的结果,支护结构变形是基坑变形的主要组成部分。一般情况下,深基坑支护结构可简化为一个受侧向土压力作用的受力结构,目前对这种结构主要有三种基本算法:极限平衡法、弹性地基梁法和有限元方法。

2.1 极限平衡法

极限平衡法是基坑支护结构设计较早使用的方法,由于计算简单,可以手算,目前仍有采用[44,45]。极限平衡法主要考虑力的平衡,取单位宽度受侧力荷载作用的梁系进行计算,如等值梁法、静力平衡法、二分之一分割法以及刚性支承连续梁法等。国内较多采用等值梁法和静力平衡法。极限平衡法考虑的土压力既有Terzaghi-Peck的经验表观土压力,也有经典的理论土压力方法,如郎肯土压力法等。

2.2 弹性地基梁法

弹性地基梁法针对极限平衡法中挡墙内侧坑地被动土压力计算问题提出改进。其概念是由于挡土墙位移有控制要求,内侧土体不可能达到完全的被动状态,因此计算中引用承受水平荷载桩的横向抗力的概念,将外侧土压力作为施加在墙体上的水平荷载[46]。土压力一般采用经典的土压力理论,如郎肯土压力理论或库仑土压力理论。基坑面以上的支撑可看作为以弹性支点,基坑以下的土层可用一系列的土弹簧的作用替代(图1)。把支护结构看作一个弹性支承的地基梁,对弹性地基梁的解法通常采用解析法、结构力学方法和有限元数值法等。

弹性地基梁法计算简单,计算方法程序化实现容易,并可通过不同工况的前后衔接模拟基坑的开挖过程,因此成为现行规范的推荐方法。

2.3 有限元方法

基坑工程是一种系统工程,常规分析方法很难反映诸多因素的综合效应。近年来发展的有限元方法,可以分析深基坑的整体性状,即把包括地基土在内的整个深基坑作为一个空间结构体系,考虑开挖过程、支护结构与岩土体共同作用、渗流、时间等因素的影响,综合分析支护结构的内力和变形。有限元方法把墙、土都划分为单元,土体可以采用相应的本构模型。模拟可以采用平面有限元,也可以采用空间有限元。

平面有限元分为竖直面分析和水平面分析。竖直面分析是将基坑开挖影响范围内的各构件离散为有限元单元,根据施工工况逐次模拟地基的应力、应变和位移状态,求解过程与一般弹性力学有限元方法类似;水平面分析的主要对象是水平的撑锚体系,将竖直面分析求得的支撑反力作为外荷载,并利用支点位移作为边界条件进行计算。在二维杆系数值模拟研究方面,郑刚[47]、杨雪强[48]等做了一些工作。

空间有限元也称为三维有限元。随着人们对基坑空间效应认识的不断深入,基坑工程的三维空间性质日益得到人们的关注[49]。刘继国[50]等用FLAC3D三维快速拉格朗日差分程序,对武汉长江过江隧道武昌明挖暗埋段深基坑的开挖与支护进行了数值模拟。王晓伟[51]等借助FLAC3D三维有限差分软件对悬臂地下连续墙支护结构变形坑角效应及其主要影响因素进行了研究,给出了支护结构变形坑角效应影响系数和坑角效应影响范围,提出了考虑深基坑坑角效应的支护结构变形计算方法。宋二祥[52]等采用ANSYS对润扬长江大桥北锚碇基础施工开挖中50 m特深基坑的三维非线性有限元分析。潘泓[53]等引入空间桩单元和空间曲梁单元,把深基坑支护结构中的环梁支护结构体系假设为带桩和环梁的空间框架,建立了简化的三维杆系有限元模型,并编制了相应的计算程序,并对变形分析。陈晓平[54]根据深基坑支护系统中支护桩—支撑—土的共同作用特征建立了三维杆系有限元分析模型,该模型不仅能够描述支护结构的空间效应和角效应,而且可以通过计算直接给出设计所需的信息,实例分析结果验证了模型的适用性和有效性。陆余年[55]等对上海软土地区长峰商城逆作法施工超大深基坑建立三维有限元分析模型,探讨支护结构变形规律及内力特征。

3 支护结构内力与变形监测

在深基坑开挖和基础施工期间,必须对支护结构进行内力和变形监测,以确保周围建筑物和施工的安全,也是优化支护结构设计的需要。因此,深基坑支护结构内力与变形监测一直是工程技术人员所关注的重要问题。秦俊生[56]等对北京亚奥国际广场深基坑支护结构内力进行监测。潘培强[57]对广州市轨道交通三号线客村站深基坑支护结构内力和变形进行监测,并根据监测结果优化设计方案。杨圣春[58]等对深圳地铁前海湾地区交通枢纽工程深基坑支护结构水平位移进行监测。谢军[59]等对广州珠江黄埔大桥嵌岩地下连续墙支护结构施工过程内力和变形进行监测。朱彦鹏[60]等对郑州楷林大厦深基坑桩锚与土钉墙联合支护结构的变形进行监测分析。姜晨光[61]等介绍深基坑桩锚支护结构变形监测方法和影响变形的因素。马莉[62]等介绍自由设站监测深基坑支护结构变形的新方法。

4 讨论与分析

在深基坑开挖过程中,支护结构体系不断变化,每次开挖时既有土体被挖掉,也可能有新的构件施加,是一类典型的变形体系施工力学问题。仅仅考虑最后一个状态与考虑逐次开挖不断迭加各次开挖的成果进行分析所得的结果是完全不同的[63]。因此,本文讨论的三个方面是相互联系的。深基坑开挖与支护过程是一个动态系统工程,岩土体开挖过程和支护结构添加过程影响支护结构与岩土体之间的相互作用,这对相互作用改变必然影响支护结构本身的内力和变形特征,对前一个开挖—支护工况支护结构内力和变形行为监测有利于计算下一个开挖—支护工况支护结构内力和变形特征,可进一步优化设计方案。

分析表明,深基坑开挖—支护过程是一个动态的过程,但目前仍盛行的经典土压力理论的一些基本假设从根本上限制研究支护结构与岩土体的相互作用机制。如郎肯土压力理论假设墙背直立、光滑、忽略了土与支护结构的相互作用,库伦土压力理论虽然考虑了土与墙背的相互作用,但只能应用于无黏性土,而且这两个理论要求都是在极限平衡状态下的土压力,与实际情况不相符合。动态施工过程必然引起土压力动态调整,这种复杂的相互作用过程,用经典土压力理论去解释已不再适用。深基坑支护结构设计计算中,常常要把土压力简化为线性分布或集中力,而实际土压力应该是非线性分布而且实时变化的[52,64,65]。土压力是作用于支护接结构上的主要荷载,但经典土压力理论应用于支护结构设计计算存在很多不足之处,如何合理地计算土压力是基坑设计面临的关键问题。支护结构与岩土体相互接触问题在数学和物理上的双重复杂性,使得接触问题研究多局限于简单工况。接触问题的非线性性质和摩擦问题的耗散性质决定在数值方面和理论方面实现三维非线性接触仍是很困难的。

极限平衡法把超静定问题转化为静定问题求解,没有考虑支护结构变形对土压力的影响。弹性地基梁法可以视为仅限平衡法的改进,但没有从根本上改变极限平衡法。上述两种方法都没有将支护结构和周围环境视为一个整体系统来研究,无法反映支护结构与岩土体相互作用,也无法考虑深基坑的空间效应。深基坑本身是一个具有长、宽、深尺寸的三维空间结构,因而其支护体系设计是一个复杂的三维空间受力问题。因此深基坑支护结构设计计算必须考虑支护结构与岩土体相互作用和空间效应[12,51,66—76]。空间有限元方法能模拟分析支护结构与岩土体相互作用和空间效应,但二维有限元不能充分体现支护结构的空间效应。三维有限元方法能分布模拟不同工况下支护结构与岩土体整个系统的应力场和变形场特征,根据这个工况整个系统应力场和变形场特征不断优化设计方案和施工方案等,确保整个基坑工程安全、合理、有效地进行。该方法要求根据监测结果不断反演支护结构和岩土体参数,为下一工况计算提供基础数据,但参数较复杂,受反演方法限制,参数难以获得,且计算工作量较大[77—79]。

深基坑支护结构变形和内力监测是确保基坑施工安全的重要措施,也是进行信息化设计和施工的前提。影响深基坑支护结构内力和变形的因素众多[61],必须对支护结构本身和相邻环境系统监测。目前一些监测方法不能全面、客观地反映结构的变形动态、无法准确地判断其未来的变形趋势,而且昂贵的测量仪器增加了监测成本[62]。根据监测结果反演出合理的支护结构和岩土体物理力学参数,减少因试样的选取或试验方法的差异而造成的误差,为更好地指导现场信息化施工做出贡献[80]。因参数众多,目前反演方程仍存在诸多不足之处[69]。

5 未来研究方向

根据以上分析,相应地提出以下三点未来研究方向。

(1)考虑深基坑支护结构与岩土体非线性相互作用,研究土压力非线性分布规律,探讨三维接触问题的非线性性质和摩擦问题的耗散性质。基坑工程是一项动态系统工程,支护与岩土体的接触问题是经典的非连续性接触问题。因此,必须考虑动态性和非线性,从理论和数值模拟方面研究相互作为问题、土压力分布规律和接触问题。

(2)考虑深基坑支护结构内力与变形时空效应,并将支护结构与周围一定范围岩土体视为一个系统,开展三维计算方法研究。随着城市化进程的飞速发展,空间利用程度较高,不同建筑密切相关,基坑工程要重视本基坑支护结构对相邻建筑的影响。因此,考虑支护结构空间效应,将支护结构与周围一定范围岩土体视为一个系统研究是深基坑支护结构设计计算的必然趋势。

(3)深基坑支护结构内力与变形三维系统监测方法和计算参数非线性反演方法研究。对深基坑支护结构内力与变形实时监测,及时捕捉大量的岩土体信息,并通过反演方法计算和修正计算参数,预测下个工况出现的新行为、新动态,为施工期间进行设计优化和合理组织施工提供可靠信息。低成本、简单高效、准确、对施工扰动小的三维实时监测能及时有效地监测出支护结构的三维动态,为支护结构安全提供可靠而详实的变形信息是未来深基坑的一个研究方向[81]。基于非线性系统科学理论,研究非线性反演方法是岩土工程领域的参数反分析的发展趋势。

摘要：深基坑支护结构内力与变形研究已经成为岩土工程研究中的一个新领域。介绍了深基坑支护结构内力与变形的国内外研究现状,阐述了支护结构与岩土体相互作用、支护结构内力与变形计算方法和支护结构内力与变形监测研究进展,对目前深基坑支护结构内力与变形研究存在的一些主要问题进行了探讨,并提出以后的发展方向。

内力变形分析 篇4

开挖过程模拟:关于深基坑开挖与支护过程的计算机模拟, 刘建航, 候学渊[25]、高俊合, 赵维炳, 周成[26]、李斯海, 张玉军[27]、赵永伦, 赵亮[28]、邹冰[29]、林翰[30]、Chang-Yu Ou, Dar-Chang Chiou, and Tzong-Shiann Wu[31]、H.R.Yerli, B.Temel, and E.Kiral[32]等人作了深入研究。以下是考虑分步开挖的深基坑支护桩上土压力的杆系有限元计算方法及步骤。

1 荷载见图1。

2 水平向地基弹簧系数

支护体系内侧的土体水平抗力采用水平向地基弹簧系数计算, 由于水平向地基弹簧系数对于分析计算的准确性和可靠性均十分重要, 且粘性土的水平向地基弹簧系数还可能随施工时间延长而减少, 主、被动侧土由于受力性能不同, 主动侧竖向力不变, 侧向卸荷, 被动侧竖向减压, 侧向加压, 因此主、被动侧土的水平向地基弹簧系数并不相等, 所以水平向地基弹簧系数的值及其分布一般应通过现场实验确定。

水平向地基弹簧系数在土体中沿竖向的分布目前有以下几种假设:

(1) 假设水平向地基弹簧系数为一常数。

(2) 假设水平向地基弹簧系数随深度按直线增大, 且地面处水平向地基弹簧系数为零。

(3) 假设地面处水平向地基弹簧系数为零, 且随深度按直线增加, 但达到一定深度后即保持为常数不变。

基坑工程手册[25]推荐的经验数据水平向地基弹簧系数为:

K=0～10000 (kN/m3) z=0～5 (m) ;K=10000 (kN/m3) z≥5 (m) ;

水压力将根据不同情况采用水土分算或合算来处理。

3 计算简图

为了正确计入施工因素, 必须了解挡土结构在各个施工阶段中不同的变形状态, 挡土结构的变形状态如下图2所示。

从图2中可知, 支撑在架设之前, 该处的挡土结构已经发生了较大的变形, 而支撑架设之后该点的变形量是很小的, 即挡土结构的位移多在支撑架设之前已经发生并影响挡土结构的内力。

当挡土结构用于建筑密集、管网密布地区时, 通常需要控制地层的位移, 因此在施工中往往采取支撑预加轴力的工艺控制结构变形和产生过大的弯矩, 此时计算简图应作调整, 如图3所示。

预加轴力在计算中是作为一个单独的受力阶段分析且在下一步开挖之前进行, 因此对挡土结构的变形起到一定的作用。根据经验, 预加轴力值一般可取支撑轴力的30%～60%。

4 计算分析

对挡土结构进行有限元分析时, 首先对挡土结构进行离散化。

考虑到计算精度, 挡土结构基本上以1m作为一个单元。除此之外在各阶段的开挖面, 支撑点均应作为结点处理。弹簧可任意作用在开挖面以下挡土结构的结点上。挡土结构的每一单元均取为具有三个自由度 (u、v、θ) 的“梁单元”, 而支撑则作为一个自由度的“二力杆单元”, 弹簧不作为单元, 仅在形成总刚时将相应方向的刚度充入即可。

(1) 基本平衡方程:[K]{δ}={R} (1)

式中[K]—总刚矩阵;{δ}—位移矩阵;{R}—荷载矩阵。

总刚矩阵[K]形成后, 可按照各施工阶段的计算简图将地层弹性系数K值叠加到总刚相应位置中。此时必须注意的是根据取用的K值数还必须乘以相邻两弹簧距离的平均值。由于挡土结构内力分析时, 必须计入施工各阶段、各支撑安装前后及预加轴力的影响, 必须修正式 (1) 。以上各种影响可通过对杆系的边界条件加以解决。

(2) 支撑安装前位移值:

设在支撑安装前, 支撑点处挡土结构已发生位移值δ1, 则支撑安装后开挖到下一步支撑点时的计算图如图5所示, 即应对相应支撑杆系背离挡土结构的支座处位移δ1叠加。在这种条件下的计算结果可方便地计入由于杆系受力不同而发生相对变形时对挡土结构的内力影响。如位移直接叠加在挡土结构的作用点, 则不能计入支撑杆本身的变形。在实际工程中, 支撑往往是采用对称的形式, 此时在进行有限元分析时, 计算长度L1可取支撑总长的一半。

预加支撑轴力可采用下述方法来实现。设安装支撑后于下一步开挖之前预加轴力为N/1相应计算图式如图6所示。从图6可知, N/1应加于支撑杆件的左边支座, 而由于水土压力在预加轴力之前已处于平衡状态, 此时仅考虑地层的抗力, 地层抗力系数K与前述取值的原则相同。图6中得到的位移, 内力值应与没有预加轴力之前的结果相叠加, 尤其是在N/1作用点处的位移值应与支撑安装前挡土结构先期发生的位移值相叠加, 并以叠加后的值来计算下一施工阶段的受力。从以上预加轴力的分析过程可知, 预加轴力对防止挡土结构向坑内的位移是有效的。

以下以二道支撑的挡土结构为例来说明有限元分析计算步骤。

①计算悬臂型式挡土结构内力。得到相应的位移、弯矩图 (图7) 。

②预加轴力N/1, 得相应位移、内力图 (图8) 。

③将图7与图8的位移及内力图叠加所得结果见图12。如果没有预加轴力的工况则可将预加轴力的影响不考虑或将N/1取为零值即可。

④进下一步开挖, 将开挖部分的被动侧土压力反转, 转化为结点荷载, 所得结果见图10 (预加值N/1不叠加) 。

⑤若第二道支撑处再需预加轴力N/2则计算简图、内力图如图11。

⑥将图10与图11的位移及内力叠加如图12。

⑦进入下一步开挖, 此时位移值应取图12中δ2, 而第一道支撑处的位移值为δ1, δ1值的变化较小, 位移叠加位置为支撑杆背离挡土结构支座处。

将图7、9、10、12、13中的位移值和内力值作成包络图, 即可按所得各截面的最大值来进行挡土结构的截面设计和支撑杆件的设计。

例1某基坑工程桩长15m, 采用钻孔灌注桩, 钢筋混凝土的弹性模量E=2.6×107kPa, 桩长每一米划分一个单元。桩径d=1.0m, 桩间距1.5m, 灰色淤泥质粘土土体重度γ=17.1kN/m3、C=10.7 kPa、q=20kPa、φ=6.5°、泊松比μ=0.3。基坑深6m, 考虑分步开挖, 锚杆设置在离坑顶2.0m、4.0m处, 其弹簧系数均为24000kN/m。下面为第一﹑二及三步开挖计算结果。

(其中, 系列1为有限元模型计算值, 系列2为朗肯土压力理论计算值。以下各图相同。)

以下是第一步开挖计算结果。

以下是第二步开挖计算结果。

以下是第三步开挖计算结果。

图26中系列1﹑2及3为第一﹑二及三步开挖桩身剪力。第一根锚杆第一步开挖后安装, 在第二步开挖后承受支撑轴力为8.36kN, 在第三步开挖后承受支撑轴力增加19.6kN, 在第三步开挖后共承受支撑轴力27.96kN。第二步开挖后安装第二根锚杆, 在第三步开挖后承受支撑轴力为21kN。

结论

(1) 考虑分步开挖时, 锚杆对基坑边坡的支承力与其设置的早晚有关系。

因第一层锚杆设置的最早, 随着基坑第一、二、三步的开挖, 由于应力重分布, 使该锚杆的支撑力不断增加。第二层锚杆的支撑力是由于第二、三步基坑开挖引起, 第三层锚杆的支撑力是由于第三步基坑开挖引起。所以分步开挖时、第一与第二层锚杆对基坑边坡的支撑力较大, 而第三层锚杆的支撑力较小。

(2) 支护桩的位移对主、被动土压力有较大的影响:

向基坑内的位移将使主动侧土压力减少, 被动侧土压力增加。当加预加支撑时, 向基坑外的位移将使主动侧土压力增加, 被动侧土压力减少。

参考文献

[1]金亚兵.有限线单元法用于锚杆桩支护系统的计算分析[J].工程勘察, 1997, (3) :1~6.

[2]杨雪强.深基坑支护的杆系有限元分析[J].湖北工学院学报, 2000, 15 (2) .

内力变形分析 篇5

1)质量轻且厚度薄。粘贴后重量不到1.0 kg/m2(包括树脂重量),粘贴一层的厚度仅为1.0 mm左右,加固修补后,不会明显增加原结构自重及原构件尺寸,不会减小建筑物的使用空间;2)由于碳纤维材料优异的物理力学性能,在加固修补混凝土中可以充分利用其高强度、高弹性模量的特点来提高混凝土结构及构件的承载力和延性,改善其受力性能,达到高效加固的目的;3)碳纤维布补强是在常温下进行树脂硬化作业,劳动力需用量少,在施工现场不需要大型施工机具;4)通过调节碳纤维布的层数,可对应不同的补强量;5)耐腐蚀能力及耐久性强,受环境影响不大;6)碳纤维布可以在任何复杂形状的混凝土表面进行补强;7)不会发生锈蚀,耐久性强;8)由于有外部树脂的遮挡,内部混凝土老化和钢筋的锈蚀可以得到控制。

2 目前碳纤维在加固混凝土工程中的主要应用

2.1 梁和板的加固

对于梁的加固,碳纤维布可以粘贴于受拉区,以补充纵向钢筋的不足,提高梁的弯矩设计值;包裹梁形成封闭的箍带可以提高梁的抗剪能力。根据大量的实验、理论计算和结果与实际工程应用表明,应用碳纤维加固后的混凝土受弯构件性能有明显改善,加固后承载能力明显提高。对于板的碳纤维加固补强,强度和刚度增强比率比普通钢筋混凝土梁更高,同时可以有效地控制混凝土板的开裂和裂缝的发展。

2.2 混凝土柱的加固

碳纤维布缠绕于混凝土柱外侧,形成封闭的环形箍带约束了混凝土的侧向变形,可以提高柱的承载能力和柱的轴压比。这种加固方法的作用原理为:随着轴向压力的增大,混凝土柱产生横向膨胀,此时外包碳纤维材料对混凝土产生侧向约束。约束机制取决于两个因素:混凝土的膨胀性能和外包碳纤维材料的环向刚度。它的受力过程分两个阶段:混凝土处在弹性阶段,碳纤维箍带环向应力很小,分界点在素混凝土峰值强度附近,柱的刚度降低,碳纤维箍带环向应变增大,环向约束力线性增加,整个构件的强度大大提高,延性显著增大。试验和许多工程实例表明,由于碳纤维箍带的约束作用,柱的抗压、抗剪、抗弯性能都有所提高。

3 ANSYS分析碳纤维加固混凝土梁变形及受力特点

文中在用ANSYS模拟碳纤维布加固混凝土梁的有限元分析中,碳纤维布单元采用Shell41单元进行有限元模拟,Shell41单元是一种空间膜单元,只能承受抗拉能力,但没有弯曲、抗压能力。材料各向异性,在垂直方向材料没有强度(实际取为1/106),允许施加平面和标准荷载。该单元每个节点都有六个自由度,在X,Y,Z方向上的位移和绕三轴的转动,包括了硬化和大变形。具有的切向刚度矩阵选项可以使Shell41单元用于大变形,并能较好地模拟碳纤维单向受力的特性。其几何模型如图1所示。

3.1 试验梁的基本信息

试验梁均为矩形截面简支梁,截面尺寸为200 mm×300 mm,跨度2.7 m,净跨2.55 m,纵向底筋采用2Φ14,架立钢筋2Φ8,箍筋Φ8@120,全长配箍,钢筋的保护层厚度为梁端部边缘30 mm,梁底面25 mm,梁底粘贴单层单向碳纤维布,碳纤维布宽200 mm,厚0.111 mm。

3.2 ANSYS分析结果(见图2～图4)

由计算结果可知,最大位移均出现在梁跨中(即坐标原点位置),加固前,Y方向最大位移为-0.292 mm,端部最大翘起位移为0.025 mm;在进行碳纤维加固后,Y方向最大位移为-0.137 mm,端部最大翘起位移为0.007 mm,加固前后最大位移和最大翘起位移分别减小53%和72%。由此可见,经过碳纤维布加固后的混凝土简支梁较之未加固前,其位移有了非常明显的减小,说明在荷载作用下,即使钢筋未达到其屈服荷载,碳纤维布仍然可以发挥明显的作用来减小位移,表明了在协同工作期间,钢筋混凝土梁截面保持了较好的平截面假定,材料之间的变形是协调的,碳纤维布从一开始就在钢筋受力有限并未达到屈服的情况下参与梁的整体工作,各种材料都发挥了作用,使得整个梁的受力性能得到了良好的改善。

4结语

经过碳纤维布加固后的钢筋受力性能得到了较大的改善。这是在较小荷载作用下的应力变化特征,在大荷载作用下,碳纤维布加固梁的破坏是在发生钢筋屈服进入塑性变形后,碳纤维布仍能作为受力部分继续承担承载力,因此加固梁最后的破坏不是以钢筋屈服为标志,而是以碳纤维拉断或混凝土压坏为判定依据。

摘要：总结了碳纤维材料应用于加固工程的优点,从梁、板、柱等的加固研究了碳纤维在混凝土工程中的应用,用ANSYS分析了碳纤维加固混凝土梁的变形及受力特点,从而促进CFRP材料加固混凝土梁的应用。

关键词：碳纤维,混凝土,梁,受力特点

参考文献

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[2]赵彤,谢剑.碳纤维布补强加固混凝土结构新技术[M].天津:天津大学出版社,2001.

[3]岳清瑞,杨勇新.复合材料在建筑加固修复中的应用[M].北京:化学工业出版社,2006.

[4]CECS 146∶2003,碳纤维片材加固混凝土结构技术规程[S].

[5]朱凯,孙宝俊,许尉华.碳纤维加固与软件设计——碳纤维受弯加固[J].鉴定.加固.改造,2003(11):69-72.

内力变形分析 篇6

一、右端固定单跨静定悬臂梁可视化研究

1. 数据结构

Matlab GUI可视化界面要求在交互式界面上输入相应的参数, 然后运行相关Matlab GUI及其回调函数。对于右端固定单跨静定悬臂梁内力分析及变形研究需要输入结构的几何尺寸参数、载荷参数意见相应的材料参数。因此, 建立了L_date、load、M_load、a、P_load、b、q_load、c、d、E、I等矩阵, 另外对于参数的输出建立了M、V、Sita、Y、zuizhi等输出矩阵。

2. 前处理程序

在前处理中使用界面交互的形式输入数据, 同时实现通过读写文本文件多次操作数据。共有一个主界面、4个axes坐标轴对象、4个Edit Text编辑文本对象、2个push button触控按钮、17个Static Text静态文本对象, 6个Panel面板对象。

4个Edit Text编辑文本对象用于已知条件数据的输入, 如结构几何参数、荷载参数、材料弹性模量以及截面惯性矩;2个push button触控按钮用于程序的运行及结束清除变量;4个axes坐标轴对象用于绘制剪力图、弯矩图、转角曲线图和挠度曲线图;Static Text静态文本对象用于输出弯矩最大值、弯矩最小值、剪力最大值、剪力最小值、转角最大值、挠度最大值;6个Panel面板对象使界面更加美观[6]。

完成各个控件的布局, 需要根据控件的功能编制各个控件的回调函数, 用右键单击该

控件, 点击对话框中view callbacks, 选择一种激活回调函数的方式, 就可以编制相应的回调函数, 完成一定的功能。

3. 数据的输入及读取

如图1所示右端固定悬臂梁。F=3KN, q=2KN/m, M=6KN﹒m, a=3m, 弹性模量

E=2×108KPa, 惯性矩为6×10-6mm4KPa。对其内力及变形分析。L_date=[6 0 00], Load=[1-6 3 0;2 3 0 0;3 2 0 3]。数据输入如图2所示。

4. 程序运行

完成数据输入后, 点击界面“运行”按钮, 在4个axes坐标轴对象内分别绘制剪力图、弯矩图、转角曲线图和挠度曲线图;同时再右下方的8个Static Tex静态文本对象显示出弯矩最大值、弯矩最小值、剪力最大值、剪力最小值、转角最大值、挠度最大值。

二、单跨静定梁可视化教学界面研究

1. 数据结构

L_date:第1列梁全长, L表示, 第二列外伸段长度, L1表示, 第三列简支段长度, L2表示, 第四列外伸段长度, L3表示。后三列如没有则为0

2. 前处理程序

与前面程序界面相类似, 主界面增加一个弹起式菜单, 可以选择梁的类型。

3. 数据的输入及读取

如图3所示两端外伸梁。弹性模量E=2×108KPa, 惯性矩为6×10-6mm4KPa。L_date=[12 2 8 2], Load=[1 8 8 0;2 2-2 0;3 2 0 10]。数据输入如图4。

4. 程序运行

完成数据输入后, 点击界面“运行”按钮, 在4个axes坐标轴对象内分别绘制剪力图、弯矩图、转角曲线图和挠度曲线图;同时再右下方的8个Static Tex静态文本对象显示出弯矩最大值、弯矩最小值、剪力最大值、剪力最小值、转角最大值、挠度最大值。

三、结语

MATLAB语言尽管相对容易学习, 但理解、掌握及灵活运用程序有一定的难度。而单跨静定梁MATLAB GUI可视化教学界面, 使用者只需根据软件说明在图形用户界面输入参数, 点击运行按钮, 即可得出力学结果。可以解决目前工程力学教学由于学时及实验经费的限制, 难以从动手能力感性认识方面培养学生的问题, 对于提高学生学习的积极性、加强对所学知识的理解和掌握有很大的帮助。

摘要：在Matlab环境下, 借助其图形用户界面技术, 开发用于计算单跨静定梁内力和变形的图形用户界面。该图形用户界面可以解决6种单跨静定梁结构的内力和变形计算问题, 方便、快捷, 对力学教学及对力学知识的理解和掌握有很大的帮助。

关键词：Matlab,静定梁,内力,变形,图形用户界面

参考文献

[1]毛涛涛, 王正林.精通MATLAB GUI设计[M], 北京:电子工业出版社, 2008

[2]王玉山, 王锐.Matlab在材料力学超静定问题求解及粱变形可视化中的应用[J].石河子大学学报:自然科学版, 2007, 25 (1) :27-30.

[3]黄斌, 姚正军, 王红杰, 等.材料力学性能检测虚拟实验的设计和开发[J].实验力学, 2005, 20 (4) :573-578.

[4]周全胜, 王连明, 邢雪峰, 等.基于MATLAB的网络交互式虚拟现实实验系统的研究[J].实验技术与管理, 2007, 24 (9) :102-105.

[5]乔闪.基于MATLAB面向课题的数字图像处理实践教学[J].实验技术与管理, 2005, 22 (8) :93-96.

内力变形分析 篇7

1 一次加载法

为了计算的方便, 目前很多设计软件在计算高层混合结构的荷载效应时, 都采用一次加载的方法, 即假定结构已经建成, 之后将全部荷载一次性的施加在结构上 (图1) 。一次加载方法编程简单, 计算机耗时较少, 但是会引起结构竖向位移和内力失真。很明显, 这种方法没有考虑到具体的施工过程。一般而言, 高层建筑结构的施工是由下而上逐层施工的, 并且每施工完一层后, 会对楼层标高进行找平。已经完工的下部结构不会对正在施工层的结构部件的内力及竖向变形差产生影响, 结构的竖向位移远小于一次加载时的结果[3]。

2 近似模拟施工法

很多学者逐渐发现一次加载法存在较多缺点, 不能够真实地模拟出实际结构的施工过程, 于是在一次加载法的基础上提出了近似模拟施工的方法, 在这种方法中采用全结构刚度矩阵。对于一n层结构, 假定如下:第i层结构的内力由i层以上的竖向荷载产生;在施工过程中已经对i层以下的结构标高进行了找平补偿;i层以下的结构可以视为弹性支座进行下一步的分析;顶层竖向位移仅由顶层荷载产生。这种方法与一次加载法相比, 更加接近实际情况。近似模拟施工的方法可以用下式表示

其中, [K]为全结构刚度矩阵;[Δ]为位移矩阵, qi (i=1, …, n) 为第i层荷载。当求第i层内力时, 用第i列右端项。

近似模拟施工过程的方法比一次加载更接近结构的实际受力状况, 但由于其结构的刚度矩阵选取的是全结构的刚度矩阵, 与实际的施工过程不相符。

3 精确模拟施工过程法

当不考虑混凝土的收缩徐变时, 对于一个n层框架结构, 可以将其看成由n个子结构构成, 子结构所含的层数在1~n之间连续变化。施工时, 层数不断增加, 子结构的层数也不断叠加, 每一个子结构只承受该子结构的顶层荷载 (图2) 。这种方法称为精确模拟施工过程方法。

用Fi, j表示第j个子结构在相应荷载作用下第i层构件的内力, 则第i层构件的最终内力Fi可用表示为 假设第j个子结构在相应的荷载作用下第i (i=1, ···, j) 层节点的最大竖向位移是 , 最小的竖向位移是 为竖向变形差;由于在施工第i层时, 对第i-1层的竖向变形差Δdi-1, i-1进行了找平, 相当于第i-1个子结构在第i-1层荷载作用下整体压缩si-1=dmini-1, i-1。用di, j表示第j个子结构中的第i层竖向位移, di和Δdi分别表示第i层的最终竖向位移和竖向变形差, 可用下式进行表示

采用该种方法时, 每一次加载结构的图形都不相同, n层的结构就要形成n次结构刚度矩阵, 进行n次内力分析。计算程序复杂度较高[4]。

4 算例

某10层混凝土框架结的柱网平面布置图如图3所示。柱子、梁截面尺寸见表1, 层高为4.05~8.0m。楼层上作用恒载为5.0kN/m2, 活载为1.0kN/m2。当不考虑施工过程的影响时, 在结构最顶部楼层施工完成后, 将荷载一次性的全部施加在结构上。当考虑施工过程的影响时, 荷载是随着施工进度逐层施加的, 在此, 假定每一层的工期均为12d;混凝土3d后形成强度;环境相对湿度设为70%;自重按施工进度线性施加。在建立模型时, F轴取为X轴方向, Y轴平行于 (7) 轴, Z轴为竖直向上。

4.1计算结果分析

为了便于说明问题, 由于 (8) 轴同时具有边柱与中柱, 因此选取 (8) 轴的一品框架为研究对象进行分析, 具有代表性。通过对一次加载与施工模拟的内力与位移进行对比, 得出相应的结论。整体结构的一次加载与施工模拟加载得到的内力与位移具有明显的差别, 对比两种分析结果, 差别主要表现在以下几个方面 (见表2) 。

5 结语

该文在高层混合结构竖向荷载下考虑施工过程的内力与竖向变形方法分析中, 对比一次加载法、近似模拟施工法、精确模拟施工过程法各种方法的优缺点。通过实例的剪力、弯矩、位移的对比分析, 初步探讨了一次加载和施工模拟对结构内力与变形的影响, 验证了施工模拟方法的优点及可靠性。

参考文献

[1]夏逸鸣.钢框架-钢筋混凝土剪力墙混合结构的二阶非弹性分析[D].南京:东南大学, 2001.

[2]赵军, 杨绿峰.钢筋混凝土框架结构施工力学分析[J].广西大学学报, 2011, 36 (1) :59-63.

[3]陈祥福, 徐至钧, 赵锡宏, 廖少明.高层建筑设计与施工[M].北京:科学出版社, 2011.