半刚性连接

2025-01-29

半刚性连接（精选8篇）

半刚性连接篇1

梁、柱连接是钢框架中不可缺少的部分,连接性能直接影响框架结构在荷载作用下的整体行为。在工程实践中,梁柱连接通常被分为2类,即刚性连接和铰接连接,显然这将连接理想化了。而实验结果表明,刚性连接总有一定的柔性,而铰接连接也具有一定的刚度。因此,实际的钢框架梁柱连接应分为3类[1]:刚性连接、铰接连接和半刚性连接。

在欧洲规范中,对有侧移框架,将节点初始弹性刚度不小于25i的连接视为刚性节点,小于0.5i的视为铰接节点,i为梁的线刚度。美国、英国等己经把连接的半刚性应用在延性框架设计中,而我国在此方面的研究刚刚开始,如文献[2][3],因此很有必要就半刚性连接对钢框架的影响进行深入地研究。本文采用有限元软件ANSYS分别进行静力、特征值屈曲和模态分析,研究半刚性连接钢框架在外荷载作用下的性能,通过与刚性连接的比较,得出半刚性连接对结构内力、位移、稳定性和周期产生的影响,使结构设计更合理并与结构实际状态更相符。

1 有限元模型的确定

1.1 有限元模型的选取

分析对象为含有半刚性连接节点的单跨两层和单跨三层的钢框架结构模型,如图1所示,其截面尺寸与文献[4]相同,见表1。试件尺寸按照常用民用建筑层高、柱网跨度、梁柱截面尺寸,考虑2:1的缩尺比例进行设计其跨度为2.4m,层高为1.4m。梁柱采用Q235B焊接H型钢,其屈服强度为235MPa,弹性模量为2.06×105MPa,泊松比为0.3。梁的线刚度i是1.61×106k N.mm/rad,0.5i=8.05×105k N.mm/rad,25i=4.05×107k N.mm/rad。

梁、柱采用适合于分析从细长到中等粗短的梁单元Beam188模拟,梁与柱连接节点的半刚性用连接单元Combination7模拟,并指定各个连接单元转动方向节点的位置,使其绕特定轴转动。对每个节点在x、y方向的线位移进行耦合,使构件在节点处的变形协调。梁、柱单元划分采用均匀划分,单元尺寸长为100mm。约束柱脚的所有自由度,以及所有节点的平面外的位移,以避免结构发生平面外的失稳。

1.2 关键参数的确定

表1模型截面几何特性

假定梁、柱连接的节点转动刚度均相等,用K(单位:x107k N.mm/rad)表示,即为连接单元Combination7的弹簧钢度,阻尼比取0.04。通过逐渐改变转动刚度K值,得出节点转动刚度对结构的影响系数β;β的计算公式为:

影响系数β与结构受力的类型有关。因此,将分别研究结构在竖向均布荷载和水平集中荷载作用下半刚性连接钢框架的受力性能。模型的加载包括竖向荷载和水平荷载两部分,水平荷载在框架顶层梁中心线处施加,竖向荷载的加载点位于框架梁的顶面,按柱脚刚接讨论。

2 半刚性连接钢框架结构内力分析

利用ANSYS对两层钢框架模型进行了有限元分析,计算的内力是柱脚弯矩、柱脚轴力、柱顶弯矩、梁端弯矩、梁跨中弯矩,得出了如下几方面的规律。

2.1 单位竖向均布荷载作用下(考虑结构自重),半刚性连接对柱脚刚接钢框架的内力影响

1)半刚性钢框架与刚接钢框架相比,各层柱顶、柱脚的弯矩减小,剪力也减小,但轴力几乎不变。同一层的柱顶、柱脚的弯矩影响系数β基本上相等,但不同层的不相等(表2)。

2)半刚性钢框架与刚接钢框架相比,各层横梁的杆端弯矩减少,跨中正弯矩相应增加(表2),结果与文献[6]中一致。原因在于节点连接的刚度小于理想刚接的刚度,类似框架梁形成塑性铰,刚度降低,结构的内力重新分布,支座弯矩减少,跨中弯矩增大。

3)由模型计算可知,顶层柱顶的影响系数β稍大约为1%左右。上一层梁弯矩的影响系数β值比下一层大约1%~3%左右。原因在于下一层梁、柱连接的半刚性影响上一层的刚度。

2.2 水平集中荷载作用时(不计结构自重),半刚性连接对钢框架内力的影响

1)与刚接钢框架相比,柱脚弯矩逐渐增大,轴力会减小,剪力基本不变;除顶层外,其余各层柱顶弯矩有跳跃,规律不明显,且顶层柱顶弯矩减小(表3)。原因在于一层柱顶有上一层柱的约束,而顶层没有。

2)水平荷载作用下梁跨中弯矩不起控制作用,不予以研究,而梁端弯矩与刚接钢框架相比减小(表3)。原因在于连接节点的半刚性,使节点的刚度变小,从而所承担的内力也变小,框架梁近似相当于柱间的水平链杆,故梁端的弯矩减小,且减少的幅值随K的减小而增大。

3 半刚性连接钢框架位移分析

3.1 竖向均布荷载作用下(考虑自重),半刚性连接对结构挠度的影响

1)随着K值的增大,梁跨中最大挠度逐渐减小。

2)由于连接的半刚性,实际的连接刚度小于刚接,从而挠度比刚接的增大,增加幅值随节点转动刚度的增大而减小(见表4)。

3)由表4可知,半刚性连接钢框架与刚性的相比,随着层数的增加,挠度增大范围在5%~76%之间,挠度增加的幅值有所减小,尤其在转动刚度K值较小时。

3.2 水平集中荷载作用下(不计结构自重),半刚性连接对结构侧移的影响

1)随着K值的增大,柱顶侧移逐渐减小。

2)由于连接的半刚性降低了结构的侧移刚度,结构的侧移增加,增加的幅值随K值的增大而减小,见表5。

3)由表5,半刚性连接钢框架与刚性的相比,侧移增大范围在20%~227%之间,随着层数的增加,侧移增加的幅值有所减小,尤其在转动刚度K值较小时。

可见,节点连接的半刚性使得结构的刚度降低,在外荷载的作用下,侧移、挠度均增大。其增幅随K的增大而减小(表4、表5),在半刚性范围内,挠度增大5%~76%,侧移增大为刚性的1.1~3.3倍;显然连接的半刚性对侧移的影响远远大于对挠度的影响。在结构设计中为了满足结构的正常使用要求,控制结构位移的限值是很有必要的,且连接的刚度不能太小。

4 半刚性连接钢框架结构稳定分析

钢结构设计中,结构稳定通常起控制作用。对半刚性连接钢框架的稳定分析显得尤为重要。《钢结构设计规范》对于结构稳定的计算基于“结构同一层柱同时按相同模式对称或反对称失稳”的假定,以柱的稳定性计算代替刚架的整体稳定分析(称之为计算长度法);即在柱的极限承载力验算中,以柱的计算长度L0代替柱的几何长度L(二者之比为柱的计算长度系数),通过稳定系数来考虑柱截面的不同形式和尺寸、不同的加工条件及相应的残余应力分布,以及构件的初弯曲。本文利用ANSYS的特征值屈曲分析模块对结构模型进行分析,来预测结构的理论屈服荷载和失稳形式。分析的失稳形式为“有侧移极值点失稳”,详图2,符合无支撑钢框架的失稳形式。

结果表明:1)节点刚度K变化,但失稳形式不变,即半刚性连接不影响结构的失稳形式;2)半刚接钢框架柱的计算长度系数比按刚接考虑的大,增大范围在5.2%~9.1%左右。底层柱计算长度系数比二层柱的小些,原因是框架柱除底层是下端刚接上端半刚接外,其上、下两端与横梁的连接均是半刚性的。按横梁有侧移考虑比柱两端按刚性节点计算出的计算长度系数值增大了9.1%左右。原因在于连接的半刚性,梁柱的相互约束减弱了,降低了结构的刚度,使结构的稳定承载力降低。

5 半刚性连接钢框架周期分析

本文利用有限元软件ANSYS的模态分析功能对结构模型进行分析,利用Block Lanczos法提取五阶模态。连接刚度K的变化对结构周期的影响(如图3所示)。可见,连接半刚性的变化对钢框架的第一周期有明显的影响,而对第二、三周期的影响不太明显,同时也发现连接刚度的变化对三阶以后的其他周期几乎没有影响。

由于连接的半刚性降低了结构的整体刚度,与刚性连接相比周期增大,其增加幅值随节点转动刚度的增大而减小。与理想刚性连接相比,半刚性连接具有很大的延性,在地震力作用下,结构能经受住较大的变形,吸收较多的能量,使建筑物避免倒塌;同时半刚性连接使结构的周期增大,从而远离场地的特征周期,避免了发生共振。

6 结论及建议

利用有限元软件ANSYS对半刚性连接钢框架分别进行了静力、特征值和模态分析,初步得到半刚性连接范围内钢框架的内力,位移,稳定性和周期的变化规律等相关结果。梁-柱连接的半刚性对钢框架结构的内力、位移、稳定和基本周期等性能产生了显著影响,总结如下:1)在外荷作用下,若将其按刚性连接设计,不符合实际受力情况,其结果将高估了梁端传到柱顶的负弯矩,而低估了梁的跨中正弯矩。分析结果表明:半刚接钢框架梁跨中弯矩可由相应刚接钢框架梁跨中弯矩乘以一个大于1(竖向荷载下是1.05~1.80)的系数得到,梁端弯矩可由相应刚接钢框架梁端弯矩乘以一个小于1(竖向荷载下是0.95~0.25,水平荷载下是0.95~0.40)的系数得到。而柱脚弯矩的变化与水平荷载和竖向荷载的比值有关。2)在外荷作用下,若将其按刚性连接设计,不符合实际受力情况,将会低估结构的位移(挠度和侧移),尤其是侧移,而高估了结构的极限承载力和固有频率。分析结果表明:半刚接钢框架的位移应由相应刚接钢框架的位移乘以一个大于1(挠度是1.05~1.80,侧移是1.10~3.30)的系数得到,固有频率可由相应刚接钢框架固有频率乘以一个小于1(0.61~0.98)的系数得到。通常要采用构造措施如加支撑等来减小结构侧移。3)半刚接钢框架柱的计算长度系数比相应刚接考虑的钢框架要大,增大范围在5%~9.1%左右,其极限承载力减小。横梁按有侧移考虑,柱的计算长度系数比柱两端按刚性节点计算出的计算长度系数增大了9.1%左右。随着节点转动刚度K的变化,但半刚接钢框架的失稳形式不变,即半刚性连接不影响结构的失稳形式。4)在地震力作用下,连接的半刚性延长了钢框架结构的周期,远离了场地的特征周期,避免发生共振。同时具有很大的延性,吸收较多的能量,使建筑物避免倒塌。

半刚性连接不仅对结构的内力、位移、稳定性等性能产生显著影响,而且明显延长结构的第一周期,改善了结构的延性和耗能能力。可见在钢框架的设计和稳定分析中,应充分考虑梁柱连接采用节点形式的半刚性对钢框架稳定性、内力、位移、固有频率等产生的不利影响。在现实设计中,大部分未考虑连接节点半刚性的影响,原因有两方面1)连接节点多种多样,国内还未建立真正的规范的节点刚度数据库;2)国内比较流行的如pkpm-sts软件不能输入连接的半刚性。目前急需做的是:1)规范连接节点形式,加大科研投入建立国内真正的规范的节点刚度数据库;督促设计软件行业优化成可考虑连接半刚性的软件,并强制规范设计人进行钢结构设计时考虑连接的半刚性。

摘要：采用有限元软件ANSYS对两层和三层的两个单跨钢框架模型分别进行静力、特征值屈曲和模态分析,研究节点半刚性连接钢框架在外荷载作用下的性能,通过与相应的刚性连接钢框架比较,得出半刚性连接对结构内力、位移、稳定性和周期产生的影响。最后,为使结构设计更合理并与结构实际状态更相符而提出了一些结论和建议。

关键词：半刚性连接,半刚性钢框架,内力,位移,稳定,周期

参考文献

[1]Christopher JE,Bjorhovde R.Semi-rigid frame design methods for practicing engineerings[J].Engineering Journal,1999(1).

[2]王新武.钢框架梁柱连接研究[D].武汉:武汉理工大学,2003.

[3]陈惠发,周绥平.钢框架稳定设计[M].上海:世界图书出版公司,2001:265-268.

[4]管克俭.钢结构住宅抗侧力体系试验研究及非线性分析[D].武汉:武汉理工大学,2003.

[5]王新武.半刚性连接钢框架有限元分析和研究[J].世界地震工程,2004,20(2):77-80.

[6]王燕.半刚性钢框架的内力分析[J].力学与实践,2003,25(2):35-38.

半刚性连接篇2

[关键词]半刚性连接钢框架；连接模型；设计方法

在传统的钢框架分析和设计中，一般都假定梁和柱的连接是完全刚接或者理想铰接。完全刚接就意味着相邻杆件间的斜率完全是连续的，当框架发生变形时，梁柱之间没有相对转动，之间的夹角保持不变；而理想铰接的假定则意味着梁的特性像一个简支构件，梁和柱之间不能传递弯矩，将独立地发生转动。虽然上述理想化的假定使分析和设计过程大大简化，但是当连接的刚性程度处于完全刚接和理想铰接之间的中间状态时，这种假定所做出的预测可能是不实际的或者是不正确。事实上，正如试验所证实的，实践中使用的全部连接所具有的刚度，没有一个是完全刚接或者理想铰接的，都是处于二者之间，即所谓的半刚性连接。按照完全刚接则夸大了节点约束的作用偏不安全；按理想铰接分析则忽略了节点约束的有利作用。因此，有必要在设计和分析中考虑节点半刚性连接的影响。

一、连接模型

半刚性连接承载性能好，构造简单，施工快捷，质量比较容易得到保证，在实际工程中已经得到广泛应用。目前，常用的半刚性连接的形式主要有：外伸式P齐平式端板连接；腹板单角钢P单板连接；腹板双角钢连接；矮端板连接；顶、底角钢连接；腹板带双角钢的顶、底角钢连接；短T型钢连接见图1。从图1可以看出：

1.所有连接表现出来的M -θr 特性，均处在理想铰接条件（水平轴）和完全刚性条件（垂直轴）之间。

2.弯矩相同时，连接的柔性愈大，θr 值愈大。反之，对于指定的θr 值，柔性大的连接在相邻杆之间传递的弯矩就要小一些。

3.连接所能传递的最大弯矩（极限弯矩承载力）在较为柔性的连接中要降低。

4.半刚性连接的M -θr 关系在全部实际加载范围内一般是非线性的。

二、半剛性钢框架分析设计

1. 无侧移框架

在梁的设计中，考虑连接对梁提供的约束作用，假定材料为线弹性，那么只需要在简支梁计算的基础上，在梁的两端再施加与连接的转动刚度相应的约束弯矩，运用结构力学叠加原理就可以计算出整个梁的弯矩分布。Nethercot 等人[9 ]对下列三种类型连接进行研究之后，对于梁端约束弯矩的取值，提出以下建议：腹板双角钢连接取8%Mp；齐平式端板连接取45%Mp；外伸式端板连接取60%Mp，其中Mp为梁的塑性弯矩承载力。完成梁的设计后，柱端弯矩可由梁端弯矩总和按节点处上柱和下柱的刚度分配求得。

2. 有侧移半刚性框架

最基本的设计方法是Disque 方法，它假定连接设计在乘以系数的重力荷载作用下将会屈服。一旦连接屈服，则假定达到极限弯矩承载力Mu，因此连接所承受的弯矩就不再增加。框架受风荷载发生侧移时，迎风面的连接弯矩将会反向，这时，假定连接卸载，其卸载刚度等于初始刚度Rki。背风面的连接则继续受力，因为风载引起的弯矩方向与重力荷载引起的相同，但是其刚度假定为零（因为施加重力荷载后，假定已经达到Mu）。按照简支梁对梁进行设计，由于忽略了梁端约束的影响，梁的设计通常过于保守。在柱的设计中，假定反弯点在各柱高度中点，框架侧移时，只有迎风面连接将风荷载弯矩传到柱身，背风柱不抵抗风荷载剪力。

三、半钢性连接中存在的问题

1.在进行半刚性钢框架的设计中，关键问题是节点的转动刚度怎样取值。对于无侧移框架，一般不宜采用初始转动刚度，因为连接的非线性特性，在加载过程中，节点的转动变形会使转动刚度降低，，可以取连接的弯矩-转角曲线与梁线交点处的割线刚度。在Disque方法中，节点的加载刚度为零，卸载刚度为初始转动刚度。而在节点单元法中，则需要考虑连接的弯矩-转角特性曲线。另外，现有的一些研究节点半刚性对框架整体特性影响的文献，都回避了节点转动刚度怎样取值这一重要问题。

2.节点的半刚性特性对框架柱计算长度取值具有很大影响。框架柱的计算度系数与梁柱线刚度比ib/ic有关，例如对于无侧移钢框架，若梁对柱无转动约束（接），则计算长度系数μ为1；若梁刚度很大，μ接近015；若梁、柱采用半刚性节点连接，为部分约束，μ介于015 和1 之间，柱的计算长度与节点的刚度比有关。所以，半刚性节点对柱的计算长度取值的具体影响以及相应的构件和框架的整体稳定问题都需要一步深入研究。

3.半刚性框架的抗震设计问题。美国的钢结构抗震设计规范针对不同抗震级的有侧移抗弯框架，对节点的转动能力和抗弯承载力提出了不同的要求。目前，对多层半刚性钢框架地震效应的研究表明，连接的柔性将使框架侧移增加、永久变形恶化并改变结构弯矩分布，另外，还影响框架的固有频率、周期、阻尼等动力特性。

四、结语

在钢结构建筑中采用半刚性连接，和传统的需要大量焊接的刚性连接相比制作和安装简易而迅速，并且节约用钢量，降低工程的造价。尽管半刚性连接存在着种种优势，但是目前难以推广应用，在我国焊接质量参差不齐，刚性节点很多时候达不到设计要求，存在许多工程隐患，提倡采用半刚性设计很有必要，钢结构设计规范（GB50017）对此作了一点原则性的规定，但是同欧美等国的水平相比还存在一定差距，有必要在这方面进行系统而深入的研究，结合我国的实际情况制定出相应的半刚性设计方法，在规范中加以体现。

参考文献：

[1]陈绍蕃.钢结构设计原理[M].北京：科学出版社，2001.

[2]陈惠发，周绥平.钢框架稳定设计[M].上海：世界图书出版社.2000 .

半刚性连接篇3

关键词：半刚性连接,钢结构,疲劳寿命,刚性节点

在发生了美国1994年的北岭地震和日本1995年的阪神地震后,人们发现传统的刚性节点并没有达到预期的性能,多数节点在发生了较低程度的塑性变形时就出现了脆性破坏(见图1),而此时结构仍处于弹性阶段。这一情况动摇了工程师们将这种焊接钢框架用于抗震设计的信心[1]。正是在这种情况下,人们开始将目光投向半刚性连接钢框架。而半刚性连接框架的突出优点在于其在地震作用下具有稳定的滞回性能和良好的耗能性能,因此比刚性连接钢框架具有更好的抗震性能,从根本上解决了刚性连接节点难以保证其延性而发生脆性断裂的缺陷。为了使半刚性节点具有更好的抗震性能就必须对其进行更为合理的设计,最有效的方法就是找出该节点在疲劳作用下的薄弱部位并对其进行改善。由于结构的地震破坏现象一般可看作是超过屈服的非弹性阶段的低周疲劳问题,因此,很有必要对半刚性节点的疲劳性能进行相应的研究。而考虑低周疲劳性能就需要得到在循环荷载作用下各种节点的应变—寿命曲线,然而对于某一细部的低周疲劳曲线的获取主要取决于实验数据,目前还相当缺乏此类数据,大多数可以得到的有用数据都是在单调荷载作用下获得的,所以用来预测半刚性节点循环疲劳性能的分析模型只有很有限的一小部分,这远远无法满足设计的需要。

文中根据这一现状采用有限元ANSYS软件进行数值模拟分析半刚性连接各个细部位置的疲劳寿命,为找出节点在疲劳作用下的薄弱部位提供了可行的方法。实际上有限元分析软件ANSYS也很难完整地模拟整体结构的疲劳状态。通常,它仅仅是通过给出节点在某一部位的疲劳寿命使用系数,以此来描述结构在该点的疲劳性能,并用来评估一个具有特定半刚性节点的柔性框架抗震薄弱部位和潜在损伤。本研究的主要目标是通过有限元分析来获取半刚性节点模型在反复荷载作用下各个部位上的疲劳寿命使用系数,并由此进一步确定出该节点在疲劳作用下的薄弱部位[2]。

1材料性能和连接形式

材料假定为双线性弹塑性材料,服从Von Mises屈服准则和各向同性硬化。模型的材料采用Q235钢材,其性能指标见表1。

带双腹板角钢的顶底角钢螺栓连接已被国外诸多专家、学者确定为具有明显非线性特征的半刚性连接,文中所采用的连接形式及加载参数参照了相关文献[3]。

2ANSYS/Fatigue疲劳分析思路

ANSYS中的疲劳计算采用了裂缝生成(Crack Initiation)的原理,当结构在某一位置出现了预期的裂缝,其对应的循环次数即为所要获取的结构疲劳寿命。值得注意的是,在ANSYS分析软件中,采用简化的疲劳寿命使用系数来描述结构的裂缝形成寿命:即当结构在指定的应力下循环了N0次后出现裂缝时,结构即被认为发生了破坏,而当工作的次数N<N0时,N/N0称为疲劳寿命使用系数,它从另一个方面描述了结构的疲劳寿命情况。

所以可以先根据静力分析结果初步确定结构的最大应力部位,把这些最大应力位置以及附近的部位列为危险区域,在后面的疲劳分析中作为重点考察对象。如对于半刚性的梁柱连接中,梁的最大应力首先出现在节点受拉区域的梁上翼缘与顶角钢连接处;柱的最大应力首先出现在节点受拉区腹板角钢与柱的连接处。

3ANSYS/Fatigue疲劳分析步骤

根据求解结构部位局部应变的方法求出对应结构的应变值,即可从曲线找出对应的N0值,进而求出结构在该部位的疲劳寿命使用系数。

1)指定一个应力位置:

根据静力计算结果所确定的危险部位,用ANSYS中的List命令来列出最大或较大应力的节点号。把这些最大应力的节点号及其附近的节点作为本次疲劳分析的对象。文中一共选用了4个节点,并对其进行疲劳分析,步骤如下:

执行Main menu/General Postproc/Fatigue/Stress location命令,弹出的ANSYS/Fatigue的/Fatigue/Stress location对话框中,指定选择的32632等4个节点(可以通过静力计算确定)。

2)从数据库中提取应力值:

由于ANSYS能够对节点进行应力的自动保存,所以可以直接从指定的节点提取应力值数据。执行Main menu/General/Postproc/Fatigue/Store Stresses/from rst File命令,弹出/Fatigue/Store Stresses/from rst File对话框,相应输入所确定的节点号,由此从ANSYS静力计算列表中提取相应节点号的应力值。

3)保存节点应力值:

执行Main menu/General Postproc/Fatigue/Store Stresses/Specified val命令,弹出对应的/Fatigue/Store Stresses/Specified val对话框,根据提示保存节点应力值。

4)设置事件的重复次数:

因为事先并不知道所要计算节点的疲劳能力如何,所以事件重复次数的设置是一个逐步摸索的行为,但不管输入什么值,都必然得到相对应的疲劳寿命使用次数。为了得到一个相对较为理想的疲劳寿命使用系数,在此进行了反复的尝试,直到最终得到了具有良好比较性能的结果为止。执行Main menu/General Postproc/Fatigue/Assign Events命令,弹出相应的/Fatigue/Assign Events Data对话框,输入事先估算好的事件的重复次数。

5)疲劳计算:

执行ANSYS中的Main menu/General Postproc/Fatigue/Calculate Fatigue命令,最后获得各个节点的计算结果。

重复前面步骤可以获得其他节点的疲劳计算结果。

4疲劳计算结果分析

根据上面几个位置所计算得到的疲劳寿命情况见表2。由以上的数据可知,结构在螺栓与角钢部位(节点73727和节点73974),角钢与柱面的连接部位(节点32632和节点32634)是静力作用下应力较大部位,但在疲劳作用下仅有在螺栓与角钢的73974部位和角钢与柱面的32632部位是疲劳危险部位,所以应在疲劳设计中,对该部位加以重视,采用有效的处理方法以改善该部位的疲劳寿命。由此可见,结构在静荷载作用下的应力最大位置往往不一定是疲劳危险部位,但疲劳危险部位却基本上会出现在这些静荷载最大应力部位的附近。根据ANSYS计算的结果和实际的试验相比较,数据的符合情况还是较好的。这就证明了采用ANSYS有限元分析软件进行结构的疲劳分析的可行性。

文中论述了如何通过ANSYS有限元中的Fatigue软件来确定一个具有半刚性节点柔性框架的抗震弱点以及其在疲劳作用下可能存在的潜在损伤,并可以把所计算出的危险部位疲劳使用寿命系数应用于结构的疲劳设计中,为节点进行有效的疲劳设计提供了可行依据。

参考文献

[1]祝效华,余志祥.ANSYS高级工程有限元分析精选[M].北京:电子工业出版社,2005.

[2]王学颜,宋广惠.结构疲劳强度设计与失效分析[M].北京:兵器工业出版社,1995.

浅谈半刚性端板连接的撬力研究篇4

关键词：半刚性,外伸端板,撬力,计算

0引言

实际工程中梁柱的连接一般很难达到铰接和刚接这两种理想状态,大部分连接的受力性能介于这两者之间,为半刚性连接。外伸端板螺栓连接是一种典型的半刚性连接,由于外伸端板螺栓连接具有焊缝质量容易保证、抗震性能好、安装简易、连接耗材少、不产生柱翼缘板层间撕裂等优点,故在工程实际中得到广泛应用。

对半刚性连接的研究,国内外目前的文献主要集中在两个方面:1)半刚性连接计算方法的讨论,即探讨一种既简单又准确的表达形式来反映这种连接节点的弯矩和相对转角之间的关系;2)以大量的试验为依据通过对试验数据的整理分析、验证半刚性连接钢框架的静力和动力性能。本文主要介绍目前国内外半刚性端板连接中对撬力的分析方法。

1外伸端板高强度螺栓连接的计算方法及撬力的影响

如图1所示,梁端焊一端板,端板用高强度螺栓与柱翼缘连接,常称为端板连接。在端板连接节点中力的传递可将梁端弯矩简化为一对力偶N=M/h1(见图2),拉力经受拉翼缘传递,受拉螺栓对受拉翼缘对称布置。压力可以通过端板或柱翼缘承压传递,压力区螺栓可少量设置,并和受拉螺栓一起传递剪力。

梁端弯矩作用产生的拉力经上翼缘通过高强螺栓传递给端板,如图2所示,考虑外伸端板在较大拉力作用下会发生一定的弯曲变形,而此时端板对于螺栓的作用相当于杠杆作用,端板产生撬力Q,导致螺栓实际受力大于理论值,螺栓连接偏于不安全。

影响撬力大小的因素有板的厚度、螺栓直径、螺栓位置、材料性能等,目前已提出不少计算公式,但都不很完善。

2目前国内外对撬力的分析方法

2.1 我国现行设计规范(规程)的计算方法

1)GB 50017-2003钢结构设计规范[1]规定,受拉的高强度螺栓,不论是承压型还是摩擦型,其承载力设计值均取0.8P0,原因是试验表明外加拉力过大时螺栓将发生松弛现象,显然,松弛和试验中产生的撬力有关。该法设计应用较方便,但高强度螺栓抗拉承载力计算方法过于保守。

2)CECS 102∶2002门式刚架轻型房屋钢结构技术规程[2]虽然没有明确提出考虑撬力作用的设计方法,但给出了梁柱节点连接外伸端板厚度计算公式:

$t_{c} \geq \sqrt{\frac{6 e_{2} Ν_{t}^{b}}{b f}}$ (1)

其中,b为端板宽度;f为钢材设计强度;N $_{t}^{b}$ 为一个高强度螺栓的抗拉承载力设计值;e1,e2分别为螺栓中心到端板边缘、翼缘板距离。

其撬力计算模型如图3所示,在外加拉力作用下外伸端板发生塑性变形,板端产生撬力Q。

我国轻钢规程CECS 102∶2002中虽然给出了端板厚度计算公式,但没有明确提出考虑撬力作用的设计方法,端板厚度计算公式中伸臂类和带加劲肋两种厚度的计算结果相差较大[5]。

3)JGJ 82钢结构高强度螺栓连接技术规程征求意见稿[3],在受拉连接接头和端板连接接头中第一次引入了撬力的设计方法。

当设计中不考虑撬力作用时,端板厚度按下式计算:

$t_{c} \geq \sqrt{\frac{8 e_{2} Ν_{t}^{b}}{b f}}$ (2)

当设计中考虑撬力作用时,端板厚度按下式计算:

$t_{p} \geq \sqrt{\frac{8 e_{2} Ν_{t}}{b f ψ}}$ (3)

其中,Nt为最外一个高强度螺栓所受的最大拉力;ψ为撬力影响系数,ψ=1+α′δ,α′为系数,当β≥1.0时,α′=1.0,当 $β ＜ 1.0 时 ‚ α^{'} = \frac{1}{δ} (\frac{β}{1 - β})$ ,并满足α′≤1.0,其中, $β = \frac{e_{1}}{e_{2}} \cdot (\frac{Ν_{t}^{b}}{Ν_{t}} - 1), δ$ 为端板截面系数, $δ = 1 - n \frac{d_{o}}{b}$ 。

一个高强度螺栓抗拉承载力应满足:

Nt+Q≤N $_{t}^{b}$ (4)

其中,撬力 $Q = Ν_{t}^{b} [δ α \frac{e_{2}}{e_{1}} (\frac{t_{p}}{t_{c}})^{2}] ‚ α = \frac{1}{δ} [\frac{Ν_{t}}{Ν_{t}^{b}} (\frac{t_{c}}{t_{p}})^{2} - 1] \geq 0 ‚ t_{c}$ 和tp的计算分别见式(2)和式(3)。

我国JGJ 82征求意见稿与美国AISC计算结果较为一致,均明确了连接板考虑撬力作用时端板厚度应通过计算确定,并应对高强度螺栓在附加撬力作用下进行抗拉承载力的验算。但计算较为复杂,公式都是从T形构件连于一个刚性体的计算模型出发的,和实际结构的连接还有差别。

2.2 螺栓和板同时计算的方法

欧钢协的《建议》给出了一种同时计算螺栓和板的实用计算方法。此法满足平衡条件、螺栓极限承载条件和板出现塑性铰条件,但不考虑变形协调条件。英国的桥梁规范BS5400也采用此法[4]。

如图4所示,梁用端板及螺栓和柱连接,假设只有弯矩M作用,M化为一对力偶N=M/h1,其拉力由A,B两行共4个螺栓承受,这两行螺栓就和T形构件的连接螺栓相似。由于杠杆作用影响,单个高强度螺栓受到的拉力大于理论计算值,即 $Ρ = \frac{Ν}{4} + Q$ 。

由螺栓强度条件:

$Ρ = \frac{Ν}{4} + Q \leq A_{e} \cdot f_{t}^{b}$ (5)

板强度条件:

A—A截面: $Μ_{A} = Q c \leq \frac{(b - d) t_{p}^{2}}{4} \cdot f$ (6)

D—D截面: $Μ_{D} = \frac{Ν}{4} a - Q c \leq \frac{b t_{p}^{2}}{4} \cdot f$ (7)

其中,f $_{t}^{b}$ 和f分别为螺栓抗拉设计强度和板受弯设计强度;tp为端板厚度;d为螺栓直径。

取式(5)和式(7),从中消去Q进行计算。对此两式均取等号,亦即螺栓抗拉和端板D—D截面同时达到极限状态,可得:

$\frac{Ν}{4} = \frac{Μ_{p f} + c Ν_{t}^{b}}{a + c}$ (8)

其中,N $_{t}^{b}$ =Aef $_{t}^{b}$ ; $Μ_{p f} = \frac{b t_{p}^{2}}{4} f$ 。

利用式(8)可以在已知板厚时计算所需要的螺栓直径,也可以在给定螺栓直径时计算需要的板厚。两种情况都无需计算Q。

当螺栓直径较大而端板较薄时,有可能在螺栓拉断之前A—A和D—D两截面都出现塑性铰。对式(6)和式(7)取等号并消去Q,可得:

$\frac{Ν}{4} = \frac{Μ_{p f} + Μ_{p f n}}{a}$ (9)

其中, $Μ_{p f n} = \frac{(b - d) t_{p}^{2}}{4} \cdot f$ ;Mpf计算同上。

文献[6]把螺栓—T形件连接的几种已发表的计算方法和新完成的试验资料相比较,发现承载力计算值和实验值最接近,标准差也较小的计算方法和欧钢协的计算方法大体相同。欧盟规范EC3的计算公式基本上沿用了式(8)和式(9)。

3结语

端板半刚性连接中,不考虑撬力影响,会使端板厚度计算过于保守,同时,导致螺栓设计偏于不安全,因此,端板半刚性连接中考虑撬力影响是很必要的。但是,影响撬力的因素很多,很难算得准确,目前已经提出的计算公式不少,这些公式大多数都是从T形构件连于一个刚性体的计算模型出发的,和实际结构的连接还有差别,因此需要进一步研究。

参考文献

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[2]CECS 102∶2002,门式刚架轻型房屋钢结构技术规程[S].

[3]JGJ 82,钢结构高强度螺栓连接技术规程征求意见稿[S].

[4]陈绍蕃.钢结构设计原理[M].北京:科学出版社,2005.

[5]王燕.高强度螺栓连接考虑杠杆力作用的设计方法[J].建筑钢结构进展,2007(9):27-33.

[6]Swanson,J.A..Ultimate Strength Prying Models for Bolted T-stub Connection[J].Engrg.J.AISC,2002(5):136-147.

[7]施刚.多层钢框架半刚性端板连接的实验研究[J].清华大学学报,2004(3):395-397.

[8]叶汉成.浅谈钢框架结构的半刚性连接[J].山西建筑,2006,32(5):57-58.

半刚性连接篇5

关键词：钢框架,抗火性能,火灾,有限元分析

钢结构的优点有强度高、抗震性能好、自重小、构件截面小、施工速度小、结构净跨度大、可再次利用等,目前被广泛应用于建筑中。如总建筑面积达20万m2的上海浦东国际机场,194m高的南京跨江线路塔等。但是,钢结构比混凝土结构的耐火性能差:一是钢材在高温下强度降低很快;二是钢材在高温下塑性增大,易于产生变形等。所以,在火灾中钢结构建筑很容易受到破坏。

钢框架结构中为了简化计算,一般认为梁柱连接为刚性连接或理想铰接。刚性连接是假设梁柱之间不会发生相对转动,当框架发生变形的时候,梁柱之间的夹角是保持不变的。而铰接连接是假定梁柱之间只有剪力的传递,没有弯矩的传递,梁柱之间的转动是相互的。但在实际工程中,在荷载作用下梁柱连接节点的性能是介于刚接和铰接之间的,即所研究的半刚性连接。

由于钢材的导热系数大以及力学性能对温度的敏感,在火灾作用下会导致钢材的强度和刚度会随着温度的升高而不断降低,使得抗变形能力和半刚性节点承载力大大下降,直到结构破坏。由于节点是钢框架结构中受力的重要部位,研究其在火灾作用下的高温性能是研究钢框架结构整体力学性能的基础。

1 外伸端板连接节点在火灾下的非线性分析

1.1 ANSYS有限元模型

ANSYS建立模型的过程一般包含定义分析单元类型、定义材料物性参数、建立几何模型(也可直接导入外部CAD文件)、划分网格、施加边界条件和载荷等操作。由于外伸端板整体结构较为复杂,笔者选用10节点四面体单元SOLID92 来划分实体网格。使用预应力单元PRETS179 施加螺栓预应力;使用面-面接触单元(TARGE170 & CONTA174)处理螺栓和板件、端板和主梁间接触界面的力传递。

为了研究温度对结构性能的影响,需要定义物性参数随温度变化情况。建模过程中所使用的物性参数,如表1所示。强化准则选择双线性随动强化模型(BKIN)。

笔者对一个外伸端板节点进行有限元分析,梁柱均采用轧制H型钢,截面尺寸为:梁H300×200×8×12,柱H300×250×8×12,端板平面尺寸520×200,厚度为20mm,由于结构对称,只采用结构的四分之一建立模型分析。对于此模型选择柱子底面节点施加固定位移约束;选择柱子顶面节点施加水平方向自由度约束,并施加压力59 MPa,模拟楼板等其他建筑结构对柱子的压力。在梁端施加给定压力3 MPa(由力除以受力面积得到应为30kN)。选择整体对称面上节点,施加对称位移约束。图1为带位移约束的有限元模型,图2为带压力载荷的有限元模型。

选择所有实体,然后对预应力节点施加预应力约束,螺栓部分预应力为150kN。图3为施加预应力后,螺栓部位的应力分布情况。可以看出,螺栓部位出现了明显的应力集中情况,说明预应力已施加到了有限元模型中。

1.2 不同温度对外伸端板连接性能的影响

1.2.1不同温度下节点不同部位的变形和应力分布

图4为不同温度条件下结构的变形分布。

由图4可以看出,在不同的温度下,节点不同部位的变形是不同的,在20 ℃时(即常温下),柱子的变形最小,梁端由于荷载作用,产生变形较柱子大,随着温度的升高,节点各个部位的变形是逐渐增大的,尤其是横梁端部的变形越来越大,这也说明结构的承载能力越来越弱。当温度达到720℃时,横梁端部最大位移为45.78mm,发生了明显的变形。

图5为横梁端部最大位移随温度的变化曲线。

由图5可以看出,当温度在0~160 ℃范围时,横梁端部位移变化不大,温度从160 ℃上升到620 ℃期间,横梁端部变形在平稳增加,当温度超过620 ℃时,横梁端部位移增大的速率较大,结构的变形急剧增大,承载能力也相应下降,随之结构就会破坏。

在常温下,钢材的屈服强度与弹性模量受温度的影响较小,因此梁柱的变形相对较小。随着温度的上升,钢材的强度和弹性模量会受到显著影响,这时梁柱变形增大的速率也明显加快。图6为不同温度条件下结构的等效应力分布。

从图6可以看出,随着温度的升高,应力分布趋于均匀,这主要是因为结构变形增大,应力可以较为均匀地分布在整个构件上。应力较大值出现在柱子腹部、梁和端板接触部位,同时可以发现应力较大值在结构温度升高的过程中逐渐减小,这主要是因为在火灾发生的初期,温度对结构强度的影响基本可以忽略。然而,随着温度的升高,结构的力学性能受到了越来越显著的影响。

图7为最大等效应力随温度变化曲线。可以看出,随着温度的升高,横梁内最大等效应力逐步降低,说明材料的弹性模量和屈服应力降低,导致构件强度降低了。

1.2.2 温度对节点转动能力的影响

在火灾作用下,结构的承载能力会显著下降,连接处发生塑性变形,当结构完全失去抵抗变形的能力,就会转变为几何可变体系,达到极限状态,随之结构发生破坏。这时对应的温度称为临界温度,对应的时间称为结构的抗火时间极限。梁柱节点转角计算公式如式(1)所示。

式中:Ut为端板在梁受拉翼缘处的位移;Uc为端板在梁受压翼缘处的位移;Db为梁高;tbf为梁翼缘厚度。

图8为相对转角随温度变化曲线。可以看出,随着温度的升高,外伸端板连接节点的转动能力增加,在柱子翼缘和端板受拉部位发生了较大的塑性弯曲变形,受压部位也产生较大的塑性变形。当温度升高到480 ℃时,节点转动刚度下降,转角增加。当温度达到720 ℃时,结构的承载能力明显下降,节点转角已经明显超出极限转角,丧失结构承载能力,结构发生破坏。

1.2.3 温度对节点变形和破坏方式的影响

图9~ 图11 分别为720 ℃ 时节点的变形分布图、Von Mises应力分布图和塑性应变分布云图。图12为端板部位应力分布云图。在温度达到720 ℃时,柱子翼缘和端板产生显著变形,但由于端板较厚,端板并没有脱离柱子翼缘,和柱子翼缘仍保持着紧密的接触,在节点温度较高时,各个构件(柱子翼缘、端板和螺栓)的强度、刚度和弹性模量等力学指标会在高温下大大降低,在端板和梁翼缘连接处出现应力集中现象。在柱子腹部出现了明显的拉伸和压缩残余变形。在弯矩作用下梁翼缘受拉、受压和螺栓孔壁受压导致端板上最大的应力集中在端板和梁翼缘连接的焊缝区域和受拉螺栓孔壁。在焊缝区域出现塑性铰产生较大的弯曲变形。

1.2.4 不同端板厚度对节点的影响

在现行的规范中,一般用全焊接连接的公式计算构件的应力-应变、转角等,但在外伸端板连接中,引入了端板,使得在节点变形中不仅要考虑梁柱等的变形,也要考虑端板对整体变形的影响。但是,对端板的厚度现有规范中并没有明确规定。

为了研究端板厚度对结构抗火能力的影响,模拟了端板厚度为24mm时不同温度下结构的变形,与前面端板厚度为20mm的模型结果进行对比,图13为最大位移变化曲线图。可以看出,端板24mm厚时和端板20mm厚时的变形在温度升高的开始阶段基本相同,也就是说温度160 ℃以下时端板厚度对节点变形影响不大,160℃以后端板厚度对变形的影响越来越大,增大端板厚度后,变形明显减小了,结构整体抗变形能力有显著的增加,提高了刚框架节点的刚度。在火灾作用下,选择较合适的端板厚度很重要。

图14为最大等效应力变化曲线图。可以看出,当温度在0~160 ℃时,厚度为20mm和24mm的端板对应的横梁内最大等效应力变化不是很大,当温度超过160℃时,端板厚度为20mm时,横梁内最大等效应力急剧下降,而端板厚度为24mm时,横梁内最大等效应力下降的比前者慢,最大等效应力增加。

图15为转角随温度变化曲线图。可以看出,当温度在480 ℃之前,端板厚度为20mm和24mm时节点转动刚度的退化不大,480 ℃之后,两者的节点转动刚度急剧下降,当温度达到720 ℃时,转角达到最大值;在720 ℃时,厚度为24mm的端板比20mm的端板的转角大,说明节点的抗扭转能力得到增强,这也说明增加端板厚度可以增加结构的承载能力,对节点的防火也起到一定的作用。

2 结论

(1)在温度较低时,节点各个部位的变形不大,随着温度的逐渐上升,结构强度逐渐降低,构件开始产生明显的变形,尤其是温度达到720 ℃时,横梁端部变形达到最大,承载能力也下降,由于变形的增加,应力可以较为均匀地分布在整个构件上。随着温度的升高,由于屈服强度降低,横梁的应力逐渐降低。

(2)在0~480 ℃的温度下,随温度上升节点转角变化不大,当温度达到480 ℃后,由于钢构件耐火性能差,强度下降,节点转角随温度升高急速上升;在温度达到720 ℃时,柱子翼缘和端板产生显著变形,但由于端板较厚,端板并没有脱离柱子翼缘,在端板和梁翼缘连接处出现应力集中现象。

半刚性基层施工及质量控制篇6

关键词：半刚性基层,施工,质量控制

随着国家对基础设施建设的重视和加大加快对基础设施建设政策的落实,对公路建设的投资力度进一步加大,我国公路建设正处于迅速发展阶段。而半刚性基层沥青路面仍将是我国高等级公路路面结构的主要类型。实践证明,无论是沥青路面还是水泥混凝土路面,影响其使用性能和使用寿命的最关键因素是基层的材料和施工质量。新建高速公路和其他公路产生的一些早期破坏常与基层质量不好有关。因此,半刚性基层必须具备的基本条件是:足够的强度和刚度、足够的水稳性和冻稳性、足够的抗冲刷能力、足够的抗裂性、足够的平整性以及与面层有良好的结合。在近几年的工程实践中,我们对半刚性基层的施工质量控制进行了专门的分析研究,从原材料配合比、现场施工工艺和质量控制等方面阐述半刚性基层施工质量控制。

1 半刚性基层组成材料的选择

目前我国高速公路和其他公路常用的半刚性基层为二灰稳定粒料基层、水泥稳定粒料基层、水泥粉煤灰稳定粒料基层,通过对它们的路用性能即力学性能、抗冻性能、抗裂性能、抗冲刷性能、抗疲劳性能进行分析比较。

(1)从抗裂性能来看,二灰稳定基层具有明显优势,其次是水泥粉煤灰稳定基层;从力学性能来看,水泥稳定基层和水泥粉煤灰稳定基层明显好于二灰稳定碎石基层,含粉煤灰类稳定材料的强度随龄期增长,具有较强的后期强度,尤其是水泥粉煤灰后期强度非常大。因此,建议在水泥稳定基层施工中宜适当掺加粉煤灰,有利于基层后期强度的发展。

(2)从抗疲劳性能来看,水泥粉煤灰稳定基层最好;从抗冻性能和抗冲刷性能来看,水泥稳定基层明显优于二灰稳定基层。因此,在同样材料组成下,用粉煤灰代替一定量的水泥可以改善水泥稳定基层材料的路用性能(如强度、抗冻性能、抗裂性和抗疲劳性能等)。

(3)从抗裂性能、冲刷性能考虑,北方地区主要矛盾在于温度收缩裂缝,应优先考虑抗裂性能较好的二灰稳定基层或水泥粉煤灰稳定基层;相反,南方地区冲刷更为严重,应优先考虑冲刷性能较好的水泥稳定基层或水泥粉煤灰稳定基层。

(4)对于重载交通道路,应优先考虑采用水泥粉煤灰稳定基层,其次是水泥稳定基层。

2 半刚性基层材料配合比设计

首先根据设计做出的目标配合比做验证试验。对于已进入现场的原材料进行取样,取样时一定要注意所取试样要具有代表性,从每个料堆的底部、中间、顶部均匀的抽取多组样品,到试验室做筛分试验,从中掌握该种材料的级配特点。综合多组试样的筛分结果,最后通过加权平均的方法得出最具有代表性的筛分结果,再根据给定的设计级配范围,绘制级配曲线,通过调整比例使级配曲线靠近设计级配范围的中值曲线。针对不同的混合料类型、稳定剂种类的不同,级配曲线可有其各自的倾向性,比如说二灰稳定混合料, 石灰、粉煤灰的成分占20%, 为了保证混合料的级配结构更合理, 可调整集料级配偏粗一些, 即4.75mm以上部分低于设计级配范围的中值, 而4.75mm以下部分则稍高于设计级配范围的中值,而4.75mm点应尽量靠近设计级配范围的中值。对于水泥稳定混合料, 水泥稳定剂成分相对较低, 就要求集料的级配曲线全部靠近设计级配范围的中值为宜。最后确定出各种规格原材料的比例。

3 原材料的质量控制

(1)水泥采用初凝时间3h以上和终凝时间较长(宜大于6h) 的硅酸盐水泥, 但不得使用快硬水泥、早强水泥以及已受潮变质的水泥。石灰应符合III级消石灰和III级生石灰的技术指标。粉煤灰的品质对于稳定碎石材料的强度具有显著的影响。因为在二灰类材料中,其强度大部分由石灰与粉煤灰的火山灰反应而提供,而该反应是一个缓慢的过程,这也就是为什么二灰类基层材料早期强度低的原因。而水泥粉煤灰稳定类材料的早期强度大部分由水泥水化硬化提供,粉煤灰与水泥水化产生的Ca(OH)2 所进行的二次火山灰反应,主要提供材料的后期强度。故对粉煤灰品质的基本要求为:粉煤灰中SiO2 、Al2O3、Fe2O3 总含量应大于70%,烧失量不应超过20%; 比表面积宜大于2500cm2/g (或90%通过0.3mm 筛孔,70%通过0.075mm 筛孔),干粉煤灰与湿粉煤灰都可以应用,湿粉煤灰的含水量不宜超过35%。

(2)碎石的压碎值应不大于30%,针片状含量小于20%,必要时需做饱水抗压强度试验,以检验石料强度,有机质含量小于2%,硫酸盐含量小于0.25%。碎石集料级配应符合《公路路面基层施工技术规范》JTJ034-2000要求。所用的碎石分成4个不同粒级,粒径分别为: 31.5～19.0 mm, 19.0～9.5 mm, 9.5～4.75 mm, 4.75 mm以下。对于高速公路和一级公路,水泥稳定碎石用做底基层时,单个颗粒的最大粒径不应超过 37.5mm,颗粒均匀系数应大于10,塑性指数不应超过12;水泥稳定碎石用做基层时,单个颗粒的最大粒径不应超过31.5mm。

4 生产配合比调试及确定

拌合站的调试是控制混合料配合比的关键工序。只有经过拌合站的精确调试,才能保证各种原材料的正确输送。在目标配合比标准流量准确控制的条件下,将各种不同规格矿料通过皮带秤连续送入搅拌仓,在皮带秤不同位置上取有代表性的试样,进行室内颗粒分析。依据筛分结果,重新求得矿料合成级配,使之与设计要求的圆顺矿料级配曲线相吻合。用该矿料配合比添加结合料和水,即为半刚性基层混合料的生产配合比。

5施工质量控制

5.1 拌和站的管理

拌和站应根据试验室提供的配合比,拌制出质量合格的混合料,因此拌和站的管理主要集中在对集料、结合料剂量和用水量的管理。

(1)集料堆放场地进行硬化处理,并保证排水通畅。为防止各种集料之间相互混杂,不同集料堆之间设一定高度的隔墙,以减小材料混杂造成的级配变异。为避免发生离析,集料堆高规定不超过4m。装载机装料时,规定从料堆底部铲装,以减小堆料过程中粗料滚落造成的离析。为防止料仓间串料,料仓间设置加高隔板。料堆进行覆盖,避免雨淋。

(2)每天施工前,进行一次混合料筛分,检查其级配是否与目标配合比相符。

(3)生产时严格控制结合料剂量,加强目测,随时观察混合料有无灰条、灰团,色泽是否均匀,有无离析现象。

(4)混合料出厂含水量应比施工最佳含水量大 0.5 %～1.0 %,以补偿施工过程中水分蒸发的损失。根据集料含水量的大小、气候及气温变化的实际情况以及运距及时调整拌和加水量。

(5)拌和现场须有一名试验人员监测拌和时的含水量和各种骨料的配比, 发现异常及时调整或停止生产, 含水量应按要求的频率检查并做好记录; 各料斗应配备1～2名工作人员, 时刻监视下料情况, 并人工帮助料斗下料, 不准出现卡堵现象, 否则应及时停止生产。

5.2 混合料运输

运输混合料车辆数量必须满足拌和设备连续生产的要求, 不因车辆少而临时停工。运输车辆数量视拌和和设备生产能力、车辆的载重能力及运输时间等因素而定。在高温季节,水分蒸发快,因此运输车辆采取覆盖措施,以减少水分损失。拌和机向车厢内卸料时为减少混合料离析, 应从车前部、后部、中部分三次装料,并在出料口加设导向板,使混合料在导向板作用下落到车厢中。

5.3 试验路试铺

半刚性基层正式施工前必须首先组织试验路铺筑。通过试验路段来确定最优的施工方案、摊铺系数、含水量、作业段长度、摊铺速度及合理的压实组合等施工质量控制参数及施工组织的适应性。试验段施工时应严格按要求控制各道工艺环节,施工完毕后按规定对试验路段进行检验,检验结构层的各项技术性能。总结铺筑经验和质量控制要点,形成全面可行的技术方案文件,用以指导大面积施工。

5.4 施工工艺与质量控制要点

(1)基层下承层表面应平整、坚实,具有规定路拱,其平整度和压实度应符合规范要求,下承层低洼和坑洞应仔细填补及压实,搓板应刮除,松散浮石、杂物、尘土应清扫干净。

(2)基层摊铺现场提前做好测量挂线、下承层的清扫和湿润、恢复中线等相关工作。采用基准钢丝调平,设置支撑桩,直线段每隔10～15m、平曲线段每隔5～10m设一个桩。敷设基准钢丝并用专用工具使其张紧力不小于100kN,钢丝挠弯不超过规定值。

(3)混合料的摊铺,采用带电脑控制的、具有自动式调节摊铺厚度及找平装置的摊铺机,为尽可能避免混合料离析,采用双机梯队摊铺作业,两机相距10～15m,相邻两幅有10～20cm的搭接宽度,设专人在摊铺机后观察螺旋布料器布料是否均匀、是否产生离析、卡料或虚铺,一但发生此现象即启动全速旋钮迅速补料,严禁空仓收斗,同时避免每车料收斗一次的做法。摊铺层如出现粗料集中,局部产生粗集料窝时,应及时铲除,填补均匀的混合料进行处理。根据试验段的铺筑实践,开始时摊铺速度为2～2.5m/min,正常为3～5m/min,这样铺筑的平整度较好。

(4)基层分层施工厚度,若摊铺时松铺厚度过大,在摊铺作业中对于粗骨料较多的级配,基层底部粗骨料集中,其竖向离析很难控制。同时,粗级配结构对压实功要求高,铺层偏厚也影响压实效果。因此,通常半刚性基层的适宜厚度为18～20cm。

(5)混合料的压实,采用先静后振、先慢后快、由边向中、由低向高的原则。混合料压实组合为: 先以轻型双钢轮压路机紧跟摊铺面先静后振各1遍,再用18～20t的重型压路机继续碾压6～8遍至规定压实度,并无明显轮迹,碾压时压路机1/3～1/2错轮碾压。碾压速度为2～4 km /h。静压时速度宜慢, 一般2km/h。强振时不应超过4km /h为宜。碾压过程中,压路机换档要平顺,严禁急刹车推挤基层。为确保基层的平整度,当碾压1遍后,施工人员用3m直尺检测平整度,对于高处,采用人工铲平,再继续碾压。对于低洼处,可以先耙松约10cm,并用新拌混合料填补, 然后再行碾压。发现翻浆现象应立即停止碾压, 待翻松晒干, 或换含水量合适的材料后再行碾压。碾压过程中, 基层的表面应始终保持潮湿。若水分蒸发过快, 应及时补洒少量的水, 但严禁洒大水碾压。

(6)掺入水泥的混合料会受到初、终凝时间的影响,所以施工中要严密组织,科学控制拌和→运输→摊铺→碾压等各道工序,从拌和到碾压成型持续时间不得超过4h。

(7)半刚性基层的纵横向接缝是基层的薄弱环节,用摊铺机摊铺混合料时, 应连续施工,不宜中断,以减少横向接缝,如因故中断时间超过3 h, 应设置横向接缝。对于每天的接缝,人工将末端含水量合适的混合料整齐,紧靠混合料放两根方木,方木的高度应与混合料的压实厚度相同,整平紧靠方木的混合料,将混合料碾压密实,去除堵头方木,用3m直尺在混合料末端检查平整度,用末端垂直切割法施工横向接缝。

(8)基层碾压完成并经压实度检查合格后,应立即开始养生。上基层养生可采取在碾压结束后1～3h开始洒布透层沥青和铺筑乳化沥青稀浆下封层,以防止基层干缩开裂,同时保护基层免遭施工车辆破坏。基层施工完毕不能立即铺筑乳化沥青稀浆封层时,宜采用不透水薄膜覆盖,保湿养生。在养生期间除洒水车外,应封闭交通,7d以后方能开放交通。

6 施工过程中质量检测

试验检测是公路工程质量管理的重要环节,也是最基本的手段。科学、准确、客观的试验检测数据可以正确地指导施工,尤其在路面的施工质量控制中,显得更为重要。基层施工质量检测,按阶段分类,主要有:原材料试验、混合料检测、结构层的检测。

(1)原材料检测:

对于碎石筛分试验,压碎值、针片状每天或变换材料产地检测1次。

(2)混合料含水量、混合料级配:

每天检测1次。

(3)水泥剂量检测:

每天检测4次,如水泥剂量小于设计剂量0.5%,则该集料不能使用。

(4)压实度检测:

每2000m2抽检4处。为减少损失,压实度检测应在碾压结束后立即进行,如现场检测压实度偏小,可以在水泥终凝之前对该段进行复压。

(5)无侧限抗压试块:

现场共同取样,每天1组,9块试块件。

(6)取芯:

基层施工7d后,对基层进行取芯,通过取芯可以检查基层的压实厚度,可以直观看出混合料级配和均匀性,检查芯样各层次压实状况。将芯样加工成标准试件,测定其无侧限抗压强度。

7 结论

(1)必须对材料、混合料设计、施工、试验检测从严把关, 从根本上保证和提高半刚性基层的施工质量。

(2)在施工中必须配料准确,拌和均匀,确保混合料配合比符合设计配合比。

(3)半刚性基层施工时,应严格控制混合料含水量,使含水量接近最佳含水量,以增加压实效果。

(4)严格控制摊铺速度和摊铺厚度, 可减少混合料的离析。

(5)压实机具尽可能选用大吨位机械, 提高压实度能够充分发挥路面结构层材料强度, 减少路面结构层在行车荷载和气候因素多次重复作用下的永久变形。

(6)半刚性基层施工时,要充分认识到延迟时间的重要性。在施工中要加强工序间衔接,缩短延迟时间,以提高压实度。

半刚性基层温度收缩机理分析篇7

不管是温度收缩裂缝还是温度疲劳裂缝，都与半刚性基层的自身温度收缩系数有着密切相关。把半刚性基层材料作为系统来研究，各种半刚性基层材料的基本组成和结构都是有固相、液相和气相组成的，只是组成不同。固相部分可以概括地认为是由组成其空间骨架结构的各种原材料矿物颗粒、颗粒之间的胶结物组成的；液相是存在于固相表面与孔隙中的水和水溶液；气相是存在于孔隙中的气体。

1 固相外观胀缩性

固相外观胀缩性是指在干燥状态下的半刚性整体材料的热胀缩性。干燥的半刚性基层材料是由以下四大部分组成：原材料颗粒中的各种结晶体、矿物及集料、经过化学反应过程而在这些颗粒之间所生成的起胶结作用的结晶体[CaCO3、Ca(OH)2·nH2O和各种水化物结晶]、经过化学反应过程而在这些颗粒之间所生成的起胶结作用的凝胶体[C-S-H、C-A-H、C-A-S-H等系列物质]。

就半刚性基层材料的主要矿物组成可分为原材料矿物和新生胶结物两大类。

1.1 石灰石：

CaO为正方形晶体，各向同性，其线胀系数αt=12.9×10-6/℃；而Ca(OH)2和Mg(OH)2结晶为扩展到二维空间的层状结构，层间为范德华力键，故热胀缩性呈各向异性，具有较大的值：沿层向αt=9.8×10-6/℃，垂直于层向αt=33.4×10-6/℃。

1.2 粉煤灰：

矿物组成主要是SiO2(40～60%）和Al2O3(20～35%）。由于玻璃体结构为空心结构，虽说SiO2和Al2O3都具有较大的热胀缩性，但整体材料的热胀缩性较小，一般αt≤8×10-6/℃。

1.3

火山灰及水泥水化反应的生成物中，C-S-H凝胶体是主要成份，它是由微小晶体组成。在微观上无序而宏观上有序的层状体，这种晶体的热胀缩性系数一般在αt=10～20×10-6/℃。

综上所述，就组成矿物颗粒而言，原材料一般具有较小的热胀缩性，其中粉煤灰的热胀缩性最小；而新生胶结物则具有较大热胀缩性。

由于组成固相复合材料的矿物具有不同的热胀缩性，但又是胶结为整体材料，所以其热胀缩性是各组成单元体间相互作用的“综合效应”。由于各颗粒单位的收缩必然引起内应力，所以可作如下假设：

(1)半刚性基层材料作为一整体；

(2)收缩时无裂纹产生；

(3)颗粒的收缩与整体收缩相同；

(4)半刚性基层材料的整体收缩性各向同性；

(5)所有内应力能变为压应力或拉应力。

在上述的假设下，则每个固相单元所受应力为：

式中：Fi———材料单元i体积弹性模量，Fi=Ei/3(1-2μ);

Ei———材料单元i弹性模量；

μ———材料单元i泊桑比；

βr———材料的平均体积热胀缩系数；

βi———材料单元i的体积热胀缩系数；

△t———温度差。

由假设(2)，对整体而言，所有内应力总和应为零，即：

式中：V1、V2、…Vi———是各单元的体积率，即：Vi=Wi/ρi;

Wi———单元的重量；

ρi———单元的密度。

所以有：

根据假设(5)，整体材料为各向同性，所以βr=3αr，于是式（3）可以化为：

式中：αr———半刚性整体材料的热胀缩性系数；

αi——材料单元i的线热胀缩系数;

其它符号意义同上。

由分析可知，影响半刚性固相材料收缩性的主要因素有各组成矿物的单元、结构刚度、各组成单元的热胀缩性。因而，改善半刚性基层材料的组成单元的比例及整体材料的作用影响程度，可以改善整体半刚性基层材料的热胀缩性能。

2 水对热胀缩性的影响

半刚性基层材料内部广泛地分布着孔隙，包括大孔隙、毛细孔和凝胶孔。

(1)毛细孔为颗粒之间未被胶结物所填充的空间部分以及粒料矿物与结合料之间由于干燥收缩、温度收缩不同而留下的微间隙；

(2)大孔隙为颗粒间所留有的比毛细孔大的空间；

(3)胶凝孔是由火山灰反应所生成的水化物（C-S-H、C-A-H）内部和碳化反应、Ca(OH)2结晶反应生成物内部所留微孔隙总称。

毛细孔中的水与大孔隙中的水与普通状态下的水有一定区别，主要是其冰点低于普通状态下的水。冰点降低的原因有以下两个：

首先是半刚性基层材料中的毛细水实质是水溶液，根据物理化学理论，其冰点下降的规律是：

式中：kf———水溶液的冰点下降常数；

t0———水的冰点;

t——溶液的冰点；

m———溶液摩尔浓度。

其次是毛细管内水呈弯液面，使水承受与毛细管半径成反比的外压力△p，压力的变化引起平衡温度的变化，这种冰点下降可用Volmer公式解释：

式中：t———冰点；

σ———冰与水界面的表面张力；

m———冰摩尔质量；

r———毛细孔半径；

Q——冰的摩尔溶解热；

d———冰的密度。

由Volmer公式可知，毛细管直径越小冰点越低。半刚性基层材料中的胶凝孔中的毛细水，其半径为（15～30）×10-10m范围，冰点为-73～-78℃。

水是极性分子，存在于大孔隙、毛细孔及凝胶孔中的水对半刚性基层材料的热胀缩性影响，主要通过三种作用而实现的，即扩张作用、毛细管作用和冰冻作用。

2.1 扩张作用

水本身的胀缩系数比半刚性基层材料骨架的大得多，温度升高时，水膨胀后的扩张压力使基层材料微粒间距离增大。假定其增大范围仍在范德华力和化学键力影响范围内时，温度下降时扩张力消失，使材料颗粒又靠拢，宏观上反映出收缩现象。当温度继续下降时，水的收缩比半刚性基层材料的收缩大，水与固相间的吸附，也同样使半刚性基层材料整体收缩增加。当温度下降到该毛细孔中溶液的冰点以下，水结冰体积增加9%，反而出现膨胀现象。

2.2 毛细管水的表面张力作用

孔隙中毛细管水张力作用从两个方面影响半刚性基层材料的热胀缩性。

(1)温度变化引起的作用

根据Guggenheim关系式：

式中：σ———表面张力；

tc———临界绝对温度，对一定液体为常数；

t———温度。

上式表明，温度下降使毛细管水表面张力增加，从而引起材料收缩性增加。

(2)毛细管中弯液面曲率半径变化引起的作用

由物理化学和胶体理论可知，在毛细管中弯曲液面的内外存在的压力差△p，可由拉普拉斯公式求得：

式中：△p———弯曲液面内外压力差，凸面为负，凹面为正，方向指向液面外；

r1、r2———分别为弯液面主曲率半径；

σ———液面表面张力。

当曲面近似为圆曲面时，r1=r2=r，则：

在每一段弯液面中△p都和毛细管壁发生作用，以拉压的形式作用于管壁上，使半刚性基层材料产生膨胀或收缩。

2.3 冰冻作用

各孔隙中的水在其相应的冰点温度以下冻结时，体积增大9%，从而引起材料膨胀。

3 影响温度收缩的因素

固相半刚性基层材料的热胀缩性和水对半刚性基层材料的热胀缩性影响的分析表明，影响温度收缩的因素主要有以下几个方面：

3.1 含水量的影响

在其他条件相同时，热胀缩性随含水量的变化，在干燥和饱水情况下有较小值，而在非饱水含水量下有较大值，但这种水的影响因材料类型不同而使影响其值的程度不同。

3.2 集料含量的影响

由式（4）可知，热胀缩性系数随集料含量的增加，越来越接近集料的胀缩系数。因此对于集料胀缩系数小的半刚性基层材料增加集料含量起降低收缩系数的作用，而对于集料胀缩系数大的半刚性基层材料增加集料含量起提高收缩系数的作用，称此种作用为“趋近”作用。

3.3 水泥剂量的影响

水泥剂量的增加使半刚性基层整体强度和刚度增加，对各组成材料颗粒的约束和牵制作用力增大，使材料整体温度收缩值变小，称此作用为结构性影响作用过程。

3.4 温度的影响

半刚性基层材料热胀缩性随温度的降低而有所降低，但是由于水的作用，对于干燥、饱水、半饱水状态下，温缩系数随温度的降低，其变化规律有所不同。

4 结语

半刚性基层裂缝主要为温缩裂缝和干缩裂缝两大类。要使半刚性基层的收缩变形量减小，就必须尽可能地使结合料（二灰或水泥浆）存在于集料框架内，而集料是否能较好地形成框架，框架是否稳定，是否具有足够的抵抗二灰或水泥浆收缩变形的能力，则成为减少半刚性基层收缩变形的先决条件。

摘要：半刚性基层材料是由固相(矿物颗粒、颗粒之间的胶结物)、液相(水溶液)和气相(气体)组成的,其温度收缩主要由固相、液相引起的,其中液相的水是通过“扩张作用”、“毛细管张力作用”和“冰冻作用”三个作用过程对半刚性基层材料的热胀缩性产生影响,而且半刚性基层材料温缩性主要受组成材料的矿物成分、含水量、最大干密度、空隙率、龄期、结构强度等的影响。

关键词：半刚性基层,温度收缩,机理,胀缩性,固相,液相

参考文献

[1]沙庆林.高等级公路半刚性基层沥青路面.北京:人民交通出版社,1998.9.

[2]张登良,郑南翔等.半刚性材料抗裂性能研究之二.西安公路学院科学技术报告,1988.6.

半刚性基层沥青路面裂缝成因分析篇8

关键词：半刚性基层,反射裂缝,应力强度

1 沥青路面裂缝应力分析

1.1 结构性裂缝

沥青路面的结构性破坏裂缝主要是由于行车荷载引起的。在车轮荷载作用下, 半刚性基层材料的应力大于材料的抗拉强度时, 半刚性基层的底部就会很快开裂。在行车荷载的反复作用下, 底部的裂缝会逐渐扩展到上部, 并使沥青面层也产生开裂破坏。影响拉应力主要因素有面层的厚度、基层本身的厚度、基层的回弹模量和下承层的回弹模量。在半刚性基层下采用半刚性材料做底基层, 可使基层底面由行车荷载产生的拉应力明显减小, 甚至还小于半刚性底基层底面产生的拉应力, 这对半刚性基层承受行车荷载的反复作用是十分有利的。

1.2 低温收缩裂缝

沥青材料在较高温度条件下, 具有良好的应力松驰性能, 温度升降产生的变形不致于产生过大的温度应力, 但当气温大幅度下降时, 沥青材料逐渐发硬并开始收缩。此时半刚性基层的底部将产生拉应力, 当拉应力沥青混合料的应力松驰赶不上温度应力增长, 混合料劲度急剧增大。由于沥青面层在路面中是受到约束的, 面层中产生的收缩拉应力或拉应变一旦超过沥青混合料的抗拉强度, 沥青面层就会开裂。这种情况在沥青面层与基层的附着力不够好、允许有一定的自由收缩时, 裂缝就更容易发生。由于沥青路面宽度有限, 收缩受路面结构的相互约束小, 所以低温裂缝主要是横向的。

1.3 温度疲劳裂缝

这种裂缝主要发生在日温差大的地区。由于温度反复升降导致沥青面层温度应力疲劳, 使沥青混合料的极限拉伸应变 (或劲度模量) 变小, 加上沥青的老化使沥青劲度增高, 应力松驰性能降低, 最终达到极限抗拉强度使路面产生裂缝。

1.4 面层温度应力分布分析

在面层和基层均无裂缝的情况下, 在沥青面层中产生的温度应力分布是这样的:一方面温度向沥青面层底部传递需要一定的时间, 不是瞬时完成的, 而且沥青面层内部和底部的温度不可能与其暴露表面的温度相同, 始终有温度差, 即沥青面层中会产生较大的温度梯度。沥青面层愈厚, 表面温度与底部温度差愈大, 层间温度梯度也愈大。另一方面沥青面层表面的温度应力随着面层的增厚而增加, 面层内的应力随深度而很快减小, 同时面层表面的温度应力随降温幅度变小而减小。沥青面层的表面一旦开裂, 随着持续低温或另一次降温, 在裂缝尖端会产生较大的应力集中, 使裂缝向下延伸并逐渐下的半刚性基层已经开裂, 并且允许有垂直位移和水平位移。垂直位移穿透整个沥青面层, 由于面层底部与基层表面的粘结作用, 裂缝呈现上宽下窄现象。

2 半刚性路面的反射裂缝和对应裂缝

2.1 由半刚性基层温缩开裂引起的反射裂缝

通常假设导致反射裂缝的机理是处于沥青面层车辆荷载引起的路面结构在裂缝处的差动位移, 水平位移是由温度变化或水分变化引起的膨胀和收缩。冬季或在寒冷地区, 在结合得好的沥青面层下, 开裂的半刚性基层的水平位移使得直接在裂缝上的面层内产生大的拉应力或拉应变, 由于在较低温度下沥青面层通常较硬, 它只能承受小的拉应力或拉应变, 因此容易被拉裂, 并且裂缝的扩展途径是由下至上的。沥青面层的厚度愈薄, 反射裂缝形成的愈早和愈多。

2.2 由半刚性基层干缩开裂引起的反射裂缝或对应裂缝

对于新铺的半刚性基层, 随着混合料中水分的减少, 要产生干缩和干缩应力;水分减少得愈多愈快, 产生的干缩应力和干缩应变就愈大。在已经产生干缩裂缝的半刚性基层上铺筑沥青面层, 在较薄沥青面层的情况下, 半刚性基层的裂缝会由于温度应力而使面层底部先开裂, 并较快形成反射裂缝。一旦行车产生的拉应力与温度应力相结合, 反射裂缝会形成得更快。在较厚沥青面层的情况下, 由于温度应力在表面最大, 基层的裂缝将促使面层先从表面开裂, 然后逐渐向下传播形成对应裂缝。因此, 面层有一个临界厚度。面层厚于临界厚度时, 裂缝将主要从表面开始;薄于此临界厚度时, 裂缝可能主要从底部开始。此临界厚度与气候条件、面层混合料的劲度模量、温缩性以及基层混合料的温缩性有关。

2.3 由水泥稳定土的膨胀性化学腐蚀开裂引起的反射裂缝或对应裂缝

这种情况发生的主要原因是地下水总的硫酸盐等侵蚀物质与水泥中的某些物质发生交替反应, 生成一种新的盐结晶, 造成水泥稳定土体积开裂或引起破坏。

3 影响裂缝产生的主要因素

3.1 沥青及沥青混合料的性质

沥青路面所铺筑沥青混合料主要由沥青结合料、粗集料、细集料和矿粉等多种成分组成的复合材料。在混合料组成中, 由于材料质量的差异和数量的多少, 可形成不同的组成结构, 表现为不同的物理力学性能。沥青和沥青结合料的性质是影响沥青路面温度开裂的最主要原因, 沥青混合料的低温劲度是决定沥青路面是否开裂的最根本因素, 沥青劲度又是决定沥青混合料劲度的关键。在沥青性能指标中, 影响更大的是温度敏感性, 温度敏感性大的沥青更容易开裂。

3.1 基层材料的性质

基层材料的收缩性愈小, 面层裂缝愈少。基层上有透层油以加强与面层的粘结对抗开裂是有好处的, 基层材料种类对沥青面层的裂缝率有明显影响。

3.3 气候条件

极端最低温度、降温速率、低温持续时间、升降温循环数次数是气候条件影响沥青路面温缩裂缝的四大要素。

3.4 交通量和车辆类型

半刚性基层中的最大拉应力, 通常是由最重的车轮荷载产生的;并且对于半刚性路面, 不同轴载对路面的破坏作用远不是4次方的关系, 而是约为16次方的关系, 即使是通过次数较少的重荷载也对路面破坏起着决定性的作用。

3.5 设计原因

(1) 结构设计不合理。如基层厚度不够, 面层分层及材料配合比设计不当, 面层厚度不合理。

(2) 路面、基层、底基层排水设计考虑不周。

(3) 路面所处段土质和水文情况与实际出入较大, 使得路面设计参数不符合实际。

(4) 地基处理设计不合理, 使得地基沉降未达到允许的工后沉降等。

4 结语