地应力特点

地应力特点（共7篇）

地应力特点 篇1

1 矿井地应力的概念介绍及成因分析

原岩应力是一种天然应力, 它存在于地层中未受工程施工影响的地方, 它主要是由地球的各种运动而形成。在地下施工进行巷道挖掘时, 巷道所在处以及附近的原始地应力会受到影响, 在巷道的围岩中产生新的应力, 这种应力叫做次生应力。采矿工程通过实践, 总结出岩石受原岩应力和次生应力两种地应力的影响, 通常在矿井巷道围岩所受的矿压由岩石的力学特性以及所处的地应力场决定。

随着时代的发展和采矿业的需求, 采矿工程逐渐对地应力的研究进行重视, 并且能够清醒的认识地应力研究及应用对矿开采的作用。采矿工程经过相关研究已经了解矿井巷道的应力分布与挖掘前岩体的地应力场有关, 并且通过对地应力场的了解还能够了解相关的支护要求, 做好矿开采的准备。

2 原岩应力分布特征以及对开采的影响

就目前采矿工程的技术而言, 原位测量是最可靠的测力方法, 它能够根据工程所需的不同测取不同深度的原岩应力。相比较原岩测量, 地应力实测的方法要多很多, 一般常用的有三类, 分别是应力解除法、水压致裂法以及应力恢复法。这三种方法分别应用于不同的情况, 并且具有不同的特点和优势。钻孔应力解除法与其他方法相比具有测量准确性高、施工难度低、应用较为广泛的优势, 这些优势使得该方法成为矿井原岩应力实测的优选方法。应力解除法对于开采煤矿而言, 能够适用于开拓巷道、采准硐室, 通过测量还能够提供精准可靠的原岩应力数据, 并且可以减少经济投入, 该方法是众多测量方法中在经济上最合理的。

从以往原岩应力实测的经验和结果可以总结出矿井原岩应力的基本特点以及分布规律。第一, 垂直应力受深度的影响, 埋深增加垂直应力也增加, 通过实测可以验证垂直应力和自重应力公式计算的结果基本一致。第二, 最大水平应力普遍大于垂直应力, 甚至在某些特殊情况下, 最小水平应力也能大于垂直应力。第三, 水平应力也受埋深的影响, 埋深增加水平应力也增加。最后, 最大水平应力和最小水平应力差值较大, 这样的特性使得水平应力具有方向性的特征。

在巷道的挖掘中, 最大水平主应力角度不同将会影响到应力集中的程度, 巷道状况也会表现出差别。巷道挖掘方向平行于最大水平主应力的方向时, 巷道受水平应力的影响最小, 这样的情况有利于顶底板实现稳定牢固。巷道挖掘方向与最大水平主应力垂直时, 巷道所受水平压力的影响最大, 这样的情况对顶底板而言相当不利, 容易致使顶底板不稳定, 从而存在安全隐患。当巷道挖掘方向与最大水平主应力有角度斜交时, 巷道将会出现一侧应力集中、一侧应力释放的情况, 并且容易致使顶底板偏向巷道的一侧或者变形损毁。

3 矿井次生应力分布特征及实测注意点

在矿开采中, 除了原岩应力作用在围岩上以外, 还有采掘活动产生的次生力对其具有影响, 该情况只出现于煤矿开采中, 其他岩土工程不具备这样的特点。因此, 要进行矿开采活动, 除了需要对原岩应力进行研究和实测以外, 还需要对次生力进行相应的研究, 对影响开采范围内的次生力进行实测, 从而全面了解开采过程中的应力影响, 及时制定相关开采措施。

在确定次生力分布规律时需要通过实测和监测两种测量方法结合进行, 在已开采过的地段安装次生力检测仪器, 通过实测传感器进行实测。监测工作需要在工作面回采前安装监测应力传感器, 通过仪器监测了解次生应力的变化。钻孔应力解除法除了对于原岩应力实测适用以外, 还适用于次生应力实测, 并且该方法与其他次生应力实测方法相比, 具有应用广泛、方法成熟的优势。

次生应力规律的研究需要在采空区影响的范围内设置均匀分布的测点, 并且分布于同一岩层之中, 这样的勘测方法能够使得测点测出的应力数据比较有可比性, 保证其他影响条件基本相同。这样的实测方法测出的数据可以加工描绘成垂直应力以及水平应力在巷道截面的分布曲线, 这样更利于次生力规律的分析和掌握。通过对国内外矿井次生力的研究可知, 要想准确掌握次生力分布的情况, 就必须在矿开采之前进行实测, 通过科学的实测方法获取真实有效的数据, 为矿开采扫除障碍。

4 地应力实测及应用

在矿开采之前, 一般选择在矿区的沿空巷道内进行次生应力的实测, 并且在实体煤侧或者小煤柱侧安装测力设备, 从而检测次生力的分布, 总结分布规律和特点。通过地应力实测得出规律:因为巷道条件以及围岩性质的差异, 使得垂直应力峰值和采空区之间的距离也有所不同, 不同地点的垂直应力在分部特点上存在很大的差异, 因此不能仅仅依赖既有的规律来看待所有地区次生应力, 不同地点的次生应力必须要进行实测才能掌握当前次生应力分布的特点。次生应力的实测只能反映此时此地的情况, 对于其他地点只能作为经验参考, 而不能当做完全准确的支持数据。

次生应力在实测结束后, 需要安装次生应力检测仪器进行变化检测, 以便了解次生应力的后期变化。针对不同的地区, 次生应力监测传感器的监测范围一般在三百米左右, 具体的长度变动随着距回采工作面距离的变化而变化, 检测频度也随之发生变化。

5 结语

总之, 对于矿开采而言, 地应力对其开采难度以及安全程度有很大的影响, 要想确保矿开采能够顺利进行, 就需要提前做好地应力的勘测工作, 分析地应力的特点, 以便在矿开采过程中利用该规律或者特点进行施工操作。

参考文献

[1]陈学华, 孙守增, 张宝安.评估岩体应力状态防治冲击地压[J].辽宁工程技术大学学报.2002 (04) [1]陈学华, 孙守增, 张宝安.评估岩体应力状态防治冲击地压[J].辽宁工程技术大学学报.2002 (04)

[2]刘玉增, 王德才.锚杆对围岩控制效果分析[J].煤矿开采.2001 (04) [2]刘玉增, 王德才.锚杆对围岩控制效果分析[J].煤矿开采.2001 (04)

地应力特点 篇2

(1)、可以消除普通压浆法引起的气泡，同时，孔道中残留的水珠在接近真空的情况下被汽化，随同空气一起被抽出，增强了浆体的密实度，

(2)、消除混在浆体中的气泡。这样就避免了有害水积聚在预应力筋附近的可能性，防止预应力筋的腐蚀。

(3)、浆体中的微沫浆及稀浆在真空负压下率先流入负压容器，待稠浆流出后，孔道中浆体的稠度即能保持一致，使浆体密实度和强度得到保证，

(4)、孔道在真空状态下，减小了由于孔道高低弯曲而使浆体自身形成的压头差，便于浆体充盈整个孔道，尤其是一些异形关键部位。对于弯型、U型、竖向预应力筋更能体现真空灌浆的优越性。

(5)、作为一种全面的技术，真空辅助压浆要求施工现场具有高水平的质量管理，包括高水平的管理人员和操作队伍。这样，由于这种方法本身的性质决定了它具有高水平的质量控制。

地应力特点 篇3

钻孔水压致裂原位地应力测试在构造地质研究[1,2,3]、地震地质研究方面早已得到广泛应用, 但因煤矿工作条件限制应用的很少。近来由于华北型煤矿开采深度逐渐增大, 底板地应力对其稳定性的影响也越来越显著, 因此对地应力测试的要求也越来越高。本研究填补了轩岗矿区地应力资料的空白, 为刘家梁煤矿5124工作面煤层底板突水评价和矿井防治水工程投入提供了依据, 也为华北型大水矿区水情评价提供了借鉴。

1 水压致裂测试

1.1 测试原理

水压致裂法地应力测试是1987年国际岩石力学学会试验方法委员会颁布的确定岩石应力建议方法中所推荐的方法之一, 是目前国际上能较好地直接进行深孔地应力测试的先进方法。该方法无需知道岩石的力学参数就可获得地层中当前地应力的多种参量, 并具有可在任意深度进行连续或重复测试的特点。

水压致裂的力学模型可简化为一个平面应变问题, 如图1所示。

根据弹性力学原理, 在作用有两向主应力σ1和σ2的无限大平板内, 由一半径为a的圆孔的模型推导出围岩抗拉强度、主应力大小的公式。围岩的抗拉强度公式为:Thf=Pb-Pr, 式中:Thf为围岩的抗拉强度, Pb为初开压力, Pr为重开压力。

最大水平主应力公式SH=3 PS-Pb-P0中, SH为最大水平主应力, PS为最小主应力 (实测获得) , P0为钻孔水压力 (已知) 。

垂直应力可根据上覆岩石的重量来计算:SV=ρgd, 式中ρ为岩石密度, g为重力加速度, d为深度。

水压致裂地应力测量设备采用HF-2008新型单回路地应力测量系统。单回路是只用一条高压管向井下施压, 井下通过推拉开关进行转换, 分别使封隔器座封和井段压裂。测量时将可膨胀的封隔器下入钻孔选定的测量深度, 然后通过泵入流体对该试验段 (常称压裂段) 增压, 同时利用数据采集器记录压力随时间的变化情况。对实测记录曲线进行分析, 得到特征压力参数, 再根据相应的理论计算公式, 就可得到测点处的最大和最小水平主应力的量值以及岩石的水压致裂抗张强度等岩石力学参数。

1.2 测试工程

相距约40 m的两个测试钻孔YL1和YL2位于512上山车场内。钻孔的孔口标高为1 025 m, 孔口埋深约333 m。钻孔附近岩性完好, 符合测试条件。YL1和YL2都为垂直孔, 孔深分别为40m和35m。应力测试分别在YL1、YL2孔内孔壁良好的部位各布置2个测点。YL1、YL2地应力测试钻孔地质条件和测试情况见表1。

1.3 测试结果

致裂曲线如图2、图3所示, 测试结果如表2所示。

从所获取的资料看, 其压力记录曲线相当标准, 破裂压力峰值确切、明显, 各个循环重复测量的规律性很强, 测得的压裂参数具有良好的一致性, 因此较为可信地确定出了各测点的应力状态。

根据曲线和公式确定各个测段的破裂压力 (Pb) 、裂缝张压力 (Pr) 、水压破裂面的瞬时闭合压力 (Ps) 、以及测段岩石的原地抗拉强度 (T) 。根据测得的压力参数及相关公式, 得到最大、最小水平主压力值 (SH、Sh) 及垂直主应力值 (SV) 。其中垂直主应力值是依据岩体的自重, 即静岩压力, 按照上覆岩层的厚度计算得到的。计算过程中土层和岩石的容重取2.6 g/cm3。

按照水压致裂应力测量的基本原理, 水压致裂所产生的破裂面的走向就是最小水平主应力的方向 (定义压力为正) 。采用电子罗盘和印模获得, 结果如图4所示。由图4可知, 裂隙呈直立状, YL1钻孔测点的破裂面展布方位角92°

YL1孔下测点和上测点的实测最大水平主应力值分别为4.33 Mpa和3.66 Mpa, 最小水平主应力值分别为3.90 Mpa和3.55 MPa。取土层和岩石平均容重为2.60 g/cm3, 地应力由大到小的排序是:SV>SH>Sh (SV为垂直主应力, SH为最大水平主应力, Sh为最小水平主应力) , 表明该区的地应力以重力为主。这种应力的排列顺序符合我国绝大部分地区深部地应力规律。

两个测点的最大、最小水平主应力差分别为0.43 Mpa和0.11 Mpa, 水平主应力差值较小。两个测点垂直应力和最小水平主应力的差值分别为4.70 Mpa和4.35 Mpa, 应力差较大。表明本区现代的地壳运动或地壳变形不是以水平运动为主, 而是以垂直运动为主, 和既有构造行迹一致, 也是已成构造变形的反应。尽管水平地应力比较小, 但仍然存在着差异, 这样就要产生主应力方向, 最小主应力方向为92°方位角, 最大主应力方位角为2°, 最大主应力几乎为NS方向。

综上所述可以得出刘家梁煤矿地应力场分布存在如下的规律。

(1) 测区以垂直地应力为主, 测区实际水平地应力值与静岩派生地应力的比值 (SH/σ0) 在1.18~1.44之间, 平均为1.28, 差异较小。构造地应力 (σh) 在0.55~1.33之间, 平均为0.85。水平应力差为0.11~0.43 Mpa, 平均为0.20 Mpa。与我国华北煤田的其他矿区相比, 本区的附加地应力异常水平较低, 水平应力差值较小, 说明水平方向的剪切应力较低;而垂直方向上的应力与水平方向差较大, 表明垂直方向的剪切应力较大, 这和本区高角度正断层比较发育是一致的。

(2) YL1和YL2两孔实测最大水平主应力方向 (即破裂方位) 为92°。这可能与F14断层有关。F14正断层的走向约为64°, 属于扭张性断层, 该断层的形成将影响附近的应力场, 不但影响主应力的方向, 而且影响应力的大小。

2 原位应力测试的水文地质意义

应用底板原位测试结果对5124工作面的煤层底板突水性进行了评价。

5124工作面埋藏深度在280~300 m之间, 是该井田目前埋深最大的工作面之一。走向长1 080~1 200 m, 倾向宽105 m。底板的等高线显示工作面呈一宽缓的向斜, 向斜中心距离西大巷出水点较近, 是突水的危险区域。工作面开采5#煤厚度7.5~10.5 m, 初期来压步距约为30 m, 周期来压步距为13 m。

5124工作面煤层底板隔水层的平均厚度为67m, 主要由泥岩、砂质泥岩和铝质泥岩组成。正常情况下, 具有较好隔水作用。但当位于特殊构造部位时由于节理裂隙发育, 其隔水性能遭受破坏, 隔水作用受到削弱甚至消失。例如1983~1986年该矿965 m水平西大巷6次奥灰突水, 证明在贯穿性导水裂隙的条件下隔水作用消失。而在西大巷突水出水后, 为了供水, 在突水点附近施工了奥陶系灰岩供水孔, 揭穿了煤层底板隔水层。该钻孔在穿过深度不足10 m时即发生奥灰突水。说明在很高的导升高度情况下底板隔水作用大为削弱。

根据测试结果, 应用底板突水的判别公式:K=P/Sh≥1则突水, K=P/Sh<1则安全 (P为水压, K为判据) , 将P=1.20 Mpa代入公式, 计算结果K<<1, 可见5124工作面不会发生突水。

相邻工作面底板破坏深度观测结果为5#综放开采的破坏深度是13 m, 本工作面的底板钻探发现底板奥灰水的导升高度约为37 m, 对于厚度为67 m的底板仅有约17 m的有效隔水厚度, 因此上述突水判别公式是适用的。

3 结束语

水压致裂原位地应力测试表明刘家梁矿区的水平构造地应力处于微弱的压性, 基本处于正常水平, 水平构造应力异常不显著。尽管煤层底板奥陶系灰岩的导升高度很大, 但仍有17 m厚的有效隔水底板。利用测试数据对底板的突水判别后认为开采过程中底板不会突水。现在工作面的开采已经安全地通过了导升高度发育区, 进入了正常区。评价结果基本得到验证。

参考文献

[1]张延新, 宋常胜, 蔡美峰, 等.深孔水压致裂地应力测量及应力场反演分析[J].岩石力学与工程学报, 2010, 29 (4) :778-786.

[2]蔡美峰.万福煤矿深部地应力场与地质构造关系分析[J].矿业研究与开发, 2007, 27 (1) :59-62.

地应力特点 篇4

合理的预应力路面设计应妥善地考虑下列因素:a.路面使用年限和使用特征;b.交通量和交通组成;c.临界荷位;d.混凝土强度与疲劳破坏;e.土基和基层, 即地基刚度和基层顶面摩阻系数;f.荷载应力计算方法;g.预应力路面接缝设计;h.板端锚固区的设计;i.预应力损失的计算;j.排水设计。

1 预应力混凝土路面的优缺点

1.1 许多研究工作表明预应力混凝土路面有以下几方面的优势:

1.1.1路面板厚度只需传统混凝土路面板厚的40%~60%, 就能提供很高的承载力和较高的抗变形能力, 对减薄机场道面的厚度非常有利。

1.1.2预应力混凝土路面由于板较长, 接缝数量可大大减少, 改善了行车的平稳性。

1.1.3预应力的存在使路面板体性较强, 边角软弱部分得以改善, 大大减少了横向开裂的可能性, 提高了路面的耐久性。

1.1.4预应力混凝土路面的用筋量少于除贫混凝土外其他路面。

1.1.5从国外已建路面的使用状况来看, 预应力混凝土路面几乎30年不需大修, 养护需求也较少。

1.2 其主要缺点在于:

1.2.1从经济观点来看, 虽减薄了路面板的厚度, 但需大量的预应力筋腱, 施工工艺较复杂, 手工操作的工作量大, 难以实现机械化、自动化施工, 初期投资较大。

1.2.2虽然预应力混凝土路面板可以做得较长, 但随长度的增加, 由路基约束所引起的张拉应力也随之增大, 另外, 板的位移量也会增大, 这对横向接缝的设计要求很严, 同时对路基摩擦约束要尽可能小。

1.2.3对施工队伍人员素质要求较高, 并需进行严格的质量控制。

2 预应力混凝土路面的设计

2.1 预应力路面的结构构造和组合设计

路基、垫层、基层、路面横向坡度、路肩、排水及材料选型与要求等与普通混凝土路面相同。尽管预应力路面在较弱的地基上, 仍然表现出令人满意的性能, 但考虑到路面板较薄, 为了防止路面的破坏, 仍采用较强的地基, 同普通混凝土路面。

与普通混凝土路面不同, 预应力混凝土路面因其板长长, 为防止过多的预应力损失和板底的不利约束, 需对基层顶面进行处理, 采用加铺滑动层来减小摩擦系数。

2.1.1 临界荷位

根据有限元分析可知, 产生最大综合损坏的临界荷位, 应选用板的纵缝边缘中部。

2.1.2 推荐设计程序

由于预应力路面的板厚和板端预应力值均为未知, 因此, 必须给定一个量, 方能计算求解。推荐下列设计步骤:

a.收集交通资料, 根据普通混凝土路面设计参数的确定方法, 计算设计车道使用年限内的标准轴载累计作用次数Ne, 确定基层顶面的综合回弹模量Es、地基反应模量K及基层顶面的摩擦系数μ, 确定混凝土的设计强度fcm和混凝土面板的最大温度梯度计算值Tg。

b.预应力路面一般采用矩形, 最合适的板长一般为90~210m, 过长需足够大的预应力克服板底摩擦阻力和预应力损失;过短则需较多的接缝和张拉点。根据当地环境状况选择适当的板长。气候干燥炎热的地方, 建议取小值。结合路面的交通量和预应力筋所需的最小保护层, 假定一个初始板厚。一般地, 对于公路来说, 预应力路面板厚应略大于相应素混凝土路面的0.65倍;对于机场而言, 应是0.6倍。对于中国公路而言, 考虑到运输繁忙和超载现象严重, 建议预应力路面的板厚取相应素混凝土路面板厚的0.7~0.75倍。

c.应力值fp的确定

由式 (1) 进行计算确定所需的预应力值fp (式中:应力比SR根据Ne查表来确定) 。

式中:符号意义同前。

从预应力筋的实际间距和经济使用方面考虑, 如果求得的预应力值fp>4.5MPa, 则需增大路面板厚, 重新计算。

d.预应力筋的布置可按下式进行确定。

式中:Yt为预应力筋间距 (cm) ;fs为预应力筋中的容许张拉应力 (扣除预应力损失) (MPa) ;As为预应力筋截面积 (cm2) ;h为所选路面板厚 (cm) ;fp为由 (3) 确定的预应力值 (MPa) 。

e.根据 (4) 的计算结果, 结合所推荐的临界荷位, 采用有限元程序进行验算, 验算标准为控制由荷载应力和温度应力综合疲劳作用所产生的疲劳断裂, 即

式中:σL为标准轴载产生的最大纵向荷载应力;σt为等效温度梯度所产生的最大横向温度翘曲应力;σs为混凝土的等价抗弯拉疲劳强度, σs=fcm+fp-fF, fcm、fF、fp含义同前。

f.对于横向预应力的确定, 根据 (5) 的计算所得的最大横向应力与混凝土的容许弯拉强度 (建议取0.8倍的抗弯拉强度) 的比较而定。对于横向预应力各国意见不统一, 一般认为, 当板宽不超过7 m时, 可不设横向预应力, 但为了安全起见, 要求在横向配置一定数量的防止开裂并起到固定、支撑纵向预应力钢索的构造钢筋。横向钢筋配置可按中国刚性路面设计规范中连续配筋混凝土路面选用。横向钢筋采用螺纹钢筋, 其最小配筋率为纵向配筋率β的1/8。并且布置应符合:a.横向钢筋间距不大于80 cm;b.横向钢筋位于纵向钢筋之下。

式中:Es为钢筋弹性模量 (MPa) ;fsy为钢筋屈服强度 (MPa) ;其余符号同前。

2.2 接缝设计

预应力混凝土路面的接缝设计应遵循以下原则:

a.接缝必须能容许板端发生位移, 能够不被压坏;

b.交通荷载不会使接缝产生过大的挠度的应力;

c.接缝材料必须耐磨、抗疲劳和防腐;

d.接缝应密封防止水和不可压缩的杂物进入;

e.损坏部分的修补应当方便易行;

f.接缝的施工程序应与预应力的张拉方法相协调;

g.接缝的建造费用应尽量低。

一般在板端接缝下设置钢筋混凝土枕梁, 以提供接缝处较强的地基和路面的连续性。因预应力路面对接缝的要求较高, 接缝的形式选择可参照桥梁中的伸缩缝。

2.3 预应力路面板端部锚固区设计

锚固区设计时既要保证在张拉钢筋时锚具下锚固区的混凝土不开裂和不产生过大的变形, 又要求计算锚具下所需配置的间接钢筋须满足局部受压承载力的要求。

摘要：混凝土的主要特性就是抗压强度远大于抗拉强度, 预应力混凝土路面就是充分利用这一特性, 事先在工作截面上施加压应力, 以提高它的抗弯拉强度, 提高承受荷载能力。因为混凝土路面存在的优势与特色, 就这种路面的应用与设计进行了简要的分析。

地应力特点 篇5

关键词：预应力,双向叠合楼盖,应用

PK(拼块之意)预应力混凝土双向叠合楼板是对高效预应力叠合楼板改进后研究出的一种新型楼板结构,它具有整体性和抗裂性能好、节约钢筋、施工时不用模板和支撑、便于工厂制作、构件质量易保证、项目开发周期短、应用前景广阔等优点;由它形成的叠合结构通过板肋的预留方孔穿置横向钢筋实现双向受力,而具有良好的整体性能。本文对PK预应力双向叠合楼盖技术进行了简要的介绍,并针对该项技术应用于工程实际的施工工艺和经济性进行了详细的描述和分析。

1 PK预应力双向叠合楼盖技术

PK预应力混凝土双向叠合楼盖技术是对高效预应力叠合楼盖改进后研究出的一种新型楼盖形式,其预制构件底板为倒“T”形预应力带肋薄板,通过在带肋混凝土薄板上布置横向穿孔钢筋并叠合一层混凝土后形成PK单向预应力双向配筋混凝土叠合楼板(如图1所示)。此楼板是在梁格内布置多块预制构件,叠合前受力阶段为单向简支预制构件受力,待后浇层混凝土结硬后才形成整体双向板,从而实现双向受力。

与现有的混凝土叠合楼板相比,PK单向预应力双向配筋混凝土叠合楼板主要体现了以下5点创新:1)将预制底板变薄(预制底板仅30 mm),由于预制薄板底板变薄,增加了横向穿孔钢筋的计算高度,有利于提高横向穿孔钢筋对承受PK单向预应力双向配筋混凝土叠合楼板承载的贡献;2)预制薄板带肋,有利于提高薄板刚度,便于控制薄板在制作和施工阶段的挠度,同时提高薄板在施工阶段的承载力,使得预制薄板在跨中无需额外支撑的情况下即可承受正常施工荷载,同时肋有助于增加预制薄板和叠合层混凝土间的咬合力;3)肋与底板交界处预留长孔,该长孔起到两个作用:a.方便叠合楼板板底非预应力正弯矩钢筋从预制薄板中穿过,使叠合板成为双向配筋叠合板,提高叠合板的受力性能;b.减少反拱值,使板底平整;4)在板的拼缝处设置了折线钢筋,提高了拼缝处的抗裂性能;5)施工中不需设置支撑,提高了施工效率,加快了施工进度。

2 PK预应力双向叠合楼盖的施工

PK预应力双向叠合楼盖技术自首次于2003年7月成功推广于湖南长沙的枫林绿洲项目和一派数控两项目以来,在长沙市及其周边地区又先后成功推广了多个工程项目,主要项目有麓谷景园住宅小区二期工程东方红渔场、南方大学教学楼、湖南长沙女子大学实验综合楼项目等工程。随着PK预应力双向叠合楼盖体系在实际工程中的不断应用,其施工工艺也不断完善。

PK预应力叠合楼板由预制构件,在现场安装后二次浇筑混凝土形成的整体楼板结构,它要求叠合楼板的后浇层与框架的混凝土同时浇筑,预制构件和板端钢筋深入框架梁墙内有一定的长度和位置要求。如果其施工程序安排不好,将会给叠合楼板的施工造成困难,PK预应力叠合楼盖的主要施工工序如下:

搭设框架梁的支撑→框架梁底模定位→绑扎框架梁钢筋→支框架梁侧模→吊装PK预应力叠合板预制构件→预制构件底板拼缝处抹灰→预设水电管线、清理板面及梁槽内杂物→布置叠合板拼缝处折线形抗裂钢筋、穿置横向受力钢筋→布置叠合板支座负筋→浇筑叠合板现浇层及框架梁的混凝土→养护。

通过项目的施工,总结出PK预应力叠合楼盖的施工应注意以下几点[1,2]:1)PK预应力预制构件在堆放、运输时不得倒置,采用尺寸相同的方木垫条垫底,垫木应上下对齐,分别置于板底两端,离板端距离不大于300 mm且不小于150 mm,堆放时高度不宜超过6层。2)叠合预制构件的两端要设置支撑,并且要保证支撑的可靠性,如遇到施工荷载过大,跨中需设置临时支撑,以确保施工安全和工程质量。3)PK预制构件要求两端搁置在砌体墙或预制梁的长度不小于80 mm,伸入到现浇框梁内的长度不小于10 mm,将板端部的预应力钢丝置于支承梁上部纵筋以下伸入至少150 mm,以确保楼板与支承梁的可靠嵌固。4)折线形抗裂钢筋沿板缝通长布置,并位于横向受力钢筋之上,与横向受力钢筋绑扎在一起。5)在预制构件板肋长方形孔中穿非预应力钢筋时,钢筋可分段布置后再进行连接,并锚入圈梁或框架梁中。6)在叠合层混凝土施工前,必须把预制构件表面的浮浆、尘土等杂物清除干净,然后浇水充分润湿,且不留积水,这是保证叠合面施工质量的关键,必须严格执行。7)当相邻PK叠合板由于跨度不一样,导致叠合后楼板厚度不一样时,就需要根据两块楼板的厚度差d,将跨度大的PK板事先降低d以求叠合混凝土后板面平整。

3 PK预应力双向叠合楼盖的主要经济指标分析

PK预应力双向叠合楼盖的主要经济指标主要体现在以下几点[3]:1)节约钢筋:PK预应力带肋混凝土薄板材料强度高,在施工中不用设置支撑,叠合后属二次受力构件。这样,预制构件自重荷载和后浇混凝土自重荷载就由预制构件承受,当后浇混凝土达到强度时,装修荷载及活荷载由叠合板承受,使得支座负弯矩值大为减少,负弯矩筋用量也相应降低。同样荷载条件下,PK单向预应力双向配筋混凝土叠合楼盖钢筋用量比普通现浇楼盖的少5 kg/m2～10 kg/m2。2)节省模板:PK单向预应力双向配筋混凝土叠合楼盖在施工时,现场施工荷载和后浇混凝土自重荷载由预制构件直接承受,预制构件板起到后浇混凝土模板的作用。所以,与普通现浇楼盖相比,PK单向预应力双向配筋混凝土叠合楼盖可以节约0.01 m3/m2的木材。3)工期缩短:PK单向预应力双向配筋混凝土叠合楼盖属于部分构件由工厂预制、现场装配并叠合混凝土而成,不用支模和拆模,现场绑扎钢筋和浇筑混凝土的量小,施工进度快,而且预制构件板的施工不受天气等外界因素的影响。与普通现浇楼盖相比,PK单向预应力双向配筋混凝土叠合楼盖可以节约施工工期1/3左右。4)抗裂性好:由于叠合楼盖中大部分荷载由PK预应力带肋混凝土薄板承担,而PK预应力带肋混凝土薄板采用高强预应力钢丝配筋,楼板开裂荷载接近极限荷载,能有效解决正常使用情况下普通现浇混凝土楼盖出现的开裂现象。5)造价低:根据用户调查,采用本楼盖体系约节约工程造价30%。综合考虑PK单向预应力双向配筋混凝土叠合楼盖的节材、环保和产业化产生的效益,可以认为PK单向预应力双向配筋混凝土叠合楼盖具有良好的综合经济效益和社会效益。

依据PK预应力双向叠合楼盖已应用的实际工程,与传统现浇楼盖的主要技术指标做了对比(见表1)。

4结语

PK预应力混凝土双向叠合楼盖技术是我国建筑结构领域的一项重大创新。该技术不仅集中了预制和现浇楼盖的优点,还通过构造使预应力混凝土叠合楼板实现了双向受力,使其传力更加合理,可承受更大的荷载。本文的主要经济技术指标分析也很好的证实了此楼盖体系具有明显的经济效益。

参考文献

[1]GB 50010-2002,混凝土结构设计规范[S].

[2]吴方伯.PK预应力双向叠合板施工方法(图集)[M].长沙:湖南大学结构工程研究所,2003.

地应力特点 篇6

在本次辽宁省滨海公路全线的桥梁结构物中, 10m~20m跨径的桥梁占据了相当大的比例, 且在全线分布密度大, 对于处于填方地段的路段, 桥梁上部结构的建筑高度直接影响本路段的填土高度, 也即直接影响整个滨海公路的工程造价。因此具有建筑高度低、外形轻巧美观、制作方便等优点的空心板梁结构无疑是设计中首选的结构形式。

中、小跨径的空心板桥多采用结构简支, 桥面连续的体系形式, 结合已建成通车的公路的实际使用情况, 10~16m跨径桥梁的桥面连续使用情况一般均比较好, 而且若全部采用先简支后连续设计, 支座不均匀沉降引起的结构次内力相对较大, 需增配较多的钢筋, 不够经济合理。但是对于跨径大于或等于20m的桥梁来说, 由于梁端转角较大, 采用传统的桥面连续这种结构在桥梁运营一段时间后桥面连续位置处容易发生开裂, 对行车舒适性及公路养护等方面均会带来不利的影响, 因此在本次滨海公路的板梁设计中, 20m以下跨径仍采用结构简支, 桥面连续的形式, 但是对于多跨20m空心板梁, 则采用结构上先简支后连续的设计, 用以抵抗对结构不利的滨海环境, 增强其耐久性, 同时也可以极大的改善道路的行车条件。

2“先简支后连续”结构体系的合理性

“先简支后连续”是一种介于简支结构与传统现浇连续结构之间的桥梁形式, 这种结构通过工厂预制、现场吊装形成一般简支体系, 然后通过浇筑支点连续段混凝土、更换支座 (体系转换) 形成连续结构。此种桥型它充分发挥了简支桥梁和连续桥梁的优点, 克服了它们的缺点。

首先, 这种体系跟简支梁一样结构简单, 并能有效地减小截面尺寸或者减少结构的预应力配束。对于中等跨径的桥梁来说, 其受力特性之一是可变荷载 (主要是汽车荷载) 产生的内力占总荷载内力的比例较大, 一般会占到30%~50%左右, 而“先简支后结构连续”体系在运营阶段已转换为连续体系, 由于支点负弯矩的“卸载”作用, 使汽车荷载产生的跨中弯矩明显减少, 从而减小设计尺寸或者减少配束, 使得结构更趋于合理。

其二, 可以预制吊装施工, 上下部施工能同时进行、进度快。这种体系上部结构采用的基本是简支梁的施工方法, 得到的却是结构更优的连续梁, 而且结构在墩顶完成湿接亦无需临时大型支架, 适用性强。相比于传统连续梁复杂繁琐的施工过程、较高的建设费用和较长的施工周期, “先简支后结构连续”体系能有效避免这些缺点, 从而加快施工进度, 提高经济效益。

其三, 预制装配的“先简支后连续”板梁在受力性能方面也具有较大的优越性, 其受混凝土的收缩徐变以及支座不均均沉降等影响较小。在预制装配为简支结构时, 由于混凝土的龄期较早, 收缩与徐变的变形量都较大, 而这时的变形结构体系是静定体系, 并不产生支座反力, 没有内力重分布问题产生, 支座产生的不均匀沉降也不会产生次内力。在结构形成连续体系后, 结构虽为超静定, 但此时收缩、徐变及支座不均均沉降较小, 也不会产生较大的二次内力。

最后, 从运营条件来说, 这种体系具有变形小、伸缩缝少的优点, 避免了简支梁桥波浪式跳车、在长期使用中桥面连续及伸缩缝常出现破坏的缺点, 可以像连续梁桥一样行车无断点, 从而使得行车高速、平稳、舒适。

3 先简支后连续预应力空心板梁结构体系的形成

先简支后连续空心板是采用先简支安装预制空心板再现浇连续段混凝土的施工方法, 连续处可分为预应力混凝土连续和钢筋混凝土连续2种形式。受空心板建筑高度和断面形式的限制, 预应力混凝土连续方式的施工繁杂, 质量也不好控制, 一般在空心板结构中较少采用。目前通常采用的是钢筋混凝土连续方式。

在桥梁由结构简支转连续的施工过程中, 一般采用比较多的方法有两种:一种是在简支梁安装时先设临时支座, 在现浇连续段设永久支座。当结构形成连续之后, 再将临时支座拆除, 只留下永久支座。这种方法结构受力明确, 但是施工要麻烦一些;另外一种方法是在简支梁安装时设支座, 当结构形成连续之后, 不拆除支座, 而直接转为永久支座。这种方法施工比较简便.但是受力上有些不够明确。本次滨海路的设计采用了前者的做法。

4 先简支后连续预应力空心板梁设计实例研究

在2007年辽宁省大连市滨海公路施工图设计中, 根据业主方面的要求, 20m跨径的大桥上部统一采用了先简支后连续预应力空心板梁结构。下面以笔者设计的滨海路某11-20m大桥为例加以说明。

全桥上部为11-20m先简支后连续预应力混凝土空心板, 设计荷载等级为公路Ⅱ级, 安全等级为二级, 环境类别盖梁以上按Ⅱ类考虑, 盖梁以下 (含盖梁) 按Ⅲ类环境考虑, 采用4×20+3×20+4×20的联孔方式, 桥面全宽13.05m, 横桥向10片板。其中中板板宽为1.24m, 边板板宽为1.52m (如图1所示) , 板高0.95m, 桥面现浇混凝土铺装层厚度为10cm。预制空心板部分采用C50混凝土。

对于先简支后连续结构来说, 关键是连续部位的设计, 在本桥的设计中, 现浇连续部分采用了C50钢筋混凝土连续方式, 墩顶现浇段纵桥向长度为0.6m, 支座采用单排支座, 在施工中进行支座转换。现浇接头采用锯齿形以增强其纵向联系, 构造尺寸如图2所示。

该桥主要施工工序, 大致为以下四个阶段。第一阶段:预制梁板, 张拉预应力, 安装临时支座, 架设主梁;第二阶段:安装墩顶永久支座, 焊接连续段的连接钢筋, 现浇铰缝和连续段混凝土;第三阶段:现浇桥面混凝土铺装层, 待混凝土达到设计强度后拆除临时支座, 进行体系转换;第四阶段:浇注防撞墙混凝土及桥面沥青铺装层, 安装排水设施等。典型的四孔一联的施工程序如图3所示。

本设计按照《公路桥涵设计通用规范》 (JTG D60-2004) 第4.3.10条计算结构由于梯度温度引起的效应, 各参数如下:沥青混凝土铺装层厚70mm, A=300mm;正温差时, T1=17.6℃, T2=6.22℃;反温差时, T1=-8.8℃, T2=-3.11℃。对于先简支后连续的空心板桥来说, 应当考虑基础的不均匀沉降带来的影响, 本计算中支座不均匀沉降按5mm考虑。

活载的横向分布系数采用《桥梁博士3.1》的横向分配系数模块进行计算。分别按杠杆法、刚接板梁法、铰接板梁法三种方法计算, 支点采用杠杆法数据, 四分点到跨中采用刚接板梁法、铰接板梁法两者的最大值, 支点到四分点按直线内插求得。

计算过程采用《桥梁博士3.1》结构计算程序中的直线桥模块对先简支后连续预应力空心板梁进行结构分析。预制空心板部分按预应力混凝土A类构件进行持久状况承载能力极限状态及正常使用极限状态验算, 墩顶现浇连续段按照钢筋混凝土结构进行持久状况承载能力极限状态抗弯强度及斜截面抗剪强度验算, 并按照持久状况正常使用极限状态进行裂缝验算。计算过程中, 考虑5cm桥面混凝土铺装参与结构受力, 剩余5cm混凝土铺装、沥青混凝土铺装、铰缝、防撞墙、空心板的封头混凝土均作为荷载。计算结果如图4、图7所示。

预制空心板部分采用先张法施加预应力, 预应力筋为φs15.2mm钢绞线, 计算得到中、边板的预应力钢束的数量如表1所示。由图4看出, 连续空心板在受梯度温度、不均匀沉降、活荷载及收缩徐变的作用下, 各连续桥墩处空心板下缘同样产生正弯矩。为抵抗此正弯矩, 连续桥墩处空心板下缘必须配置一定数量的普通钢筋。

设计中对先简支后连续预应力空心板进行了结构抗剪强度计算, 经计算, 预制空心板不用进行端部截面尺寸加宽。

由于连续空心板在连续墩墩顶上缘无预应力钢束, 此处的主拉应力很大, 该处主要验算钢筋混凝土单元的裂缝与承载能力极限状态。

全桥支点附近单元按钢筋混凝土构件计算裂缝, 计算结果显示上下缘的最大裂缝值为0.188mm, 小于容许值0.20mm, 满足规范要求。

5 结论

通过上述理论和实例分析, 大致可得如下结论:

5.1 先简支后连续预应力空心板梁的预制空心板部分应按照A类构件设计要求进行设计。

5.2桥面混凝土铺装与上部板之间通常会设置相当数量的剪力键以加强连接, 设计中可以适当考虑部分厚度的桥面铺装层参与结构受力, 这比较符合实际受力情况。

5.3 墩顶现浇连续段应满足钢筋混凝土结构承载能力极限状态下的要求, 同时还应对裂缝宽度进行验算。

5.4先简支后连续预应力空心板梁结构在造价增加不多的情况下即可达到行车舒适的目的, 而如果改用现浇钢筋混凝土连续箱梁结构, 梁部造价则会显著增加。

5.5与现浇钢筋混凝土连续箱梁结构相比, 先简支后连续预应力空心板梁结构可以大批量预制安装, 节约施工模板, 缩短工期, 而且梁板的工厂化预制对施工质量也可以得到较好的控制。

综上所述, 先简支后连续预应力空心板梁在中等跨径连续梁结构中有较高的竞争优势, 尤其是对结构耐久性要求较高的滨海地区, 以及对行车舒适性有特殊要求的公路, 更具有较高的推广应用价值。

参考文献

[1]范立础.桥梁工程[M].北京:人民交通出版社, 1996.

[2]JTG D60-2004, 公路桥涵设计通用规范[S].

[3]JTG D62-2004, 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].

地应力特点 篇7

预应力高强混凝土管桩 (以下简称管桩) 的施工方法一般有静压式和锤击式两种。静压式施工的穿透能力一般比锤击式差, 对于大直径的桩显的尤为突出。因此, 在有较厚硬土层中, 采用静压式施工时, 桩长往往满足不了设计的最小有效桩长或者桩端持力层达不到设计要求的土层。

通过工程实例, 对此问题作初步分析。

1 工程概况及地质条件

该工程为五幢地上33层、地下2层的商住楼。主体结构型式为部分框支抗震墙结构, 地基基础设计等级为甲级, 基础采有500管桩, 壁厚125mm, 桩身混凝土强度等级为C80, 桩数有2880根。设计要求最小有效桩长为15.0米, 桩端持力层要求为强风化花岗岩。单桩竖向承载力特征值为2300KN。

根据地质勘察报告, 从地面开始各土层分布情况如:a.人工填土, 主要成分为粘性土, 含25%左右的石英质粗砾砂及少量花岗岩碎石, 砖块等硬杂质, 结构松散, 密实程度很不均匀, 尚未完成自重固结, 层厚1.2~6.0m;b.第四系冲洪积层, 由砾砂和粘土组成, 呈饱和稍密及硬塑状态, 层厚4.9~12.9m;c.第四系花岗岩残积砾质粘性土, 由花岗岩地风化而成, 呈饱和, 硬塑状态, 层厚1.70~17.6m, 在该层中存有局部强风化花岗岩夹层, 夹层厚度3.0m左右, 分布范围随机性较大;d.燕山期花岗岩, 主要矿物成分为石英, 长石及黑去母等矿物, 中粗粒结构, 块状构造。按其风化程度的不同, 可分为全风化, 强风化花岗岩两带。且部分钻孔反映从砾质粘性土层开始至强风化岩层存在有石英脉, 层厚浅处有0.5~1.4m, 层厚处有7.5m左右。

各土层主要物理力学指标和推荐的承载力取值见表1。

2 主要问题

根据该地块地质条件分析, 若采用正常静压式施工, 管桩将无法穿透砾质粘性土、全风化花岗岩硬土层而达到强风化花岗岩。实际在试桩过程中也证实了这一点。且由于强风化岩层起伏较大, 有效桩长也难以满足。因此决定采用先进行引孔施工, 而后再进行静压管桩施工。三条试验桩施工方法具体如下:

a.采用Φ480钻头进行引孔, 引孔深度一根定为进入强风化2.0m (以下简称A桩) ;一根定为引至强风化表面 (以下简称为B桩) ;一根为不进行引孔而直接静压管桩 (以下简称C桩) 。

b.管桩单桩承载力特征值为2300KN, 压桩终压值应为4600KN, 但由于存在有两层地下室, 需送桩7.0m左右, 故需扣除此部分桩侧摩阻力, 经计算该部分承载力损失为150KN左右, 所以将静压桩终压值调态为4900KN。

以上三条试验桩施工完后桩长, 持力层土层, 桩基终压值如表2。

从表2中发现如下问题:

A桩由于引孔进入强风化层2.0m, 待压桩过程中孔壁有塌孔现象, 致使桩底有沉渣出现, 虽静压桩终压值达到4900KN, 但由于其桩底土未完成固结, 其实际承载力能否达到设计要求值得怀疑。

B桩引孔至强风化表面, 而后静压桩从桩入土尺寸上分析进入强风化层0.5m。但在施工中引到强风化表面的判定标准为引孔钻进入土层速度明显降低, 而且要参考地质报告, 这种判断方法的准确性, 实用性还需判定。

C桩未进行引孔, 其持力层根据地质报告判断应为全风化表面, 虽满足最小有效桩长及终压值, 但其持力层未过到强风化层。

故为了明确这三根桩的实际承载力, 从而为进一步确定该地块桩基施工方法, 为今后大面积施工辅平道路, 对这三根桩进行了静载试验, 试验荷载取4600KN。

3 试验结果及处措施

单载静载试验采用快速维持荷载法, 每级加载为预定最大试验荷载 (即4600KN) 的十分之一。第一级按2倍分级荷载加载, 在每一级荷载作用下, 经一小时加下一级荷载, 试验结果见表3。

A桩在试验荷载加至4140KN并完成本级试验时, 压力稳定, 桩顶沉降量累积29.07mm。当试验荷载加至下一级4600KN后, 沉降是不断增大, 压力无法稳定, 在连续补压的情况下, 165分钟后, 桩顶沉降量累积为60.28mm, 沉降量超出规范允许范围, 结束试验, 该桩坚向抗压极限承载力为4140KN。

B桩在最大试验荷载4600作用下, 压力稳定, 桩顶总沉降量为24.86mm, 沉降量在规范允许范围, 此桩单桩坚向抗压极限承载力为4600KN。

C桩由上表可看出, 其情况同A桩类似, 该桩坚向抗压极限承载力4140KN。

根据以上静载试验结果, 将该地块施工方法决定如下:

a.先进行引孔, 且引孔深度只能达到强风岩层表面。

b.引孔深度判定依据为参照地质勘察报告以引孔钻机进入土层速度明显降低为标准。

c.静压桩深度必须大于或等于引孔深度。

d.设计单位根据单桩静载试验结果进行设计复核, 对局部位置进行了补桩处理。

结束语

对于在较厚硬土层中用静压式施工管桩, 其单桩极限承载力不能简单以静压管桩终压值能否达到设计要求为判定标准, 它与桩底持力位置和入土深度等因素有关, 通过本文的分析和讨论, 可得出如下结论:

a.在硬土层中, 采用静压式施工时, 桩长往往达不到设计所要求的持力层深度, 此时极限承载力就可能小于施工终压力。b.若采用引孔办法施工, 其引孔深度不能进入强风化岩层, 而只能引至强风化岩层表面, 施工中较简单, 实用的判定标准为依据地质勘察报告以引孔钻机进入土层速度显著降低为妥。c.引孔后静压桩深度必须大于或等于引孔深度。

摘要：针对在较厚硬土层中的静压预应力高强混凝土管桩的施工方法及承载力特点展开论述。