极限承载力标准值

2024-08-11

极限承载力标准值（共7篇）

极限承载力标准值篇1

0 引言

如何准确估算单桩承载力在桩基勘察中是一项重要的工作。近年来在岩土工程勘察报告中估算单桩承载力多只采用经验参数法, 很少利用原位测试方法。目前勘察中用的最多的原位测试主要有静力触探和标准贯入试验, 利用静力触探估算预制桩的单桩极限承载力在天津地区已经有了成熟的经验公式, 利用标贯法估算预制桩单桩承载力在国内、国外也已经有很多经验公式, 但对于钻孔灌注桩研究较少。本文通过研究工作, 确定用标贯击数估算钻孔灌注桩承载力的经验公式, 并运用到实际工程中, 丰富勘察报告中估算单桩承载力的内容, 为准确提供单桩极限承载力提供依据。

1 资料收集

本次研究工作主要为天津市区。本次工作通过物性参数与侧阻力、端阻力的关系来建立标贯击数与侧阻力、端阻力的关系, 在资料收集时, 为保证物性指标、标准贯入试验的可靠性, 减少误差, 尽量选择原状取土孔、标准贯入孔均较多的工程, 各土层物性指标应满足数理统计要求, 标准贯入试验击数宜在6个试验点以上。经筛选, 本次工作共收集了覆盖全市区的57项工程勘察资料, 基本上能代表天津市市区的地质情况。

2 数据统计分析

2.1 粘土、粉质粘土

1) 侧阻力回归公式。

根据收集到的358组数据, 绘制极限侧阻力标准值qsik与标贯击数N散点图 (见图1) 。

从图1可以看出, 标贯击数与极限侧阻力标准值qsik可能有较好的相关性。我们采用常用的回归类型进行定量回归分析, 经多次拟合, 多项式函数、指数函数曲线特征明显不符合地基土的性质, 不能采用;一元线性函数、对数函数、幂函数有较大的相关系数, 其回归公式、相关系数如表1所示。

通过以上对比, 对数函数回归公式相关系数最大, 相关性最好, 因此, 本课题采用对数函数回归公式, 即qsik=21ln N+3.6, 相关系数r=0.907。

2) 端阻力回归公式。

众所周知, 桩端阻力与入土深度有密切关系, 同一状态的土, 桩端阻力随深度增加而增加, 经过仔细分析桩基规范中桩端阻力与入土深度的数据, 发现地基土在同一个状态时, 桩端阻力与入土深度的对数也有很好的对数关系。那么, 如果考虑入土深度对桩端阻力影响, 可以在N值前加一个系数lnh (其中, h为入土深度) 。根据收集到的172组数据绘制lnh×N与桩端阻力关系图, 见图2。

利用最小二乘法进行拟合, 得到回归公式如下:

2.2 粉土

1) 侧阻力回归方程。根据收集到的150组数据, 绘制极限侧阻力标准值qsik与标贯击数N散点图 (见图3) 。

经拟合, 最终得到回归方程如下:

2.3 粉、细砂

天津市市区分布砂土主要为粉、细砂, 本次收集粉砂数据共22组, 数据较少, 统计分析意义不大, 因此对粉砂主要采用规范中的数据进行分析。

1) 侧阻力回归方程。

对JGJ 94-94建筑桩基技术规范中粉砂极限侧阻力标准值与标贯击数值进行差分, 以差分数据绘制N与qsik散点图, 见图5。

经拟合, 得到对数回归方程:

2) 端阻力回归方程。

参照侧阻力, 对JGJ 94-94建筑桩基技术规范粉砂极限端阻力标准值与标贯击数值进行差分, 以差分数据绘制lnh×N与端阻力关系图, 见图6。

采用最小二乘法进行回归分析, 得到回归方程如下:

2.4 故河道、新近冲积层粘土、粉质粘土

本次工作收集到故河道、新近冲积层粘土、粉质粘土数据共29组, 按照经验得到的极限侧阻力与按照公式计算得到的极限侧阻力比值介于0.86~1.27之间, 平均值为1.01, 两者很接近, 因此, 故河道、新近冲积层的粘土、粉质粘土可以直接采用一般粘性土的公式计算极限侧阻力。

2.5 特殊土

1) 淤泥质土。对于淤泥质土, 标贯试验测试结果偏差很大, 不能直接利用标贯击数计算侧阻力, 因此淤泥质土侧阻力值仍按照物性法结合工程经验取值, 即淤泥取值:10 k Pa~16 k Pa, 淤泥质土取值:18 k Pa~26 k Pa。

2) 人工填土。完成自重固结的人工填土侧阻力取值应参照标贯击数、物性指标综合确定, 一般为:18 k Pa~26 k Pa。

3) 液化粉土。故河道、新近冲积层的粉土及部分海相沉积的粉土属于液化土, 对于液化粉土, 由于要考虑液化折减, 不能采用正常粉土公式计算, 应根据物性指标、标贯击数、折减系数及工程经验综合取值。

3 公式验证

本次工作选择15个场地试桩资料对经验公式进行验证, 所选试桩资料均达到破坏, 单桩极限承载力取场地试桩的平均值。

首先对这15项工程, 依据JGJ 94-94建筑桩基技术规范, DB29-20-2000岩土工程技术规范及工程经验, 按照物性法查表得到的极限侧阻力、端阻力值与利用回归公式计算得到的值进行了对比, 结果表明, 物性法与标贯公式法得到的极限侧阻力值、端阻力值差异很小, 说明在物性法基础上推导出来的经验公式是比较可靠的, 可以脱离物性指标直接用于计算钻孔灌注桩的极限侧阻力值与端阻力值。然后, 对这15项工程, 利用回归公式计算得到的侧阻力、端阻力值计算单桩极限承载力与实际桩基静载荷试验结果对比如表2所示。

实测与计算值之比介于0.996~1.232之间, 平均值为1.107, 标准差为0.084, 总体上计算值偏于安全。由以上计算结果表明, 利用标贯击数估算单桩极限承载力可获得较高的精确度, 应用到实际工程中是可行的。

4 结语

1) 本次工作通过物性指标, 推导出标准贯入击数与钻孔灌注桩极限侧、端阻力公式, 经验证, 比较符合实际情况, 应用到实际工程当中是可行的。2) 由于本次研究工作范围限于天津市区, 因此本成果仅适用于天津市市区, 市区以外地层相近的地区可参考使用, 今后应多积累试桩资料, 不断完善。

摘要：通过对物性参数与侧阻力、端阻力关系的分析研究, 建立了标贯击数与侧阻力、端阻力的经验关系式, 经过分析验证, 指出利用标贯击数估算单桩极限承载力可获得较高的精确度, 应用到实际工程中是可行的。

关键词：标贯击数,侧阻力,端阻力,钻孔灌注桩

参考文献

[1]JGJ 94-94, 建筑桩基技术规范[S].

[2]GB 50007-2002, 建筑地基基础设计规范[S].

[3]DB 29-20-2000, 岩土工程技术规范[S].

[4]《工程地质手册》编委会.工程地质手册[M].第4版.北京:中国建筑工业出版社, 2008.

[5]史佩栋.桩基工程手册[M].北京:人民交通出版社, 2008.

[6]JGJ 72-2004, 高层建筑岩土工程勘察规程[S].

沥青路面极限承载力与寿命评估篇2

根据极限承载能力理论与极限承载能力设计指标, 可以通过当前沥青路面设计所普遍采用的多层弹性理论和需要通过的车辆荷载作用图式, 进行路面力学分析, 判断车辆的可通过性, 计算过程如图1所示。按照各荷载等级的车轮作用模式, 对所要分析的路面进行应力、应变计算, 经过若干次迭代后, 依据相关极限承载能力标准, 就可以得到该路面结构的极限承载能力。这是沥青路面极限承载能力的一般算法。

对路面极限承载力的计算过程比较繁琐, 可通过编制相应的迭代程序结合来完成。在本小节将探讨我国沥青路面结构形式下简便快捷的算法。

经计算发现, 对同一种路面结构类型, 随着车辆轴荷载线性增加, 路表竖向位移、半刚性沥青路面底基层层底弯拉应力应变随之线性增加。沙庆林院士在高速公路沥青路面早期破坏现象及预防的研究中对某高速公路路面结构分析时考虑了货车超载时的两种车轮作用模式:一种是轮胎充气压力和轮胎作用面积都增加;另一种是轮胎充气压力增加而轮胎作用面积不变。对这两种荷载作用图式分别计算得到了弯沉, 基层、底基层应力, 不同的荷载作用模式下弯沉以及基层、底基层应力应变几乎相等, 而且与轴载成良好的线性关系。

2 3种等级的典型沥青路面结构及材料特征

选取3种等级典型半刚性沥青路面结构 (一级、二级、三级) , 各结构层材料见图2。

为了便于分析比较, 各结构层的材料选用相同的力学参数 (强度、模量、泊松比) , 通过改变结构层厚度的方式来表征不同的路面等级。各结构层力学参数见表1。其中沥青混凝土的模量考虑计算弯沉和弯拉应力的不同, 分别采用15 ℃和20 ℃时的模量值。半刚性层采用水泥稳定级配轧制碎石, 考虑其初始状态存在微裂纹, 模量取值选用2 500 MPa。其它参数均参考我国规范设计参数。

3 典型沥青路面极限承载力与使用寿命分析方法

鉴于我国沥青路面结构设计中强调以半刚性基层作为承重层, 沥青面层主要为功能层, 路面结构的寿命主要考虑半刚性层的寿命与根据弯沉得到的寿命, 取二者中较小值。在对沥青路面进行分析时, 以水泥稳定层的有效模量的逐步衰减来模拟路面结构的逐步劣化。

以200 MPa为一级, 水泥稳定层有效模量从2 500 MPa降低到300 MPa时, 分别计算标准轴载作用下各寿命阶段中控制路面性能的几个关键设计指标, 即路面结构表面理论弯沉、计算弯沉、路面结构强度系数;各层层底弯拉应力和弯拉应变;土基顶面压应变。

其中, 弹性层状理论是在一定假设条件下 (半无限空间体、材料各向同性、均质体且不计自重) 经过复杂的力学、数学推演的理论体系。该理论假设条件与路面实际不完全相符合。现行沥青路面设计规范引入规范的弯沉修正系数F, 将理论弯沉值进行修正, 使计算弯沉值与实测弯沉值趋于接近实际, 其计算式为 (1) 、 (2) 。路表计算弯沉值按式 (3) 计算

$\begin{array}{l} l_{S} = l_{L} F, (1) \\ F = 1.63 (\frac{l_{S}}{2 000 δ})^{0.38} (\frac{E_{0}}{p})^{0.36}, (2) \\ l_{S} = [l_{L} \times 1.63 \times (\frac{1}{2 000 δ})^{0.38} (\frac{E_{0}}{p})^{0.36}]^{1 / 0.62} . (3) \end{array}$

式中:lS为路表计算弯沉值, 0.01 mm;lL为路面理论弯沉值, 0.01 mm;p、δ为标准车型的轮胎接地压强, MPa;F为当量圆半径, cm;E0为土基回弹模量值, MPa。

4 无损检测技术在沥青路面极限承载能力中的应用

4.1 无损检测的意义

通过开展公路路面弯沉测试工作而获得的弯沉值可用于公路路基路面承载能力的评定。弯沉值不仅表征了路基路面的整体承载能力, 可以作为质量检验、路面养护的评价指标, 而且是我国目前柔性路面设计方法的设计指标依据。就弯沉测试方法而言, 我国目前在现场检测时应用的有贝克曼梁路面弯沉仪测试方法、路面弯沉自动测试仪测试方法和落锤式弯沉仪测试方法。

对路基路面弯沉的现场测试工作, 可以获得被测路基、路面在标准荷载作用下轮隙位置的回弹弯沉值作为评定路面强度的指标, 用来评估路面在达到预定的临界状态之前路面结构还能承受的行车荷载作用次数。这是道路管理部门所关注的问题之一。道路管理者当前面临的另一个问题是:如何利用现有的检测技术, 判断沥青路面使用到一定的阶段以后, 究竟能够允许多重的车辆荷载所通行。

4.2 贝克曼梁路面弯沉仪在评估沥青路面承载力中的应用

贝克曼梁路面弯沉仪 (Benkelman Beam, BB) 由贝克曼梁、百分表及表架组成。贝克曼梁由合金铝制成, 上有水准泡, 其前臂 (接触路面) 与后臂 (装百分表) 长度比为2∶1, 弯沉仪长度有两种:一种长3.6 m, 前后臂分别为2.4 m和1.2 m;另一种弯沉仪长5.4 m, 前后臂分别为3.6 m和1.8 m。当在半刚性基层沥青路面或水泥混凝土路面上测定时, 宜采用长度为5.4 m的贝克曼梁弯沉仪, 并采用BZZ-100标准车。轮胎内胎压力符合规定充气压力。弯沉采用百分表量得, 也可用自动记录装置进行测量。测定时梁的端头穿过测定车后轴双轮轮隙, 置于车轮前方10 cm的路面测点上。梁在后三分点处通过支点承于底座上。梁的另一端处架设百分表, 以测定端头的升降量。车辆以较慢速度向前行驶, 车轮经过梁的端头时, 读取百分表的最大读数;车辆驶离后, 再读取百分表的读数;两者差值的两倍即为路表面的回弹弯沉值。

贝克曼梁路面弯沉仪测试方法工作原理简单, 操作方便, 易于推广到科研、施工、养护单位, 是我国过去和现行设计规范规定的路面设计的标准方法和采用的基本参数。与繁杂的承载板法、精密但价格不菲的落锤式弯沉仪、自动弯沉测试车等相比, 贝克曼梁仍有一定的优势, 因此, 贝克曼梁路面弯沉仪广泛应用于我国的路基路面现场测试。

对已建路面结构, 用贝克曼梁路面弯沉仪测定各类路基路面的回弹弯沉, 用以评定其整体承载能力, 可供路面结构设计使用。沥青路面的弯沉以路表温度20 ℃时为准, 在其它温度测试时, 对厚度大于5 cm的沥青路面, 弯沉值应予温度修正。对新建路面结构, 在逐层施工阶段采用贝克曼梁路面弯沉仪测试各测点的回弹弯沉值, 再根据弹性体系竖向位移理论解反算路面各结构层的材料回弹模量值, 通过应变分析, 进而得到新建路面结构的承载能力。对旧路改造, 贝克曼梁路面弯沉仪可以用在旧路表面测定路基路面的整体承载能力和综合回弹模量。

5 结束语

研究中各结构层的材料参数没有考虑施工水平和材料性能变异的影响, 多是采用定值进行分析。在后续研究中有必要对不同剂量水泥稳定材料的断裂应变、有效模量 (计算弯沉和拉应力、拉应变应采用不同值) 等关键参数的可靠度作进一步的探索。

摘要：不同等级的沥青路面, 其极限承载力不同;同一路面结构在不同的寿命阶段, 其极限承载力也不相同。根据提出的沥青路面极限承载力计算方法, 对我国3种等级的典型沥青路面结构进行分析, 探讨典型沥青路面极限承载力分析技术, 最后介绍无损检测技术在沥青路面极限承载力中的应用。

自平衡法测试桩基极限承载力篇3

近年来,高层建筑及道桥工程日益增多,桩基础的应用也越来越广泛。桩基应用的一个重要问题就是确定其承载力,传统的静载荷试验方法如堆载法和锚桩法已经越来越多地在其应用过程中体现出局限性。1989年美国西北大学土木系荣誉教授Osterberg博士,提出了一种全新的确定桩承载力的方法[1]。自提出以来,已经在美国、加拿大、欧洲、日本、中国香港等国家和地区的许多工程中得到应用,并取得了很明显的效果,试桩承载力已经达到了133 000 kN。20世纪90年代初这种测桩技术被引入国内,东南大学土木工程学院龚维明教授等自1996年起对关键技术荷载箱进行了改进,并研究开发出一套完善的位移量测、数据采集系统,随后在江苏、浙江、云南等地得到广泛应用,并成功运用于润扬大桥等大型工程中,取得了显著的成果和效益,较好的解决了大型桩基承载力测试方面的一些难题[2]。

1 自平衡测试法的原理

自平衡测桩法是通过一个预埋在桩端附近的荷载箱,向桩体施加垂直向的荷载,同时测得荷载箱上、下两部分各自的承载力。进行测桩试验时,在地面上通过油泵加压,使荷载箱的压力逐级增加,荷载箱也将同时产生上、下两个方向的位移,使桩体侧摩阻力和桩端阻力得以发挥,图1为试验示意图。

分别通过压力表和位移传感器测得荷载箱中的压力和荷载箱的位移,根据这些数据可以绘制出上、下压力与位移关系图。据此可分别确定出荷载箱上、下两部分桩各自的极限承载力。再由两者叠加,可得出桩体总的极限承载力。

在计算荷载箱以上部分桩的极限侧摩阻力时需要注意:

1)由于这部分桩的摩擦力方向向下,与桩体自重方向相同,在计算时需要扣除桩体的自重。

2)这部分桩对土体产生向上的摩擦力,使得土层松散,而正常荷载下桩的摩擦力方向与之相反,会使得土层密实,因此这种方法测出的摩阻力小于桩正常荷载下的摩阻力。如直接叠加下部分桩的极限承载力,则得到的结果就偏于保守。根据我国桩基规范对结果作以下修正,即桩抗压总极限承载力Quk为:

其中,Gp为荷载箱上部桩体自重;λ为修正系数,对于黏土、粉土,λ=0.8,对于砂土,λ=0.7。

2 测试技术

2.1 荷载箱的放置

荷载箱是自平衡测桩系统中的荷载施加设备,其位置的选取需要根据不同的情况作出不同的选择。自平衡测试法所谓的平衡即荷载箱上下两方向的反力相等,而这个平衡是由桩周总侧摩阻力和桩端持力层的反力决定的。只有在两者同时达到极限值时,桩才能发挥其极限承载力。因此,需要在桩体中找到一个能同时使荷载箱上、下桩体发挥极限承载力的平衡点,这个平衡点就是荷载箱放置的位置。

常规确定荷载箱位置的方法是先进行预估,主要是根据测试桩处的地质条件和勘察报告中所给出的各个土层的摩阻力来确定。对于端承型桩,荷载箱应预埋在桩端附近,使得桩周侧摩阻力近似等于桩端地基极限承载力;对于摩擦型桩,荷载箱预埋在桩体中的某一位置,要求该位置以上桩体抗拔极限承载力近似等于其下部桩体的极限侧摩阻力与桩端极限承载力之和。国外工程中试桩的桩端都作用在坚硬的持力层,因此采取的方法都是将荷载箱放置在桩端,这样可以同时测得桩端阻力和桩侧摩阻力极限值。在我国华东地区,大部分桩属于端承摩擦桩,即预估的桩侧摩阻力极限值大于桩端阻力极限值,而且在很多钻孔灌注桩工程中出现有桩端虚土、沉渣等现象,如果将荷载箱放置在桩端,在测得桩端阻力极限值时的桩体侧摩阻力尚未达到极限承载力,会造成桩承载力的浪费。因此,综合考虑以上情况,应将荷载箱放置在桩体中的某一位置,能同时发挥桩端阻力和桩体侧摩阻力极限值,两者之和才能更好的反映桩体总的极限承载力。

2.2 测试时间及加载方式

在桩身强度达到设计要求的前提下,成桩到开始试桩的时间:对于砂土不少于10 d,对于黏性土和粉土不少于15 d,对于淤泥或淤泥质土不少于25 d。美国曾在一嵌岩桩试验中,将早强剂掺入混凝土中,从浇混凝土到试桩完毕仅用了4 d。南京世纪塔挖孔桩工程中,在混凝土中也掺入早强剂,从浇捣混凝土至试桩结束,仅用了7 d[3]。

加载方式可采用慢速维持荷载法,也可采用快速维持荷载法。其有关参数如下:

1)荷载分级:ΔQ=850 kN,第一级按1 650 kN加荷;

2)稳定标准:小于0.1 mm/h,并连续出现两次;

3)沉降测读:加载后隔5 min,10 min,15 min,15 min,15 min各测读一次;

4)钢筋应力计测读:每级荷载达到相对稳定标准时测读钢筋应力计的频率值。

2.3 测试结果处理

根据现场实测数据,可以分别绘制上、下两个方向的荷载—位移曲线图,见图2。

根据位移随荷载的变化特性确定极限承载力。如果Q—S曲线为陡降型的,取曲线发生明显陡变的起始点所对应的荷载为极限承载力;如果Q—S曲线为缓变型,则分别取对应于向上和向下位移40 mm～60 mm处的荷载为其承载力极限值。大直径桩取S=(0.03～0.06)D(桩径)点处对应的荷载为承载力极限值。如根据沉降—时间曲线图来确定极限承载力,则取S—logt曲线尾部出现明显弯曲的前一级荷载值为其承载力极限值。

3 经济分析

采用自平衡测桩法,能大量地节约材料费、运输费、人工费,相比传统静载试验,总费用可节约30%～60%。另外,对于一些场地,如果要使用传统静载试验,就要预先进行场地处理以及运输道路的修建,这一部分附加的费用也是相当大的。再就是,大型桩基测试中,由于需要的堆载吨位过大,无法使用传统静载试验来确定其承载力,因此,大部分采用保守的估算方法,这样就导致设计的桩数过多,不能使桩充分发挥其承载力,也造成了很大的浪费。采用传统的静载试验也会带来一些人身安全问题、环境污染问题。综合比较这几方面,采用自平衡测桩法,不仅可以节约大量的费用,同时也会避免产生安全事故及环境污染问题。

4 结语

自平衡测桩法问世以来,以其方法简便、测试荷载大、结果相对准确等优点,已经迅速地应用于许多工程中,尤其是在大型桩基测试方面,效果很好。使用结果也表明,这种测桩法较以往的静载试验测桩法有更大的经济效益。相信会在以后更多的工程中得到大面积推广。当然,这种方法也需要在使用过程中进一步改进,如荷载箱位置的准确定位、试验结果的转换等方面,还需要做大量的工作来完善这种测试方法,使得这种测试方法能更好的应用于工程中。

摘要：介绍了自平衡测桩法的工作原理,从荷载箱的放置、加载方式、测试结果处理等方面对自平衡测桩法的关键技术进行了详细阐释,并通过与传统测桩法的对比,得出了自平衡测桩法的优越性。

关键词：自平衡,静载试验,荷载箱,极限承载力

参考文献

[1]Jori Osterberg.New device for load testing driven piles anddrilled shaft separates friction and end bearing[J].Piling andDeep Foundations,1989(5):421-427.

[2]龚维明,蒋永生,翟晋.桩承载力自平衡测试法[J].岩土工程学报,2000,22(5):32-36.

[3]龚维明,戴国亮,蒋永生,等.桩承载力自平衡测试理论与实践[J].建筑结构学报,2002,23(1):82-88.

[4]朱宏.多节挤扩桩的检测手段初探[J].山西建筑,2008,34(5):174-175.

[5]041-2000,公路桥涵施工技术规范[S].

单桩竖向极限承载力确定方法篇4

关键词：工程桩,单桩承载力,标准值,原位测试

1 概述

估算单桩竖向极限承载力标准值是详细勘察阶段的主要任务之一, 也是甲、乙级勘察拟建物试桩设计的前提, 作为未来工程桩桩基设计的依据, 单桩承载力的估算必须客观、准确, 避免产生浪费。确定单桩承载力的常用方法有:1) 原位试验法:是一种通过现场直接试验确定单桩承载力的方法, 主要指桩基载荷试验法;2) 理论公式法:是根据室内试验指标利用理论公式计算单桩承载力的方法;3) 规范表格法:主要指运用静力触探试验、标准贯入试验、旁压试验等现场测试指标或野外鉴别指标, 通过查相关规范所列表格得到对应地基土桩基设计参数, 通过规范建议的经验公式计算出单桩极限承载力标准值。使用过程中应注意规范不同 (包括不同部门、不同行业、不同地区的规范规程) , 其单桩承载力计算方法不会完全相同, 应用时需注意各自的使用边界条件。因此, 规范规定:根据建筑桩基设计等级一般选用单桩静载试验、原位测试或者经验参数等方法分别或综合确定单桩竖向极限承载力标准值。

2 单桩极限承载力确定方法

2.1 理论公式法

通常是采用取原状土样进行室内土工试验, 做出密度、含水率、液限、塑限、压缩指标及剪切等土质物理力学指标。对上述指标进行统计, 得出一定范围内指标的平均值及标准值查表得出桩侧土的极限侧阻力标准值qsik及极限端阻力标准值qpk。

查出桩侧土极限侧阻力标准值及极限端阻力标准值后根据如下公式计算出单桩竖向极限承载力标准值:

其中, qsik为桩侧第i层土的极限侧阻力标准值, 可根据当地有关规范规程查表, 如无当地经验时, 可按《建筑桩基技术规范》有关表格取值;qpk为极限端阻力标准值, 可根据当地有关规范规程查表, 如无当地经验时, 可按表《建筑桩基技术规范》有关表格取值。

2.2 静力触探试验法

静力触探试验法估算单桩承载力具体原理是根据静力触探试验中的探头与地基土的相互作用, 近似于桩与土的相互作用, 因此可以根据静探测试出单桥的比贯入阻力或双桥探头中的锥尖阻力与侧壁摩阻力估算单桩承载力。不能直接用静探测得端阻与摩阻作为实际单桩的端阻力和摩阻力计算单桩承载力, 而必须经过一定程度的修正, 这是因为静力触探的探头与土作用和实际桩体的工作性能差别较大。主要受尺寸效应、材料性能、应力特点等因素影响, 因此需要对测试结果进行修正。用静力触探试验法确定单桩承载力也是一种经验估算, 具体方法是:根据土层统计静力触探探头侧阻力平均值及桩端平面上、下探头阻力加权平均值, 用如下公式计算后得出预制桩单桩极限承载力标准值。目前单桥使用较少, 下面仅介绍双桥静力触探试验法。

根据双桥探头静力触探结果确定混凝土预制桩单桩竖向极限承载力标准值时, 可按下式计算:

其中, fsi为第i层土的探头平均侧阻力, k Pa;qc为桩端平面上、下探头阻力, 取桩端平面以上4d (d为桩的直径或边长) 范围内按土层厚度的探头阻力加权平均值, k Pa, 然后再和桩端平面以下1d范围内的探头阻力进行平均;α为桩端阻力修正系数, 对于黏性土、粉土取2/3, 饱和砂土取1/2;βi为第i层土桩侧阻力综合修正系数, 根据不同的土性, 采用不同的公式进行计算。

2.3 标准贯入试验法

对粘性土、粉土或砂土进行现场标准贯入试验, 记录贯入30 cm实际贯入击数, 结合相关规范规程查出地基土极限侧阻力qsik及桩端土极限端阻力qpk, 再根据如下公式计算预制桩单桩极限承载力标准值:

其中, qsis为桩侧第i层土的极限侧阻力, 可根据当地有关规范规程查表, 亦可按《高层建筑岩土工程勘察规程》附表取值;qps为极限端阻力标准值, 可根据当地有关规范规程查表, 亦可按《高层建筑岩土工程勘察规程》附表取值。

2.4 静载荷试验法

该方法确定单桩极限承载力较为客观、准确, 可直接作为施工图设计依据。但是规范要求静载荷试验法每个单体拟建物不少于3个检测点。具体是:根据桩基检测结果, 计算出平均值, 根据《建筑地基基础设计规范》规定, 若极差小于平均值的30%, 可直接采用平均值作为桩基设计依据;若极差不小于测试结果平均值的30%, 分析原因, 并增加检测根数, 取最小值作为单桩承载力设计值。该方法周期较长、成本较高。

3 案例

3.1 工程概况

该项目位于天津市静海区, 拟建物为14栋11层洋房, 框架结构, 地基基础拟采用条形基础, 下面为预应力管桩。

详细勘察阶段采用原状取土试验、标准贯入试验及静力触探试验等多种方法进行单桩极限承载力估算, 估算结果作为桩基初步设计依据, 并随后进行了场外试桩。

该项目桩基试桩设计为桩径为300 mm, 有效桩长22.0 m的预应力管桩。

3.2 地层岩性特征及分布规律

根据本次勘察资料, 该场地埋深30.0 m深度范围内, 场地地层皆属第四系松散堆积物, 以人工填土、粉质粘土、粉土、粉砂为主。根据《天津市地基土层序划分技术规程》, 按其沉积年代、成因类型初步划分为10个工程地质层, 现将各土层自上而下分述如表1所示。

3.3 地基土物理力学指标统计

对于各层土的一般物理力学指标, 当子样个数不小于6时, 提供最大值、最小值、算术平均值、标准差、变异系数、标准值。统计结果详见表2。

3.4 单桩极限承载力标准值估算

1) 桩基设计参数见表3。

2) 单桩极限承载力标准值。通过估算用理论公式法确定单桩极限承载力标准值为1 345 k Pa;静力触探法确定单桩承载力标准值为1 433 k Pa;标准贯入试验法确定单桩承载力标准值为1 371 k Pa。3种方法确定单桩承载力平均值为1 383 k Pa (特征值为692 k Pa) , 取该值作为桩基试桩设计值。

3.5 静载荷试验法

施工前先进行场外试桩4根, 桩长为22.0 m, 桩径300 mm的预应力管桩。通过现场试桩, 4根试桩的单桩极限承载力分别为1 467 k Pa, 1 517 k Pa, 1 481 k Pa, 1 506 k Pa, 其平均值为1 493 k Pa, 极差为50 k Pa, 50 k Pa/1 493 k Pa=0.033 5=3.35%<30%。根据《建筑地基基础设计规范》规定取试桩平均值作为施工图设计依据, 即单桩竖向承载力特征值为747 k Pa。

综合分析, 当极差小于平均值的30%时, 可选用3种方法估算单桩承载力平均值作为初步设计依据, 当极差大于平均值的30%时, 可选用最小值作为初步设计依据。本项目拟采用单桩承载力740 k Pa作为桩基工程桩设计值, 这样处理既安全科学, 又经济合理。在不做桩基静载荷试验时, 用其他3种方法确定单桩承载力也可以满足设计要求。

4 结论与建议

确定单桩竖向承载力的途径和方法很多, 目前理论方法总结为两方面:一是按照桩体钢筋混凝土结构强度确定单桩承载力, 二是按地基对桩体的支撑力确定, 取二者最小值作为桩基设计值。正常情况桩体强度易满足结构荷载要求, 一般需要地基土对桩体支撑力满足要求即可。而按地基对桩体的支持力确定桩承载力的方法包括现场试验方法、经验公式方法、理论计算方法及经验值方法等。实际施工图设计中地基土对桩体承载能力应结合实际情况分析, 且根据不同的行业要求及受力边界条件分别确定。《建筑桩基技术规范》对单桩竖向极限承载力标准值的确定作了如下规定:1) 一级建筑桩基应采用现场静载荷试验, 并结合静力触探、标准贯入等原位测试方法综合确定;2) 二级建筑桩基应根据静力触探、标准贯入、经验参数等估算, 并参照地质条件相同的试桩资料, 综合确定, 当缺乏可参照的试桩资料或地质条件复杂时, 仍应由现场静载试验确定;3) 对三级建筑桩基, 如无原位测试资料时, 可利用承载力经验参数估算。上述规定明确了静载试验是确定单桩竖向承载力的第一标准, 其他方法是静载试验的补充。因此, 在桩基设计时应根据拟建物桩基设计等级及当地经验选用不同的方法进行单桩承载力设计值计算。

参考文献

[1]JGJ 94-2008, 建筑桩基技术规范[S].

[2]GB 50007-2011, 建筑地基基础设计规范[S].

钢管树状柱的极限承载力分析篇5

德国奥托(F.Otto)在20世纪60年代提出了一个重要结构形态概念——树状结构。这是空间仿生结构的一种,是一种新颖的结构形式,具有受力传力合理,承载力较高,支撑覆盖范围广等特点。树状结构在国内的应用还不是很广泛,主要集中在火车站、地铁站等公共交通建筑中。选取几个较为典型的火车站树状柱结构形式,采用有限元软件ANSYS进行一阶和二阶弹塑性极限承载力的分析研究,包括南京火车站、上海虹桥火车站、长沙火车站和银川火车站。

1 非线性理论

由于材料的非线性性质,树状柱结构的分析需采用一、二阶弹塑性理论进行分析。树状柱在荷载作用下其荷载与位移为非线性关系,结构的刚度是变化的,用线性理论就不合适,应用非线性理论来解决。树状柱一阶弹塑性分析主要采用弧长法。荷载控制法和位移控制法是非线性分析中早期常用的参数控制方法。但是荷载控制法仅适用于屈曲前路径的跟踪;位移控制法可用于全过程的跟踪,但当自由度较多时,位移控制点不易选取,且所选控制点的位移必须一直增大,倘若结构变形存在跳回现象,位移控制法就难以适用。弧长控制类方法最初由Riks和Wempner提出,继而由Crisfield和Ramm加以修正和发展。弧长法作为结构非线性分析算法,具有很强的结构负刚度求解能力,已被广泛应用于结构的非线性有限元分析。图1是弧长法的基本思想。

弧长法能够在迭代求解过程中自动调节增量步长,跟踪各种复杂的非线性屈曲平衡路径全过程,能够有效的克服结构负刚度引起的求解困难,对于求解极值点问题及下降段问题也具有独到的优势。因此,弧长法已被广泛地应用于结构非线性分析之中。

2 计算分析

2.1 模型建立

本章选取南京火车站、上海虹桥火车站、长沙火车站和银川火车站树状柱结构形式,如图2～图5所示。

采用有限元软件ANSYS进行分析,有限元软件数值在分析时采用Beam188单元。钢材本构关系采用线弹性,其弹性模量是2.1×1011 N/mm2。混凝土的弹性模量为3×104 N/mm2。树形柱上的主要荷载包括恒荷载(屋面自重)和活荷载。本工程在计算时,荷载工况取1.0×恒荷载+1.0×活荷载。其中,混凝土强度采用C40,钢材强度采用Q345。按照工程实际情况,约束柱底部的所有自由度。模型建好后如图6～图9所示。

2.2 结果分析

通过对四种树状结构几何非线性以及一、二阶弹塑性极限承载力分析,结果如表1所示。

从结果可以看出:

南京站:一阶弹塑性极限承载力比几何非线性极限承载力下降14.6%,二阶弹塑性极限承载力比几何非线性极限承载力下降45.3%,二阶弹塑性极限承载力比一阶弹塑性极限承载力下降35.9%。长沙站:一阶弹塑性极限承载力比几何非线性极限承载力下降71.7%,二阶弹塑性极限承载力比几何非线性极限承载力下降79.1%,二阶弹塑性极限承载力比一阶弹塑性极限承载力下降26.1%。长沙南站雨棚树形柱属于多级分枝,二阶弹塑性极限承载力小于2.5倍荷载工况,不满足大于2.5倍的最低要求。这是由于多级分枝树形柱在二阶弹塑性分析时,二阶效应明显,上枝杆件容易屈曲而导致极限承载力下降。因此建议多级分枝树形柱应进行二阶弹塑性分析。上海虹桥站:一阶弹塑性极限承载力比几何非线性极限承载力下降79.1%,二阶弹塑性极限承载力比几何非线性极限承载力下降79.7%,二阶弹塑性极限承载力比一阶弹塑性极限承载力下降3%。银川站:一阶弹塑性极限承载力比几何非线性极限承载力下降43.1%,二阶弹塑性极限承载力比几何非线性极限承载力下降65.6%,二阶弹塑性极限承载力比一阶弹塑性极限承载力下降39.5%。

3结语

本章在对上海虹桥站等四个火车站中的树状结构柱在进行了几何非线性的稳定性能分析的基础上,进一步进行了一阶弹塑性和二阶弹塑性极限承载力分析,研究结论如下:

1)钢结构树状结构充分发挥了钢结构的特点,质量轻、强度高,经过多级分叉转换,可以用较小的杆件形成较大跨度空间,并具有受力合理的优点;2)一阶和二阶弹塑性分析所得的极限承载力值较之几何非线性承载力值下降很大,除下肢柱为格构柱的树形柱下降小于50%,其余均大于70%;3)对多级分枝树形柱二阶弹塑性极限承载力分析,由于在二阶弹塑性分析时,二阶效应明显,上枝杆件容易屈曲而导致极限承载力下降。因此建议多级分枝树形柱应进行二阶弹塑性分析。

摘要：针对钢管树状结构在公共交通建筑中的广泛使用,选取几个典型的火车站树状柱结构形式,采用有限元软件ANSYS进行一、二阶弹塑性极限承载力的分析研究。通过有限元验证,分析树状结构极限承载力的变化,为工程设计提供指导。

关键词：树状结构,极限承载力,弹塑性分析

参考文献

[1]王明贵,颜锋.钢管树状结构设计[J].空间结构,2006,21(89):45-46.

[2]谭仲毅.树状结构施工技术与应用[D].重庆:重庆大学,2002:6-7.

极限承载力标准值篇6

现有计算方法在研究连续组合梁负弯矩区极限抗弯承载力时的基本假定为: (1) 钢梁与钢筋混凝土翼板之间有可靠连接, 能够保证截面抗弯承载力充分发挥; (2) 钢梁和混凝土翼板受弯时均符合平截面假定; (3) 忽略混凝土的抗拉作用; (4) 压型钢板的作用可以忽略。

在接近极限弯矩时, 钢梁下翼缘和钢筋都已大大超过屈服应变, 截面塑性发展比较充分。因此, 组合梁抗弯承载力极限状态的一般特征是: (1) 混凝土翼板开裂而退出工作; (2) 混凝土翼板中的纵向钢筋受拉达到屈服强度; (3) 钢梁的受拉区和受压区也分别达到屈服强度。

现有计算方法通常是采用简化塑性理论, 将钢梁的应力图简化为等效的矩形应力图, 并且忽略混凝土的作用来计算组合梁在负弯矩作用下的抗弯承载力。一般是依据塑性中性轴所在位置分几种情况分别来讨论计算组合梁在负弯矩作用下的抗弯承载力。

1 钢—混凝土连续梁负弯矩区极限抗弯承载力计算公式

如果按照前面所述目前应用比较广泛的计算方法, 首先必须要确定连续组合梁截面中性轴的位置;其次当连续组合梁截面中性轴位于钢梁上翼缘时, 为了简化计算, 给出的是偏于安全的近似解, 但是经过试验发现过于保守。

在组合梁中为了充分发挥钢梁的抗拉性能, 钢梁往往采用几何非对称截面。如果直接按照几何非对称截面来计算连续组合梁负弯矩区极限抗弯承载力将使计算分析十分繁琐。为了保证无论组合截面的中性轴位于钢梁的腹板还是上翼缘, 都能够给出较为精确的结果并且简化分析, 可以采用截面转换法。

由于一般的负弯矩抗弯承载力计算都忽略了钢筋混凝土翼板中的纵向钢筋对抗弯能力的贡献, 本文在参考“简化弹性理论”的基础上尝试考虑纵向钢筋对抗弯能力的贡献, 计算图式如图1。

“简化弹性理论”的主要思想是将工字形的钢梁截面转换为矩形截面, 从而避免由于中性轴在不同位置而要考虑不同的计算图式和计算公式。

如图1所示, 图1a) 为原始的工字形截面, 图1b) 为转换后截面。在截面转换过程中要遵循以下原则:

(1) 钢梁形心轴在组合截面中的相对位置保持不变;

(2) 钢梁的横截面积保持不变, 有

式中:ds为转换之后钢梁截面的高度;

ts为转换之后钢梁截面的宽度;

As为钢梁的横截面积;

(3) 钢梁对自身形心轴的塑性截面抵抗矩保持不变, 有:

式中:Wpx为钢梁相对于自身形心轴的塑性截面抵抗矩;

式中:xr为截面塑性发展系数, 对于工字钢截面取1.05。

Wx—钢梁的截面抵抗矩。

由 (2) 、 (3) 可得:

按照基本假设, 在组合梁达到极限抗弯承载力时, 分析中不考虑混凝土翼板的抗拉作用, 并且取混凝土翼板有效宽度内的纵筋、计算跨径内的栓钉连接件和钢梁分别达到各自的屈服强度。组合截面应力分布如图1c) 所示, 将其分解为两部分, 图1d) , 1e) 。图1d) 对应的是钢梁独立工作的塑性受弯。

式中:γs为钢筋s的材料安全系数;

Ms为钢梁塑性截面抵抗弯矩;

fs为钢梁材料的屈服强度。

图1e) 对应的是图1c) 和图1d) 之间差异的补偿。

混凝土翼板有效宽度内的纵筋合力由下式给出:

式中:Fr为混凝土翼板有效宽度内的纵筋合力;

Ar为混凝土翼板有效宽度内的全部纵筋横截面积;

fr为混凝土翼板有效宽度内的纵筋的屈服强度。

混凝土翼板有效宽度的取值在前面已经说明, 只需要参照公式, 取出钢筋的面积之和即可。

综上所述, 再类比一般抗弯承载力公式可以得出负弯矩区的极限抗弯承载力:

式中:Mp为连续组合梁负弯矩区极限抗弯载力;

Ms为连续组合梁钢梁的抗弯承载力;

Mr为混凝土翼板有效宽度内的纵筋的抗弯承载力;

钢梁的抗弯承载力Ms可按式 (5) 进行计算;

混凝土翼板有效宽度内的纵筋的抗弯承载力可按下式进行计算:

式中:rh为混凝土翼板中纵筋截面中心到中性轴的距离。

从而可以得到钢—混凝土连续组合梁负弯矩区的极限抗弯承载力公式如下:

本方法有三个优点:

(1) 考虑了混凝土翼板有效宽度内的纵筋对极限抗弯承载力的贡献。

(2) 采取变换截面, 从而绕开必须算中性轴位置, 并判断是第几类截面再进行分析, 简化了计算过程。

(3) 不论是第几类截面, 最终得到的负弯矩区极限抗弯强度表达式是一致的。

但是, 在实际工程中, 并不会出现抗弯极限状态, 而纵向受力钢筋的面积一般均小于钢梁面积;同时, 考虑到钢梁受压时的屈曲问题使全截面塑性很难完全发展。只有在满足塑性设计所要求的前提下采用这一方法, 可以有效提高构件的设计强度。本文所提出的公式可以对工程设计中提供一定的参考价值。

2 钢—混凝土连续梁负弯矩区极限抗弯承载力计算公式的验证

例某钢—混凝土连续组合梁桥, 支座截面形式如图2。钢梁采用A3钢板, 钢板的塑性设计强度为fg=235MPa。为抵抗支点截面负弯矩, 在混凝土翼板中配有受拉钢筋, 面积为Ar=0.0199m2, 钢筋的塑性设计强度为fsr=340MPa。受拉钢筋重心距离混凝土翼板边缘的距离为ar=0.032m。计算支座负弯矩区的极限抗弯承载力。

2.1 钢梁截面几何性质计算

(1) 钢梁截面面积 (如图2) 。

(2) 钢梁截面重心轴距离钢梁顶面的距离:

(3) 钢梁截面惯性矩:

(4) 钢梁截面重心到钢梁下缘距离:

(5) 钢梁提供的抵抗弯矩:

2.2 截面极限抗弯承载力计算

(1) 钢筋及钢梁的塑性设计强度:

(2) 变换截面计算:

(3) 钢梁提供的极限抗弯承载力:

(4) 力臂长度计算:

(5) 钢筋提供的极限抗弯承载力:

(6) 计算组合截面的极限抗弯承载力:

2.3 比较分析

根据常规方法, 先要假定弯曲中性轴在钢梁腹板中, 然后经过计算得出合成截面到钢梁截面重心轴的距离yso。如果求得的yso≤ys-hd-hc-t′, 则判断合成截面中性轴在钢梁腹板中, 计算才能继续下去, 否则假定错误, 要按其他情况重新假设计算。按照常规方法计算, 过程比较复杂, 特别是当假定错误的情况下。而本文提供的方法, 无须假定, 可以直接计算, 最后结果和例中计算公式所提供的结果的差别为 (89318-89287) /89318=0.03%, 可以忽略不计, 差别的原因应为在计算过程中有效数位的取舍所造成。

参考文献

[1]黄侨.桥梁钢-混凝土组合结构设计原理[M].北京:人民交通出版社, 2003.

[2]王庆利.连续组合梁受力性能和变形行为的试验研究和理论分析[D].沈阳:东北大学, 1998.

极限承载力标准值篇7

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。

参考文献

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