静力特性（通用7篇）
静力特性 篇1
1 概述
有限元法在结构分析中有着非常广泛的运用,它将连续的结构体分成若干个有限个不同的结构单元,每个结构单元依据结构形式特征赋予相应的属性,各个单元之间由结点系统联结并相互作用。在进行整体结构受力分析前,首先要对结构体的各个构件单元进行分析,用结点位移表示单元内力,然后再将单元合成结构体进行整体受力模拟分析,最后建立结构体的整体受力平衡方程,最终求出单元体的受力及位移。在结构模拟分析过程中,需要根据实际结构类型及受力状态选择合理的结构体单元形式,赋予单元体相应的刚度特性,根据前期勘察及设计资料并结合结构运行中的实际荷载工况对结构体施加相应的结点荷载、结点位移及与实际情况相吻合的约束,然后才能通过模拟计算分析得出各个结构单元体的位移、应力及应变。通过模拟分析,可以直观得出整个结构体受力及变形最大的单元位置,结构体最大变形位置及各个单元受力是否科学合理,能否满足工程需要。
2 结构数值模拟分析及求解
某桥梁结构主要由主桥及其两侧的引桥构成。主桥结构体采用普通的中承式钢筋混凝土拱桥结构,拱肋采用箱形截面,用C40混凝土现浇而成。该拱桥矢高为33.6 m,矢跨比为1∶5,拱肋高3.5 m,宽为1.5 m,拱轴线为二次抛物线,如图1所示。桥梁上56根吊杆两侧分布,吊杆采用60@7的外设热挤高密聚乙烯防护的平行钢丝束,吊杆水平间距5 m。桥面结构类型采用T型简支梁。桥面整体宽度29.5 m,设计载荷:汽车—超20级。
中承式拱桥结构单元包括桥拱、桥面、吊杆、桥面上横梁和拱上立柱,桥拱和吊杆是拱桥的主要受力构件。在充分对勘察设计文件进行分析,又考虑了该桥的受力特性的基础上对桥的各个结构进行了单元的选择。采用三维梁单元(Beam188)作为该桥横梁、桥拱和拱上立柱的有限单元模型,该结构单元的每个节点都是有六个自由度(三个平动自由度,三个转动自由度),能够满足梁的轴向变形和剪切变形;材料类型为钢筋混凝土结构形式。对桥的桥面采用了壳体单元(Shell63),该单元同样每个节点有六个自由度(分别为在x,y及z方向上的三个平动自由度和绕x,y及z轴的三个转动自由度)。能够表示出桥面各种受力特性及位移特性。结构类型同样选用钢筋混凝土结构形式。截面数据依据设计图纸。桥上吊杆采用杆件结构。主要受轴向拉力作用,材料类型选用单一的钢丝束类型。因此在建模过程中采用三种实常数,两种结构单元,单元网格划分阶段最终划分节点572个,单元759个。根据桥本身的力学特性,在受力分析过程中对拱脚及引桥的两端分别设置固定端约束。依据勘察设计文件,各种材料信息如表1所示。
离散过程中要充分考虑荷载作用情况,使荷载作用处形成节点。拱肋由钢管和混凝土组合单元组成,系杆为钢丝束杆单元。
2.1 力的加载分析
考虑该桥的受力特点,依据设计资料,利用桥梁的对称特性,模型分析荷载采用20 t东风载重汽车,车辆长4 m,重心位于车中心,间距为2 m。考虑到力的作用下变形最大的情况,计算采用在跨中处加载。横向按4排,间距为5 m加载,车外边界距拱为0.5 m。全桥结构加载受力如图1所示。
2.2 跨中静载实验结果及分析
经划分单元网格并加载计算可得结果如下:
由图2桥的整体结构变形图可以看出,该桥的整体变形不大,能够满足工程要求。各个杆件、梁、板没有出现应力集中现象。整个拱肋处于受压状态且受压均匀在弹性变形范围内。
图3中节点最大位移发生在载荷作用点处,最大位移为0.126 806 m。完全处于工程要求范围之内。
图4中各单元应力云图显示出现最大应力位于桥面板两侧,为施加约束位置产生的结果,整个桥梁在运行过程中,两侧并非固定端约束,不会产生应力集中现象。
拱肋梁的轴力图见图5。
对拉杆轴向拉力输出如表2所示,表明各杆受力均匀,无应力集中及过大拉力出现,最大拉力出现在加载处为108 370 k N,应变为0.000 516 03,各杆现均处于弹性工作范围内,应变不大,能够满足规范设计要求。
3 结语
本文虽然用大型通用有限元软件对拱桥极限承载力进行力学分析,并得到了可靠的分析结论,但此类分析过程仍存在不足之处:
1)由于时间的原因在进行模型简化时,对桥的横梁和板都进行了简化,并且用混凝土的弹性模量和密度代替了钢筋混凝土的弹性模量和密度。钢筋混凝土的弹性模量和密度还需要进一步确定。
2)用本模型在进行泊松比设置时,把它定为恒量实常数进行了处理,混凝土的泊松比是随着受力的不断变化而变化的,这就需要对ANSYS分析及处理过程进行更加深入的研究。
3)没有考虑混凝土徐变、基础位移及桥梁在使用过程中产生的损坏和应力的改变。
4)在进行静载实验时,对荷载情况也进行了简化,而且没有考虑施工过程中的荷载工况,这要求对现实施工情况有更进一步的了解,并用ANSYS进行更加精密的计算。
5)仿真模型与实际情况的差别也给研究的结论带来一定不可靠性。
摘要：以某中承式拱桥为例,运用有限单元法,建立了该桥的有限元模型,对桥中运行荷载进行了分析,并通过荷载试验,对桥梁的实际承载能力及安全状况进行了评估,指出该桥梁横向受力整体性较好,能够满足实际工程运行需求。
关键词：中承式拱桥,数值模拟,静力分析,荷载
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太原黄土的静力变形特性试验研究 篇2
1 试验方案
试样取自太原,属第四纪晚更新世(Q3)黄土。取土深度6.0 m左右,呈黄褐色,土质均匀,结构松散,用肉眼可以看到垂直柱状大孔隙,各种物理力学指标见表1。采用文献[2]建议的“水膜转移法”和“自然风干法”配置了六种含水量的试样,含水量分别为5%,10%,15%,20%,25%,30%。采用双线法测定黄土的湿陷变形,黄土压缩试验参照GB/T 50123-1999土工试验标准[3]规定的方法进行。
2 试验成果与分析
2.1 黄土的湿陷变形
2.1.1δs—p曲线随含水量变化规律
考察图1曲线族,可以看出δs—p曲线随含水量变化的三个规律:
1)随着含水量的增大,δs—p曲线的峰值明显降低,表现出湿陷变形最大值随含水量增加而减小的趋势。
2)随着含水量的增大,δs—p曲线峰值所对应的压力值p有左移的趋势,它表明,对于同一结构的土,含水量越高,达到湿陷最大值所需的压力值越小。
3)在整个曲线族中,试样的δs—p曲线位置随含水量增大而依次降低,含水量的大小决定了它在曲线族中的位置。 对于同一级压力,含水量越大,δs越小,这种逐渐变化的过程可以认为是连续的。
2.1.2δs—w曲线随压力变化的规律
观察图2曲线族可以发现δs—w曲线随压力变化的两个规律:1)δs—w曲线的变化趋势大致为一条斜率小于零的直线,如图2所示。也就是说在同一压力下湿陷系数δs随含水量的增加而减小,而且在塑限含水量以前减小的趋势(减小了70%以上)要比塑限含水量以后(30%以下)大。2)δs—w曲线的位置随压力的增大而依次递升,在压力为200 kPa以前距离较大,以后距离较小;δs—w曲线形态随压力的减小而越见平滑。
黄土的湿陷现象是由于水和力的共同作用使黄土的微结构丧失稳定造成的。黄土在受水浸湿后,构成黄土结构强度的骨架间的连接(点接触和面胶结)必然会受到削弱,但还没有完全丧失,小压力不足以破坏架空孔隙结构,所以δs刚开始变化很小;当压力超过一定界值时,原有的微结构在水和力的共同作用下破坏,δs开始迅速发展;随着压力的继续增加,压缩变形继续增大,而黄土微结构变化中对湿陷有利和不利的因素达到某种均衡状态,δs开始下降;但由于多孔隙的原结构已被水和力共同破坏,δs最后仍维持一个较大的数值。
原状黄土的起始含水量越高,其吸水势越小,受水浸湿对其结构的影响也越小。表现为随着含水量的增大,δs—p曲线的峰值明显降低,在曲线族的位置下降。
湿陷是水和力的共同作用,黄土受水浸湿后仍残留有一定的强度,只有当力的作用破坏了原有的结构后,湿陷才会发生。如图2所示,当压力为50 kPa曲线接近一条水平线,证明压力很小时,试件几乎没有发生湿陷变形。
2.1.3 湿陷起始压力
湿陷起始压力是指黄土在受水浸湿后开始产生湿陷时的相应压力,从实质上说,应相当于土受水浸湿后的残余结构强度。浸水后,当外界压力在土颗粒间引起剪应力小于土的残余结构强度时,土中只发生压密变形,而没有湿陷变形。工程实践中一般取δs=0.015所对应的压力作为湿陷起始压力值。
从图3中可以看出太原黄土的湿陷起始压力随含水量的增大而增大,Psh—w曲线逼近于线性函数。这一试验结果说明黄土的起始含水量越大,受水浸湿后的残留强度也大。这可能是因为高含水量的黄土原先受到水的影响后,重新调整形成新的微观结构,对水的侵入不太敏感。低含水量的黄土对水的作用敏感的多,水浸湿后原有强度大大降低,结构迅速被破坏。
2.2 黄土的压缩变形
1)压缩曲线随含水量变化的规律。随含水量的增大,压缩曲线的位置依次升高,曲线的直线段斜率增大。在同一级压力下压缩变形随含水量的增大而增大,与湿陷正好相反。2)压缩变形和压力的关系。压缩变形和压力的关系可近似认为是直线关系,其倾斜方向与δs—w相反,随压力的增大,曲线位置依次升高,斜率逐渐变大。对于同一含水量压力越大变形越大。
不同于湿陷变形,压缩变形主要是由于力对土体的作用。用结构学说解释[5]:外荷传递到连接点的应力一般可以分解成切向力(T)和法向力(P)。当T/P的值大于粒间摩擦系数(μ),则颗粒间就产生相对移动。但加荷后连接点的滑移并不是同时发生的,外荷每增加一级就有一些连接点发生移动,但在整个结构体系没有失去稳定之前,这些连接点的破坏和移动只产生少量变形。这是因为移动的颗粒到达新的位置和其他颗粒重新接触,从而增加了颗粒的配位数,使得连接点上的T/P<μ,所以变形逐渐停止,强度也有所发展。继续加荷到变形明显增大,此时黄土结构中的架空孔隙部分被破坏,构成架空孔隙的颗粒填充到架空孔隙的空腔中。如果进一步加荷将使所有架空孔隙都破坏,导致黄土结构的彻底重建(原孔隙结构失稳破坏后又形成较稳定的结构)。此时,即使应力增加的幅度较大,发生失稳破坏的孔隙体积却越来越小,反映在变形曲线上就是应变随应力增长变缓的第三阶段。
同一含水量下,压力越大,移动颗粒数越多,压缩变形越大。
同一级压力下,含水量越大,颗粒间的摩擦系数μ越小,压缩变形越大。
3 结语
从上文的论述中可以看出,含水量不同则黄土的静力变形性质会有很大的不同;随着含水量的增加,湿陷变形量减小而压缩变形量增加。含水量是众多物理指标中比孔隙比、密度更为重要的一个参数。因此,对黄土力学特性的研究应该重视水(起始含水量、浸湿含水量)的作用,以及水与力作用的不同组合路径。在消除湿陷性的地基处理过程中应注意含水量的控制,适当增加含水量,会减小湿陷变形同时土体更容易被压密。
摘要：通过变含水量条件下的室内试验,对太原黄土的静力变形特性进行了研究,得出了随着含水量的增加压缩变形增加而湿陷变形减小的规律,指出在消除湿陷性地基处理过程中应注意含水量的控制,以有效解决黄土地基的变形问题。
关键词：黄土,湿陷变形,含水量,压缩变形
参考文献
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黄泛区粉砂土静力特性的试验研究 篇3
范文远等学者针对山东地区黄泛区的粉性土开展了若干研究[2—4]。范文远进行了室内和现场试验, 结果表明黄河冲淤积平原粉性土的颗粒主要集中在0.002~0.074 mm, 级配不良, 其承载能力受压实度和含水量影响显著[2]。贾朝霞, 等[3]研究了黄泛区粉性土路基的基本特性。李晓静等通过动三轴试验, 研究了黄泛区饱和粉土的动强度特性, 得到密实度和黏粒含量对动强度的影响规律[4]。但针对豫东这一区域的粉砂土的系统研究较少。
在豫东平原区域建筑砂石料严重匮乏, 粉砂土是主要的工程材料[1]。粉砂土的工程力学特性直接决定路基的强度和稳定性。为此系统研究郑汴物流通道开封境内粉砂土的静力特性, 以期为黄河两岸及周边地区公路的施工与质量控制提供必要的理论依据。
1 粉砂土的基本特性
根据《公路土工试验规程》 (JTG E40—2007) 规定, 粒径大于0.074 mm的土采用筛分法;粒径小于0.074 mm的土采用比重计法。
由施工现场取粉砂土300 g, 对其颗粒组成进行分析。分析结果可知, 粉砂土的粒径主要分布在0.074~1 mm, 含量高达98%, 大于1 mm的颗粒含量仅为2%, 级配不良, 沙粒均匀。根据《公路土工试验规程》 (JTG E40—2007) 规定, 该土样符合细粒土要求。
由《公路土工试验规程 (JTG E40—2007) 》中规定的试验方法进行粉砂土密度试验, 得出粉砂土的平均松散密度为1.62~1.68 g·cm-3。
2 粉砂土的静力特性
由施工现场取若干粉砂土土样进行室内固结试验、液塑限试验及直接剪切试验。
2.1 固结试验
固结是土的工程性质的一个重要方面, 与建筑物的稳定和沉降有密切的关系。采用杠杆式固结仪进行粉砂土压缩试验, 采用快速固结试验法, 选择8个加载等级, 每2 h读一次试件的变形量, 将最后一级荷载作为终压荷载, 24 h后读取数据, 以得出试件总的变形量。
粉砂土的压缩主要表现为孔隙体积的减小, 所以粉砂土的压缩变形参照一般土的做法, 以孔隙比的变化来表示。根据试样压缩前后的体积变化得出压缩变形和孔隙比的关系, 绘制e-p曲线, 见图1。将不同压力作用下的单位沉降量的试验结果绘制成压力-应变图 (图2) 。
由图1、图2分析可知:
(1) 应力增加单位变形也增大, 但随着应力增大, 单位变形量增加很小。
(2) 土样的压缩模量Es=5.71 MPa, 土样的压缩系数α为0.31 MPa-1, 故该粉砂土属中等压缩性土。
2.2 液塑限试验
界限含水率是决定土样性质的一个重要指标, 对划分土的状态、评价承载力、估计最优含水率、估算土的力学性质均有重要的意义。联合测定法是确定界限含水率的重要途径[1]。界限含水率通常由液限、塑限和塑性指数来定量表征。
本次试验在工程场地共采集6份粉砂土土样。采用液塑限联合测定仪来测定所取土样的液限和塑限。试验结果见表1。
由表1可知, 该工程场地的土样含水率较大, 在9.4%~16.1%波动, 开封地区多为浅地下水, 地下水位平均仅1.5 m。因此粉砂土的天然含水率较高, 即使在表层的粉砂土, 含水率也接近10%。
随着入土深度的增加含水率增长较快 (见表1) 。计算得其液限WL=15.3%, 塑限WP=10.1%, 塑性指数IP=WL-WP=5.2%。由IP对照颗粒分析划分表[5], 该土样属于含砂低液限粉土。粉砂土沿黄河两岸分布, 地下水位较高, 塑性指数小, 渗透性较好, 含水量较大。
2.3 直接剪切试验
土体的抗剪强度是影响路基稳定性的主要因素。为了能真实地反映土样在工程现场的破坏过程, 采用快剪试验方法, 以0.8 mm/min的剪切速率施加剪力, 直至试样破坏。直剪试验采用ZJ型应变控制式直剪仪, 试样选用天然状态下的粉砂土, 竖向压力加载的原则根据工程的实际情况和实验室情况而定, 试验过程按照JTG E40—2007公路土工试验规程中无黏性土的快剪试验进行。
分别测定垂直压力为100、200、300、400 k Pa作用下的抗剪强度和剪切位移, 试验结果见表2。
粉砂土剪切位移、抗剪强度随施加压力变化的曲线如图3所示, 试验结果表明剪切位移与施加压力之间, 抗剪强度与施加压力之间均存在显著正相关关系 (P<0.05) , 相关系数均为0.99, 基本上呈线性增长关系, 剪切位移和抗剪强度均随压力的升高而增大。
由试验结果, 根据库仑定律确定抗剪强度参数———内摩擦角φ和黏聚力C, 可得本研究粉砂土的黏聚力C为7.5 k Pa, 内摩擦角φ为35.3°。
3 黄泛区粉砂土静力特性分析
不同地区土体的工程特性一般差异较大, 本研究选取沙漠地区风积沙[6—8], 及两种典型地区 (豫东平原区[9]、南京地区[10]) 广泛分布的黏性土为代表, 与本研究中开封境内黄泛区粉砂土做比较, 三者主要的物理力学性质指标如表3所示。
3.1 粉砂土和风积沙静力特性比较
开封地区粉砂土对比沙漠地区风积沙有如下特点。
粉砂土和风积沙在某些物理特性方面具有一定相似性, 如:两者绝大部分颗粒粒径大于0.074 mm, 曲率系数小, 级配不良, 黏粒含量少, 但两者在含水率、内聚力等物理力学性质上又具有较大的区别。
粉砂土天然含水率为9.4%~16.1%, 高于沙漠地区风积沙天然含水率 (0%~3.8%) [7]。这是由于沙漠地区降雨量小, 而且蒸发量极大, 而开封地区多为浅地下水, 土层含水率较高。
袁玉卿等[11]采用筛分试验研究了乌兰布和沙漠、塔克拉玛干沙漠和毛乌素沙漠沙洋的颗粒组成, 得出结论:沙漠地区风积沙的颗粒粒径多分布在0.074~0.25 mm, 比本研究粉砂土颗粒粒径范围 (0.074~1 mm) 小。西北地区较为干旱, 通过风化和风积沙颗粒之间的摩擦, 其风积沙颗粒比开封地区粉砂土的机械组成更细, 砂粒更均匀。
风积沙压缩系数小于0.1 MPa-1[6], 属于低压缩性土, 压缩变形小。粉砂土属于中等压缩性土。
黏结力和内摩擦角是反映土体抗剪强度的重要指标。若颗粒间黏结力低, 抗剪能力差, 在外力作用下易产生位移。风积沙的内聚力基本为零, 风积沙的剪切强度主要来自于颗粒间的摩擦力, 其颗粒间的摩擦力由颗粒的滑动摩擦、咬合摩擦和颗粒破碎效应组成[12]。张生辉选用新疆、内蒙、陕西3省 (区) 典型风积沙进行了剪切试验, 得出风积沙的内摩擦角在30°~38°之间[8]。
本研究中粉砂土内摩擦角平均35.3°, 和风积沙的内摩擦角大小相当。粉砂土的黏聚力为7.5k Pa, 天然状态下粉砂土具有一定的含水量, 毛细作用的存在有利于颗粒内部黏聚力的增加, 从而有利于抗剪切能力的提高。粉砂土的抗剪强度由黏聚力和内摩擦角共同决定。
风积沙具有松散无塑性的性质, 使它成型比较困难, 而且成型后的抗剪切性能也较差。粉砂土具有一定的黏结力和塑性指数 (IP=5.2) 。
3.2 粉砂土和黏性土静力特性比较
粉砂土的力学特性如液塑限、内摩擦角等与一般的黏性土差异较大, 这主要是由于两者物理特性具有较大的不同。黏性土的基本特点是颗粒粒径较小, 颗粒表面存在着吸附结合水, 且含有大量的亲水性黏土矿物。而粉砂土黏粒颗粒含量很少。
粉砂土平均松散密度为1.62~1.68 g·cm-3, 较黏土 (豫东平原1.70~1.90 g·cm-3[9], 南京地区1.71~1.93 g·cm-3[10]) 低, 因此, 采用粉砂土作为路基填料, 相对传统细粒黏性土路基, 能减小路堤自重产生的堤身压缩变形和地基在柔性路堤荷载作用下的压密沉陷, 这对防止路堤较高时过大的沉降及差异沉降具有积极意义。
粉砂土天然含水率较黏性土低, 且粉砂土具有良好的透水性, 土中黏粒很少, 沙粒表面活性较低, 无黏性, 渗透系数大, 相对于黏性土, 其水稳性较好。豫东平原区黏性土压缩系数0.3~0.6/MPa-1较豫东粉砂土高, 两者同属于中等压缩性土。
粉砂土内摩擦角35.3°远高于黏性土 (2.9°~4.8°) 。黏性土的抗剪强度主要由黏聚力组成。内摩擦角的大小受含水量和压实度的影响。豫东平原及南京地区黏性土平均天然含水率值均稍高于黄泛区粉砂土, 且黏粒含量越高, 结合水越多。水在黏性土颗粒之间可起到一定的润滑作用。
由表3, 豫东平原区及南京地区黏性土的液限均显著高于豫东黄泛区粉砂土。根据《公路土工试验规程》 (JTG E40—2007) 中对于工程土质的分类标准, 豫东平原广泛分布的黏性土主要属低液限黏土, 由黄河、淮河冲积形成。粉砂土属于含砂低液限粉土。
粉砂土塑性指数5.2, 说明其含有一定的塑性成分, 但塑性指数低于一般黏性土。
由上述可知, 豫东黄泛区粉砂土与我国西北沙漠地区的风积沙、中原地区和南京地区广泛分布的黏性土, 在物理力学特性上均有显著的不同。风积沙、粉砂土、一般黏性土三者, 液限和塑性指数为明显升高的趋势。三者抗剪强度 (黏聚力、内摩擦角) 也差别较大。
含水率、压缩系数、内摩擦角及液塑限等物理力学特性均是工程施工质量控制的重要因素。根据本文试验所得粉砂土的静力特性, 可采取一定的工程措施提高粉砂土做为结构层的强度, 以达到较好的工程效果。
4 结论
粉砂土是中原黄泛区特有的一种土质, 对其物理力学性质的研究目前尚不完善。通过粉砂土静力特性的试验研究, 表明其工程特性具有如下特点。
(1) 粉砂土压缩系数为0.31 MPa-1, 属中等压缩性土。
(2) 通过液塑限联合测定得其液限、塑限、塑性指数分别为15.3%、10.1%、5.2。该粉砂土土样属于含砂低液限粉土。
(3) 在加载压力 (100~400 k Pa) 范围内, 剪切位移和抗剪强度均随压力的增加而增大, 基本上呈线性增长关系。粉砂土的抗剪强度参数为:内摩擦角35.3°, 凝聚力7.5k Pa。
(4) 开封地区粉砂土和我国西北沙漠地区的风积沙、及一般黏性土, 在物理力学特性上均有显著的不同。
试验所得粉砂土的静力特性, 对于黄河两岸及周边地区高速公路的施工和质量控制具有重要的指导意义。
摘要：以河南开封地区粉砂土为研究对象, 研究其静力特性, 进行了固结试验、液塑限试验和直接剪切试验。试验结果表明, 粉砂土的压缩系数为0.3 MPa-1, 属中等压缩性土。粉砂土液限为15.3%, 塑限为10.1%, 塑性指数为5.2, 属于含砂低液限粉土。粉砂土的内摩擦角为35.3°, 黏聚力为7.5 kPa。并选取沙漠地区风积沙, 及豫东平原区和南京地区广泛分布的黏性土为代表, 与研究中黄泛区粉砂土的静力特性做比较。
关键词：粉砂土,固结试验,液塑限试验,直剪试验,黄泛区
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静力特性 篇4
关键词：桥梁地基,静力触探,土质层,双桥曲线
在当前的桥梁工程建设实践过程中, 由于漏振、漏浆等浇注原因, 以及土质层选择不当带来了桥梁地基内部诸多质量问题, 这使桥梁承载力脆弱, 结构稳定性较差。所以采取一种科学有效的方法来鉴别地基结构中存在的问题并进行及时的加固处理, 是一个亟待解决的重要问题。随着科研水平的提升和实验能力的深化, 目前该行业的科研工作人员制定了一种全新的技术方案:通过静力触探特性及碎石柱加固来保证桥梁地基质量状况。在该方案中, 静力触探特性技术运用的原理就在于通过内部装有传感器的触探头在不同土质所受阻力通过绕数据仪表显示出来, 从而确定土层剖面的质量状况, 以及为浅基承载力和桩端持力层的选择进行确认, 相关的具体特性阐述和应用分析见下文所示。
1 静力触探特性
1.1 静力触探测试原理
静力触探测试的基本原理是:在相同技术参数情况下, 通过静力在桩基中传播的时间和速度, 接收到的阻力成像振幅和频率等参考量的相对变化, 来判定土质层质量情况。当基本参数确定的情况下, 静力触探的探头以均匀传播速度钻入土质层, 所受力范围内的土质层会对探头产生较大摩擦阻力。在通常情况下, 土质层的承载力和力学性质与土层中贯入阻力之间呈现正相关, 当贯入阻力较大时, 相应的承载力就高, 土质层也坚硬;反之, 承载力低, 土质层疲软。在实际施工操作中, 通过静力触探贯入阻力与土质层承载力数理统计分析, 可以确定相应的碎石桩加固处理数据[1]。
1.2 各类土质层的静探双桥曲线特征
由于静力触探的探头在不同的土质层所受到的阻力不同, 由此绘出的静探双桥曲线在波幅、波长及波形上出现不同程度的变化, 彼此间存在明显差异。
(1) 粘土:qc曲线平缓柔和, 无明显波形凸起, 突峰位置略微向右偏, fs曲线稍有突峰, 出现在右侧曲线处, Rf平均值通常要在2.5-3.0之间。
(2) 粉质粘土:qc曲线平缓柔和, 有显波形凸起, 突峰位置略微向右偏, fs曲线稍有突峰, 与qc曲线距离较近, 大部位于qc曲线右侧局部交叉越过左侧, Rf平均值通常在1.0-2.5之间。
(3) 粉土:qc值较高, 曲线呈钝锯齿状, 齿峰平缓柔和, 通常情况下fs曲线处于qc曲线右侧位置, Rf平均值一般在0.8-2.0之间。
(4) 粉细砂:qc值较高, 曲线呈尖锐锯齿状, 通常情况曲线尖峰处于qc曲线左侧位置;细砂中qc曲线和fs曲线的尖齿特征显著。Rf平均值一般在0.7-1.3之间。
借助于静力触探探头, 并在长期实践总结的基础上, 平均锥尖阻力qc和侧壁摩阻力fs以及摩阻比Rf之间有着相应的换算关系。
1.3 地基承载力和压缩模量确定
借助于静力触探仪器可以测定出各土质层的力学特质, 得出相应的地质层的承载力。因此, 通过静力触探可以建立与地基承载力和压缩模量之间的相互关系。具体静力触探换算经验公式如下[3]:
fak=0.01×1.2qc+82.9 (粉砂)
fak=16.2 (qc×1.2/100) 0.63+14.4 (系数0.75~0.9) (粉土)
fak=26.9+1.2×0.104qc (系数0.9~0.95) (粘性土)
Es=3.72×1.2qc+1262 (k Pa)
2 碎石桩复合地基承载效果分析
为了更好的表达静力触探在桥梁地基检测中的应用效果, 通过碎石桩加固完成后桩身的荷载重力实验来进行验证。在土质钻探过程会遇到不同级别的颗粒砂石, 直径范围大小为1-3cm左右, 当钻探深入至3m以下时, 所遇见碎石分布均匀, 静力触探仪器示数显示为N62.5的平均值为10.25, 加固后地基承载力通过静力触探实验数值为125Pa。通过静力触探仪器实验, 设定碎石桩地基载荷面积为3.5m2, 最大沉降量在14.55mm, 回弹值最大上限为2.25mm。根据江阴大桥的规范标准设计数据:桥梁地基承载力数值为145k Pa。
根据碎石桩复合地基承载力数值计算公式[4]:
长期以来, 由于技术方面的限制性, 对于桥梁地基静力触探特性及碎石柱加固的研究还处于一个相对浅显的地步, 研究的途径较为简单:通过强度系数和外观形状来进行相应评估。但是该评估手段会因实际经验带来的主观因素影响到最终的结果, 同时这样的方案也不够准确。此外, 虽然通过强度系数可以测定桥梁地基表层的质量优劣, 但是对于内部深层状况却无从知晓。然而, 具备实用性功能的静力触探仪器可以帮助解决这一难题, 静力触探仪器构造特殊, 内置传感器, 结构上采用双探头声波接收和发射的双向模式。使用该检测设备后, 得出相应数值, 并根据上述公式计算出相应的碎石桩复合地基承载力数值。不过在进行静力触探检测时, 需要注意检测过程必须正确使用耦合构件, 耦合的好坏直接影响仪器测量数据的准确程度。静力触探可以分析出土质的相应情况, 区分出粉质黏土, 淤泥质黏土等相关类型。此外, 经过实验现场勘测数据和理论公式计算数据相互比照, 可以更准确合理的来判定桥梁地基碎石柱加固后其承载力的安全性。
3 结语
通过静力触探可以更为有效地检测出地基土质层结构的质量优劣, 确定内部缺陷所在位置。虽然静力触探在应用范围还有待更多的推进, 但其在碎石桩复合地基承载力上效果明显。在密实度较低的桩基内部结构中, 静力触探可以更好的鉴别出土质层的质量状况。碎石桩的加固需要静力触探提供数据作为实施依据, 碎石桩加固完成后桩身的荷载重力就得到提升, 相应的桥梁承载力就得到保障。当然, 在实际应用过程中, 最好的方案是将静力触探与地质前期勘察这两种技术结合起来, 才能更为全面和准确地测定土质层内部结构是否存在质量缺陷以及所存在的具体位置。超静力触探技术作为一种全新的土质层检测方法, 实用性上优越于传统的方案, 并且检测运行过程中所表现出的稳定性、智能性、高效性等特点得到了业界一致好评。
参考文献
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静力特性 篇5
把预应力技术引入网架结构而形成的新型预应力大跨度空间结构称为预应力网架。预应力网架同普通网架相比具有节约钢材、减少室内冗余空间、增加跨度等优点, 经济效益非常显著。近十余年, 我国对预应力网架结构形式的探讨相当活跃。既对国外已应用的新结构体系进行研究和改进, 又开发了自己创新的结构形式。有预应力盆式网架、拉索法预应力组合网架、预应力空腹网架等。
本文采用ANSYS有限元分析软件建立预应力网架模型, 对网架在预应力下进行静力分析, 并和普通网架进行对比, 观察网架在预应力下的变形、位移和内力的特点。
1 网架有限元模型的建立
1.1 模型的简化与假设
1) 拉索、网架均为理想弹性体;2) 网架节点均为空间铰接节点, 其刚度影响可忽略, 杆件只承受轴向力;3) 网架变形均为小变形, 忽略几何非线性的影响;4) 预应力索为理想柔性体, 不能受弯或受压, 只能受拉, 按索单元考虑, 忽略其非线性特性。
1.2 模型的建立
模型采用2.7m×2.7m的正放四角锥网架, 上弦四点支撑, 网格尺寸为0.3m×0.3m, 网架高度为0.1m。网架杆件均采用φ17×1.7钢管, 预应力索采用2φ5钢绞线。在网架下弦平面内布置对角线索, 用定义初始应变的方法对索施加预应力。普通网架的模型同上述预应力网架, 除去预应力索。
在ANSYS中建立的有限元模型如图1所示:
2 静力分析
2.1 单元、材料及实常数的确定
网架杆件采用link8单元, 这种三维杆单元是沿轴力方向的拉压单元, 每个节点有三个自由度, 本单元不承受弯矩。拉索采用link10单元, 该单元是一个轴向仅受拉或仅受压杆单元, 它可以很好的模拟索的静力问题, 每个节点也有三个自由度。有限元模型种, 需要定义材料的密度、弹性模量、泊松比。
实常数对于link8单元需要输入截面积, 对于link10单元除输入截面积外还需要输入初始应变。
2.2 施加载荷
对模型上弦节点施加竖直向下的0.5KN的集中力, 对预应力网架的两根索施加3KN的预应力 (建模时给索赋予了等值的初始应变) 。
2.3 计算结果处理与分析
2.3.1 预应力网架的变形
经过ANSYS模拟分析后, 网架的变形如图2所示, 由图2可知该预应力网架的挠度在中部达到最大, 向四周逐渐减小, 支座位移为零, 支座附近出现Z轴正方向的位移, 这基本符合网架的位移变化形态。
2.3.2 预应力网架的节点位移和单元内力
现提取预应力网架上弦对角线节点位移和相对应的同普通网架节点进行对比, 结果如图3所示。
分别取预应力网架和普通网架的三组单元应力进行比较, 列入表1中, 三组单元分别为上弦杆、下弦杆和腹杆。
从图3可知, 虽然预应力并没有根本改变网架的位移变化形态, 但预应力却明显减少了网架的挠度。网架跨中最大挠度对比看, 普通网架为46.15mm, 而预应力网架只有35.58mm, 它比普通网架挠度减少网架的节点位移明显变小;预应力网架的单元内力同普通网架相比, 它比普通网架挠度减少23%。通过表1和表2可知, 不论是上弦杆、下弦杆还是腹杆, 预应力网架的绝大多数杆件应力都小于普通网架杆件应力, 即施加预应力后绝大部分杆件都变为卸载杆, 对网架整体都产生了卸载效应, 当然预应力网架的杆件应力分布规律还基本上与普通网架相似。
3 动力分析
在结构动力学分析中, 模态理论分析是基础在结构动力学分析中, 模态分析理论是基础, 它主要用于计算模型固有模态的两个基本参数:固有频率和模态振型。它们表明了系统自由振动的特性, 对于给定的系统, 其振型向量的比值与固有频率都取决于系统物理参数, 是系统固有的。如果知道了结构的固有频率, 便可以在设计与改进时使结构的固有频率避开其在使用过程中的外部激振频率。
ANSYS具有强大的模态分析功能, 它提供了包括Sus pace (子空间法) 、Reduced (缩减法) 、Damped (阻尼法) 等7种模态提取方法。本文采用LANB法计算预应力网架的前12阶固有频率, 并且与普通网架进行对比, 如图4所示:
通过图4, 我们可以发现预应力网架的固有频率除第一阶少有差别之外, 其它阶频率跟普通网架频率几乎相等, 这说明, 该预应力网架的振动特性跟普通网架相差不多。
现提取该网架的前四阶阵型图, 观察其振动情况, 如图5所示:
通过前四阶振型图可知, 预应力网架振兴主要为竖向振型, 在中部的中间交点处及靠近支座的一排连接杆上动应力较大, 这与普通网架的振动特点也基本上相同。
4 结语
通过以上分析可知预应力网架的内力分布规律和变形规律同普通网架基本相同, 网架在施加上预应力以后网架挠度明显减小, 杆件内力进行了重分配, 大部分杆件内力减小。总之通过以上的静力分析可知在网架上施加预应力可提高网架刚度, 减少网架高度, 进而达到节约钢材、增加网架跨度、减少室内冗余空间等经济效益。
而在动力特性方面, 预应力网架的固有频率以及振兴特点跟普通网架差别甚小, 这说明预应力对网架的模态分析影响很小。
摘要：空间网架结构是杆件按照一定的规律布置, 通过节点连接而成的网格状空间杆系结构。因其具有重量轻、跨度大、整体刚度好、抗震性能好、造型美观、现场施工周期短、可工业化生产等优点, 在大跨度工业厂房、候机楼、体育馆等各类建筑中获得了广泛的应用。
关键词：网架,静力,内力,振型频率
参考文献
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静力特性 篇6
1 试验仪器及方法
研究土与结构物接触面特性基本上都是通过相关的试验, 根据试验结果建立本构模型, 并将其应用到实际工程中。就目前的研究成果来看, 采用不同的试验仪器和不同的方法所得的结果差异较大。研究土与混凝土 (或钢材等) 接触面力学特性, 常用的主要是直剪试验和单剪试验。
1.1 直剪试验
最初对接触面的力学特性进行研究采用的是盒式直剪仪。常用的盒式直剪仪简单易于操作, 但存在接触面面积逐渐减小、应力条件不明确、人为限定接触面的破坏位置等缺点。目前, 在国外很多国家仅用其进行慢剪试验, 因为对于渗透性较大的土, 进行快剪试验时, 所得的总应力强度指标偏大。
为此, 许多学者试图改进仪器来克服盒式直剪仪的缺陷。如, Desai[1]的双自由度循环剪力仪解决了人为限制剪切面和开缝漏土的缺陷;Brandt[2]采用大型合成直剪仪进行试验研究后发现在盒式直剪仪上荷载与位移两者的外部与内部量测值之间存在显著差异;Jewell[3]的对称直剪仪克服了常规直剪仪存在的旋转问题, 从而使剪切面应力变得较为均匀等等。
1.2 单剪试验
将直剪仪的上剪切盒改进为重叠的矩形金属环, 即为单剪仪。单剪试验过程中, 接触面破坏位置不固定, 且接触面面积不变。这样就可以克服直剪仪不能控制排水条件及人为限定接触面破坏位置等缺点。
单剪仪同三轴试验相比较为简便, 是一种目前较为实用的研究土与结构接触面静力学特性的仪器。Uesugi等用单剪仪对砂与钢板接触面的静力学特性进行了深入研究。Fakharian等利用接触面三维试验设备 (CCDSSI) 进行了砂和钢板的接触面力学特性研究。张冬霁等[4]进行了较为详尽的土与不同结构接触面特性的单剪试验。
单剪仪可避免直剪仪的诸多局限, 但常见的单剪仪尺寸较小, 由于尺寸效应会对试验效果产生较大的影响, 高俊合等进行了大型单剪试验, 冯皎等[10]也利用自制的大型单剪仪进行了单剪试验, 试验结果表明单剪仪器操作简便, 而且解决了接触面理论中的一些难点问题。
1.3 扭剪试验
直剪和单剪试验均存在剪切过程中应力应变分布不均匀等问题, 因此有学者采用扭剪试验, 以解决该问题。Desai的双自由度循环剪力仪将环形混凝土试件放在砂试件之上施加静力或循环扭矩, 解决了人为限制剪切面和开缝漏土的缺陷。李万红在三轴扭剪仪上将砂样放于混凝土制件底座上进行了扭剪试验。但是扭剪试验也有试样制作复杂、接触面变形不易量测等局限性。Desai的扭剪试验就是由于界面处土体密度和应力变化较大且无法测出, 影响试验效果。因此扭剪试验并未能够推广应用。
2 尺寸效应
由于常规的直剪和单剪试验所用试样尺寸较小, 剪切时的应力状态不明确, 试验结果受尺寸效应影响显著, 难以模拟土体与结构接触面的实际应力状态。为此越来越多的学者开始研制大型的直剪和单剪试验装置并选择合理的试样尺寸。据Desai研究, 当土样高宽比H/B=0.17时, 接触面法向应力达到所施加的法向应力的90%, 可满足要求。Desai、殷宗泽、张嘎等人都研制了大型的单剪仪, 其中以高俊合等的单剪试验最具代表性, 其土样尺寸达44.5cm×44.5cm, 通过试验得到剪切破坏带及其厚度, 并通过对两种不同尺寸土样与混凝土接触面特性单剪试验结果对比分析发现试验结果受尺寸效应影响相当明显: (1) 相同剪应力作用下小尺寸土样的应变较小; (2) 土样破坏时, 大尺寸土样的相对位移较大, 且相对位移与尺寸L成反比; (3) 两种土样的接触面摩擦角都随法向应力增大而减小, 但小尺寸土样减小速率较慢, 因此破坏时小尺寸土样的接触面摩擦角偏小。
究竟试样尺寸多大时可以消除尺寸效应或将其影响降到最低, 目前还没有学者得出令人信服的结论, 因此该问题还有待于进一步深入的研究。
3 缩尺效应
缩尺效应是指岩土试件的尺寸或岩土体受荷载作用的大小对岩土的力学性质的影响。国内外对土料缩尺效应的研究已较多, 但接触面力学特性的缩尺效应方面的研究相关成果还比较少。胡黎明等[5]对粗粒料与混凝土板接触面分别进行了试样缩尺和粒径缩尺试验, 得到了缩尺前后的接触面强度与变形特性。试验结果表明试样缩尺和粒径缩尺对接触面力学特性的影响如下。 (1) 粒径缩尺后的接触面强度会降低, 同时初始剪切模量则有所增长, 其影响不能忽略; (2) 当试样与粗粒料最大粒径之比大于一定值时, 试样缩尺的影响很小。
4 材料表面粗糙度
接触面的相对粗糙程度, 接触材料的颗粒级配、形状以及作用在接触面上的正应力是影响接触面抗剪强度的主要因素。研究表明, 接触面粗糙度的大小与接触面的抗剪强度成正比, 当粗糙度增大到一定值时, 抗剪强度不再增加或者增加的幅度很小, 其值接近于或稍大于土样的抗剪强度, 此时, 其强度和变形都达到了土样的极限值。胡黎明[6]等利用改进的直剪仪进行了砂土与结构物的接触面剪切试验, 试验成果表明, 土与结构物接触面相对粗糙度存在一临界值, 相对粗糙度大于此临界值时, 土体与结构视为粗糙接触面, 接触面的破坏由剪切边缘向散粒体内部发展形成剪切带, 剪切带内土颗粒剪切位移较大, 并伴有应变软化和剪胀等特征;相对粗糙度小于此临界值时, 土体与结构物视为光滑接触, 则剪切破坏形式为滑动剪切破坏。
5 法向应力
早在1961年Potyondy[7]等就通过试验得出, 接触面摩擦角和砂土的内摩擦角随法向应力的增加而增加, 但其比值基本不变且小于1。Acar也得到了同样的结论。张嘎等[8]提出在单调和循环剪切条件下粗粒土与结构接触面的抗剪强度与法向应力近似成线性关系。张丙印等进行单剪试验得出随着法向应力的增加, 法向变形由最初的剪胀逐步转变为剪缩这一结论。
6 土的性质
不同土体的接触面特性及参数取值并不相同, 以往的试验研究中采用的主要材料还是砂、黏土、粗粒料等, 有关特殊土与结构接触面研究文献较少。刘学增[9]等针对上海深基坑工程一般穿越的典型地层, 利用直剪仪进行了试验研究, 得到了不同土体与混凝土接触面剪切应力-变形关系、法向应力-变形关系、粘聚力和内摩擦角以及初始刚度系数, 从而为分析土体与混凝土相互作用提供了参数依据以及法向和切向的应力变形关系, 以达到准确模拟土与结构相互作用之目的。从已有的文献资料及研究成果来看, 特殊土与结构接触面的力学特性研究是今后研究的主要方向。
7 土密度的影响
Acar指出, 砂土的内摩擦角和接触面摩擦角随砂土的密度增大而增大, 但两者的比值不随密度变化。Kalhawy通过试验结果得出:砂土越密, 其与混凝土接触面的摩擦角越大。Desai也得到了接触面摩擦角随土样密度增大而增大的结果。这一因素的研究就目前来看相对还是比较少的, 还有待继续深入研究。
8 结语
影响土与结构接触面特性的因素较多, 以上所述的影响接触面特性的几种因素只是其中一部分, 其它还有如不同的结构物、土样的不同含水率以及土样的不同粒径级配等等, 也有学者对此等问题进行了研究, 限于本文的研究篇幅及内容有限在此就不再叙述。
参考文献
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静力特性 篇7
本文主要研究内容为拉索-铝合金预应力组合网架结构的静力性能, 选用实际工程里运用相对广泛的正放四角锥作为网架的基本形式;选用铝合金作为网架的基本材料;采用拉索与铝合金有机结合所形成的拉索-铝合金预应力组合网架结构作为主要研究对象;变换不同的布索方式;研究拉索-铝合金预应力组合网架在静力特性下的结构响应。
1 网架结构的有限元模型
1.1 ANSYS有限元软件
有限单元法作为数值分析计算方法是工程分析领域里应用较广泛的一种方法。本文采用的计算模拟软件为ANSYS14.0, 该软件在之前13.0基础上, 更进一步发展引领同类软件驶向新高度。一般ANSYS的分析步骤如下:
1) 建模:建立或导进己有的几何模型—赋予材料属性—网格划分
2) 施加荷载并进行求解:施加荷载—求解
3) 查看分析的结果:查看结果—检验结果
1.2 网架的假定与简化
1) 结构的材料均为理想弹性体;
2) 拉索和压杆均只能承受轴向拉压力, 不能承受弯矩、剪力;
3) 计算模型中索与弦杆、腹杆、支座之间连接的节点, 全看作空间铰接连结且各节点存在3个自由度, 建立模型时设定即可;
4) 拉索与压杆的材料特性符合应力—应变的胡克定律;
5) 静力等效原则。即正放四角锥上所承受的外荷载, 均布作用于该四角锥的上弦节点之上;
6) 所有杆件均符合小变形理论;
7) 索单元在模拟计算时总是呈受拉状态, 拉索采用两节点直线型杆单元模型, 荷载同样分配到节点上;
8) 索的轴向拉力保持不变。
1.3 网架模型单元截面及边界约束信息
1) 杆件实常数的确定
网架结构模型的建立关键是确定各弦杆、撑杆以及后面用到的预应力索的横截面积。在ANSYS软件里把这些索、杆所要输入的面积参数统称为材料实常数。本文确定模型截面尺寸采用《网架结构设计与施工规程 (JGJ7-91) 》的方法来选择杆件内力确定杆件截面大小。
2) 边界约束的确定
考虑网架结构实际的受力情况, 计算模型边界条件考虑约束上弦杆周边所有节点的竖向位移, 在网架平面对称轴处沿对称轴两侧各约束一个节点的平动自由度并且只约束垂直于对称轴方向的位移, 对平行于对称轴方向的位移不给予约束。
1.4 网架高度及网格尺寸的信息
1) 网架高度
网架高度也称为网架厚度h, 不仅对上下弦杆的内力、网架的刚度大小带来变化, 而且对腹杆长短以及结构的造价等方面带来一定的变化, 所以h的选择较为重要。
当网架高度升高, 杆件的内力大小与材料用量均能降低, 斜腹杆长短会变长导致材料用量的提高。在实际工程里往往为满足备料, 而控制弦杆截面尺寸大小, 因此网架高度又多了一个制约条件。故网架高度需先满足刚度要求, 以及经济指标然后进行反复比较来确定最后的高度。
我国工程实际经验显示, 一般取跨度的1/10~1/20为宜, 高的范围取跨度的1/0~1/30, 有些资料结论认为最优宜取跨度的1/8~1/12。本文所取网架高度在1/12~1/16之间。
2) 网格尺寸
网架上弦的几何尺寸对其造价有很大的影响, 会直接导致所用材料的多少, 故造价必然会随之变动。网格几何尺寸的大小与柱网尺寸、节点构造、屋面用材、建筑功能一系列综合条件而定夺的。
网架杆件端部的节点与柱子的搭接都是有要求的, 一般需要使其搭在柱头或按相应的要求搭在柱子之间, 所以对柱网尺寸需要给予考虑;基于节点构造要求, 斜腹杆和弦杆之间的角度成45度~55度适宜, 角度太大或者太小, 都会对节点的构造带来相当大的问题。故综合考虑建筑功能的要求, 如某些工程需吊顶, 此时尺寸过大则不经济。近些年, 随着计算机技术的发展, 已可助其进行优化来确定网架的几何尺寸, 以达到造价最低。
诸多因素条件会对网格的几何尺寸产生影响, 其中影响最大的要属柱距以及跨度。通常取跨度的1/6~1/20, 即网格数6~20左右。本文所取上弦网格尺寸为跨度的1/10~1/16之间。
1.5 网架有限元模型
采用ANSYS的APDL参数化建模, 全钢网架与全铝网架只存在质量密度与弹性模量的不同, 只需建立一种模型, 另一种在其基础上稍作修改即可。同时把活载按面积等效成作用在上弦杆节点处的集中荷载, 重力加速度考虑g=9.8m/s2, 对于预应力铝网架, 预应力拉索采用Link180单元模拟, Link180只承受拉, 不承受压力, 当其内存在有压应力时, 刚度便会丧失。
对所建立好的模型进行计算求解, 采用ANSYS一般后处理进行查看计算结果。对比相应杆件的内力、应力和挠度等。
本文网架选型选用的是正放四角锥, 该形式网架受力均匀, 施工方便, 空间刚度和与别的四角锥网架相比要大, 在大跨结构领域应用极为广泛。
1) 全钢正放四角锥网架
网架杆件采用Q345钢, 抗拉压强度设计值为f2=315N/m, 密度为ρ31=7850KN/m, 弹性模量为E21=2.06E11N/m, 屈服强度, 泊松比υ1=0.3网格尺寸lx=ly=3.0m, 上弦16×16网格 (45m×45m) , 网架高度z=3m。
全钢正放四角锥网架杆件截面尺寸:
网架上弦杆:选用规格为φP159×10的钢管构件, 截面面积为A=46.8e-4m2;
网架下弦杆:选用规格为φP133×6的钢管构件, 截面面积为A=23.9e-4m2;
网架腹杆:选用规格为φ133×6的钢管构件, 截面面积为A=23.9e-4m2;
2) 全铝正放四角锥网架
网架杆件采用6063T6铝合金[24], 抗拉压强度设计值为f=150N/m2密度为ρ2=2700KN/m3, 弹性模量为2E=7.17E10N/m2, 屈服强度fpy=177N/mm2, 泊松比υ2=0.3, 网格尺寸lx=ly=3.0m, 上弦16×16网格 (45m×45m) , 网架高度z=3m。
全铝正放四角锥网架杆件截面尺寸:
网架上弦杆:采用规格为φP159×10的铝管构件, 截面面积为A=46.8e-4m2;
网架下弦杆:采用规格为φP133×6的铝管构件, 截面面积为A=23.9e-4m2;
网架腹杆:采用规格为φ133×6的铝管构件, 截面面积为A=23.9e-4m2;
因网架结构固有的结构特性, 即节点多、单元数量庞大, 故建立模型时采用命令流APDL输入方法, 全钢正放四角锥网架与全铝正放四角锥有限元基本模型如图1和图2所示。
网格结构计算外荷载时, 一般考虑在其上面的恒荷载 (不包括网架自重) 和活荷载、网架自重、风载及温度荷载等因素, 本文结构模型为正放四角锥即为平板网架, 暂不考虑到风荷载的作用。
恒荷及活荷一般为面荷载。本文采用直接施加屋面荷载的方法, 先通过相关软件, 建立模型输入参数, 然后进行计算输出相应节点的“等效节点荷载”, 再来进行荷载组合。从而形成了上弦杆的“等效节点荷载”, 优点在于形成的单元数较少且可以提高ANSYS的运行速度, 软件的运行速度极快;同时在此后的荷载工况组合里, 荷载施加比较方便可直接调用。
本文网架屋面选材采用GRC板。GRC板材强度高、自重轻、且有良好的受力特性, 极限承载力为标准荷载近两倍。在荷载作用下, 抗变形能力强, 挠度变形较小, 裂度较低, 对两肋施加预应力后, GRC板的开裂时间延迟到标准荷载作用时间的近1.5倍, 并且卸去荷载后GRC板有较好的裂缝恢复性能。因此GRC板在网架中应用是非常理想的, 恒荷载标准值:2.1KN/m2, 活荷载标准值:0.5KN/m2。下列出部分网架屋面荷载等级见表1。
2 无拉索钢、铝网架静力分析对比
2.1 无拉索钢、铝网架静力分析
表2中括号内的的数字表示相应的节点或者单元号, 具体布置见图3、图4。
通过表2的分析结果统计, 可以得到, 在相同工况 (1.2恒载+1.4活载) 的作用下, 铝材正方四角锥网架的挠度相比于钢材正方四角锥网架的挠度要大, 其主要原因是铝材的弹性模量较钢材的要小, 铝材与钢材正方四角锥网架的最大挠度均出现在下弦平面的中间节点369位置。两种斜放四角锥网架的最大压应力均出现在刚性腹杆内, 均为第1395号单元, 但压应力值相比铝材正方四角锥网架钢材正方四角锥网架要小。从单元最大拉应力来看, 铝材正方四角锥网架的应力要小于钢材正方四角锥网架, 均发生在第578号单元上。由此可得, 考虑铝材所存在的优点 (自重小、美观、不易腐蚀) , 为减小其刚度小带来的挠度增大问题, 本论文采用在铝网架上布置预应力拉索来减小其挠度, 改善受力性能。
3 拉索-铝合金预应力组合网架结构的静力分析
我们设想给无拉索网架加上预应力拉索以改善网架结构的受力性能, 通过理论分析可以轻易得出, 在网架结构的下弦设置撑杆, 撑杆上布置预应力拉索, 拉索锚固在网架结构的上弦杆上, 撑杆充当一个弹性约束的作用, 传递预应力拉索产生的竖向分力, 这一作用直接的减小了网架的跨径, 使得网架结构的竖向刚度增大, 带来网架结构挠度的减小, 从而相应的减少网架上下弦杆的内力与应力, 间接的提高了网架的承载能力。平板网架是高次超静定体系, 在体系中的适当位置设置高强拉索, 并对施加预应力从而使结构达到内力重新布置, 而重点承受力的杆其内力峰值会有所下降[26]。即网架下弦布置适当的索且对其张拉, 网架结构会出现类似起拱形状, 此时结构上弦杆会相应产生拉力, 而在受到外载之后, 根据网架受力特性可知下弦受拉, 上弦受压, 而由于施加了预拉力, 上弦杆的内力由先前的拉力, 在受外载后逐渐变小甚至变成压力, 而对于斜杆来讲有些压力提高有些则降低, 最终, 使得该结构达到内力重分布。减小杆件受力增加结构卸载杆件的个数, 从而达到合理的控制挠度, 合理的经济造价。
一般预应力力网架结构形式, 如图5所示。
为了研究铝材-拉索正放四角锥网架结构的受力情况, 本文给出了几种不同的桁外布索方案, 对各种布索方式的网架进行对比受力分析, 不同的布索形式如图6所示。
(图A, B, C从左到右依次为矩形布索、交叉布索、边撑点井字布索, 图D, E, F, 从左到右依次为斜向布索、中撑点井字布索、多拉索布索)
预应力空间结构用索可分为钢丝绳、钢丝束、钢拉杆以及钢绞线。钢丝束拉索按形式可分成平行状与半平行状两种, 其基本组成成分钢丝选用热镀锌的高强钢丝 (5mm或7mm) , 在选择钢丝上宜选用低松弛、耐腐化、强度较高的钢丝本身的弹性模量和强度一般大于索抗拉强度和弹性模量, 拉索的强度等级换句话说就是钢丝抗拉强度标准值, 拉索破断力等于钢丝抗拉强度标准值和公称横截面截面积的乘积, 再乘相应的强度折减系数。
该模型选用半平行钢丝拉索, 其钢丝为5mm或7mm常用作其基本组成单位, 半平行钢丝索的内部钢丝排列很规律, 一般为对称切角六边形或六边形如图7所示。
桁外布索预应力索支撑杆件:同采用规格为φ133×6的钢管构件, 截面面积为A=23.9e-4m2, 支撑高度为1m;
预应力索:采用半平行钢丝拉索S7Z-37 (由37根7mm镀锌钢丝绞制) , 截面面积cA=1424mm2, 钢索直径D=60mm, 钢丝拉索密度为ρ=7865.16 KN/m3, 破坏荷载Pck=2240KN, 弹性模量Ep=1.8 e1 1N/m, 屈服强度fpy=1330N/mm2, 索膨胀系数为a=1.2e-5/℃。
3.1 预应力施加方法
在通用分析计算软件ANSYS中, 预应力的施加存在多种方法供使用人员选择, 最常见通用的方法有直接加载法、等效力法、等效应变法与等效温度法。
本文采用的是等效温度法, 通过设定各向异性的温度应变系数 (利用材料热胀冷缩的性能, 使材料产生收缩) , 在给定的温度变化下获得一定的应变, 从而产生想要达到的预应力效果。计算公式为σ=α (T2-T1) E。其中α为索单元的线膨胀系数, T2和T1分别为变化后和变化前的温度。
3.2 拉索-铝合金预应力组合网架结静力分析
3.2.1 无拉索铝网架与有拉索铝网架对比
由表3可以看出, 铝网架通过布置预应力拉索, 应力与挠度都有大幅度的减小, 加拉索的铝网架其最大挠度从没加拉索的21.1cm变为了18.4cm, 最大拉应力由142.9MPa变为了132.7Mpa, 最大压应力从45.7MPa变为41.1MPa。至此, 我们有理由相信, 通过更加合理的布索形式, 可以大幅度减小铝网架挠度, 凸显铝材优势。
3.2.2 预应力铝网架不同布索形式对比
本文对铝合金正放四角锥网架进行多种形式的布索并施加预拉力来进行静力的分析, 不同布索形式的拉索-铝合金预应力组合网架模型如图8、图9所示。
本文列举了相同空间网架不同预应力布索的一些例子。在进行预应力网架静力分析时, 先考虑相同的预应力值及变换撑杆高度对不同网架形式的静力影响。在本小节中, 采用荷载工况为1.2恒载 (DL) +1.4活载 (LL) , 并取施加在索上的预应力值P=100KN。通过有限元计算, 分析在预应力值度不变的条件下, 不同网架的位移、内力的情况。
由表4可得, 多拉索布索形式对于减少挠度较其他几种有较大的优势, 矩形布索形式减少的最少, 其他几种形式旗鼓相当;多拉索布索形式在有较大的挠度减少率的同时对于网架杆的应力也有相当大的帮助 (仅次于边撑点井字布索) , 即较少网架杆拉应力水平提高网架抗承载能力水平。
多拉索布索形式对于撑杆的增高对网架拉索的变化很小, 这表明对于多拉索布索形式, 增大撑杆十分有利于网架的受力, 对改善网架受力有很大的帮助, 从理论上讲, 是一种较为合理的布索形式。
由表5可得, 多拉索布索较其他布索方式对无拉索网架的挠度减少有较明显的优势, 在相同的外荷载作用下, 多拉索布索方式较无拉索网架减少近一倍的挠度与最大压应力, 从而体现出拉索对网架结构的承载能力的提高。
通过上面的分析可以得出, 多拉索布置在提高网架承载能力, 跨越能力方面较其他布置方式有较明显的优势, 从理论上讲, 是一种较为合理的布索形式。
4 结语
首先对比了全钢网架与全铝网架在静力方面的受力特性, 从计算结果可以得出:在相同跨径及荷载条件下, 铝网架自重轻杆件内力小。但是由于铝材的弹性模量较钢材小, 所以铝网架的挠度大于钢网架。其后分析研究了拉索-铝合金预应力组合网架的静力性能, 提出多种布索形式, 对比有预应力拉索网架与无预应力铝网架的挠度、杆件内力的差异, 比较了各种布索形式的静力性能, 得出在静力荷载作用下多拉索形式存在着较好的竖向刚度与承载能力, 是一种较好的结构形式, 证明了预应力拉索在减小挠度方面有较为明显的作用。
参考文献
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[2]李志强、雷光明.铝合金的特点及其在建筑结构中的应用[J].山西建筑, 2007, , 3 (29) 163~164.
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