荷载模型（精选9篇）
荷载模型 篇1
穹顶结构在载荷作用下的破坏形式与破坏过程, 以及如何有效提高结构承载能力和稳定性, 是目前钢结构研究的一个热点[1,2,3]。其基本的研究方法是建立一个合适的模型, 然后对模型中的杆件进行有限元分析[4]。这种方法具有一定的局限性:实际情况要比实验模型复杂的多, 所以建立的模型并不能对实际的建筑结构进行量化分析[5]。但是在一定程度上, 可以通过试验数据比较方便的找到杆与杆, 杆与载荷之间的联系[6]。通过概率论及数学分析的方法, 能够得出对应的估计值和相关系数, 这在实际工程中具有一定的参考价值[7]。
1六角星型穹顶模型设计及制作
结构模型试验在中国民航大学机场学院土木工程试验室进行。先将环向拉杆依次组装, 摆放在地面上调平临时拧紧。再在中央节点板与环向节点板间依次连接中心压杆和支座压杆。然后根据六根结构位置, 将组装好六角星型穹顶结构主体部分托起分别固定在各个柱顶支座V型板上。最后, 根据试验需要调整各个螺栓的拧紧程度。
2实验数据采集及分析
实验采用图1所示的六角星型穹顶结构模型, B、C、D、E、F、G为加载节点。在荷载缓和试验中, I和L节点之间连接有荷载缓和装置。荷载缓和装置由钢索和弹簧组成, 通过I、L节点与地基相连, 中央节点通过连杆和滑轮与钢索相连 (图1) 。
试验加载方式为节点处对称逐级加载和非对称逐级加载。在结构4、9、10、16号杆件上设置应变片, 利用DH5908型动态应变测试系统进行试验数据采集, 采样频率100HZ。逐级加载模拟阶跃荷载, 每级荷载时间间隔约15s, 加载开始后持续加载直至结构破坏。
2.1无荷载缓和装置对称加载试验结果
由图2可以看出, 施加第一级荷载时, 杆件16产生较大的应变;施加第二级荷载后, 各杆件产生很大的瞬时应变, 结构整体破坏。结合节点板G的竖向位移明显高于其它各节点板的现象可以得出, 该破坏属于局部节点板失稳导致的结构整体破坏。破坏时由于节点板G的快速失稳使杆件16和杆件4均产生了较大的应变, 导致结构向一侧倾覆发生整体破坏。
从结构破坏时的荷载来看, 局部节点的失稳大大降低了结构的整体承载能力, 使结构未达到极限承载能力便发生破坏。不难得出, 局部节点的稳定性对结构的整体承载能力有重要影响。
2.2有荷载缓和装置非对称加载试验结果
试验二采用E、D、F节点单侧加载。由图3可以看出, 各测试杆件的应变变化较为稳定, 破坏时也未出现试验一中应变剧烈变化的现象。可见, 改善结构的受力情况 (避开不理节点G) 后, 结构的整体稳定性显著提高。
第一级、第二级加载时, 测试杆件产生了较大的应变, 随后的加载中, 应变变化较为稳定, 原因在于第二级加载后, 各节点板产生竖向位移, 荷载缓和装置起作用, 对荷载起到了较好的缓和作用, 抑制了各杆件的变形。
一侧受荷的情况下虽然避开了不利节点G, 提高了结构的承载能力, 但荷载的不对称性使结构整体产生了较大的不均匀变形, 实际工程中这种不均匀变形会影响结构的正常使用。
2.3有荷载缓和装置对称加载试验结果
从图4中, 可以看出, 在施加第二级荷载的时候, 结构内各杆件均有明显且剧烈的应变, 对比位移记录表, 几乎可以断定此时结构已经失稳, 但在之后的加载过程中, 结构的失稳并未继续发展, 各杆件的应变值趋于稳定。
本次实验中, 各个节点板并没有完全固定, 导致结构加载初期各个杆件均有较大的形变, 之后由于减震装置发挥功能, 分担了节点板上的载荷才使得结构没有发生倒塌。
综上, 荷载缓和装置能够有效增强结构的稳定性。
3结论
3.1最靠近结构中央的杆件, 应力应变状况规律性较弱。分析其原因, 结构中央的杆件强度对结构整体稳定性的贡献相对较低, 可推断其主要作用为维持结构的整体性。另外, 杆件应力应变曲线在结构加载到一定程度时, 有明显的恢复现象。
3.2从3次实验数据来看, 支座杆皆是应力变化最大杆件, 可见, 结构承载能力很大程度由支座杆件承担。提高其强度和连接刚度能有效提高结构承担能力。
参考文献
[1]郭彦林, 窦超.我国拱形钢结构设计理论研究现状与展望[J].建筑结构学报, 2012, 33 (7) :1-15.
[2]葛家琪, 王树, 张国军, 叶建国, 张庆亮, 王明珠.弦支穹顶预应力钢结构体系索与拉杆延性性能设计研究[J].建筑结构学报, 2007, 28 (6) :52-57.
[3]邹晶, 李元齐.钢结构住宅体系在我国的发展现状及存在问题[J].钢结构, 2007, 7 (22) :1-16.
[4]田伟.刚性单层网壳结构找形与稳定研究[D].杭州:浙江大学.2011.
[5]苏慈.大跨度刚性空间钢结构极限承载力研究[D].上海:同济大学, 2006.
[6]刘晓, 罗永峰.复杂大跨空间钢结构非线性有限元稳定分析[J].计算机辅助工程, 2007.16 (3) :25-29.
[7]周伟星.基于能量法的大跨度钢结构整体失稳模态判别方法及稳定极限承载力计算[D].上海:华南理工大学, 2012.
荷载模型 篇2
桩基预埋荷载箱法静荷载试验的桩基施工工艺
当前国内单桩承载力试验常用的方法有常规静荷载试验、高应变试验、预埋荷载箱法测试等方法.相对于其他方法而言,预埋荷载箱测试方法具有快速方便、测试结果较准确等优点,介绍了石马河特大桥因桩基地质情况及桩基施工方法而采用的预埋荷载箱测试法的`施工工艺.
作 者：李琦 向红斌 作者单位：湖南路桥二分公司,湖南,长沙,410004刊 名：湖南交通科技英文刊名：HUNAN COMMUNICATION SCIENCE AND TECHNOLOGY年，卷(期)：200935(3)分类号：U445.55+1关键词：桥梁工程 桩基 单桩承载力 预埋荷载箱测试法
荷载模型 篇3
进入21世纪，人类面临着人口、粮食、资源和环境的挑战[1]，尤其是城市日益增长的人口、交通密度储存能力的需要已经必然地增加了地下设施的应用。世界范围的经验表明[2]，地下设施是国家和城市经济结构的有生力量，地下设施能够连接城市建筑和有关的工业建筑。目前，国际上把“21世纪作为人类开发利用地下空间的年代”，城市地下工程的可持续发展势在必行。随着地下工程的发展，必然同时伴随着地下结构设计的荷载、模型、方法的确定等问题。
2 地下结构分类[3]
地下空间结构按结构形状分为：巨型框架结构、圆形结构、拱与直墙拱结构、薄壳结构、敞开式结构等。
地下空间的结构按土质状况分为:土层与岩层地下空间结构。
地下空间的结构按施工方法分为：敞开式(又称大开挖式)、暗挖式、盾构式、沉井式、连续墙式、沉箱(管)式、逆作式、顶管(箱)式等。
地下空间的结构按与地面建筑物的关系可分为：单建式结构和复建式结构。
地下空间的结构按埋深可划分为：潜埋与深埋地下结构。深浅的定义较为模糊，较为不严格的概念认为，地下空间开发深度分为浅层(≤10m)、次浅层(10m～30m)、次深层(30m～50m)、深层(≥50m)。深埋与浅埋的界限是十分必要的，但我国目前还没有统一的划分方法。
3 地下结构荷载[3]
地下结构所承受的荷载，按其作用特点及使用中可能出现的情况分为以下三类：永久(主要)荷载、可变(附加)荷载和偶然(特殊)荷载。
永久荷载也称为长期作用恒载，主要包括结构自重、回填土层重量、围岩压力、弹性抗力、静水压力(含浮力)、混凝土收缩和徐变影响力、预加应力及设备自重等。
可变荷载又分为基本可变荷载和其他可变荷载两类。基本可变荷载，即长期的、经常作用的变化荷载，如吊车荷载、设备重量、地下储油库的油压力、车辆、人群的荷载等。其他可变荷载，即非经常作用的变化荷载，如温度变化、施工荷载(施工机具、盾构千斤顶推力，注浆压力)等。
偶然荷载指偶然发生的荷载，如地震力和战时发生的武器爆炸冲击动荷载。
对于一个特定的地下结构，上述几种荷载不一定同时存在，设计中应根据荷载实际可能出现的情况进行组合。所谓荷载组合，是指将可能同时出现在地下结构上的荷载进行编组，取其最不利组合作为设计荷载，以最危险截面中最大内力值作为设计依据。
4 围岩压力的计算
围岩压力分为：围岩垂直压力，围岩水平压力和底部压力，它的确定方法有现场实测，理论计算，工程类比法。我国多采用工程类比法确定围岩压力，并采用现场实测和理论计算方法进行验算。由于围岩压力的计算有不同的模式，所以要确定围岩压力，首先要区分是深埋还是浅埋地下结构。[4]
因围岩压力的计算有不同模式，要确定围岩压力，首先要区分深埋和浅埋地下结构。对于公路隧道而言，可以按照经典围岩压力理论、地质条件、施工方法等因素综合判定埋深的界限：
式中，Hp为深埋与浅埋隧道分界深度；hp为荷载等效高度，hp=q/γ；q为深埋隧道分界垂直均布压力；r为围岩重度。
4.1 深埋结构围岩松动压力的计算
4.1.1 普氏理论计算法
假定围岩为松散体(围岩不同程度地被节理、裂隙等软弱结构面所切割)，是一种基于天然拱概念的围岩压力理论，即围岩的垂直均布压力为:
式中，b*为天然拱的半跨度；γ为围岩重度;c为岩石的黏聚力；f为普氏提出的岩石坚固性系数；φ*、φ分别为岩石的似摩擦角和内摩擦角；τ、σ分别为岩石的抗剪强度和剪切破坏时的正应力。
作用在结构上的围岩侧向压力可以按照朗肯主动土压力理论计算，围岩侧向压力沿高度线性变化(见图1)：
式中，ht为洞室高度。
4.1.2 用我国公(铁)路隧道推荐围岩压力计算方法计算竖向均布压力
其计算公式为：
式中，q为竖向均布压力；γ为围岩容重；S为围岩级别，若围岩属于V级，则S=5;W为宽度影响系数，W=1+i(B-5）;i为B每增减时的围岩压力的增减率，当B<5m时，取i=0.2;B>5m时，可取i=0.1。
4.2 浅埋结构围岩压力的计算[4]
1）当h≤ha时，忽略滑动面上的阻力，故作用在隧道衬砌上的垂直压力等于上覆土柱的全部重力，并视为匀布分布，则：
围岩水平均布压力
式中，h为隧道埋深，m；λ为侧压力系数，λ=tan2(45°-φ/2)；H为坑道高度；φc为围岩计算摩擦角。
2）当ha<h<Hp时
式中，γ为围岩重度，kN/m3;h为隧道覆盖深度，m;Bt为坑道宽度，m;Ht为坑道高度，m；θ为顶板土柱两侧摩擦角；φc为围岩计算摩擦角。β为产生最大推力的破裂角：
作用在支护结构两侧的水平侧压力为：e1=γhλ，e2=γHλ
则：侧压力的均布压力为：
4.3 空间洞室围岩压力确定[4]
圆形或矩形的空间洞室的围岩压力，一般按平面洞室的围岩压力乘以考虑空间作用的降低系数来确定，其计算跨度取圆形直径或矩形短边。一般对于平面为正方形拱顶或圆形穹顶取β=0.828,对于平面为矩形拱顶，其中，B为矩形宽度。
4.4 围岩弹性抗力
地下结构除承受主动荷载作用外，还承受一种被动荷载，即围岩的弹性抗力。围岩弹性抗力的存在是地下结构区别于地面结构的显著特点之一。地下结构在外力作用下，其变形要受围岩的约束。因此，在地下结构设计时必须考虑结构与围岩之间的相互作用，这也使得地下结构设计与计算变得复杂；另外，由于围岩弹性抗力的存在，限制了结构的变形，以致结构的受力条件得以改善，使其变形小而承载能力有所增加。
当前确定围岩弹性抗力大小的和其作用范围(抗力区)，主要有两种理论：局部变形理论和共同变形理论，共同变形理论较为合理，但由于局部变形理论计算较为简单，且一般能够满足工程精度要求，所以目前多采用局部变形理论计算弹性抗力。
在局部变形理论中，以文克尔(E.Winkler)假设为基础，认为围岩弹性抗力与结构变位成正比，即
式中，σ为弹性抗力强度，MPa;k为围岩弹性抗力系数，MPa/m；δ为衬砌结构朝围岩方向的变位值，m。
5 地下结构设计模型与计算方法
5.1 地下结构内力计算常用计算模型
目前采用的地下结构设计方法主要有以下四种计算力学模型：
5.1.1 荷载-结构模型
荷载-结构模型认为围岩对支护结构的作用只是产生作用在结构上的荷载(包括主动的围岩压力和被动的弹性抗力)，以计算支护结构在荷载作用下的内力和变形的方法称为荷载-结构法。采用荷载结构模型时仿效地面结构的计算模式，即将荷载作用在结构上，用一般结构力学方法进行计算。应该注意的是，该模型仅适用于浅埋情况及围岩坍塌而出现松动压力的情况。[3]
5.1.2 地层结构模型
该模型主要用于由于围岩变形而引起的压力，压力值必须通过支护结构与围岩共同作用而求得，该模型反映了当前现代支护结构原理的一种计算方法，需采用岩石力学方法进行计算。
5.1.3 经验类比模型
参照以往的实践经验进行工程类比为主的经验设计法。[5]
5.1.4 连续介质模型
包括解析法和数值法。数值计算目前主要是有限元法。[5]
5.2 地下结构设计的计算方法
5.2.1 荷载结构法
地层对于地下结构作用只是产生作用在结构上的荷载(包括制动的地层土压力和被动的弹性地层抗力)，用结构力学方法计算衬砌在荷载作用下产生的内力和变形。[5]
1）拱形结构(贴壁式)
(1)曲墙拱结构。曲墙拱衬砌属超静定结构，计算方法采用“假定抗力法”。该结构被简化为主动荷载(垂直荷载大于侧向荷载)及弹性抗力共同作用下，支承在弹性地基上的无铰高拱。拱两侧弹性抗力按二次抛物线分布，最大抗力点为h点，值为σh。为了便于计算，可将基本结构分解为在主动外荷载和单位抗力(被动荷载)作用下的两个基本图式，分别计算出相应的截面内力和位移值，接着用迭加原理求出衬砌截面的总内力。具体步骤如下：
a.求出在主动荷载作用下衬砌截面的内力；
b.求在单位被动荷载σh=1(单位抗力)作用下截面f产生的结构内力；
c.求最大抗力σh值；
d.计算各截面最终的内力值；
e.计算的校核。
该计算方法优点是：比较接近地道式结构的实际受力状态，概念清晰，便于掌握；缺点是：弹性抗力图是假定的，而弹性抗力的分布应随衬砌的刚度、结构性状、主动外荷载的分布、围护结构与介质间的回填等因素而变化。这种方法只适用于结构和外荷载都对称的情况，而不适用于荷载分布显著不均匀或不对称的情况。[3]
(2)直墙拱结构。该方法将拱圈和边墙分开计算，将拱圈处理为弹性固定在边墙上的无铰平拱，边墙处理为搁置在弹性地基上的直梁，在拱脚和墙顶连接处应满足力的平衡条件和变形连续条件。拱圈的弹性抗力的分布按“假定抗力图形法”计算最大抗力点发生在墙顶。其值为σh。拱脚处抗力为σd，当Φ=75°>90°时，可把σd当作抗力最大值。边墙底部视为弹性地基上的刚性梁，侧面按其换算长度l0来确定为长梁(l0≥2.75m)，短梁(1m≤l0<2.75m)，刚性梁(l0<1m)。然后按初参数方程来计算墙顶截面位移及边墙各截面的内力。拱圈衬砌截面的内力计算方法及步骤与曲墙式衬砌相同。[4]
2）圆形结构
(1)整体式圆形结构
a.自由变形圆环法
当整体式圆管结构修建在松软的地层中，地层对结构的弹性抗力很小，故假定结构可自由变形，地基反力沿环的水平投影为均匀分布。其计算步骤为：荷载计算(环自重、竖向地层(单位宽)压力、地层水平(单位宽)压力、静水压、地基反力)、内力计算。
b.假定抗力法
衬砌结构在竖向荷载作用下，产生向地层方向的变形，从而引起弹性力。先假定圆管结构弹性抗力分布，然后通过竖向均布地层力作用、圆环自重作用、内水压力作用和外部静水压力作用下任意截面弯矩与轴力的计算公式。按查系数表法求得相应内力。
(2)装配式圆形结构
装配式圆形结构，应根据管片或砌块间连接构造以及所采用的施工方法，确定相应的计算方法。
3）框架结构。框架结构是平面变形问题，沿纵向取单位宽度，按闭合框架计算其结构内力。首先确定顶板上荷载、底板上荷载及侧壁的荷载。然后采用力矩分配法、迭代法或位移法求框架内力。
4）薄壳结构[5]
地下油库罐室、地下影剧院，不希望内部有柱墙支撑，采用穹顶式结构。穹顶也称为球面薄壳。
5.2.2 地层结构法
地层结构法把地下结构与地层作为一个受力变形的整体，按照连续介质力学原理来计算地下结构以及周围地层的变形。不仅计算出衬砌结构的内力和变形，而且计算出周围地层的应力。充分体现了周围地层与地下结构的相互作用，但是由于周围地层以及地层与结构相互作用模拟的复杂性，地层结构法目前尚处于发展阶段，在很多工程应用中，仅作为一种辅助手段。由于地层结构法相对荷载结构法，充分考虑了地下结构与周围地层的相互作用，结合具体的施工过程可以充分模拟地下结构以及周围地层在每一个施工工况的结构内力以及周围地层变形，更能符合工程实际。
地层结构法包括如下内容：地层合理化模拟、结构模拟、施工过程模拟以及施工过程中结构与周围地层的相互作用、地层与结构相互作用的模拟。
6 结语
各种设计模型和计算方法各有其使用场合，也有其自身的局限性。在目前条件下，地下结构的设计仍需在很大程度上依据经验和实测，同时，由于地下结构的设计受到各种复杂因素的影响，其中经验设计往往占据一定的位置，因而发展更完善的地下结构设计模型将是当务之急。
摘要：影响地下结构设计有众多因素,就地下结构设计中的荷载、模型及采取的方法进行介绍。
关键词：地下结构,围岩压力,计算模型
参考文献
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[2]F.Kirzhner and G.Rosenhouse.Numerical Analysis of TunnelDynamic Response to Earth Motions[J].Tunnelling andUnderground Space Technology,2000,15(3):249-258.
[3]朱建明,王树理,张忠苗.地下空间设计与实践[M].北京:中国建材工业出版社,2007.
[4]王海彦,密荣三,骆宪龙.地下结构设计的荷载、模型、方法的确定[J].石家庄铁路职业技术学院学报,2007,9(3):5-10.
建筑英语--荷载规范类 篇4
Permanent load永久荷载
Variable load可变荷载
Accidental load偶然荷载
Representative values of a load荷载代表值
Design reference period设计基准期
Characteristic value nominal value标准值
Combination value组合值
Frequent value频预值
Quasi-permanent value准永久值
Design value of a load荷载设计值
Load combination荷载组合Fundamental combination基本组合Accidental combination偶然组合Characteristic nominal combination标准组合Frequent combinations频遇组合Quasi-permanent combinations准永久组合Equivalent uniform load等效均布荷载
Tributary area从属面积
Dynamic coefficient动力系数
Reference snow pressure基本雪压
Reference window pressure基本风压
Terrain roughness地面粗燥度
IICode for Seismic Design of BuildingGB 5001-2001建筑抗震设计规范
Earthquake action地震作用
Seismic fortification intensity抗震设防烈度
Seismic fortification criteria抗震设防标准
Design parameters of ground motion设计地震动参数
Design basic acceleration of ground motion设计基本地震加速度
Design characteristic period of ground motion设计特征周期
Seismic concept design of building建筑抗震概念设计
Seismic fortification measures抗震措施
Details of seismic design抗震构造措施
Site场地
IIICode for Design of Steel StructuresGB 5001-2003钢结构设计规范
Strength强度
Load-carrying capability承载能力
Brittle fracture脆断（指钢结构在拉应力状态下没有出现警示性的塑性变形而突然发
生的脆性断裂）
Characteristic value of strength强度标准值（钢材屈服点和抗拉强度）
Design value of strength强度设计值
First order elastic analysis一阶弹性分析
Second order elastic analysis二阶弹性分析
Buckling屈曲（杆件或板件在轴心压力、弯矩、剪力单独或共同作用下突然发生与原受
力状态不符的较大变形而失去稳定）
Post-buckling strength of web plate腹板屈曲后强度（腹板屈曲后尚能保持承受荷载的能力）Normalized web slenderness通用高后比
Overall stability整体稳定
Effective width有效宽度
Effective width factor有效宽度系数
Effective length有效长度
Slenderness ratio长细比（构件长度与截面的回转半径比）
Equivalent Slenderness ratio换算长细比
Nodal bracing force支撑力
Unbraced frame无支撑纯框架
Frame braced with strong bracing system强支撑框架
Frame braced with weak bracing system弱支撑框架
Leaning column摇摆柱（框架内两端为铰接不能抵抗侧向荷载的柱）
Panel zone of column web柱腹板节点域
Spherical steel bearing球形钢支座
Couposite rubber and steel support橡胶支座
Chord member主管
Bracing member支管
Gap joint间隙节点
Overlap joint搭接节点
Uniplanar joint平面管节点
Multiplanar joint空间管节点
Built-up member组合构件
Composite steel and concrete beam钢与混泥土组合梁
IVDesign Code for Strengthening Concrete StructureGB 50367-2006
混泥土结构加固设计规范
Strengthening of existing structures已有结构加固
Existing structure member原构件
Important structure member重要构件
General structure member一般构件
Structure member strengthening with reinforced concrete增大截面加固法
Structure member strengthening with externally bonded steel frame外粘型钢加固法
Structure member strengthening with externally bonded reinforced materials复合截面加固法
Structure member confined by reinforcing wire绕丝加固法
Structure member strengthening with externally applied prestressing外加预应力加固法 Bonded rebars植筋（用专用结构胶粘剂将带肋钢筋锚固于基材混泥土中）
Structural adhesives结构胶粘剂（可承重，传力）
Fiber reinforced polymer（FRP）纤维复合材
Polymer mortar聚合物砂浆
Effective cross-section area有效截面积
Design working life for strengthening of existing structure or its member加固设计使用年限
VTechnical Code of Cold-formed Thin-wall Steel StructuresGB 50367-2006
冷弯薄壁型钢结构技术规范
Element板件（薄壁型钢杆件中相邻两纵边之间的平板部分）
Stiffened elements加劲板件（两纵边均与其他板件相连接）
Partially Stiffened elements部分加劲板
Unstiffened elements非加劲板
Uniformly compressed elements均匀受压板件
Non-Uniformly compressed elements
Sub-elements子板件
Width-to-thickness ratio宽厚比
Effective Width-to-thickness ratio有效宽厚比
Effect of cold forming冷弯效应（因冷弯引起钢材性能改变的现象）
Stressed skin action受力蒙皮作用（与支撑构件可靠连接的压型钢板体系所具有的抵
抗板自身平面内剪切变形的能力）
Flare groove welds喇叭形焊缝（连接圆角与圆角或圆角与平板间隙处的焊缝）
VITechnical Specification for Application of Architectural GlassJGJ 113-2009
建筑玻璃技术规范
Architectural Glass建筑玻璃
Strength on centre area of glass玻璃中部强度（荷载垂直玻璃板面，玻璃中部强度）Strength on border area of glass玻璃边缘强度
Strength on edge of glass玻璃端面强度
Single glass单片玻璃
Framed glazing有框玻璃
Roof glass屋面玻璃
Floor and stairway glazing地板玻璃
Front back clearance前部 后部余隙
Edge clearance边缘间隙
Edge cover潜入深度
VIITechnical Specification for Post-installed Fastenings in Concrete Structures
JGJ 145-2004混泥土结构后锚固技术规范
Post-installed fastening后锚固
Anchor锚栓
Expansion anchors膨胀型锚栓
Undercut anchors扩孔型锚栓
Bonded rebars化学植筋（以化学胶粘剂-----锚固胶 将钢筋固定于混泥土基材锚孔）Base material基材
Anchor group群锚
Fixture被连接件（被锚固于混泥土基材上的物件）
Anchor plate锚板
Failure mode破坏模型
Anchor failure锚栓破坏
Concrete cone failure混泥土锥体破坏
Combination failure混合型破坏
Concrete edge failure混泥土边缘破坏
Pryout failure剪撬破坏
Splitting failure劈裂破坏
Pull-out failure拔出破坏
Pull-through failure穿出破坏
Steel adhesive interface failure胶筋界面破坏
Adhesive concrete interface failure胶混界面破坏
Design working life设计使用年限
VIIICode of Design on Building Fire Protection and PreventionGB 50016---2006建筑设计防火规范
Fire resistance rating耐火极限
Non-combustible component不燃烧体
Difficult-combustible component难燃烧体
Combustible component燃烧体
Flash point闪点（在规定实验条件下，液体挥发的蒸汽与空气形成的混合物，遇火源
能发生闪燃的最低温度）
Lower explosion limit爆炸下限
Boiling spill oil沸溢性油品
Semi-basement半地下室
Multi-storied industrial building多层厂房（仓库）
High-rise industrial building高层厂房（仓库）
High racked storage高架仓库
Commercial service facilities商业服务网点
Important public buildings重要公共建筑
Open flame site明火地点
Sparking site散发火花地点
Safety exit安全出口
Enclosed staircase封闭楼梯间
Smoke-proof staircase防烟楼梯间
Fire compartment防火分区
Fire separation distance防火间距
Smoke bay防烟分区
Full water spout充实水柱（由水枪喷嘴起到射流90%的水柱水量穿过直径380mm圆孔
处的一段射流长度）
IXCode for Design of Concrete StructureGB 50010---2002混泥土结构设计规范
Concrete structure混泥土结构
Plain concrete structure素混泥土结构
Reinforced concrete structure钢筋混泥土结构
Prestressed Concrete structure预应力混泥土结构
Pretensioned prestressed Concrete structure先张法预应力混泥土结构
Post-tensioned prestressed Concrete structure后张法预应力混泥土结构
Cast-in-situ concrete structure现浇混泥土结构
Prefabricated concrete structure装配式混泥土结构
Assembled monolithic concrete structure装配整体式混泥土结构
Frame structure框架结构
Shearwall structure剪力墙结构
Frame-shearwall structure框架---剪力墙结构
Deep flexural member深度受弯构件
Deep beam深梁
Ordinary steel bar普通钢筋
Prestressing tendon预应力钢筋
Degree of reliability可靠度
Safety class安全等级
Load effect荷载效应
荷载模型 篇5
在桥梁的设计和管理中, 车桥之间的耦合作用占有重要的地位。近20年来, 由于桥梁及车辆的研究进展很快, 移动荷载的识别模拟研究成为解决桥梁动力响应的重要部分。但是由于荷载是移动的, 而且车辆本身也是带有质量的系统, 使桥梁车辆耦合系统的动力特性随着荷载位置的移动而不断变化, 这是桥梁的车辆激振问题的特点和复杂性所在, 给理论分析带来了极大的困难。
早期的研究对车辆的简化有以下几种形式:1) 将车辆荷载简化为集中力, 在梁上移动;2) 将车辆简化为移动质量;3) 将车辆简化为移动的简谐力;4) 将车辆看作是在桥梁上移动的弹簧上的质量。这几种简化方法中, 以移动弹簧上的质量模拟最为合理, 但也最为复杂, 而将车辆看作移动的集中力即移动荷载和移动质量这两种简化方式最为简单, 但是在对桥梁进行初步估算时不失为最简便、快捷的方法[1]。
本文主要计算和讨论标准跨径为32 m的高速铁路桥梁在移动荷载模型、移动质量模型、移动车轮加簧上质量模型以及四分之一车模型作用下的动力响应。通过分析桥梁在移动荷载模型、移动质量模型、移动车轮加簧上质量模型以及四分之一车模型下挠度变化曲线, 指出自重、惯性力、弹簧在桥梁挠度变形中起到的重要作用, 比较四种方法的可靠性及其适用条件, 以便选择出计算简单, 结果精确的一种建模方法。
1 模型的建立一
用四种模型模拟车辆匀速通过跨度为32 m简支梁的情形, 采用ANSYS软件建立相应模型, 对桥梁的动力响应进行仿真计算。模型忽略桥梁粗糙、不平顺的影响, 不考虑外界风载及地震的影响, 不考虑车的初始状态, 即认为车辆在理想的状态下运行通过桥面。为简化模型, 只以单轮模拟车辆, 即将车辆简化为单个移动荷载或质量。
现采用二维梁单元Beam3来模拟桥梁, 划分的单元数由荷载的移动速度和桥梁长度来决定。单元长度ΔL=L/N, 其中, L为桥梁的跨长;N为划分的单元数。这样, 荷载在单元之间的转换时间 (即从i节点变化到i+1节点) t=ΔL/v, 其中, v为移动荷载的速度。计算时, 划分单元数N=100。
在计算结构动态响应时, 时间步长Δt的选取是否合适, 对计算结果能否反映结构响应特征产生很大的影响。如果时间步长Δt太大, 有可能得到完全失真的响应曲线, 在如图1所示的响应曲线中, 如果步长不当, 将会得到如虚线所示的错误的响应曲线。
时间步长的选取应根据动态响应的振动周期频率来确定。由于三点确定一条抛物线, 因此为了真实描述结构动态响应, 在一个振动周期中应至少取五个点。如果设T是结构振动的周期, f是结构振动的频率, 那么结构动态响应计算的时间步长应取为:
本文采用桥梁模型基准数据如下:简支梁跨度L=32 m, 材料为50号混凝土, 弹性模量E=3.3×1010 N/m2, 箱形断面, 断面高度2.8 m, 断面宽度13 m, 截面积A=8.29 m2, 惯性矩I=8.6 m4, 密度ρ=2 500 kg/m3, 本文研究的是高速车辆与桥梁的动力响应, 采用的基准车速为300 km/h。以5 km/h的车速作为静态车速。
车辆质量、一系二系弹簧刚度及阻尼参数取为:车体质量35.8 t, 每个转向架质量5.36 t, 每个轮对质量1.877 t, K1=2 180 kN/m, C1=150 kN/ (m·s) , K2=760 kN/m, C2=1 500 kN/ (m·s) 。
2 模型的建立二
图2给出了移动荷载模型、移动质量模型、移动车轮加簧上质量模型以及四分之一车模型四种车模型对应不同车速状态下桥梁结构跨中的动态响应。表1给出了四种模型下桥梁跨中节点的最大动挠度, 对比四种不同车辆模型作用下桥梁振动响应的共同点。
mm
1) 四种模型都能体现跨中动态位移响应曲线的波动规律;2) 车辆以不同速度通过桥梁时, 四种车辆模型计算得到的桥梁跨中最大动挠度曲线的峰值点对应速度值相同。
从细节方面来看, 不同车辆模型得出的结果存在如下一些差别:1) 移动质量模型对比于其他三种模型桥梁跨中最大动挠度要略微大一点, 主要原因是移动质量惯性力作用下, 车辆参与振动的结果。2) 相对比于移动荷载模型和移动质量模型, 移动车轮加簧上质量模型以及四分之一车模型产生的动挠度要稍小一些, 说明改善车辆的减振弹簧可以优化桥梁的动力响应。3) 移动车轮加簧上质量车模型比四分之一车模型对应的桥梁跨中最大动挠度要略微大一点, 主要是由于考虑了轮胎的弹簧效应, 使得质量惯性的影响更为复杂且有减弱趋势。但因为车辆轮胎刚度相对于悬架弹簧刚度较大, 从而导致考虑轮胎刚度影响不大。
总体来说, 在速度比较低时, 四种模型作用下桥梁的动力响应曲线非常近似, 四种模型作用下桥梁结构动挠度的极值也几乎一致, 相差非常小, 虽然有一定的差别, 但对于桥梁的大致评估没有影响。随着速度的提高, 四种模型作用下桥梁的动力响应曲线出现微小的差距。
摘要：通过有限元软件ANSYS建立桥梁有限元模型, 通过分析桥梁在移动荷载模型、移动质量模型、移动车轮加簧上质量模型以及四分之一车模型下挠度变化曲线, 指出自重、惯性力、弹簧在桥梁挠度变形中起到的重要作用, 比较四种方法的可靠性及其适用条件。
关键词：高速车辆,简支桥梁,移动质量,有限元
参考文献
[1]夏禾, 张楠.车辆与结构动力相互作用[M].北京:科学出版社, 2005.
[2]曹雪琴, 刘必胜.桥梁结构动力学[M].北京:中国铁道出版社, 1987.
[3]顾戌华, 夏禾, 陈上有.高速车辆与简支桥梁的动力相互作用研究[J].甘肃科技, 2007 (23) :98-101.
[4]卿启湘.高速铁路无碴轨道——软岩路基系统动力特性研究[D].长沙:中南大学, 2005.
荷载模型 篇6
龙卷风的威力不仅在于其来无影去无踪,风速极快,而且在于其特殊的复杂的存在形式——漏斗平移结构,在其高速旋转的同时并进行平移运动,对建筑物,植物的作用形式不仅是普通风荷载的压应力作用形式,而且存在扭转力,吸力。
在我国目前也有很多学者在做龙卷风对房屋的荷载分析,但大都基于平面模型,如基于Rankine涡模型的分析[1],但这种分析仅仅是基于平面模型,而真实的龙卷风存在形式却是实实在在的三维立体形式,所以基于Rankine涡模型下对房屋的龙卷风荷载分析仅仅适用于平面分析不能做空间分析的依据。本文结合龙卷风漏斗结构所推出的龙卷风的三维速度场[2]以及其思想推导出漏斗平移模型下的房屋龙卷风荷载,而且本文基于龙卷风常存在的漏斗形式,即上大下小的螺旋结构进行计算分析,不同于Rankine涡平移模型的结构形式。
1 龙卷风螺旋结构的三维速度场描述
在柱坐标(r,θ,z)系下,取龙卷风的中心为原点,则相对应的速度为(vr,vθ,vz)。做以下方向规定,其中径向速度由中心向外为正,反之为负,且有
vz=2az (a>0,z<0) (1)
列出Boussinesq方程:
由于一般龙卷风结构都具有轴对称性,则有
其中,a为一个大于0的正常数,
该速度场表达出的龙卷风结构与基于Rankine涡模型的分析[1]有所不同,其形状为漏斗形,与真实的龙卷风结构相近似,即上大下小的气旋结构(见图1)。
2 考虑平移模式的龙卷风三维速度场
考虑到真实的龙卷风在以上涡旋场和急流场形成的模式下,还在沿平行于地面的平面内前进,即做平移运动,故下面将要讨论龙卷风在平移速度矢量
龙卷风三维速度场在加入平移速度矢量后表达式为:
设龙卷风所经之处地面附近大气压为pc,为已知量,且近似的将密度设为均值ρ,即假定为恒定流,故由能量守恒列出伯努利方程如下:
3龙卷风对房屋风吸力的计算
3.1房屋窗洞关闭情况下的房屋风吸力
取范围的平均风压,则:
3.2房屋窗洞开启情况下的房屋风吸力
其中,Af,Ab分别为迎风墙、背风墙开洞面积;pf,pb分别为迎风墙、背风墙的外部平均风压力。
4结语
由上述结果可看出龙卷风对房屋的风吸力作用与基于Ran-kine模型下的结果的不同在于基于漏斗的三维模型所求结果与z值有关,z值越大对房屋的风吸力越小,故风吸力对低矮房屋的作用力更大些。我国对于龙卷风的形态研究尚在初步阶段,对房屋的龙卷风荷载分析尚未有明确的规范,但我国也是龙卷风的多发国之一,因此,研究龙卷风对房屋结构的荷载分析及破坏形式,找出计算可参考的数据,参数可大大提高房屋结构的安全性,抵抗这来去无踪变化莫测的龙卷风就将不再是难题。
参考文献
[1]甘文举,何益斌.Rank ine涡平移模型下低层房屋龙卷风荷载的分析[J].四川建筑科学研究,2009,35(1):84-89.
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[3]付国宏,唐锦春.低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究[J].浙江大学,2002(5):26-27.
荷载模型 篇7
随着FRP在结构加固、修复中应用的日益广泛,FRP约束混凝土单调荷载下本构关系的研究较为成熟,其中J.G.Teng模型已被ACI采用,但是针对重复荷载下FRP约束混凝土滞回本构的研究却较少。图1中分别示意了普通混凝土、箍筋约束混凝土、FRP约束钢筋混凝土圆柱体和棱柱体在重复荷载作用下,卸载点应变与塑性残余应变之间的关系。
由图1可以看出:FRP约束混凝土柱卸载点应变与残余应变之间存在较好的线性关系;与普通混凝土、箍筋约束混凝土之间的差别较大,对应同一卸载应变,FRP约束混凝土的残余应变最小;在抗震分析中采用箍筋约束混凝土来代替FRP约束混凝土将带来较大的误差,因此有必要针对重复荷载下FRP约束混凝土的滞回本构进行更深入地研究。首先收集、整理了FRP约束钢筋混凝土圆柱试件在重复荷载下的试验数据,考察FRP约束混凝土卸载及再加载应力—应变曲线特征;通过对于试验结果的回归分析,分别建立了加、卸载准则的数学表达式,同时结合J.G.Teng单调本构模型,最终分别建立了FRP约束圆柱的滞回本构模型,为研究碳纤维约束混凝土构件的抗震性能奠定基础。
2单调荷载下FRP约束混凝土本构模型
Lam and Teng提出的应力—应变本构模型具有以下特点:1)应力—应变曲线的第一段为抛物线;2)应力—应变曲线的第二段为直线;3)第一段和第二段光滑相接;4)第二段直线段的延长线与应力轴的交点为无约束混凝土抗压强度;5)第二段直线段终止点为同时达到峰值抗压强度和应变时刻,峰值点应力—应变为:
其中,fcc,εcc分别为峰值点应力和应变;fc0,εc0分别为未约束混凝土的峰值应力和应变;fl为约束应力,按下式计算:
其中,ffrp为FRP的极限抗拉强度;tfrp为FRP的计算厚度;D为被约束混凝土圆柱体的直径。其应力—应变全曲线的表达式为:
σ=fc0+E2ε (εt≤ε≤εcc) (5)
其中,Ec为FRP约束混凝土弹性模量;E2为第二段直线段的斜率,其他参数意义同前。
3反复荷载下的加卸载准则
3.1 加卸载曲线的特征
加、卸载曲线的数学描述是滞回本构模型的重要基础,清华大学过镇海提出的普通混凝土加、卸载曲线规则得到广泛采用,数学表达式如下:
卸载段:
加载段:
其中,σu,εu分别为卸载时的应力和应变;σr,εr分别为再加载曲线与包络线相交点处的应力和应变;εp为应力卸载至零时的残余应变;ε0为峰值应力fc对应的应变。
为研究FRP约束混凝土圆柱体试件加卸载曲线的特征,选择典型FRP约束混凝土圆柱体试件,反复荷载作用下的应力—应变曲线如图2所示。由图2可以看出:1)随着应变幅值的增加,卸载初期圆柱体卸载曲线的模量变化较小,因为刚开始卸载时混凝土的横向变形较大,此时CFRP的约束作用较强;2)卸载后期曲线的模量退化很快,因为卸载后期混凝土的弹性横向变形得以恢复,从而导致CFRP的约束作用减弱,其应力—应变曲线明显变化,表现出未约束混凝土的特性;3)对于再加载曲线,随着荷载增加,CFRP的约束作用开始恢复,圆柱体试件的再加载曲线近似为直线;4)包裹两层CFRP的混凝土圆柱体试件,即使到很大变形,其卸载模量的退化程度也比包裹一层的试件要小。
3.2 卸载规则
过镇海卸载模型,首先需确定卸载点应变εu和残余应变εp关系。通过对J.G.Teng试验数据的回归分析,发现二者之间存在着较好的线性关系,其数学表达式如下:
εp=0.723εu-0.001 6 (εu>0.002) (10)
为得到式(8)中的形状控制参数n,通过分析试验结果中的卸载曲线形状,可得到圆柱体各试件卸载曲线的形状参数n与卸载点应变εu的关系,其数学表达式如下:
n=2.114+58.813εu (11)
综合上述分析结果,可得CFRP约束混凝土圆柱体卸载规则的数学表达式如下:
(12)
其中,σ,ε分别为卸载过程中的应力和应变;εu为开始卸载时刻的应变;εp为卸载至应力为零时的残余应变;n为卸载曲线形状系数。
3.3 再加载规则
FRP约束混凝土圆柱体的再加载曲线近似为直线,且Y. Shao再加载规则与试验结果吻合较好,所以可继续采用该加载规则。再加载直线首先确定卸载曲线与再加载曲线的交点(共同点),然后连接卸载末点(εp,0)与该共同点(εu,fnew)即为再加载直线,其数学表达式如下:
为得到完整的再加载曲线,还需连接共同点和加载直线与包络线的交点(εre,fre),其中,εre,fre分别为再加载直线与包络线交点的应变和应力,可由式(13)和式(14)联立求解。
4FRP约束混凝土滞回本构模型
应用前述回归分析建立的FRP约束混凝土圆柱体加、卸载规则,结合Lam and Teng提出的单轴受压应力—应变本构模型,可建立适用于FRP约束混凝土圆柱的滞回本构模型。
1)FRP约束混凝土的单调受压曲线与重复荷载下包络线形状相似,可采用单调受压曲线代替包络线。对FRP约束圆截面混凝土柱,重复荷载下滞回本构关系的包络曲线,可采用Lam and Teng(2002)模型,其表达式为式(4);2)卸载规则采用式(12),相应再加载规则数学表达式采用式(13)。应用所建立的FRP约束混凝土滞回本构模型,与J.G.Teng的碳纤维约束混凝土圆柱体反复受压试验结果的比较如图3所示。从图3可以看出,提出的加卸载规则与试验结果吻合很好,具有很高的精确度。
摘要：在收集、整理国内外FRP约束混凝土圆柱体反复受压试验数据的基础上,考察了FRP约束混凝土卸载及再加载应力—应变曲线的滞回特征,建立了卸载及再加载曲线的数学描述;结合J.G.Teng的单调应力—应变本构模型,建立了适用于圆柱的FRP约束混凝土滞回本构模型;对于圆柱体试件,所提滞回模型与试验结果吻合很好。
关键词：圆柱,非线性分析,FRP,约束混凝土
参考文献
[1]敬登虎,曹双寅.方形截面混凝土柱FRP约束下的轴向应力—应变曲线计算模型[J].土木工程学报,2005,38(12):32.
[2]敬登虎.纤维增强符合材料约束下圆形混凝土柱应力—应变全曲线简化模型[J].建筑科学,2005,21(2):8-11.
[3]敬登虎,曹双寅.纤维增强符合材料约束下方形混凝土柱的轴向应力—应变模型[J].建筑科学,2005,21(2):12-16.
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[5]L.Lam,J.G.Teng.FRP-Confined concrete under axial cycliccompression[J].Cement&Concrete Composites,2006(28):949-958.
荷载模型 篇8
关键词：往复荷载,混凝土本构模型,有限元分析,试验,滞回性能
0 引言
我国是一个地震多发的国家, 结构体系抗震性能的好坏至关重要。传统的抗震研究方法主要是利用震动台、拟动力和拟静力等试验研究足尺或缩尺结构体系、构件在地震作用下的力学行为, 但是结构试验对经济、时间和试验者均有较高的要求。随着计算机技术的发展, 有限元理论在计算机上的应用也日益成熟精确。往复荷载作用下混凝土的应力-应变关系, 对钢筋混凝土结构的抗震性能有直接的影响, 利用ABAQUS有限元软件准确模拟往复荷载下混凝土的力学行为对指导工程实践与科学研究具有较大的意义与价值。
1 ABAQUS中的混凝土模型
ABAQUS有限元软件提供了混凝土开裂模型、混凝土弥散裂缝模型和混凝土塑性损伤模型用于模拟混凝土的工作状态, 对于往复荷载下混凝土的力学行为可采用考虑刚度退化及恢复的混凝土塑性损伤模型模拟。该模型假定混凝土主要由于拉伸开裂及压缩破碎而失效, 模型的屈服面由Lee和Fenves给出的方程确定[1], 塑性流动法则采用Drucker-Prager给出的函数确定的非关联流动[2]。往复荷载作用下, 混凝土工作状态表现为开裂与裂缝闭合的循环, 反映到内部即存在累积损伤及刚度恢复, 在有限元模拟时, 为体现实际工作条件下混凝土的刚度退化, 引入损伤参数对混凝土的初始模量矩阵加以修正;当混凝土受力状态改变时, 刚度得到一定恢复, 通过刚度恢复权重因子考虑混凝土的刚度恢复[2]。
2 往复荷载下混凝土本构选择
根据国内外研究表明, 混凝土受压低周往复加载的应力 (σ) -应变 (ε) 包络线和单调加载的应力 (σ) -应变 (ε) 全曲线相接近, 因此往复荷载下的混凝土应力 (σ) -应变 (ε) 关系曲线的包络线可用单调加载的应力 (σ) -应变 (ε) 全曲线替代[3,4,5]。混凝土本构关系根据受力特点可以分为受拉本构关系与受压本构关系, 其中受压本构按照约束情况又可以分为约束本构与非约束本构。本文选用几种具有代表性的混凝土应力-应变本构进行分析。
2.1 混凝土受拉本构
ABAQUS有限元模拟往复荷载作用时, 混凝土存在开裂现象, 受拉本构通常可采用沈聚敏等给出混凝土受拉应力-应变全曲线方程[6]:
式中:σt、εt分别为混凝土受拉应力、应变, σt0、εt0分别为混凝土受拉峰值应力、应变。
2.2 混凝土受压本构
随着对混凝土受压本构研究的不断深入, 国内外学者提出了相当多的混凝土本构模型, 目前广泛使用的有Attard和Setunge模型、Mander模型、Légeron和Paultre模型及应用于模拟钢管混凝土的韩林海模型。
2.2.1 Attard和Setunge模型
Attard和Setunge提出的素混凝土受压应力-应变全曲线表示如下[7]:
式中:Y=σc/f'c, X=εc/εc0, σc、εc分别为混凝土受压应力、应变, f'c和εc0分别为混凝土圆柱体抗压强度及其对应的应变;A、B、C和D均为参数, 按文献[7]计算。
2.2.2 Mander模型
Mander提出的约束凝土受压应力-应变全曲线 (矩形截面) 表示如下[8]:
式中:x=εc/εcc, σc、εc分别为混凝土受压应变、应力, f'cc、εcc、r为与配筋相关的及混凝土圆柱体抗压强度相关的参数, 按文献[8]计算。
2.2.3 Légeron和Paultre模型
Légeron和Paultre提出的约束凝土受压应力-应变全曲线 (矩形截面) 表示如下[9]:
式中:fcc、εcc分别为约束混凝土应力、应变, f'cc为约束混凝土的极限强度, ε'cc为约束混凝土峰值应力对应的应变, k、k1、k2为参数, 按文献[9]计算。
2.2.4 钢管混凝土中混凝土模型
对于钢管内核心混凝土, 当其轴心受压时, 核心混凝土受到被动的侧压力, 侧压力随纵向压力的增大而增大, 韩林海通过大量钢管混凝土轴心受压和压弯试验, 提出考虑约束效应系数的适用于ABAQUS的核心混凝土受压等效应力 (σ) -应变 (ε) 关系曲线, 其中圆形钢管混凝土柱钢管内核心混凝土部分表示如下[10]:
式中, x=εc/ε0, y=σc/f'c, σc、εc分别为混凝土受压应变、应力, f'c为混凝土圆柱体抗压强度, ε0、β0为与约束效应系数相关的参数, 按文献[10]计算。
3 焦点法
已有研究表明, 根据混凝土单轴受力滞回试验得出的考虑应变软化及裂面效应的“焦点模型”加卸载曲线与试验曲线吻合良好[11]。为了便于此模型在有限元上的应用, 滕智明、邹离湘对其进行了简化, 认为混凝土受压卸载再加载情况下, 当ε≤0.55εc0时, 按弹性刚度卸载再加载, 当ε>0.55εc0时, 按焦点法描述的卸载再加载;对于混凝土受拉卸载再加载情况, 当σ≤εt0时, 按弹性刚度卸载再加载, 当σ>0.55εt0时, 按焦点法描述的卸载规则再加载[12]。
4 模型验证
4.1 往复荷载下混凝土模型验证
将本文列举的约束本构应用于ABAQUS有限元软件模拟往复荷载下混凝土的受力性能, 将模拟结果与前人文献中往复荷载下的混凝土应力-应变试验曲线进行对比, 分析在相同混凝土塑性损伤模型参数下不同混凝土本构的模拟的精确程度。混凝土往复受压试验曲线采用过镇海等对100mm×100mm×300mm混凝土棱柱体试块进行的往复受压试验所采集的试块高度范围内力-应变的曲线[13];混凝土往复受拉试验曲线采用Gopalaratnam等对76mm×38mm×305mm混凝土棱柱体试块进行的往复受拉试验所采集的试块中部83mm范围内力-位移曲线[14], 将上述内力-位移曲线通过计算转化为应力-应变关系曲线。有限元模拟及试验曲线对比如图1所示。
从图中看出, 混凝土往复受压Mander模型及Légeron模型数值分析结果的加卸载刚度在应变小于4000με时均较试验偏大, 当应变大于4000με时, Mander模型的加卸载刚度同试验结果较接近, Légeron模型的数值分析结果的加卸载刚度除加载初期, 均较试验结果偏大。包络线方面, 应变1000-3000με范围时, Mander模型计算的应力数值较试验偏小, 总体吻合良好;Légeron模型当应变在4000-10000με范围内时, 模型计算的应力较试验偏大。通过上述分析可知, 对于混凝往复受压的数值分析, Mander模型同试验结果较为接近, 吻合良好。混凝土往复受拉沈聚敏模型加卸载刚度同试验结果相近, 但包络线下降段较试验结果缓和, 总体来说, 二者吻合较好。
4.2 Mander、韩林海混凝土模型在钢管混凝土叠合柱
为验证本文讨论的韩林海、Mander混凝土本构对钢管混凝土叠合柱往复受力有限元模拟的适用性, 将上述两种本构应用于钢管混凝土叠合柱的滞回试验模拟, 其中钢管内混凝土本构采用韩林海模型, 钢管外混凝土本构采用Mander模型。洪哲[15]为研究钢管混凝土叠合柱的延性、刚度、耗能等力学性能设计了不同参数下钢管混凝土叠合柱的滞回试验。试验试件高度1500mm, 试件边长150mm;钢管外径为60mm, 壁厚为2.0mm。试件在外围混凝土角部配置4根直径为10mm的HRB335钢筋, 箍筋采用HPB235钢筋Φ6@200布置。试件SC1、SC2和SC3对应轴压比n分别为0, 0.3, 0.6, 跨中破坏位移Δu分别为3.75mm, 1.875mm, 1.25mm。加载模式为按照破坏位移的整数倍加卸载。
图2所示为有限元计算结果同试验结果的比较。从图中可以看出, 二者整体吻合情况较好。初始刚度方面, 试件SC1的初始刚度较试验结果偏大, 试件SC2和试件SC3的初始刚度同试验较为接近。在最大承载力方面, 试件SC1较试验结果偏低, 试件SC2和试件SC3正向承载力同试验结果比较接近, 但负方向比试验结果偏低。在塑性应变方面, 模拟结果均较试验结果小。
4.3 韩林海混凝土模型在钢管混凝土柱-钢梁连接节点中的应用
梁柱构件是结构的主要受力构件, 梁、柱通过节点形成统一整体, 传递荷载。钢管混凝土结构由于钢管对混凝土的约束作用, 提高了混凝土的延性与承载力, 在柱截面尺寸受限的情况下, 钢管混凝土结构大量应用于高层建筑中, 从抗震方面考虑, 钢结构的耗能性能明显好于混凝土结构, 因此在工程实际中, 以钢管混凝土柱-钢梁为主要受力构件的结构形式得到广泛应用。为验证韩林海混凝土本构对钢管混凝土往复受力性能的模拟的精确程度, 将其应用于圆钢管混凝土柱—钢梁外环板连接节点的滞回试验[16]模拟。该节点柱高1050mm, 梁跨度1500mm, 钢管外径为140mm, 壁厚为2.13mm, 梁柱线刚度比值k=0.58。试件CJ1、CJ2和CJ3对应轴压比n分别为0.05, 0.3, 0.6, 屈服位移Δy分别为10.9mm, 13.9mm, 9.2mm。加载模式为节点屈服前按0.25Δy, 0.5Δy, 0.7Δy加卸载, 屈服后按整数倍屈服位移加卸载。
图3所示为有限元计算结果同试验结果的比较。从图中可以看出, 计算结果同试验结果总体上吻合较好, 未见明显捏缩现象, 轴压比为0.05时, 二者最大承载力相当;当轴压比为0.3及0.6时, 最大承载力均较试验低, 相差约15%。加卸载刚度方面, 轴压比为0.3及0.6时二者吻合较好, 轴压比为0.05时, 计算结果较试验结果偏大。
5 结论
(1) ABAQUS有限元软件提供了多种混凝土模型用于模拟不同受力条件下混凝土的工作机理, 塑性损伤模型考虑了混凝土的刚度退化及恢复, 可用于模拟往复荷载下的混凝土的力学行为。
(2) 工程实践多采用配筋混凝土, 往复荷载作用下混凝土经历受拉、受压两种工作状态, 混凝土受压数值模拟常选用约束混凝土本构模型。通过Mander模型及Légeron和Paultre模型对往复受压下混凝土试验的模拟知Mander模型同试验结果较Légeron和Paultre模型接近。往复受拉下混凝土的模拟可采用沈聚敏模型。
荷载模型 篇9
载体桩, 原名复合载体夯扩桩, 后为突出其特点, 区别于夯扩桩而改为现名载体桩, 由混凝土桩身和载体构成。其中载体由混凝土、夯实填充料和挤密土体三部分构成, 见图1。
载体桩技术1996年成为国际专利技术, 1998年被国家科技部列为国家级火炬计划。该技术基于强夯理论, 将废砖、废混凝土块等建筑垃圾填入成桩孔中并夯实, 贯入混凝土, 形成复合载体, 从而达到提高承载力、减小沉降和处理建筑垃圾的目的。由于载体桩自身的优点及对该专利技术的推广, 近几年得以迅速应用, 目前已在27个省成立了225个代理机构, 在千余个工程中得到应用, 并取得了良好的效果。
载体桩的研发与应用已有十几年, 虽然做了较多的工作, 取得一些成果, 但仍有许多问题有待解决。载体桩单桩承载力特征值的计算, 《载体桩设计规程 (JGJ135-2007) 》采用地基承载力特征值乘以载体等效面积计算, 而很多实践工程表明按后一种方法计算所得的结果要偏小很多[1];沉降计算则采用等代实体基础沉降计算方法, 参数套用《建筑地基基础设计规范》, 计算结果与实测相差很大, 基于此, 本文采用荷载传递法推求载体桩荷载沉降关系。
2 荷载传递函数确定
荷载传递法由Seed和Reese提出, 其基本思想是假定土结点的位移和相邻桩身结点的位移相等, 将桩周土和桩端土转化为独立的线性和非线性弹簧, 弹簧的反力只与该土结点的位移相关。根据位移协调关系, 可以建立基桩的荷载传递基本微分方程, 表达式为:
其中:S为桩身位移;U为桩身截面周长;EP为桩身弹性模量;A为桩身截面面积。
根据τ (z) -S (z) 曲线选用方法的不同, 荷载传递函数可以分为两类:一类是采用非线性理论曲线或修正理论曲线的半解析法, 代表模型有Vijayvergiya抛物线模型[2]、Kraft模型[3]、王旭东针对Kraft的修正模型[4]、辛公锋广义双曲线模型[5]、罗斌的修正双曲线模型[6]等;另一类是采用简化折线的解析法, 代表模型有陈龙珠双折线硬化模型[7]、洪鑫统一双折线模型[8]、赵明华[9]和喻君[10]的三折线模型。由于载体桩表现为“缓变型”沉降特性, 再者试桩时一般至设计极限承载力便终止加载, 往往得不到极限承载力, 荷载传递模型不应考虑软化特性, 所以侧阻硬化型双曲线荷载传递模型比较合适。
本文桩侧荷载传递模型采用文献[5], 如公式 (2) 、 (3) 、 (4) 所示:
桩端荷载传递模型在文献[5]的基础上, 增加一个承载力增强系数。因为载体桩在成桩过程中, 对填入桩端的建筑垃圾进行夯实, 桩端承载力势必提高, 文献[11]中的载体等效计算面积实质上就是桩端土承载力增强系数, 因此给出的桩端荷载传递模型对端阻增强应予以考虑。
vs为桩端下土体平均泊松比;l为桩长;Eb为桩端下土体平均弹性模量;r为桩的直径;η为考虑桩端土深度效应的沉降折减系数, η=0.5-0.78, 对于超长桩可取0.5;χ桩端土承载力增强系数, 可用文献[11]表4.3.2载体桩等效计算面积除以桩截面积。
3 实例分析
某工程位于江苏省邳州市, 桩型为载体桩, 设计桩径0.5m, 有效桩长9m, 混凝土强度为C30。试桩施工记录见表1, 土的物理力学指标见表2。
桩侧土荷载传递模型考虑硬化的双曲线荷载传递模型, 经计算, 平均ES=5.44Mpa。土体泊松比对结果影响不大, 本例取0.35, 对τsu也采用加权平均, 加权后。rm采用公式 (5) 计算, 经计算rm=2.5l (1-vs) 13m, a=8.09×10-7, b=c=2.35×10-5。取桩端=11.35Mpa, 由于桩比较短, η取0.78, 根据文献[11]表4.3.2, 被加固土体为黏土, 0<IL≤0.25, 三击贯入度小于10cm, Ae=2.7-3.2, 现取低值2.7,
4 结论
(1) 实测曲线表明, 载体桩Q-S曲线总体上呈现缓变形态, 这和文献[1]所得的结论是一致的。Q-S曲线在荷载水平接近特征值附近存在一个拐点, 前半部分曲线基本呈直线, 后半部分呈现明显的缓变型。
(2) 载体桩的承载力受三击贯入度的影响很大。承载力高的载体桩, 其三击贯入度均很小。三击贯入度的大小受地质条件和施工因素影响很大, 本文确定桩端土承载力增强系数时χ按文献[11]表4.3.2载体桩等效计算面积得低值除以桩截面积, 此举可能比较保守, 但对工程的安全是有利的。
(3) 对于成桩质量比较好, 三击贯入度比较小的载体桩, 通过本文方法确定的荷载传递函数得到的Q-S曲线, 在前面部分略大于实测值, 在后半部分略小于实测值, 总体上和实测曲线吻合度比较好。载体桩承载力中侧阻比例很小, 本例中只有18%, 所以Q-S曲线取决于桩端荷载传递函数的精确性。
(4) 本文方法可以用来推求载体桩的荷载沉降曲线, 为基础设计提供参考依据。
参考文献
[1]李瑞.载体桩复合地基的研究[D].西安建筑科技大学硕士学位论文, 2011, 06.
[2]Vijayvergiya, V, N.Load-movement characteristics of piles[C].Annu Sump of the Waterway, Coastal and Ocean Div of ASCE, 1977, 2 (4) :269-284.
[3]Kraft, L.M.J., Ray, R.P.&Kgawa, T.Theoreticalτ-z curves[J].AmericanSociety of Civil Engineers, Journal of the Geotechnical Engineering Division, 1981, 107 (11) :1543-1561.
[4]王旭东, 魏道垛, 宰金珉.单桩荷载-沉降的非线性分析[J].南京建筑工程学院学报, 1994 (1) :15-24.
[5]辛公锋.大直径超长桩侧阻软化试验与理论研究[D].杭州:浙江大学博士论文, 2006.
[6]罗斌, 凌辉, 李熹.单桩荷载传递双曲线模型的研究[J].建筑技术开发, 2004, 31 (1) :29-31.
[7]陈龙珠, 梁国钱, 朱金颖, 等.桩的轴向荷载-沉降曲线的一种解析算法[J].岩土工程学报, 1994, 16 (6) :30-38.
[8]洪鑫, 雷国辉, 施建勇.双线性荷载传递函数的单桩荷载沉降关系统一解[J].岩土工程学报, 2004, 26 (3) :428-431.
[9]赵明华, 何俊翘, 曹文贵, 吴明.基桩竖向荷载传递模型及承载力研究[J].湖南大学学报 (自然科学版) , 2005, 32 (1) :37-42.
[10]喻君.改进的荷载传递法在桩基沉降计算中的应用研究[D].杭州:浙江大学硕士论文, 2006.