荷载作用（精选12篇）
荷载作用 篇1
摘要：为研究土质边坡对循环荷载作用的动态响应规律,通过有限元对不同工况下土质边坡的振动响应进行模拟。结果表明,当循环荷载位置及加载频率一定时,边坡各测点竖向加速度、位移和速度响应峰值随循环荷载振幅增大而增大,且加速度和速度大致呈线性关系;各测点响应峰值随边坡高程变化而变化,测点离振源越近,动力响应越剧烈,响应增幅越大;当循环荷载位置及振幅一定时,边坡在1.5~2.5 Hz频段出现强响应,产生对其不利的共振现象;当循环荷载振幅及频率一定时,边坡的响应峰值随着荷载位置距坡肩距离(L)减小而增加,当L超过10 m后边坡振动响应变化幅度趋于不变。研究结果对认识循环荷载对土质边坡的影响及合理评价边坡工程环境振动具有重要的工程应用价值。
关键词：循环荷载,土质边坡,动态响应
在实际工程中,边坡土体除受到静力作用外还受到交通动荷载的长期作用,土体性能弱化继而产生疲劳损伤,进一步加剧边坡破坏[1]。随着边坡工程建设的日益增多,其稳定性和安全性越来越受到重视,针对边坡对循环荷载响应的研究也倍有意义。
目前国内外就边坡问题的研究己有很多成果,Raymond W. M. Cheung等[2]提出一种因时间恶化致破坏出现的过程模型,并应用到香港地区土质边坡稳定性分析中。赵洪波[3]将Leapfrog算法与Spencer法结合,提出确定任意形状滑动面的新方法。丁静声,等[4]通过算例分析了不同荷载处理方式下边坡的稳定系数。以上大多是静力学问题的研究,但将实际交通荷载对边坡的作用近似为静力明显是不足的。
交通荷载周期较长,频率较低,产生的振动波较长,波传播较远,影响范围较大,故工程动力响应更复杂[5—7]。一些学者对动荷载引起的环境振动问
题进行了研究,H. H. Hung等[8]探讨了亚音速、近音速和超音速范围移动的车辆荷载在弹性半空间的动态性和动力响应的影响。徐光兴,等[9]设计了边坡大型振动台模型试验,通过输入不同类型、幅值和频率的地震波及白噪声激励,探讨地震作用下模型边坡的动力特性与动力响应规律以及地震动参数对动力特性和动力响应的影响。薄景山,等[10]用时域集中质量显式有限元方法结合多次透射公式,研究了无限域中边坡在动力作用下的位移场和应力场,提出了上边坡动力稳定性的定量评价方法。但多数针对地震及冲击荷载作用下建筑结构的变形与稳定,对循环荷载作用下边坡土体的动态响应研究还不够。
车辆荷载是通过振动波的形式影响边坡的,通过文献[11],可以知道车辆荷载对下边坡的影响要远远大于上边坡,对土质边坡的影响要远远大于岩石边坡。因此,研究下边坡土体在交通循环荷载作用下的动态响应特性具有重要的工程意义。
基于此,现建立边坡动力分析模型,采用有限元数值计算方法研究土质边坡对不同循环荷载响应规律,并通过试验验证模型的合理性。
1 土质边坡动力分析模型建立
1. 1 边坡数值模型的建立
边坡土体是一种非均质、非连续及非线性的复杂地质体[1]。为研究问题合理简便,数值模拟中将土体简化为均质连续的弹塑性模型。根据文献[12]对边界尺寸对土质边坡稳定性计算精度的研究以及大量的试算,建立坡高15 m,坡度为45°的边坡模型,坡角到左端边界的距离为坡高的1. 33 倍,坡顶到右端边界的距离为坡高的2. 67 倍,上下边界为坡高的2. 33 倍,如图1 所示。根据室内土工试验及经验数据,确定边坡土体液限为39. 53 和塑性为18. 04,其他参数如表1 所示。将边坡模型简化为平面问题,采用莫尔-库仑本构模型,在边坡坡脚以上部分对网格划分进行加密,如图2 所示。同时沿边坡坡面( 坡肩至坡脚) 设置9 个监测点( A ~ I) 观察动荷载作用下边坡的动力响应,见图1。
1. 2 边坡循环荷载及边界条件
车辆荷载可看作是随时间作周期性变化的循环荷载,故在模型中给边坡施加此变化规律的荷载曲线,动力荷载用半正弦波的形式,表达为
模型的边界条件作如下假定: 坡顶为自由边界;左右两侧边界施加水平方向的位移约束,同时施加黏滞边界条件; 模型底部设置水平和垂直方向位移约束,施加粘滞边界条件。
2 循环荷载下土坡动力响应规律
2. 1 动力输入振幅对边坡动力响应的影响
对于施加的半正弦波荷载,取频率f=5 Hz,,荷载持续时间为100个周期,加载位置离边坡坡肩距离4 m。
图3 为边坡坡面各监测点响应峰值随循环荷载加载振幅的变化图,可以看出边坡各监测点的最大加速度、最大速度随循环荷载最大振幅的增大而增大,且大体呈线性关系。从图3( b) 看出边坡各监测点的最大位移不呈线性趋势,但仍为正相关关系。
不同监测点的响应峰值随边坡高程的变化而变化。如图4(a),从坡肩到坡脚各监测点加速度响应峰值随高程降低逐渐减小,当加载幅值为100 k N时,F点(高程6 m)加速度最值为0.903 m/s2,较A点(高程15 m)加速度最值2.934 m/s2衰减了近70%;当加载幅值为10 k N时,F点加速度最值为0.053 m/s2,较A点加速度最值0.199 m/s2衰减了73.4%。如图4(b),从坡肩到坡脚各监测点位移响应峰值随高程降低逐渐减小,当加载幅值为100 k N时,F点位移最值为0.002 9 m,较A点位移最值0.006 9 m衰减了近60%;当加载幅值为10 k N时,F点位移最值为0.000 17 m,较A点位移最值0.000 486 m衰减了65%。如图4(c),从坡肩到坡脚各监测点速度响应峰值随高程降低逐渐减小,当加载幅值为100 k N时,F点速度最值为0.016 5m/s,较A点速度最值0.046 1 m/s衰减了64%;当加载幅值为10 k N时,F点速度最值为0.001 1m/s,较A点速度最值0.005 1 m/s衰减了78%。
总之边坡各点响应峰值随边坡高程变化规律基本相同,即测点离振源越近,响应越剧烈,响应增幅越大。从坡肩到坡中响应峰值衰减基本在60%以上。
2. 2 循环荷载频率对边坡动力响应的影响
首先对数值模型进行模态分析,计算得到边坡土体基频为1. 78 Hz。对于施加的半正弦波荷载,取,f = 0. 5 ~ 5 Hz,荷载持续时间为100 个周期,加载位置离边坡坡肩距离为4 m。
图5 为边坡坡面各监测点的最大加速度、最大位移、最大速度随循环荷载加载频率的变化图。可以看出,①边坡各监测点竖向最大加速度随着频率的增加而增加,之后趋于稳定; ②边坡各监测点竖向最大位移随着频率增加先增加,到1. 5 ~ 2. 5 Hz频段后逐渐减小,该频段接近边坡基频,易产生不利共振; ③从坡肩到坡中各测点竖向最大速度随着频率的增加先增加后趋于稳定,从坡中到坡脚各测点竖向最大速度随频率增加先增加,当频率增加至2 Hz左右后出现下降趋势,可知2 Hz左右为边坡不利,在工程中应避免该情况。
图6 为边坡坡面各监测点的最响应峰值随测点高程的变化关系图。可以看出边坡各点最大加速度、最大位移、最大速度随边坡高程的变化规律与第一部分结果是一致的。
2. 3 不同加载位置下边坡动力响应规律
对输入的半正弦波荷载,取,f = 5Hz,荷载持续时间为100 个周期,加载位置离边坡坡肩2 ~ 20 m。
图7 为边坡坡面各监测点的响应峰值随循环荷载加载位置的变化关系图,可以看出边坡各监测点的最大加速度、最大位移、最大速度随加载位置变化规律基本相同,即随荷载距坡肩距离的增大而减小,且坡肩到坡中各测点变化幅度较大。加载距离10m较2 m响应峰值减小如表2,可以看出除坡脚点,大多数监测点在加载距离10 m处均比2 m处响应峰值有较大程度的降低,基本在50% 以上。且由图7 明显看出测点离振源距离越远动力响应越小,当加载距离超过10 m时,各监测点响应衰减趋于不变。
3 数值分析模型验证
数值模拟研究可以反映边坡工程的基本规律,但因模型过程中存在一些简化条件,容易使计算结果产生与工程实际不符,故利用试验验证其研究的正确性。参考相似准则[13]得出试验模型参数比例( Ci= 原型/ 模型) 见表3,荷载通过冲击夯实现,现场见图8。
根据试验现场及土体状况确定Cl=7.5和CE=4,但不完全满足相似准则,可以对试验模型结果进行修正。通过平衡方程,式(2)及物理方程,式(3)得到线应变相似常数确定式(4),将参数值代入得到修正系数为1.875。
数值模型中半正弦波荷载,取频率f = 2 Hz,,加载位置离边坡坡肩距离6 m,加载持续时间0. 5 h,监测点为边坡上地表4 个点: 离坡肩0 m( a) 、1 m( b) 、2 m( c) 和3 m( d) 。试验模型以表3 参数指导进行,用水准仪测量加载前后地表位移变化。数据整理后对比如表4 所示
可以看出试验模拟与数值模拟数据相差不大,且两者分布规律一致,一定程度验证了数值模型的合理性。
4 结论
( 1) 边坡测点响应峰值和循环荷载振幅呈正相关关系,且加速度和速度与之呈线性关系。测点离振源越近,动力响应越剧烈,响应增幅越大; 高程10m以上测点响应显著。
( 2) 边坡测点竖向最大加速度随着频率的增加而增加后趋于稳定。测点竖向最大位移随着频率增加先增加,至1. 5 ~ 2. 5 Hz频段后逐渐减小。各测点竖向最大速度随着频率的增加先增加后稳定,部分测点出现下降趋势。边坡存在一个2Hz左右的不利响应频段。
( 3) 边坡测点响应峰值随荷载距坡肩距离增大而减小,且坡肩到坡中各测点变化幅度较大。测点离振源越近,动力响应越敏感,当加载距离超过10m时,各监测点响应衰减趋于不变。
荷载作用 篇2
桁架结构在龙卷风作用下的荷载分析
风是空间桁架的主要控制荷载,龙卷风作为一种破坏力巨大、风场结构复杂的.暴风.初步从涡运动理论、实测数据统计分析、半经验公式和龙卷风风险度模型等几方面解析龙卷风风场结构,结合实例建立龙卷风的风场数值模型.分析桁架结构在龙卷风作用下的受力情况,并提出在龙卷风作用下桁架结构的荷载处理方法和加载方法.
作 者：周辉律 作者单位：深圳市万厦装饰工程有限公司,广东,深圳,518033刊 名：中国科技博览英文刊名：ZHONGGUO BAOZHUANG KEJI BOLAN年，卷(期)：2010“”(12)分类号：V321.2+27关键词：空间桁架 龙卷风 风场数值模型 加载方法
荷载作用 篇3
关键词：双块式无砟轨道；梁板模型土质路基
中图分类号：TU7文献标识码：A文章编号：1007-3973(2010)010-085-02
1、引言
轨枕埋入式无砟轨道结构是将预制好的整体或双块式轨枕，在现场通过浇筑混凝土或其他材料，将轨枕埋入或“振入”到道床板中，使轨枕与道床板成为一个整体的无砟轨道结构形式。这种轨道结构以预制轨枕与现浇道床板的高度整体性为主要目标，与轨枕支承式、轨枕嵌入式结构相比很大程度上避免了轨枕块的横向倾斜和转动，基本上消除了因钢轨外翻而造成的安全隐患，能保证高速条件下列车运行的平稳性和安全性。国外应用范围最广的轨枕埋入式无砟轨道结构是Rheda型和Zublin型，二者结构相似度极高。
在国外无砟轨道结构迅速发展的同时，我国结合本国实际，近几年先后在新建线上铺设了适用于我们国家铁路情况的I型、II型双块式轨道结构，获得了满意的效果，两者最大的区别在于施工方法的不同，建模分析可作相同考虑。图1为土质路基上双块式无砟轨道的断面示意。
2、计算模型
由于道床板和支承层厚度远小于其长度和宽度，因此，在不研究内部受力的情况下，为方便分析计算，可将其视为板结构，经验表明，梁板模型在轨道结构研究分析中是一种比较理想的结构。此外，对于CRTS-I型双块式无砟轨道，其道床板钢筋布置完毕之后，排布轨枕，之后整体浇注，因此，在纵横方向的受力，道床板整体结构内部的钢筋混凝土结构可以承受，其结构可认为是连续的；下层的混凝土支承层则为了应对纵向传递的力，必须在每隔5m的位置从上表面往下切割出深度约为支承层厚度1/3的缝，由于此处主要研究垂向受力，因此也可以将其视为连续。混凝土支承层摊铺成型后，采用拉毛刮在支承层纵横方向上拉出沟槽，以使得支承层与道床板结合良好。因此，在建模时，通常将道床板和支承层作为整体来考虑。
钢轨采用beam4单元模拟，道床板与支承层整体用shell63弹性壳单元模拟，该合成层的弹性模量E按照线性原理来计算取值。扣件、地基均采用combinl4单元进行模拟，所有单元均由节点生成。模型建立如图2(为求视图效果，板单元小网格划分未完全显示)：
3、参数
土质路基I型双块式无砟轨道结构参数选取如下：
(1)钢轨
CHN60型
钢轨截面积：A=7.745x10-3m2；钢轨惯性矩：I=3.217x10-5m4；钢轨高度：h=0.176m：弹性模量：E=2.06x105Mpa；泊松比μ=1.3；钢轨容重：p=7.85x104N/m3。
(2)扣件
间距：0.650m；刚度：60kN/mm。区
(3)道床板
尺寸：长15.500m，宽2.800m，厚0.200m：弹性模量：3.40×104MPa：泊松比：O.2；道床板容重：p=25000N/m3。
(4)支承层
尺寸：厚0.300m，宽3.400m：弹性模量：1.50x104MPa；泊松比：0.2；支承层容重：p=24000N/m3。
(5)地基弹性系数
K=1.50x102 MN/m3
4、计算与分析
(1)本文只考虑垂向作用，运用瞬态动力分析法，在所选轨枕埋入式无砟轨道结构上，分别研究120km/h、160km/h、200km/h、250km/h、300km/h、350km/h六种行车速度下轨道结构的垂向位移及受力状况。轮载轴重150kN,取一组轮对，将其简化成为在钢轨上不断移动的荷载，计算轮重由动力系数法得出，动力系数一般小于2，考虑到一定的安全系数，动力系数取2进行分析。
建模计算可得在移动荷载作用下结构任意点处的垂向变形数据，用大型有限元软件ansys可以生成其直观图，如在120km/h的轮对前进速度下，所取钢轨段中部节点node946的，挠度随时间变化情况表示如图3，其挠度最大值为1.334mm，方向向下(沿y轴负向)。不同荷载移动速度下轨道机构垂向响应值统计结果见表1
可见对于本文所研究的I型双块式无砟轨道结构，荷载移动速度从120km/h增加到250km/h，钢轨Y向挠度和z转角位移的峰值里增加的趋势，但是从250km/h增加至350 km/h时，该值有所减小，原因是荷载移动速度过快，钢轨尚未来得及变形列车已经通过作用点，可见，250km/h左右的行车速度对轨道结构垂向性能要求较高；随着行车速度的增加，道床板和支承层的挠度变形逐渐增加，对道床板和支承层的性能要求逐渐提高，地基面承受的压应力逐渐增加，速度超過200km/h后，该值增长缓慢。
(2)在300km/h的轮对移动速度下，扣件选取不同的刚度，即20kN/mm，40kN/mm，60kN/mm，80kN/mm，100kN/mm，其他参数不变，运用瞬态动力分析法，研究不同扣件刚度对结构整体垂向性能的影响。
扣件刚度取60kN/mm时，所选钢轨段中部节点node946，的挠度随时间变化情况见图4，其最大值为1.29mm，方向向下(沿y轴负向)。扣件不同刚度值下轨道结构垂向响应归类统计见表2。
表中数值可知，随着扣件刚度的增加，钢轨的最大垂向位移和转动位移逐渐减小，道床板和支承层的垂向位移和转角位移渐增大，但是后者增幅缓慢，同时地基应力逐渐增加。这是因为构件刚度增加之后，能够较好的将力直接传递至下部结构。因此，在满足地基应力的前提下，为了平衡钢轨和下部结构的位移，轨道结构设计中应该选择合适的扣件刚度；地基面压应力随着扣件刚度增加逐渐增大，20kN/mm到60kN/mm之间增幅较大，60kN/mm到100kN/mm之间增加缓慢。
5、结 论
(1)列车运行速度对轨枕埋入式轨道结构垂向位移的影响，在120km/h到350km/h之间，以250km/h左右时最为不利，因此，轨道结构设计中，垂向受力研究要着重考虑该速度区间。
(2)随着扣件刚度的增加，地基面所承受的压应力逐渐增加，从20kN/mm到40kN/mm变化时，压应力增加最为明显，之后渐趋缓和。
(3)扣件刚度大小对轨枕埋入式轨道结构垂向受力影响非常明显，尤其在低于60 kN/mm的时候，且扣件刚度对钢轨和道床板的影响相反。因此，在轨道结构设计中要慎重选择扣件类型，合理确定扣件刚度。
参考文献：
[1]王圣涛，雷达2000型轨枕施工技术研究[c]，建筑,2007(22)
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[6]王新敏，ANSYS工程结构数值分析，人民交通出版社，2007，10
荷载作用 篇4
当炸药在抗爆结构表面比如钢筋混凝土表面发生爆炸时,由于爆炸压缩波传至结构内表面时将发生反射,压缩波被反射成拉伸波,致使结构内表面由于受拉破坏而发生震塌破坏,因此,结构内表面的震塌破坏主要取决于抗爆结构材料的动力抗拉强度[1]。爆炸所产生的是强荷载,在周围介质中,存在从爆炸冲击波到弹塑性应力波的衰减过程,既有空间扩散产生的衰减,又有热效应、不可恢复变形等产生的物理衰减。爆炸应力波的相互作用使这一进程更加复杂化,必须考虑非线性影响,这是当前应力波研究的难点。
2 抗爆结构体的抗爆及吸能作用
任何一个结构体,在外力作用下,总会在不同程度上产生一定的响应,包括位移响应和速度响应。当然,影响结构体对外加载荷影响的因素很多,包括其结构的形式、结构材料的性质及其运动情况等。但是无论其响应的形式和大小如何,在外力和结构体之间都是一种能量交换。
结构体对爆炸冲击载荷的响应,就是其吸收、“消化”外界能量的过程。它吸收、“消化”的能量一部分用来产生宏观运动——以动能形式表现出来;另外一部分能量使其微观结构产生变化,如温度效应等,而这种微观结构变化的一种表现就是应力—应变效应,严重情况下会使结构体内部产生塑性变形。
结构体对爆炸冲击载荷的结构参数是结构体在载荷作用下表现出来的综合弹塑性特征。其他一些影响因素在不同程度上都可以在应力—应变关系上表现出来。因此,当宏观地研究结构体对冲击载荷的响应时,可以将结构体视为一个具有某种阻尼特征和弹性特征的弹塑性系统[2]。
爆炸产生的振动都是在相互正交的三个方向上同时产生。即:垂向方向、水平方向和结构横向。而在结构顶部和侧面一定距离内爆炸的规律是垂向振动大,水平方向次之,横向振动最小。
国际上公认的结论性意见为:1)水平方向振动加速度等于垂向加速度;2)横向振动加速度等于垂向加速度的1/2。
有资料认为,水平方向、横向振动参数与垂向振动参数间存在如下关系:水平方向振动加速度大约等于垂向加速度的2/3;横向振动加速度大约等于垂向加速度的1/3。
3 常规武器对抗爆防护结构的破坏形式
常规武器对防护结构的破坏大多发生在弹着点附近的局部范围,可能在迎爆面产生冲击或爆炸漏斗坑,在背爆面产生震塌漏斗坑,严重者可能产生贯穿破坏[3]。结构震塌破坏属于局部破坏。
常规武器对结构产生的震塌破坏,依常规武器对防护工程杀伤破坏作用特点不同,可分为冲击震塌和爆炸震塌[4,5]。冲击震塌主要是由于常规武器弹丸(炮弹、航弹及导弹战斗部)或破片所携带的巨大冲击动能侵入目标,产生震塌破坏,如各种穿甲弹和半穿甲弹等。爆炸震塌主要是由于常规武器击中目标后弹体中的炸药发生爆炸导致震塌破坏,如炮弹中的榴弹、各类爆破弹、低阻式航弹、减速航弹等。某些武器击中目标后一方面依靠弹丸的冲击动能侵入目标,另一方面,依靠一定量装药的爆炸作用来破坏目标,因而其震塌破坏中既有冲击震塌又有爆炸震塌,如各种半穿甲弹、厚壁爆破弹、混凝土破坏弹等[6]。常规武器击中目标后,在爆炸和(或)冲击作用下,使防护工程结构在背爆面产生震塌破坏。震塌破坏是爆炸(或冲击)荷载产生的压缩应力波在结构中传播至结构背爆面时,产生强拉伸波,造成结构背爆面混凝土崩塌和层裂,形成大小不同的混凝土碎块。这些混凝土碎块具有较高的速度,可以伤害人员,击坏设备。
4 爆炸荷载对抗爆结构的破坏机理
以空气夹层结构为例分析。空气夹层结构由抗爆层、空气夹层和震塌隔离层组成[7],如图1a)所示。空气夹层结构的抗爆层破坏分为3个过程:爆炸成坑、剥落破坏和贯穿破坏。当炸药在钢筋混凝土表面发生爆炸时,在混凝土表面将产生强烈的压缩波,在压缩波的作用下,与炸药接触的混凝土受到强烈的挤压破坏,混凝土被压碎成粉末,形成爆坑,如图1b)所示。随着压缩波的传播,压力迅速减少。当压力小于混凝土的动力抗压极限强度时,混凝土不再被压坏,当压缩波传播至结构内表面时,压缩波在自由表面将发生反射,压缩波被反射成拉伸波;当邻近自由表面的某处拉应力满足混凝土的动态受拉断裂准则,该处混凝土会产生开裂;当裂缝足够大时,裂片会带着一定的动能飞离,如图1c)所示。最后,在压缩波作用下,抗爆层中间剩余混凝土被贯穿。当剥落混凝土碎片以一定速度撞击震塌隔离层时,在震塌隔离层产生冲击荷载;当混凝土被贯穿后,剩余压缩波瞬时作用在震塌隔离层顶面。震塌隔离层在剥落混凝土碎片冲击和剩余压缩波的作用下,将发生整体弯曲变形,如图1d)所示。
参考文献
[1]杨守中.爆炸与冲击动力学[M].北京:兵器工业出版社,1993:296-304.
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[4]钱七虎,孙乃光,王年桥.防护结构计算原理[R].南京:中国人民解放军工程兵工程学院,1981.
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荷载作用 篇5
（一）按随时间的变异分类 永久作用（永久荷载或恒载）：在设计基准期内，其值不随时间变化；或其变化可以忽略不计，如结构自重、土压力、预加应力、混凝土收缩、基础沉降、焊接变形等。 可变作用（可变荷载或活荷载）：在设计基准期内，其值随时间变化。如安装荷载、屋面与楼面活荷载、雪荷载、风荷载、吊车荷载、积灰荷载等。 偶然作用（偶然荷载、特殊荷载）：在设计基准期内可能出现，也可能不出现，而一旦出现其值很大，且持续时间较短。例如爆炸力、撞击力、雪崩、严重腐蚀、地震、台风等。
（二）按结构的反应分类 静态作用或静力作用：不使结构或结构构件产生加速度或所产生的加速度可以忽略不计，如结构自重、住宅与办公楼的楼面活荷载、雪荷载等。 动态作用或动力作用：使结构或结构构件产生不可忽略的加速度，例如地震作用、吊车设备振动、高空坠物冲击作用等。
（三）按荷载作用面大小分类 均布面荷载Q
建筑物楼面或墙面上分布的荷载，如铺设的木地板、地砖、花岗石、大理石面层等重量引起的荷载。都将均布面荷载Q的计算，可用材料的重度γ乘以面层材料的厚度d，得出增加的均布面荷载值，Q=γ・d。 线荷载
建筑物原有的楼面或层面上的各种面荷载传到梁上或条形基础上时可简化为单位长度上的分布荷载称为线荷载q。 集中荷载
当在建筑物原有的楼面或屋面承受一定重量的柱子，放置或悬挂较重物品（如洗衣机、冰箱、空调机、吊灯等）时，其作用面积很小，可简化为作用于某一点的集中荷载。
（四）按荷载作用方向分类 垂直荷载：如结构自重、雪荷载等； 水平荷载：如风荷载、水平地震作用等，
备考资料
二、施工荷载
在施工过程中，将对建筑结构增加一定数量的施工荷载，如电动设备的振动、对楼面或墙体的撞击等，带有明显的动力荷载的特性；又如在房间放置大量的砂石、水泥等建筑材料，可能使得建筑物局部面积上的荷载值远远超过设计允许的范围。
三、建筑装饰装修荷载变动对建筑结构的影响
（一）建筑装饰装修对建筑的影响 建筑装饰装修工程设计必须保证建筑物的结构安全和主要使用功能。当涉及主体和承重结构改动或增加荷载时，必须由原结构设计单位或具备相应资质的设计单位核查有关原始资料，对既有建筑结构的安全性进行核验、确认。 建筑装饰装修工程施工中，严禁违反设计文件擅自改动建筑主体、承重结构或主要使用功能；严禁未经设计确认和有关部门批准擅自拆改水、暖、电、燃气、通信等配套设施。
（二）建筑装修过程中增加荷载
（1）在楼面上加铺任何材料属于对楼板增加了面荷载；
（2）在室内增加隔墙、封闭阳台属于增加的线荷载；
（3）在室内增加装饰性的柱子，特别是石柱，悬挂较大的吊灯，房间局部增加假山盆景，这些装修做法就是对结构增加了集中荷载，使结构构件局部受到较重荷载作用，引起结构的较大变形，造成不安全的隐患，应采取安全加固措施。
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极限等效荷载平衡法的应用 篇6
关键词塑性设计;极限等效荷载;预应力
中图分类号TU378.1文献标识码A文章编号1673-9671-(2010)051-0132-01
预应力混凝土连续梁(板)在工程实际中的应用极为广泛,因此其塑性设计成为理论界和工程界关注的问题。目前,进行塑性设计有两种方法,一种是将预应力筋视为材料,将施加预应力产生的次弯矩视为荷载效应的经典方法,调幅对象为外荷载设计弯矩和次弯矩之和;另一种是在施加应力阶段将预应力筋的作用视为荷载,在使用阶段将预应力筋的应力增量作为材料来对待的统一方法,调幅对象为外荷载设计弯矩和综合弯矩之和。继这两种方法之后,出现了极限等效荷载平衡法,将承载能力极限状态下的预应力筋的作用完全视为荷载,即极限等效荷载,调幅对象为外荷载设计弯矩和极限综合弯矩之和,调幅系数为以相对受压区高度的倒数dt/c为自变量的函数表达式。极限等效荷载平衡法是一种概念清晰,计算简便的塑性设计方法。
1极限等效荷载平衡法设计步骤
1)计算外荷载弯矩设计值Mload。
2)根据外荷载类型确定预应力筋线型,计算张拉单位面积预应力筋引起等效荷载及在该等效荷载作用下支座和跨中控制截面处的弯矩Mp。
3)通过裂缝控制方程计算预应力筋面积AP。
4)计算跨中、支座控制截面的外荷载弯矩与极限等效荷载产生弯矩之和。
5)根据=7.2(dt/c-1),公式确定弯矩调幅系数。
6)根据(1-)(Mpu+Mload)作为计算弯矩按极限等效荷载平衡法承载力计算公式Mpu+Mload=fyAs(h0-x/2)+fpyAp(h/2-x/2)确定支座控制截面处非预应力筋用量,同时应满足有关配筋构造要求。
7)根據荷载静力平衡条件,计算跨中控制截面处的内力,并据此按极限等效荷载平衡法承载力计算公式确定跨中配筋,同时应满足有关构造配筋要求。
2PC连续梁结构设计计算实例
某工程采用预应力混凝土梁板楼盖体系。现浇钢筋混凝土板厚t=200mm,连续梁截面尺寸b×h=500mm×700mm。该连续梁为两跨连续梁,每跨长为15m,连续梁承受的线均布恒载标准值gk=40kN/m,承受的线均布活荷载标准值qk=20kN/m,活荷载准永久值系数q=0.4。试根据塑性理论按轻度侵蚀环境对该PC连续梁进行设计计算。
解:
1)截面尺寸选择及截面特征值计算
梁翼缘宽度为bf'=b+12hf'=500+12×200=2900mm。
A=855000mm2,yc=529mm,I=3.425×1010mm4,
W中=I/yc=6.474×107mm3,W支=I/(h-yc)=1.550×108mm3
梁板采用C60的混凝土,梁中预应力筋采用抗拉强度为fptk=1860N/mm2的фj15钢绞线,梁中非预应力纵筋采用II级钢筋,采用后张无粘结预应力工艺。
2)内力计算
在外荷载作用下考虑活荷载的最不利布置,连续梁中支座处的弯矩设计值为
Mload支=1/8(1.2×gk+1.4×qk)2=2137kN•m
不考虑活荷载的最不利布置,跨中和支座按荷载短期效应组合及按荷载长期效应组合计算的控制截面的弯矩值分别为
Ms中=0.07(gk+qk)2=949kN•m,Ms中=0.07(gk+qqk)2=756kN•m
Ml支=1/8(gk+qk)2=1687.5kN•m,Ml支=1/8(gk+qqk)l2=1350kN• m
3)张拉单位面积预应力筋引起等效荷载及在该等效荷载作用下的内力计算
为了便于预应力筋的张拉及其在梁端的布置,本工程PC连续梁取用了图1所示的预应力筋合力作用线。
图1PC连续梁结构预应力筋合力作用线
本工程两跨PC连续梁中预应力筋在各控制截面的有效预应力可近似取为
σpe=0.8σcon=0.8×0.7fptk=1042N/mm2
从而可求得如图2所示张拉单位面积预应力筋引起的端部预加力及节间等效荷载。
图2张拉单位面积预应力筋引起的端部预加力及节点等效荷载(N/mm)
进而可求出连续梁在张拉单位面积预应力筋引起的端部预加力及节点等效荷载作用下的弯矩,其中Mp支=4.112×105N•mm。
4)计算确定预应力筋用量AP
对于跨中和支座控制截面,在荷载短期和长期效应组合下,满足轻度侵蚀环境裂缝控制要求所需的预应力筋用量下限值分别为
AP1中=1264.0mm2,AP2中=1336.9mm2,AP1支=869.0mm2,AP2支=1182.9mm2
AP=max(AP1中、AP2中、AP1支、AP2支)=1336.9mm2
因为单根抗拉强度标准值fptk=1860N/mm2的фj15钢绞线的面积为AP=139mm2,因而所需预应力筋的计算根数为n=1336.9/139=9.6,应选配10фj15,实配预应力筋面积为AP=10×139=1390mm2
5)按极限等效荷载平衡法根据弹性理论初步确定非预应力筋用量
在张拉实配预应力钢筋引起的端部预加及节间极限等效荷载作用下支座处的弯矩为
Mpu支=APMp支fpy/σpe=-1390×4.112×105×1320/1042=-7.241×108N•mm
将有关量代入正截面承载力计算公式,得x=213mm,As'=3529mm2
在外荷载和预应力极限等效荷载作用下,考虑活荷载的最不利布置,跨中控制截面弯矩设计值为Mpu中+Mload中=8.476×108N•mm
在跨中控制截面处,假设混凝土受压高度小于翼缘高度,将有关量值代入正截面承载力计算公式,得x=31.5mm≤hf',As'=2185mm2
6)确定弯矩调幅系数
=7.2(dt/c-1)=7.2×(690/213-1)=16.1%,
7)考虑弯矩调幅确定支座非预应力筋用量
(1-)(Mpu+Mload)=(1-0.161)(-7.241×108+2.138×109)=1.186×109N•mm
将已知条件代入极限等效荷载平衡法建立的正截面承载力计算公式,得 x=179.5mm,As'=2043mm2
8)考虑弯矩调幅确定跨中非预应力筋用量
在外荷载和预应力等效荷载作用下,考虑活荷载的最不利布置,调幅后的跨中控制截面的弯矩设计值为
Mpu中+Mload中=8.974×108N•mm
在支座处,假设混凝土受压区高度小于翼缘高度,将有关量值代入统一方法建立的正截面承载力计算公式,即
x=32.4mm≤hf',As'=2416mm2
3结论
运用极限等效荷载平衡法进行塑性设计方法简单。从实例中可以看出,按塑性设计计算中支座控制截面非预应力筋用量为2043mm2,比弹性计算方法的结果少1486mm2,而按塑性设计计算跨中控制截面非预应力筋用量为2416mm2,比弹性设计多231mm2。从总体来看,非预应力筋用量有一定程度的节约,同时方便了施工,提高了施工质量。
参考文献
[1]刘晚成,左宏亮,王均,王雪莹.PC连续梁塑性设计的极限等效荷载平衡法.建筑结构学报(增刊)[J].2008:57-61.
[2]杨海旭,刘晚成,王海飙,杨东晖.无粘结预应力筋等效荷载的特性与应用[J].哈尔滨工业大学学报,2005,8:1087-1089.
[3]郑文忠,李和平,王英.超静定预应力混凝土结构塑性设计[M].哈尔滨工业大学出版社,2002.
[4]王雪莹,左宏亮,刘晚成.极限等效荷载平衡法弯矩调幅系数探讨[J].低温建筑技术,2009,3:45-46.
荷载作用 篇7
关键词：输电铁塔,冰雪荷载,倒塌,破环原因
2008年初,我国南方大部分省区遭遇了罕见的雪灾,据相关部门1月31日发布的灾情信息,此次雪灾造成湖南、湖北、贵州、安徽等19省区3287.9万人受灾,农作物受灾面积7270.8×103hm2,倒塌房屋22.3万间,损坏房屋86.2万间,因灾直接经济损失537.9亿元。雪灾期间,全国有13个省电力运行受影响,电缆断线2.7万条,输电塔也受到不同程度的破坏,变电站停止运作共1,497座。输电塔结构的覆冰已经对电力系统的安全稳定运行造成了严重的危害,有必要对输电塔结构的覆冰破坏进行理论分析。
1 输电塔的结构形式
高压输电塔设施主要采用钢铁结构(薄壁钢杆),结构形式多为空间桁架,其特点是高跨比较大,以水平荷载作用为主。三面、四面或多面平面桁架组成的空间钢桁架桁架杆件只受轴向力,应力分布均匀,材料强度得到充分利用。理想桁架杆件都是二力杆,其内力只有轴力,而没有弯矩和剪力,截面应力分布均匀。这一受力特点反映了实际桁架结构的主要工作形态,轴力为桁架的主内力。实际桁架中由于各杆轴线不一定准确交于结点上,结点也并非理想铰结等原因,还同时存在微小的附加弯矩和剪力对轴力的影响,这种影响是次要的(因结点刚性及桁架杆横截面积与惯性矩比值的大小而异,一般在5%~0.1%),内力增量称为次内力。在此种情况下,几乎不会出现倒塌现象。
2 输电塔线路的覆冰原因和条件
覆冰,是一种分布相当广泛的自然现象。但对于运行的输电线路来说,则是一场自然灾害,经常引起输电线路倒杆、倒塔、断线和绝缘子闪络等重大事故,给电网安全运行带来严重的危害。导线覆冰是一个复杂的过程,覆冰量与导线半径、过冷水滴直径有关,还与含风量、风速、风向、气温及覆冰时间等因素有关)。
输电线路的覆冰,是由于潮湿的雾气和雨雪,经过一定的温度和风速,覆着在铁塔和导线上的雾凇或雪凇现象。一般产生的气象条件是0℃以下,特别是在-4℃~-5℃时左右最容易出现覆冰。导线覆冰之所以成为圆形或椭圆形,是因为导线受风一侧结了一定的覆冰后,由于重心变化,导线向背风一侧翻转,等翻转过来的一侧结了一定的覆冰后,又向背风一侧翻转,如此循环往复而形成。我国南方大部分地区冬季气温较高,空气潮湿,下雪后,雪落到地面先化成水,水又冻成冰,冰上又下雪,所以这次南方雪灾地区输电线路和高压电铁塔上都结着厚厚的冰。
3 输电塔结构的破环原因分析
输电线路设计时导线覆冰荷载大多按10mm冰厚计算。湖南地区覆冰严重,其不同地域取15mm、20mm甚至更大的厚度。但今年冰冻雨雪天气引起的导线覆冰厚度,已远远超出此设计取值。超过设计标准的覆冰荷载使铁塔破坏和倒塌,在具体作用方式上又有所不同,可以大致分为将铁塔压坏、拉坏、扭坏、屈曲失稳破坏以及拉扭共同破坏等几种形式。
3.1 覆冰将铁塔压坏
主要是由于导地线、铁塔等的自重加上覆在其上的冰层的重量后,超过铁塔的实际承压能力,铁塔的主材或斜材发生受压屈曲破坏,导致整个铁塔破坏、坍塌。这类破坏,在铁塔两侧导线的覆冰垂直荷载大致相当。从调研和统计资料看,由于覆冰而被直接压倒的铁塔较少。
3.2 覆冰将铁塔拉坏
主要是由于铁塔两侧的导线,因不均匀覆冰而产生纵向不平衡张力。当覆冰累积到一定体积和重量之后,输电导线的重量倍增,超过导线、金具、绝缘子及杆塔的机械强度,使导线从压接管内抽出,或外层铝股全断、钢芯抽出。这种破坏大多发生在导线还没有因覆冰过载而出现断裂、掉落等情况下。正常情况下的铁塔,其两侧的导线张力基本保持平衡。但在铁塔两侧导线不均匀覆冰的情况下,这一受力平衡状态被破坏,铁塔两侧产生张力差,铁塔会向张力大的一侧发生倾斜、弯曲。在超过一定允许值后,铁塔杆件发生拉、压破坏,导致铁塔折断、倒塌。由于导线不均匀覆冰导致的铁塔破坏,主要发生在铁塔两侧档距较大或两侧高差相差较大的地方。这些地方由于地形地貌的特殊性,线路设计时铁塔两侧档距或高差相差较大不可避免,为导线不均匀覆冰及纵向不平衡张力的产生创造了客观条件。同时也由于地势原因,在冰雪融化时更容易出现不同时融冰的现象,加剧铁塔两侧纵向张力的不平衡。从调研和统计资料看,此次冰灾90%左右的倒塔都是由于不均匀覆冰以及不均匀脱冰产生的纵向不平衡张力造成的。
3.3 覆冰将铁塔扭坏
主要是由于铁塔一侧的导地线断线破坏等产生断线冲击荷载和过大的纵向不平衡张力。在超过设计承受能力的冰荷载的作用下,会发生导地线断线、金具脱落、绝缘子断裂等。这些破坏会造成铁塔一侧的某根(相)导线或地线的张力突然被释放,对铁塔施加动力冲击荷载。同时,两侧不平衡的导地线张力对塔身产生扭转力矩。动力与静力的共同作用极易造成铁塔横担破坏、脱落,进而引起倒塔,或直接破坏主材造成倒塔。从调研和统计资料看,此次冰灾由于断线冲击导致的倒塔不在少数,并且大多发生在横担较宽的双回路铁塔上。
3.4 覆冰杆件屈曲失稳破坏
主要是输电塔塔身的杆件结构在严重的裹冰荷载作用下,使原来只受轴向力的斜向杆件同时受到杆身冰雪荷载不可忽视的重力荷载作用。此时,杆件除受轴向力外,仍受到杆件冰雪荷载作用下的重力荷载,杆件转化成受拉、压、弯组合构件。由于杆件设计时是忽略杆件自身的重力荷载的,其抗弯刚度也就不在考虑范围之内,一旦杆件受到严重冰雪荷载作用,就很容易因抗弯刚度不足而发生屈曲破坏,部分杆件的破坏。直接导致其他杆件的失稳,致使塔身发生扭曲倒塌。
3.5 造成倒塔还有一个原因,就是导线舞动
舞动是导线在覆冰初期由于冰形的不规则在风力的作用下而产生的大幅上下翻飞振荡。由于振动幅值大,加之持续时间较长,使得铁塔承受很大的往复拉、压和扭力,因而容易造成铁塔联结螺栓松脱、构件疲劳失效等,直接引起倒塔。一些铁塔在导线舞动的作用下尽管没有直接倒塔,但已产生损伤,在不断加厚的冰荷载的作用下更易发生倒塌。此次冰灾由舞动引起的倒塔数量较少。
4 减少覆冰危害的基本方法
1)要减轻导线覆冰带来的危害,在新建线路时,首先要充分掌握该地区的冰雪情,并仔细研究输电走廊的微气候、微地形,尽量避开重冰区;无法避开时,应在重冰区采取抗冰设计。为加强已有线路的抗冰害能力,应视具体情况区别对待,可增大爬电距离,改善绝缘子伞裙结构,增加铁塔承重能力,在绝缘子表面涂憎水涂料以及对杆塔横担和绝缘子进行清扫,这些都是解决覆冰绝缘子冰闪的有效方法。
2)随着电网的升级,我国即将建设的1000k V交流、±800k V直流特高压输电线路工程,特高压输电塔在荷载上远大于现有输电塔,对输电塔的结构设计、钢材强度提出了更高的要求。为了使输电塔经济合理,钢材强度就必须大幅提高,需要使用Q390、Q420、Q460等高强度钢材。以此来增加输电塔杆件的抗拉压强度。
3)输电塔连接方式常采用焊接连接和螺栓连接。在螺栓连接方面,目前主要采用5.8级、6.8级强度较低的螺栓。随着输电塔的规模扩大,构件受力越来越大,单靠增加螺栓数量的办法,很不经济合理,因此,输电塔上使用高强度螺栓十分必要。国外输电塔上已经使用了9.9级高强度螺栓。我国输电塔在使用8.8级、10.9级螺栓也作了一些尝试,但热镀锌后质量很不稳定,在施工过程中就发现氢脆破坏现象,那么在覆冰荷载作用下,就更容易被破坏。因此,高强度螺栓在输电塔上没有广泛使用。
4)设计时适当考虑杆件的受弯作用,增强杆件的抗弯刚度,尽量避免不可预测的其他作用。
参考文献
温度荷载作用下气化炉的安全评估 篇8
国内外学者对IGCC系统及特殊设备进行过充分的研究。建立了适用于IGCC特点的联合循环系统模型, 开拓了基于全工况特性的IGCC联合循环系统设计优化新方法, 并研究开拓IGCC系统无约束时多变量综合优化设计方法。但是对于IGCC系统的工艺与设备评价方面的研究的还不多, 尚需深入研究。
本文主要针对其安全可靠性进行研究, 使IGCC的研究更加充分。
2 气化炉的数值模拟
2.1 气化炉仿真建模
本文以shell气化炉为模拟对象, 实际模型见图2.1, 其简化的模型见图2.2。建模区域为气化炉本体上部至激冷缩口, 出口直径为917mm, 下部至排渣口700mm, 在用ABAQUS模拟时简化为二维平面模型。其材料利用以上数学模型, 可以计算出气化炉在不同的压力、不同炉衬材料和不同炉温条件下, 炉体的温度分布。下面给出应用该模型的某种结构气化炉。
炉体的温度场分布计算实例。计算条件为:外炉壳材料:普通碳钢, 厚度为96mm
气化炉炉内壁温度:1 300℃~1 500℃, 气化炉周围空气温度:20℃, 运行压力约2.6~2.8Mpa。
2.2 用ABAQUS计算气化炉由温度场引起的应力应变
2.2.1 ABAQUS/CAE分析气化炉温度场过程
在ABAQUS/CAE环境下建立计算模型, 定义材料, 定义截面属性并将其赋予模型, 完成装配体, 定义分析步, 根据需要修改历史变量和场变量的输出要求保存模型。对模型施加载荷并确定边界条件。划分网格, 再次保存模型进行计算。图2.3为简化的模型 (因对称性只考虑一半) , 图2.4为模型的网格划分。
(1) 在job模块, 我们可以得到气化炉壁温度场分布情况如图2.5所示:
2.2.2 气化炉热应力计算分析
本节计算为气化炉内温度分别为1300℃和1500℃时热应力和热应变。打开tecplot, 导入fil文件, 查看热应力分布云图与位移分布云图, 如下图2.6和2.7。
由以上图2.6和2.7不同温度下气化炉顶部和底部应力应变对比, 我们可以得出以下结论:
1) 该种材料下, 气化炉正常工况下即炉内温度为1300℃时, 炉壁在高温的作用下产生了热应力, 进而造成了热应变。
2) 正常工况下, 该种材料的气化炉虽然产生热应力热应变, 但变化极小, 在安全范围内, 并不影响气化炉的正常运行。由图2.6 (c) 、 (d) 及2.7 (c) 、 (d) 我们还可看出炉壁沿X、Y方向的位移都是极小的, 甚至是可以忽略的。
3) 由于气化炉内温度最高为1300℃, 既然在此温度下气化炉是安全可靠的, 那么在该温度下应该是安全的, 所以该设计满足安全性要求。
3 数值模拟结论
本文主要采用ABAQUS软件对IGCC关键设备气化炉进行安全性评估, 对其在正常的工作温度下, 炉壁产生的应力应变进行计算分析, 得出一下结论:在ABAQUS中对气化炉进行简化建模, 利用其对称性, 我们仅研究了其对称结构的一半, 在ABAQUS计算处理模块, 计算出气化炉在正常运行温度下, 炉内壁产生的应力应变;通过在tecplot360里后处理结果分析, 我们可以得出, 在炉内温度1300℃应力和应变较小, 故气化炉在正常温度下工作是安全可靠的
摘要：作为洁净煤技术的代表, 整体煤气化联合循环 (IGCC-Integrated Gasification Combined Cycle) 发电技术是将煤气化技术和高效的联合循环相结合的先进动力系统。本文利用abaqus软件对IGCC系统关键设备气化炉进行安全性研究, 按照对象结构尺寸和运行经验建立了IGCC气化炉正常工况仿真模型。针对炉体温度引起的炉壁应力应变进行仿真分析, 从而评价其安全可靠性对IGCC关键设备的安全性的实际参考意义。
关键词：abaqus,气化炉,可靠性
参考文献
[1]迟全虎.IGCC联合循环系统建模与设计优化研究[D].中国科学院工程热物理研究所, 2004.
[2]迟全虎等.IGCC系统多变量综合优化设计[J].工热物理学报.2004, 25 (3) :361-365.
荷载作用 篇9
在爆炸动荷载作用下框架结构考虑材料塑性的优化设计,是国内外众多学者极为重视的一个问题。以往的文献大多是研究静荷载作用下刚架的优化设计。本文对承受动力荷载作用的钢框架结构考虑塑性的优化设计进行探讨,既考虑了结构的动力特性,又明确了动荷载作用下从弹性到弹塑性直至完全塑性的发展过程。
1 刚架的塑性分析
对于承受动荷载的框架结构的优化设计,与承受静荷载的框架结构优化设计的方法基本相同,主要区别在于考虑结构的动力特性和动力反应,即在约束条件中考虑结构的自振频率、动应力、动位移。对动力荷载作用的钢架考虑塑性的优化设计可以采用极小定理,按照造价最低的目标,根据可以出现的破坏机构为相应的约束条件,建立相应的数学方程,然后用适当的优化方法即可求解。对于多跨多层框架结构,寻找破坏机构遇到困难时可采用极大定理,在给定的形状尺寸、确定的荷载分布下,要求各杆截面产生极限弯矩的荷载为极限荷载,并且使结构的造价最低(本文只考虑材料的价格)。
2 数学模型
钢框架结构示意图见图1。
求目标函数设计变量I :
MIN:undefined
S.T: Gj(I)≤0 (j=1,2,…m),
界限约束:IL≤I≤IU。
在工字型截面中,惯性距Ii,截面模量Wi,横截面面积Ai,它们之间有以下关系:
在梁中:undefined;
在柱中:undefined。
3 爆炸荷载及微分方程
爆炸荷载是冲击荷载的一种特殊形式,其特点是作用时间很短,最大动位移常常发生在阻尼力还未能消耗很多的能量之前的很短时间内,因而一般不考虑阻尼的影响。
爆炸荷载的荷载时程见图2。
3.1 单自由度体系在爆炸荷载作用下的平衡微分方程
undefined (1)
位移方程为:
Y(t)=P0[1-cos(ωt)-t/t0+sin(ωt)]/(mω)
(0≤t≤t0) (2)
Y(t)=P0[sin(ωt)/(ωt0)-sin(ωt-ωt0)/(ωt0)+
cos(ωt)]/(mω) (t0≤t) (3)
动力放大系数为:
μ=[1+2(1-cos(ωt0)/(ωt0)2-2sin(ωt0)/(ωt)]0.5
(t0/t≤3/8) (4)
μ=[1-tg-1(t0/ω)/(ωt)] (t0/t≥3/8) (5)
3.2 N个自由度体系在爆炸荷载作用下的平衡微分方程
undefined (6)
式中:[M]——N阶方阵,体系的质量矩阵;[K]——N阶方阵,体系的刚度矩阵;{undefined}——N个分量的向量,该多质点体系相对于地面的加速度;{Y}——N个分量的向量,该多质点体系相对于地面的位移;
undefined(t)——结构振动时地面运动加速度时程曲线。
由结构力学可知:N个自由度体系具有N个独立的振型,因此,结构体系的位移可以表示为:
{Y(t)}=[φ]{q(t)} (7)
式中:{Y(t)}——N阶位移向量;[φ]——振型矩阵,各个振型位移向量的集合;{q(t)}——振型振幅广义坐标向量。
振型对质量矩阵、刚度矩阵的正交性表示为:
{φ}undefined[M]{φ}k=0 (j≠k) (8)
{φ}undefined[K]{φ}k=0 (j≠k) (9)
式中:{φ}j——j个振型;{φ}k——第k个振型。
这样,利用振型正交性,将方程(6)解耦为N个相互独立的、以广义坐标为未知数的独立方程式,从而可以利用单自由度体系的理论求解多自由度体系。
利用Duhamel积分,解方程(6)有:
undefined
由于振型分量不是同时达到最大值,因此,计算位移或弯矩的最大值时,不能简单地将各分量的最大值相加。根据规范要求,采用各分量最大值的平方和,然后再开方的方法,求位移或弯矩最大值。本文按照规范要求,考虑前3个振型对结构的动力影响。
undefined (17)
undefined (18)
式中:Fij——第j振型对i质点的力;m——振型参与系数。
4 约束条件
应力约束:-Mu≤Mi≤Mu,
|σ/σb|+|M/Mu|≤1,
位移约束: |y/[Δ]|≤1,
界限约束: Iundefined≤Ii≤Iundefined。
式中,Mi包括静荷载作用下该截面的弯矩加上动荷载作用下相应截面的弯矩值。实际上,考虑Mi≤Mu约束条件就是对刚架考虑塑性分析。
上述数学表达式是以杆件横截面的惯性矩作为设计变量,因此,该问题是一个非线性规划的问题,y(x,t)、σi、Mi都是通过结构的动力分析求出的。所以,它们均为设计变量的隐函数,这样的问题一般可采用可行域方向法或梯度法来解决。但是,由于设计变量过多,约束条件又是隐式的形式,为此本文采用较为方便的复形法求解。本文编写了FORTRAN程序,计算后获得了良好效果。
5 算例分析
本文计算了4层钢框架结构的算例,各楼层质量m=4 000 kg,爆炸荷载幅值P0=400 kN,t0=0.1 s,h1=h2=h3=h4=4 m,跨度l=6 m,弹性模量E=2.1×106 kg/cm2,杆件容许应力[σ]=1 700 kg/cm2,动荷载容许应力[σd]=1 200 kg/cm2,容许位移[y]=4 cm,钢材单价C0=3 000元/t。振型参与系数m=3。
通过计算得出结果。爆炸荷载作用下,钢框架的最优截面惯性矩见表1,最优截面尺寸、结构的最低造价见表2。
根据最优截面惯性矩,本算例可以选用工字型型钢,也可以采用本文编制的FORTRAN程序计算出最优截面的4个最优参数。表2 就是采用此方法计算得到的结果。
6 结语
本文对爆炸荷载作用下考虑材料塑性的钢框架结构的优化设计进行了研究,得到了最优截面的惯性矩和结构的最优造价。由于本文的数学模型是严格按照GB 50017—2003《钢结构设计规范》建立的,因而所提出的理论和方法对工程设计人员有一定参考价值。本文对爆炸荷载作用下框架结构优化设计进行的探讨,仍有许多工作有待进一步研究。
参考文献
[1]钱令希.工程结构优化设计[M].北京:水力水电出版社,1983.
[2]江爱川.结构优化设计[M].北京:清华大学出版社,1986.
荷载作用 篇10
路面是承载车辆荷载作用的层次, 在实际运营过程中, 车辆会沿着不确定的轨迹行驶, 因此, 将车辆荷载单单看作静载或者动载, 是不合理的。将车辆载荷看作一种随机荷载, 将会更加接近实际状况。但目前关于随机荷载作用下路面力学响应问题的研究较少, 最常用的随机荷载理论是平顺性理论, 将整个车辆荷载系统假设为一种线性体系, 输入路面的不平整度等参数, 输出每个点位的振动参数。目前, 描述车辆载荷的模型已经有很多, 比如平面模型、空间模型等, 但车辆实际行驶过程中是一种非平稳随机振动的过程, 因此, 关于非平稳特性还有待于进一步研究。
国内对此做了一定的研究工作。钟阳等[1]将车辆荷载简化为两个和五个自由度, 进而对车辆荷载与速度之间的关系进行了分析;孙璐等[2]将随机过程基本原理引入到车辆荷载模型中, 研究了车辆荷载与车路相互作用之间的关系;邓学钧等[3]利用数学模型考虑车辆与路面的综合体系, 描述了车辆荷载与路面结构接触平整度之间的关系, 从而深入研究随机荷载作用下车辆对路面体的作用;陶向华等[4]采用了四分之一的车辆荷载模型, 通过分析得出了车辆动态荷载的功率谱密度值以及动载系数等, 据此, 进一步分析了车辆的速度和路面不平整度之间的关系, 以及它们对车辆荷载动态变化的影响。
针对车辆荷载作用下路面力学响应问题, 本文以沥青路面为研究对象, 利用随机荷载来模拟车辆荷载, 结合具体实例分析了沥青路面在随机荷载作用下的力学响应规律。
2 车辆随机荷载模型的描述
车辆由于路面不平整度的影响, 会产生不同大小的动载作用于路面结构体, 这种荷载作用是随着时间和空间不断变化的, 而且呈非线性。由于车辆行驶的各种不确定性存在, 导致了车辆荷载作用具有一定的随机性。现行的路面设计方法中, 将车辆荷载作用看作为一种静载作用, 显然是不合理的。车辆荷载的随机性一般可以从三个方面进行描述:幅度域、时间域和频率域。所谓幅度域, 是在随机过程中描述各个时刻状态的一个统计特征, 主要是一种概率的分布特性;时间域则是一种时间维度上的描述, 来解释随机过程中的一种平均特性, 以及它在不同时刻下状态之间相互联系的概率特征;频率域是指用来描述随机过程中的频率结构特性, 通常情况下我们可以称之为频谱分析。
目前为止, 可用于描述车辆荷载作用的数学模型有很多, 但针对不同的问题, 每种模型的适用范围是不一样的。比如四分之一模型, 它可以很好地模拟车辆垂直方向的振动特性, 但在其他方面特性的描述具有一定的误差。每种车辆荷载模型中, 都会考虑以下几个方面:车辆自身的一些参数, 比如车辆的重量、车辆行驶的速度、车辆在行驶过程中的加速度等;路面方面, 包括路面的表面平整性、路面的波长特性等。综合考虑这些方面后, 才能通过一定的简化手段, 构建车辆荷载模型, 用于针对性的分析。
一般的, 当车辆以一定的速度行驶在一条公路上时, 可以将其视为一种平稳的随机过程。下面给出一种车型为东风EQ1166G2的普通货车的车辆荷载模型:
利用上述随机模型来模拟车辆荷载的随机特性, 具有简单、实用的优点, 且能够满足工程分析的需要。本文针对沥青路面, 利用此随机模型来模拟车辆荷载, 进行了路面力学响应分析。
3 实例分析
本文以车辆随机荷载作用下沥青路面的力学响应分析为实例, 利用有限元法模拟车辆载荷作用于沥青路面结构体, 通过动载计算, 得到路面体的应力、应变、位移的变化曲线。在利用有限元通用软件过程中, 软件提供了两类不同的求解方法, 即直接积分法和振型叠加法, 而直接积分法又包括Full法和Reduced法两类方法。本文选择Full法, 它的求解器是软件平台自动选择的。通过定义有限元模型、加载、求解等过程, 得到了沥青路面在随机荷载作用下的动态位移图, 如图1所示。
由图1可以看出, 随机荷载作用下路面位移变化呈一定的非线性, 每个计算点处的位移值随时间是逐渐变化的, 呈先增加后减小的变化趋势。路面体不同位置处的位移值是不同的, 面层上部要比基层底部的位移值偏大。在0.8s时间点时, 基层底部和面层上部的位移值大致相同, 说明了此时, 路面体还没有发生变形。随着时间的增加, 基层底部和面层上部逐渐出现变形, 位移绝对值逐渐增加, 但面层上部的增长速度大于基层底部。这是由于车辆荷载作用于路面结构体的面层, 然后逐渐向下结构层次传递。在2.0s时, 面层上部位移值达到最大值, 而基层底部的位移仍然继续增加, 直到2.2s时才达到最大值, 这说明由于力沿深度方向传递需要一定的过程, 导致了位移变化沿深度方向出现滞后的现象。
4 结语
本文针对车辆荷载作用下路面力学响应问题, 以沥青路面为研究对象, 利用数学模型模拟车辆荷载的随机性, 结合有限元技术, 通过建模、加载、求解等过程, 对随机荷载作用下沥青路面变形特性进行了分析, 得到具体结论如下: (1) 随机荷载作用下路面位移变化呈非线性; (2) 路面体不同位置处的位移值是不同的, 面层上部要比基层底部的位移值偏大; (3) 由于力沿深度方向传递需要一定的过程, 导致了位移变化沿深度方向出现滞后的现象。
参考文献
[1]钟阳, 王哲人, 等.不平整路面上行驶的车辆对路面随机压力的分析[J].中国公路学报, 1992, 5 (2) :40-43.
[2]孙璐, 邓学钧.速度与车辆动态特性对于车路相互作用的影响[J].土木工程学报, 1997, 30 (6) :34-40.
[3]邓学钧.车辆一地面结构系统动力学研究[J].东南大学学报, 2002, 32 (3) :474-479.
浅析建筑结构设计中荷载取值问题 篇11
【关键词】荷载取值；结构设计；建筑结构；荷载模型
随着社会经济的发展，建筑行业正以迅猛的速度不断发展，并在市场经济中占据着越来越重要的地位。由于人们的生活水平不断提高，人们对于建筑物的要求也越来越高，不仅要求其质量达到一定的标准，更需要达到美观效果。在建筑结构设计过程中，设计师都需要对建筑荷载进行测算取值，然后将这一类测算取值限定一个范围，这就是荷载取值。建筑中荷载的量值会根据建筑物的地区、功能和是用期限的不同而不同。下文首先分析了建筑结构中荷载的分类，并由此而展开详细分析了荷载的概率模型和建筑结构设计中的荷载取值，以供大家参考。
1.建筑结构设计中荷载的分类
在人们对建筑物要求越来越高的基础上，设计师必须要对建筑结构的各个施工环节进行全面且综合分析，这样才能够满足人们越来越高的要求。通常情况下，建筑结构中的荷载会随着时间的变化而变化，大致可分为三种类型，即永久荷载、可变荷载以及偶然荷载。（1）永久荷载的取值与时间期限没有太大的关系，它主要是随着空间的形式而变动的，也就是说，用集合在主要是通过既变的概率模型来描述的。（2）可变荷载的变化则包括时间变化与空间形式两个方面，所以设计师在对其进行计算的过程中必须要采用随机概率模式进行计算，这样才能够对建筑结构进行完整的设计，并能够有效的提高其管理水平。（3）偶然荷载。这种通常不会出现，一旦出现，其量值就会非常大，从而对建筑结构起到极大的限制作用。
随着时间的变化，楼面活荷载取值也会随之不断变化，大致可分为两个部分，即持久性活荷载以及临时性活荷载。所谓持久性活荷载指的是在楼面上的某一个部位中存在着一直不变动的荷载，在非必要的情况下，这些荷载不会发生较大的变化；而临时性活荷载也就是因为某种原因使建筑结构短暂出现荷载，这种荷载的出现是没有一定的规律性的。
根据空间位置的变异性我们可将可在分为固定荷载以及可变荷载。固定荷载也就是在建筑结构的某个空间中，其荷载力分布固定且均匀；而可变荷载也就是在建筑结构的某个空间中，其荷载力是任意分布的，没有一定的规律性。
根据建筑结构的荷载反应将其分为静态作用以及动态作用两大类，所谓静态作用也就是荷载对于建筑结构的构件没有产生加速度的作用；而动态作用也就是荷载对于建筑结构的构件产生了一定的加速度作用，不得不对其进行综合考虑。
在我国现行的《建筑结构荷载规范》中已对荷载标准值进行了定义。在实际工作中，设计师已经对民用住宅、写字楼等各种建筑物进行了分析与调查，并且将空间形式与时间变动考虑在其中，采用了合理的概率统计模型。在概率统计模型当中，为了使荷载力平均分布，我们将建筑物中各个房间的面积进行平均荷载，虽然这种做法不尽合理，但是其计算结构不会给建筑物带来严重的后果，并且便于设计师的调查与统计。目前，我国建筑物当中基础电气设备越来越多，装修也越来越普遍，传统的荷载标准值已经不适应我国的发展现状，这就需要我们对其进行改革。在对荷载标准值进行研究的过程中，需要设计师从实际情况出发，拟定一个荷载的概率模型，从而限定建筑物的各种荷载取值。
2.荷载的概率模型
描述荷载有2种常用的概率模型，一种是随机变量概率模型，另一种是随机过程概率模型。对于恒载，其值随时间变化很小，近似保持恒定的量值，可以按随机变量进行统计分析。对于作用在结构上的活荷载，在整个设计基准期内，它不但在空间上具有变异性，而且在时间上也具有变异性，其值随时间而变化，因此，活荷载应该采用随机过程的概率模型进行分析。平稳随机过程指出，只要影响过程的主要因素不随时间发生变化，就可以认为是平稳过程。楼面活荷载在规定的结构设计使用期内，影响它的主要因素一般不会随时间有明显的改变，故楼面活荷载在整个时轴上的概率模型可以看作是平稳二项随机过程模型，《建筑结构可靠性设计统一标准》中采用的概率模型就是平二项随机过程模型。持久性活荷载的量值可用随机场模型描述，模型由4个部分组成：反映同一类建筑物持久性活荷载总体的平均值，反映同一类建筑物之间荷载差异的随机变量，反映同一建筑物不同楼层之间荷载差异的随机变量，反映同一楼层不同位置荷载变化的随机场，有的模型还考虑了不同楼层荷载间的相关性。对于临时性活荷载，一般将楼面分为若干区块，统计每一区块内的集中荷载大小及数目，然后再建立随机场模型。由于临时性活荷载并不经常出现，而且离散性大，完全用统计方法进行分析有定困难，一般要参考或结合工程经验进行处理。
在确定了持久性活荷载和临时性活荷载量值的概率模型后，还要根据设计需要，将其等效为均布荷载，等效的条件要与结构设计中内力和变形的分析相适应，分析内容包括梁跨中弯矩、梁跨中剪力、内柱内力等。
3.建筑结构设计中荷载取值
建立荷载的概率模型，确定其在设计中针对统计参数的分析，是荷载统计和分析中对荷载取值定位的重要内容。统计参数主要是针对可变荷载而言的，除了永久性荷载之外其他各种荷载形式都可以认为是可以变动的荷载。可变荷载与时间有关，理论上应采用随机过程概率分布模型，鉴于目前对各类荷载随机过程的样本函数及其性质了解不多，为了简化，多采用极值统计法或平稳二项随机过程概率模型来描述。荷载取值要根据每个房间的各种家具的重量综合，再根据每个房间的面积。求出每个房间单位面积的家具重量，以及每个房间单位面积的人员重量和单位面积的临时堆放物品重量，然后根据持久性活荷载以及临时性活荷载的不同要求进行组合，最后得出每个房间的持久性活荷载单位面积的重量以及临时性活荷载单位面积的重量。根据得到的房间单位面积的重量，将房间按不同的使用功能分类，并对每种房间进行分析，画直方图、根据直方图假设分布、对假设的分布用x2法和K—s检验法分别进行检验，最后得出每种情况下荷载的统计参数以及在一定分位值下的标准值。
4.结论
在我国社会日益发展的今天，人民生活水平与生活质量不断提高，对于建筑物的要求也就越来越高。我们对既有的建筑物进行严格分析，结果表明建筑结构还存在着一定的问题，例如不够安全可靠、使用寿命短等，所以在建筑结构设计过程中，为了延长建筑工程的使用寿命，充分发挥建筑的使用功能，设计师必须要从实际情况出发，严格计算荷载标准值，并提高其准确性。 [科]
【参考文献】
[1]来庆杰，邢建奋.概念设计及结构的规则性[J].科技情报开发与经济，2010（04）.
线荷载作用下的单向板内力分析 篇12
关键词：薄板,纳维叶解法,次弯矩,长宽比
薄板是土木工程中常用的一种构件, 钢筋混凝土薄板在建筑和交通工程中应用十分广泛。由薄板的形状以及受力的特点可知, 它在弯曲变形时属于空间问题, 一般很难获得其精确解, 故在分析薄板弯曲问题时多采用弹性力学基本假设外的附加假设 (如小挠度理论) 。
若矩形板一个方向的长度比另一个方向的长度要大许多, 板上的荷载主要向长边传递这样的板在工程上称为单向板[1]。在实际工程中, 单向板上作用线荷载的情形有现浇板上砌墙、板 (梁) 上作用有列车 (或车队) 荷载等, 在设计计算中往往重视主受力方向的弯矩, 而容易忽视次方向上的弯矩。但是, 在线荷载作用的情形下, 次方向上的弯矩一般与主受力方向的弯矩具有相同的量级, 甚至还会大于主方向弯矩。本文采用纳维叶解法[2,3]计算并运用MATLAB绘制受线荷载作用的单向板主次方向上的弯矩, 并以长宽比为基本参数, 讨论了主次方向上弯矩的变化情况。
1运用纳维叶解法计算弯矩
本文采用纳维叶解法并运用MATLAB研究单向简支板在线荷载作用下的板内弯矩 (见图1) , 而纳维叶解法是用于解决四边简支矩形薄板的, 但当长边b比短边a大许多时 (一般是长边比短边大3倍以上) , 就可认为是单向板, 仍然用纳维叶解法计算主弯矩Mx和次弯矩My。
由四边简支且受均布荷载作用的矩形薄板纳维叶解法可推导出受线荷载q作用下在任意一点 (x, y) 所产生的弯矩[2]:
为了分析方便, 将原坐标进行坐标变换, 并将长宽比b/a设为参数k, 从而得到弯矩计算式为:
计算时取υ=0.3, q=10, m=50, n=50。
采用MATLAB可绘制出板内主次弯矩的分布情况。若取长宽比k=3, 则板主次截面上的弯矩如图2所示。
2参数分析
为了研究主次方向弯矩的比值及Mx, My的大小与长宽比的关系, 本文分别研究了Mxm/Mym与k及Mx, My与k两组相互关系。
这一相互关系首先说明次方向上的弯矩My与主方向上的弯矩Mx经常是同一数量级的, 即使是长宽比很大的情况, My也能达到Mx的1/3, 设计时若将My忽略, 就有可能在x方向出现水平裂缝;其次说明主次方向上弯矩的比值与板的长宽比是有关联的, 在设计时可以考虑长宽比的影响, 从而估计My的最大值进行设计, 为了安全和设计方便, 也可取与Mxm相等的Mym。
另外, k=3, 9, 30时, 分别绘制Mx, My随长宽比k的变化曲线, 如图4, 图5所示。
图4, 图5中, k=3时的曲线峰值最大, k=9次之, k=30最小, 因此, k越小, 则Mx, My的峰值就越大;k越大, 则Mx, My的峰值越小;且My的影响范围仅在线荷载作用位置附近一个固定区段, 并不随着k的增大而发生明显的变化。
这一结果说明, 进行设计时, 由于My不可忽略, 需要在作用线荷载附近考虑布置y向的钢筋, 而钢筋长度的选取, 只需考虑这个固定的影响区段的长度及锚固。由于Mx, My随k值的增大而减小, 所以设计时应考虑长宽比对弯矩值的影响。
3结语
本文采用纳维叶解法计算受线荷载作用的单向板的弯矩, 并以长宽比为基本参数, 讨论了主次方向上弯矩的弯化情况, 结论如下:1) 随着单向板的长宽的增大, 主方向上的弯矩与次方向上的弯矩越来越大, 但最终不会超过3.5;2) 次方向上的弯矩相对于主方向上的弯矩不可忽略, 因此设计中应计算次方向上的弯矩进行配筋;3) 主、次方向上的弯矩值会随着长宽比的增大而减小;4) 线荷载对次方向上的弯矩影响是在固定的一段区间内的, 该区间的长度不会随着长宽比的变化而发生很大的变化。
参考文献
[1]周克荣, 顾祥林, 苏小卒.混凝土结构设计[M].上海:同济大学出版社, 2000.
[2]李遇春.弹性力学 (土木工程适用) [M].北京:中国建筑工业出版社, 2009.
[3]R.Szilard.板的理论和分析[M].陈太平, 戈鹤翔, 译.北京:中国铁道出版社, 1984.