圆形均布荷载荷载（共4篇）
圆形均布荷载荷载 篇1
0 引言
现代建筑基坑周边场地狭小, 基坑开挖过程中, 通行施工车辆和堆载困难。《建筑深基坑工程安全技术规范》要求按照设计值限定基坑周边使用荷载, 严禁超载;基坑周边1.5 m范围禁止堆载, 3 m以内限制堆载, 严禁重型车辆通行[4]。施工过程中受场地限制, 不得不利用坑边堆放材料和通行车辆, 导致基坑经常处于超载状态, 威胁基坑安全。因此, 进行基坑支护设计时, 基坑周边附加荷载取值应考虑施工阶段出现频率较高的荷载, 既要保证基坑的安全, 又要节省资金。
1 基坑周边荷载
1.1 坑边荷载的种类
基坑周边荷载包括车辆荷载, 材料堆载, 周边管线等等荷载。这些荷载当中, 车辆荷载数值较大, 有动力特性, 设计时不应忽略。
1.2 车辆荷载取值
基坑周边常见车辆荷载是材料运输车, 最大整车重量可以达到800 k N。运输车辆荷载主要集中在后桥上, 车辆荷载纵、平面尺寸见图1, 各轮荷载分布见表1。
按照汽车平行基坑驶进基坑边缘, 距离基坑0.5 m~5 m, 计算对支护结构产生的土压力, 按照对工程安全有利的扩散角取值, 计算等效分布荷载大小时, 土压力扩散角取30°[2];计算等效分布荷载作用深度时, 土压力扩散角取45°[3]。计算结果见表2。
从表2可以看出, 汽车荷载在距离坑边3 m以内时, 对基坑的影响较大, 而且作用深度较浅, 存在一定的动力性能, 故3 m范围内应考虑有汽车荷载。距离基坑3 m以外, 汽车荷载影响减小, 均布附加荷载取经验值10 k Pa~20 k Pa可以满足要求。
1.3 施工阶段材料附加荷载
施工材料的荷载大小与材料密度和堆放方式有关。表3是常见建筑材料的堆载值[5]。
根据表3中数值, 取建筑材料最大附加荷载18 k Pa。
1.4 建筑机械附加荷载值
基坑边常见建筑机械有铲运机, 反铲挖掘机, 汽车吊等, 荷载值见表4[5]。
建筑机械附加荷载取平均值30 k Pa。
如上所述, 设计时应考虑基坑周边荷载共同作用对基坑支护结构的影响, 避免坑边3 m范围内超载影响基坑安全。
2 基坑周边附加荷载的组合
根据规范相关规定, 基坑周边附加荷载应进行两个极限状态的荷载组合, 即承载能力极限状态和正常使用极限状态[3], 附加荷载取值应按照组合后的荷载效应取值。
按照规范规定, 支护结构构件或连接设计应按承载能力极限状态计算, 支护结构的位移、基坑周边建筑物和地面的沉降等控制应按正常使用极限状态计算[3]。进行承载能力极限状态设计时, 应考虑作用效应的基本组合, 必要时尚应考虑作用效应的偶然组合;进行正常使用极限状态设计时, 应分别选用标准组合、频遇组合或准永久组合。
根据施工现场的实际情况, 建筑材料构配件堆放、建筑机械等附加荷载可采用标准组合;各种运输车辆荷载可采用频遇值或准永久组合值。
表5是参照GB 50009—2012建筑结构荷载规范中民用建筑楼面和屋面活荷载相应的系数值, 经过适当修改得来, 设计者可参照使用, 也可根据现场情况进行调整, 但不应小于表中数值, 否则应有充分的荷载分布情况的概率统计[5]。
3 基坑附加荷载组合算例
基坑附加荷载不是永久荷载, 故永久荷载不作计算。
对于前述车辆荷载和堆载的组合, 根据荷载规范, 承载能力极限状态的组合计算如下:
而对于正常使用极限状态, 组合计算如下:
由计算结果看组合值是比较大的。当然, 这个数值没有考虑土体的扩散作用, 仅在基坑表面作用。
综上所述, 在基坑附加荷载取值时, 如果仅凭经验取10 k Pa~20 k Pa, 则必须限制基坑周边附加荷载值, 防止因超载引发事故。
4 结论与建议
1) 基坑支护结构设计中, 附加荷载取值应结合基坑施工方法和周边的实际情况取用, 仅取经验值是不全面的;2) 支护结构设计时应考虑车辆荷载临近基坑时, 最近距离小于1.5 m对基坑结构的不利影响, 进行相应工况的计算。小于1.5 m时, 车辆荷载宜考虑动力系数;3) 附加荷载距离基坑边缘1.5 m~3.0 m之间时, 荷载产生的附加值接近设计经验值10 k Pa~20 k Pa;4) 附加荷载距离基坑边缘3.0 m以外时, 由于土的扩散作用, 对基坑影响减小。总之, 基坑设计时应充分考虑施工现场的实际情况, 在方案阶段同建设单位和施工单位进行有效沟通, 既要考虑经济性, 也要考虑施工过程中各种附加荷载可能对基坑支护结构造成的不利影响, 做到经济合理, 安全可靠。
摘要：介绍了基坑支护设计中坑边荷载的种类, 从车辆荷载、材料堆载、机械荷载等方面, 对坑边附加荷载的取值问题进行了探讨, 并对基坑附加荷载进行了组合计算, 得出了一些有价值的结论。
关键词：基坑,荷载,施工材料,建筑机械,承载力
参考文献
[1]GB 50009—2012, 建筑结构荷载规范[S].
[2]JGJ 79—2012, 建筑地基处理技术规范[S].
[3]JGJ 120—2012, 建筑基坑支护技术规程[S].
[4]JGJ 311-2013, 建筑深基坑工程安全技术规范[S].
[5]刘岩.基坑设计时坑边超载取值问题的探讨[J].工程勘察, 2010 (S1) :395-399.
[6]王志杰, 韩建刚.基坑支护设计中车辆荷载的取值刍议[J].西部探矿工程, 2013 (4) :32-37.
[7]JTG D60-2015, 公路桥涵设计通用规范[S].
圆形均布荷载荷载 篇2
1 箱梁的剪力滞效应
早在1924年卡曼对宽翼缘的T梁探讨翼缘的有效分布宽度时, 就涉及了剪力滞效应的研究。随后又有多位学者对于剪力滞效应进行了一些研究, 直到1946年E Reissner采用变分法的最小势能原理, 给出了剪力滞效应的近似解。箱梁的剪力滞效应是指箱梁在对称荷载作用下, 由于顶、底板剪切变形而造成弯曲应力沿板横向分布不均匀的现象。当靠近腹板的弯曲应力大于远离腹板的弯曲应力时, 则为正剪滞;若当靠近腹板的弯曲应力小于远离腹板的弯曲应力时, 则为负剪滞。正负剪滞如图1所示。
2 能量变分法的剪力滞效应
宽箱梁在对称挠曲作用下, 上下翼板因为剪切变形已经不符合变形保持平面假设的初等梁理论, 梁的挠度位移ω=ω (x) 描述梁的变形已经不够。在应用最小势能原理分析箱梁挠曲时, 梁的纵向位移u (x, y) 用来描述梁的挠曲变形, 其表达式如式 (1) 所示:
其中, u (x, y) 为梁的纵向位移;u (x) 为梁剪切角的最大值;hi为截面形心到上板或下板的距离;b为箱室净宽的一半。
在均布荷载作用下, 简支梁的弯矩和剪力表达式如式 (2) , 式 (3) 所示:
采用能量变分法推导均布荷载作用下简支梁的剪力滞效应, 可得其剪应力和剪力滞系数表达式如式 (4) , 式 (5) 所示:
其中, I为截面形心惯性矩的总和, I=Is+Iw;Is为顶底板对于截面形心的惯性矩, Is=Isu+Isb;Iw为腹板对截面形心的惯性矩;hu为上翼板中心到截面形心的距离;hb为下翼板中心到截面形心的距离;αb为箱的外伸臂长度;Isu, Isb分别为上、下翼板对截面形心的惯性矩;l为桥梁的跨度;E为弹性模量;G为剪切模量;n, k均为瑞斯那系数。
3 模型计算与分析
3.1 建立模型
为了对比分析变分法和有限元法对于剪力滞效应计算的差异, 总结简支梁在均布荷载作用下剪力滞效应的特点, 本文采用有限元Ansys建立实体模型。简支梁截面尺寸如图2所示。本文中简支梁的跨度为16 m, 材料参数有:弹性模量E=3.5e10 Pa, 泊松比μ=0.016 7, 均布荷载q=17 k N/m2。建立模型如图3所示。
3.2 计算分析
由于本文为简支梁, 又是在均布荷载作用下, 所以在对比分析过程中, 本文只取半跨梁的数据进行分析, 即取梁端到跨中的数据进行对比分析。本文的剪力滞系数对比如图4所示。
在剪力滞系数对比图中, 可以发现有限元法计算的剪力滞系数一般大于能量变分法计算的剪力滞系数, 而且在梁端差值较大, 但是靠近跨中二者差距较小。有限元法在计算梁端应力时, 由于模型受到支座的约束影响较大, 所以剪力滞系数较变分法的计算值大。
在腹板的剪应力对比图中 (见图5) , 可以发现腹板顶有限元法计算的剪应力大于能量变分法计算的剪应力, 但是有限元法计算的梁端腹板顶的剪应力靠近支座时有突变;同时由腹板底的剪应力可以发现, 有限元法计算的剪应力大于能量变分法计算的剪应力, 有限元法计算的梁端腹板顶的剪应力靠近支座时同样有突变。
4 结语
通过Ansys实体模型的有限元计算, 对比能量变分法的剪力滞效应计算可以得出如下结论:
1) 有限元法计算的剪力滞效应中剪力滞系数大于能量变分法计算的剪力滞系数, 且随着距梁端距离的增大两种方法计算的剪力滞系数越接近。
2) 有限元法计算的剪力滞效应中剪应力大于能量变分法计算的剪应力, 且随着距梁端距离的增大两种方法计算的剪应力越接近。
3) 在剪力滞效应计算中, 约束对于有限元的计算影响较为明显。有限元法计算的剪力滞系数和剪应力数据在靠近支座处都有突变。
参考文献
[1]项海帆.高等桥梁结构理论[M].北京:人民交通出版社, 2001.
[2]吴文清.波形钢腹板组合箱梁的剪力滞效应问题研究[D].南京:东南大学, 2002.
[3]范立础.桥梁工程[M].北京:人民交通出版社, 2001.
圆形均布荷载荷载 篇3
近年来，由于国家对环境保护的要求越来越高，因此在工业领域尤其是电厂、钢厂、化工原料等行业中，大型的贮煤仓、贮铁金粉仓以及贮化学原料仓都采用了大直径封闭的圆形料仓结构。此类料场上方用一密闭的网架外壳罩起来，外形类似于半球体，下方为提高储量，加设圆环形挡墙。其特点主要有：1、占地少，单位面积储存量大，建造土石方量小；2、抗恶劣天气能力强，防风无扬尘，抗雨无流失，保护环境，景观好；3、自动化程度高，设备能耗小，运行安全可靠[1]。
2 工程概况
某煤矿工程中，圆形储煤仓设计堆贮能力182000m3，煤的密度为0.85t/m3，堆料高度为32.1m。钢筋混凝土圆形料直径为120m，挡墙高度为17.0m，料仓在仓顶设置一道环梁，此环梁兼做走道，挡墙为厚度均匀的混凝土墙。工程情况如图1所示；基本风压0.65kN/m2；基本雪压0.35kN/m2；抗震设防烈度为6度，建筑结构的安全等级为二级，设计使用年限为50a。其结构有限元模型见图2、图3。
3 有限元分析
本文采用具有国际领先水平的通用有限元分析软件ABAQUS 6.10[2]。该软件具有强大的线性、非线性分析能力；丰富的材料库、众多的单元库和强大的前后处理功能，并且能有效地保证计算成果精度。
有限元分析考虑8个计算工况，分别对应于30°、60°、90°、120°、180°、240°、340°和360°堆煤荷载工况。这里实际堆煤工况仅为前7个，加入360°堆煤荷载工况仅为了比较堆煤荷载对结构应力和位移的影响，进而分析结构应力和位移随堆煤荷载角度变化的规律。有限元分析考虑结构自重、土体构造应力、设备荷载及网架荷载的影响[3]。
环梁、仓壁和承台为混凝土部位，其中环梁和承台由于配筋较多，将钢筋混凝土结构等效为均质材料进行计算，仓壁部位钢筋多为竖向钢筋，将钢筋和混凝土分别建立模型进行考虑，这里钢筋采用杆单元进行模拟。环梁、仓壁和承台8个工况应力峰值见表1，径向应力云纹图见图4。
MPa
在30°堆煤荷载作用下，径向应力为12.98MPa；其次为60°堆煤荷载工况，径向应力为8.11MPa；其余工况径向应力均低于8MPa。计算结果表明，随着堆煤荷载角度增加，环梁、仓壁和承台部位径向应力有下降趋势，在30°堆煤荷载作用下，由于荷载不对称性最为明显，可引起结构最大应力，因此30°堆煤荷载工况为8个工况中最危险工况，需重点分析考虑。由各工况径向应力云图可知，应力峰值区域均位于仓壁与下部承台连接部位和下部承台部位，且内壁和外壁分布规律有较大差别。
环梁、仓壁和承台八个工况位移峰值见表2,径向位移云纹图见图5。径向位移最大值和最大不均匀变形值均对应30°堆煤荷载工况，分别为8.32cm和12.42cm。计算结果表明，随着堆煤荷载角度增加，环梁、仓壁和承台部位径向位移峰值有下降趋势，其中30°堆煤荷载作用下，料仓结构径向位移和环向位移均为8个工况最大值。在30°堆煤荷载作用下，由于荷载不对称性最为明显，可引起结构较大位移和不均匀变形。
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4 结论
基于料仓堆煤荷载角度变化的8个计算工况，根据有限元应力和位移计算结果，可以得到以下几个结论：
1）随着堆煤荷载角度增加，环梁、仓壁和承台部位径向应力峰值有下降趋势，在30°堆煤荷载作用下，由于荷载不对称性最为明显，可引起结构最大应力，说明30°堆煤荷载工况是最危险工况。
2）各工况应力峰值区域均位于仓壁与下部承台
连接部位和下部承台部位，且内壁和外壁分布规律有较大差别。各工况土体应力较低，受力情况较好。
3）随着堆煤荷载角度增加，土体结构径向位移峰值和不均匀变形均有明显下降趋势。在30°堆煤荷载作用下，由于荷载不对称性最为明显，土体结构具有较大的位移和不均匀变形，这也说明30°堆煤荷载工况是最危险工况，应重点予以考虑，这与应力分析结果完全一致[4]。
参考文献
[1]何永学.环形节能圆形料场设计[J].云南电力技术,2010(39):100-102.
[2]石亦平.ABAQUS有限元分析实例详解[M].北京:机械工业出版社,2006.
[3]GB50077—2003钢筋混凝土筒仓设计规范[S].
圆形均布荷载荷载 篇4
1 问题提出
某工程管道采用顶管法施工,其中1座顶管工作井深度25 m,采用沉井法不排水下沉施工。该沉井设计为圆形,内径11 m,壁厚1.3 m,沉井刃脚底埋深30.6 m。根据封底混凝土厚度等要求,最终选定底梁尺寸为1 m×4.7 m矩形断面,底板被底梁分成4个1/4圆区域,每个区域2个直边简支于底梁上,1个弧形边简支于井壁上。对于这样的结构,传统的计算理论是底板反力通过3个简支边传递到底梁及井壁上。
对于矩形结构,现行的规范及参考书目均有相应的传力模式,大体上是按照45°角划分受力区域(见图1)。A区域所受的力传递到1边上,B区域所受的力传递到2边上,C区域所受的力传递到3边上,D区域所受的力传递到4边上。但是对于异型板(包括本工程的1/4圆形板),则其传力分布区域不明确,无法准确地进行简化。
2 常用的简化计算方法及结果
对于本工程的底板为1/4圆形区域,实际设计中常采用的简化方式把其等效成和以其两直边为两边的矩形板,然后按照矩形板的传力划分进行计算。
本工程底板尺寸为半径5.3 m的1/4圆。按照简化传力进行计算,则作用于梁上的线荷载标准值传至底梁的力如图2所示(梁跨度按照11.6 m考虑):底板反力为318 kN/m2,则作用于梁上的线荷载标准值q为318×(5.3+0.5)=1 845 kN/m。十字交叉底梁4个端点按照简支计算,结果见图3,为15 516.4 kN·m。
3 按实际传力计算方法及结果
对于异型板传递到支承构件的力的大小,最准确的计算方法是先按照各边界简支的边界条件建立板的计算模型,按照板实际受力情况计算实际传递到各支承边的竖向力,然后,将这些竖向力反作用在支承构件上,计算支承构件的内力。
本工程的底板为1/4圆形板区域,计算采用通用有限元计算程序MIDAS Civil 2011进行计算。计算模型如图4所示,采用4节点板单元,板单元厚度按实际输入,径向均匀划分段数为40,环向均匀划分段数为30,周边简支。荷载为均布荷载318 kN/m2,其中2个直角边反力计算结果如图5所示。图5中两侧端部3个节点出现负值是因为空间作用效应所致,在作为底梁荷载施加时负值按照零来考虑。将上述反力的2倍按照对应的节点作用于梁上,计算4个端点简支的十字梁内力结果如图6所示。计算跨中最大的弯矩为15 130 kN·m。
4 结语
简化计算所得的十字交叉梁跨中弯矩为1 5 516.4 kN·m,而根据实际传力计算的相应跨中弯矩为15 130 kN·m,即简化计算的弯矩值比理论计算的实际弯矩值大386.4 kN·m,相对误差为2.6%。