承载比试验仪

承载比试验仪（精选7篇）

承载比试验仪 篇1

1 概述

承载比试验是由美国加州公路局提出来的, 所以又称加州承载比, 是California Bearing Ratio的缩写, 用于评定路基土和路面材料的强度指标。CBR值的大小是反映在进行贯入试验之后, 试件中部分土体与整体之间产生相对位移时的剪力。反映到公路路基上则是指路基的抗局部剪切力的能力。该试验就是模拟公路路基填料在满足压实度的情况时, 处于受水浸泡时的最不利环境下, 颗粒间孔隙被水充填, 填料联结强度降低的实际情况。所谓CBR值, 是指试料贯入量达2.5mm或5mm时, 单位压力对标准碎石压入相同贯入量时标准荷载强度 (7MPa或10.5MPa) 的比值, 用百分数表示。随着公路建设的发展, 中国现行《公路路基设计规范》 (JTGD30—2004) 和《公路路基施工技术规范 (JTGF10—2006) 已将CBR值作为路基填料选择的依据。

2 试验方法

(1) 备料, 试验采用风干试料, 按四分法取样, 一次备足击实CBR试验所需试样;

(2) 击实试验, 求试料的最大干密度和最佳含水量;

(3) 按击实所得最佳含水量制备CBR试件, 每种干密度制作试件3个, 共制作9个, 击实次数分别为30、50和98次;

(4) 试件制作好后, 在其上安装有调节杆的多孔板, 在多孔板上加4块荷载板, 将试件与多孔板一块放入水槽, 安装百分表, 然后加水, 试件泡水4h;

(5) 做贯入试验, 加荷使贯入杆以1mm/min～1.25mm/min的速度压入试件, 记录不同的贯入量及相应的荷载, 总贯入量应超过7mm;

(6) 绘制单位压力p与贯入量L间的关系曲线, 必要时进行原点修正;

(7) 从p-L关系曲线上读取贯入量为2.5mm及5mm时的单位压力p2.5 (MPa) 、p5 (MPa) , 则一般采用CBR2.5值作为材料承载比, 如果贯入量5mm时的承载比大于2.5mm时的承载比时, 则试验重做;如果结果仍然如此, 则采用5mm时的承载比值作为材料承载比。

3 CBR试验步骤及计算中的问题探讨

3.1 试样制备

规范规定“CBR试样的最大粒径宜控制在20mm以内, 最大不得超过40mm且含量不超过5%”。对于上述规定是和击实不一致的, 击实试验规定“当土中最大颗粒粒径大于等于40mm, 并且大于或等于40mm颗粒粒径的质量含量大于5%时, 则应按照击实试验5.4条规定进行最大干密度校正”, 笔者认为:这样CBR试验就和击实试验有出入, 并且CBR试验所备用材料和施工中不相符, 所以, 当最大粒径超过40mm且含量超过5%的试样所做的CBR试验, 得出的CBR值只能作为一个参考数值。

3.2 击实试验

击实试验是CBR试验的关键、基础。击实试验目的是确定试样的最大干密度和最佳含水量。规范在土工击实试验以及CBR试验击实中都未提到做平行试验, 但是, 笔者认为, 击实最好做平行试验, 因为最大干密度与最佳含水量的确定与CBR试验的精度直接相关, 是做好CBR试验的关键与基础, 为避免试验误差对CBR的影响, 应以平均最大干密度和平均最佳含水量作为制备CBR试件的标准最大干密度和最佳含水量。

在试验规程4.4中“击实时, 将取备好的试样分3次倒入筒内 (视最大粒径而定) ”, 笔者认为:如果采用大筒重型做的击实试验, 制作CBR试件时同样采用的是大筒, 且分为三层层, 两者是一致的;但当采用小筒重型做的击实试验, 而在制作CBR试件时采用的大筒, 在制作CBR试件时如果仍然采用五层装的话, 击实功就会发生变化, 这样成型的CBR试件的干密度就会和击实试验所做的干密度不一致。因此, 不论击实试验采用的大筒或者小筒, 制作CBR试件时都必须采用大筒, 且分三层将试样装入试筒, 不能视最大粒径而定, 最终击实完成后试样不宜高出筒高10mm。

3.3 CBR贯入试验

3.3.1 应力环选择

规范中规定“路面材料强度仪或其他荷载装置:能量不小于50k N, 能调节贯入速度至每分钟贯入1mm, 可采用测力计式”。笔者认为, 对于路基施工材料例如黄土采用7.5KN的测力环即可, 而对于材料强度较好的材料的则采用稍大的测力环, 比如10KN, 20KN, 30KN, 这个应根据填筑材料的强度进行选择, 如果一味的按照规范规定的采用50KN的测力环, 对于像黄土等材料, 在贯入量达到250×10-2mm时, 根据读不出5个以上的读数。因此, 正确选择测力环是我们做好CBR试验很关键的一步。

3.3.2 测力环系数计算

此例是根据自己试验中的应力环计算的测力环系数, 以供参考。

(1) 校正系数法 (见表1)

测力环校正系数

求得C=24.4568KN/mm

式中:Y—荷载 (k N)

X—测力计百分表读数 (mm)

X0—测力计百分表定位值 (mm)

已知贯入杆面积A=1963.5 mm 2

则单位压力可求

(2) 最小二乘法

运用数学中的最小二乘法, 建立相对应的直线回归方程。

Y=A+B×Y=-23.9981+24.2891×X

式中:Y—荷载 (KN)

X—测力计百分表读数 (mm)

(3) 对这两种方法, 我们做一下验算, 看其精度是否符合要求

(1) 利用测力环校正系数C求百分表读数3.472mm时荷载

误差=0.457kN

相对误差=0.457/60=0.76%

(2) 利用方程式求百分表读数3.472 mm时荷载

误差=0.334 kN

相对误差=0.334/60=0.56%

由计算结果可知, 按上述两种方法计算取值皆较精确。

4 结束语

以上是根据自己在CBR试验中遇到的一些问题及基本解决方法, 由此得出, 如何正确的理解规范, 在实际试验中准确应用, 才能避免规范的局限性, 提供准确的试验数据。否则, 照条文内容就会得出不正确的试验结论或与实际不相符, 起不到指导施工的作用。

摘要：承载比 (CBR) 是评定路基土和路面材料的强度指标, 是柔性路面设计的主要参数之一。承载比试验在土工试验中是一个重要而且相对复杂的试验。CBR值的确定对于公路工程的路基路面设计及施工都有非常重要的意义。本论述将结合自己在试验中的体会与大家进行交流。

关键词：CBR值,试验,问题探讨

参考文献

[1]JTG E42-2007.公路土工试验规程[S].北京:人民交通出版社, 2007.

[2]JTG D30-2005.公路路基设计规范[S].北京:人民交通出版社, 2006.

[3]JTG F10-2006.公路路基施工技术规范[S].北京:人民交通出版社, 2006.

[4]张超, 郑楠香, 王建设.路基路面试验检测技术[M].北京:人民交通出版社, 2009.

承载比试验仪 篇2

关键词：承载比,静压成型法,影响因素

0 引言

随着国内试验检测技术的完善及对公路工程质量重视程度的逐步增强, 承载比 (CBR) 试验越来越被设计、监理及施工单位所重视, 并已成为用于评定路基土和路面材料的强度指标参数依据之一。《公路土工试验规程》中推荐的承载比试验方法利用击实仪分层击实成型试件, 这种方法方法繁琐、耗时长, 与实际施工压实机械碾压方法相差大。本文结合几年在高速公路试验检测工作经验, 提出并推荐采用静压成型法成型承载比 (CBR) 试件。

1 试验原理

所谓CBR值是指试料贯入量达2.5mm时, 单位压力与标准碎石压入相同贯入量时标准荷载的比值。本试验采用采用具有代表性的风干试料 (必要时可在50℃烘箱内烘干) , 用木碾捣碎, 但应尽量注意不使土或粒料的单个颗粒破碎。土团均应捣碎到通过5mm的筛孔, 按四分法备料。先按击实试验方法求得最大干密度和最佳含水率, 再分别用击实法和静压法成型试件, 分析对比两种试验方法的优缺点。

2 试验步骤

2.1 击实法

主要试验方法参照《公路土工试验规程》JTG E40-2007, T0131-2007。

2.2 静压法

(1) 按击实试验的方法求出试料的最大干密度和最佳含水率。

(2) 按最佳含水率制备3份试样, 每份6000g左右, 装入塑料袋中密封浸润, 浸润时间同规程。

③浸润后将试样拌和均匀, 测定每个试样含水率。

④按下式计算单个试件所需质量:

式中:m———单个试件所需试样质量 (g) ;

K———要求达到的的压实度 (%) ;

ρdmx———试样的最大干密度 (g/cm3) ;

w———试样的实测含水率 (%) ;

2177———试筒的容积 (cm3) 。

(5) 卸下击实仪底座两根拉杆, 将CBR试模倒置于底座上, 在底座上放好滤纸, 然后将称好的土倒入试模中, 边放边用手轻轻压实, 保证能把所有的土全部放入试模中, 大致整平后再表面铺上一片滤纸, 最后盖好击实仪垫块。垫块上放一块相同直径的约3mm左右的钢板或胶合板。

(6) 将做好的CBR试模连同底座一起移入压力机上, 以1mm/min的加荷速率加压, 直到垫块顶面与CBR试模齐平, 维持压力10s左右, 解除压力。观察垫块与试模是否齐平, 如高出应继续施压, 直到垫块与试模齐平为止。试验过程中应注意防止过压导致的试件密度变大影响试验结果。

(7) 压实结束后将垫块倒出, 取下试模两面残破滤纸, 用刮刀轻刮底面确保底面与试模齐平, 然后在试件两端分别放入一张新滤纸。接下来的试验步骤与击实法相同。

3 试验结果对比

3.1 试验结果

试验选取工地某弱膨胀土样, 分别采用击实成型法和静压成型法得到CBR特征指标值如表1和表2所示。

由表1可以看出击实法试验结果变异系数较大, 整个试验过程需要成型9个试件;由表2可以看出静压法试验结果的变异系数较击实法要小很多, 而且只需成型3个试件就可以直接测出所需要的承载比 (CBR) 值, 降低了试验的工作量。

3.2 实法试件成型中存在的问题

(1) 标准击实试验求得的最大干密度与最佳含水率不准确, 导致所制备的试件不能如实反映史料的真正承载力。

(2) 试件成型过程中将试样分3次导入筒内击实, 过程繁琐、工作量大。而且这样的试件成型方法与实际施工压实机械碾压方法相差大, 做出的 (CBR) 结果不能代表路基实体的 (CBR) 值。

(3) 击实成型时, 每击实一层后需将对试样平面进行整平“拉毛”, 不平整的地方尚须补料修补。试验过程要求试验人员必需熟练掌握试验操作, 人为影响因素大。从试验结果看, 浸水后修补的试件不如一次刮平的试件效果好, 修补试件会导致吸水率偏大, CBR值偏小。

(4) 击实法成型后的同组试件之间密度偏差大, 试验结果变异系数较大。

(5) 《公路土工试验规程》中规定试件成型后应泡水4昼夜来模拟材料在使用过程中处于最不利的状态。但是, 在干燥地区, 如能结合地区、地形、排水、路面排水构造和路面结构等因素, 论证土基潮湿程度和试件泡水4昼夜的含水量有明显差异时, 则可适当改变试件的饱水方法和饱水时间, 使CBR试验更符合实际情况。规范中并未列出此类论证方法, 因此在实际工作中, 各地仍然按饱水4昼夜来要求, 从而导致部分 (CBR) 值合格的路基填料被误判定为不合格而废弃或掺石灰水泥处理等, 浪费资源的同时也增加了成本。所以, 进一步细化土的承载比 (CBR) 试验意义重大。

3.3 静压法成型 (CBR) 试件的优点

(1) 静压法成型CBR试件方法易操作、速度快、人为误差小。成型时只需把垫块与CBR试模压平就可以, 对试验人员要求较低, 人为影响较小。

(2) 压实成型的试件无需修补, 两面都直接压成平面, 可以避免由于修补导致的试件吸水率偏大。

(3) 静压法只需成型的3个试件就可以直接测出所要求达到的压实度时的 (CBR) 值, 成型试件数量少, 一套试模 (9个) 可同时测出3个土样的 (CBR) 值。

(4) 静压法是利用垫块从试件上面整体压入试件成型, 成型的试件不用分层放入试模, 更能接近施工中压路机的压实方法。

(5) 有学者提出静压法成型的试件压实不均匀, 会导致顶面和中间的密度不均匀, 要求达到压实度越小的试件越容易造成表面较硬中间较软, 无法代表此干密度下的CBR值。根据多年现场检测压实度总结出的经验, 路基填筑压实时不管用多大吨位的压实机械, 压实层表面的密度总比中间和下面的密度稍偏大一些, 这和静压法成型试件的方法非常接近。通过现场试验结果证明:用静压法成型的砂性土试件顶面和底面密度非常接近。

4 结语

试验结果表明静压成型法较击实成型法具有:操作简单、试验用时短、试验结果偏差小, 更能接近施工中压路机的压实方法的优点。因此笔者推荐采用静压成型法成型承载比 (CBR) 试件, 希望此方法通过进一步细化和改进后可以得到推广。

参考文献

[1]JTG E40—2007, 公路土工试验规程[S].北京:人民交通出版社, 2007.

[2]JTG F10—2006, 公路路基施工技术规范[S].北京:人民交通出版社, 2006.

[3]孙忠义, 王建华.公路工程试验工程师手册[M].北京:人民交通出版社, 2005.

[4]霍玉霞, 张连庆.路基土CBR试验结果的初步分析[J].吉林交通科技, 1999 (2) :13-17.

承载比试验仪 篇3

1 具体检测方法

检测采用4等量块。选用0.5、1.0、2.0、5.0、7.0、10.0 mm共6个量块,以1.0 mm定位零位,置于装置最下方,同时记录轴向位移测量装置输出值。分别将量块组合形成2.5、5.0、7.5、10.0、12.5 mm共5个测量点,置于装置下方、1.0 mm量块上方,记录相应的输出值。每次测量重复3次,计算3次测量中每次的输出变化量,以3次测量的算术平均值作为实际输出值。此输出值与所用量块标准值之差即为轴向位移测量装置示值误差,应符合不超过0.03 mm的要求。

2 数据处理和误差分析

被检仪器位移示值的计算公式为:

式中,

xij——位移测量装置第i点,第j次测量的输出值,mm;

xoj——位移测量装置第j次测量的零位输出值,mm;

X——第i点测量所用量块的标称值,mm。

示值误差Δxi=xiX。

3 示值误差的不确定度分析

以12.5 mm点为例,分析测量不确定度。

3.1 数学模型

示值测量误差的数学模型为:

式中,

Δx——测量结果的示值误差,mm;

X——被校位移测量装置测量值,mm;

X——标准量块的标称值,mm。

3.2 灵敏度系数

被测位移测量装置的测量值对测量误差的灵敏度系数标准量块的标称值对测量误差的灵敏度系数

3.3 输入量的标准不确定度评定

3.3.1 标准量块引人的标准不确定度u1(X)

根据量块证书可知,环境温度的影响可忽略。量块长度对其标称长度的允许误差为3.0μm。按均匀分布估计,则

3.3.2 被测装置引入的标准不确定度u2(x)

被测装置引入的标准不确定度主要是测量结果重复性引起的误差,环境温度影响可忽略。对10.0 mm位移点进行10次测量,取平均值作为测量结果,标准不确定度(A类)可以用试验标准偏差来评估。本实验在重复性条件下测量10次,得到如下测量列:

单次实验标准差为:

则

3.3.3 标准不确定度分量

标准不确定度分量见表1。

3.3.4 合成标准不确定度

由于u1(X)和u2(X)彼此间相互独立,因此合成标准不确定度

3.3.5 扩展不确定度

取包含因子k=2,则扩展不确定度

4 结论

由不确定度分析结果看,此现场检测方法切实可行,可以应用于承载比测试仪位移示值的现场校准,避开了因为拆卸造成仪器磨损的风险,在不影响正常使用的基础上校准得到广大使用单位的认可。希望有关检测人员得以借鉴。

参考文献

[1]JJF 1001—1998通用计量术语及定义[S].

[2]JJF 1059—1999测量不确定度评定与表示[S].

[3]JJG 34—1996指示表(百分表和千分表)检定规程[S].

[4]GB/T 21043—2007土工试验仪器应变控制式无侧限压缩仪[S].

承载比试验仪 篇4

20世纪初以来,国内外众多学者开始研究水平荷载作用下桩受力特性的理论。到20世纪60年代,由于大直径桩的兴起和普遍使用,促使该项研究得以广泛的开展。目前,已有很多水平承载桩的作用机理及其受力特性分析方面的相关理论和方法,为桩基在港口码头、海堤工程等以水平荷载为主要控制荷载的工程中得以广泛应用奠定了理论基础[1]。其中大部分研究还是停留在平面地基下的桩基础水平受力研究,主要有久保[2]在砂槽中进行了模型试验,观察桩基础的变形特性,提出了土反力和桩应变关系的表达式;Saglamer、Parry[3]在砂土中利用模型桩进行了不同密度和荷载形式的荷载试验,从试验中推断了初期循环加载期间砂土地基侧向基床系数的变化;Allen、Reese[4]为探讨p-y曲线的性状,在成层黏性土中进行了模型试验。章连洋、陈竹昌[5]利用模型试验进行了循环荷载试验和循环荷载后再加载试验,探讨了荷载大小、频率、循环次数和加载历史等因素的影响;王梅等[6]试验研究了水平荷载作用下单桩非线性m法;徐枫[7]通过对某已建建筑物单桩水平承载力的探讨,从中得出了一些结论供桩基水平承载力计算作参考借鉴。因此,对于斜坡地基下的桩基础受力承载特性的研究尚少,本文基于斜坡地基埋深模型桩,探讨了不同临坡距下的桩基水平承载特性。

1 斜坡桩基模型试验

1.1 试验装置

模型试验采用自行研制的可双向加载的地基基础模型试验装置(专利号:201110399399),该装置长6.0 m×宽3.0 m×高3.5 m,可开展斜坡地基、复合地基、桩基等模型试验,装置示意图见图1。

1.2 模型桩设计及埋设

根据主要研究内容、装置实际尺寸和试验的需要,试验槽内自斜坡向内埋设2根模型桩,具体位置见图2,其中模型桩设计如图3,试验过程中利用静态电阻应变仪采集数据。

1.3 土体填筑

试验装置填筑用土为武汉洪山黏性土,土体天然含水量在15%—20%之间,采用分层填筑方式,松铺厚度控制在30 cm左右,采用HCD90型电动冲击夯压实。填筑前通过试夯,夯实6遍后干密度可控制在1.6~1.7 g/cm3之间,厚度约25 cm。每层填筑后,测定压实土的含水量和干密度,若干密度低于1.6 g/cm3,则多夯1~2遍,并重新检测干密度,直至满足干密度标准为止。

填筑到设计标高后统一刷坡,坡比为1∶1.5。

1.4 试验方案与过程

对于斜坡桩基础而言,影响塔基承载力的因素较多,包括基础埋深、基础尺寸和临坡距离等,为深入研究斜坡桩基础下的承载力发展规律,尽量减少各因素间的交叉影响,只考虑临坡距离对承载力发展规律的影响。

试验拟模拟斜坡桩基础,基础平面尺寸为0.1m×0.1 m,基础埋深为1.9 m,斜坡坡比为1∶1.5,考虑两种临坡距离(见图2),即基础中心点距离边坡0.6 m和1.2 m。

本次试验共开展了2组试验,采用单桩水平静载试验逐级循环加载的方式,每级加载量1.2 k N,初步分10级,试验时每级加载进行单向多循环,每级荷载施加后,恒载4 min后可测读水平位移,然后卸载至零,停2 min测读残余水平位移,至此完成一个加卸载循环。如此循环5次,完成一级荷载的位移观测,试验中间不得停顿。当水平位移超过30~40 mm时,停止加载。

2 试验结果与分析

2.1 桩顶水平位移变化规律

2.1.1 No.1模型桩

图4给出了H0-t-x0、H0-Δx0/ΔH0、H0-x0曲线。

从图4(1)可以看出,在荷载较小时,曲线波动性较小,加载-卸载循环具有很好的重复性,但当荷载较大时,曲线波动较大,加载-卸载循环重复性较差,达到12.51 kN时,位移接近35 mm,终止了试验。

在图4(2)、图4(3)曲线中,在荷载较小时,曲线呈现较缓的趋势,随着荷载逐级加大,曲线斜率也逐级加大。同时,可以明显地看到两个拐点,分别是第一拐点7.48 k N、第二拐点9.99 kN。

2.1.2 No.2模型桩

图5给出了H0-t-x0、H0-Δx0/ΔH0、H0-x0曲线。

从图5(1)可以看出,在荷载较小时,曲线波动性较小,加载-卸载循环具有很好的重复性,但当荷载较大时,曲线波动较大,加载-卸载循环重复性较差,达到12.51 kN时,位移接近35 mm,终止了试验。

在图5(2)、图5(3)曲线中,在荷载较小时,曲线呈现较缓的趋势,随着荷载逐级加大,曲线斜率也逐级加大。同时,可以明显地看到两个拐点,分别是第一拐点8.74 k N、第二拐点13.78 k N。

2.2 桩身应变变化规律

2.2.1 No.1模型桩

图6给出了4.97 kN荷载下桩身应变-深度、11.25 kN荷载下桩身应变-深度、各级荷载最后循环加载时桩身应变-深度曲线。

从图6(1)、图6(2)中两种不同荷载下桩身应变-深度曲线中可以看出,在水平荷载较小时(4.97kN),加载-卸载循环具有很好的重复性,当水平荷载超过10 k N时(11.25 k N),加载-卸载循环重复性较差。

图6(3)各级荷载最后循环加载时应变-深度曲线,可以看出不同荷载下最大桩身应变大概都位于桩身上部1/6桩身处,应变零点位于桩身下部1/6桩身处。

2.2.2 No.2模型桩

图6给出了4.97 kN荷载下桩身应变-深度、13.76 k N荷载下桩身应变-深度、各级荷载最后循环加载时桩身应变-深度曲线。

从图7(1)、图7(2)中两种不同荷载下桩身应变-深度曲线中可以看出,在水平荷载较小时(4.97kN),加载-卸载循环具有很好的重复性,当水平荷载超过10 kN时(13.76 kN),加载-卸载循环重复性较差。

图6(3)各级荷载最后循环加载时应变-深度曲线,可以看出不同荷载下最大桩身应变大概都位于桩身上部1/6桩身处,应变零点位于桩身下部1/6桩身处。

结合图6(3)和图7(3),可以明显地看到,在水平荷载较小情况下,两根桩身应变变化规律大致相当,但随着荷载的逐级加大,No.1模型桩的应变规律整体大于No.2模型桩。说明在较大荷载情况下,临坡距越小,对桩身的刚度要求越大,因此,在临坡距较小的情况下,应当加大桩的刚度。

2.3 临坡距对桩基承载性能的影响

图8给出了No.1和No.2模型桩水平推力-位移关系对比曲线。

根据H0-Δx0/ΔH0曲线,取曲线上第一拐点对应的水平荷载值为单桩水平临界荷载,取第二拐点对应的水平荷载值为单桩水平极限承载力。计算结果见表1。

从表1可以看出,临坡距对水平临界荷载和极限承载力均有较大影响,从图6也可以看出,临坡距离较大时,水平推力所对应的桩顶位移也较大。说明临坡距离较大时,临坡一侧土体厚度较大,所提供的水平抗力也较大,桩承受水平推力的能力越强。在边坡空间较大时,通过加大临坡距离,在桩径和桩长不变的情况下,水平承载能力可有效提高。

3 结论

通过室内模型试验方法,研究了斜坡桩基的水平承载变形性能,主要结论如下:

(1)在水平推力较小时,每级荷载下的循环加卸载具有很好的重复性,说明桩身及其周围土体变形为弹性变形;在水平推力较大时,每级荷载下的单循环加卸载重复性较差,存在残余变形,说明桩身周围土体存在塑形变形。

(2)斜坡地基条件下,桩基础水平加载时,最大桩身应变位于桩身上部1/6附近,而应变零点位于桩身下部1/6处。

(3)在水平荷载较小情况下,临坡距对桩身应变变化规律影响不大,但随着荷载的逐级加大,临坡距越小,桩身应变整体越大。

(4)临坡距离较大时,水平临界荷载和极限承载力均较大,反之亦然,因此,通过加大临坡距离,在桩径和桩长不变的情况下,水平承载能力可有效提高。

参考文献

[1]马志涛.水平荷载下桩基受力特性研究综述.河海大学学报(自然科学版),2006;34(5):546—551

[2]K.久保.侧向受荷桩性质的实验研究.桩基(水平力)译文.天津大学水利系桩基规范专题小组,1978

[3]Saglamer A M,Parry R H G.侧向受荷单桩的模拟试验研究.工业建筑情报,1981;(34):68—76

[4] Allen J D,Reese L C.Small scale tests for the determination of p-ycurves in layered soils.OTC 3737,1980

[5]章连洋,陈竹昌,黏性土中侧向受载桩的模型试验研究.岩土工程学报,1990;12(5):40—50

[6]王梅,楼志刚,李建乡,等.水平荷载作用下单桩非线性m法试验研究.岩土力学,2002;23(1):23—27

平板载荷试验确定地基承载力 篇5

平板载荷试验 (PLT) 是在一定面积的承压板上向地基土逐级施加荷载, 测求地基土的压力与变形特性的原位测试方法。它反映承压板下1.5倍～2.0倍承压板直径或宽度范围内地基土强度、变形的综合性状。浅层平板载荷试验适用于确定浅部地基土 (埋深小于3.0 m) 承压板下压力主要影响范围内的承载力和变形模量。

2 工程实例

2.1 实例一

广肇高速公路采用平板载荷试验 (平板采用混凝土平板1块, 板厚20 cm, 宽60 cm, 长60 cm) , 在软基处理后的基础上测定在不同荷载等级作用下的沉降量, 根据荷载和沉降量的关系计算地基上的变形模量和评定地基承载力。

2.1.1 广肇高速公路第一期13标段K59+935圆管涵

根据测点1和测点2的测定结果绘制的P—S关系曲线见图1。

该圆管涵地基容许承载力0.15 MPa, 从荷载压强和沉降量关系曲线可知, 一般对砂土宜采用S/b=0.01～0.015对应的压力为地基土的容许承载力, 相应S的范围是6 mm～9 mm, 而实测结果测点1荷载压强为0.15 MPa时S=4.6 mm, 测点2荷载压强为0.15 MPa时S=3.8 mm, 即使稳定4 h 40 min后S=8.2 mm,

能够满足设计地基容许承载力要求。对于典型的荷载试验P—S曲线, 在曲线上能够明显地区分3个阶段。在确定地基容许承载力时, 一方面要求地基容许承载力不超过比例界限, 这时地基土是处于压密阶段, 地基变形较小。但有时为了提高地基容许承载力, 在满足建筑物沉降要求的前提下, 也可超过比例界限, 允许土中产生一定范围的塑性区。另一方面又要求地基容许承载力对极限荷载Pu有一定的安全度, 即地基容许承载力等于极限荷载除以安全系数。

2.1.2 广肇高速公路第一期12标段K57+354圆管涵

根据测点1, 2和3的测定结果绘制的P—S曲线见图2。

该圆管涵基础地基容许承载力0.15 MPa, 从图2可知, 测试点均不超过比例界限的容许地基承载力, 满足设计要求。

该工程中P—S均不是典型的三段式, 从图2中很难直接查到比例界限, 这时该工程根据实践经验, 取相应于沉降S等于荷载板宽度B的2%时的荷载作为地基的容许承载力。

规范中一般对砂土宜采用S/b=0.01～0.015对应的压力为地基土的容许承载力, 该工程P—S曲线图中相应S的范围应是6 mm～9 mm, 而实测结果测点1荷载压强为0.15 MPa时S=4.6 mm, 测点2荷载压强为0.15 MPa时S=3.8 mm, 即稳定4 h 40 min后S=8.2 mm, 能够满足设计地基容许承载力要求。

2.2 实例二

某工程位于市开发区, 楼高11层, 设地下室1层, 由于以前为Abstract:

It pointed out that static pressure prestressed concrete pipe pile as a fast and practical foundation treatment method, which had comprehensive application in various foundation treatment. The static pressure prestressed pipe pile compacting effect on soil was analyzed, how to adopt preventive measures to reduce soil compacting effect, therefore reduced influences on around buildings.

Key words:

foundation engineering, prestressed pipe pile, soil compacting effect

农田, 勘察资料及工程实例较少, 只能根据其土的物理力学指标, 结合地区经验, 给出其承载力。该工程底埋深约为自然地面下1.5 m, 持力层第②层为黏土, 在以前, 第②层土为本地区标志土层, 所确定的承载力是按老地基规范GBJ 7-89建筑地基基础设计规范并结合地区经验定为140 kPa～160 kPa, 新的地基规范施行后, 所给承载力失去了依据。据GB 50007-2002建筑地基基础设计规范第5.2.3条:地基承载力特征值可由载荷试验或其他原位测试、公式计算并结合工程实践经验等方法综合确定的原则, 因此该工程在第②层土上共布置了3个浅层平板试验, 试验概要如下:承载板直径为0.8 m, 面积为0.5 m2, 试验基坑采用人工开挖, 宽度不小于承载板宽度或直径的3倍, 即2.4 m, 开挖时应尽量减小对地基土的扰动, 挖成后立即在试压表面用粗砂找平, 厚度不超过20 mm。工程二与工程一相比而言, 做了卸载记录, 卸载级数为加载级数的一半, 等量进行, 每卸一级, 间隔0.5 h, 读记回弹量, 待卸完全部荷载后间隔3 h读记总回弹量。

测定P—S曲线如图3所示。

由图3试验结果曲线可以看出, 其承载力要远大于160 kPa, 其极差小于平均值的30%, 但由于该地区类似工程实践经验较少, 最后综合确定本场地这一层土承载力为180 kPa, 高层住宅楼筏基以天然地基第②层作持力层, 承载力经深宽修正后为227 kPa, pk=204 kPa<fa=227 kPa, 满足设计要求。

3 工程实例的分析与总结

3.1 对于工程实例一

1) 平板载荷试验采用计算弹性模量的理论公式是方形刚性压板 (B为边长) :$S=\frac{\sqrt{\text{π}}}{2}\frac{1-v{}^2}{E{}_0}{\rm P}B$, 该公式适用于小变形情况下。而该工程为软基处理后, 采用平板载荷试验确定地基承载力, 是一种在大应变条件下的原位测试方法。该公式计算出弹性模量是否合理, 误差有多大, 有待计算。

2) 一般完整的载荷试验室要做卸荷试验, 虽然规范中对于平板载荷试验没有明文规定如何卸荷, 对于公路路基做平板载荷试验主要是确定地基承载力, 但试验记录卸荷曲线求的回弹模量是否能够应用, 还是对公路路基另作载荷试验以求得路基的回弹模量。相对而言, 公路路基求出回弹模量更为合理些。

3) 该工程得出来的地基承载力未明确做出深度修正。

3.2 对于工程实例二

相对于工程一而言, 该试验室针对建筑地基, 做出了完整的荷载试验, 但是没有明确写出如何利用所绘制的P—S曲线的卸荷阶段求的回弹模量, 以及如何应用该回弹模量值。

3.3 典型的压力—沉降曲线图

由图4a) 可知, P—S曲线有两个直线段, 第一段为S0—P′y, 第二段为P′y—Py (Py为比例界限点) , 第一段为再压缩, 第二段则为首次压缩, 第二段直线斜率明显大于第一段。实际上, 由于地基土的回弹模量远大于其压缩模量或变形模量, 故其回弹再压缩的变形很小, 对于一般的浅基坑接近于零, 如图4b) 所示。因此对于上两个工程的载荷试验整理资料的方法没有准确反映出地基土的变形特征。

3.4 地基承载力

依据GB 50007-2002建筑地基与基础设计规范, 地基承载力特征值表达式为:fa=fak+ηdγm (d-0.5) +ηbγ (b-3) 。其中, fa为修正后的地基承载力特征值, kPa;fak为地基承载力特征值, kPa;ηb, ηd分别为基础宽度和埋深的地基承载力修正系数;γ为基础底面以下土的重度, 地下水位以下取浮重度;γm为基础底面以上土的加权平均重度, 地下水位以下取浮重度;b为基础宽度, m, 当宽度小于3 m, 按3 m取值, 大于6 m, 按6 m取值;d为基础埋置深度, m, 一般自室外地面标高算起。

将上式变为:fa=fak+γmd′+[ηdγm (d-0.5) -γmd′]+ηbγ (b-3) 。目前, 载荷试验取值主要有以下两种做法:1) 按照GB 50007-2002建筑地基与基础设计规范方法采用修正后的地基承载力特征值fa;2) 不作深度修正, 只作宽度修正。方法一是目前常用的方法, 实际工程中发现用该法确定的地基承载力较其他方法高出很多。由上式可知, 实际上载荷试验所得的地基承载力特征资料整理时原始P—S曲线无需修正, 可直接在原始曲线上找出比例界限点或相对沉降点, 将载荷试验得到的承载力减去挖除土自重或沉降点为零时的荷载之后即为承载力特征值, 修正时按上式进行。

4 结语

对于上两个工程平板载荷试验布置的载荷试验点数均为3个。规范要求是不少于3个, 试验点数少, 增加了试验的随机性和偶然性。对于平板载荷试验确定E0的方法要注意的是:如果地表以下不远处还含有软弱下卧层, 把表层荷载试验所得的E0用于全压缩层的总沉降计算, 其结果必然较地基的实际沉降低, 这是偏危险的。因此, 在进行地基沉降计算前务必把地层情况搞清楚。

摘要：通过对广肇高速公路和某开发区的高楼两工程实例的平板载荷试验进行分析, 得出不同地基土采用的平板载荷试验是有差别的, 一般对于公路地基土要采取卸载的平板载荷试验, 同时用平板载荷试验进行地基承载力的确定有其局限性。

关键词：平板载荷试验,沉降,地基承载力,弹性模量

参考文献

[1]周少平.平板载荷试验测定地基承载力方法的探讨[J].公路, 2002 (2) :56-57.

[2]陈大为, 张明启.平板载荷试验的方法及成果应用[J].铁道勘察, 2007 (3) :44-45.

[3]张争强.平板载荷试验确定承载力方法的研究[J].水利与建筑工程学报, 2005, 3 (2) :33-34.

承载比试验仪 篇6

国内外学者通过多种手段和方法,研究水平荷载作用下的桩基承载性能:谢剑铭等[1]通过单桩水平加卸载试验,研究了临坡距对桩身变形及承载力的影响,提出通过加大临坡距离,可以有效提高水平承载能力。李杨秋[2]通过有限元软件ANSYS,对不同坡度的岩质边坡中的桩基进行三维有限元分析,分析只有充分考虑不同坡度条件的桩侧阻力分布特征,才能比较准确地把握坡体中桩基承载性状的基本特征。乾增珍等[3]以某山区斜坡地形220 k V输电线路高露头挖孔桩基础水平荷载现场试验为例,研究斜坡地形高露头挖孔桩基础水平荷载作用下的桩土体系稳定性及承载机理。赵明华等[4]基于Winkler弹性地基梁理论,建立考虑桩-土-坡相互作用的简化受力模型,导出高陡斜坡上桥梁桩基各特征桩段的平衡微分方程,并采用幂级数法对其进行求解。杨明辉等[5]基于施工或外部荷载造成的岩土坡体滑动现象,将桩顶处的上部荷载分解成竖向与横向荷载共同作用,考虑桩顶P-Δ效应的影响,采用矩阵计算方法,得到高陡边坡桥梁基桩内力分析计算的幂级数解。

目前这方面的研究虽然取得一些初步认识和成果,但距离实际应用仍有相当大的距离,尚无可利用的规范可循。因此开展斜坡场地桩基水平承载特性研究非常必要。本文以西南地区常见的输电铁塔桩基础为原型,通过进行室内模型试验,研究斜坡坡度对桩基水平承载力的影响,为该地区桩基水平承载力的确定提供依据。

1 室内单桩水平静载荷模型试验

1.1 试验方案

试验以西南地区常见的输电铁塔桩基础为原型。通过室内单桩水平静载荷试验,并以该地区常见的碎石土堆筑坡体模型,研究斜坡坡度对桩基础的水平承载力的影响,试验选取0°、15°、30°、45°,4种不同坡度进行模型试验,试验方案见表1。

1.2 斜坡土体模型材料及参数

本次试验在成都理工大学地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室的三维地质力学模拟试验加载系统中进行,试验槽长、宽、高分别为4 m、3 m、1.5 m。坡体模型所用碎石土取自四川省阿坝州理县下孟乡四马村俄力组北侧山体斜坡。地层主要由第四系松散坡积物,该场地为西南山区较为常见的输电线路走线场地类型。为了获得精确的原状土物理力学参数,特进行室内粗颗粒土大三轴试验(图1)、现场灌水试验及烘干试验、筛分试验,得到参数值见表2。

1.3 模型桩制作与埋设

试验原型桩为西南地区常见的输电铁塔桩基,长14 m,截面边长1.75 m。在此采用1∶10的比例进行缩尺试验。模型桩尺寸见表3。为了得到较为理想的模拟成果,模型采用水泥砂浆作为桩材,水泥等级C30,砂浆配比为水泥∶砂∶水=1∶1.76∶0.32,水泥砂浆标准试块单轴抗压强度34.2 MPa,弹性模量2 100 MPa。

模型桩埋设见图2。桩顶出露20 cm。在桩前泥面处和其上10 cm处架设两支百分表,以量测桩顶位移;桩身受拉与受压侧,自地面下5 cm处,向下每20 cm对称布设应变片;并在应变片对应位置的桩侧土体内埋设土压力盒。桩及监测元件埋设见图3。

1.4 加载方式

原型桩长期受到水平荷载作用,并且试验需测量桩身应变,试验加载选取慢速维持荷载法。加载设备采用成都伺服液压设备有限公司制造的高精度静态伺服液压机的千斤顶进行加载。每级荷载的增量为0.5 k N,加荷载后静置30 min,待百分比读数稳定后施加下级荷载。出现下列情况之一即可停止加载:(1)桩身已断裂;(2)桩侧地表出现明显裂缝或隆起;(3)坡面处桩身位移超过40 mm。

2 斜坡坡度对水平承载力的影响

2.1 桩顶位移变化规律

为了研究不同坡度下桩基的桩顶位移,根据试验百分表读数,绘制出4个桩的桩顶位移H-x曲线,见图4。

对比图4中不同坡度下H-x曲线可以看出,4条曲线规律基本相同:桩顶位移随荷载增加而逐渐增大。加载初期,桩顶位移较小,发展缓慢;随着荷载等级增大,桩顶位移加速增大。同时,随着坡度增大,H-x曲线较早的向上弯曲。

图5中三条曲线分别表示水平荷载为3 k N、6 k N、9 k N时,不同坡度θ下的桩基桩顶位移x。当水平荷载为3 k N时,1#、2#、3#、4#桩的桩顶位移分别为0.42 mm、0.48 mm、1.03 mm、1.69 mm;当水平荷载为6 k N时,4个桩的桩顶位移分别为1.29 mm、2.15 mm、4.79 mm、10.01 mm;当水平荷载为9 k N时,4#桩由于已经破坏提前结束加载,故无相关位移数据。1#、2#、3#桩的桩顶位移分别为3.05 mm、7.61 mm、14.59 mm。

可以看出:当荷载相同时,桩顶位移随着坡度的增加而逐渐增大,并且随着荷载的增大,坡度所引起的桩顶位移增大更加显著。

2.2 水平承载力变化规律

目前确定桩基承载力时,多采用荷载位移H-x曲线出现拐点的前一级水平荷载值作为临界荷载Hc r或荷载位移梯度H-Δx/ΔH曲线上第一拐点所对应的水平荷载值为临界荷载Hcr,然后取其0.8倍作为水平承载力特征值[6]。由于模型试验与现场试验存在的差距,本文拟采用临界荷载作为模型桩的水平承载力。虽然桩顶位移(H-x)曲线和荷载位移梯度(H-Δx/ΔH)曲线,均可确定临界荷载Hc r。由于文中H-x曲线拐点不明显,故做H-Δx/ΔH曲线判断更为准确。绘制4个桩的H-Δx/ΔH曲线,见图6。

由图6可得,两个拐点将曲线分为三段。三段曲线分别表示桩前土体的三种状态:曲线位于第1段时,桩前土体处于弹性变形阶段;位于第2段时,桩前土体开始发生塑性变形;位于第3段时,桩前土体已达到极限强度,桩前土体破坏。根据规范《建筑基桩检测技术规范》取曲线上第一拐点对应的水平荷载值为临界荷载Hcr,第二拐点对应的水平荷载值为极限荷载Hu。所得1#、2#、3#、4#桩的临界荷载Hcr和极限荷载Hu分别为9.6 k N、5.8 k N、4.4 k N、2.6 k N和13.1 k N、10.8 k N、8.3 k N、6.1 k N。

将4个桩的临界荷载Hcr和极限荷载Hu汇总,见图7。

可以看出,随着坡度的增加,桩基的水平承载力逐渐减小。分析原因,斜坡基桩两侧土体体积有较大差异,导致基桩两侧土体的约束力有明显差别。由于临坡侧土体为桩基提供抗力并约束桩基变形:当坡度较小时,桩前土体量较多,可约束桩顶位移发展并可提供较大的抗力,水平承载力较高;随着坡度的增大,桩前土体量减少,可提供抗力较低,土体结构稳定性差。在相同荷载下桩顶位移随坡度增大,水平承载力显著降低。

3 斜坡与水平场地承载力对比分析

为了分析斜坡坡度对桩基水平承载力的影响,以水平场地承载力为基准,将不同坡度下桩基承载力Rh(θ)与水平场地承载力Rh(0)进行对比(表4),研究斜坡坡度对承载力的影响。

可以看出,对于15°、30°、45°斜坡,其水平承载力与0°斜坡水平承载力的比值分别为0.61、0.46、0.27,即随着斜坡的增大,使得桩基水平承载力逐渐降低。

目前,不同学者对桩基承载性能相关拟合函数形式主要有指数型、双曲线型和对数型等[7]。通过实测资料发现,选用指数型函数拟合斜坡坡角对桩水平承载性能的影响,能得到较理想结果。本文以斜坡倾角θ为参数,对桩基水平承载力进行指数型拟合。

以坡角θ为参数,对表3进行拟合可得:

式中:K为斜坡与水平场地承载力比值;Rh(θ)为斜坡坡度θ桩基水平承载力;Rh(0)为水平场地桩基水平承载力。

为了方便工程设计,当场地条件位于上述研究范围内,可通过理论计算水平场地桩基承载力,再乘以相对应的比值K,得到对应坡度下的桩基水平承载力。

4 结论

本文通过室内单桩水平静载荷模型试验,研究斜坡坡度对桩基础的水平承载力的影响,得出以下结论。

(1)斜坡的存在对桩基顶位移的影响较大:随着斜坡坡度增加,桩顶位移均随荷载增大而逐渐增大;同一水平荷载作用下,0°、15°、30°、45°斜坡桩基的桩顶位移x依次增大。

(2)斜坡坡度的存在影响着桩基水平承载力:随着斜坡坡度的增大,相对于水平场地,桩基的水平承载力依次降低。

(3)在进行桩基设计时,若场地条件符合上述研究范围,可先根据现行规范求得水平场地桩基的水平承载力,再利用本文提出的斜坡与水平场地承载力比值K作为调整系数,进一步求得该斜坡场地的桩基水平承载力。

(4)通过室内粗颗粒土大三轴试验,测得西南山区较为典型的碎石土土性参数,可为在该地区进行其他工程设计时的参数取值提供依据。

参考文献

[1]谢剑铭,许锡昌,陈善雄,等.斜坡桩基水平承载变形特性试验研究.科学技术与工程,2013;13(17):5031—5036Xie Jianming,Xu Xichang,Chen Shanxiong,et al.Preliminary experimental study on development of horizontal bearing capacity of pile adjacent to slope.Science Technology and Engineering,2013;13(17):5031—5036

[2] 李杨秋.坡体中桩基的受力特性分析.重庆:重庆大学,2005:1 —85Li Yangqiu,Mechanical analysis of pile foundation in slope.Chongqing:Chongqing University,2005:1—85

[3] 乾增珍,鲁先龙.斜坡地形高露头挖孔桩水平承载特性试验研究.辽宁工程技术大学学报(自然科学版),2009;28(02):225—227Qian Zengzhen,Lu Xianlong.Full-scale field tests on lateral bearing capacity of large diameter belled pile with long cantilever on sloping ground.Journal of Liaoning Technical University,2009;28(02):225 —227

[4] 杨明辉,赵明华,刘建华,等.高陡边坡桥梁基桩内力计算的幂级数解.中南大学学报(自然科学版),2007;38(03):561—566Yang Minghui,Zhao Minghua,Liu Jianhua,et al.Power-progression solution for inner-force analysis of bridge pile in steep slope.Journal of Central South University(Science and Technology),2007;38(03):561—566

[5] 赵明华,尹平保,杨明辉,等.高陡斜坡上桥梁桩基受力特性及影响因素分析.中南大学学报(自然科学版),2012;43(07):2733—2739Zhao Minghua,Yin Pingbao,Yang Minghui,et al.The analysis of influence factors and mechanical characteristics of bridge piles in high and steep slopes.Journal of Central South University(Science and Technology),2012;43(07):2733—2739

[6] 中华人民共和国建设部.建筑基桩检测技术规范(JGJ 106—2014).北京:中国建筑工业出版社,2014Ministry of Construction,PRC.Technical code for testing og building foundation piles(JGJ 106—2014).Beijing:China Architecture&Building Press,2014

承载比试验仪 篇7

福建某大厦为十八层建筑, 其结构形式为钢筋混凝土框架-剪力墙结构。该建筑十层板 (1~2、A~B) 局部出现裂缝, 为验证开裂后楼板的受力性能, 本文将通过现场荷载试验, 检测楼板在正常使用极限状态下的挠度和裂缝情况。同时通过理论计算, 分析比较该楼板的抗力与作用效应比, 对该楼板进行承载力计算。

2 荷载试验

2.1 试验准备

根据国家标准GB50009-2001 (2006年版) 、GB50152-2012和设计图纸提供的相关荷载参数并结合现场实际情况, 该楼板的外加检验荷载终止值 (即试验的最大荷载) 按如下计算:

楼板恒载:

混凝土:0.1m×25k N/m3=2.5k N/m2

楼板装修恒荷载:1.5k N/m2

楼板活荷载:2.0k N/m2

楼板检验终止加载荷载值取荷载准永久组合值:

外加荷载总重:

2.2 检验指标、加荷区域范围及测点布置

(1) 检验指标。依据《混凝土结构设计规范》 (GB50010-2010) 的规定, 正常使用极限状态下钢筋混凝土受弯构件的挠度限值为[L0/200=11.75mm] (L0<7m时) , 钢筋混凝土结构构件的最大裂缝宽度的限值为0.30mm, 对应的构件检验最大裂缝宽度允许值为0.20mm。

(2) 加荷区域范围及测点布置详见图1。

2.3 现场试验

试验前对该楼板进行现状勘察, 情况如下:该楼板板面局部有微裂缝, 板底混凝土未发现明显肉眼可见裂缝。

该楼板按正常使用极限状态进行加载:试验分7级加载, 每级加载值分别为20%F、40%F、60%F、80%F、90%F、95%F、100%F。在100%F荷载等级下持荷30min, 其余各级加荷完成后持荷10 min。加载终止后第一级卸载至50%F, 持荷10min, 读取百分表读数;第二级卸完所有外加试验荷载, 待30min后再读取百分表读数。每级持荷完成后读取各百分表数值, 并观察楼板是否出现新裂缝。

加载采用标准水泥包, 每包水泥包重量为50kg, 合计46包。

2.4 试验结果

楼板的跨中挠度实测值按下式确定:

式中:a0s—试验荷载作用下楼板跨中挠度实测值 (mm) ;

a o q—消除支座沉降后在外加试验荷载作用下的楼板跨中挠度实测值 (mm) ;

ago—楼板自重产生的跨中挠度值 (mm) ;

abo—从外加试验荷载开始至构件出现裂缝的前一级荷载为止的加载值产生的跨中挠度实测值 (mm) ;

Vmo—外加试验荷载作用下楼板跨中的位移实测值 (mm) ;

Mg—楼板自重产生的跨中弯矩值 (k N·m) ;

Mb—从外加试验荷载开始至构件出现裂缝的前一级荷载为止的加载值产生的跨中弯矩值 (k N·m) ;

V1o、V2o、V3o、V4o—外加试验荷载作用下支座沉陷位移实测值 (mm) 。

GB 50010-2010规定的钢筋混凝土受弯构件的挠度限值[af]=L0/200=11.75mm

GB/T 50152-2012规定的挠度允许值进行检验时, 应符合下列公式的要求:

式中:aS0—在荷载标准值下的构件挠度实测值;

[aS]—挠度检验允许值;

[af]—受弯构件的挠度限值, 按现行国家标准GB50010-2010确定;

θ—考虑荷载长期作用对挠度增大的影响系数, 按现行国标GB50010-2010确定。

根据本次所检验楼板的实际参数计算的[aS]=5.88mm。

该楼板在各级外加荷载作用下挠度-荷载曲线图见图2。从上述图中可以看出:挠度-荷载曲线基本呈线性变化。

在正常使用状态荷载值F级作用下, 消除支座沉降后在外加试验荷载作用下的楼板跨中挠度实测值:aq0=0.72mm;

楼板自重产生的跨中挠度值:ag0=0.46mm;

试验荷载作用下楼板跨中挠度值:aS0=aq0+ag0=1.18mm<[as]=5.88mm

在加载并持荷过程中对该楼板的板面板底进行勘察, 板面微裂缝未见开展, 板底未发现有明显肉眼可见裂缝。

综合以上试验结果可以表明:该楼板在本次静力荷载试验作用下楼板基本处于弹性受力状态, 楼板跨中最大挠度小于规范允许值且卸载后挠度基本恢复, 满足设计荷载作用下正常使用的要求。

3 承载力计算

3.1 参数取值

验算时有关主要参数为:混凝土强度C25, 钢筋强度为HPB235钢 (fy=210N/mm2) , 板厚为100mm, 活荷载2.0k N/m2, 恒载4.0k N/m2, 楼板的平面位置配筋详见图3。

3.2 承载能力验算

构件承载力验算公式为:

上式中, R为结构构件的抗力;S为结构构件的作用效应;γo为结构构件的重要性系数, 对于本工程, 安全等级为二级, 取γo=1.0。

该楼板的承载能力的验算结果详见表1。验算结果表明:该楼板的抗力与作用效应之比在1.50~7.19之间, 承载能力满足规范要求。

4 结论

本文通过对板面局部开裂的楼板进行分级加载试验, 结果表明:该楼板静力荷载试验作用下基本处于弹性受力状态, 楼板跨中最大挠度小于规范允许值且卸载后挠度基本恢复, 板面微裂缝未见开展, 满足设计荷载作用下正常使用的要求。同时通过理论计算表明, 该楼板的抗力与作用效应之比均大于1, 承载能力满足规范要求。

参考文献

[1]GB50152-2012, 凝土结构试验方法标准[S]

[2]GB50009-2001 (2006年版) , 筑结构荷载规范[S]