增大截面

增大截面（共8篇）

增大截面 篇1

1 敖汉桥基本情况

1.1 敖汉桥简况

敖汉桥位于G101线上K420+487处,竣工于1967年,全长44.2m。

该桥原设计荷载等级汽-13,拖-60,桥面为净7.0+2×0.75m,上部构造为2孔15m双曲拱,矢跨比为1/6,拱轴系数1.167,横向7肋6波;下部构造为重力式实体桥墩和重力式U形桥台。桥墩台基础为薄壁沉井基础。桥梁主拱圈下边缘的坐标如表1所示。

主拱圈的拱肋为钢筋混凝土结构,拱波与拱板为标号较低的混凝土。在对桥梁的混凝土用ZC3-A型回弹仪进行检测时,整理出表2中的数据。根据数据推算,拱肋、腹拱混凝土标号为C25,拱波混凝土标号为C15。

1.2 敖汉桥当今使用情况

该桥位于G101国道上,交通一向繁忙。是阜新通向沈阳及周边郊县的主要通道。距该桥60km,建有阜新的主要几大煤矿,每天都有运煤重车途径该桥,随着阜新经济的转型,此桥的交通量日益增长。此外,外省大型集装箱及重型机械的运输车队也曾多次经过该桥。

桥位在汛期河床处有冲刷,但无明显变化,其孔径可满足泄洪要求。

该桥曾经进行过外观及桥面的修整,但拱圈及墩台等受力结构未做处理。此桥在荷载作用下的沉降已完成,地基趋于稳定。

2 敖汉桥的病害状况及原因分析

2.1 敖汉桥的病害状况

桥面纵向变形呈波浪形,除桥两侧桥面沉陷达30cm外,其余幅度不大,但桥面铺装碾压破碎较为严重,集中在墩顶附近。路缘石及安全带因受挤压而整体外移,最大处达40cm。桥面栏杆损坏严重,已残缺不全。

主拱圈拱肋无明显破损,在拱脚3m范围内发现纵向微小裂缝,拱顶下沉10cm;拱波纵向裂缝严重,尤其表现在桥梁跨中位置,几乎贯通全拱。且纵向裂缝较宽,达4mm,检查中两孔情况相似;在各孔拱波与拱肋连接处,大部分都有裂缝,拱肋上有的地方有水迹,说明拱板拱波有渗水的地方;有的横系梁破损露筋。

腹拱拱圈外侧有被压碎的现象,内侧混凝土有局部脱落,腹拱拱脚及拱顶处有拱圈石相对错开,立墙未发现明显鼓肚及裂缝。

桥墩墩身的浆砌片石被水冲刷严重,无鼓肚裂缝现象。桥台处沉降缝不均匀的开裂,表明桥台或桥墩有不均匀下沉现象。

2.2 病害原因分析

(1)重车交通量的不断增长:

重车的日益增加,病害则日见严重,且随着交通量的增加,桥上会车的机会变多,经常性的重车偏载对桥中心线附近拱圈进行反复交替的剪切。

(2)施工原因:

限于历史原因和当时的施工管理方法,在质量控制环节存在着一定问题,表现在施工工艺的先进性、建材的质量上及施工人员的整体素质上等。

(3)自然条件原因:

阜新地区昼夜温差较大,温差的变化给结构带来很大的内力,对拱圈的影响是很不利的。除此之外桥梁主体受自然风化较为严重。

2.3 加固维修的目标

根据所分析情况,针对性的对该桥各个部位进行病害处理与结构加固,在充分发挥原桥潜在的承载力,延长桥梁原有使用寿命,并将桥梁的设计荷载标准由汽-13、拖-60,提高至汽-20、挂-100,以适应日益增长的交通量和车辆轴载。

3 针对各部位的处理方案

通过对该桥的检查和分析的情况来看,尚未发现墩台基础出现病害,不管墩台是否在基岩上,都没有发现有位移的现象。虽然有迹象表明桥梁的墩台基础有不均匀下降的现象。但该桥在使用多年以来,墩台基础的沉降已完成并趋于稳定。桥墩台身除了表面冲刷和风化外,也没有发现鼓肚、各种方向裂纹等结构性的破坏。所以,对该桥的加固主要针对上部结构。

3.1 主拱圈加固

由于原横系梁尺寸偏小,提载后横向刚度相对较小,属薄弱构件。对此将全桥8根横系梁由104cm×9cm×9cm加大截面尺寸至104cm×13cm×17cm,以加强横向整体性,使全拱宽共同受力。

增大拱圈截面是拱桥加固一种偏于安全的方法,但如何使新旧混凝土很好结合并共同受力,是一个值得研究和探讨的课题,我们在敖汉桥的加固过程中,在拆除原拱上建筑后,在拱背上浇筑C30膨胀混凝土补强层,膨胀混凝土膨胀过程中产生的自应力,在抵消混凝土收缩徐变的同时与原拱圈很好地结合在一起,主拱圈加固断面如图1所示。

加固设计时,将拱肋、拱波、护拱的旧混凝土换算成等效面积的C30混凝土,按汽—20荷载标准计算,膨胀混凝土补强厚度为19cm。在桥梁的承载力检算时,拱脚截面出现了大偏心的受力情况,也就是说拱脚截面上边缘出现了拉应力。为了加强拱脚截面抵抗负弯矩的作用,在拱脚至1/4跨径处,配置了钢筋网,如图2所示。

3.2 腹拱和实腹段的处理

拆除后的腹拱立墙及实腹段侧墙按原结构尺寸以M7.5号砂浆砌块石重新砌筑。更换腹拱圈中破坏的预制块,按原结构尺寸和结构形式安装。拱上填料改为C10混凝土,以改善砂石填料不易夯实的情况发生。

3.3 桥面

由于原桥面没有桥面钢筋混凝土铺装,这很容易因桥面缺乏整体性而造成破坏,为增加全桥的整体刚度,对桥面铺装的加固采用铺设钢筋混凝土铺装层,路缘处厚10cm,桥中线上厚17cm,预留向两侧的2%横坡。然后在铺装层上修筑3cm厚沥青混凝土耐磨层。如图3所示。

钢筋混凝土桥面根据文克来地基板理论,采用间距为25cm的构造配筋,混凝土材料选用C30、钢筋为Φ12(II级)和Φ8(I级)。

3.4 桥墩台

桥墩除外观表现为浆砌片石的砌体外,无法考证桥墩内部尺寸与构造,对结构的验算带来很大困难。但从调查情况来看,桥墩台没有结构性损伤,只是在水冲刷下,浆砌墩身大部砂浆冲空。针对这种情况,所以采用类比法,即同类工程中,破坏程度更高,提载幅度更大的桥梁为加固经验,以保守的方式处理该桥墩台。

沿墩身下挖至沉井基础顶面,采用预应力锚索喷射5cm厚混凝土的方法。预应力锚索用Φ20的螺纹钢筋制造,从基础顶部一直到拱脚位置每隔50cm设置一箍,总共设置6道。桥墩的加固如图4所示。

4 膨胀混凝土在加固中的应用

一般普通混凝土在硬化之后,其体积是收缩的。膨胀混凝土的使用,是为了补偿混凝土的这部分收缩,使新旧混凝土更好结合。而且,拱波下的水迹说明上部拱板有渗水的地方,使用膨胀混凝土也能够很好的防渗。普通混凝土本身抗拉强度低,在硬化收缩时,自身也会产生拉应力。补强的混凝土在外侧产生不利于结构的拉应力。膨胀混凝土产生的自应力在一定程度上或完全抵消这两种拉应力。这就更降低了混凝土的受拉破坏的可能性。《混凝土外加剂应用技术规范》GBJ50119中规定,补偿收缩混凝土的应用范围为:构件补强、渗漏修补等。所以,在此类旧桥加固中在普通水泥里掺入膨胀剂是有必要的。

拱圈的加固所使用的补强混凝土的标号是C30,为了使新旧混凝土更好的结合,设计中在混凝土中掺入一定量的膨胀剂。根据试验结果,本次加固中膨胀剂的掺量确定为10%,膨胀剂型号为UEA—W。

5 结束语

本文介绍采用膨胀混凝土增大拱圈截面的方法,对双曲拱桥进行提载加固,为延长目前仍大量现役使用的双曲拱桥的使用寿命提供了一种现实可行的方法,经动静载检测实验,完全达到汽—20技术标准。

摘要：双曲拱桥是我国上世纪6080年代大量采用的一种桥梁结构形式,因其具有节省钢材,可无支架施工等特点而倍受推崇,但由于受当时经济、技术等多方条件限制,设计荷载普遍较低。目前普遍面临加固提载的问题,以国道G101线的敖汉桥为例,介绍对双曲拱桥进行了加固提载的实例。

关键词：拱圈截面面积,膨胀混凝土,双曲拱桥

增大截面 篇2

当梁的强度、刚度、稳定性和抗裂性能不足时，通常采用增大构件截面、增加配筋、提高配筋率的加固方法。在适筋范围内，混凝上弯变构件正截面承载力随钢筋面积和强度的增大而提高。增大主梁截面加固方法，是梁桥加固方法中最常用的的加固方法，该法广泛用于梁桥及拱桥拱肋的加固。增大梁截面的途径有：增加受力钢筋主筋截面、加大主梁混凝土截面、加厚原桥桥面板和锚喷凝土四种方法。

一、增大梁肋加固法

增大梁肋加固法常用于T形截面桥。T形桥梁常因原截面高度比较小，或面积过小，导致承载能力不足，出现了病害。对于这部分梁桥，可以将梁的下缘加宽加强，增大截积，并在新混凝土截面中增设受力主筋。在靠近支座处主筋上弯，与原结构主筋焊在浇筑新混凝土截面时，为了保证新旧混凝土之间有良好的粘结，须在浇筑混凝土前将结合部位的旧混凝土表面凿毛，露出骨料，清洗干净。同时每隔一定距离凿露出主筋，以便通过锚固钢筋将新增加的主筋与原结构中的主筋相连接。新增加的混凝土一般采用悬挂模板现场浇筑。

二、加厚桥面补强法

当原桥的承载力不足，截面面积过小，而墩台及基础较好，承载力较大，为了方便施工，可将原有桥面铺装层拆除，在桥面板上浇筑一层新的钢筋混凝土补强层，用以提高桥梁的抗弯刚度，这种加固补强方式称为“加厚法”。为了使新旧混凝土结合良好，原桥面板表面凿毛洗净，每隔一定的距离要设置齿形剪力槽或埋设桩状(钢筋柱)剪，或用环氧树脂作为胶结层。同时，在桥面板上设置钢筋网，以增强桥面板的整体抗压能力，防止新浇筑的混凝土补强层开裂。钢筋网的直径和间距根据板的受力确定。这种方法由于加厚部分使桥梁自重和恒载弯矩增加较多，并且仍然是原结构下缘受拉筋应力控制设计，故此加固方法一般只适用跨径较小的T形梁桥或板梁桥。在加固时对梁(板)的受力状况进行详细分析，在梁(板)下翼缘强度容许的限度内确定桥面的高度。

从梁板结构的上部加大截面(即加厚桥面板)的加固方法，具有施工简便、投资节省的优点，在国内外中小跨径桥梁加固中应用较多。加厚桥面补强法在桥面破坏修复中，通常是完全凿出旧桥面，重新铺装新桥面，这样一是费时费工，二是经济效益也不理想。对此，有人提出了植筋技术，在旧桥面上直接加一层新桥面，这样不仅充分利用了旧桥面，而且缩短施工时间，经济效益也很显著。

采用植筋技术，对旧桥面进行简单的清洁处理，然后平行旧桥面钢筋，按计算深度和规定间距钻孔，再将钢筋植入孔内，再采用同级别的混凝土填孔，并浇筑新的桥面层。在加厚桥面加固技术中，新旧桥面的`连接是个薄弱环节，尤其是界面的抗剪强度。采用植筋技术以后，界面的抗剪强度由三部分组成：界面混凝上内部结合力、界面摩擦力、植筋的抗剪力。由于植入钢筋的影响，界面的抗剪强度大大提高，而且植入钢筋对旧桥而也起到了一定的加强作用。

三、锚喷混凝土

锚喷混凝土是借助喷射机械，利用压缩空气将新混凝土混合料，通过管道高速喷射到己锚固好钢筋网的受喷面上，使其凝结硬化形成一种钢筋混凝土。从而增大桥梁的受力断面和补强钢筋，加强结构的整体性，使其能承受更大的外荷载作用。锚喷混凝土不需要振捣，而是在高速喷射时，由水泥与骨料的反复连续撞击，使混凝土压密。同时又可采用较小的水灰比(0.40-0.45)，使其与混凝土、砖石、钢材产生较高的粘结强度。所以新旧混凝上结合面上能够传递拉应力和剪应力。采用锚喷混凝土加固旧桥是在近几年发展起来的一种新型的旧桥加固技术。其加固原理是通过新增加混凝土与受力钢筋和原结构紧密结合，组成“喷射混凝土(内含补强钢筋网)一锚杆一原结构”的整体组合结构。锚喷混凝土加固旧桥的实质就是增大受力断面和补强钢筋，加强结构的整体性，使其能承受更大的外荷载。此种加固法在浆砌片石板拱桥加固中运用较多，日前低等级公路上的石板拱桥由于早期施工时未按强度和规格要求严格选料，砌筑片石时砂浆不饱满，砂浆配合比控制不严，再加上超重车辆长期作用，普遍存在主拱圈片石风化、石料大小不一、片石被挤压碎裂、石料强度不均匀等现象，砌筑砂浆松动脱落并存在较多空洞，有的拱圈已发现纵向裂缝。针对此种情况采用锚喷混凝上加固能很好地解决这此病害。锚喷混凝土在旧桥加固补强时，具有施工快速简便、经济可靠、不中断交通等优点。

四、增大梁截面加固构造要求

1、新浇混凝土应符合下列规定：

(1)新浇混凝土强度级别宜比原构件混凝土强度提高一级，且不低于C25。

(2)新浇混凝土层的最小厚度，对板不宜小于100mm，对梁和受压构件不宜小于150mm。

(3)当新浇混凝土层厚度小于100mm时，可采用小石子混凝土或喷射高性能抗拉复合砂浆。在结构尺寸复杂和新浇混凝土施工条件差的情况下，可采用微膨胀或自密实混凝土。

2、加固用受力钢筋直径不小于12mm，不宜大于25mm;构造钢筋直径不小于10mm;箍筋直径不宜小于8mm。

3、新增钢筋应按现行《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTGD62)要求进行设置，并应符合下列规定：

(1)当新增纵向钢筋与原构件受力钢筋采用短筋焊接时，短筋的直径不宜小于12mm，各短筋的中距不应大于500mm。

(2)当用单侧或双侧加固时，应设置U形箍筋或封闭式箍筋并与原构件牢固连接。

4、在受拉区增设混凝土加固的受弯构件，新增纵向钢筋需截断时，应从计算截断点外至少增加一个锚固长度。受压构件新增纵向受力钢筋应伸人原结构中并满足锚固要求。

5、新老混凝土结合面处，原构件的表面应凿成凹凸差不小于6rnrn的粗糙面。

参考文献：

[1]黄民元，李传习.体外预应力筋在桥梁工程中的应用[J]长沙交通学院学报，，(04).

钢筋混凝土梁增大截面加固法研究 篇3

目前大多数混凝土梁的加固试验是在没有受过损伤的情况下直接进行加固试验的, 它们不能完全地反映出运营过程中旧梁体的加固效果。本文则是将8根同等受损程度的钢筋混凝土梁按照加固材料和厚度的不同分别进行上端增大截面法加固, 它们加固后的各项试验数据不仅要与一根未经加固的本体梁作对比, 还要与它们各自加固之前的数据作对比。论文的主要内容先后包括以下几个方面。

(1) 通过对国内现有桥梁使用状况的调查和目前几种加固方法的对比, 提出了增大截面加固法的迫切性和可行性。

(2) 总结了混凝土梁正截面抗弯和斜截面抗剪的极限承载力计算公式, 说明了加固梁二次受力特性并推导了加固梁二次受力的滞后应变公式和界面剪应力公式。

(3) 进行了8根钢筋混凝土加固梁和一根未加固的本体梁的抗弯试验, 具体说明试验的目的、内容以及实施方案。

(4) 分析试验结果, 对比加固梁加固前后的抗弯性能, 同时对比加固梁与对比梁的抗弯性能。主要通过梁体混凝土以及受拉、受压钢筋的应变, 梁体的挠度, 梁体裂纹扩展情况和加固层界面这四方面进行分析。

2 增大截面法加固混凝土梁的理论计算

将高标号的素混凝土或钢筋混凝土加固于钢筋混凝土梁的上部, 可以提高结构的抗弯承载力、增加结构刚度、改善受力性能。

2.1 混凝土加固结构配筋率

混凝土梁、板等受弯构件的裂缝出现时, 荷载常为极限荷载的15%～25%。对于适筋梁, 在开裂以后随着荷载的增加出现良好的塑性特征, 并在梁破坏前其钢筋经历了较大的塑性伸长, 给人以明显的预兆, 但是, 对超筋梁的破坏始自受压迫坏, 此时钢筋尚未达到屈服强度, 挠度也不大;超筋梁破坏是突然的, 没有明显的预兆。所以对于加固结构, 其加固后配筋率就显得尤为重要。如果是少筋梁, 则必须进行加固。加固方法选用在受拉区增补钢筋混凝土, 如果是适筋梁, 则可根据裂纹宽度、构件挠度和钢筋应力来判断是否进行加固。裂纹宽度与钢筋应力之间基本呈现线性关系:裂纹越宽, 裂纹处钢筋应力越大。规范给出了在使用阶段钢筋应力的计算公式:

式中, M为作用在构件上的弯矩设计值;AS为实际配的纵向钢筋截面面积;σs为钢筋应力;fy为钢筋抗拉强度设计值。一般认为, 当σs>0.8fy时, 应当进行承载力加固。如果是超筋梁, 由于不能在受拉区进行加筋补强, 因此必须采用加大截面的办法或采用增设支点的办法进行加固。

2.2 上端加固法正截面承载力计算

(l) 素混凝土加固受弯承载力计算公式

3 加固梁的试验研究

3.1 实验目的

(1) 实验之前通过对8根用于加固的梁体施加受损荷载, 达到模拟实际桥梁受力状态的目的;

(2) 通过对受损梁体实施初次加载试验, 采集加固之前梁体的各种数据, 与加固之后数据做对比分析;同时对一根未用于加固的本体梁进行极限承载力试验, 所采集数据与加固梁做对比分析;

(3) 通过对加固梁体实施二次加载, 采集梁体加固后各种数据, 所采集数据为:梁的极限承载力、挠度、钢筋应变、混凝土应变、裂缝开展的变化情况以及界面层受损程度;

(4) 通过所采集试验数据对增大截面上端加固法进行可行性研究。

3.2 实验方案

3.2.1混凝土梁的制作

本体梁所用混凝土为商品混凝土, 设计强度等级为C30, 同批浇注的构件中留有9块150mm×150mm×150mm的立方体试块, 试块与构件在同等条件下养护, 并留有钢筋作拉伸试验, 测定屈服强度和极限强度。分析计算时取混凝土试块的实测平均值和钢筋的实测平均值。

总共设计9个本体梁梁体:分别用做对比的本体梁一个;素混凝土C40、C50加固梁分别两个;钢筋混凝土C40、C50加固梁分别两个;它们的编号分别为:JZB, JZS4、JZS4-1, JZS6、JZS6-1, JZG4, JZG4-1, JZG6, JZG6-1, 各梁编号具体说明见表3.1。

本体梁的配筋率为1.39%, 素混凝土加固梁的配筋率为1.1%, 钢筋混凝土加固梁的配筋率为1.0%。

3.3 试验程序

试验用9根本体梁制作—实验之前对本体梁施加受损荷载 (加载到6t) —对8根加固用本体梁进行试验的第一次加载并采集数据 (加载到6t) , 剩下的一根梁加载至极限承载力—对8根加固用本体梁加固—对加固后的受损梁第二次加载至极限承载力同时采集数据。

3.4 试验加载方式及测试内容

测试内容:采集每级荷载下混凝土及钢筋的应变, 读取每级荷载下梁体各侧点的挠度值,

观测每级荷载下裂纹变化规律。

4 数据分析

4.1 各梁极限承载力对比分析

4.2 加固前后裂纹对比

由于梁体较多, 故本文只对JZG4梁进行对比。

5 总结

本文在广泛深入研究国内外既有桥梁结构损伤破坏的现状下, 为挖掘现有桥梁的承载潜力, 提出了一种采用在上端通过增大使用截面来恢复或提高梁体承载能力的加固方法。通过本文的研究和分析总结, 可得出如下主要结论:

(1) 所有的试验梁在加固后, 与用作对比试验的本体梁相比其极限承载力提高了52.4%～61.9%, 钢筋混凝土加固梁其承载力总体上要大于素混凝土加固梁。其中, 钢筋混凝土加固梁较加固之前截面高度每增加1%, 其极限破坏值将平均提高1.9%;素混凝土加固梁较加固之前截面高度每增加1%, 其极限破坏值将平均提高2.2%。由此说明加固之后, 梁体的极限承载力提高幅度明显, 素混凝土加固梁加固后承载力提高效率要略大于钢筋混凝土加固梁, 但考虑加固梁体受力的整体性, 本文推荐使用钢筋混凝土加固方式。

(2) 所有试验梁在进行加固后, 在相同等级荷载作用下, 其混凝土、钢筋应力均小于对比梁的应力值, 其位移均小于对比梁的位移, 可见在对试验梁进行加固后减缓了梁体裂纹发生、发展的趋势, 提高了试验梁在正常使用荷载下的刚度。

(3) 从裂纹的分布看, 加固梁的裂纹总数要多于本体梁, 而且裂纹的间距小, 分布更加细密。在二次加载初期, 加固材料并不能很好的阻止原先裂纹的扩展, 其原因可能是加固梁在加固之前, 裂纹宽度比较大而且内部的受拉钢筋己发生滑移, 致使钢筋与混凝土之间的粘合力减小, 而此时的加固材料还无法发挥足够作用, 抑制裂纹端部应力的集中, 所以导致原先裂纹的继续扩展, 并且这种现象在初次加载时梁体受损程度较大的梁上反映得最为明显。

(4) 通过试验数据可知:通过增加加固用混凝土厚度、提高加固用混凝土等级并增设受压钢筋和箍筋、采用弹模较小的加固用粘结界面剂能够起到更好地提高加固梁极限承载力、改善梁体抗弯受力性能、减少界面粘结剪应力和正应力的作用。因此, 从试验数据分析和有限元理论计算得出此次加固试验的最优方案为采用结构胶作为界面剂的C60钢筋混凝土加固梁, 即JZG6梁。它的钢筋极限屈服值为14.4t, 梁体极限破坏值为17t。

(5) 由试验可知:这8根加固梁在达到极限破坏时, 它们的界面均未出现破坏且新增压区混凝土均未压碎, 也并无从梁底贯通到梁顶的裂纹。考虑到结构胶的价格要比水泥砂浆昂贵很多, 且C60商品混凝土的价格较C40混凝土要高, 所以本论文推荐此次加固试验最具工程实用价值的是采用水泥砂浆作为界面剂的C40钢筋混凝土加固梁, 即JZG4梁, 虽然它在正常使用荷载情况作用下各项受力性能不如JZG6梁, 但它的钢筋极限屈服值为13.3t, 梁体极限破坏值同样达到了17t, 因此它在极限承载力方面较JZG6梁具有很高的性价比优势。

参考文献

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[2]钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范JTGD62-2004.人民交通出版社.

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[6]张有才等.建筑物的检测、鉴定、加固与改造.北京, 冶金工业出版社, 1997.

增大截面 篇4

1 石拱桥增大截面加固增强技术

通过在拱腹下增设新的拱圈来增大拱圈截面尺寸以提高石拱桥的承载力和拱圈的截面刚度, 是目前石拱桥加固改造中较常用的一种方法, 具有不中断交通的优点。新的拱圈从拱顶到拱脚的厚度可以是逐渐加大的变截面的, 也可以是等厚度的, 对于变截面的新拱圈, 由于施工复杂, 本文主要研究采用等厚度形式增设新的拱圈。新的拱圈通过喷射一层钢纤维混凝土来完成, 与旧的拱圈形成组合结构, 共同承担车辆活载, 加固后的二期恒载和其他活载的作用。

石拱桥加固的方法很多, 但任何一种加固方法都有一定的适用范围, 增大截面尺寸法加固拱桥也不例外。采用增大截面尺寸法加固拱桥主要适用于:

a.需要恢复或提高原桥的承载能力;

b.需要提高拱圈的刚度、稳定性和抗裂性, 或需要用来修补裂缝;

c.增大拱圈截面后能够满足桥下净空的要求, 不能过分压缩桥下泄洪断面和通航净空;

d.原桥地基良好, 能够承受新增拱圈后产生的附加应力;

e.原桥墩台尺寸满足增大拱圈截面后产生的附加推力;

f.原桥裂缝过多, 不适宜采用其他加固方法加固。

1.1 石拱桥增大截面加固增强技术的受力特征

采用增大截面法加固石拱桥, 由于原拱圈的材料属砌体, 新增拱圈材料为混凝土, 在受力上为组合结构受力。其受力可分为两个明确的受力阶段, 第一阶段受力为在新增拱圈达到设计强度前, 组合构件中旧拱圈单独工作, 由旧拱圈来承受原桥恒载及新增拱圈自重, 如图1b所示;第二阶段受力为新增拱圈达到设计强度后, 组合结构整体工作, 在汽车活载、加固后的二期恒载和其他活载作用下的截面应力, 如图1c所示;在总荷载作用下截面应力如图1d所示。图2所示为整体浇筑构件截面各阶段应力图, 可以看出组合构件的应力图与整体浇筑构件的应力图有较大区别。

在截面尺寸、材料、加载方式等均相同的情况下, 组合构件和整体浇筑构件截面上的应变是不相同的, 这主要表现在:在第一阶段M1荷载作用下, 组合构件中新增拱圈截面并未参加工作, 因此没有产生应变, 而整体浇筑构件中新增拱圈截面已经开始工作, 因此截面上存在应变;在第二阶段M2荷载作用下, 组合构件和整体浇注构件均全截面参加工作, 产生相同大小的应变。因此对于叠加后的总应变, 组合构件中新增拱圈截面上混凝土的应变小于整体浇筑构件中新增拱圈截面上混凝土的应变。通常称组合构件中新增拱圈截面上混凝土的应变滞后。

然而, 对于原拱圈部分截面, 在第一阶段荷载M1作用下, 组合构件仅原原拱圈截面参加工作, 截面高度小于整体浇注构件截面高度, 因此组合构件中原拱圈截面应变高于整体浇筑构件中原拱圈截面上的应变;在第二阶段M2荷载作用下, 组合构件和整体浇注构件均全截面参加工作, 产生相同大小的应变。因此, 对于叠加后的总应变, 组合构件中原拱圈截面上混凝土的应变大于整体浇筑构件中原拱圈截面上混凝土的应变。此时, 组合构件中原拱圈截面上混凝土的应变超前。

从图1d可以看出, 原拱圈截面应力很大, 在旧桥加固时, 一般考虑不中断交通, 因此通常不卸除桥面铺装或拱上建筑等恒载, 使上述应力无法卸载减小。另外从图1上还可以看出, 新、旧拱圈截面应力无法同时达到屈服应力, 有可能旧拱圈截面上的应力达到屈服点, 而新增拱圈截面上的应力还处在较低的水平, 新增拱圈的作用就没有发挥出来, 而且加固前旧拱圈的应力越大, 新增拱圈在组合构件破坏时的应力就越小, , 新增拱圈的作用就越小。

因此, 在采用增大截面尺寸法加固拱桥时, 应视原桥具体情况确定加固方法。当仅要求提高原桥的承载能力时, 可以在原拱桥保持恒载状态下进行加固, 此时, 原有结构的全部恒载和新加混凝土所增加的恒载重量有原拱圈全部承担, 活载则由原拱圈和新增拱圈组成的组合构件共同承担。但是, 当原桥拱圈的应力已接近或超过容许应力, 则需要减小桥梁的恒载应力, 应采取卸除部分全部拱上建筑重量的措施, 以减小原桥拱圈截面的应力, 加固完成后在恢复拱上建筑和桥面系, 此时, 原拱圈承担卸除荷载后的原桥和新加混凝土的重量, 组合构件则共同恢复部分的恒载、车辆荷载和其他活载, 原拱圈截面上的应力可以得到较好的改善。

1.2 增大截面尺寸法加固拱圈的截面尺寸拟定

加筑新拱圈以前, 要对需要新加拱圈厚度进行估算拟定。其厚度一般根据原有拱圈的厚度及使用情况, 加上桥梁荷载等级所需厚度进行综合考虑后决定。即把所需宽度减去原拱圈厚度, 再加上安全厚度 (由原桥使用情况确定) , 最后就得出新加拱圈的厚度。

拱桥由荷载等级确定的拱圈厚度, 除可参考有关设计资料外, 根据多年大量修建的实践经验估算得到, 相关估算公式可查阅相关资料。

2 增大截面尺寸法加固石拱桥的内力计算

实验研究表明, 无论是在新增拱圈混凝土浇筑或锚喷过程中, 还是在混凝土浇筑或锚喷合拢并达到设计强度后, 其重量均由原拱圈完全承担。当加固前卸除部分或者全部拱上建筑, 则由新旧拱圈形成的组合截面共同承担汽车活载、加固后的二期恒载和其他活载;当仅在拱圈上增加拱圈截面而未卸除拱上建筑, 则由新旧拱圈形成的组合截面来承担汽车活载和其他活载。

目前, 计算拱圈截面内力的方法主要有两种, 一是按极限承载力计算, 另一是按容许应力法计算。

无论是采用极限承载力计算方法还是容许应力法计算拱桥内力, 都必须满足:

a.新旧拱圈结合良好, 结合面不发生相对位移和脱空;

b.平截面假定成立。

2.1 按极限承载力计算

2.1.1 恒载作用下的内力计算

对于原拱桥为等截面或变截面拱, 加固后其截面仍为等截面或变截面。

设新浇混凝土的容重为γ, 旧拱圈的容重为γ0, 新浇混凝土的截面尺寸和旧拱圈的截面尺寸分别为b1×h1和b0×h0, 如图3所示.因新浇混凝土的重力由原拱桥承担, 因此, 只需将新浇混凝土的重力换算到原拱圈的容重γ0上, 即

式中:γ01—计入新浇混凝土后的旧拱圈换算容重;

A1、A0—分别为新、旧拱圈横截面面积。

因此, 只要将原拱桥计算中主拱圈的容重由γ0换成γ01, 即可计算出加固后原拱桥在恒载作用下的内力。

上述计算是在卸除部分或全部拱上建筑, 需要重新计算恒载内力时采用。当拱上建筑没有发生变化, 只需要计算由新增拱圈在原拱圈产生的恒载内力增量。

2.1.2 活载作用下组合截面特性

拱桥加固后的车辆荷载、温度变化和加固后的二期恒载 (可能有的话) 作用下, 由新旧拱圈形成的组合截面共同参与受力, 应按换算截面进行计算。

2.1.3 承载力计算 (强度计算)

对砖石及混凝土圬工拱圈受压构件, 正截面强度可按《公路圬工桥涵设计规范》 (JTG D61--2005) 提供的公式计算:

上式中各项意义见规范相关条文说明。

2.3 按容许应力法计算

2.3.1 恒载作用下的应力计算

与极限承载力一样, 旧拱圈承担着原拱圈的全部恒载及新增设的拱圈自重, 旧拱圈的截面应力为:

图4 容许应力计算截面应力

式中各项含义参见后文所列文献。

2.3.2 活载作用下的应力计算

对车辆荷载、温度变化和加固后的二期恒载等在旧拱圈上引起的应力, 应按组合截面计算应力:

同样地, 可以计算出新增拱圈截面在车辆荷载、温度变化和加固后的二期恒载作用下截面上的应力:

2.3.3 截面应力演算

在恒载和活载作用下拱圈截面应力按应力叠加法计算, 即在相应截面纤维处应力值相加。如图4:

旧拱圈上、下缘的应力:

从公式不难看出, 采用应力叠加法计算加固后的截面应力是比较符合实际的受力状态的。

3 新旧结合面的抗剪计算

在增大截面加固增强法计算中假定了新旧拱圈结合面良好, 无相对滑移和脱空发生, 符合平截面假定, 这是能够进行内力计算的前提。然而, 由材料力学可知, 新增拱圈截面后, 在荷载作用下结合面上将会产生剪力, 使新、旧拱圈结合面有发生相对滑移的可能。因此, 如何确保新旧拱圈之间有一个可靠的结合面, 正确计算结合面的剪力, 合理设置锚杆就成为增大截面法加固设计的关键。

同时, 在用增大截面法加固石拱桥的实际工程中, 修复的效果有时并不理想, 会出现修补的新混凝土开裂或在结合面处出现裂缝的情况。这是因为新增拱圈混凝土会产生收缩徐变, 但是受到原石拱圈的约束, 在结合面上产生作用力, 使新混凝土在结合面处受拉, 使石拱圈在结合面处受压。当新增拱圈混凝土受到的拉应力大于自身的抗拉强度或新旧拱圈结合面的粘结强度时, 就不可避免会有裂缝产生。

3.1 新浇混凝土的自重作用

常规组合结构是在钢梁或混凝土梁之上现浇混凝土板, 因此, 混凝土板的重力作用在钢梁或混凝土梁上, 使结合面更好的连接在一起共同参与二期恒载和活载的作用。对石拱桥而言, 如新混凝土加在拱背上, 则重力作用与此相似。然而, 采用增大截面尺寸法加固拱桥, 绝大多数情况下混凝土是浇筑在旧拱圈之下, 混凝土拱圈重力增大了新旧拱圈结合面脱开的趋势, 因此, 必须计算起沿结合面的剪切力和法向拉力。

从图5中取出一现浇混凝土微段, 设其横截面面积为A, 容重为γ, 则微段重力为d G=A·γds, 如图6所示。设水平倾角为φ, 则微段沿结合面的剪切力为:

1--旧拱圈2--新拱圈图5新浇混凝土自重产生的剪切力分量

半跨新浇混凝土自重沿结合面的总剪切力为:

对常见的悬链线拱桥, 水平倾角

对跨中截面, 水平倾角为零, 不会产生沿结合面切线方向的剪切力, 如图7所示。

同理, 可以推导出自重沿结合面方向的法向拉力N

新浇混凝土自重沿结合面的总法向拉力为:

公式15说明, 新浇混凝土自重沿结合面的总法向拉力与同等跨径的新浇混凝土简支梁桥重量相等。

3.2 剪力在结合面上产生的剪力

目前, 国内外对外常规组合截面叠合面剪应力计算已开展深入研究, 提出了许多不同的计算公式。公式差异主要集中在叠合面形式、混凝土强度、箍筋含筋率等。这些公式都是针对刚———混凝土叠合梁或预应力混凝土梁———混凝土板等组合结构提出的。

对新旧拱圈间结合面上产生的剪应力, 目前还缺乏深入系统的理论研究和试验研究, 通过比较, 建议按式16进行计算:QSÁ

对拱桥而言, 通常仅计算拱脚截面的剪力, 其他截面的剪力往往较小而忽略不计。若加固时卸除全部或部分拱上建筑, 则应计算二期恒载和活载产生的剪力, 若仅加固拱圈, 则仅需计算活载产生的剪力。剪力按下式计算:

4 锚杆设计与计算

结合面的受力十分复杂, 加上新浇混凝土结合面抗剪强度的离散性较大, 单靠混凝土的粘结是不可靠的, 必须在结合面中设置锚杆抗剪和抗拉钢筋, 才能确保有一个可靠的结合面, 使其符合计算假定和实际受力状态。由于时间有限, 有些参数缺乏试验资料, 需要在今后的工作中进一步完善和补充。本节主要介绍锚杆钢筋的抗剪应力计算、锚杆抗拔力计算、锚杆构造设计及提高结合面工作性能的若干措施。

4.1 锚杆抗剪计算

参考国内工民建行业提出的抗剪计算, 建议新旧拱圈混凝土结合面抗剪强度计算能力按式18计算

式中各项意义见相关规范条文说明。

由于拱桥采用增大截面尺寸法加固拱桥时, 大多数是增设在拱腹上, 加大了混凝土浇筑带来的困难, 相应影响了结合面的施工质量。同时, 根据大量试验研究, 即使结合面满足抗剪要求, 但破坏总是最先出现在结合面, 新旧混凝土产生分离, 降低结构整体刚度。为考虑这一因素, 引入共同工作系数β, β值取决于新拱圈与旧拱圈的相对位置、结合面处理以及施工方法等。

拱圈截面中不同位置的结合面剪应力设计值τ是不相等的, 拱顶截面最小, 而拱脚截面最大。

4.2 锚杆抗拔力计算

4.2.1 单根锚杆抗拔力计算

锚杆抗拔力承担新浇混凝土自重沿结合面的总法向拉力N, 由锚杆总抗拔力P、N和新旧拱圈之间的粘结力形成平衡。

设拱圈宽度为b, 拱腹弧长为Sl, 新旧拱圈之间的粘结强度为τ1, 有

若全桥共布置Np根锚杆, 则每根锚杆需要承受的平均抗拔力P1为

4.2.2 锚杆钢筋直径计算

为增强锚孔与锚杆的粘结力, 锚杆应选择二级钢筋。设钢筋直径为φ, 设计抗拉强度为Rg,

锚杆应满足下式要求

4.2.3 锚杆埋入旧拱圈的深度 (见图8)

锚杆是否从胶结材料中拔出, 胶结体与锚杆仪器是否沿孔壁滑移, 这是设计时需要重点关注的问题, 因此, 必须同时计算这两种情况。

a.假定锚杆从胶结体中拔出, 则按下式 (22计算锚杆深度:

b.胶结体与锚杆一起沿锚孔壁滑移

5 结论

本文针对石拱桥的增大截面加固增强技术主要研究了以下内容:

5.1 影响新旧拱圈结合面的主要因素;

5.2 拱桥加固后截面内力计算方法;

5.3 新旧拱圈结合面剪应力计算方法;

5.4 锚杆的设计与计算。

桥梁加固增强是一门正在发展的学科, 加之作者水平所限, 文中难免有不当之处, 热切期望批评、指正。

参考文献

[1]杨文渊, 徐奔.桥梁维修与加固[M].北京:人民交通出版社, 2000.

[2]周建廷.钢筋混凝土套箍封闭主拱圈加固拱桥成套技术研究报告.重庆, 2002.

[3]周建廷.钢筋混凝土套箍封闭主拱圈加固石肋拱桥研究[J].公路, 2002, 1.

[4]周指示·中小跨径石拱桥承载力可靠度研究[D].长安:长安大学, 2005.

增大截面 篇5

1 增大截面法的力学性能

1.1 增大截面法的构造

由于框架柱的破坏形态可分为受压破坏和受拉破坏,其中受压破坏主要在轴压柱和小偏心柱上发生,而受拉破坏则主要发生在大偏压柱上。因此增大截面法分为:四周外包法,单面加厚法和双面加厚法。在一般结构设计中,柱通常为轴压柱,而轴压柱多使用四周外包法。轴压柱四周外包法加固图见图1。

1.2采用增大截面法加固后构件的动力特性

已有大量研究讨论增大截面法的动力特性。其中罗苓隆在对采用双面加厚法加固的轴心受压截面进行研究,证明新旧混凝土之间的承载力不是简单迭加,而是有所下降,应该考虑新旧混凝土应力应变滞后及徐变问题,同时引入新变量应变参数,使其计算值接近实验值。

赵宏强、赵来顺和王丽梅等人通过采用增大截面法加固的试验柱在重复荷载作用下的试验,发现试验柱发生的是柱底压碎和弯曲破坏。并且得出试件的荷载-位移滞回曲线,见图2,由该图所知,包围的面积的大小说明试件刚度退化的大小,随着荷载的逐级增大,滞回环面积越来越大,同时还出捏拢现象。说明随着荷载的逐级增大,试件的刚度在逐级降低。滞回环的面积大小还能说明采用增大截面法加固后,试件耗能能力的增加。根据我国《建筑抗震试验方法规程》(JGJ101-96)规定,耗能系数计算示意(如图3所示)可用能量耗散系数E来衡量试件耗能能力:$E=\frac{\text{滞}\text{回}\text{曲}\text{线}\text{包}\text{络}\text{线}\text{面}\text{积}}{\text{三}\text{角}\text{形}\text{面}\text{积}}.$

1.3增大截面法加固后结构整体承载力的核算

根据《建筑抗震鉴定标准》(GB5OO23-09)加固后的梁柱可选取在结构两个主轴方向有代表性的平面框架对楼层的屈服强度系数进行计算,再依据计算结果最终确定楼层的综合抗震能力指数β,楼层综合抗震能力指数可按下式计算: β=ψ1ψ2ξy , ξy=Vy / Ve .式中:β为平面结构楼层综合抗震能力指数,ψ1为体系影响系数,ψ2为局部影响系数,ξy 为楼层屈服强度系数,Vy为楼层现有受剪承载力,Ve为楼层的弹性地震剪力。

当既有结构的楼层综合抗震能力指数大于1时,评定结构抗震承载力满足抗震鉴定标准要求,即建筑结构的承载力满足要求。

2工程实例

2.1工程概况

西昌市人大办公楼现为地上五层,该工程建筑面积约951m2,屋面檐口高度17.7m,层高:1～3层为3.4m,4层为4.5m,5层3m(小屋,屋上有塔),室内外高差为0.45m;结构型式为框架结构,现浇楼板,楼板厚为80mm;地区抗震设防烈度为9度(0.40g),设计地震分组为第一组,场地类别为Ⅱ类,本工程抗震设防类别为丙类,基本风压为0.3kN/m2;各层混凝土等级为C20;内采用190mm厚煤渣砖,外填充墙用240mm厚煤渣砖,双面抹灰,内外填充墙用M5水泥砂浆砌筑;楼面恒荷载1kN/m2 ,走廊活载2.5kN/m2,一般楼面恒荷载2.0kN/m2,楼梯间恒荷载8kN/m2,活载3.5kN/m2,屋面恒载4.0kN/m2,活载2.0kN/m2。建筑平面图见图4。

2.2鉴定分析

根据《建筑抗震鉴定标准》(GB5OO23-09),抗震鉴定方法分为两级:第一级鉴定以宏观控制和构造鉴定为主进行综合评价,第二级鉴定以综合抗震能力指数为主要指标且结合构造影响进行综合评价。建筑物加固是根据建筑物的鉴定结论,针对建筑物的缺陷和损坏进行修复,以恢复或提高建筑物的安全性和耐久性。

2.2.1 第一级鉴定

将本办公楼各细部构造与《建筑抗震鉴定标准》(GB5OO23-09)对照,有以下4条不满足要求:

1)该办公楼梁两端在梁高各1倍范围内的箍筋间距为200 mm。根据《鉴定标准》6.2.4条:7度Ⅲ、Ⅳ类场地和8、9度时,梁两端在梁高各1倍范围内的箍筋间距应≤150 mm。因此,不符合第一级鉴定要求,且此项将影响第二级鉴定中的体系影响系数。

2)该办公楼在柱的上、下端,净高各1/6的范围内箍筋￠8@200。根据《建筑抗震鉴定标准》6.2.4条:7度Ⅲ、Ⅳ类场地和8、9度时,在柱的上、下端,净高各1/6的范围内,丙类设防时,箍筋直径应≥φ8, 间距应≤50 mm。因此,不符合第一级鉴定要求,且此项将影响第二级鉴定中的体系影响系数。

3)该办公楼填充墙每隔500 mm有2￠6拉筋伸入,墙内≥500 mm。根据《建筑抗震鉴定标准》6.2.7条:填充墙沿柱高每隔约600 mm应有2φ6拉筋伸入墙内,8、9度时伸入墙内的长度不宜小于墙长的1/5且不小于700 mm。因此,不符合第一级鉴定要求,且此项将影响第二级鉴定中的局部影响系数。

4)该办公楼框架柱轴压比最大值为0.8,根据《建筑抗震鉴定标准》(GB5OO23-09),框架结构在抗震等级为一级时,框架柱轴压比应≤0.7。因此不符合第一级鉴定要求,且此项将影响加固方案的选择。

2.2.2 第二级鉴定

由于西昌市为9度设防区,必须进行第二级鉴定。

结合构造影响,采用中国建筑科学研究院的PKPM系列结构软件中抗震鉴定加固板块计算得X、Y两个主轴方向的平面结构的各楼层综合抗震能力指数,具体数值见表1与表2。

3 抗震加固

3.1 加固方案

根据《建筑抗震加固技术规程》(JGJ 116-09)所述:“框架柱轴压比不符合鉴定要求时,可采用现浇钢筋混凝土套等加固”。因此,本办公楼采用现浇钢筋混凝土套加固,即增大截面法中的四周外包法加固。

3.2 加固设计

拟将该办公楼1～5层框架柱增大至600 mm×600 mm,加固后的结构体系仍为框架结构形式。平面布置见图5。

3.3加固验算

采用建研院编写的PKPM系列程序中的混凝土结构鉴定加固-8层有限元程序计算得加固后结构的楼层抗震能力指数,具体数值见表3与表4。

4 结论

1) 增大截面法加固能提高框架柱各项性能,包括轴压比,抗剪承载力和抗弯承载力等参数,而且施工容易,经济适用。当增大截面法对空间有要求,而且在施工过程中需要注意新旧结构连接的处理。包括保证新旧混凝土的结合,新增钢筋的锚固,梁柱交接处箍筋钻孔对原结构的影响。

2)本工程加固前后平面结构楼层综合抗震能力指数对比见表5。根据加固前后平面结构楼层综合抗震能力指数的对比表格可知,因为X方向在加固之前抗震能力指数仅有第一层不满足要求,故X方向抗震能力较好,故X方向的楼层综合抗震能力指数增长幅度平缓,最小也达到18%而最大达到49%。而Y方向在加固前1～5层楼层综合抗震能力指数大多数不足,只有第四层刚好满足要求,说明Y方向抗震能力薄弱,采用增大截面法加固之后,Y方向的楼层综合抗震能力指数增长幅度明显,最小达到78%而最大达到196%。由此说明增大截面法对本工程中薄弱柱确实有较好的加固效果。

摘要：基于西昌市某多层框架结构加固工程,采用增大截面法加固框架柱。对比分析加固前后,该工程局部单柱各项内力参数和各楼层综合抗震能力指数,证明增大截面法对框架柱软弱有明显加固作用,以便类似工程借鉴,服务于工程建设。

关键词：多层框架结构,抗震加固,增大截面法

参考文献

[1]罗凌霄.浅谈钢筋混凝土框架结构设计应注意的事项_汶川地震建筑震害启示[J].建筑科学,2009(2):101-101.

[2]谭皓,李杰,张电吉,等.玉树地震灾区底框砖混结构建筑的震害调查[J].浙江建筑,2011,28(1):20-23.

[3]赵宏强,赵来顺,王丽梅.加大截面法加固混凝土构件的动力性能试验研究[J].土工基础,2009,23(5):76-79.

[4]中华人民共和国行业标准.JGJ101-96建筑抗震试验方法规程[S].北京:中国建筑工业出版社,2008.

[5]中华人民共和国国家标准.GB50023-2009建筑抗震鉴定标准[S].北京:中国建筑工业出版社,2009.

[6]中华人民共和国行业标准.JGJ116-2009建筑抗震加固技术规程[S].北京:中国建筑工业出版社,2009.

增大截面 篇6

通过增加截面来提高桥梁刚度、强度是一种应用比较普遍的加固方法。对于混凝土结构,由于新、旧混凝土龄期的差距,因此,相对于原结构,新增结构将产生较大的收缩、徐变,这将使新、旧结构结合面处产生附加应力。本文试图通过对某实体工程的应力分析,说明结合面附加应力分布特点。

1 项目简介及病害情况

该桥建成于1972年,主桥为(30+5×60+30)m T形刚构,跨中为链杆式剪力铰连接,桥宽净—7 m+2×1.0 m人行道,350×900圆端形实体桥墩,墩高5.8 m,桥台上设弹性支座。荷载为旧规范的汽车—13级,拖—60。

该桥主体结构为双箱单室箱梁,根部高度为3.6 m,端部高度为1.5 m,分别为跨径的1/17和1/40,以二次抛物线变化。箱梁顶板等厚20 cm,肋板等厚20 cm,底板为变截面,由根部的36 cm,逐步减小到端部的12 cm。混凝土采用40号,预应力采用高强钢丝束。由于各种因素的影响,1995年的全桥检测发现,结构发生了跨中下挠、顶板、腹板裂缝等病害;同时,在动载通过时,伴随有剧烈的振动和纵横向摆动。

2 加大箱梁截面的病害处理措施

考虑到原结构病害原因复杂,因此在加固时采用了综合加固方案。其中包括增大箱梁截面并增加预应力钢束。

原桥截面为分离式双箱单室截面,两箱梁间依靠最大厚度为20 cm的翼板连接,整体性较差。增加箱梁截面是改善结构受力性能的有效措施。加固设计中将原桥双箱单室截面改造为单箱三室截面。改造后截面的抗弯、抗扭刚度均比原截面大幅提高由于原结构混凝土已经有近20年的龄期,可以认为其收缩、徐变已经完成,而新加混凝土的收缩徐变将受到旧混凝土截面的制约,因此在新旧混凝土结合面之间将产生较大的附加应力。以下将对该应力进行分析。

3 新混凝土收缩、徐变作用下的应力分布

为分析新旧混凝土结合面处的应力分布,将对结构进行空间模拟。考虑到结构跨中部位连接为铰接,为简化计算,采用单悬臂箱梁进行模拟计算。顶底板和腹板厚度按箱梁实际厚度模拟,忽略倒角等部位的影响。其中,收缩作用以降温模拟,而徐变作用按箱梁实际受到的压应力折算为变形计入。

3.1 收缩应力

收缩作用下顶板、结合面处腹板应力图见图1～图3。

3.2 徐变应力

徐变应力图见图4,图5。

3.3 应力分布特点

结构空间分析表明,由于箱梁中原有混凝土和新加混凝土在龄期上,新加混凝土的收缩和徐变在新旧混凝土结合面内产生较大的纵向剪切应力,同时新混凝土的收缩在结合面内产生竖向的剪切应力和垂直于结合面的横向拉应力。

由新加混凝土收缩所产生的结合面内剪应力和垂直于结合面的拉应力,除箱梁端部和根部由于约束的影响局部分布有较大变异外,在整个结合面分布较为均匀,最大纵向收缩应力为6 034 kPa,发生在距箱梁根部约2.8 m箱梁截面中心线处。

由新加混凝土徐变所产生的结合面内纵向剪应力,由于预应力只在顶板内设置,且在纵向分三批施加,其分布呈现较大的不均匀性,靠近顶板的范围内应力较大,靠近底板的范围应力较小且方向相反;在预应力锚固端后一定范围内应力较大,越远离预应力锚固端其应力越小。最大的徐变应力为8 680 kPa,发生在距箱梁根部约2.5 m靠近箱梁顶板的部位。

就纵向剪力而言,结合面内的混凝土收缩应力和徐变应力最大值的位置基本接近,几乎在同一截面。若遵循最不利原则而将两者近似叠加,则结合面内的最大剪切应力为14.714 MPa,该值已经大大超过了混凝土的抗剪强度。

这三种应力对新旧混凝土的结合都具有破坏性,由于跨中连接结构的特殊性,箱梁悬臂端部在纵横向是自由的,其纵横向变形均不受约束。因而,结合面内的纵向和竖向剪切应力易使结合面产生剪切破坏,垂直于结合面的横向拉应力易使结合面产生拉裂破坏。显然,新旧混凝土的结合必须从结构和构造上予以加强。

4 结语

1)箱梁截面中原有混凝土和新加混凝土在龄期上有极大差异,故新加混凝土的收缩和徐变在新旧混凝土结合面内产生较大的纵向剪切应力,同时新混凝土的收缩在结合面内产生竖向的剪切应力和垂直于结合面的横向拉应力。2)新加混凝土收缩所产生的结合面内剪应力和垂直于结合面的拉应力,除箱梁端部和根部由于约束的影响局部分布有较大变异外,在整个结合面分布较为均匀。3)在本实体工程中,最大的徐变应力为8.68 MPa,发生在距箱梁根部约2.5 m靠近箱梁顶板的部位。4)就纵向剪应力而言,结合面内的混凝土收缩应力和徐变应力最大值的位置基本接近,几乎在同一截面同一区域。本实体工程中,新旧结合面的最大纵向剪切应力为14.714 MPa。5)对于旧桥加固中浇筑混凝土增大截面的方法,应特别重视新旧结合面内附加应力的分布,并采取相应的结构措施和工艺措施,以确保新旧混凝土的良好结合,避免开裂分离。

参考文献

[1] 潘国强.预应力混凝土连续梁施工预拱度计算与控制[J].河南交通科技,1999(3):18-20.

[2] 周松国.大跨径支架的设计与施工[J].城市道桥与防洪,2003(2):49-50.

增大截面 篇7

为此, 本文结合镇溧高速公路中河特大桥火损案例, 详细介绍了火灾后钢筋混凝土结构桥梁的质量状态评估和火损结构的剩余承载力计算, 以及最终采用增大截面法对本案例中火损桥梁进行加固维修的情况。

1 工程概况

镇溧高速公路中河特大桥全桥长1 593.49 m, 上部结构为装配式部分预应力混凝土连续箱梁、简支箱梁, 下部结构为桩柱式墩、肋板台、钻孔灌注桩基础。组合箱梁混凝土采用C50混凝土, 下部结构采用C30混凝土, 桩基采用C25混凝土。

一货车在通过中河特大桥55#墩墩顶时发生自燃, 燃烧物经55#墩伸缩缝及附近泄水孔流至箱梁桥墩盖梁, 并持续燃烧, 对部分箱梁、支座、桥墩盖梁及墩柱造成损伤。火损部位主要为中河特大桥右幅 (镇江往溧阳方向) 第12联边孔 (55#孔) 、第13联 (56#孔) 及55#墩盖梁和墩柱。右幅第12联为5×35 m先简支后连续组合箱梁, 斜交角30°, 第13联为1×22 m异型组合箱梁, 为由斜桥转为正桥的过渡孔[2]。

2 火灾后桥梁结构评估

桥梁所属管理单位在桥梁遭受火灾后, 应立即组织技术人员对现场进行检查, 查明火灾现场的基本情况以及桥梁受损的基本情况, 然后做出初步判断, 并根据初步判断结果决定是否对火损桥梁进行交通管制, 对火损桥梁进行适当的保护。随即对火灾现场火损情况进行详细调查、桥梁火损部位进行检测等, 并根据桥梁结构的受损状况, 对桥梁受损结构做出评估鉴定, 为后续桥梁修复加固方案设计提供依据[3]。

2.1 火灾现场调查及火灾温度判定

(1) 火灾事故调查

根据调查可知, 肇事车辆发生火灾, 车上装运的塑料粒子化学材料泄露并燃烧, 燃烧物顺着55#墩顶伸缩缝经外侧箱梁流淌至过渡墩顶, 在墩顶持续燃烧, 对燃烧处护栏、桥墩、盖梁、支座和部分梁体造成严重伤害。燃烧物燃尽后大火自然熄灭, 持续时间约2 h。

(2) 燃烧物分布情况

燃烧物分布范围主要有两处:第一处为右幅55#墩墩顶桥面;第二处为右幅55#孔1#-2#箱梁、56#孔1#-2#箱梁以及55#墩盖梁及1#柱。

(3) 火灾现场检测结果

经现场调查, 本次火灾发生在中河特大桥右幅55#墩墩顶附近区域, 对55#孔桥面系、55#孔1#、2#梁、56#孔1#、2#梁以及55#墩造成损伤, 其他构件及孔跨未受火灾影响。本次火灾对55#孔1#、2#梁破坏较为严重, 对结构安全性或正常使用产生不利影响, 应进行鉴定评估, 确定适当的加固措施进行维修加固。

(4) 火灾温度分布示意图

根据火灾温度调查初步判定的火灾最高温度, 结合外观检测情况, 综合推断出桥梁构件表面受火温度, 并根据温度高低划分为5个区域, 温度由低到高分别为Ⅰ区300℃以下、Ⅱ区300~500℃、Ⅲ区500~700℃、Ⅳ区700~800℃、Ⅴ区800~1 000℃, 各受火孔火灾温度分布情况如图1~图4所示。

2.2 火灾后材料及结构性能的检查

(1) 混凝土回弹强度及碳化深度检测

本次检测在外观调查基础上, 根据结构受损区域及受损程度的不同, 分别采用钻芯法和回弹法对混凝土强度进行测试, 同时进行碳化深度测试。

通过测试数据分析可知, 箱梁受火区域混凝土回弹值离散性相对较大, 回弹值随温度升高略有下降, 说明表面混凝土强度值有所下降, 但强度推定值均能满足C50混凝土的设计要求。对同一个盖梁而言, 受火区域比未受火混凝土测得的数值离散性要大, 且温度升高时有明显的下降趋势, 说明受火混凝土强度下降, 但下降后的混凝土强度仍能满足C30混凝土设计要求。同样, 墩柱混凝土强度亦能满足设计要求, 但其回弹数值在温度升高时, 变化趋势不明显[4]。

根据碳化深度测试数据分析可知, 平均碳化深度箱梁为0~1 mm, 盖梁为4~4.5 mm, 墩柱为2~5.5 mm。由上述数据可见, 箱梁碳化深度较小, 盖梁、墩柱碳化深度较大, 火损后时间较短, 受火后结构碳化深度无明显增加迹象。

(2) 钻芯取样检测

对受损较严重的55#孔1#箱梁及55#墩盖梁, 选择火损较严重的区域进行了混凝土钻芯取样检测, 并对芯样进行了抗压试验。由芯样长度可见, 1#箱梁内侧腹板混凝土表面最大剥落深度约10 cm, 外侧腹板混凝土剥落深度约为6~8 cm, 内部混凝土无明显劣化。除2#芯样长度不够, 未能进行抗压试验外, 其余芯样均进行室内抗压强度试验[5]。

由结果可见, 箱梁混凝土钻芯取样抗压强度为51.5~60.2 MPa, 满足C50混凝土的设计要求, 盖梁混凝土钻芯取样抗压强度为54.9 MPa, 满足C30混凝土的设计要求。

(3) 钢筋强度测定

现场截取55#孔1#箱梁内外侧腹板的纵向钢筋及箍筋各一根进行室内拉伸试验, 测试火损后钢筋的屈服强度、抗拉强度和伸长率等性能。对钢筋试验进行室内拉伸试验, 各试样检测结果如表1所示。

由上述结果可知, 外侧腹板纵向钢筋及竖向钢筋的屈服强度及抗拉强度均符合规范要求, 内侧腹板纵向钢筋的屈服强度及抗拉强度均符合规范要求, 内侧腹板竖向钢筋的屈服强度低于规范要求约6%。

(4) 钢筋保护层厚度检测

对箱梁底板箍筋和纵向钢筋、盖梁和墩柱侧面箍筋进行了保护层厚度检测。根据检测结果可知, 箱梁、盖梁、墩柱钢筋保护层厚度普遍大于设计保护层厚度, 其中箱梁底面纵筋平均保护层厚度大于设计值约4~5 mm, 箱梁底面箍筋平均保护层厚度小于设计值5~6 mm;盖梁横筋平均保护层厚度大于设计值9~12 mm, 盖梁箍筋平均保护层厚度大于设计值26~28 mm;墩柱竖筋平均保护层厚度小于设计值2~3 mm, 墩柱箍筋平均保护层厚度小于设计值18~19 mm。

2.3 火灾后结构损伤的综合鉴定

根据《火灾后建筑结构鉴定标准》 (CECS252:2009) , 针对钢筋混凝土结构受火的损伤特点, 根据本桥检测结果和此类桥梁的工程经验分析, 对火损构件进行鉴定评级, 如表2所示。

Ⅱa级构件表面混凝土强度损失很小, 损伤深度在0.5 cm以下, 内部钢筋或钢绞线性能和锚固力不受影响, 构件极限承载力和正常使用状态抗裂性、刚度均能满足原设计要求。Ⅱb级构件表面混凝土强度迅速下降, 损伤深度约为2~3 cm, 极限承载力、刚度、抗裂性受影响较小, 混凝土保护层在500℃以上时发生热分解反应或局部剥落, 导致耐久性不足。Ⅲ级构件受损表面混凝土强度迅速下降, 受损深度可达剥落层以下3 cm以上。本桥采用浇水灭火, 表层损伤混凝土均发生爆裂剥落, 剥落深度最大达10 cm。极限承载能力、耐久性、刚度和抗裂性均下降。具体受损状况需通过评估分析。

3 火灾后钢筋混凝土结构剩余承载力评估

3.1 中梁承载能力极限状态抗剪验算

0~4 m范围内构件尺寸扣除厚度, 即翼缘板厚度按设计值扣除3 cm, 外侧腹板按设计值扣除8 cm, 底板厚度按设计值扣除2 cm, 内侧腹板按设计值扣除3 cm。

钢筋设计强度为280 MPa, 预应力钢束设计强度为1 260 MPa。根据《火灾后建筑结构鉴定标准》 (CECS252—2009) 附录E混凝土构件在标准升温条件下温度场实用曲线图, 2#梁剥落区域外侧腹板钢筋和钢绞线受火温度为450~500℃, 火损后强度折减系数取0.9;底板及内侧腹板钢筋和钢绞线受火温度为300~350℃, 火损后强度折减系数取0.95;梁体混凝土受损严重, 但内部和上部混凝土不受影响, 回弹测试结果表明, 混凝土强度均大于设计值, 故计算中混凝土强度取设计值。

55#孔箱梁损伤区域位于近边支点0~10 m范围, 较严重的集中在近边支点0~5 m范围, 该区段箱梁荷载作用下弯矩较小, 剪力较大, 故抗弯承载能力富余较多, 仅对极限抗剪承载能力进行验算。对右幅12联组合箱梁中梁进行极限抗剪承载能力验算, 该区段内箱梁最大、最小剪力及对应抗力图如图5、图6所示。

右幅第12联边孔2#梁距55#墩梁端0.5~2 m范围极限抗剪承载力不满足规范要求, 抗剪极限承载力下降, 较设计值差20%。

3.2 边梁承载能力极限状态抗剪验算

0~10 m范围内构件尺寸扣除厚度如表3所示。

55#孔1#梁, 剥落区域外侧腹板及底板钢筋和钢绞线受火温度为500~550℃, 火损后强度折减系数取0.85;内侧腹板钢筋和钢绞线受火温度为550~600℃, 火损后强度折减系数取0.8;梁体混凝土受损严重, 但内部和上部混凝土不受影响。

右幅12联组合箱梁边梁损伤区域位于近边支点0~10 m范围, 较严重的集中在近边支点0~5 m范围, 故对火损后边梁近边支点段进行极限抗剪承载能力验算, 该区段内箱梁最大、最小剪力及对应抗力图如图7、图8所示。

右幅第12联边孔1#梁距55#墩梁端0.5~5 m范围抗剪极限承载力不满足规范要求, 抗剪极限承载力下降, 较设计值差31.3%。

3.3 评估结果

(1) 中河特大桥右幅55#孔1#梁、2#梁完好状态极限抗弯及抗剪承载能力均满足85规范要求, 抗裂性能满足部分预应力A类构件要求, 刚度验算满足规范要求;

(2) 火损状态下55#孔1#梁距55#墩梁端0.5~5 m范围抗剪极限承载力不满足规范要求, 抗剪极限承载力降低, 较设计值差31.3%;

(3) 火损状态下55#孔2#梁距55#墩梁端0.5~2 m范围极限抗剪承载力不满足规范要求, 抗剪极限承载力降低, 较设计值差20%。

4 增大截面法加固设计与施工

4.1 火损结构修复加固方案的确定

由于该桥火损较严重, 55#孔1#、2#箱梁评定为Ⅲ级构件, 近边支点0~10 m范围, 较严重的集中在近边支点0~5 m, 腹板及底板混凝土大面积剥落露筋。该区段箱梁在荷载的作用下弯矩较小, 剪力较大, 虽然梁体抗弯承载能力富余较多, 但抗剪承载能力富余相对较少, 局部区段抗剪承载能力不满足规范要求。针对该桥梁结构主要病害, 加固设计的重点为提高55#孔1#、2#箱梁近边支点受损区域的抗剪承载能力。

受损构件的抗剪承载能力不足, 按照实际情况, 结构首先承受施工时增大截面钢筋混凝土的重力, 在接下来的施工阶段中考虑增大截面对提高结构抗弯和抗剪承载能力的作用;受损区域剥落的混凝土需事先修复, 才可进行下道工序。为此采用增大截面加固法可以精简施工工艺, 且加固后整体效果较好。基于上述考虑, 决定对该桥受损严重的55#孔1#、2#箱梁区域采用增大截面法加固修复。

4.2 方案设计

55#孔1#、2#箱梁评定为Ⅲ级构件, 较严重的集中在近边支点0~5 m, 腹板及底板混凝土大面积剥落露筋。由于破损部位集中于梁端, 该处剪力较大, 仅需进行抗剪加固设计即可。凿除1#、2#箱梁近边支点0.5~5.5 m范围内底板、腹板疏松层混凝土至坚硬基层, 对外露钢筋进行除锈阻锈处理后加挂钢筋网, 并外包C55高性能聚合物砂浆, 加固后构件尺寸较原构件尺寸加厚5 cm。加固方案如图9和10所示。

4.3 加固效果

对采用增大截面法加固后箱梁的抗剪极限承载能力进行验算, 验算结果均满足要求, 加固前后1#梁抗剪承载能力对比如图11所示;加固前后2#梁抗剪承载能力对比如图12所示。

5 结论

正常运营的桥梁, 一旦遭到火灾, 就会对道路的安全运行产生影响。要想尽可能地降低由此带来的影响, 最大限度地保护好桥梁的结构安全, 及时对火损的桥梁结构进行加固维修是非常重要的。本文结合以往实践经验和具体的工程实例, 对火灾后桥梁的现场检测、损伤鉴定、承载能力评估以及对工程实例中桥梁火灾后的增大截面加固进行了研究, 可为增大截面法加固类似遭受火灾桥梁提供借鉴。

参考文献

[1]俞博, 叶见曙, 温天宇.火灾后混凝土桥梁结构的工程对策研究[C]∥全国既有桥梁加固、改造与评价学术会议论文集.北京:人民交通出版社, 2008.

[2]陆洲导.钢筋混凝土梁对火灾反应的研究[D].上海:同济大学, 1989.

[3]吴波, 袁杰, 王光远.高温后高强混凝土力学性能的试验研究[J].土木工程学报, 2000, 33 (2) :8-12.

[4]杨彦克.火灾后混凝土结构损伤评估现状与发展[C]∥结构工程科学青年专家研讨会论文集, 北京:科学出版社, 1992:250-259.

增大截面 篇8

目前, 有相当一部分梁, 因其荷载等级仅适应修建当年的要求, 已表现出荷载等级偏低、承载力不足以致出现梁底裂缝的缺陷。针对这种病害的加固方法有多种, 从工作原理上可以划分为被动加固和主动加固两大类, 本文将着重介绍粘贴钢板与加大截面面积这两种被动加固方法同时采用时的抗弯承载力理论推导公式, 并附加算例加以说明。

1.1 粘贴钢板加固法

粘贴钢板是粘贴加固中使用较早的一种方法, 通常采用环氧树脂系列粘结剂将钢板粘贴在钢筋混凝土梁的受拉缘或薄弱部位, 使之与钢筋混凝土共同受力, 可以提高原结构的刚度, 改善其受力状态, 限制裂缝的开展, 改善钢筋及混凝土的应力状态, 提高梁的承载能力。

用粘贴钢板来加固桥梁, 在国外已得到广泛的应用, 国内也有不少实例, 这是因为这种加固方法具有以下优点[1]: (1) 不需要破坏被加固的原有结构物; (2) 加固工程几乎不增大元结构物的尺寸; (3) 尽管工程质量要求很高, 但施工时并不要求高级的专门技术人员操作; (4) 能在短期内完成加固工程; (5) 几乎可以不改变具有历史价值建筑的原有艺术特点。

1.2 加大梁截面加固法

加大梁截面加固法主要是针对原桥钢筋和截面尺寸偏小, 不能满足当今交通需要的危桥。增大截面加固法, 顾名思义, 是采用同种材料———钢筋混凝土, 来加大原混凝土结构的截面面积, 达到提高结构承载能力、提高结构刚度的目的。增大截面的途径有:增加受力钢筋主筋截面、加大主梁混凝土截面、加厚原桥面板和喷锚四种方法[2]。

增大梁截面加固法的优点是:能在桥下施工, 不影响交通, 加固工作量不大, 而加固的效果也较为显著。因此, 在梁结构补强加固中, 这是一种应用较多的方法。

2 抗弯承载力计算

粘钢及增大截面加固矩形截面预应力混凝土受弯构件正截面抗弯承载力按持久状况承载力极限状态来计算[3,4], 图式如图2-1所示, 计算公式如下:

截面受压区高度按下式计算:

受压区高度x应符合下列要求:

ξb-截面相对界限受压区高度。由于受拉区内配有预应力钢筋, 一般情况下可近似取:C50及以下取ξb=0.4, C55~C60取ξb=0.38。

当受压区配有纵向普通钢筋和预应力钢筋, 且预应力钢筋受压, 即 (f'pd-σ'po) 为正时

当受压区仅配纵向普通钢筋或配普通钢筋和预应力钢筋, 且预应力钢筋受拉, 即 (f'pd-σ'po) 为负时

AP、A'P-分别为截面受拉区及受压区纵向预应力钢筋的截面面积;

fpd、f'pd-分别为截面受拉区及受压区纵向预应力钢筋的抗拉强度及抗压强度设计值;

aP、a'P-分别为截面受拉区及受压区纵向预应力钢筋的合力点至相应截面边缘的距离;

a-截面受拉区原配预应力钢筋、受力普通钢筋和新增钢材的合力点至截面受拉边缘的距离, 按下式计算:

ho-截面有效高度, ho=h-a;

a'-截面受压区原配预应力钢筋和受力普通钢筋的合力点至截面受压边缘的距离, 按下式计算:

σ'po-受压区预应力钢筋合力点处混凝土法向应力等于零时, 即全截面消压时预应力钢筋的应力, 按下式计算。

3 粘贴钢板及增大截面加固矩形截面受弯构件计算示例

3.1 加固设计资料

试验梁长2米, 简支梁两点支承点间距离1.9m, 加固前梁高20cm, 宽15cm, C40混凝土, 截面尺寸如图3-1所示, 配有R235的2Φ8的受拉钢筋及2Φ6的受压钢筋, Φ6的箍筋间距15cm, 形成钢筋笼。所有梁在加固前加载至粱底开裂0.2mm宽后才在粱底粘贴3.8mm厚、1.8m长、10cm宽的Q235钢板进行加固, 同时梁顶加厚5cm增大截面进行加固。加固前、后的梁均采用对称跨中两点加载, 两点加载间距50cm。试验梁的参数见表1。

原矩形梁截面尺寸h=200mm, b=150mm, 跨中截面配有预应力钢筋总截面积Ap=140mm2, 普通受拉钢筋截面积As=101mm2, as=25㎜, 普通受压钢筋截面积As‘=57mm2, as’=25mm, 预应力筋张拉控制应力σcon=800MPa, 预应力筋与混凝土的弹性模量比值np=1.95×105/ (3.25×104) =5.85, 普通钢筋与混凝土的弹性模量比值ns=2.1×105/ (3.25×104) =6.46, 不考虑受压区纵向钢筋的作用。

现采用梁底粘贴厚t=3.8mm, 宽b'=100mm的Q235钢板加固, 截面积Asn=tb'=3.8×100=380mm2, 抗拉强度设计值fsn=200MPa, 弹性模量En=2.1×105MPa, 与混凝土的弹性模量之比nsn=2.1×105/ (3.25×104) =6.46。

3.2 持久状况承载力极限状态正截面抗弯承载力计算

承载力计算中不考虑受压区钢筋的作用。受拉普通钢筋为H335, 抗拉强度设计值fsd=195MPa, 预应力钢筋采用钢绞线, 抗拉强度设计值fpd=1260MPa, 粘贴钢板为Q235, 抗拉强度设计值fsn=200MPa, C40的抗压强度设计值fcd=18.4MPa。结构的重要性系数γo=1。

加固后梁自重在跨中产生的弯矩:

在承载力计算时, 将无粘结预应力筋对梁产生的弯矩作为恒载的一部分进行组合, 而不像有粘结筋那样作为截面的部分抗力效应, 故弯矩组合设计值:

截面加固后, 梁高为h=250mm, 预应力筋合力点至梁底距离ap=40mm, 普通受力钢筋合力点至梁底距离as=25mm, 粘贴钢板合力点至梁底距离asn=t/2=3.8/2=1.9mm, 则所有受拉钢筋合力点至梁底距离:

截面有效高度:

由于截面受拉区有预应力钢筋, 截面相对界限受压区高度取ξb=0.4。

截面受压区高度按下式计算:

解得:x=34.7mm<ξbho=0.4×222.8=89.1mm,

正截面抗弯承载力:

上式说明当试验荷载加载到使跨中产生Mq=19.6k N.m时, 正截面抗弯承载力不满足要求。

4 结束语

试验结果表明, 粘贴钢板及加大截面显著提高了预应力钢筋混凝土梁的正截面抗弯承载力, 并且明显的减小了梁底间裂缝的间距、宽度、高度, 抑制了裂缝的开展, 对提高预应力混凝土构件的耐久性有重要作用, 其中粘钢加固方法具有施工周期短, 粘钢所占空间小, 几乎不改变构件外形, 却能较大幅度的提高构件的承载能力和正常使用性能的特点;加大截面加固法可以同时增大构件的刚度、承载力和变形能力。两种方法同时使用, 兼具二者的优点, 因而明显改善了构件承载力状况。

参考文献