受力对比（共3篇）
受力对比 篇1
1 引言
随着城市建设的发展和汽车拥有量的增加, 地下车库的建设越来越多地受到开发商和城市规划部门的重视。车库顶板一般有覆土, 覆土厚度为0.5m~3m, 并在车库顶板上布置消防车道, 供消防车通过。车库顶板的结构形式有普通主次梁结构、蜂巢芯楼盖、网梁楼盖 (叠合箱结构) 、无梁楼盖、主梁+大板结构及主梁+柱帽+大板结构等。本文以某商业地库为例讨论不同覆土厚度下主梁+大板结构、普通主次梁结构和主梁+柱帽+大板三种结构形式的受力性能对比, 以期为地下室楼盖的选择提供参考性依据。
使用国产大型通用有限元软件STRAT软件进行结构分析, 该软件采用通用与专用相结合的总体开发模式:适应任意类型结构的计算, 同时对各类结构进行专业化处理、达到专业软件的要求。顶板结构采用STRAT超元进行分析, 超元不是最终的计算单元, 而是包含单元属性、荷载属性的单元组合体, 也可以认为是一个单元容器。
2 分析模型
某商业地库位于北城新区, 地下2层, 地下二层为车库, 层高为3.6m, 地下一层为超市, 层高为5.7m;场地地形较为平坦, 地貌单一, 根据区域地质图, 拟建范围内未发现有断裂通过, 场地邻近的活动断裂距离本场地较远, 勘察区抗震设防烈度为7度 (0.15g) , 可忽略发震断裂错动对地面建筑的影响。场地稳定, 适宜建筑。研究对象的典型柱网尺寸为9.0mx9.0m, 柱截面尺寸为800mmx800mm。负二层顶拟采用无梁楼盖, 负一层顶拟作为上部商业结构的嵌固端, 根据《建筑抗震设计规范》 (GB50011-2010) , 地下室顶板作为上部结构的嵌固部位时, 地下室顶板应避免开设大洞口;地下室在地上结构相关范围的顶板应采用现浇梁板结构, 相关范围以外的地下室顶板宜采用现浇梁板结构;其楼板厚度不宜小于180mm。鉴于地下车库顶板上面有覆土, 需要做防水, 板厚取250mm。采用三种方案进行结构分析和受力对比。 (1) 主梁+大板结构, 主梁截面尺寸为400X800; (2) 主次梁结构, 主梁截面尺寸为400X800, 中间加一道次梁, 次梁截面尺寸为250X700; (3) 主梁+柱帽+大板结构, 主梁截面尺寸为400X800, 柱帽尺寸取跨度的1/3, 即取为3000mm X 3000mm X700mm (高度) 。不考虑消防车的影响, 活荷载取6.0k N/m2。
3 覆土厚度变化对结构受力性能的影响
覆土容重按照20k N/m3考虑, 不考虑覆土厚度变化活荷载的折减。覆土厚度取0.5m~3.0m, 厚度按照0.5m增加。
表1给出了主梁+大板结构的顶板配筋及主梁配筋计算面积, 从表中可以看出, 随着覆土厚度的增加, 顶板配筋和主梁配筋的计算面积均增加。
从STRAT有限元分析图中还可以看出:
(1) 板底配筋计算面积在板跨中最大, 向着梁支座逐步减小, 经过1/3的梁跨度, 板底配筋计算面积减小至跨中计算面积的50%左右, 所以设计中为节约钢筋, 板底钢筋在有通长钢筋通过的基础上, 跨中可以通过附加钢筋面积来达到设计要求, 附加钢筋可以取板跨度的3/4;程序由于考虑到板与主梁的变形协调, 主梁范围内覆盖的楼板板底配筋计算面积有突变, 其数值大约相当于跨中计算面积的75%左右, 因为此部分实际上梁, 设计中可以通过加强梁箍筋及纵筋来考虑。
(2) 板顶配筋计算面积在主梁支座处最大, 向跨中减小很快, 经过1/10跨度, 配筋减小至60左右, 经过1/7跨度, 计算已经不需要板顶配筋, 按照有限元分析结果, 设计中板顶钢筋每边伸出梁边的长度可以取跨度的1/6;相比于传统楼板设计中支座负筋伸出跨度的1/4, 该分析结果可以节约钢筋, 并且设计也满足结构的受力要求。
(3) 主梁跨中和支座配筋计算面积随着覆土厚度的增加而增加, 在覆土厚度不太大的情况下 (覆土厚度≤1.5m) , 支座配筋约为跨中配筋的 (1.2~1.4) 倍, 覆土厚度较大的情况下 (覆土厚度≥2.0m) , 支座配筋约为跨中配筋的 (1.7~1.9) 倍。即随着覆土厚度的增加, 支座钢筋增长较快。
表2给出了主次梁结构顶板和梁的配筋, 从STRAT有限元分析图中还可以看出:
(1) 和结构设计软件PKPM不同, STRAT分析结果中次梁形不成顶板的支座, 因此分析结果也和PKPM分析结果不同。在主梁板带 (主梁每边伸出1m) 范围内板底配筋较大, 次梁板带 (次梁每边伸出1m) 范围内板底配筋相对较小;而PKPM分析结果表明, 主次梁均为楼板的支座。至于哪一种软件分析结果更接近于实际受力状态, 有必要通过试验来验证。
(2) 板顶配筋计算面积在主梁板带 (主梁相交处每边伸出1m) 范围内较大, 在次梁板带 (主次梁相交处每边伸出1m) 范围内较小。
(3) 主梁支座配筋计算面积和主梁+大板结构中的主梁支座配筋面积相近;次梁配筋面积较小。
表3给出了主梁+柱帽+大板结构的顶板配筋和主梁配筋, 为便于分析, 板顶钢筋考察三个位置:柱与柱帽交接处、柱帽与顶板交接处、柱帽以外处, 从STRAT有限元分析图中还可以看出:
(1) 与主梁+大板结构相同, 板底配筋在跨中范围最大, 说明主梁是板的支座;板顶配筋在柱与柱帽交接处最大, 后沿着柱帽逐渐减小, 在跨中主梁跨度的1/3范围内, 由于柱帽的有利作用减小, 板顶配筋增大。
(2) 与主梁+大板结构相比, 主梁跨中和支座配筋面积均减小较多, 其中支座配筋减小幅度更大。这是因为柱帽的存在相当于减小了梁的跨度, 所以跨中与支座配筋面积均减小。因此当覆土厚度较大 (覆土厚度≥2.5m) , 主梁支座配筋计算面积较大, 支座配筋拥挤的情况下可以增加柱帽来减小配筋。
(3) 柱帽顶部钢筋可以分段布置, 建议以柱帽尺寸中间为界, 同时柱帽与板交接处因为存在截面突变, 建议在柱帽外500mm范围内附加柱帽顶筋。
4 结论
通过不同覆土厚度下主梁+大板结构、普通主次梁结构和主梁+柱帽+大板三种结构形式的受力性能对比, 得出以下结论:
(1) 主梁+大板及主梁+柱帽+大板结构中, 板底钢筋可以采用通长钢筋+局部附加的形式, 附加钢筋布置范围为跨中3/4跨度内;板顶钢筋伸出梁边长度可以取1/6板跨度;
(2) 柱帽可以有效地减小主梁跨中和支座配筋, 因此当覆土厚度较大, 主梁顶部钢筋计算面积大而使得配筋拥挤时, 可以采用主梁+柱帽+大板的结构形式减小主梁支座钢筋, 从而方便施工;
(3) 主次梁结构的分析结果与PKPM结果不同, 次梁不能作为顶板的有效支座, 因此顶板钢筋布置与传统分析结果不同, 至于哪一种结果更符合实际, 有必要通过试验结果来验证。
(4) 主梁+柱帽+大板结构中, 柱帽顶部钢筋可以分段布置。
摘要：文章结合工程实例某商业地下车库, 探讨了不同覆土厚度下车库顶板分别采用主梁+大板结构、主次梁结构和主梁+柱帽+大板结构时顶板和梁的配筋面积。研究结果不仅为覆土车库顶板结构的受力分析提供了必要的理论基础, 而且对覆土车库顶板结构形式的选择具有较好的参考价值。
关键词：地下车库,覆土,顶板结构,受力性能
参考文献
[1]同济大学Strat软件程序组.通用有限元软件STRAT快速入门[M].上海:同济大学, 2003.
[2]张兆波, 赵建昌.地下车库覆土压力分布及影响因素研究[J].低温建筑技术, 2013, 180 (6) :55-57.
[3]李小倩, 李辽.覆土地下车库顶板结构形式对比[J].低温建筑技术, 2009, 133 (7) :44-45
[4]张颖, 文元.地下室顶板不同梁板布置形式的经济性探讨[J].建筑结构, 2013, (43) S2:59-62.
受力对比 篇2
建立三种楼盖的ABAQUS模型, 设定好各项参数后提交分析作业。下面是得到的有限元三种模型在荷载作用条件下的挠度云图。
在设计荷载下, 四边固定时, 蜂巢芯楼盖挠度为4.47mm, 密肋楼盖的挠度为5.0 9 m m, 实心楼盖的挠度为1 2.1 8 mm (如图4) 。
通过对模型软件分析, 结合跨中挠度曲线对比图, 结论如下: (1) 从实验模型可以得出, 在相同材料用量的情况下, 三种楼盖受竖向荷载作用的时候挠度是蜂巢芯楼盖最小, 实心楼盖最大。 (2) 在相同的设计荷载和加载情况下, 挠度最小值均在板的中心。蜂巢芯的芯模使楼盖成为封闭的芯模结构, 在材料使用相同的条件下, 整体达到的刚度比较大。这说明从整体性来分析, 蜂巢芯比密肋楼盖和实心楼板要好, 承载后抵抗变形的能力要好, 材料得到充分利用。 (3) 在实际的工程中, 相同材料用量条件下, 从建筑功能使用、结构安全的角度出发, 蜂巢芯楼盖在安全与经济方面要优于其余两种楼盖结构。
摘要：在实际工程的应用中, 结构构件的经济性能占有很重要的地位。现设计三种材料用量相同的楼板ABAQUS模型进行挠度对比, 这里的材料用量相同, 是指混凝土用量相同, 楼板的配筋率相同。三种楼板在相同设计荷载与加载条件下的受力特性, 对比分析三种楼板在相同材料用量情况下的安全性能。
受力对比 篇3
关键词：有粘结强度桩复合地基,自由单桩,静载荷试验
0前言
根据《建筑地基处理技术规范》 (JGJ 79-2012) [1]规定, 有粘结强度桩复合地基施工后, 需进行复合地基承载力和桩身完整性检测, 采用单桩或多桩复合地基静载荷试验确定复合地基承载力, 采用低应变动力试验检测桩身完整性。目前不少工程检测时, 虽然复合地基静载荷试验全部满足设计要求, 但由于单桩静载荷试验不满足设计要求 (尤其是搅拌桩) , 地基处理因此被评为不合格。针对目前实际工程中存在的这一情况, 笔者结合算例, 分别对自由单桩和复合地基中单桩的受力性状进行了对比分析, 以期揭示自由单桩和复合地基中单桩的承载力和桩体强度之间的差异, 为如何处理类似的工程问题和开展模拟桩在复合地基中的实际受力状态的研究以及进行单桩静载荷试验方法的研究提供理论依据。
1 自由单桩在竖向荷载作用下的受力性状
一般情况下, 自由单桩受竖向荷载后, 桩侧阻力为正摩阻力[2~4], 见图1。
取自由单桩桩顶部位的微元体进行受力分析, 见图2, 其三向受力状态相当于σ1>σ2=σ3=0的单向受压状态 (σ1为大主应力, σ2为中主应力, σ3为小主应力) , 其中:
式中:Q为桩顶轴力 (k N) ;A为桩截面积 (m2) 。
由于自由单桩在竖向荷载下最大轴力位于桩体顶部, 因而桩体易在顶部破坏。
2 有粘结强度桩复合地基中单桩在竖向荷载作用下的受力性状
对于有粘结强度桩复合地基, 由于褥垫层的设置, 任一竖向荷载水平下桩顶的沉降、桩间土表面的沉降以及基础的沉降均不相同。如图3所示, 无论桩端落在软土层还是硬土层上, 从加荷一开始桩就存在一中性点, 中性点以上桩侧阻力为负摩阻力, 中性点以下为正摩阻力 (图3 (a) ) 。中性点以上, 桩的轴向应力随深度增加而增大, 中性点以下桩的轴力随深度增加而减小, 最大轴向应力发生在中性点z0处 (图3 (b) ) 。随着荷载增加, 中性点上移, 正、负摩阻区和桩的轴向应力场也随之发改变。
有粘结强度桩复合地基中单桩侧摩阻力沿深度的分布如图4 (a) 所示, 图4 (b) 为其简化分布形式[5]。
由于桩体最大轴力位于中性点处, 取中性点处的微元体进行分析, 如图5所示。
图5中, 曲线1为桩间土自重应力产生的侧向土压力沿深度的分布, 当z=z0时, 其值为k0γz0;曲线2为桩间土表面作用的应力σs产生的侧向附加应力沿深度的分布, 当z=z0时, 其值为曲线3为侧向土压力与侧向附加应力之和, 当z=z0时, 其值为
按图4 (b) 复合地基中单桩的侧摩阻力简化形式计算桩体轴力增加量:
式中:ΔQ为桩体由于负摩阻力增加的桩身轴力 (k N) ;为负摩阻力平均值 (k Pa) ;u为桩体周长 (m) 。
那么, 复合地基中单桩在中性点处的三向受力状态为:
式中:σxz0为桩间土表面作用的应力σs在中性点z0处产生的侧向附加应力 (k Pa) 。
3 有粘结强度桩复合地基中单桩与自由单桩对比分析
3.1 承载力的差异
与自由单桩相比 (见图6 (a) ) , 有粘结强度桩复合地基中的单桩 (图6 (b) ) 除桩顶应力σp作用外, 还有桩间土表面作用的应力σs (自由单桩桩间土表面应力σs=0) , 必然在桩侧土中产生附加应力σz, 桩身则受到一个正向应力增量σxz (图6 (b) 中曲线2) , 导致桩的侧阻增加;同时, 在桩端产生的附加应力增量, 形成桩端边载效应, 减少了主应力差, 增加了桩的端阻力。
尽管桩间土对桩还有负摩阻力作用, 但试验表明[1], 其综合效应是复合地基中桩的荷载—沉降曲线无明显拐点, 呈加工硬化型, 在超过自由单桩极限承载力后, 还可以继续承担较大的荷载增量 (见图7) 。因此, 有粘结强度桩复合地基中单桩承载力要比自由单桩承载力大。
3.2 桩体强度的差异
(1) 低粘结强度桩
对于低粘结强度桩复合地基, 虽然由于褥垫层的作用产生了负侧摩阻力, 但由于桩体压缩量也大, 因而负侧摩阻力的范围较小 (如搅拌桩, 负侧摩阻力的范围非常小[7], 其影响可以忽略) 。因此, 低粘结强度桩复合地基中单桩桩体最大轴力处仍位于桩体顶部 (见图8 (b) ) 。
那么, 低粘结强度桩复合地基中单桩在最不利位置的三向受力状态为:
式中:Q为低粘结强度桩复合地基中单桩桩顶轴力 (k N) ;σx0为桩间土表面作用的应力σs在桩顶z=0处产生的侧向附加应力 (k Pa) 。
低粘结强度的自由单桩桩体轴力最大处为其最不利位置, 位于顶部 (图8 (a) ) , 则其最大剪应力为:
式中:τmax为低粘结强度的自由单桩桩体所受最大剪应力 (k Pa) 。
低粘结强度桩复合地基中单桩最不利位置也位于顶部 (图8 (b) ) , 则其最大剪应力为:
式中:'τmax为低粘结强度桩复合地基中单桩桩体所受最大剪应力 (k Pa) 。
比较式 (7) 、式 (8) 可知:
因此, 低粘结强度桩复合地基中单桩较自由单桩不易破坏。
(2) 高粘结强度桩
对于高粘结强度桩复合地基, 由于桩体压缩量较小, 因而负侧摩阻力存在的范围较大, 不可忽略其影响。与自由单桩相比 (图9 (a) ) , 高粘结强度的复合地基中单桩由于受负摩阻力的影响, 桩体最大轴力位置不在桩顶部位, 而是位于中性点z0处 (图3 (b) ) , 且使最大轴力增大, 但负摩阻力使桩体轴力的增加一般有限。
与自由单桩最不利位置的无侧向约束作用相比 (图9 (a) ) , 复合地基中单桩最不利位置即中性点z0处, 由于桩间土表面作用的应力σs (图9 (b) ) 在桩侧土体的中性点z0处产生附加应力桩身则受到一个侧向附加应力增量 (图9 (b) 中曲线2, z=z0时) , 使桩体横向受到约束, 从而桩体抗压强度得到提高[8];此外, 在中性点z0处, 桩身还受桩间土的自重产生的侧向土压力k0γz0 (图9 (b) 中曲线1, z=z0时) , 使桩体抗压强度进一步得到提高。
4 算例
某工程地上20层、地下2层, 基础面积为20m×20m, 结构型式为剪力墙结构, 基础采用筏板基础, 基础埋深为5.4m。基底持力层为粉质粘土, fak=210k Pa, 地下水位距地表8.0~10.0m, 结构设计要求修正前复合地基承载力特征值不小于280k Pa, 由于采用天然地基承载力和变形均不能满足设计要求, 采用CFG桩复合地基方案进行处理。经复合地基设计, 确定桩长9.5m, 桩径400mm, 混凝土强度C20, 正方形布桩, 桩距2.0m。CFG桩施工采用长螺旋钻孔, 管内泵压混凝土成桩工艺。施工完毕并达到检测龄期后, 进行单桩、单桩复合地基载荷试验及低应变动力测试。
(1) 单桩受力分析
单桩静载荷试验得到承载力极限值为Qu=800k N, 则单向受压状态下桩顶竖向应力为:
该三向受压状态下 (σ1>σ2=σ3=0) , 按《混凝土结构设计规范》 (GB 50010-2010) [9]附录C可知, 其三向受压状态的抗压强度f1为:
式中:fc为混凝土轴心抗压强度设计值 (MPa) ;f1为混凝土的三轴抗压强度 (MPa) 。
(2) 单桩复合地基中单桩受力分析
进行单桩复合地基静载试验时, 荷载板尺寸为2.0m×2.0m。该地区, 对一般粘性土, CFG桩复合地基中性点至桩顶的距离一般为1.0m左右[10,11]。本文假定中性点z0=1.0m, 桩侧负摩阻力平均值为30k Pa, 静止土压力系数k0为0.4, 则单桩复合地基中, 中性点处由于负摩阻力增加的桩身轴力为:
则单桩复合地基中, 因负摩阻力引起的桩身轴力增加百分比为:
则中性点处桩身竖向应力为:
其侧向约束 (如图10) 为:
那么, 按《混凝土结构设计规范》 (GB 50010-2010) [9]附录C可知, 其三向受压状态的三轴抗压强度f1为:
即单桩复合地基中单桩的中性点处桩体抗压强度较无侧限抗压强度提高了8.23%。
(3) 工作状态复合地基中单桩受力分析
对工作状态下的复合地基, 其单桩承载力发挥系数取0.9, 桩间土承载力发挥系数取1.0。仍假定中性点z0=1.0m, 桩侧负摩阻力平均值q珋s为30k Pa, 静止土压力系数k0为0.4, 则该建筑物中心桩的中性点处由于负摩阻力增加的桩身轴力为:
则工作状态下复合地基中单桩, 因负摩阻力引起的桩身轴力增加百分比为:
则中性点处桩身竖向应力为:
其侧向约束 (如图11所示) 为:
那么, 按《混凝土结构设计规范》 (GB 50010-2010) [9]附录C可知, 其三向受压状态的三轴抗压强度f1为:
即工作状态下复合地基中单桩的中性点处桩体抗压强度较无侧限抗压强度提高了46.57%。
(4) 对比分析
由以上分析可知, 尽管单桩复合地基静载荷试验中的单桩由于负摩阻力的影响, 使其轴向轴力增加了4.71%, 但受桩间土的附加应力及土的自重应力产生的侧向约束作用, 使其桩体抗压强度提高了8.23%;对工作状态下的复合地基, 其中心桩由于负摩阻力的影响, 使其轴向轴力增加了10.47%, 但受桩间土的附加应力及土的自重应力产生的侧向约束作用, 使其桩体抗压强度提高了46.57%。
可见, 不论是单桩复合地基中的单桩, 还是实际工作状态下复合地基中的单桩, 较自由单桩, 其桩体抗压强度均偏于安全。
5 结论
通过以上对有粘结强度桩复合地基中的单桩和自由单桩的受力性状对比分析, 可以得出以下结论。
(1) 与自由单桩相比, 复合地基中的单桩, 由于有侧向附加应力的作用 (通俗地讲, 称之为“抱桩力”) , 其单桩承载力要大于自由单桩的承载力。
(2) 检测时复合地基静载荷试验满足设计要求, 自由单桩静载荷试验则有可能不能满足设计要求。其原因主要是自由单桩最大轴力处位于桩顶, 该部位无侧向压力约束作用, 其桩体强度为无侧限强度, 因而桩体易在顶部破坏 (尤其是桩身粘结强度低的搅拌桩) , 从而影响复合地基承载力试验结果;而复合地基静载荷试验中的单桩, 其最大轴力处位于顶部 (低粘结强度桩) 或离桩顶不远的中性点处, 桩体在该处不仅受桩间土自重应力产生的侧向土压力, 还受附加应力产生的侧向附加应力的作用, 其桩体强度为有侧限强度, 较无侧限强度得以提高, 检测时不至因桩体破坏而影响复合地基承载力试验结果。
(3) 不论是单桩复合地基中的单桩, 还是实际工作状态下复合地基中的单桩, 与自由单桩相比, 承载力和桩体强度均偏于安全。