施工荷载（精选9篇）
施工荷载 篇1
1 工程概况
神冠豪都商住楼，位于梧州市河西区新兴三路中段北侧。总建筑面积23.7万m2，总高度139.80m，现浇框架—剪力墙结构。地下室3层为车库，地上5层为裙楼商铺，第6层为设备和结构转换层，第7层至43层塔楼以上为住宅。结构转换层置于5层顶部，主梁截面有1.0m×24m、1.2m×1.8m和1.0m×1.8m三种，主梁净跨最大的10m，最小的5.4m。第5层层高5.9m，第3、第4层层高为4.5m;第1、第2层层高为5.0m。
该工程施工方案采用的支顶是扣件式钢管脚手架，通过立杆将施工荷载传递到下层楼面。
转换层施工前，支顶系统的现状是第5层按施工方案搭设;第3、第4层原有的模板、支顶架未拆除，第3层梁底的支顶架拆了以后，在转换层主梁下对应位置的梁中段重新加装立杆支顶。
计算前，对转换层各主梁及下层梁板位置进行了核对分析，选取了下层梁板最不利荷载部位的梁及板进行计算。
2 下层楼面梁板承载能力计算
2.1 计算步骤
(1)先对转换层及以下各层支顶实况、各立杆底部承受荷载数据进行核对;
(2)在转换层主梁对应下层位置相同的梁，将支顶立杆的点荷载还原成均布线荷载，计算受力梁的弯矩、剪力，局部必要位置复核冲切应力;
(3)转换层主梁与下层的梁互相垂直时，将转换层主梁施工荷载分段集中成为对应于下层梁位的集中荷载;
(4)板的计算中，核实支顶均布点荷载化为等效均布荷载，计算下层板的均布荷载能力，同时复核支顶立杆脚部对下层板的冲切。
(5)如经过下面第1层荷载计算，下层梁板不足以承受施工荷载时，将剩余荷载继续往下一层传递，直计至下层梁板足以承受荷载为止。
2.2 计算要点
(1)对下层板的承载能力，可以直接利用设计给出的可变荷载值，加上未完的找平层、面层的荷载值。
(2)梁的计算，按施工方案部署分两次浇捣分别计算。第一次浇至23.7m标高，即2.4m高的大梁浇至1.2m高、1.8m高的大梁浇至0.6m梁高;第二次待第一次浇后强度达到C30后进行。
(3)板计算，支顶单杆底部N=7.29kN，下层板设计允许荷载3.5kN/m2，板底、板面未抹灰、铺面，尚有富余荷载1.73kN/m2，合计每层每单杆承载能力为：
(允许荷载+富余荷载)×单杆承载面积=(3.5+1.73)×0.81=4.24kN/m2;
第4、第5层两层合计承载能力4.24×2=8.48>7.29kN/m2，属安全;
单杆底产生板冲切：，安全。
(4)梁计算(只列举最大跨度、最不利荷载一例)：
浇第一次时：
KL3均布线荷载：1.2×0.6×27×1.2+1.78+2.5×1.2×1.4≈29.31kN/m2
KL3梁端传至KL1:29.31×1.55=45.4kN
KL1:q=1.2×1.0×27×1.2+2.18×1.2+2.5×1.4=45kN/m
建筑结构
验算KL4
KL4:q=25×0.4×1.0×1.2+45.0+(板传来)25×0.12×3.15×1.2=68.34kN/m
M中=ql2/24+pa2/l=323.67kN·m
M0=-ql2/12-pa(1-α)=-708.13kN·m
KL4承受弯矩能力：
跨中：(h0-0.55h0×0.5)×491×0.3×2+491×0.3×2×0.92=476kN·m>323.67kN·m，安全。
支座边：-542.1>-708.13，承载力不足，传下一层(-708.13-542.1)<-542.1，安全。
Vmax=753.2kN，查计算手册，【V】=1626kN>753.2kN，安全。
KL3=中段施工荷载传至一层L1:
p=29.31×3.0=87.93kN
L1:q=25×0.3×1×1.2+25×0.12×3.0×1.2=19.8kN·m
M中=0.074ql2+0.198pl=590.82kN·m
M0=-0.145ql2-0.135pl=-645.83kN·m
L1承受弯矩能力：
跨中：(h0-0.55h0×0.5)×12.52π×0.3×6=615kN·m>590.82kN·m，安全。
支座边：(h0-0.55h0×0.5)×12.52π×0.3×7=717.5kN·m>645.83kN·m，安全。
Vmax=0.504ql+0.988p=236.6kN
查计算手册，【V】=441kN>236.6kN，安全。
浇第二次大梁时：
KL3:q=1.2×1.2×27×1.2+29.31=75.97k N/m
M=ql2/8=607.76kN·m
KL3已浇0.6后承受能力：
(h0-0.55h0×0.5)×182π×0.3×30=3719kN·m>607.76kN·m，安全。
或(h0-0.55h0×0.5)×1200×560×0.55×14.3/1000=2145kN·m>607.76kN·m，安全。
KL1:KL3传来75.97×3.8=288.7kN
KL1:q=45+27×1.0×1.2×1.2=83.88kN/m
M=ql2/8-pa=1805.6kN·m
KL1先浇部分的承受弯矩能力：
(h0-0.05-0.55h0×0.5)×182π×0.3×16=3864.7kN·m>1805.6kN·m，安全。
或(h0-0.05-0.55h0×0.5)×1000×1160×0.5×14.3/1000=7216.6kN·m>1805.6kN·m，安全。
Vmax=288.7+83.88×10.5/2=729.07kN
查计算手册【V】=3038k N>729.07k N，安全。
2.3 结论
经过计算，大部分梁传至下一层梁即可承受施工荷载，少部分需再传下一层。板的施工荷载由下面两层承受，可保证安全。因此，方案及支顶现状是安全可靠的。据此还提出了一些补充措施，例如纵横两个方向斜撑布置的调整与加固等。并规定在整个施工过程，保持第3～5层支顶的现状，直至转换层梁板达到设计强度后，方可拆除。该工序的施工过程按照完善后的施工方案实施，经检查，整个支顶系统没有变异，证明了施工方案是安全、周到和可靠的。
3 结语
(1)设置结构转换层的高层建筑，转换层以下裙楼和地下室有若干层，在转换层施工时，以下可能有几层已拆除了模板及支顶架。因此，事先应计算转换层以下各层梁板承受施工荷载的能力。
(2)编制转换层施工方案，其内容不仅包括施工计算，也要运用结构设计计算，且必须配备相应专业人员参加编写。
(3)转换层梁板支顶架采用最常见形式是扣件式钢管脚手架，这种类型承受荷载能力较大、施工方便，更改、加固较容易，装拆速度快。
参考文献
[1]JGJ130—2001,建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范[S].
[2]DB45/T618—2009,建筑施工模板及作业平台钢管支架构造安全技术规范(广西地方规范)[S].
[3]GB50010—2002,混凝土结构设计规范[S].
[4]《建筑结构静力计算手册》编写组.建筑结构静力计算手册[M].北京:中国建筑工业出版社,1998.
[5]江正荣.建筑施工计算手册(第2版)[M].北京:中国建筑工业出版社,2007.
施工荷载 篇2
【摘要】在参阅、分析公路桥涵设计通用规范及有关资料实验结果的基础上，对公路桥梁恒载、汽车荷载、人群荷载三种荷载效应组合提出了几种荷载组合系数，最终得出一种合理的结果。
【关键词】桥梁；荷载组合；组合系数
在一般公路桥梁中，恒载、汽车荷载与人群荷载的组合是一种最常见、最必要的组合形式。这三种荷载的调查统计资料也比较完整，因此首先讨论这三种荷载效应的组合方式，并确定其组合系数。
1. 桥梁恒载、汽车荷载与人群荷载的含义及重要性
恒载是指在结构使用期间，其量值不随时间而变化，或其变化值与平均值比较可忽略不计的作用；它包括结构重力、土的重力、土侧压力、混凝土收缩及徐变作用水的浮力基础变位作用。汽车荷载与人群荷载都是可变荷载，可变荷载指在结构使用期间，其量值随时间变化，或其变化值与平均值比较不可忽略不计的作用；可变荷载包括汽车荷载、汽车冲击力、汽车离心力、汽车引起的土侧压力、人群荷载、汽车制动力、风荷载、流水压力、冰压力、温度作用。汽车荷载由车道荷载和车辆荷载组成。恒载、汽车荷载与人群荷载的组合是公路桥涵设计中的基本组合，基本组合决定了桥涵结构的承载能力，对结构的.安全度（断面设计和钢筋配置等）起着关键性的作用。
2. 桥梁恒载、汽车荷载与人群荷载效应的概率分布类型及统计参数
施工荷载 篇3
半刚性基层沥青路面在我国已经走过了几十年。半刚性基层在提高道路强度方面表现出了明显的优势[1], 但是由半刚性材料引起的路面早期破坏现象也成为当前公路界关注的问题。早期破坏是指:沥青路面在设计寿命的前1/4至3/4期内, 所发生的各种形式的路面破坏[2]。半刚性沥青路面的早期损坏形式主要有开裂、冲刷、翻浆、车辙、泛油、松散、坑槽。目前对半刚性沥青路面早期破坏的原因分析了很多, 也提出了一系列的解决措施, 但效果并不明显。对严格控制材料、设计、施工、超载的道路, 在没有达到设计年限时同样发生破坏这需要我们从设计、施工考虑道路是否在早期就存在先天不足, 导致寿命达不到设计目标。目前规范对施工期荷载没有严格的规定, 也没有考虑施工荷载对结构设计的影响。但施工中的荷载多为严重超载型, 对半刚性结构很可能产生早期破坏。
1施工期荷载分析
某二级公路 (双向双车道) 路基宽度12.0m, 路面宽度为10.5m, 设计车速80km/h, 采用半刚性沥青路面结构形式, 设计标准轴载次数8×106次/车道, 交通增长率7%, 设计年限为12年。路段长度为10km中等交通量[3], 详细结构见表1。采用厂拌法对基层施工。厂拌场地选在此路段的中间, 施工时运输车从拌和场将料运送到摊铺现场。路段中部将承受最多的运输车次数, 即路段中部为最危险断面。
本文通过对山东某二级公路施工水泥稳定碎石层的运料车记录的研究, 得出施工期车辆的载重量在 (22～42) t之间, 其载重情况基本呈正态分布形式, 施工轴载谱见图1。施工轴载在 (160～200) kN之间占轴载的81.39%, 可知施工轴载相对于现行规范的荷载 (100～130) kN均为超载型。通过计算施工中单轴车占10%, 其余为双轴车, 其平均载重量为32.46t, 单轴车的平均载重量为25.15t, 双轴车的平均载重量为33.79t。
根据以上分析可以得知, 按照山东某二级公路施工路段中的车辆配置及车辆的平均载重情况, 铺设5km的水泥稳定碎石共需要127次单轴车和1143次双轴车, 铺设5km的中粒式沥青混凝土共需要32次单轴车和288次双轴车, 铺设5km的细粒式沥青混凝土共需要17次单轴车和153次双轴车。
通过下列公式可确定施工时的标准轴载次数。
按照山东某二级公路施工路段中的车辆配置及车辆的平均载重情况, 铺设5Km的水泥稳定碎石层时在最危险断面二灰土层需要承受1288730次的标准轴载作用。
铺设5 km的中粒式沥青混凝土在最危险断面水泥稳定碎石层需要承受322 834次的标准轴载作用。
铺设5 km的细粒式沥青混凝土在最危险断面中粒式沥青混凝土层需要承受130 980次的标准轴载作用;在最危险断面对水泥稳定碎石层的标准轴载作用次数为169 897次。
2 施工期荷载对各层层底拉应力影响分析
利用Shell Pavement Design Software来计算荷载作用下的各层层底拉应力状况, 具体见表2。
在设计结构下施工水泥稳定碎石层时二灰土层的层底拉应力远大于二灰土层的劈裂强度0.3 MPa, 所以施工水泥稳定碎石层时二灰土层底将产生微裂纹。
施工中粒式沥青混凝土时二灰土层的层底拉应力最大为0.375 8 MPa, 最小层底拉应力为0.154 7 MPa, 二灰土的劈裂强度为0.3 MPa, 在施工荷载作用下施工中粒式沥青混凝土时二灰土层底将产生微裂纹。
施工细粒式沥青混凝土时二灰土层的层底拉应力最大为0.3138 MPa, 最小层底拉应力为0.129 3 MPa, 二灰土劈裂强度为0.3 MPa, 在施工荷载作用下施工细粒式沥青混凝土时二灰土层将产生微裂纹。
在设计结构下, 施工中粒式沥青混凝土时水泥稳定碎石层的层底拉应力最大为0.235 9 MPa, 最小层底拉应力为0.098 3 MPa, 水泥稳定碎石的劈裂强度为0.4 MPa, 在施工荷载作用下施工中粒式沥青混凝土时水泥稳定碎石层不会发生一次性破坏, 但可能发生疲劳破坏。
施工细粒式沥青混凝土时水泥稳定碎石层的层底拉应力最大为0.215 0 MPa, 最小层底拉应力为0.088 5 MPa, 二灰土劈裂强度为0.4 MPa, 在施工荷载作用下施工细粒式沥青混凝土时水泥稳定碎石层不会发生一次性破坏, 但可能发生疲劳破坏。
在设计结构下, 中粒式沥青混凝土层的层底拉应力最大为-0.215 5 MPa, 最小层底拉应力为-0.533 9 MPa, 中粒式沥青混凝土劈裂强度为0.8 MPa, 在施工荷载作用下中粒式沥青混凝土层不会发生一次性破坏, 也不会发生疲劳破坏。
施工期荷载对结构的破坏情况见表3。
3 施工期荷载对结构损伤的评价
在施工期荷载作用下路面材料或结构的各种性能将出现损伤。本研究用损伤度k来表征材料或结构的损伤程度。定义损伤度为材料或结构因损伤而引起的强度 (寿命) 损失与理论强度 (寿命) 之比。对施工期荷载作用下的损伤采用施工轴载次数与结构容许轴载次数之比来表征损伤度k。
本研究通过损伤度k来反映结构寿命的变化。
从表3中可知施工水泥稳定碎石层、施工中粒式沥青混凝土层、施工细粒式沥青混凝土层时, 二灰土层底产生微裂纹, 定义其损伤度为k=1。施工细粒式沥青混凝土层时, 中粒式沥青混凝土层既不会发生一次性破坏, 也不会发生疲劳破坏, 定义其损伤度k=0。
对设计结构, 施工中粒式沥青混凝土时, 水泥稳定碎石层最危险断面承受的标准轴载次数N=322 834次。要使结构层不发生疲劳破坏, 容许拉应力至少为0.239 5 MPa。利用下列公式计算其对应能承受的标准轴载次数。
Ks=σs/σR (3)
Ne= (KsAc/0.35) 1/0.11 (4)
劈裂强度取0.4 MPa, 计算得N0=351 701 1次, 则水泥稳定碎石层的损伤度k=N/N0=322 834/3 517 011 =0.091 79。
施工细粒式沥青混凝土时, 水泥稳定碎石层最危险断面承受的标准轴载次数N=169 897次。要使结构层不发生疲劳破坏, 容许拉应力至少为0.215 0 MPa。同理计算其相应能承受的标准轴载次数为N0=938 075 8次, 则水泥稳定碎石层的损伤度k=N/N0=169 897/9 380 758=0.01 811。
对于二灰土层在施工期荷载作用下其整体损伤度k=1;对于中粒式沥青混凝土层其整体损伤度k=0。
施工期中水泥稳定碎石层最危险断面上共承受的标准轴载次数为N=492 731次, 在施工期荷载作用下要使结构层不发生疲劳破坏, 容许拉应力至少为0.239 5 MPa, 计算其相应能承受的标准轴载次数N0=3 517 011次, 则k=N/N0=492 731 /3 517 0 11=0.140 1。
现仅考虑施工期水泥稳定碎石层的损伤对结构整体的影响, 即认为结构在施工期中损失了14.01%的标准轴载作用。通过公式 (3) 可以计算出结构寿命 (使用年限) 的损失。
结构设计年限为12年, 设计年限内交通量的平均年增长率为7%。经过计算结构在施工完成投入营运可使用10.8年, 即设计结构尚未达到设计年限就会破坏。
4 结论
通过对半刚性沥青路面施工期各结构层应力的计算分析, 可知施工期荷载对半刚性沥青路面结构损伤具有一定的影响。
摘要：半刚性沥青路面早期破坏的因素较多。当前虽采取一定的措施来防止早期破坏的发生, 但仍未完全解决早期破坏现象。施工期荷载较重可能在施工过程中对结构产生影响, 进而影响结构发生早期破坏;因此研究施工期荷载对结构的影响具有一定的意义。通过壳牌路面设计应力分析软件的计算, 研究了施工期荷载对半刚性沥青路面结构损伤的理论影响。
关键词：施工期荷载,结构寿命,结构损伤,半刚性沥青路面
参考文献
[1]王敬飞.半刚性基层沥青路面早期破坏分析及对策.青海交通科技, 2005; (2) :18—19
[2]黄河清.沥青路面的早期破坏及防治.广东科技, 2006;02:130—132
[3]中华人民共和国交通部.公路工程技术标准 (JTG B01—2003) .北京:人民交通出版社, 2004
[4]中华人民共和国交通部.公路沥青路面设计规范 (JTG D50—2006) .北京:人民交通出版社, 2006
常州龙城大桥荷载试验 篇4
常州龙城大桥荷载试验
通过对龙城大桥桥梁静栽的.测试、记录与分析,得出桥梁结构在荷载试验作用下的实际工作状态,进而评定桥梁结构的施工质量和使用状况.通过对测量数据的计算结果和沉降关系曲线及技术指标与技术参数的分析,最终确定桥梁是否符合设计及相关规范标准的要求.
作 者：谢友鹏 徐良 曹黎云 XIE You-peng XU liang CAO Li-yun 作者单位：常州市测绘院,江苏常州,213002 刊 名：北京测绘 英文刊名：BEIJING SURVEYING AND MAPPING 年，卷(期)：2009 “”(3) 分类号：P258 关键词：龙城大桥 荷载测试 数据采集与分析施工荷载 篇5
厦门金博水岸小区位于集美区高埔路西侧光华路南侧, 是某房地产商亲力打造的高档滨海水景小区;万景公寓位于吕岭路以南, 洪文路以东, 是厦门市政府规划建设的社会保障性示范住宅小区。两个小区都包含了地下车库顶板上的景观绿化工程施工, 当我们在向地下要空间的同时, 由于其荷载的限制, 必然给地下车库顶板上布置的景观绿化工程施工提出了新的要求。
1 地下车库顶板荷载
1.1 词语定义解释
(1) 荷载。指的是施加在工程结构上使工程结构或构件产生效应的各种直接作用, 常见的有:结构自重、楼面活荷载、屋面活荷载、屋面积灰荷载、车辆荷载、吊车荷载、设备动力荷载以及风、雪、裹冰、波浪等自然荷载。
(2) 恒载。也称永久荷载, 是指结构在设计使用期内其值不随时间变化或其变化与平均值相比可忽略不计的荷载, 主要由结构自重, 预加应力, 外加永久性的承重, 土的重力, 混凝土收缩及徐变影响力等。因为恒载在整个使用周期内总是持续地施加在结构上, 所以在工程设计施工时, 必须考虑它的长期效应。
(3) 活荷载。也称可变荷载, 是施加在结构上的由人群﹑物料和交通工具引起的使用或占用荷载和自然产生的自然荷载。如工业建筑楼面活荷载、民用建筑楼面活荷载、屋面活荷载、屋面积灰荷载、车辆荷载、吊车荷载、风荷载、雪荷载、裹冰荷载、波浪荷载等。
1.2 常见问题
(1) 在设计阶段未充分考虑荷载因素, 一味追求美观而不切实际地设计大面积喷泉水景、土方造型及局部集中的假山置石等, 造成在施工期间不断地变更设计方案, 破坏了原先的整体性效果。
(2) 施工阶段未曾考虑荷载因素, 导致在景观绿化施工过程中出现由于吊装、振动压路机振动碾压等情况致使地下车库顶板出现裂缝、渗水等质量事故。
(3) 在工程完工后, 未考虑荷载因素, 超过承重的车辆频繁出入小区, 导致道路超负荷运行, 使路面发生了沉降等病害。
1.3 相应解决措施
针对以上问题, 笔者结合具体工作经验总结出以下相应解决措施:
1.3.1 设计阶段控制
施工项目的成功与否取决于方案设计是否完美, 可以说好的设计方案, 项目就成功了一半。在设计过程中, 建筑设计单位和景观绿化设计单位之间应紧密配合, 设计师之间进行充分地沟通和衔接, 对地下车库顶板上的构筑物自重和结构层充分考虑荷载和沉降因素。
车库顶板的荷载主要包括恒荷载和活荷载。恒荷载主要为:回填土所产生的土压力、车库顶板永久性建筑物、景观小品、园路结构自重等。活荷载主要为:车辆荷载、吊车荷载、风荷载、雪荷载、其它由运输工具运输各类物品所产生的荷载等等。对于景观设计, 根据面积越大相同物件所产生的荷载越低的原则, 可以多考虑面, 少考虑支柱点。此外, 针对重点部位必须进行测算, 如若测算结果超出了荷载设计要求, 必须考虑更改设计方案或使用其他材质的材料予以替代, 如使用空心砖、泡沫板等等。
1.3.2 施工阶段严格控制
在施工阶段考虑构筑物荷载、机械荷载因素是地下车库顶板施工控制的重点。施工单位在施工过程中必须根据图纸的设计要求, 制定切实可行的施工方案并认真执行。
控制好重点部位的施工如假山水景、亭台楼阁等, 发现有可能引发荷载或沉降问题应当及时联系设计人员;严格管理施工机械, 在结构层施工前, 制定专门的通行路线, 同时在地下车库顶板区域外设置控制线, 安排专人现场指挥交通, 严格检查相关机械及运输车辆, 检查车辆载重是否超过了地下车库顶板的荷载要求;构筑物运输进场, 必须计算所载货车辆其毛重, 施工中一些大型材料车辆往往毛重数十吨, 一旦进入地下车库顶板施工区域, 会造成不可想象的破坏, 当发现荷载超标的车辆严禁进入车库顶板施工区域, 其所装载构件分批进行运送。
2 地下车库顶板景观绿化工程施工
在小区地下车库顶板上栽草种花, 布置园路小品, 不仅加大了整体的景观绿化面积, 具有节约土地、开拓空间, 降低热岛效应的功能, 还能有效地减轻光害、噪声污染和二次扬尘的效果, 为美化环境添加了不少分。因地下车库顶板结构的特殊性, 针对以往在施工过程中往往会出现渗水、裂缝、沉降等质量问题, 笔者结合具体工作经验总结出以下相应解决措施。
2.1 保护层防护
在土建单位地下车库顶板防水工程完成的情况下, 为防止顶板不平而造成窝内积水, 应先用水清洗地下车库顶板, 待充分晒干后用20厚水泥沙浆保护层铺均找平。
2.2 排水过滤层铺设
铺设排水过滤层前先铺一层隔根层 (隔根膜) , 因为植物根系具有很强的穿透能力, 必须设法阻隔植物根系, 否则会损坏地下车库顶板;铺好隔根层后回填10-15cm的陶粒子 (或卵石) 层, 其中陶粒子为较理想的材料, 因它表面强度高, 抗压、质轻、能吸水, 吸水率50%~60%, 其作为排水层同时又可作为蓄水层, 多余水份蓄在陶粒子层内, 当种植土干燥时, 又可返吸入土中;然后在陶粒子层上铺一层土工布再回填种植土, 铺土工布可以防止种植土流失而造成肥力下降, 也可防止屋顶排水系统堵塞, 详见图1。
近年来, 常用的做法是采用一种新型的HDPE塑料排水板代替陶粒子排水层。HDPE高分子材料塑料排水板强度高, 韧性好, 施工简洁方便, 集排水、防水、蓄水、隔根为一体, 效果非常不错;HDPE塑料排水板还具有长久抗压性, 可抵受各种施工外力与冲击力, 与卵石层相比, 还极大的降低了建筑物的永久荷载。见图2、图3。
2.3 地下车库顶板上构筑物沉降的预防
(1) 早期曾见过一车库顶板上消防通道道路面层局部沉降的病害, 因地下车库顶板滤水层上的覆土 (覆土厚度约为30cm) 四周排水效果不好, 待时间久后, 回填土长期积水致消防通道路基软化, 造成路面局部沉降。因此在这种回填土层厚度不深的情况下, 笔者建议取消回填土层, 改用回填碎石层代替;在回填土层厚度较深的情况下, 须提高土壤的密实度。例如:万景公寓小区地下车库顶板的回填土局部约0.8m深, 为了防止其下沉而引起诸多沉降、开裂的现象, 按比例在回填土里搀和了粉煤灰 (回填土、粉煤灰比例为7:3) , 从而增加基层土壤的密实度。
(2) 设计的水景一部分在车库顶板上, 一部分在回填土层上的时候, 最好不要在这部分回填区上做任何的水景和泳池, 因为两者的交接部位地基不均匀沉降常常会发生断裂, 施工单位可建议设计单位进行变更更改, 如不方便更改设计图纸时, 水景另一部分的回填土层、水稳垫层基础要分层夯实, 一定要达到真正意义上的的理论夯实系数 (密实度>97%) 才可进行钢筋砼施工, 其次在这两者交接部位应设沉降缝, 缝内填满沥青麻絮或其它防水材料, 上面再用柔性卷材来回搭接。
2.4 地下车库顶板上绿化工程施工
地下车库顶板绿化种植需考虑车库顶板的承重安全性、排水的透气性及防止植物根系的破坏性, 种植层的重量须在其荷载内, 因此一般小区地下车库顶板回填种植土壤的厚度有限, 并且蓄水、排水的效果也不如地表的土壤, 造成许多植物长势不好, 这就给种植时关于种植的形式以及选择苗木的品种、数量、规格等造成影响。因此, 笔者针对这些问题和矛盾, 结合荷载因素, 提出了几点解决问题、规避矛盾的具体措施:
(1) 选择结构疏松、通气、保水、保肥能力强的土壤。厦门的种植土一般以红土壤为多, 但红土的酸性强, 土质粘重, 因此在条件允许的情况下要进行改良, 对于较浅的表层土可掺入适量的泥炭土介质, 对于深层的粘重土可掺入一定比列的草木灰、河砂、蘑菇土 (5%~10%草木灰, 3%~5%河沙, 3%~5%蘑菇土) 等来调整土壤质地。
(2) 根据地下车库顶板结构利用局部区域增加覆土厚度。如设置小土丘, 以金博水岸景观工程为例, 顶板覆土一般为60cm, 局部起坡达到110cm, 其次可局部设置花坛加大覆土厚度, 再者也可局部降低车库顶板标高、形成覆土坑, 见图4。
(3) 深土区树种大一些, 顶板上树种密一些小一些”的原则。选择以耐干旱、浅根性的植物为主, 如桂花、白玉兰及棕榈类植物等, 选择以中小乔木、灌木球和地被植物为主。
2.5 地下车库顶板上布置景观工程常见问题的解决措施
(1) 尽量避开地下车库边界线。审查施工图纸时, 在地下车库平面图图纸上标注出园路、构筑物、水景等位置, 凡是有可能横跨地下车库的边界线, 都应尽量的避开, 是最简便的保护开裂和断裂的方法。
(2) 加固基础。当地下车库边界线有园路、构筑物等横跨的时候, 可以采取搭接梁板、悬挑基础或者是桩基础等方法进行基础加固, 使得能够近似于车库结构的高强度、高稳定性, 进而有效的防止不均匀沉降的出现。
(3) 提高基层的密实度。通过加入粉煤灰或其它材质来提高底层回填土的密度。
3 结语
随着我国经济不断的发展, 一方面城市商业用地日趋紧张, 另一方面, 私家车拥有量呈快速增长, 人们开始重视地下资源的利用, 如何解决好地下车库顶板景观绿化工程施工不仅是关系到项目的顺利完工, 更是关系到百姓安居乐业的头等大事, 地下车库顶板绿化景观工程施工必须在设计与施工两方面同时重视, 设计单位在考虑车库顶板荷载时应与时俱进应提高其荷载能力, 施工单位通过加强自身管理, 不断摸索采用新技术、新材料减少荷载, 如此方能将项目做的更好。
参考文献
[1]李国强, 等.工程结构荷载与可靠度设计原理[M].中国建筑工业出版社.2011.
[2]胡彬彬.浅谈小区室外地下车库顶板荷载与工程施工[J].科技风, 2011 (1) .
[3]陈绍宽.园林工程施工技术[M].沈阳出版社.2011
[4]钟汉华.建筑工程施工技术[M].北京大学出版社.2013.
施工荷载 篇6
西安地铁一号线三桥～皂河站区间, 全长1810.313m, 采用盾构法施工。区间隧道在里程桩号ZDK9+896.3处下穿枣园路皂河桥。
皂河桥上部结构为1-30m简支空心箱梁, 下部为桩接盖梁式桥台。其中14#、17#、20#每个桥台有3根桩, 23#桥台有4根桩, 桩桩径为φ1.5m, 桩长35m。
四个桥台中间的桩基侵入了左右线盾构隧道的空间内, 现需要对原桥桩基进行托换施工。再采用混凝土护壁人工挖孔, 破碎并清除隧道范围内的旧桥桩, 盾构机才能顺利通过。
在皂河桥桩基托换施工过程中, 预加荷载施工是关键工序之一。预架荷载施工可使得在被托换的桩截断前, 上部荷载全部转移到新桩和托换体系上;同时可以消除部分新桩和托换体系的变形, 更好的控制托换后桩和结构的变形。
2 皂河桥桩基托换施工工艺流程
场地围挡→隔离桩→河内围堰导流→基坑开挖→施工托换桩及承台→植钢筋及托换梁施工→预加荷载施工→截桩→砼护壁人工挖孔破除旧桩→道路恢复
3 预加荷载施工
3.1 预加荷载目的
消除托换新桩变形对托换体系的不利影响, 防止托换新桩桩顶沉降带动桥墩的沉降, 同时检验托换托换体系的承载能力。
3.2 预加荷载方法
施工时, 在托换新桩顶部浇筑承台, 且使承台与托换梁之间预留足够空隙, 在托换桩承台与托换梁之间安放千斤顶, 可预加顶升力。
3.3 预加荷载值
托换桩千斤顶的荷载值取包括托换梁自重和上部桥梁传至桥墩的荷载组合设计值的100%。
以23#桩为例, 经计算, 单个托换桩承台顶部预顶力为5400KN。
每个承台部安放4个千斤顶, 托换前对千斤顶和配套的油表进行校核。根据检测中心校核结果, 得到回归方程:F (P) =0.0209P+ (-1.4357)
预顶加载采用分级加载原则, 共分十级。经计算, 各级荷载 (单位KN) 分别为135、270、405、540、675、810、945、1080、1215、1350, 对应油表读数 (单位Mpa) 为1.4, 4.2, 7, 9.9, 12.7, 15.5, 18.3, 21.1, 24.0, 26.8。
3.4 千斤顶、油泵
采用带自锁装置的千斤顶, 且油泵可同步供8个千斤顶加力。安放时千斤顶组合的形心必须与托换桩形心重合。
3.5 预加荷载准备
3.5.1 组织准备
预顶指挥1人;千斤顶操作组长1人, 技术员1人, 油泵操作手1人;监测组计算机数据监控1人, 结构变形量测4人;打楔子施工4人;电焊工1人。
3.5.2 机具材料准备
电动油泵1台, 型号DBS0.8-6;液压千斤顶8台, 型号QF320/200;交流电焊机1台, 型号BX1-500;钢楔子30块, 自制。
3.5.3 工序准备
(1) 托换梁砼强度达到设计强度的100%。
(2) 预顶用的千斤顶、油表、油泵已经校核。
(3) 依据监测方案对测点进行布设, 测试仪器到位, 测点初始值已经读数。
(4) 托换梁混凝土试块强度达到设计强度的90%以上。
(5) 千斤顶安放到位, 现场调试油泵、油表使用正常。
3.6 加载过程
3.6.1 现场指挥宣布开始预加荷载。
3.6.2 油泵操作手启动油泵, 分10级加载, 每级加载后需保持10min, 等结构稳定后方可加载下一级荷载。技术人员做好记录, 监测人员做好跟踪量测记录。
3.6.3 预顶力达到设计值的100%, 10分钟后, 待桥梁变形及新桩沉降稳定后, 监控量测数据在设计要求范围之内, 打紧钢楔块。
3.6.4 荷载稳定后, 将钢支座与钢楔块焊牢, 抽出千斤顶。现场指挥人员宣布加载完成。
3.7 预加荷载施工监测
施工过程中, 采用DH3817动静态应变测试系统进行箱梁梁体砼应力、托换梁梁体砼应力、托换桩顶位移等监测。
以23#桩为例, 共布设测点12个。应力监测点:箱梁底部1个, 托换梁底部2个, 托换桩4个。应变监测点:箱梁底部1个, 托换梁底部2个。托换桩位移监测点:托换桩顶部2个。
在23#桩托换过程中, 在第一～第六级加载阶段监测数据变化速率较小, 在第七～第十级荷载加上后, 监测数据变化速率明显较大。
托换梁体应力监测:设计值2.39Mpa, 实测值0.08Mpa;托换桩顶位移监测:设计限值1mm, 实测值0.2mm。整个预加荷载施工加载过程, 应力、变形均满足规范及设计要求。
3.8 注意事项
3.8.1 各千斤顶加载须按同步比例增加。
3.8.2 油泵操作人员注意观察油表、油泵设备情况, 如有异常, 及时处理。
3.8.3 加载过程中, 监控量测人员做好跟踪量测, 监测被托换桩的位移, 位移上抬量不能大于1mm, 大于此值应停止加载。同时应同步量测托换梁裂缝的产生及发展, 最大裂缝宽度大于0.15mm时, 停止加载。
4 结束语
2011年8月, 对17#、23#桥桩基托换基坑回填、路面恢复完毕, 2011年9月进行交通恢复, 桥梁结构稳定、安全, 2011年12月盾构机顺利通过。
桩基托换预加荷载施工作为桩基托换过程中的关键工序之一, 施工中有三个要点:预顶力必须分级、同步加载, 每级荷载加载后有一段稳定时间;预加荷载施工以托换梁及被托桩的变形、千斤顶预顶力值进行双控;以同步监控测量指导施工。这样才能做到托换预加荷载施工安全, 可控
参考文献
[1]《西安市地铁一号线一期工程施工图设计三桥~皂河区间第一分册桩基托换》, 中铁第一勘察设计院集团有限公司, 2010年2月
[2]《地下铁道工程施工及验收规范》 (GB50299-1999)
施工荷载 篇7
关键词：水平荷载,竖向荷载,特征屈曲
建筑结构的稳定性是结构分析和设计的核心问题之一, 临界荷载的确定是稳定分析的主要目标, 通过屈曲分析可得到结构的临界荷载和失稳形态。常把稳定问题分为特征屈曲和非线性屈曲, 本文暂不讨论非线性屈曲, 只考虑特征屈曲问题。许多大型有限元软件都提供了专门的特征屈曲分析模块, 但是不能直接用于实际结构特征屈曲分析。在研究建筑结构特征屈曲临界荷载时, 一般独立研究竖向力或水平力作用下的特征屈曲, 分别得到二者的临界荷载, 将其作为结构设计的控制荷载, 或者同时考虑了两个方向的荷载, 但是事先假定了二者的比例关系, 屈曲分析时二者按比例同时变化, 与工程结构的实际情况不符。实际工程结构, 在考虑水平方向临界荷载时, 竖向荷载已经施加, 且保持不变, 所以在计算水平方向临界荷载时必须考虑竖向恒载的影响。
1 有限单元法分析特征屈曲问题的基本过程
特征屈曲有限元基本方程如下:
([K0]+[Kσ]) {u}={P} (1)
其中, [K0]为线性或小位移刚度矩阵;[Kσ]为初应力刚度矩阵或几何刚度矩阵, [Kσ]随外荷载列阵{P}的变化而变化;{u}为位移列阵。若设{P}是某一参考荷载{P*}与比例因子λ的乘积, 即{P}=λ{P*}, 则[Kσ]=λ[Kσ*], [Kσ*]为{P*}作用下的几何刚度矩阵, 则式 (1) 变为:
([K0]+λ[K*σ]) {u}=λ{P*} (2)
逐渐增加外荷载, 直到:
det ([K0]+λ[Kσ*]) =0 (3)
这时, 结构发生失稳, 此时λcr即为临界荷载因子, 将其与确定参考荷载{P*}时的外荷载相乘, 即可得到结构特征屈曲的临界荷载。
2 考虑相互影响的特征屈曲临界荷载计算
若结构承受两个方向的外力, 在计算某一个方向力的特征屈曲临界荷载时, 需要考虑另一方向荷载对其的影响。例如, 求解水平临界荷载时, 竖向荷载已经在结构中产生初应力, 即式 (3) 中的[Kσ*]同时包含了竖向荷载和水平荷载, 可将其表达为水平荷载引起的[Kσ*]1与竖向荷载引起的[Kσ*]2之和, 即:
[Kσ*]=[Kσ*]1+[Kσ*]2 (4)
若水平荷载增加到λ{P*}, [Kσ*]并不能同步增加, 而是变为:
[Kσ*]=λ[Kσ*]1+[Kσ*]2 (5)
式 (3) 变为:
det ([K0]+[Kσ*]2+λ[Kσ*]1) =0 (6)
可以通过特征值问题得到水平临界荷载因子λcr。
当然, 在一些有限元软件 (如ANSYS) 中, 特征屈曲分析时, 外力的增加是同时同步进行的, 即同时按比例增加水平荷载和竖向荷载, 而实际情况是竖向荷载一直不变, 并不是与水平荷载一起增加的, 所以不能直接用这些软件分析上述问题。可以通过迭代的思想来解决, 具体过程如下:
设竖向力为{V0}, 水平外力为{P}=λ{P*}, 事先给定一个任意的λ1, 用外力组合 (λ1{P*}, {V0}) 作用于结构, 求得临界荷载因子λ2, 再用组合 (λ1λ2{P*}, {V0}) 重新求得临界荷载因子λ3, 重复进行, 直到重新施加外力组合 (λ1λ2…λn{P*}, {V0}) 后的临界荷载因子λn+1与1非常接近 (可以事先设定收敛标准) , 此时说明结构在 ({V0}, λ1λ2…λn{P*}) 下达到临界状态, 则水平荷载临界因子可以直接得到, 即λcr=λ1λ2…λn。
3 算例分析
考虑某框架结构, 见图1。基本计算参数为:设梁、柱截面尺寸均为b=h=0.05 m, 材料弹性模量E=2.06×1011 N/m2。竖向均布荷载值为4.0 kN/m, 按照上述分析过程, 可以求得考虑竖向荷载影响的水平荷载特征屈曲临界值为96.10 kN, 而不计竖向荷载时的水平荷载临界值为105.26 kN, 可见由于竖向荷载的存在, 此框架的水平荷载临界值降低了8.7%, 所以必须考虑竖向荷载的影响。为了进一步研究问题, 可以计算竖向荷载取不同值时水平荷载的临界值, 计算结果见图2。从计算结果可看出, 竖向荷载对水平荷载临界值有明显的影响, 当竖向荷载增加时, 水平荷载临界值不断减小, 并且减小的幅度越来越大, 当竖向荷载增加到9.5 kN时, 水平荷载临界值接近于零。进一步分析可知, 单独考虑结构竖向荷载时, 特征屈曲临界值qcr=9.507 kN, 由此可知当竖向荷载增加到9.5 kN时, 已经十分接近竖向临界荷载, 此时结构只要在非常小的水平力扰动下即可失稳, 所以此时水平临界荷载接近于零。
如果反过来研究水平荷载作用下竖向荷载临界值的变化, 也可以得到与图2相同的结果。所以, 图2中的曲线实际上是水平临界荷载和竖向临界荷载的关系曲线, 事实上, 图2中的曲线是结构承受荷载的临界状态曲线, 曲线以下的区域是不发生特征失稳的安全的区域, 见图3。对于实际结构, 只要判断其荷载组合 (P, q) 是否位于图3中的稳定区域即可对其稳定性做出快速判断。
4 结语
考虑水平荷载和竖向荷载相互影响的特征屈曲分析符合工程结构的实际受力过程, 算例分析表明, 二者的相互影响是十分明显的, 算例给出了结构的特征屈曲临界荷载 (Pcr, qcr) 曲线, 并提出了特征屈曲稳定区域的概念。在实际工程中, 不能单独用竖向荷载P或水平荷载q是否小于各自的临界荷载来确定结构稳定性, 而应注意判断结构的受力组合 (P, q) 是否位于特征屈曲稳定区域之内, 以避免结构发生失稳现象。
参考文献
[1]秦荣.高层与超高层建筑结构[M].北京:科学出版社, 2007:325-327.
[2]王勖成.有限单元法[M].北京:清华大学出版社, 2003:325-327.
[3]王焕定, 吴德伦.有限单元法及计算程序[M].北京:中国建筑工业出版社, 1997:368-377.
施工荷载 篇8
载体桩, 原名复合载体夯扩桩, 后为突出其特点, 区别于夯扩桩而改为现名载体桩, 由混凝土桩身和载体构成。其中载体由混凝土、夯实填充料和挤密土体三部分构成, 见图1。
载体桩技术1996年成为国际专利技术, 1998年被国家科技部列为国家级火炬计划。该技术基于强夯理论, 将废砖、废混凝土块等建筑垃圾填入成桩孔中并夯实, 贯入混凝土, 形成复合载体, 从而达到提高承载力、减小沉降和处理建筑垃圾的目的。由于载体桩自身的优点及对该专利技术的推广, 近几年得以迅速应用, 目前已在27个省成立了225个代理机构, 在千余个工程中得到应用, 并取得了良好的效果。
载体桩的研发与应用已有十几年, 虽然做了较多的工作, 取得一些成果, 但仍有许多问题有待解决。载体桩单桩承载力特征值的计算, 《载体桩设计规程 (JGJ135-2007) 》采用地基承载力特征值乘以载体等效面积计算, 而很多实践工程表明按后一种方法计算所得的结果要偏小很多[1];沉降计算则采用等代实体基础沉降计算方法, 参数套用《建筑地基基础设计规范》, 计算结果与实测相差很大, 基于此, 本文采用荷载传递法推求载体桩荷载沉降关系。
2 荷载传递函数确定
荷载传递法由Seed和Reese提出, 其基本思想是假定土结点的位移和相邻桩身结点的位移相等, 将桩周土和桩端土转化为独立的线性和非线性弹簧, 弹簧的反力只与该土结点的位移相关。根据位移协调关系, 可以建立基桩的荷载传递基本微分方程, 表达式为:
其中:S为桩身位移;U为桩身截面周长;EP为桩身弹性模量;A为桩身截面面积。
根据τ (z) -S (z) 曲线选用方法的不同, 荷载传递函数可以分为两类:一类是采用非线性理论曲线或修正理论曲线的半解析法, 代表模型有Vijayvergiya抛物线模型[2]、Kraft模型[3]、王旭东针对Kraft的修正模型[4]、辛公锋广义双曲线模型[5]、罗斌的修正双曲线模型[6]等;另一类是采用简化折线的解析法, 代表模型有陈龙珠双折线硬化模型[7]、洪鑫统一双折线模型[8]、赵明华[9]和喻君[10]的三折线模型。由于载体桩表现为“缓变型”沉降特性, 再者试桩时一般至设计极限承载力便终止加载, 往往得不到极限承载力, 荷载传递模型不应考虑软化特性, 所以侧阻硬化型双曲线荷载传递模型比较合适。
本文桩侧荷载传递模型采用文献[5], 如公式 (2) 、 (3) 、 (4) 所示:
桩端荷载传递模型在文献[5]的基础上, 增加一个承载力增强系数。因为载体桩在成桩过程中, 对填入桩端的建筑垃圾进行夯实, 桩端承载力势必提高, 文献[11]中的载体等效计算面积实质上就是桩端土承载力增强系数, 因此给出的桩端荷载传递模型对端阻增强应予以考虑。
vs为桩端下土体平均泊松比;l为桩长;Eb为桩端下土体平均弹性模量;r为桩的直径;η为考虑桩端土深度效应的沉降折减系数, η=0.5-0.78, 对于超长桩可取0.5;χ桩端土承载力增强系数, 可用文献[11]表4.3.2载体桩等效计算面积除以桩截面积。
3 实例分析
某工程位于江苏省邳州市, 桩型为载体桩, 设计桩径0.5m, 有效桩长9m, 混凝土强度为C30。试桩施工记录见表1, 土的物理力学指标见表2。
桩侧土荷载传递模型考虑硬化的双曲线荷载传递模型, 经计算, 平均ES=5.44Mpa。土体泊松比对结果影响不大, 本例取0.35, 对τsu也采用加权平均, 加权后。rm采用公式 (5) 计算, 经计算rm=2.5l (1-vs) 13m, a=8.09×10-7, b=c=2.35×10-5。取桩端=11.35Mpa, 由于桩比较短, η取0.78, 根据文献[11]表4.3.2, 被加固土体为黏土, 0<IL≤0.25, 三击贯入度小于10cm, Ae=2.7-3.2, 现取低值2.7,
4 结论
(1) 实测曲线表明, 载体桩Q-S曲线总体上呈现缓变形态, 这和文献[1]所得的结论是一致的。Q-S曲线在荷载水平接近特征值附近存在一个拐点, 前半部分曲线基本呈直线, 后半部分呈现明显的缓变型。
(2) 载体桩的承载力受三击贯入度的影响很大。承载力高的载体桩, 其三击贯入度均很小。三击贯入度的大小受地质条件和施工因素影响很大, 本文确定桩端土承载力增强系数时χ按文献[11]表4.3.2载体桩等效计算面积得低值除以桩截面积, 此举可能比较保守, 但对工程的安全是有利的。
(3) 对于成桩质量比较好, 三击贯入度比较小的载体桩, 通过本文方法确定的荷载传递函数得到的Q-S曲线, 在前面部分略大于实测值, 在后半部分略小于实测值, 总体上和实测曲线吻合度比较好。载体桩承载力中侧阻比例很小, 本例中只有18%, 所以Q-S曲线取决于桩端荷载传递函数的精确性。
(4) 本文方法可以用来推求载体桩的荷载沉降曲线, 为基础设计提供参考依据。
参考文献
[1]李瑞.载体桩复合地基的研究[D].西安建筑科技大学硕士学位论文, 2011, 06.
[2]Vijayvergiya, V, N.Load-movement characteristics of piles[C].Annu Sump of the Waterway, Coastal and Ocean Div of ASCE, 1977, 2 (4) :269-284.
[3]Kraft, L.M.J., Ray, R.P.&Kgawa, T.Theoreticalτ-z curves[J].AmericanSociety of Civil Engineers, Journal of the Geotechnical Engineering Division, 1981, 107 (11) :1543-1561.
[4]王旭东, 魏道垛, 宰金珉.单桩荷载-沉降的非线性分析[J].南京建筑工程学院学报, 1994 (1) :15-24.
[5]辛公锋.大直径超长桩侧阻软化试验与理论研究[D].杭州:浙江大学博士论文, 2006.
[6]罗斌, 凌辉, 李熹.单桩荷载传递双曲线模型的研究[J].建筑技术开发, 2004, 31 (1) :29-31.
[7]陈龙珠, 梁国钱, 朱金颖, 等.桩的轴向荷载-沉降曲线的一种解析算法[J].岩土工程学报, 1994, 16 (6) :30-38.
[8]洪鑫, 雷国辉, 施建勇.双线性荷载传递函数的单桩荷载沉降关系统一解[J].岩土工程学报, 2004, 26 (3) :428-431.
[9]赵明华, 何俊翘, 曹文贵, 吴明.基桩竖向荷载传递模型及承载力研究[J].湖南大学学报 (自然科学版) , 2005, 32 (1) :37-42.
[10]喻君.改进的荷载传递法在桩基沉降计算中的应用研究[D].杭州:浙江大学硕士论文, 2006.
桥梁静荷载试验分析 篇9
目前, 国内许多单位在进行桥梁静荷载试验的时候, 其加载一般是按规范采用车辆分级加载, 寄希望于通过控制每级加载车的荷载大小来做到安全加载。当桥梁结构仅有一个控制截面或部位的时候, 这种加载策略是正确的。事实上, 当结构有多个控制截面时, 这种加载方法并不能确保每个控制截面都不超限。在拱桥荷载实验中, 一侧拱脚正弯矩加载则很有可能造成另一侧拱脚负弯矩超限。在梁桥加载过程中, 若加载过程指定不合理, 则会出现在某截面加载的过程中导致其它截面响应超限。
某具有5片主梁的20 m简支T梁桥, 设计荷载等级为汽-超20, 挂-120。经计算, 其单梁跨中截面活载控制弯矩为1 6 00 kN·m, 支点活载控制剪力为236 kN。荷载试验时, 跨中截面荷载试验效率取0.93, 为达到跨中截面试验效率, 经计算, 需要4辆重300 kN轴距4 m的2轴车, 在跨中截面加载时该4辆车按照2行2列布置, 每列车的2个车均为车尾对车尾并以跨中为对称线布置。现考虑如下的分级加载方法:设进行偏载试验加载时, 分2级加载, 每次加载1列车, 每列车的两车后轴之间始终保持4 m距离, 则在偏外侧列加载车辆的加载过程中, 单梁支点剪力将超过279 kN。 (279-234) /234=19%, 显然这不是合理安全的加载过程。因此, 要做到安全加载, 仅仅分级加载是不够的, 还应在分级加载的动过程中对全桥所有控制截面进行控制。
实际上, 规范推荐的这种分级加载方法是静态控制策略, 其荷载分级仅仅针对了测试的控制截面, 因此, 其安全性也是仅仅针对该测试控制截面而言的。对于非测试的多控制截面则无法简单地通过分级加载保证在车辆加载的动态过程中不出现响应超限。在实际的荷载试验中, 往往是通过试算看加载过程中其余截面响应是否会超限, 显然在控制截面数量较多时是比较困难的, 因此, 有必要研究在加载的动过程中如何确定合理的分级加载方法和各车辆的加载路线。目前, 还没有文献对加载动态过程的安全性进行过专门研究。
1 安全加载域
对于多控制截面的安全加载, 在研究桥梁静载试验车辆自动加载系统时, 可以按照这样一种加载思路进行:首先确定各控制截面的安全加载域, 然后确定所有安全加载域的交集, 该交集即为整个结构的安全加载域。文献1中所指安全加载域是指车辆加载的某一个范围, 在该范围内布置车辆时, 控制截面的响应不超限。事实上, 很难在理论上证明该加载范围内的车辆加载的任意性, 即是否对于该范围的任意布载形式均为安全加载。故不能保证在整个
结构的安全加载域内任意布载, 而使整个结构安全。
为避免安全加载域内的加载任意性问题, 在此对安全加载域重新进行更确切的定义:
设荷载试验测试控制截面Ki需要m辆加载车, 记加载车的位置为x1, x2, …, xm。控制截面在单个加载车辆荷载作用下的内力、应变和挠度等响应为r (x) , 定义Ki截面的影响函数为Ri (X)
Ω{X) , 满足Ri (X) ≤Ci, i=1, M. (2)
α≤Ri (X) ≤β. (3)
式中:α=0.8, β=1.05。
可能加载域A为所有布载方式的位置组合
2安全加载域的计算
安全加载域的计算是在影响函数的基础上进行。此时, 按照有限元法计算桥梁结构影响线一般可满足安全加载域计算精度的要求。
考虑控制截面为M个截面, 加载车为m辆车的情况, 此时, 应注意到各控制截面响应函数是有限个点 (设为N) 的插值函数, O表桥的一个端点, N表桥的另一个端点。显然, 每个控制截面可计算出Nm个点的响应函数值, 计算出所有点的响应函数值后, 则可按式 (2) 分别计算M个控制截面的安全域, 其交集为整个结构的安全域, 要完全计算出M×Nm个点的响应函数值的计算工作量是非常巨大的。如某个截面采用10辆加载车在100个加载位置上布载, 则其计算量为1020。显然, 一个控制截面有如此大的计算量是难以接受的。事实上, 不需要计算出所有点的影响函数, 可只计算安全加载域边界上的点。安全加载域边界方程见下式
Ω{X) , 满足R (Xi) =Ci, i=1, M. (4)
为了减少计算量, 可参考文献2中的薄膜法进行计算。下面给出一种更简洁有效的算法。
2.1 加载域的计算过程
1) 在可能加载域上计算出若干个点的响应函数值Ri, 设有k个点;
2) 计算出k个点中任意两点距离, dij (i=1 , k;j=1, k) , 当i=j时, 令dij=1;
3) 计算Dij= d2iji× (Log (dij-1) (i=1, k;j=1, k) , 当i=j时, Dij=0;
4) 计算[W]=[D]-1×[R], []表示矩阵;
5) 计算出某点与k个点中每点的距离d′i, i=1, k;
6) 则该点的响应函数估计值为R′=[W][d′];
7) 从可能加载域的边界开始搜索点, 使得该点满足式 (3) ;
8) 向前继续搜索该点的周围点, 使得该点满足式 (3) ;
9) 搜索完成后, 重复步骤7) 、8) , 但此时式 (3) 中的约束条件右端项Ci取αCi取α<1, 实际计算中可取α=0.9;
10) 第9) 步完成后, 即得到安全加载域Ω′, Ω′是结构实际安全加载域的一个子集;
11) 若该子集与控制域B无交集, 则重新搜索可能加载域的其余边界点。
在计算过程中, 应计算出所有控制截面的[W]后, 再统一进行5) ～10) 步的计算。若第7) 步失败, 则该结构对于拟订的车辆荷载不存在一个安全的加载动过程, 此时必须改变加载车辆的轴重, 轴距等。
按上面所述方法计算出的安全加载域Ω′必须与控制域B有交集, 否则兀实际意义。典型的安全加载域如图2所示, 并示出了其中一种加载路径L。加载路径L对应了加载车辆从桥外行驶到控制域B的过程, 加载路径L在可能加载域A上的端点对应了车辆加载的初始位置。
一般情况下, 加载路径的起点在图2的左下角点或右上角点, 即Xo={0, 0, …, O) 或XN={N, N, …, N) , 根据影响函数的定义, Xo和XN对应了所有车在桥的两端点, 显然此时的影响函数R (X0) =R (XN) =0<C。
由于在计算安全域的时候, 是针对式 (4) 进行求解, 而式4是多控制截面的安全加载域的定义, 故实际求出的加载路径L是使所有控制截面的响应都不超限的安全加载路径。从而对于具有多控制截面桥梁的安全加载域和加载路径的问题得以一并解决。
对于控制域B的求解也可参照上述方法进行, 此时只需将式 (4) 参照式 (3) 分别替换为Rj (X) =α和Rj (X) =β, 并求其交集即得控制域B。
2.2 加载过程的优化
在荷载试验过程中, 一般希望加载的路线总长最短。实际上可归结为求最短路径问题。具体算法可参考的文献较多, 在此不再进行讨论。
3 结束语
通过将荷载试验车辆加载位置比拟成广义点, 使得车辆加载的动过程的安全性问题转化为计算加载安全域的边界问题, 使得计算工作量大大减少, 同时安全域边界得出后, 也就容易得出车辆实际的加载路径。这样在理论上和算法上解决了桥梁静荷载试验加载动过程中的安全性问题。
摘要：在目前通常采用的桥梁静荷载试验中, 试验规范推荐的分级加载法不能确保在分级加载过程中桥梁结构的多个控制截面同时是安全的。介绍安全加载域的定义、原理及计算过程, 并优化加载过程的计算, 将所有加载车的加载位置比拟成一个广义的点, 使得安全动态加载的问题转化成求解安全加载域边界的几何问题, 易于计算出安全加载路径。
关键词：静载试验,动态过程,分级加载,加载安全域
参考文献
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[2]王云莉, 石永燕.薄膜法进行河道地形等值线仿真[J].水利水电技术, 2004 (6) :56-58.
[3]王武勤.大跨度桥梁施工技术[M].北京:人民交通出版社, 2007.
[4]徐君兰.大跨度桥梁施工控制[M].北京:人民交通出版社, 2000.