应力作用范文

应力作用范文（精选10篇）

应力作用 第1篇

通过对挤压构造应力及自重应力作用下的相似材料模拟实验对比分析发现,在2种不同的应力场中的采煤沉陷特点有着明显的区别。

1 相似材料模拟实验模型的设计

实验是在陕西高校省级重点建设实验室即构造应力作用下采动损害模拟实验室内进行的,实验装置设计如图1所示。为了简化操作,只模拟水平煤层在2种不同应力场中的情况。

1)挤压构造应力场的模拟。相似材料装架完成后,通过构造应力加力装置施加实验所需的应力,使地层模型在侧向受到均布载荷,以模拟挤压构造应力场。同时,模型也受到垂直方向上的重力作用。

2)自重应力场的模拟。相似材料装架完成后,让地层模型只受垂直方向上的重力作用,以达到模拟自重应力场的目的。

3)不同应力条件下实验的可比性。由于条件的限制,本次实验分2次进行。为了使不同应力场对采煤沉陷影响的实验结果具有可比性,本次实验的2架模型装架人员不变、操作过程不变、地层结构不变、对应地层的材料配比和质量不变,材料的湿度和模型的干燥程度也基本相同。

2 实验目的与实验材料

实验的目的是模拟在侧向挤压构造应力和自重应力作用下,煤层覆岩受到采动影响时,覆岩及地表变形和移动的过程及其特征。

以河砂为骨料,以石膏为胶结物,以大白粉为填料,采用不同配比模拟地层中的软弱、中硬和坚硬岩层。通过在装架过程中切缝模拟节理,用白云母片模拟各岩层之间的层理面,左右两侧施加适量的水平挤压力模拟挤压构造应力。

采用几何相似比为1∶100。模拟煤岩的相似材料配方的选择及用量见表1,其中1-2上煤和1-2下煤为煤线,开采2-2煤。模型尺寸及开采条件见表2。

注:(1)煤层的配比为煤粉∶河砂∶石膏∶大白粉=26∶1∶5∶15;风积砂的配比为河砂∶黄土=6∶4;离石黄土的配比为河砂∶黄土=4∶6;用水量为干料总质量的10%。(2)配比说明,如728,设某层的质量为10份,第1位“7”表示河砂质量为7份;第2位“2”表示石膏的质量占剩下的3份的20%即0.6份;第3位“8”表示大白粉的质量占剩下的3份中的80%,即2.4份。

注:煤层倾角为0°,开采速度为2 m/次。

3 挤压构造应力和自重应力联合作用下的采煤沉陷模拟实验

3.1 挤压构造应力量值计算及施加方法

通过计算上层覆岩的自重应力σz=2.83 MPa,施加水平应力σx=7.66 MPa,通过应力相似常数计算得实际施加的相似模拟的应力值σx=0.051 MPa。本次实验挤压构造应力施加方法是通过加力装置施加侧向水平力。

3.2 模拟实验结果

装架后放置24 h,待材料基本黏结后,拆除封板并在两侧加压,如图2所示。通风15 d后,模型已经晾干,开始进行开挖实验。为了叙述方便,以下所有数据均根据相似比换算为实际数值。

在距离模型架左边界50 cm,即实际50 m处开切眼,当工作面推进到47 m时,工作面顶板初次垮落,垮落角52°,垮落高度1.5 m,垮落区上边缘长度为4 m,此时在离垮落区上边缘1.5 m处,出现离层裂缝。当工作面推进56 m,煤层顶板发生第2次垮落,垮落角50°,垮落高度3 m。岩层的离层裂缝继续向地表方向发展。当开挖长度达到138 m,此时终采,工作面顶板第7次垮落,裂隙高度33 m,垮落角48°。此时观测地表变形发现,地表变形幅度不大,无明显开裂等其他破坏现象发生。

4 自重应力场中的采煤沉陷模拟实验

自重应力场中的采煤沉陷模拟实验与挤压构造应力场中的采煤沉陷模拟实验,其地层模型和主要技术参数相同,唯一区别在于所受应力场不同(见图3)。

装架后放置24 h,待材料基本黏结后,移开加力装置。通风15 d后,模型已经晾干,开始进行开挖实验。在距离左边界50 m处开切眼,然后按每步2 m的速度从左向右开挖。当工作面推进34 m时顶板初次垮落,垮落角70°,垮落高度2 m,垮落区上边界长度为27 m,此时在离垮落区上边缘4 m处,出现离层裂缝。工作面推进到46 m时,顶板再次发生垮落现象,其垮落高度为4.5 m,发育3处明显离层裂隙。工作面推进到138 m,工作面顶板第9次垮落,出现大规模的垮落现象,裂隙高度达到74 m。工作面推进138 m,此时终采,煤层顶板未再发生垮落现象,但是裂隙继续向上发展。裂隙最大高度离煤层底板87 m,垮落角为65°,如图4所示。

5 实验结果对比

通过2种不同的应力场作用下采煤沉陷相似材料模拟实验可以发现,其采煤沉陷的特点有明显的区别,见表3。

由表3可知,在自重应力场中的采动损害起动距为40 m,而在挤压构造应力场中的采动损害起动距增大至62 m,说明挤压构造应力减小了采动损害。在自重应力场中的垮落角为70°左右,而在挤压构造应力场中的垮落角减小至50°左右,说明挤压构造应力减小了下沉盆地范围。终采时,虽然推进的长度相同,但在自重应力场中的顶板垮落次数大于挤压构造应力场中的顶板垮落次数,说明挤压构造应力减小了老顶来压周期。在自重应力场中的地表最大下沉值为1.16 m,而在挤压构造应力场中的地表最大下沉值减小至0.63 m,说明挤压构造应力减小了地表沉陷值。在自重应力场中的“两带”高度(垮落带高度和断裂带高度之和)为74 m,而在挤压构造应力场中的“两带”高度减小至33 m,说明挤压构造应力减小了覆岩活动高度。综上所述,挤压构造应力可以有效减缓采煤沉陷。

6 结论

1)在挤压构造应力条件下,煤层覆岩移动破坏出现较晚,顶板垮落频率低,断裂带发育程度低,地表最终变形不太明显,地表移动变形的范围小;处于自重应力条件下的采煤沉陷起动距出现较早,顶板垮落频率高,断裂带较为发育,地表下沉幅度大,地表移动变形的范围大。所以,挤压构造应力具有减缓采煤沉陷的作用。

2)通过本次实验可以发现,不考虑构造应力的作用,会致使结果出现巨大的偏差。因此,构造应力对采煤沉陷的影响是不容忽视的,特别是在高构造应力区,更应该引起高度重视。

摘要：对地质、采矿条件相同的2个模型,分别在受挤压构造应力和自重应力作用下,模拟由地下采煤引起的地表沉陷过程。模拟结果表明,在挤压构造应力和自重应力耦合作用下,煤层顶板移动出现较晚,地表移动变形范围较小,损害程度相对较弱;不计构造应力,模型只受自重应力作用时,煤层顶板移动出现较早,地表移动变形范围较大,损害程度相对较强烈。因此,煤矿区构造应力是采煤沉陷中不可忽略的影响因素,对井工开采过程中的地表环境损害有重要控制作用。

关键词：挤压构造应力,自重应力,采煤沉陷,相似材料模拟

参考文献

[1]孙玉科,杨志法,丁恩保,等.中国露天矿边坡稳定性研究[M].北京:中国科学技术出版社,1999.

[2]窦林名,何学秋.冲击矿压防治理论与技术[M].徐州:中国矿业大学出版社,2001.

[3]夏玉成.构造应力对煤矿区采动损害的影响探讨[J].西安科技大学学报,2004,24(1):72-74.

[4]隋惠权,于广明.地质动力引起岩层移动变异及突变灾害研究[J].辽宁工程技术大学学报:自然科学版,2002,21(1):25-27.

[5]夏玉成.构造环境对煤矿区采动损害的控制机理研究[D].西安:西安科技大学,2003.

[6]夏玉成,雷通文.构造应力与采动损害关系的数值试验研究[J].辽宁工程技术大学学报,2006,25(4):527-529.

[7]康建荣,王金庄.采动覆岩力学模型及断裂破坏条件分析[J].煤炭学报,2002,27(1):16-20.

应力作用 第2篇

重载作用下沥青路面结构层应力场分析

目的造成沥青路面出现破损甚至早期破损的原因不一,传统的.沥青路面设计方法对重载交通下的沥青路面力学响应考虑不足,基于这一点本文从理论上对重载下沥青路面结构层的应力场进行分析.方法运用多层弹性体系理论,双圆均布荷载下,考虑车辆轴载的变化,分析半刚性基层沥青路面结构层力学响应的变化规律和影响因素.结果重载下路面结构层力学响应明显,应力指标变化显著.结论沥青路面设计过程中应充分考虑重载影响并加以控制.

作 者：石岩 SHI Yan 作者单位：九江学院土木工程与城市建设学院,江西九江,33刊 名：九江学院学报英文刊名：JOURNAL OF JIUJIANG UNIVERSITY年，卷(期)：200928(3)分类号：U416.02关键词：重载 沥青路面 力学性能 heavy traffic asphalt pavement mechanical performance

预应力混凝土技术在施工中的作用 第3篇

【关键词】预应力筋；混凝土技术；应用

在预应力混凝土技术愈来愈广泛应用的今天。不仅在大跨度建筑结构上，而且在高层建筑结构上也经常采用预应力混凝土技术，特别是后张无枯结预应力混凝土平板结构。在后张无粘结预应力混凝土楼盖的施工中。预应力筋的铺放施工是—个比较。

1.预应力技术的运用效果

在现代修建的建筑工程中，预应力的混凝土技术运用越来越广泛，不仅仅是应用在一些跨度较大的建筑工程上，并且在一些高层建筑与超高建筑工程上都开始广泛的应用这种混凝土技术，尤其是后无粘接应力混凝土平板结构运用更多。在多数的后张无粘接预应力混凝土进行运用的建筑施工过程中。预应力筋使用铺放施工的方式，是一个非常复杂的问题，尤其是建筑中的无梁双向平版结构，其双向的分布均匀的预应力筋在结构之间相互交错，并且互相影响，整个构造错综复杂，如果在建筑的过程中，没有处理好这几者间的关系，整个施工程序都会显得混乱，没有秩序，并且对其整体进行整改的过程中，极其浪费时间，还更容易出现错误，使得整个工程不断进行返工而影响工程的工期。

其中由于由混凝土平板的厚度要远低于梁高，所以预应力筋所需架构的抛物线矢高也相对降低了不少，其中按照后张无粘接预应力混凝土的结构技术规定来进行施工，无粘结的预应力筋曲线在施工的过程中其垂直偏差不能够大于小于5mm，并且如果这两条相互叠加的应力相互变换了，并且其预应力筋的直径大于18mm，南无在施工的过程中，无论无核进行保值，其预应力筋就算其中一条符合标准，另外一条预应力筋也必然会超过9mm偏差，这已经远远的超过了规定的需求，不能算作合格的操作。一般来说，楼层的混凝土平板楼盖厚度为180mm-220mm，预应力筋抛物线高度通常只有60mm至90mm之间。如果在这个过程中，预应力的偏差值达到了9mm，那么就会使得已经线高达到了1/10—1/17 ，建筑施工过程中发生如此大的偏差，对于整个建筑的结构最终成型都会造成巨大的影响，并且降低混凝土的抗裂能力以及建筑自身的荷载能力。因此，只要在施工的过程中，没有将两面的交叠预应力线进行位置颠倒，那么就始终能够找到科学合理的方案来加以解决。由此可见，在施工的过程中正确的确定预应力筋的上下位置，对于整个工程保障施工的质量有着巨大的影响。

2.一般的施工方法

在施工过程中。处理好预应力筋布置的先后顺序有很大意义。如果能把处于下方的预应力筋先铺下去，再铺上方的，那就可以保证预应力筋的上下位置不会放错，且避免预应力筋穿束象织布一样穿下极的麻烦，大大加快施工速度。

以往我们对于平板结构的双向均布预应力筋的施工方法大致如下：首先根据图纸上的数据确定两个抛物线方程。然后确定两个方向顶应力的交叉点位置（横坐标），计算在该位置上预应力筋高度（竖坐标），最后将同一位置的两个高度进行比较，每一个交叉点都要进行计算比较。确定预应力筋的上下关系。当上述工作完成后，施工过程中就可以根据所得数据，决定预应力筋何处在下方，何处在上方。

这种方法可以做到准确施工。但有一定的局限性：

（1）计算工作量较大，且如果抛物线不同就要进行重新计算。

（2）结果不直观，不利于一般施工人员尽快掌握。

（3）不便于工人施工。容易出错。当然第（1）点可以通过编制程序，由电脑完成，但第（2）、 （3）点还是一个难以解决的问题，我们在施工过程中，通过分析总结出一些施工经验，在这里整理出来，与各位同行探讨。

3.简便的施工方法

对于双向均布预应力筋，如果x、Y方向的跨度相近（双向板）。配筋相近，且预应力筋抛物线的矢高相同（一般都相同）；则可以遵照以下的操作顺序进行施工。首先，在模板上确定每条预应力筋的水平位置，最好是一前一后都定好位，以免偏差过大。当纵横两面个方向都定位了，则先在板纵向（或横向）的两边最边缘位置各布置一条预应力筋。这两条筋是所有预应力筋中位置最低的，故而一定要先放。接着，在板横向（或纵向）的两边又布置两条筋，这两条横向筋压在纵向筋的上方（如果保护层小于40ram时，纵横向的预应力筋哪个在上、哪个在下，要根据板底普通钢筋的纵横走向来确定，与板底上排钢筋同向的预应力筋应先铺放。与板底下排钢筋同向的预应力筋应后铺放。这样布置可以充分利用空间，保证矢高。当预应力筋的保护层大于40mm时，这个问题也可以忽略）。然后，又在纵向（或横向）布置两条预应力筋，这两条筋又压在两条横向（或纵向）筋上，依次重复布置，就可以完成布筋。在施工过程中，所有预应力筋都是以“放”的方式进行安置的，既不用支去比较哪个点高，哪个点低，也不用把预应力筋穿上穿下。施工速度很快，且不易弄错。当然，施工员在确定横纵向铺放的先后次序的确也是必要的，但一旦次序确定了.以后的施工过程都很容易掌握，工人只需经过简单的培训就可以胜任。

4.应用范围的推广

这种布置双向预应力筋的方法，不仅仅适用于单块近正方形的板，而且对于单块矩形板（长短边相差较大，x、Y方向预应力筋相差较多）和多块连续板同样适用，只需根据“由边至中。交叉进行”的原则，稍加变化即可。

对于单向板，两个方向的跨度相差较大，如果两个方向的矢高一样高时，到a跨中有部分预应力筋会在最低点交叠。至少一个方向的预应力筋会放得高些。根据单向板的受力特性、应把短跨方向的预应力筋放在下面，长跨方向的最后一条预应力筋放在上面。由于长短方向的预应力筋的数量通常是不同的，长方向的少，短方向的多，若是按上面的方法长短方向一条一条间隔放置。则长方向的预应力筋全部放置完毕后。短方向的还剩许多未安放，这显然是不合理的。正确的方法是先算出长短方向的跨度比n-L长，L_（当预应力筋间距不等时应用预应力筋数量比n=N_，N长代替），然后在两个方向的板边各放置一条预应力筋。长向每放置两条预应力筋。短方向应放置完2n条筋。如果n不是接近一个整数，则把1/n化为最大的整数比十（a、b都是整数），然后在两个方向布置预应力筋的速度按长方向每布置a条筋、短方向则布置b条筋进行。

5.结语

应力作用 第4篇

地应力的定量信息对于井孔的稳定性和油田生产有重要的影响[1]。水平地应力场及其方向在地层评估以及油储最优化开采方面非常重要。在随钻测井中对于地层地应力分ꠂ布的研究可以对实时监测应力场的变化, 这对随钻测井的安全뢾性꜂有重要的意义。

对于裸眼井和套管井的应力分析, 李平恩[2]和刘金霞[3]已经做了大量的工作, 李平恩推导出了套管井应力分布的表达式, 并利用等效模型理论[4]对套管井周的横波速度分布规律做了研究, 所得结果与刘金霞所得结果墾꜂꜂꜂一致, 研究得出套管和水泥环的存在使应力在套管内部高度集中, 井孔应力集中的范围对地层来说明显缩小到井孔附近, 相应的应力引起的地层各向异性效应相比裸眼井明显减小。在套管井中, 仍然可以观察到垂直偏振的两横波的交叉现象, 只是频散曲线的交叉点明显向高频移动。对于随钻测井中的井周应力分布, 目前还没有见到相关的报道, 关键是由于固液界面的边界问题不好处理, 因而导出其理论界较难。本文在李平恩的套管井应力分布的基础之上, 将水泥环的介质参数赋成水的参数, 并设定一个很小的横波速度50m/s左右, 这样就能将套管井周应力分布的理论解用于随钻测井中, 能对随钻环境下的井周应力进行快速的数值模拟。

2井周应力的解析表达式

考虑一口充满液体的井, 井轴在补竖直方向 (图1) 。井内及井周围存在三个地졥应力:、、, 其中是井中流体压力, 和分别是x、y方向上离井较远处地层的主应力。由这三个应力可以确定井壁周围地层的径向应力、环向应力、和剪切应力。

以上是裸眼井状态下的应力分布公式, 对于随钻测井, 考虑边界连续, 在平面应变的前提下, 可以得到随钻测井的应力分布的解析表达式[2]。

3井周应力的数值模拟

为了说明井周围应力分量的变化, 我们假定最大应力, 最小应力, 井中流体的压力为0Mpa。表1给出了介质参数。采用本文 (一) 中所示的应力表达式, 我们可以计算得到裸眼井和LWD的井周应力分布, 在计算LWD应力分布时, 需要将套管井理论解中的水泥参数用流体代替, 并将流体赋一个较小的横波速度值 (50m/s) , 使得固液界面连续。

퀹瀾 (6) 逨瀾瀺逹逸瀾嘊嘊嘊图1和图2分别是, 在平面应变的前提下计算得到的硬地层有应力后随钻测井的井周径向应力分布和裸眼井的井周径向应力分布。图3和图4分别是计算得到的软地层有应力后随钻测井的井周径向应力分布和裸眼井的井周径向应力分布。

퀹뀼퀽퀼将图1和图2对比, 图3和图4对比, 可以发现随钻环境下的井周径向应力与裸眼井时的相比, 在井孔附近, 应力集中更加明显, 在远离井孔的区域并无明显的变化。通过对随钻环境和裸眼井井周的径向应力的对比, 我们可以得出由于钻铤仪器的存在, 使得井周的应力集中更加明显, 而在原状地层, 仪器的存在并不会对原状地层应力分布产生明显的影响。且通过对比软硬地层的应力分布, 我们可以得出, 地层越软, 应力集中越明显。

4 结论

本文在套管井的应力理论解的基础之上, 数值计算了裸眼井和随钻测井的井周应力分布, 数值结果表明

(1) 由于钻铤仪器的存在, 使得井周的应力集中更加明显;

(2) 在原状地层, 仪器的存在并不会对原状地层应力分布产生明显的影响。

(3) 地层越软, 应力集中效应越明显。

摘要：地应力对井壁稳定性、完井和水平井设计等提供关键性的信息。本文通过对随钻测井和裸眼井井周应力的数值模拟, 得出在相同的地应力作用下, 由于仪器的存在, LWD井壁附近区域应力集中现象比裸眼井要明显, 且地层越软差异越大。

关键词：随钻测井,地应力,应力集中

参考文献

[1]Tang X.M., Cheng N.Y.and Cheng C.H., Identifying and estimating formation stress from borehole monopole and cross-dipole acoustic measurements, SPWLA, 40th Annual Logging Symposium Transaction, 1999;7 (23) :215-219.

[2]李平恩, 殷有泉, 苏先樾.采用等效介质模型研究地应力场中套管井周波速的空间分布, 工程力学2007;Vol.24 (8) :147-150.

[3]刘金霞, 王克协.套管井应力集中有道井周波速各向异性的研究.地球物理学报2005;Vol.48 (3) :329-333.

应力作用 第5篇

构造应力场、流体势场对柴达木盆地西部油气运聚的控制作用

运用多孔介质渗流理论和构造应力场驱动油气运移的流固耦合分析方法对柴达木盆地西部的构造应力场及流体运移势进行了数值模拟,揭示盆地西部油气运聚的规律是:①区域主要构造格架或构造体系控制了构造压力低值区的展布,二级构造压力低值区的.边界为近南北和北北东向;②由浅层向深层,构造压力低值区的范围有逐渐扩大的趋势;③盆地西南部油区棋盘格式构造的结点为构造压力低值区;④不同构造层油气流矢量聚集区往往都是构造压力的低值区和油气聚集的有利部位.

作 者：王小凤 武红岭 马寅生 操成杰 王连庆 陈宣华 田晓娟 张敏 江波 尹成明 张启全 张永庶 WANG Xiao-feng WU Hong-ling MA Yin-sheng CAO Cheng-jie WANG Lian-qing CHEN Xuan-hua TIAN Xiao-juan ZHANG Min JIANG Bo YIN Cheng-ming ZHANG Qi-quan ZHANG Yong-shu  作者单位：王小凤,武红岭,马寅生,操成杰,王连庆,陈宣华,田晓娟,WANG Xiao-feng,WU Hong-ling,MA Yin-sheng,CAO Cheng-jie,WANG Lian-qing,CHEN Xuan-hua,TIAN Xiao-juan(中国地质科学院地质力学研究所,北京,100081)

张敏,江波,尹成明,张启全,张永庶,ZHANG Min,JIANG Bo,YIN Cheng-ming,ZHANG Qi-quan,ZHANG Yong-shu(中国石油青海油田公司勘探开发研究院,甘肃,敦煌,736202)

刊 名：地质通报  ISTIC PKU英文刊名：GEOLOGICAL BULLETIN OF CHINA 年，卷(期)： 25(9) 分类号：P61 关键词：构造应力场   流体势场   油气运聚   柴达木盆地西部  

应力作用 第6篇

矿井突水是煤矿较为常见的地质灾害, 在采矿掘进过程中, 当巷道揭穿导水断裂、富水溶洞、积水老窑时, 大量地下水突然涌入矿山井巷。矿井突水一般来势凶猛, 常会在短时间内淹没坑道, 给矿山生产带来困难, 造成人员伤亡。在富水、岩溶水充水矿区、顶底板有较厚高压含水层分布矿区及构造破碎地段, 易发生矿井突水。突水事故在国内矿山中频繁发生[4,5,6], 矿井突水给人民的生命财产安全造成了巨大损失。

近几年, 随着采深不断加深, 工作面垂直应力和水平应力骤增, 导水断裂带、富水溶洞及积水采空区[7,8,9,10,11,12]大量存在, 为减少财产损失, 研究应力条件下流固耦合规律迫在眉睫, 研究原煤体在垂直应力、水平应力及流体下煤的渗透性具有重要实际意义。同时, 研究煤在应力和渗透压的耦合作用下力学机制及其渗透规律, 为研究工作面煤岩体突水模型[13,14,15]奠定了基础, 可为实践工作面防水煤柱合理留设提供参考[16,17,18,19]。

目前, 国内外对于煤的渗透性研究多采用型煤[20,21], 但型煤破坏了原煤原有裂隙节理, 其实验结果与实际相差甚远。鉴于此, 本文采用酚醛树脂包裹原煤的方法, 在不同节理方向施加压力, 测量原煤渗透量, 为原煤渗流试验提供了一种新方法。

1 试样制备及加载

1.1 酚醛树脂包裹原煤试件制备

试样中采用的原煤取自新安煤矿15110工作面, 煤样强度低、脆性大、含水量低, 且煤样有明显层状节理裂隙方向。原煤试样如图1所示, 其中图1 (a) 体积为10 530 cm3, 质量为13.678 kg;图1 (b) 煤样体积为630 cm3, 质量为0.837 kg。

煤脆性较大, 不利于加工成标准试件。酚醛树脂具有一定抗压及抗拉强度, 因此试样在应力条件下不易破坏, 且试样成型后, 酚醛树脂表现出透明特性, 便于观察试样中水的渗流情况。为此, 采用酚醛树脂包裹原煤的方法以有效解决原煤受力易崩解的问题。用酚醛树脂包裹原煤试样制备过程如下:

(1) 将原煤置于盛满水的容器中, 采用排液法测量不规则原煤体积, 并测得煤样质量。

(2) 用细绳拴住原煤, 使原煤悬空于模具中心位置, 然后将酚醛树脂注入模具, 使酚醛树脂包裹原煤, 待凝固后形成试样 (图2) 。所制备试样可承受一定压力, 方便研究不同应力状态下原煤的渗透变化规律。

(3) 在制备出的试样两端打圆孔至原煤试样 (图3) , 作为渗流入口和出口。用强力胶水将铁管粘结于试样圆孔中 (图4) 。

1.2 试验设备

试验应力加载系统采用RYL-600剪切流变仪 (图5) , 该仪器采用滚珠丝杠门式加载结构, 仪器主要用于岩石和混凝土加载, 其测控精度为±2%, 围压分辨率为0.1 k Pa, 传感器量程范围为0~5 mm, 径向为0~3 mm, 分辨精度为0.000 1 mm。图6为水压加载系统。

为便于观察试验过程中水的渗流情况, 试验液体采用水和红墨水的混合物。

1.3 试验步骤

该试验的目的在于研究水流沿煤岩节理面和垂直煤岩节理面的渗流规律。其试验步骤如下:

(1) 应力平行煤岩节理面的渗流试验。先沿裂隙渗流方向施加平行节理面应力 (图7 (a) ) , 其应力加载速率100 N/s, 待应力加载至预定值 (0, 1, 2, 3 MPa) 后进行液体渗透试验, 其渗透水压分别为0.5, 1.0, 1.2, 1.5 MPa。

(2) 应力垂直煤岩节理面的渗流试验。先沿垂直节理面方向施加应力 (图7 (b) ) , 其应力加载速率为100 N/s, 待应力加载至预定值 (应力值包括0, 1, 2, 3 MPa) 后进行液体渗透试验, 其渗透水压分别为0.5, 1.0, 1.2, 1.5 MPa。

2 试验结果分析

2.1 流量分析

用流量计测量的渗流入口水压分别为0.5, 1.0, 1.2, 1.5 MPa, 应力为0, 1, 2, 3 MPa, 平行节理面方向和垂直节理面方向应力条件下的试样出水口水流量, 得到原煤体积为630, 10 530 cm3的2种不同原煤试件透水量。

图8、图9分别示出了原煤体积为630 cm3和10 530 cm3的原煤试样在平行裂隙面应力作用下和垂直裂隙面应力作用下单位时间内的透水量。

由原煤体积分别为630, 10 530 cm3试样渗流试验结果得出:

(1) 当施加平行于原煤节理方向的应力时, 由于泊松效应使原煤裂隙面法向扩张, 原煤节理张开度变大, 其渗透量随着应力的增大而不断增大。如图9 (a) 所示, 原煤体积为10 530 cm3、水压为1.5MPa时, 在侧向应力分别为0, 1, 2, 3 MPa时, 试样透水量分别为14, 18, 22, 31 m L/min, 随应力增加, 其透水量呈现出递增趋势。

(2) 当施加垂直于节理面的应力时, 施加应力过程中由于裂隙面法向应力使得节理闭合, 节理面张开度变小, 渗透量随应力增大而减少。如图8 (b) 所示, 原煤体积为630 cm3, 在水压为1.5 MPa时, 侧向压力为0, 1, 2, 3 MPa时, 试样的透水量分别为12.0, 7.9, 6.0, 4.9 m L/min, 其透水量随压力增加呈现出递减趋势。

2.2 块状原煤渗透系数分析

渗流过程中, 流体流速并未出现较大变化, 因此, 将该渗流过程假设为Darcy渗流过程。

对于Darcy流, 渗流速度与压力梯度之间服从Darcy定律[22]:

式中, ξ为压力梯度;μ为渗流体动力黏度 (水的动力黏度取1.01×10-3Pa·s) ;kD为岩样Darcy流渗透率;V为渗流速度。

其中, 渗流速度V和压力梯度ξ的计算公式如下:

式中, p2-p1为渗流两端压差;H为所测试样高度;ρ为渗流体的密度 (水的密度1×103kg/m3) ;A为试样横截面积;q是质量流量。

根据换算:体积为630 cm3的煤样A取72.25cm2, H取8.7 cm;体积为10 530 cm3的煤样A取484 cm2, H取21.7 cm。

由式 (1) 、式 (2) 、式 (3) , 可得渗流率表达式如下:

根据式 (4) 可将所测实验数据转换为渗透率, 从而得出渗透系数K值计算结果 (表1) 。

2.3 渗透系数的流固耦合方程

如图10所示, 基于裂隙法向与横向变形均以负指数规律的形式对渗透系数初始值产生影响, 有三维应力下裂隙面渗流公式, 如式 (5) [23]。

式中, Kf和kf0分别为裂隙受力和不受力状态下的渗透系数;b和c分别为法向和侧向应力对裂缝的影响系数;β为裂隙连通系数;kn为裂隙法向刚度;σn为裂隙法向应力;vr和Er分别为裂缝岩石基质岩块的泊松比和弹性模量;p为裂隙流体压力。

对于同一煤岩样, 其裂隙及煤的各项力学参数均为不变量, 因此式 (5) 可简化为:

式中, Kf为渗透率;a, b, c, d, e为拟合参数;σn为节理裂隙面法向应力;p为水压。

根据式 (6) , 分别得出了630 cm3和10 530 cm3两煤样流固耦合拟合公式:①630 cm3煤样Kf=0.844 2×1018exp (-0.266 6×10-10σn-0.140 9×10-10p-0.123 2×10-10 (σ1+σ3) ) ;②10 530 cm3煤样Kf=0.429 3×1018exp (-0.208 0×10-10σn-0.063 4×10-10p-0.208 3×10-10 (σ1+σ3) ) 。

3 结论

(1) 采用酚醛树脂包裹原煤制备成试样测试原煤流体渗透性的方法, 保留了原煤原有节理裂隙, 其试验结果更符合实际, 为研究原煤渗透性提供一种新的试验研究方法。

(2) 采取平行节理面与垂直节理面的应力加载方法, 测试不同应力条件下原煤渗流流量。两组实验结果表明:当施加侧向压力平行于原煤节理方向时, 随应力的增大, 试样渗透流量增大;当应力垂直于原煤节理方向时, 随应力的增大而渗透流量减少。

预应力锚杆及其作用机理的数值模拟 第7篇

关键词：预应力锚杆,支护机理,数值模拟

0 引言

大断面煤巷围岩松软破碎, 普通低强度、低预应力锚杆无法有效维护其围岩的稳定。高预应力锚杆能够在巷道开挖后, 及时主动为围岩提供表面支护力, 抑制围岩的进一步变形, 使围岩保持稳定。但目前仍然缺少对预应力锚杆支护作用机理的深入研究, 本文通过数值模拟软件FLAC3D对高预应力锚杆的预应力扩散规律及其作用机理进行详细的研究。

1 预应力锚杆

锚杆有支护和加固的作用, 但普通低强度和低预应力锚杆仍然属于被动支护, 它们只能在围岩产生变形以后, 才能产生支护作用, 围岩变形越大, 锚杆产生支护作用也越大。高预应力锚杆能够主动为围岩提供围压, 抑制岩层裂隙的扩展、离层, 提高岩层的自承载能力, 实现真正意义上的主动支护。

高预应力锚杆不仅有较好的支护效果, 而且使用高预应力锚杆支护巷道可以适当地扩大锚杆间排距, 大幅减少锚杆用量, 加快巷道的掘进速度, 具有非常经济实用的价值。

2 锚杆预应力扩散规律的数值模拟

运用FLAC3D对锚杆的预应力扩散规律进行模拟, 并运用后处理软件Tecplot对其结果进行处理分析。模型的范围为长×宽×高=55 m×20 m×44 m, 共生成48 400个网格区域和52 920个节点。在不考虑原岩应力的情况下, 开挖5 m×20 m×4 m矩形巷道。通过对锚杆施加预紧力, 使得锚杆在围岩中产生压应力并使其逐步向内扩散, 在锚杆群的作用下, 压应力相互重叠, 形成连续稳定的压缩带, 提高了围岩的自承能力。

2.1 单根锚杆预应力的扩散规律

图1所示为100 k N预紧力, 不同长度锚杆下, 锚杆预应力的扩散图, 横坐标为与锚杆尾部的距离, 纵坐标为其对围岩形成的围压。

由图1可以看出, 单锚杆在100 k N预紧力作用时, 锚杆对围岩形成的最大压应力为0.1 MPa, 随着锚杆长度的增加, 最大压应力也有增大的趋势。锚杆预应力的扩散主要在距锚杆尾部lm范围以内, 超出lm的范围后, 围压压应力在一个较小的范围内逐渐减小。在锚杆整个长度范围内, 围岩压应力随着锚杆变长, 都有略微的提高, 但锚杆超过一定长度时, 锚杆中部围岩压力会出现部分降低。因此, 增加锚杆的长度有助于预应力的扩散, 但不宜过长, 过长会导致锚杆中部围岩有效压应力区减小, 不利于围岩的稳定。

图2为2.2 m锚杆作用下, 不同预紧力锚杆的预应力扩散图。由此图可以看出, 当锚杆预紧力为30 k N时, 围岩的最大压应力只有0.028 MPa, 随着预紧力的增大, 围岩的压应力也随之增大。当预紧力达到150 k N时, 围岩的最大压应力可以达到0.14 MPa。

2.2 锚杆群预应力的扩散规律

分别对不同间排距和不同预紧力下的锚杆群预应力扩散, 进行数值模拟, 模型巷道为全煤巷道, 模型不考虑原岩应力。图3为锚杆长度为2.2 m, 预紧力为100 k N时, 不同间排距下, 围岩形成的压应力图。

由图3可以看出, 在间排距较大时, 锚杆产生的压应力几乎是相互独立的, 锚杆间没有有效的压应力区;随着锚杆间距的减小, 锚杆间开始形成有效的压应力重合区, 但数值相对较小;随着锚杆间距的继续减小, 锚杆间的压应力连成了整体, 对围岩形成了有效的围压, 围压内岩石的强度得到大幅度提升。由于两帮锚杆和顶锚杆成直墙拱形布置, 使得围岩的压应力也形成直墙拱形的压应力圈, 应力圈的应力由围岩边界向内逐渐减小。压应力圈内的锚杆与围岩形成的锚固体, 在三向应力作用下, 强度达到强化, 再加上锚杆本身的抗剪切能力, 锚固体内形成了稳定的加固圈, 加固圈可以承受来自上部和周边岩石施加的径向荷载和切向载荷, 保持围岩的稳定。

加固圈的强度主要是由其围压的大小决定的, 而其围压主要是由锚杆的预紧力决定的, 因此, 预紧力的大小对围岩的稳定性有着非常重要的影响。图4为锚杆间排距为1 m, 锚杆长度为2.2 m时, 不同预紧力下形成的压应力圈图。

由图4可以看出, 当锚杆预紧力较小时, 即使形成压应力圈太小, 对围岩强度的强化起不到多大作用;随着锚杆预紧力的增加, 压应力圈的数值逐渐增大, 当其达到一定的数值, 使锚固体围岩强度强化到足以承受来自上部和周边岩石施加的径向荷载和切向载荷时, 即形成了稳定的加固拱。

2.3 锚杆锚索联合支护

在锚杆锚索联合支护中, 锚索的超高预紧力使压应力圈的范围和数值都得到了成倍的增加。如图5所示, 在锚杆锚索联合支护下, 围岩的最大压应力达到0.5 MPa, 在2 m以内, 压应力都保持在0.25 MPa以上, 加固圈的厚度和自承载能力都得到了大幅度提升, 有效减小和限制了顶板离层及围岩中微小裂隙的扩展, 限制了围岩的有害变形, 保持了围岩的稳定。

3 预应力锚杆形成的加固拱

现在加固拱理论都认为, 在巷道围岩中安装全长锚固锚杆或低预应力的锚杆后, 会在锚杆的中部形成加固拱。但现在大多数煤矿使用的都是高强度高预应力端部锚固锚杆。为研究高预应力锚杆的加固拱理论, 运用数值模拟, 分析了高预应力端锚锚杆在矩形煤巷中预应力扩散规律, 发现支护形成的压应力区主要集中在锚杆尾部, 而非两端, 并推导出锚杆尾部形成的加固拱厚度与锚杆长度的近似关系。

3.1 加固拱的成因

1) 在高预应力锚杆的作用下, 锚杆主动及时向围岩施加的径向围压, 使围岩的受力状态恢复为三向应力状态, 从而提高围岩的残余强度, 提高了围岩的自承载能力。

2) 在低围压下, 围岩的强度对围压非常敏感, 较小的围压即可使围岩的强度有较大的提升。尤其是巷道周边, 围岩的径向应力几乎为0, 锚杆群向围岩施加的径向围压, 使其强度得到较大提升。

3) 锚杆杆体本身具有较强的抗剪作用, 锚杆群与围岩组成的锚固体, 具有较大的抗剪切强度, 减小了围岩切向应力集中造成的破坏。

4) 适当的锚杆间排距, 使锚杆各自对围岩的锥形压应力体相互叠加, 形成连续稳定的压应力圈, 提升了压应力圈内围岩的自承载能力, 共同抵挡外界变形。

3.2 预应力锚杆的支护作用机理

由前面对预应力锚杆应力扩散规律的研究结果, 可以得出预应力锚杆的作用机理主要有以下几点。

1) 在巷道围岩中安装高预应力锚杆, 能及时为围岩提供径向约束力, 尽快使围岩恢复为三向应力状态, 提高围岩的残余强度, 控制住围岩的变形程度。

2) 预应力锚杆的安装, 改变了周围岩体的应力大小, 不仅可以使围岩保持一定的径向应力, 而且可以降低围岩集中的切向应力。

3) 预应力锚杆多是高强度锚杆, 具有较高的抗剪强度, 能够有效抑制岩层间的错动、滑移, 对围岩具有加固作用。

4) 在适当的间排距下, 高预应力端锚锚杆, 对围岩形成有效围压, 使锚杆尾部的围岩形成加固拱, 其加固作用相当于在围岩内部形成了“砌破”。

5) 预应力锚杆的径向支护力和抗剪强度, 使锚杆与围岩形成了统一的锚固体, 具有一定的承载能力。

4 结语

为锚杆施加的预紧力对于巷道的支护起到的作用非常关键, 本文通过数值模拟软件FLAC3D数值模拟了端锚锚杆预应力的扩散规律, 且通过处理软件TECPLOT的处理, 发现锚杆群对围岩形成的围压主要集中在靠近锚杆尾部的一端, 而非两端, 由此提出了高预应力端部锚固锚杆会在锚杆尾部形成加固拱, 并推导了该加固拱厚度与锚杆长度的近似关系。最后对预应力锚杆的多种作用机理进行详细总结, 可以得出, 高预应力锚杆是一种非常有效的支护方式, 能够改善围岩的应力状态, 对围岩进行加固, 使锚杆和围岩形成统一的锚固体, 并在适合的情况下形成加固拱。

参考文献

[1]袁文峰.大采高工作面初次来压的模拟与研究[D].太原:太原理工大学, 2010.

[2]王金华.我国煤巷锚杆支护技术的新发展[J].煤炭学报, 2007 (2) :113-118.

[3]宋宏伟.地下工程非连续岩体锚固稳定的研究[D].徐州:中国矿业大学, 2002.

[4]彭文斌.F`LAC3D实用教程[M].北京:机械工业出版社, 2011.

应力作用 第8篇

通讯拉线塔是一种由钢绞线拉线固定, 塔身上可安装移动通信天线的塔桅形式, 具体形式见图1。塔身一般是格构式桁架, 由钢管、角钢或圆钢组成。除塔身底部外, 塔身在不同高度安装拉线为铁塔提供约束。该塔型外观新颖, 受力合理, 塔体重量轻, 施工简便、周期短, 是一种性能良好、经济实用的通信塔型。

通讯拉线塔作为通信铁塔的一个重要分支, 在传统刚性结构的基础上引入柔性的预应力拉索, 并施加一定的预应力, 在不同高度为塔身提供约束, 减少了铁塔自由长度, 从而改变了结构的内力分布和变形特征, 优化了结构的性能, 使得结构重量大为减轻, 在工程中得到了广泛的应用。

通讯拉线塔一般安装在建筑物的屋面上, 高度在8 m~16 m之间。因为其塔身截面尺寸小, 在既有结构上较易选定受力点, 对结构产生的影响小。但该结构也有其缺点, 因为结构本身需要拉线提供约束, 而拉线与水平线的夹角通常为45°, 故塔身越高其占地面积越大;而且对固定拉线的锚固件和拉线要求较高。

1 拉线塔钢绞线预应力及计算方法

拉线是一种柔性构件, 仅能承受拉力, 不能承受压力, 作为通讯拉线塔的重要构件, 对于拉线结构体系的形成是必不可少的。铁塔塔身依靠预先对拉线施加预应力从而为其提供必要的支撑, 抵抗由地震作用产生的荷载。由此得出, 施加了预应力的拉线是实现抗震性能的关键因素。

拉线的预应力可以人为调节, 它的大小对结构的抗震性能有较为显著的影响, 预应力过小则不能为塔身提供必要的约束, 在地震作用下, 拉线可能松弛而退出工作;反之, 如果预应力过大会增加塔身结构的负担, 同时会增大既有结构的荷载, 产生不利的影响。所以, 通讯拉线塔的预应力应该存在一个合理值。既可以满足地震作用下抵抗荷载的要求, 同时又要尽量减小预应力的取值。目前, 通讯铁塔地震反应的计算分析方法主要有振型分解反应谱法和时程分析法。其中, 反应谱法主要应用于弹性多自由体系的分析, 而且分析所得的结果是最大地震反应, 并不是结构在地震作用下反应的全过程。时程分析法是对结构的运动微分方程直接进行逐步积分求解的一种动力分析方法。由时程分析可得到各个质点随时间变化的位移、速度和加速度动力反应, 进而计算构件内力和变形的时程变化, 该方法直接输入实测地震加速度时程记录或者人工加速度时程, 对运动方程积分求得地震作用下结构在整个过程中的反应[1]。根据加速度时程输入位置和方向, 时程分析法的加速度时程输入方式分为单点一致输入、多向单点输入、多点输入和多向多点输入等[2]。本文算例采用时程分析法对拉线塔进行分析。

2 有限元模型和计算结果

以一个典型通讯拉线塔为研究对象, 建立有限元模型。塔身为三角形断面的桁架, 高度15 m, 断面边长500 mm, 主材采用Φ89×6, 斜材和横材采用L45×4, 拉线采用钢绞线, 俯视按120°间隔布置, 在塔身12 m, 6 m设两层拉线, 上层拉线与水平线角度为38°, 下层拉线与水平线角度为57°, 占地为16.5 m×14.5 m。模型见图2, 选取上层拉线作为考察对象, 通过分析结果来说明拉线的地震反应。

以模型为研究对象, 计算结构在地震作用下的反应。假定该工程所在地区地震分组为第二组, 场地类别为Ⅱ类场地, 设防烈度为8度 (0.2g) 。根据所在场地选取EI-Centro波作为实测地震加速时程。同时根据当地的设防烈度和GB 50011—2010建筑抗震规范[3]中的规定对地震波进行波峰调整, 将该加速度时程中的加速度值调整至70gal。

将上下两层拉线预应力作为考察参数, 分别设置为1 k N, 3 k N, 5 k N时进行地震动力时程分析, 并对结果进行整理, 得到不同预应力拉线内力的时程曲线, 见图3, 图4。

3 结语

由以上模型计算结果可以看出:

1) 拉线内力时程曲线接近于EI-Centro波的波形。在地震作用下, 拉线内力峰值出现的时间稍晚于地震波的波峰值。

2) 在地震烈度为8度 (0.2g) 地震作用下, 拉线内力最大拉力为1.07 k N, 且上层拉线的内力大于下层拉线的内力。因为拉线为只拉构件, 在承受压力时退出工作。

3) 在静力作用下, 若不考虑结构初始缺陷, 拉线受力很小, 只有在地震作用下, 拉线才参与工作。由此可以得出, 为保证拉线不因为松弛而退出工作, 拉线的预应力应与地震作用下所承受的内力相接近为宜。过大则增加塔身和拉线的荷载, 过小则使结构在地震作用下容易松弛。所以, 在抗震8度区, 15 m通讯拉线塔拉线预应力以1.5 k N~2 k N为宜。

参考文献

[1]杨忠, 张文旭.局部双层网壳结构的自振特性分析[J].华北地震科学, 2008, 26 (4) :41-44.

[2]陈志华.张弦结构体系[M].北京:科学出版社, 2013:103-106.

应力作用 第9篇

带局部框架的砌体结构是砌体结构与局部框架相结合的一种混合结构形式,这类结构具有室内空间灵活、建造经济、能满足不同结构功能要求等优点。尽管这种混合结构已经应用于实际工程,但是目前对这种结构的工作机理、受力性能的研究还基本处于空白阶段。结构设计者往往按框架结构进行梁柱设计,而施工人员却按砌体结构进行工程施工,因而实际工程结构设计的经济性与施工结构的安全性都值得怀疑。

本文结合某实际工程,采用有限元软件ANSYS进行了竖向荷载作用下局部框架应力的有限元分析,对竖向荷载作用下局部框架的工作机理、受力性能进行了初步研究,希望为带局部框架的多层砌体结构房屋的设计与施工提供依据。

2 有限元模型建立

某6层学生公寓楼,层高3.3m,房屋总高19.15m。房屋总体呈U字形布局,两翼为2栋平行布置砖混结构学生宿舍楼,中间为6层连接体,采用带局部框架的砖混结构型式。局部框架设于房屋连接体中部门厅入口处,框架柱网尺寸7.8m×8.4m,柱截面尺寸300mm×300mm,梁截面尺寸:第2层300mm×650mm、其它层300mm×600mm。房屋(3)轴附1轴线处局部框架底层空敞、上部各层有砖填充墙,跨中有楼盖次梁传来集中力作用,受力最不利。

多层砌体结构房屋中局部框架有两种施工方式可供选择,即先浇框架后砌墙的框架施工方式和先砌墙后浇框架梁的砌体结构施工方式。为比较这两种施工方式对结构受力性能的影响,本文取上述工程(3)轴附1轴线处局部框架及左右部分墙体,分别按两种施工方式建立计算模型和进行有限元分析[1],模型a共有12 704个节点,2 040个体单元,模型b有19 083个节点,3 248个体单元。框架梁柱弹性模量Ec=3×107k N/m2,泊松比μ=0.20[2],1层至4层墙体弹性模量Em=2.7×106k N/m2,5层、6层墙体弹性模量Em=2.7×106k N/m2,泊松比μ=0.15[3]。楼盖次梁传来的集中力、框架施工方式中填充墙自重分别转换为施加在框架梁跨中和梁顶面的压力载荷,模型中对整个基座底部和墙体截开截面施加位移约束,如图1。图2～图4为部分有限元计算结果。

3 计算结果分析

3.1 施工方式对结构受力性能的影响

从计算结果看,采用不同施工方式建造的局部框架结构受力有较大差异:按框架施工方式建造的局部框架上下各层梁的应力分布基本一致,第2层梁的跨中截面梁底最大水平拉应力9.15MPa,梁端截面顶部最大水平拉应力达6.75MPa,圈梁最大水平拉应力3.18MPa。而按砌体结构施工方式建造的局部框架,从上往下各层梁对应截面的应力逐渐增大,受力最大的第2层梁跨中和梁端截面最大水平拉应力分别为2.56MPa、5.45MPa,圈梁最大水平拉应力1.7MPa,仅为按框架施工方式建造第2层梁对应截面最大水平拉应力的28%、81%和53%(圈梁)。

3.2 砌体结构施工方式下结构应力分布规律

砌体结构施工方式下,第2层各水平截面上的竖向应力σy分布见图6。图6a分布曲线表明:竖向荷载作用下水平截面竖向压应力峰值出现在柱中,柱两侧约200mm范围内的墙体也有较大压应力。墙顶水平截面的中部有较大的竖向压应力,两侧压应力逐渐降低,到洞口内侧附近出现拉应力,洞口外侧又有较高的压应力。墙—托梁界面上,柱及柱外侧墙体压应力较墙顶压应力有明显增大。

图5b为柱间水平截面竖向应力分布图,分布曲线表明:随着截面高度降低,门洞间竖向应力逐渐向两侧聚集,墙高1m处截面中部已出现拉应力,墙—托梁界面中间大部分区域受拉、两侧受压,跨中截面有拉应力峰值,门洞边缘则有压应力集中现象(见图3)。门洞外小墙肢内侧出现拉应力,外侧有较高的压应力,这一点与试验研究结果是一致的[4]。

砌体结构施工方式下,第2层各竖直截面正应力σx分布见图6。图6a分布曲线表明:跨中竖向截面上托梁的大半高度为受拉区,截面正应力为折线分布。墙体大部分受压,但压应力很小,墙体顶部约墙高的区域出现很小的拉应力。而第3层梁的受力和框架梁有很大不同,为偏心受压构件。应力分析表明,砌体结构施工方式下,第2层梁(托梁)与第2层墙体及第3层梁(顶梁)实际组成了一组合拉杆拱体系,由于该体系的组合作用,托梁跨中截面内力较同样条件下的框架梁有了很大降低。

靠近洞口内侧的竖向截面上托梁正应力为直线分布,该截面洞顶以上墙体受拉、下部受压,洞顶处出现拉应力集中现象(见图4)。梁端截面处托梁下部受压,压应力值极大,正应力分布为折线分布,最大压应力约为最大拉应力的2倍。洞顶以上墙体受压、底部墙体受拉,托梁附近墙体达到最大拉应力。洞口内侧及梁端截面的正应力分布表明:偏开洞影响了结构的组合作用,使托梁靠近梁端截面的内力与框架基本接近[5]。

4 结束语

1)有限元分析结果表明,在竖向荷载作用下,按砌体结构施工方式建造局部框架的应力一般远小于按框架施工方式建造局部框架的应力,本文认为按砌体结构施工方式进行局部框架施工更为合理。

2)在竖向荷载作用下,按砌体结构施工方式建造的带局部框架多层砌体结构在竖向荷载单独作用下存在组合拱作用,托梁跨中截面内力较同样条件下的框架梁要小,而支座处偏开洞则会削弱这种组合作用,有偏开洞时托梁梁端截面内力与框架梁接近。

3)地震作用等水平荷载作用下的带局部框架多层砌体结构的工作机理与抗震性能还有待进一步研究。

参考文献

[1]宋勇,艾宴清,梁波.精通ANSYS7.0有限元分析[M].北京:清华大学出版社,2003.

[2]GB50010-2002混凝土结构设计规范[S].

[3]胡文湛,卢文胜.底部两层框架砖房结构抗震性能分析[J].结构工程师,2003(2):31-35.

[4]张国军,刘伯权,齐小红,李应斌.连续墙梁水平及竖直截面应力的分布规律[J].建筑结构,2003,33(6):66-68.

应力作用 第10篇

1. 管道荷载

1.1 管顶竖直土压力

埋地油气管道的工作状态远较地面露天管道复杂, 其原因主要是管道在各种外载荷 (如地面载荷、土壤重力等) 作用下, 管道周围的土壤介质与管壳结构之间存在着变形约束与力的相互作用。为了便于分析计算, 作适当的简化是必要的。埋管的土壤荷载包括土壤对管道的压力、土壤对管道的摩擦力。土压力分为竖直土压力和侧向土压力, 本文假设发生崩塌时落石垂直冲击管道正上方, 故此时只考虑竖直土压力作用。埋地管道所受土压力大小与许多因素有关, 其中埋置方法是首先要考虑的因素, 埋置方法不同, 受力特点不同, 则作用于管道上的土压力计算方法也不相同。这里仅对沟埋式管道进行分析, 基于散体极限平衡条件, 利用马斯顿提出的沟内埋管竖直土压力计算模型 (如图1) , 可得出深度处竖直土压力为:

根据σZ可知, 作用在管顶的单位长度竖直总土压力N为:

式中:γ为沟中填土重度;c、φ分别为填土与沟壁之间的粘聚力与内摩擦角;B为沟槽宽度;K为土压力系数, 马斯顿采用主动土压力系数;D为埋管直径;H为地表到埋管顶部的填土深度;q为填土表面的均布荷载。

值得提出的是, 沟宽值的大小, 对作用于埋管上的土压力影响较大, 规范GB50253-2003对管沟宽度作了规定, 当管沟深度小于5m时, 沟宽值应按下式计算:

式中:b为沟底加宽裕量。

1.2 落石冲击荷载

在式 (3) 中, 填土表面均布荷载的值应由落石自高空坠落于管道上方的土壤所产生的冲击荷载来确定, 假设落地瞬间落石产生的冲击荷载在落地区域单位面积上平均分布。在这里冲击荷载定义为大的重物从高处落下所产生的碰撞荷载。其下落所产生的冲击荷载为:

式中:Pmax为土表面的最大荷载;W为下落物体的重量;Hf为物体下落高度;G为土的剪切模量;r0为下落物体的最小水平半径;v为土的泊松比。

则填土表面的均布荷载q为:

1.3 管道内压产生的环向应力

埋地管道在输送介质的过程中存在内压作用, 内压是影响管道强度的主要作用荷载之一。内压在管道内产生环向应力, 油气管道多属于薄壁管道, 一般由薄壁管道计算公式可得:

式中:σh为管壁的环向应力;p为管道内压;t管道壁厚。

由以上公式 (3) 、 (4) 、 (5) 、 (6) 可以得到管道在落石冲击荷载作用下管道上外部总荷载Q为:

Q=Dφγ2 (DK+tb) an-φ2c1φ-e-2KDH+btanφφ+1π2r0姨32WHr0 (1-vf) Ge-2KDH+btanφφ (8)

2. 管道应力分析

埋地油气管道受到内压引起的环向应力和由外部静态荷载 (土壤荷载) 及动态荷载 (冲击荷载) 所引发的环向弯曲应力的作用, 这两种应力相互叠加对管道强度产生影响。埋地管道在外部总荷载的作用下产生环向弯曲应力, 根据Spangler公式可得:

式中:σhb为管道的环向弯曲应力;Kb为弯曲参数;KZ为挠度参数 (对于开挖管沟Kb取0.235, KZ取0.108) 。

根据应力叠加原理, 由公式 (7) 、 (9) 可得管道总环向应力:

根据规范GB50253-2003:由内压力和外部荷载作用所产生的环向应力之和不得超过钢管的许用应力, 即σ≤[σ], 输送油气的钢管, 其许用应力应按规范GB50423-2007中的要求计算:

式中:[σ]为输送油气管道许用应力;F为强度设计系数;Φ为钢管焊缝系数 (这里Φ取1.0) ;m为温度折减系数 (当温度小于120℃时, m值取1.0) ;σs为钢管规定屈服强度。

3. 管道变形分析

埋地油气管道在土压力和冲击荷载作用下, 即使管道不发生破裂, 但仍可能有较大幅度的变形, 椭圆状居多 (如图2) , 这种大幅度变形也会使管道失效。假设管道横截面视为一个没有有效横向土壤支撑的弹性环, 在冲击荷载作用下其竖向变形量完全由管壁弯曲作用的弹性抗力控制, 则由爱荷华计算公式可得:

式中:Δ为竖向变形位移;E为管材弹性模量。

在这里由于内压对冲击荷载作用下管道竖向变形起到阻挠作用, 根据管道失效评定原理, 无内压是管道发生竖向变形的最坏荷载情况, 故在式 (13) 计算中忽略内压的影响, 则管道的竖向变形位移为:

变形超过一定极限时, 管道将丧失外部荷载的承载能力。为了管道的安全, 规定管道允许的最大变形量不得超过钢管外径的3%, 即。

4. 应用实例

根据崩塌冲击荷载的作用形式, 利用Matlab软件编制了埋地油气管道的校核分析程序, 该程序包括管道环向总应力和竖向变形两部分的计算分析。通过具体参数的输入计算, 可以方便地计算出在崩塌冲击荷载中不同埋深情况下管道环向总应力与变形量的具体值以及变化趋势。 (程序略)

5. 结语

地质崩塌灾害中落石产生的冲击荷载相当大, 会使管道瞬时产生强大的附加应力, 且冲击中心正下方管道截面为最危险截面, 当管道埋深不够时, 很容易引起管道的变形失效。同时随着管道埋深的增加, 管道总的环向应力和变形量逐渐减小趋于稳定, 即崩塌产生的冲击荷载所带来的破坏效应越来越小。因此, 当埋地油气管道穿越山体不稳定或可能崩塌的落石方量极大的严重崩塌区时, 可以采取加大埋管深度或增加管道上部防护层厚度等方法, 从而有效减小落石产生冲击荷载的破坏作用, 保证管道的安全运行。

摘要：地质崩塌自然灾害中, 往往会产生崩落的巨石冲击管道, 造成管道破坏。本文利用马斯顿提出的沟内埋管竖直土压力计算模型, 对埋地油气管道存在冲击荷载情况下的受力进行分析, 提出了崩塌冲击荷载作用下管道应力与变形的计算方法, 以此来判断管道的失效与否。