结构受力特性范文

2024-05-04

结构受力特性范文（精选9篇）

结构受力特性第1篇

关键词：大跨度桥梁,受力特性,施工控制,应力结构

0 引言

斜拉桥以其造型美观、跨越能力强、跨径布置灵活、施工干扰少、力学性能好、材料费用较低、刚度较好、抗风能力强等优点,在大跨度桥梁建设中被广泛应用,成为一种最为常用的结构。近年来,随着新材料的开发,电子计算机软硬件的发展,施工技术的进步,斜拉桥不断向大跨径、更轻巧方向发展。被称为世界第一高桥的法国塔恩河河谷Millau高架桥,其大桥斜拉索高处高出地面1 125 ft,2008年兴建的双向三线高架斜拉桥中国香港昂船洲大桥,主跨1 018 m,同年兴建的双塔斜拉桥苏通长江大桥,主跨1 088 m。

1 大跨度斜拉桥梁结构特点

斜拉桥是一种将主梁用许多拉索直接拉在桥塔上的桥梁,其结构体系由承压的索塔、受拉力的斜拉索、承弯的主梁组成,可以看作是用拉索代替支墩的多跨弹性支承连续梁。作为一种拉索体系,斜拉桥比梁式桥具有更大的跨越能力,是大跨度桥梁最主要的桥型。目前所采用的索塔形式有A形、倒Y形、H形、独柱几种,主梁一般采用混凝土结构、钢混结构或钢结构,索塔大多采用混凝土结构,斜拉索采用高强材料,如高强钢丝或钢绞线制成。斜拉桥的主要荷载并非桥梁上面的汽车和火车,而是其自重,主要是主梁。其荷载传递途径主要是利用锚固在主梁和索塔上的斜拉索,将主梁的恒载和车辆荷载传递至索塔,再通过索塔传递至地基。这种斜向产生的巨大的水平分力依靠塔的自锚固体系得以平衡,使斜拉索承受巨大的拉力,塔梁承受巨大的压力,充分发挥钢材受拉和混凝土受压的特性,大幅度增加桥梁的跨越能力,降低了主梁的弯矩值。

2 大跨度斜拉桥梁结构空间受力特性

斜拉桥是塔、梁、拉索三种基本构件组成的桥梁结构体系,通常表现为柔性受力特性,同连续梁和桁架梁结构相比,受几何非线性影响比较突出,特别是对大跨度斜拉桥来说,由于斜拉索较长,会因自重产生较大的垂度,其伸长量与索内拉力并不成正比关系。当荷载作用于斜拉桥结构某节点时,节点将发生位移,而荷载也会发生移动,这种位移使荷载对节点相连接的杆件作用方向发生改变的同时,还改变了荷载对结构上其他节点产生的弯矩。总的说来,这种几何非线性静力特性来源于三个方面:斜拉索垂度效应、轴力与弯矩耦合产生的梁—柱效应、大变形产生结构几何形状变化引起的非线性效应。

2.1 斜拉索垂度效应

斜拉索是一种柔性构件,受其自重和轴力的影响,呈现出悬链线线形特征。斜拉索的轴向刚度受垂度的影响而发生改变,而其垂度则取决于斜拉索张力。因此,斜拉索张力和斜拉索变形之间,存在着明显的几何非线性特征。在荷载作用下,斜拉索在受力后产生的应变可以认为是线弹性的,受斜拉索材料弹性的控制;斜拉索中各股钢丝在斜拉索荷载作用下会产生相对运动,使斜拉索各股钢丝重新排列而变得更为紧密;此外,斜拉索中除了产生应变外,索垂度还会发生变化,垂度发生的变化同材料应力无关,而是纯粹的几何变化所导致的,受到索内张力、索长和索自重分布的影响。斜拉索所产生的这种几何非线性变化因斜拉索自重和水平投影长度的增加而增加,随斜拉索预应力的增大而减小。这种斜拉索所产生的非线性效应,在大跨度斜拉桥梁的全桥非线性效应中占有极大的比重。其应力水平越低,斜拉索弹性模量损失就越多,所以应当尽可能的保证斜拉索在恒、活载作用下处于较高的应力水平,从而在充分应用材料的基础上,减小斜拉索垂度效应。

2.2 梁—柱效应

胡克定律是力学基本定律之一,适用于一切固体材料的弹性定律,即在弹性限度内,物体的形变与引起形变的外力成正比。但是,即便在构件满足胡克定律的情况下,斜拉桥各构件也会呈现出几何非线性受力特性,这主要是因为斜拉索拉力使主梁和桥塔等构件处于弯矩和轴力的耦合作用下的原因。在轴向力的作用下,主梁和桥塔等构件的横向挠度会引起附加弯矩,并对轴向刚度的大小造成影响,从而使叠加原理不再适用。但是,如果梁、柱等构件在承受着一系列横向荷载和位移作用时,在轴向力保持不变的情况下,所承受的横向荷载和位移作用则是可以叠加的。因此,可以将轴向力看作是影响主梁和桥塔等构件横向刚度的一个参数。

对梁—柱效应几何非线性受力特性进行分析的经典方法是基于有限元离散化观点的稳定函数法,目前这种方法在斜拉桥的结构分析中得到了广泛的应用。

2.3 大变形效应

当斜拉桥在承受荷载时,其上部结构,包括斜拉索、主梁、桥塔等上部结构的几何位置都会发生显著的变化。这种变化从空间有限元模型分析法的角度来看,各节点坐标在荷载作用下,随荷载增量影响变化较大,同时,其各单元的长度、倾角等几何特性也会相应的发生较大的改变,整个结构的刚度矩阵成为几何变形的函数,荷载和位移不再保持线性特征,内力和外荷载之间也不再是正比关系,整个结构呈现出几何非线性特征。受结构大变形效应的影响,产生了与荷载量并不成正比的附加应力。不过,如果将荷载增量加载细分到足够程度,使荷载迭代次数足够多,结构大变形所引起的几何非线性特征,可以用分段线性特征来代替考虑。

3 结语

通过对大跨度桥梁结构空间受力几何非线性特征的分析,包括斜拉索垂度效应、轴力与弯矩耦合产生的梁—柱效应、大变形产生结构几何形状变化引起的非线性效应,可以看出:

1)大跨度斜拉桥梁几何非线性受力特征对桥梁的竖、横向刚度,尤其是横向刚度影响不大;2)大跨度斜拉桥梁的大变形效应主要对主梁和索塔竖杆轴力、竖向弯矩有一定影响,而对桥梁大部分杆件的恒载内力影响较小;3)由于轴力与弯矩耦合会产生梁—柱效应和大变形效应,所以可以提高桥面板抗性,如钢正交异性板等,从而提高桥梁的横向刚度,分担主梁弯矩效应,降低主梁纵向弯矩,降低主梁纵、横梁所受的内力,并改善索塔的受力状况,降低其纵向弯矩以及由主塔荷载所引起的横向弯矩和轴力,但是这种方法对于主梁所受的剪力分担作用并不会很明显。

总之,目前大跨度桥梁在我国经济建设和人民生活中占据了越来越重要的地位,加强大跨度桥梁结构空间受力特性的研究,对于提高大跨度桥梁的安全性和稳定性有着重要意义。

参考文献

[1]吴冲.现代钢桥[M].北京:人民交通出版社,2006.

[2]李传习,夏桂云.大跨径桥梁结构计算理论[M].北京:人民交通出版社,2002.

[3]李国平.预应力混凝土结构设计原理[M].北京:人民交通出版社,2000.

结构受力特性第2篇

针对混凝土桥梁沥青混凝土桥面铺装层的受力状态,建立力学分析模型,并通过对桥面铺装体系在各种荷载作用下的受力分析,分析铺装层的变形情况,研究其应力变化规律,确定铺装层与桥面板连接刚度的.适宜范围.为桥面铺装层设计提供力学理论依据.

作者：崔亚楠杨继新孙建 Cui Yanan Yang Jixin Sun Jian 作者单位：崔亚楠,杨继新,Cui Yanan,Yang Jixin(内蒙古工业大学建筑工程学院,呼和浩特,010051)

孙建,Sun Jian(内蒙古电力勘测设计院,呼和浩特,010020)

刊名：现代交通技术英文刊名：MODERN TRANSPORTATION TECHNOLOGY 年，卷(期)： 6(2) 分类号：U443.33 关键词：桥面铺装层受力特性有限元变形应力分析

异形柱框架结构受力特性与设计浅析第3篇

1 异形柱框架结构的受力特点

异形柱是指采用截面区别于常见的矩形柱, 由剪力墙演变而来, 截面几何形状可采用L形、T形和十字形截面, 有时也采用Z形。柱截面中各肢的肢高与肢厚比要求不大于4。全部或者部分采用异形柱的梁柱结构即为异形柱框架结构体系。为了使异形柱在建筑使用和结构受力上的优势得到充分发挥, 在结构平面中, 墙的转角部位多采用L形截面柱, 纵横墙交接处则多采用T形和十字形截面柱。柱肢厚度一般填充墙体厚度相同, 一般取200~250mm, 不大于300mm, 柱肢长一般为600~800mm。由于异形柱由多肢组成, 与普通框架结构相比, 异形柱结构具有自己的独特性:

(1) 变形方面。异形柱由于截面本身的复杂性, 其剪力中心往往并不在平面范围之内, 为双偏压构件。受力时其内力和变形要靠各柱肢交点处核心混凝土来协调, 在这种状态下各肢将产生翘曲正应力和剪应力, 在剪应力作用下, 柱肢砼先于普通矩形柱产生裂缝。同时, 由于剪应力的存在, 各肢核心混凝土处于三向受剪状态, 导致异形柱变形协调能力低, 破坏时伴有严重的脆性破坏, 其变形能力也比普通矩形柱低。同时, 普通住宅的层高多为2.8m~3.1m, 异形柱柱肢厚度通常不小于200mm, 为了满足柱承载力要求, 柱肢长度一般不会太小, 这样容易导致柱剪跨比过小, 形成以剪切变形为主的短柱 (柱净高H/柱肢长h<4) , 从而导致构件变形能力下降。

(2) 承载力方面。异形柱在配筋形式上与矩形截面柱有显著的差异, 在受力性能上与矩形柱必定也存在一定差异, 因此其受压承载力计算相比矩形柱要复杂。其原因是在双向偏心受压作用下, 截面中和轴既不与弯矩作用平面垂直, 也不与截面边缘平行。同时, 由于异形柱由多肢组成, 柱截面肢高肢厚比一般在2.5~4, 墙肢平面内外两个方向刚度相差较大, 导致各向刚度不一致, 其各向承载能力差异也较大。因此文献[1]规定异形柱应进行双向偏心受压正截面承载力计算。

2 异形柱结构设计的一般规定

2.1 结构布置

异形柱框架结构体系应严格按照概念设计的原则, 满足现行国家结构设计、施工规范的基本要求。考虑到异形柱框架结构的特点, 根据文献[1]应符合以下原则: (1) 一个独立结构单元内, 异形柱结构的平面形状宜简单、规则、对称, 减少偏心, 刚度和承载力分布宜均匀; (2) 异形柱结构的框架纵、横柱网轴线宜分别对齐拉通;异形柱柱肢截面肢厚中心线宜与框架中心线对齐;尚应考虑扭转对明显不对称的结构受力的不利影响; (3) 异形柱框架结构的竖向布置体型宜规则、均匀, 避免有过大的外挑、内收, 楼层抗侧刚度沿竖向宜均匀变化, 避免突变。且竖向结构构件的截面尺寸不宜在同一楼层变化。

2.2 房屋最大高度、最大高宽比及长细比限制

异形柱框架结构在房屋最大高度、最大高宽比及长细比限制方面较普通框架结构要严格。在抗震设防烈度为6度区, 房屋适用的最大高度H为24m, 建筑物适用的最大高宽比H/B为4;在7度区, 房屋适用的最大高度H为21m (0.1g) 或18m (0.15g) , 建筑物高宽比不宜大于3.5 (0.1g) 或3 (0.15g) ;在8度区, 房屋适用的最大高度H为12m, 建筑物适用的最大高宽比H/B为2.5。另外, 长细比 (柱净高与柱截面长边之比) , 宜不小于4不大于8。根据文献[3], 长细比小于4的柱 (即短柱) , 容易发生剪切破坏;而长细比大于8 (即长柱) , 由于附加弯矩的影响, 则容易发生失稳破坏。

2.3 抗震等级要求

异形柱框架结构应根据房屋高度、结构类型和抗震设防烈度采用不同的抗震等级, 并应符合相应的计算和构造措施要求。

3 异形柱框架结构构造措施

3.1 异形柱轴压比的控制

现行规范中轴压比限值的实质是, 希望通过限制轴压比使框架柱发生延性较好的大偏心受压破坏, 从而保证框架柱有足够的变形能力。柱的轴压比直接影响着柱的破坏形态和变形能力, 是混凝土柱设计时的主要控制因素。根据前文异形柱的受力特点, 异形柱的脆性较矩形柱更加明显, 导致异形柱的变形能力较矩形柱差, 且异形柱多为短柱, 使异形柱的延性普遍低于矩形柱, 因而必须严格控制柱的轴压比, 同时避免短柱的出现。另外, 截面形式不同的柱在相同的水平侧移下, 具有双向对称截面和双向对称配筋的十字形柱延性性能最好, T形截面次之, 在实际工程中一般为角柱的L形柱, 由于在地震作用下还承受了较大的剪力作用, 同时伴随着因其截面的非对称性所产生的附加扭矩作用, 延性性能最差。因此, 截面形式不同的柱, 轴压比限值也各不相同。

3.2 异形柱钢筋配置要求

异形柱纵筋配置形式有L形、T形、十字形及双排布置等形式。文献[1]规定, 在同一截面内, 纵向受力钢筋宜采用相同直径, 直径范围14~25mm。由于梁和柱肢的宽度较小, 因此, 为了保证砼的施工质量, 便于混凝土浇筑、振捣, 施工图在根据计算结果进行配筋时必须注意钢筋的直径、根数, 钢筋的间距和净距也应满足规范要求。当根据钢筋根数较多时, 建议分两排设置纵向受力钢筋。此外, 由于异形柱截面的复杂性, 在内折角处应设置纵向构造钢筋。此外, 在满足柱的最小配筋率的基础上, 配筋率不宜过大, 一般中柱和边柱宜控制在0.8%~1.0%。箍筋可以防止柱的剪切破坏, 还能减小纵筋的无支撑长度, 延缓纵筋失稳, 并约束核心混凝土, 提高混凝土的极限变形能力。所以地震区异形柱框架柱箍筋的配置, 还必须满足文献[1]抗震构造相关要求。此外, 在相同的条件下, 通过减小箍筋间距或增大箍筋直径可以提高柱截面的延性。

3.3 柱与基础的连接

由于异形柱截面的复杂性, 截面形心比矩形柱难确定, 如果将异形柱钢筋直接与基础连接, 将给设计和施工带来不便。另一方面, 由于地基情况变化万千, 或者由于其他原因, 同一幢建筑物基础埋深并不相同, 这样在基础梁与基础顶面之间会形成长细比小于4的短柱, 容易在水平力作用下产生应力集中。通常做法是将这段短柱做成矩形柱来代替短异形柱, 矩形柱与底层异形柱相连并和基础连成整体。

4 结语

总之, 异形柱框架结构体系比普通框架结构的平面布置灵活, 能改善房间使用条件, 具有良好的技术经济效果和发展前景。在设计中应根据其受力特点, 选择合理的布置方式, 满足规范规定的各种构造措施。只有这样, 其结构才有了可靠的安全保证。

参考文献

[1]JGJ149-2006, 混凝土异形柱结构设计规程[S].

[2]GB50011-2010, 建筑抗震设计规范[S].

[3]GB50010-2010, 混凝结构设计规范[S].

结构受力特性第4篇

1.理解结构是为了承受力和抵抗变形的本质。

2.通过对简单的结构案例的学习，能尝试对生活中常见的结构作受力和变形分析。

3.通用本节课的学习，学生能感受到结构的广泛应用，体会学习结构的重要意义，从而形成结构问题的意识，培养学生分析结构怎样受力问题的习惯和思维能力。重难点：

1.对单杠作受力和变形分析。

2.通过受力和变形分析，体会结构是为了承受力和抵抗变形的本质。教学思路：

由奥运会单杠比赛录像导入单杠的结构；用学生较为熟悉的实验-----物理学单摆实验作受力类比，引出杠体的受力和变形；进一步从力学角度理解结构。新课导入：

[师] 同学们好，上课前老师想先请你们看一段录像。(播放课件：奥运会单杠比赛片段)。运动员在场上正激烈的角逐，那么，同学们，他们比赛的项目是什么？有没有人知道？ [生] 五项全能、体操、单杠------。

[师] 他们进行的是单杠比赛，就是我们上体育课经常玩的单杠。不知道同学们发现没有，运动员所用的单杠和学校的单杠在结构上有些不同，区别在哪？或者，与你们所见过的单杠相比，有没有不同的地方？

[生] 比较高、比学校的好看、所用的材料不同、少了四根铁线-----。

[师] 对了，细心观察的同学发现了，比较明显的一个区别，就是有的单杠有四根铁线，有的却没有。

[师] 前面我们学习过什么叫做结构，还知道了结构可以承受力和抵抗变形，而组成结构的各个部分称为构件。那么，现在我们把单杠看成一个结构，那构件都有哪些？ [生] 立柱、杠体、拉杆----[师] 奥运会比赛用的单杠没有拉杆，学校的单杠有拉杆，为什么呢？不同结构的单杠在功能上有什么不同呢？带着这个问题，我们来学习新的内容，第二节：典型结构案例分析---结构是怎样受力的。我们来分析一个结构比较简单的物体----单杠的受力和变形情况。新课教学：

[师] 请同学们先花几分钟阅读课本12页的阅读材料，了解变形的种类。下面请一位同学给我们有声有色的朗诵一下，哪一位愿意？ [生] 朗诵。

[师] 好，通过阅读，我们了解变形的种类有3种，分别为拉伸、压缩、弯曲。还知道了梁的概念。

[师] 如果我们在杠体的中间吊一个重物，将可能发生怎样的变形？ [生] 弯曲、压断------。

[师] 再结合梁的定义，所以，我们认为，杠体是有两个支点的梁。

[师] 如图1-16：如果撤掉拉杆4和拉杆6，而抓着拉杆3和5用力拉，立柱将可能发生怎样的变形？

[生] 弯曲、断裂---，[师] 所以，立柱是只有一个支点的垂直梁。

[师] 好，那我们先对杠体，这个有两个支点的梁进行受力分析。我们先来回忆初中作过的一个物理实验-----单摆。(演示单摆实验课件)。[师] 在小球摆动的过程中，绳子对小球的作用力方向怎样变化？ [生] 始终从小球的球心指向固定点

[师] 那么，根据作用力和反作用力原理，固定点受到小球的作用力方向如何？ [生] 始终从固定点指向小球球心

[师] 因此，无论小球摆到哪个位置，固定点受到的作用力方向始终指向小球球心所处的瞬间位置。

[师] 我们再来看运动员做的大回环动作。如果从侧面来看，将会是怎样？ [生] 运动员绕杠体转动。

[师] 再把这个图像向后投影。得到图形如图(展示课件)。

[师] 类比单摆，杠体相当于固定点；人相当于小球。杠体受到人的作用力方向是怎样的？ [生] 指向人重心所在位置。

[师] 对了，无论人摆到哪个位置，杠体所受作用力的方向始终指向人的重心所处的瞬间位置。因为梁向哪个方向受力，就会向哪个方向变形。即变形方向和受力方向一致。所以杠体总是朝人的重心所在位置发生变形。于是有了第一个结论(课本13页)：杠体总是朝着人体所在的瞬间位置的方向上发生弯曲。

[师] 我们再看立柱。杠体和立柱的上端相连，人的作用力通过杠体作用于立柱，将可能发生怎样的变形?是弯曲。对吗？如果要向前发生弯曲，请问同学们有什么方法可以削弱或抵削这种弯曲呢？

结构受力特性第5篇

大量的调查及分析资料表明, 墩身混凝土开裂的原因总体可以分为内因引起的裂纹及外因引起的裂纹。内因主要指混凝土自身特性所引起的裂纹, 如早期混凝土收缩导致的表面裂纹, 水化热产生的温差效应, 导致竖向裂纹以及后期应力作用下的徐变等。外因主要是设计及施工等导致的混凝土开裂[2]。具体引起墩身混凝土裂纹的原因包括由荷载产生的裂纹, 温度变化产生的裂纹, 混凝土收缩引起的裂纹, 地基变形引起的裂纹, 钢筋锈蚀引起的裂纹, 冻胀引起的裂纹, 材料施工质量引起的裂纹及施工工艺引起的裂纹等[3,4]。如在浙江福建一带, 新建铁路温福线 (福建段) 新建桥墩出现了普遍的开裂现象, 而桩基础, 承台及箱梁都未产生裂纹。桥墩裂纹有如下特征:在桥墩拆模过程中没有裂纹出现, 裂纹集中出现在拆模后20d左右;C40、C45混凝土的墩身裂纹明显高于C30的;裂纹主要竖向分布, 位于底部实心与上部空心接触带的实心段内。裂纹宽度基本在0.2mm以下, 深度位于保护层范围内。产生上述裂纹的原因主要是混凝土体积大, 标号高, 泵送浇注速度快, 水化热难以及时散发等[5]。

对于墩身混凝土出现的裂纹, 过去很多工程技术人员对其成因及裂纹的分布和形态特征进行了分析, 并对如何控制裂纹及对裂纹的处理都有一些实践及分析结果。如对于花瓶式桥墩 (桥墩+0#块) , 通过有限元计算认为, 桥墩中的裂纹是由于受拉钢筋布置不足而产生的[6]。在墩身内布置冷却水管在一定程度上能够降低墩身混凝土最高温度, 且能够显著减少墩身表面裂纹数量和宽度[7]。对于铁路桥墩, 其早期裂纹的产生主要是由于温度和收缩变形引起的, 其裂纹的控制, 不能像坝体混凝土那样, 采用低热水泥及复杂的冷却系统, 而主要是靠合理的布置护面钢筋, 施工工艺和加强养护等方法进行控制[8]。对于裂纹所在位置及对结构受力的影响分析报告很少即裂纹的存在对混凝土后期的结构受力及耐久性的影响分析结果较少, 也未见到相关的跟踪分析对比结果。掌握墩身裂纹的存在对其受力特征的影响, 对提高控制墩身裂纹的认识, 延长结构工程的使用寿命减少维修成本有一定的实际意义。

鉴于以上阐述, 本文重点对施工期间出现的混凝土桥墩, 在非受力状态下的早-中期裂纹 (早期裂纹0～3d;中期28d～180d;后期180d～360d, 720d) 成因进行归纳总结, 并针对墩身经常出现的竖向裂纹, 采用有限元软件模拟其受力状态, 分析裂纹的存在对墩身受力及变形的影响。

1 混凝土非结构性裂纹成因

在桥梁工程中, 当整个工程还未完成, 只是在墩身施工完成后, 在拆模养护期间就产生的裂纹, 则可以归结为非结构裂纹。有关资料表明, 属于由荷载产生的结构性裂缝占20%。由变形变化引起的非结构性裂缝占80%以上[9]。

虽然桥梁墩身在前期产生的裂纹因素很多, 包括温度、收缩徐变、施工工艺及养护等, 但通过文献报道及现场调查, 墩身混凝土开裂主要原因为温度变化、收缩徐变、拆模养护及构造配筋约束不足等。如近年来修建的客运专线中, 大量的桥墩为圆端形, 且在桥墩中部设置墩身凹槽。据现场施工观察发现, 在凹槽部位普遍有肉眼可见的裂纹存在, 在拆模时并没有裂纹, 裂纹发生于养护过程中[10]。其产生的原因有内外温度差;养护问题及局部容易产生应力集中部位的抗拉力不足。

1.1 温度变化裂缝

由于混凝土的热传导性差, 当环境温度骤变时, 桥墩表面温度突然升高或降低, 而桥墩内部则变化很小, 因此形成内部温度和表面温度的差异, 造成较大温差, 尤其对于墩身大体积混凝土来讲更为严重, 温度不同, 将产生不同的温度变形及温度应力, 当温度应力 (尤其是混凝土产生的拉应力) 超过混凝土的极限强度时, 混凝土表面就会产生裂缝。有分析表明, 当环境温度突然降低10℃, 空气对流换热系数从8W/ (m2℃) 突增至30W/ (m2℃) , 并持续1d时, 墩身表层0.3m～0.7m范围内的温度变化较为剧烈[11]。当裂纹存在于混凝土的表面, 且较小, 无规则时, 一般不会对结构的安全造成影响。如果裂纹较长, 有一定的宽度, 且深度超过钢筋保护层, 则对混凝土后期的结构受力及耐久性都会造成影响。

早期产生的混凝土温度裂纹的控制, 应根据施工现场的气候条件, 采用适宜的混凝土浇筑温度, 可以有效地控制早期温度裂纹的产生[12]。

1.2 混凝土收缩裂缝

混凝土在不受外力作用下, 由于收缩的自发变形而产生拉应力, 造成混凝土开裂产生裂缝。

引起混凝土开裂的收缩类型主要有塑性收缩、自身收缩、碳化收缩及干燥收缩几种, 其中塑性收缩和干燥收缩变形量较大。

水泥品种、标号、水泥用量、骨料品种、水灰比、外加剂等施工材料、施工工艺、外界环境和养护方法等这些都是产生收缩变形的主要因素。

混凝土浇注早期以塑性收缩为主, 裂纹可达到1mm～3mm。

干燥收缩主要由水分蒸发引起, 混凝土中的水分80%需要蒸发, 只有20%是水泥硬化所需要的。早期蒸发速度快, 失水多。浇注后前3个月可达70%, 6～12个月可达80～90%, 有的延续2～3年完成总量的95%。水分蒸发会使混凝土体积产生收缩变形, 干燥收缩变形在受到约束的条件下, 就会产生收缩应力, 引起开裂。

1.3 混凝土养护裂缝

尽管混凝土在施工时会有各种因素会导致开裂, 如混凝土浇注速度、振捣质量、搅拌时间及分段浇注处理质量等, 但是由于施工作业的标准化, 上述导致裂纹形成的因素已经很好地控制了。目前由于混凝土养护未按照有关技术规定, 养护不到位所造成的裂缝频频出现, 主要表现在以下几个方面。

(1) 拆模过早或过晚, 混凝土强度不足或模板约束造成局部混凝土局部拉应力增大, 在自重及施工荷载的作用下, 使墩身产生裂纹。

(2) 拆模后, 养护措施不到位, 未采取措施使混凝土表面温度和周围环境温度协调。未注意到环境温度的变化可能造成混凝土受冻或表面急剧失水干燥, 进而产生裂纹。

1.4 抗拉力不足

大体积混凝土墩身开裂在实际工程中是不可避免的。由于高强度混凝土的使用, 及采用商业混凝土进行浇注, 都会使混凝土墩身容易产生裂纹。墩身容易产生应力集中部位, 如果构造钢筋配筋不足, 就会导致局部混凝土抗拉力不足, 因设计原因导致大体积桥梁墩身混凝土更容易出现裂纹。

2 常见墩身裂纹形态

混凝土墩身出现的非结构性裂纹, 由于成因不同, 其裂纹分布形态不同。有不规则分布的细小龟裂纹, 环形裂纹或斜向分布裂纹, 垂直裂纹, 水平向分布的裂纹等。

龟裂纹一般出现在桥梁混凝土桥墩拆模几天后, 在桥墩表面呈现出不规则的缝隙, 宽度小于0.2mm。这种裂缝的长度不等、深度也比较浅, 但是其分布面积很大。在初期, 开裂仅仅会直接影响混凝土桥墩墩身的外观, 后期开裂面积增加, 容易渗入雨雪, 尤其是在低温地区, 会使其产生冻融膨胀应力, 导致桥墩发生开裂、剥落。

环形裂纹或斜向分布裂纹沿桥墩墩身护面钢筋的环向、纵向裂缝, 此种裂缝只在桥墩护面钢筋外侧出现, 其宽度在0.2mm以上, 长度也不规则。这种裂缝出现情况较少, 一旦出现, 就要及时处理, 否则会造成桥墩钢筋腐蚀, 影响桥墩的寿命。垂直裂纹, 水平向分布的裂纹, 一般在墩身对称两侧, 当其拆模后约1～10天内出现, 裂缝宽度会超过0.2mm, 深度达到10cm, 甚至贯穿整个墩身。在温度较低的区域, 如果不严加控制会严重影响桥墩结构的安全, 如图1所示[1]。

有些垂直裂纹从墩底发展到墩顶, 在两侧对称分布, 但是在墩身横截面内没有贯通, 见图2所示。

此外还有一些不规则分布的浅层龟裂纹, 短期内对结构受力及耐久性不会造成很大影响。

3 存在裂纹的桥墩受力特性

根据《铁路桥涵工程施工质量验收标准》TB10415-2003规定, 混凝土表面裂纹宽度不得大于0.2mm。一般情况下, 大部分墩身裂纹宽度不会超过规范要求的2mm, 裂纹深度有些超过钢筋保护层深度, 有些则不会超过钢筋保护层的深度。这种规模裂纹的存在, 可能不同程度地影响混凝土的结构受力或耐久性, 但通过及时进行抹浆封闭、压力注浆甚至注浆加固等方案处理后, 一般不会影响结构受力安全。下面通过数值模拟对结构受力进行分析。

3.1 数值模型

根据某工程实例, 建立常见的圆端型实心墩, 坡率35∶1, 采用C30混凝土。高度13.5m×宽度 (横) 9.57m×长度 (纵) 3.17m。裂纹模拟宽度0.2mm, 墩底模拟深度0.4m, 向上及向内变窄。裂纹长度从上到下贯穿布置, 同时建立没有裂缝的墩身模型, 施加相同的边界条件 (墩底固结, 其他自由) 及外加荷载值 (墩顶压力荷载1000kN) , 见图3。坐标轴xx方向相当于横桥向;yy方向相当于顺桥向;zz方向为垂直方向。

3.2 模拟结果

从剖断面上显示, 有裂纹的墩身混凝土在裂纹附近混凝土产生较大的拉应力而没有裂纹的则拉应力较小。

(1) 整体结果。

由于裂缝的存在, 导致其应力分布与完整模型有差异。有缺陷的模型局部产生了拉应力, 见图4, 是整体模型计算结果, 为垂直方向的墩身应力图。墩底应力分布也有类似的结果, 由于裂纹的存在, 局部压应力减小。

(2) 不同高度剖分面。

图5是在墩身中部高度垂直方向应力图及墩底向上1.4m高度剖面的应力及位移图。

从图5 (a) 可以看出, 在墩身中部剖分面上, 有裂纹及无裂纹墩身, 其垂直应力变化不大。在墩身向上1.4m的剖断面上 (图5 (b) (c) ) , 可以看出无论是应力还是位移, 在有裂纹的部位都有一定变化。

当墩顶压力荷载由1000加大至2000kN后, 混凝土压应力增大, 裂缝处压应力减小, 有缺陷及无缺陷墩身混凝土变形变化不大, 见图6。

4 结语

通过对桥墩混凝土中-早期非结构性裂纹成因的分析及对存在裂纹的墩身进行有限元模拟, 获得如下认识。

(1) 桥墩混凝土产生早-中期非结构性裂纹的原因主要是温度变化、混凝土徐变及养护不当。

(2) 桥墩混凝土裂纹形态一般有龟裂纹, 斜-环向裂纹, 垂直向及水平向裂纹几种。墩身裂纹多发生在拆模后, 且一般垂直向裂纹较多, 表明温度变化及养护不当是墩身开裂的主要原因, 但也不排除设计未充分考虑到构造配筋的防裂作用。

(3) 圆端形混凝土实心桥墩, 在中部模拟一条垂直裂纹, 表面宽度<0.2mm向上及向内变窄, 深度在墩底为0.4m。对比模拟结果表明, 当有裂纹存在时, 裂纹附近的混凝土压应力减小, 并可能产生拉应力, 使裂纹继续扩展, 影响桥墩的稳定性。

(4) 墩身局部发生开裂后, 对混凝土结构受力产生一定影响。根据本文模拟结果 (裂纹宽度<0.2mm, 没有超出规范限值) , 小于规范限值的裂纹, 短期内不会对结构受力安全性造成危害, 为防止裂纹发展, 影响结构安全, 应及时修补处理。若裂纹宽度较大, 深度超过钢筋的保护层厚度, 会降低混凝土的长期强度及耐久性, 影响结构物的安全使用, 必须按照有关规范规程对裂纹及时进行处理。

(5) 后续工作将重点研究混凝土桥墩拆模后的裂纹产生时间与环境温度及养护条件的相关性, 并对设计构造配筋对控制有害裂纹的必要性进行佐证。

摘要：桥梁墩身开裂普遍存在, 其开裂程度对结构承载力及耐久性的影响对保证桥梁的使用寿命和运营的安全非常重要。控制大体积混凝土桥墩早-中期裂纹尤其重要。通过研究桥梁混凝土墩身早-中期非结构性裂缝的成因及其对受力的影响分析, 提出了在目前施工技术水平下, 桥墩非结构性裂纹主要是由温度变化, 混凝土收缩及后期的养护不利引起的, 设计对构造约束认识不足导致的设计缺陷也是混凝土开裂的原因之一。对存在典型竖向裂纹的高大桥墩受力特性进行了分析, 揭示了裂纹的存在会导致混凝土局部拉应力集中, 使得裂纹继续扩展。对桥墩中-早期出现的裂纹, 应及时分析原因进行修补, 以保证结构的正常及安全使用。

关键词：混凝土桥墩,非结构裂纹,裂纹成因,受力特性

参考文献

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结构受力特性第6篇

内啮合转子机构具有结构紧凑、传动效率高、运转平稳及寿命长等优点, 被广泛应用于行星齿轮传动和液体输送泵等装置中[1,2,3,4], 相对而言, 其在气体输运机械中的使用相对较少。1928年, Hill[5]提出了内啮合转子压缩机的概念, 但一直未将其进行实际应用。Sargent-Welch科技公司在1984年发明了一种“Gerotor”真空泵, 可获取真空度达0.133 322Pa[6]。日本松下公司和电装株式会社在20世纪90年代分别提出了两种不同的内啮合转子压缩机结构, 可用于制冷系统[7,8]。文献[9]也提出了采用内啮合转子机构的压缩机, 内转子和主轴连接在一起, 外转子放置在和其同心的缸体内, 采用该结构可将多对转子放置在一个壳体中, 构成多级压缩膨胀的特殊机械。内啮合转子压缩机具有良好的受力特性, 可应用于高压比和高压差的场合, 例如跨临界二氧化碳制冷循环、高压闭式空气制冷循环等。

与同样是流体输运机械的内啮合转子泵相比, 内啮合转子压缩机的理论研究和实际研究工作还不深入, 而且泵和压缩机在基础几何、运动和力学理论、结构设计以及加工方法等方面也存在较大的差异, 很多内啮合转子泵出现的问题和解决手段对压缩机的研究仅具有借鉴意义, 但无法完全直接使用。例如, 文献[10-12]分别研究了内啮合转子压缩机的型线生成、气体力和气体力矩、齿间的接触力计算方法等。

如前所述, 内啮合转子压缩机主要由两个转子构成, 内转子采用短幅外摆线的等距线, 外转子采用多段圆弧型线, 因此很多参数都会影响转子的结构, 当这些结构参数改变后, 转子型线、工作腔容积、齿面速度、气体力和力矩等都会发生变化。例如, 文献[13]分析了结构参数对转子连续性的影响, 讨论了型线上的极值点, 最终得到型线无过切的限制条件。文献[14]研究了结构参数对内啮合转子压缩机工作容积和余隙容积的影响。

但是, 作为一种输运气体的压缩机, 除型线外, 在设计阶段更加关注结构参数变化后对受力关系的影响, 这是保证压缩机可靠工作十分重要的条件。有鉴于此, 本文首先分析和选择了内转子压缩机的独立结构参数, 并给出了这些独立结构参数与内外转子其他结构参数之间的关系, 然后定义了两个相对结构参数, 计算了不同结构参数对内啮合转子压缩机工作腔中压力分布及气体力和力矩容积的影响。

1 独立结构参数及相对结构参数

独立结构参数可完全确定转子的尺寸结构, 由于转子任意高度方向的截面都相同, 因此在高度方向只需一个参数就可以确定。但是, 由文献[10]可知, 若不考虑外转子齿根的修正, 需要4个其他的独立参数来确定型线, 即截面的形状。

可以选择多种不同的方式来选择独立结构参数, 本文选择以下参数作为转子的独立结构参数:内转子发生圆中心轨迹圆的半径R, 即外转子齿顶圆圆心轨迹的半径;内外转子中心距离e, 即偏心量, 也就是短幅外摆线发生圆半径;外转子齿顶圆半径a, 即短幅外摆线和内转子等距距离;外转子齿数Z2。这些独立参数与其他参数的关系如下:

内转子齿数Z1:

内转子型线基圆半径R1:

标准摆线发生圆半径r2:

外转子齿根圆半径R3:

内转子齿根内接圆半径r5, 即其最小极径:

内转子齿顶外切圆半径R6, 即其最大极径:

内转子齿高Ht, in:

外转子齿高Ht, out:

以上参数的详细定义参见文献[10], 本文不再赘述。在以上5个独立结构参数中, Ht, in和Ht, out是高度方向参数, 其变化较为简单, 后续计算得到的受力与其是线性变化关系, 因此本文不对其进行讨论, 后续分析中均将其设置为1cm;Z2的变化范围有限, 且必须是整数, 因此其变化的自由度也相对较少;R在设计阶段主要由压缩机壳体直径所限制, 其值总在一定的范围内。因此, 在4个独立参数中, a和e的变化幅度相对较大。但是, 考虑到R虽然受壳体限制, 但并不是一个恒值, 因此为揭示独立结构参数对内转子啮合机构的影响及分析的方便, 定义两个相对结构参数λe和λa, 可进一步将独立参数关联在一起, 即

文献[13]讨论了在保证型线连续性的前提下, 各独立参数的选择范围, 即

类似地, λe和λa应当满足:

2 结构参数对受力特性的影响

2.1 基本假设及其说明

结构参数对受力的影响远比对几何和运动关系的影响复杂, 其原因在于:首先, 力学模型不仅和几何参数有关还和运行的工况相关;然后, 内啮合转子机构上承受的力和力矩很多, 很难得到一个关键的评判标准;最后, 转子上的力和力矩一般都是随转角变化的非恒值的量, 在改变结构参数时计算的工作量很大。因此, 本文作如下简化:

(1) 在受力计算时, 运行工况是稳定而且相同的, 即不论如何改变结构参数, 进排气压力、压缩和膨胀指数都相同。

(2) 因为工作腔内部压力分布会极大程度影响受力计算结果, 因此在计算工作腔内部压力分布时采用多方压缩和膨胀过程。

(3) 由于进排气孔口的开启和关闭位置的不同会影响受力计算的结果, 故在进行分析时总是通过调整进排气孔口位置来保证内外压比相同。后续计算中, 采用R410A工质, 进气压力保持为1MPa, 排气压力为3.35MPa。

(4) 因为内外转子6/7齿的齿数比在内啮合转子压缩机中最为常见, 因此本文不考虑外转子齿数Z2的影响, 主要研究独立结构参数e和a对受力特性的影响。

(5) 考虑到齿面摩擦力和惯性力等均与运动关系相关, 而这些力在设计阶段并不会加以重点考虑, 因此本文仅分析结构参数变化对气体力及气体力矩的影响。

此外, 由于结构参数改变后, 一般扫气容积也会发生变化, 这样输入功率、各种力和力矩将无可比性, 例如扫气容积很小时主轴的输入功率和其驱动力矩都很小, 这样和扫气容积较大时肯定无法直接进行对比。因此, 比较的前提应当是扫气容积完全相同。但是, 当结构参数调整后, 很难保证每次扫气容积都保持一致, 因此, 本文引入单位容积力和力矩的概念, 如果被比较参数为!, 那么单位容积被比较参数的定义为

式中, Vs为压缩机的扫气容积。

由于本文中认为转子高度H一定, 而文献[14]的研究又显示, 在相同的a和e下, 扫气容积与R基本成线性关系, 因此通过这种方式, 就可以将不同扫气容积的压缩机进行统一标准比较。

2.2 结构参数对工作腔压力分布影响

由文献[10]中计算方法可知, 结构参数会影响到工作腔容积以及其变化规律, 而容积变化率将会对工作腔内部的压力分布产生影响, 由于本文认为进排气压力在计算中保持恒定, 这样工作腔容积变化率高, 则整个压缩过程持续时间短。

固定相对结构参数λa或λe后, 再调整另外一个参数, 由图1可见, 随着λa或λe的增大, 压缩过程和膨胀过程均缩短, 且λa对进气、排气、压缩和膨胀过程的影响比λe的影响大。从图1中还发现, 工作腔中压力分布仅与a、e及R的比值 (即λa和λe) 有关, 而与a、e及R的绝对值无关。

由内啮合转子压缩机几何理论和前述假设可知, 当相对结构参数变化时, 由于进气开始位置和排气终了位置的角度是固定的, 但是内外压比要保持一致, 因此吸气、压缩、排气和膨胀过程持续的转角也会不同, 见图2。但是, λa和λe对进排气过程的影响略有差异, 在λe增大的开始阶段, 进气和排气过程的时间逐渐延长, 当达到一定的λe后, 吸气过程的时间会略微缩短。

2.3 结构参数对气体力和力矩的影响

当结构参数变化后, 由于工作腔中压力分布及各工作过程持续转角的变化, 气体力会发生比较大的改变。如前所述, 为了保证比较的一致性, 采用单位容积气体力来分析结构参数对气体力的影响, 即

其中, Fg为气体力, 其计算方法参见文献[11], 本文不再赘述。

图3所示为在不同λe下单位容积气体力的幅值和角度随着容积转角的变化关系, 由图3可见, 随着λe的增大, 单位容积气体力减小, 且其受力方向逐渐向y轴正方向靠近。图4所示为气体力随λa的变化关系, 可见随着λa的增大, 气体力的幅值有少许增大, 其方向也是向y轴正方向靠近。对比图3、图4可以发现, λe对气体力幅值的影响比λa的影响大, 而且λe增大后, 单位容积气体力的平均值也在减小, 而λa对平均值基本没有影响。因此, 从减小气体力的方面考虑, 较大的λe可以减小气体力。

图5和图6所示分别为相对结构参数对气体力矩的影响。和气体力类似, λe的影响作用比λa大, 特别是对外转子气体力矩的作用更明显。由图5可见, 当λe很小时, 外转子上气体力矩在绝大多数转角下都为正值, 即主要表现为动力矩, 随着λe增大, 力矩为负值所占的比例越来越大, 当λe增大到一定程度后, 外转子上气体力矩会始终为负, 这意味着此时气体压力对外转子的表现总是阻力矩。由文献[11]可知, 如果外转子的阻力矩有正有负, 且内外转子之间存在间隙, 则啮合点之间会产生冲击, 不仅会破坏润滑油膜, 而且附加了冲击应力;如果外转子受到的气体力矩始终为负, 那么当工作腔进入后期的压缩过程时, 内外转子对应的啮合点总是有脱开的趋势, 这会增加泄漏。因此, 原则上对于λe的选择最好取其极大值或极小值, 使外转子的气体力矩正值占的比例大, 或者负值占的比例大, 从而避免冲击或减少压缩过程中的泄漏。

由图6可见, λa改变后, 外转子气体力矩作为动力矩和阻力矩所占的比例基本保持不变, 随着λa的增大, 动力矩幅值会比阻力矩幅值增大更快。因此选择较小的λa对内外转子气体力矩有利。

由图7和图8可见, λe对单位容积驱动力矩的影响主要表现在整体的上升下降, 而对力矩的波动性影响不大, 而随着λa的增大, 除了会导致驱动力矩整体增大或减小外, 驱动力矩的波动幅值也会更加剧烈, 因此选择较小的λa有利。

3 结论

(1) 工作腔中压力分布仅与相对结构参数有关, 而与a、e及R的绝对值无关;当相对结构参数变化后, 工作腔中压力分布也有所改变, 随着λa或λe的增大, 压缩和膨胀过程均缩短, 而吸气和排气过程相应延长。

(2) λa对气体力和内外转子上气体力矩影响较小, 随着λa增大, 气体力平均值略有增大, 作用于外转子上气体力矩正负值所占比例基本不变化, 但是其幅值会越来越大;而随着λe的增大, 气体力平均值会大幅度减小, 特别对于外转子上的气体力矩而言, 当λe增大到一定程度后, 此力矩会全为负值, 即不会造成外转子在转动过程中来回摆动;但是, λa对主轴驱动力矩的影响要远比λe剧烈, 随着λa的增大, 驱动力矩的波动幅度和平均值均增大。

(3) 根据以上分析可知, 选择较大的λe和较小的λa可得到较优的内啮合转子压缩机受力特性。

由于受力与介质类型和工况有直接关系, 本文仅为设计者提供一个定性的参考, 以便在其他设计条件的基础上充分了解如何有效减小气体力和力矩。此外, 本文仅考虑了结构参数对受力特性的影响, 并依此分析了λe和λa的取值优劣, 但是实际上结构参数还会影响内啮合转子压缩机的几何、运动学关系及热力工作过程等, 因此后续研究中有必要建立更为合理的评判依据来优化结构参数。

摘要：在分析内啮合转子压缩机独立结构参数对转子影响的基础上, 通过定义2个相对结构参数, 将影响较大的3个独立结构参数关联在一起, 研究了相对结构参数对工作腔压力分布、转子上承受的气体力和气体力力矩以及主轴驱动力矩的影响。研究结果表明, λe对气体力和内外转子上的气体力矩影响较大, 随着λe的增大, 气体力逐渐减小, 内外转子上承受的气体力矩波动加剧, 特别是当λe增大到一定值后, 外转子上气体力矩会始终为负;λa对主轴驱动力矩影响较大, 随着λa的增大, 驱动力矩的平均值和变化幅度均增大。在不考虑其他因素的情况下, 选择较大的λe和较小的λa对改善压缩机受力情况有利。研究结果可为内啮合转子压缩机的设计及结构参数优化提供一定的参考。

圬工拱桥受力特性仿真分析第7篇

关键词：圬工拱桥,受力特性,有限元计算,模型

圬工拱桥在我国有着悠久的历史,它具有外形美观、桥身结构坚固、承载潜力大、取材方便、造价及养护费用低等优点。随着计算技术及大型有限元软件的发展,桥梁工程界掀起了全桥结构仿真分析技术SSEB(Structural Simulation for Entire Bridge)研究的高潮。这种方法以有限元理论为基础,克服了传统理论中某些假设带来的不足,是工程师们较为准确地把握桥梁受力特性的一个重要手段。但对于圬工拱桥受力特性的大型有限元分析研究理论相对较少。本文以洛泽河为实际工程背景,用Midas/Civil分别以板单元和实体单元建立了该桥的有限元分析模型,通过对分析结果的对比,比较两种分析方法的合理性及优缺点。

1 工程背景

本桥为跨越彝良县钟鸣络泽河而设,净跨径L0=60 m,净矢高f0=12 m,拱轴系数m=2.814,拱按等截面悬链线无铰拱进行设计。温度应力按温度变化±15 ℃计算,封拱温度为15 ℃。腹拱圈采用等截面圆弧拱,两岸引孔桥台均为U形桥台,基底承载力要求不低于4.0 kg/cm2。主拱圈分两环砌筑关门,在迎送水端层用12.5号砂浆砌粗料石,其余用10号砂浆砌块石。填料同时起护拱作用,采用低标号砂浆砌片石。本桥设计荷载为汽—15,挂—80。

2 有限元计算

根据设计资料,本桥主要材料为:拱圈:12.5号砂浆砌拱圈粗料石及块石;横墙:10号浆砌块石;腹拱圈:12.5号浆砌粗料石;侧墙及填料:7.5号浆砌块石及片石;桥面铺装:10号小石子混凝土及级配碎石。基底嵌入岩层,承载力不小于900 kPa。主要材料参数见表1。

模型一:全实体模型。模型中所有的结构均由八节点的六面体或其退化的四面体实体单元划分网格,考虑到计算精度要求,全桥共有节点18 470个,单元13 240个。整体的计算模型见图1,实体模型下主拱圈应力图见图2。

模型二:主拱圈为板单元的模型(见图3)。主拱圈及桥面板均采用板单元且以四边形为单元划分网格,拱上填料为实体单元且以八节点的六面体为单元划分网格。板底、板顶应力图见图4,图5。

3 成果分析及结论

3.1 应力分析

通过不同的单元选择建立模型,对该桥进行分析,对比应力分析结果见表2,从表2可以看出,板单元分析结果约为实体建模分析结果的120%。故实体建模能更好地反映该桥受力情况,但实体单元节点多,计算时间长,在工程实际中,如果对该种桥型进行粗略的模拟分析,选用板单元也是可以的。但是对于精度要求较高的分析,最适宜的方法还是实体仿真。

3.2 瞬态响应分析

当一个超载车辆偶然要通过桥梁,就要验证它是否超过容许荷载且对桥梁有无损坏。对于超载重车,必须按有关规定的程序向当地公路管理部门提出申请,并认真进行荷载验算,提出重车过桥方案。车辆的轴重和总重对桥梁的弯矩、剪力、轴向力、扭矩等有很大的影响。如果桥梁有超载车通行,必须对结构进行分析计算,确定是否许可超载车辆通行。此时就应对桥梁进行瞬态动力学分析[3]。

3.2.1 计算荷载值的确定

采用重型组合式平板挂车运载货物,车自重39 t,货台尺寸14.7 m×3.5 m×10 m,平均行驶速度8 km/h,货物最大件尺寸和质量为:长15 m,宽3.6 m,高4.6 m,重70 t。根据计算,轴荷分配为单轴承重4.85 t,车货总重超出桥梁设计荷载约20 t。

3.2.2 计算成果

挠度是反映桥梁结构受力性能的综合性指标,计算结果表明在超载挂车行驶过程中,桥梁的挠度很小,符合拱桥变形规律,同时进一步表明该桥的刚度较大,承载潜力较大。计算结果见表3。

两种方法计算结果均满足变形小于 $[\frac{L}{400}] = 15$ mm的要求。但用板单元分析的结果与仿真分析的结果误差较大。

4 结语

对大跨径圬工拱桥而言,全桥采用实体单元进行模拟可以更准确地把握桥梁结构的受力特性。而主拱圈采用板单元分析的方法,误差较大,在设计计算分析的时候可以采用,但是对于桥梁结构的分析以及验算而言,全桥仿真分析无疑是最合适的。

参考文献

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超大跨径斜拉桥受力特性分析第8篇

斜拉桥是一种桥面体系受压, 支承体系受拉的桥梁。其桥面体系用加劲梁构成, 其支承体系由钢索组成。该种桥型不仅具有受力明确、跨越能力强的特点, 而且也具有很强的景观效果, 能够很好的与不同的建桥环境相融合, 常常能在方案设计阶段脱颖而出。

1956年, 瑞典的Strömsund桥拉开了现代斜拉桥建设的序幕, 至今全世界已建成300余座, 跨径已经达到了超千米级水平, 以目前我国的苏通长江公路大桥为代表 (主跨1 088 m) , 苏通大桥的建成更是增强了一大批桥梁设计、科研人员对建造更大跨径斜拉桥的信心;在2006年的中国香港“国际桥梁工程会议”中, 丹麦的Gimsing教授指出“由于主梁轴力、架设稳定性等方面的原因, 在接下来的半个世纪里, 传统的自锚式斜拉桥寻找的突破跨度在1 200 m～2 000 m之间”。

本文对1 600 m的传统自锚斜拉桥进行了试设计, 参考了苏通大桥相关技术标准, 分析了其动力特性和施工阶段的静力行为。

1 成桥动力特性分析

大跨度斜拉桥是柔性结构, 且大多为跨海大桥, 桥址处自然环境特别恶劣 (如风、雨) , 关注其自身的振动特性就显得尤为重要, 本文对已建空间模型进行特征值分析, 比较了在不同梁高的情况下, 主跨1 600 m斜拉桥方案在成桥状态典型动力特性, 见表1。计算模型如图1所示。为了减小风阻系数, 尽量减小索塔所受的风荷载, 本次索塔的截面采用多边形的形式, 桥塔采用“A”形塔, 主梁采用的是流线型封闭钢箱梁, 采用钢材为Q345qD, 属于薄壁结构, 梁高4.5 m。

《公路桥梁抗风设计规范》 (下面简称抗风规范) 中的简化公式为:

[Vcr]=1.2·μf·Vd。

其中, μf为风速脉动修正系数;Vd为桥址处的设计基准风速。

参考抗风规范可知μf取为1.2, Vd=K1V10=1.48×40=59.2 m/s, 由此可计算颤振检验风速:

[Vcr]=1.2·μf·Vd=1.2×1.2×59.2=85.2 m/s。

按照抗风规范对结构进行颤振稳定性检验, 颤振稳定性系数If为:

$Ι_{f} = \frac{[V_{c r}]}{f_{t} \cdot B}$ 。

其中, [Vcr]为结构的颤振检验风速;ft为结构的扭转基频;B为桥面全宽。

由此可计算得If=19.8>7.5, 根据抗风规范第6.3.3可知, 应对主梁进行气动选型, 通过节段模型试验、全桥模型试验和详细的颤振稳定性分析进行详细的试验, 必要时应采取振动控制技术。

从表1中可以看出:主跨1 600 m的斜拉桥的一阶振动形式表现为侧弯, 这样的振动形式不同于现已建的千米级以下的斜拉桥, 这主要是由于主跨跨径增加后, 随着桥跨不断增大, 桥梁的宽跨比越来越小, 其侧向刚度降低的缘故。

无论是一阶振动还是二阶振动, 其振动周期都是随着梁高的增加而减小, 但减小的幅度不大, 对应的周期都比较接近。由此可知从动力特性的角度出发, 主梁的高度在满足方便施工的情况下是可以自由选择的。

2 施工阶段分析

在斜拉桥的设计过程中除了对其进行成桥状态的受力分析外, 还须对其进行施工的各阶段进行分析, 以保证施工的可行性, 这一点在国内外规范中都有体现;对于超千米级跨径的斜拉桥来说, 其施工阶段的可行性分析更为重要, 本次概念设计中主要对其施工最大单悬臂阶段进行了模拟分析, 通过分析探索在极限风荷载作用下, 主跨1 600 m这样的超千米级斜拉桥的最大单悬臂施工能否按照常规的斜拉桥施工来进行。

对于主跨1 600 m的斜拉桥, 其最大单悬臂施工阶段的悬臂长度达到792 m (苏通大桥施工阶段最大单悬臂长度为536 m) , 控制最大单悬臂阶段的荷载主要是极限风荷载, 索塔、主梁尺寸同前。

为了研究最大单悬臂阶段在风荷载下的动力振动特性, 首先就得掌握该阶段结构的整体振动特性, 单悬臂阶段的振动特性如表2所示。

由此可知施工阶段首先出现的为侧弯振动, 应采取相对应正确的抗风措施。

3 结语

本文对主梁采用封闭钢箱梁主跨为1 600 m的斜拉桥进行了成桥和最大单悬臂阶段的结构分析, 得到了一些有益的成果:

对于主梁采用封闭钢箱梁的超千米级斜拉桥, 通过计算分析可知:控制主梁截面设计的荷载工况为极限横向风, 在此工况下主梁的角点应力达到329 MPa, 按照设计要求采用Q420的钢板是可以满足设计要求的, 索塔的最大拉、压应力分别为1.3 MPa, 27 MPa, 按照规范要求混凝土标号需用到C70。

从结构的动力特性分析结果可知, 采用漂浮体系后结构属于长周期结构, 对抗震是比较有利的, 但和一般的斜拉桥是有区别的, 结构首先出现的振动形式为侧弯的形式, 这表明随着桥梁主跨跨度的增加, 结构的侧向刚度逐渐降低, 成为设计的薄弱环节;另外参考相关文献可以知道对主跨1 200 m的斜拉桥结构, 其第一阶振动形式也表现为侧向弯曲, 而我国建设的苏通长江公路大桥 (1 088 m) 其一阶振动形式表现为纵漂, 由此我们可以找到一个规律:在今后建造更大跨径斜拉桥时要特别注意其侧向刚度的设计, 侧向的振动会对结构带来一系列的问题, 如钢箱梁的疲劳问题等。

摘要：就1 600 m斜拉桥在方案试设计过程中遇到的问题进行了一些探讨, 对斜拉桥跨径增大后在动力特性方面表现出与常规斜拉桥的不同进行了概念分析;此外, 从静力和动力的角度分析了1 600 m斜拉桥在施工长悬臂阶段的受力情况, 验证了最大单悬臂状态的施工安全性。

结构受力特性第9篇

1 全长粘结式锚杆锚固机理

1.1 全长粘结式锚杆的锚固力

锚固力就是锚杆对于地层的约束力, 可分为径向锚固力和切向锚固力。径向锚固力含托锚力和粘锚力。托锚力是托板对锚杆孔口及附近地层的挤压作用力, 其大小由锚杆的工作状态决定, 最大托锚力就是锚杆拉拔试验时的最大拉拔力;粘锚力是由于地层深部与浅部变形的差异, 通过粘结剂对岩土介质施加的黏聚力 (剪切作用力) , 粘锚力的反作用力就是锚杆体内的轴力。切向锚固力是由于锚杆体贯穿弱面, 改善了弱面的力学性质, 限制地层沿弱面滑动和张开的力。因此, 锚杆兼有支护和加固两种作用。径向锚固力主要起支护作用, 切向锚固力主要起加固作用[3,4]。锚固力是在锚杆与围岩相互作用过程中形成和变化的。锚杆的锚固力大小不仅取决于锚杆本身的结构、参数、锚固方式和锚固长度, 金属网、钢带和梁等构件, 锚固岩体的坚硬程度、结构和性质等, 还取决于锚固岩体的位移、流变、离层或破裂等围岩的损伤破坏过程[5]。

1.2 全长粘结式锚杆的锚固机理

全长粘结式锚杆的杆体与围岩间充满锚固剂, 整个杆体通过锚固剂与围岩相互作用发挥支护和加固作用[6]。整个锚固系统[7]由托盘、杆体和锚固体3个基本部分组成, 其中锚固体位于杆体周围, 与岩体紧密相连, 其功能是将来自杆体的拉力传递给围岩层, 锚固体的可靠性可直接决定整个锚固工程的可靠程度;锚杆的杆体作用是将力传递给锚固体;托盘位于隧硐的自由面上, 阻止围岩向自由面进一步变形、滑动, 使围岩和杆体产生力学作用。围岩开挖之后在岩体应力重新分布过程中, 表层一定厚度的岩体产生向外的变形, 锚杆受到指向岩壁的剪应力作用, 同时较深部的岩体要对杆体向外位移产生约束作用, 这样在杆体上就受到指向内外不同方向的剪应力作用, 这一应力转折点就是中性点[8,9]。

2 工作荷载下全长粘结式锚杆的内力计算

地下工程开挖以后, 围岩表面部分的弹性变形能很快消失, 相继变形, 形成了塑性区与弹性区。全长锚固锚杆就是用来控制开挖后围岩的变形, 锚杆可能有2种不同的锚固深度:长度等于或小于塑性区;长度大于塑性区, 部分深入弹性区内。

下面仅讨论圆形隧硐开挖以后用全长粘结锚杆进行支护, 锚杆全部位于塑性区的情况, 锚固深度等于或小于塑性区, 其他锚固深度可以类推, 而且仅讨论径向锚固力, 切向锚固力在这里不作讨论。由于锚杆随着围岩径向位移而移动, 所以沿深度各点的径向位移量是不同的, 而且锚杆与孔壁之间产生相对位移引起的粘结剪应力的大小与相对位移成正比, 可以用下式表示:

τr=Kui (1)

式中 τr——锚杆任一点的剪切应力, MPa;

K——剪移比例系数, MPa/m;

ui——岩石与锚杆的相对剪移变形量, 并且ui=ur-un, m;

un——中性点处岩石的径向变形值, m;

ur——围岩任意点的径向变形值, undefined;

r——任意点的径向半径, m;

A——系数, 对于塑性区undefined, 对于弹性区undefined;

p——原岩应力, MPa;

σR——弹塑性界面处的径向应力, MPa;

E, μ, C, φ——岩石的弹性模量、泊松比、黏聚力、内摩擦角;

R——弹性区半径, undefined;

a——圆形隧硐半径, m。

由于地下工程开挖以后, 硐室表面的岩石向硐室内变形, 所以这一段锚杆上必然受到指向自由面的剪应力;岩体内部的另一段锚杆受到岩石的约束, 必然受到指向岩石内部的剪应力。根据内力平衡关系F1=F2 (见图1) , 可以求得剪应力为0的中性点。

由于F1=F2, 故锚杆位于塑性区时:

undefined

又知undefined

因此undefined

得undefined

式中: l为锚杆长度, m; ρ为锚杆中性点半径, m。

由于黏聚力的反作用力就是轴向力, 根据以上剪应力的表达式, 就可以得到锚杆任一点的轴向力:

undefined

式中 Nr——锚杆任一点的轴向力, N;

τr——锚杆周边任一点r处的剪应力, Pa;

U——锚杆周长, m;

r——任意点的径向半径, m。

根据上面的推导就可求得中性点即r=ρ的剪应力和轴向力 (见图2) :

剪应力 τρ=τmin=Kui=K (ur-un) =

K (un-un) =0 (5)

轴向力undefined

以上推导过程证明了工程现场的全长粘结式锚杆的实际受力情况与拉拔试验得到的锚杆应力分布是不同的。硐室中的全长粘结式锚杆的受力由3部分组成, 即“中性点”部分、“锚固长度”部分、“拉拔长度”部分[10]。在现场工作荷载下, 从理论上可以推出锚杆确实存在着中性点。在中性点, 锚杆界面剪应力为0, 而锚杆轴力有最大峰值;拉拔长度是指从锚杆近端 (在隧硐壁上) 到中性点的锚杆长度, 因阻止围岩径向变形, 在拉拔长度上的剪应力给锚杆施加了拉拔荷载, 把锚杆向隧硐壁方向拉伸, 剪应力方向指向隧硐壁;锚固长度指从中性点到锚杆远端 (在岩石内) 的锚杆长度, 而锚固长度上的剪应力把锚杆锚固于岩石内, 锚杆表面的剪应力指向岩体内部。

3 结束语

1) 从理论上证明了工程现场的全长粘接式锚杆确实存在受力的中性点, 并且可以得到各点所受的径向力 (剪应力和轴向力) 。

2) 全长粘接式锚杆中性点处的剪应力最小, 轴向力最大。

3) 全长粘接式锚杆在工程上的应用, 提高了锚固强度, 对巷道围岩的控制具有积极的作用, 以上锚杆的受力机理和各点的受力情况与其他的理论研究和实测结果[11,12]吻合得较好。

4) 锚杆受力分析可为以后锚杆的抗拔力计算和岩土锚固工程设计提供理论依据。

摘要：全长粘结式锚杆支护是各种岩土工程广泛应用的支护形式, 但由于对全长粘结式锚杆的锚固机理和受力特征认识不清, 使其在设计和应用上存在一定的局限性。从研究全长粘结式锚杆和围岩的作用机理入手, 深入探讨其锚固机理和受力情况, 进而为全长粘结式锚杆的设计和工程应用提供参考依据, 具有重要的理论与工程实际意义。

关键词：锚杆,锚固机理,剪应力,中性点

参考文献

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