荷载与作用范文

荷载与作用范文（精选9篇）

荷载与作用 第1篇

1 计算模型与计算参数

1.1 基本假定

沥青混凝土桥面铺装可视为支承在桥梁主体结构和防水层上的薄板, 在建立整体桥梁有限元模型之前, 引入以下一些假设:

(l) 桥面铺装的各层都是连续均匀、完全弹性、各向同性的, 热传导连续。

(2) 约束施加在主梁两端的底面上。

(3) 由于热传导性质和结构层厚关系很大, 与水平坐标的变化无关。对于很薄的铺装防水层, 假设其与水泥混凝土热工性质相同, 并紧密结合。

(4) 沥青混凝土桥面铺装表面以下不同深度的温度都作与表面边界温度同频率的周期变化。

1.2 计算参数

车辆荷载采用《公路沥青路面设计规范》 (JTG D50-2006) 规定的双圆荷载, 标准轴载为BZZ-100, 单轮传压面当量圆直径d=21.3cm, 轮胎接地压强p=0.7MPa, 两轮中心距为1.5d。轮胎与路面的摩擦系数取0.2。

选择几种典型的桥梁结构物理参数、桥梁结构参数见表1和表2, 气候参数如表3, 这些参数对于华北、华中、华东及西南、西北的部分地区都具有一定的代表性。

1.3 有限元模型

混凝土整体式简支板 (梁) 桥取标准跨径为6m, 桥面净宽7m+2×0.25m, 桥面净宽取为8m。桥面铺装的结构为沥青混凝土层 (4cm+6cm) +防水层+桥面板水泥混凝土+主梁的形式。

为模拟简支板 (梁) 桥的支撑条件, 将其边界条件假定为:在主梁两端的底面上, 一端约束其横桥向、顺桥向和竖直方向的位移, 另一端则约束其横桥向和竖直方向位移, 桥梁的侧面均为自由面。考虑到桥梁结构及作用荷载的对称性, 取1/2结构进行计算。桥梁的有限元模型如图1。

桥梁结构的热分析采用三维有限元模型, 可方便直接转化为结构分析模型。边界条件为桥面铺装表面施加的太阳辐射、空气对流换热、空气辐射换热和主梁底面施加的地表环境的辐射、空气对流换热、空气辐射换热。建模时, 需要在桥面铺装表面及主梁底面分别覆盖一层表面单元SURF152, 便于施加空气与桥面铺装表面及主梁底面的对流换热。对于太阳辐射和地表环境的辐射, 按照计算的结果作为热流直接施加在桥面铺装表面及主梁底面的实体单元上。空气与桥面铺装表面及主梁底面之间的辐射换热通过表面单元SURF15和外部空间附加点之间的辐射模拟。桥梁结构的热分析模型如图2所示。

2 车辆荷载作用

分析沥青混凝土桥面铺装在两种荷载工况 (只受垂直荷载;垂直荷载和水平荷载共同作用) 下, 变形值、最大主应力和最大剪应力这三个指标的变化。结论总结如下:

(1) 有无水平荷载, 对变形值会产生一定影响, 但影响不大。

(2) 最大主应力的最大值发生在表面, 有水平荷载作用的表面最大主应力比没有水平荷载作用时要大。

(3) 有无水平荷载作用, 对表面最大剪应力的影响很大。最大剪应力在有水平荷载作用时, 随着深度的增加呈现出“减小-增大-再减小”的趋势, 最大值发生在表面。

3 温度荷载作用

3.1 温度场分析

桥梁与外界环境进行热交换主要有以下四种方式:太阳辐射、空气对流换热、空气辐射换热和地表环境的辐射。在这四种方式的共同作用下通过对水泥混凝土桥面沥青混凝土桥面铺装层的温度场分析, 得出如下结论:

日照下桥面铺装沥青层表面温度的日波动量最大;沿着沥青层深度增加的方向, 温度、温度速率及温度梯度均出现变化幅度减小、变化相位滞后的现象;在表3的气候参数条件下, 沥青混合料已具备较强的应力松弛能力。

3.2 温度与车辆荷载耦合作用分析

假设温度应力完全松弛, 温度只对沥青混凝土的弹性模量有影响。故在进行有限元分析时就需要进行热元转换结构单元, 重新定义弹性模量等材料参数, 读入桥梁结构温度场的热分析结果, 然后将车辆荷载参数施加结构分析模型。最后, 求解桥梁结构有限元模型, 并对结果进行分析。

3.2.1 变形分析

取轮隙中心处的桥面铺装表面变形值作为代表值, 绘制变形值随时间变化的曲线, 如图3所示。

图3的曲线显示, 变形值日变化曲线与气温日变化曲线的走势一致。有无水平荷载作用, 最小弯沉值都在凌晨6时左右达到, 最大弯沉值都在下午14时左右达到, 日波动量都为1.33×0.01mm;有无水平荷载作用, 对变形值的大小有影响, 但对曲线的变化幅度和变化相位没有影响。

3.2.2 最大主应力分析

在分析沥青层的最大主应力时, 取不同深处的最大主应力的最大值作为这一深度处的最大主应力的代表值, 得到桥面铺装表面及沥青层的各层底面最大主应力随时间的变化曲线, 如图4所示。

图4曲线显示, 在不同深处, 最大主应力都随时间作近似正弦或余弦的波动。桥面铺装表面的变化幅度和变化相位在有无荷载作用时有所不同。当有水平荷载作用时, 将在下午2时左右达到最大值, 在凌晨6时左右达到最小值;没有水平荷载作用时, 将在凌晨2时左右达到最大值, 在中午12时左右达到最小值;桥面铺装表面的最大主应力的日波动量最大, 有水平荷载作用时日波动量为0.0273MPa, 无水平荷载作用时日波动量为0.0291MPa。

3.2.3 最大剪应力分析

在分析桥面铺装沥青层的最大剪应力时, 取不同深处的最大剪应力的最大值作为这一深处的最大剪应力的代表值, 得到桥面铺装表面及B、C处的最大剪应力随时间变化的曲线。其中, “B处的最大剪应力”定义为沥青层第一层底面的最大剪应力和第二层顶面的最大剪应力之间的较大值。“C处的最大剪应力”类似。最大剪应力日变化曲线如图5所示。

图5曲线显示, 在不同深处, 最大剪应力都随时间作近似正弦或余弦的波动。沥青层的最大剪应力的最大值出现在有水平荷载作用时的桥面铺装表面, 于下午13时左右达到最大值, 其日波动量为0.0295MPa。B处的最大剪应力曲线的变化幅度和变化相位在有无荷载作用时略有不同。

4 结语

(1) 日照下桥面铺装沥青层的温度、温度速率及温度梯度的最大值和最小值都发生在表面, 因此桥面铺装表面及其附近区域最易产生温缩裂缝。

(2) 在温度影响下, 表面变形值、表面及沥青层各层底面的最大主应力和最大剪应力都随着时间作类似正弦或余弦的波动。

(3) 沥青混凝土桥面铺装层表面变形值在一天中温度最高的时段 (下午14时左右) 出现最大值, 这就可以解释车辙多出现在夏季的现象。

摘要：针对水泥混凝土桥面沥青混凝土桥面铺装层, 采用ANSYS软件建立包含全桥主梁结构及桥面铺装的三维实体有限元计算模型, 分析了桥面铺装层在车辆荷载作用下及其与变化的温度荷载耦合作用下的总体变形、最大剪应力及最大主应力的变化特点, 为水泥混凝土桥面沥青混凝土桥面铺装的设计和施工提供参考。

关键词：沥青混凝土,桥面铺装,车辆荷载,温度荷载,耦合

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荷载与作用 第2篇

关键词：移动荷载；桩承式加筋路堤；三维流固耦合；动力分析

中图分类号：TU435文献标志码：A文章编号：16744764（2012）03001605

Dynamic Behavior of GeogridReinforced PileSupported

Embankments under Moving Load

LIU Feiyu, YU Wei, YANG Fengyun, ZHANG Mengxi

(Department of Civil Engineering, Shanghai University, Shanghai 200072, P.R.China)

Abstract:In order to investigate the dynamic behavior of geogridreinforced pilesupported embankments (GRPS) under moving load, a threedimensional coupled mechanical and hydraulic model was built by FLAC 3D. The results from two cases including unreinforced and nopile embankments, and geogridreinforced pilesupported embankments were presented. The behaviors of vertical displacement, pilesoil stress ratio, excess pore water pressure, and vertical acceleration under two cases were compared and discussed. Additionally, studies on the effect of speed and weight of the moving load were performed. It is indicated that the value of vertical displacement, pilesoil stress ratio, excess pore water pressure, and vertical acceleration of GRPS decrease evidently compared with those of unreinforced and nopile embankment, which is caused by the soil arching effect and the reinforcement effect. It is also shown that the greater the axle load value is, the less the beneficial effect of GRPS on the vertical displacement. With the increase of the moving speed of the load, the vertical displacement increases.

Key words:moving load; geogridreinforced pilesupported embankments; threedimensional coupled mechanical and hydraulic model; dynamic analysis

作为一种经济、有效的软土地基处理方法，桩承式加筋路堤已引起广泛关注［14］。Quang等［5］研究了桩承式加筋路堤中设置斜桩对路堤整体稳定性的加强作用。Huang等［6］研究了桩承式加筋路堤在静荷载作用下的承载力性能。Jenck等［7］采用二维模型试验和平面应变有限元分析，研究了影响桩承式加筋路堤的相关参数。芮瑞等［8］通过对刚性桩加固软土地基的对比研究，揭示了不同处理方式桩顶平面沉降变形的特性。但以上研究都是针对静力特性的。

随着高速公路和铁路的快速发展，动荷载作用下路堤的工作性能越来越受到重视［910］。但对桩承式加筋路堤动力特性的研究，目前主要集中在现场监测和试验方面，理论研究还很少。肖宏等［11］通过现场试验，研究了桩承式加筋路堤在机车荷载作用下的动应力、变形和加速度等的响应。Chebli等［12］通过现场试验，研究了路基中横向和竖向加速度随时间及频率的变化规律。

然而，由于移动荷载作用下桩承式加筋路堤的现场试验比较复杂，影响结果的因素很多，导致目前很多现场试验的结论并不统一，有的甚至相互矛盾，因此有必要采用数值分析的方式进行系统的研究。〖=D(〗刘飞禹，等：移动荷载作用下桩承式加筋路堤的动力特性〖=〗1数值建模

1.1几何模型及边界条件

图1为本文桩承式加筋路堤计算模型的尺寸及网格划分图。假设行驶中的汽车的中轴线与路面中轴线重合，轮距为2 m。利用对称性，路堤在横向取一半进行计算，综合考虑桩间距、车轴间距以及电脑的计算能力等因素，路堤纵向长度取12 m。模型的边界条件如图2所示，地下水位设于软土地基表面处。为了减小波在边界面处的反射所带来的计算误差，在模型底部设置静态边界，模型四周设置自由场边界。要模拟天然路堤(无桩无筋)，只需在上述模型中去掉桩体与土工格栅单元即可。

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图1三维计算模型示意图

图2y=6 m剖面边界条件示意图

另外，通过软件Config fluid命令，将模型设置为在渗流模式下进行完全流固耦合计算。在计算过程中，流体计算引起的孔隙水压力变化被传递给力学计算过程，引起相应的土体有效应力的变化；而在更新后的有效应力场中完成的力学计算所产生的土体体积应变，又被传递回流体计算模式，导致新的孔隙水压力的改变。1.2模型参数选取

采用线弹性模型来模拟面层，采用莫尔库伦模型模拟路堤和软土地基，分别采用geogrid和pile结构单元来模拟土工格栅和桩体的特性。其中，pile结构单元通过分别设置切向与法向耦合弹簧来模拟桩与土体间的粘结与摩擦特性；geogrid结构单元通过在法线方向上与土体单元表面设置刚性连接，在切线方向设置切向弹簧，来模拟土工格栅与土体在法向上其节点随土体网格的运动而运动，在切向上与土体相互摩擦的界面特性。模型中桩长、桩径、桩间距分别为15、1、2 m，其中第一根桩从距离纵向对称面1 m的地方开始布置，土工格栅则被铺设在软土层顶面与路堤交界的位置。计算参数主要引自文献［1315］，路堤层黏聚力为10 kPa，内摩擦角为40°；软土地基层的黏聚力为8 kPa，内摩擦角为15°，渗透系数为1.0×10-7 m/s，其它参数如表1所示。表1模型计算参数

名称厚（长）度/m弹性模量/MPa泊松比密度/(kg·m-1)面层0.34 1340.30249 0路堤3.0500.33200 0地基15.020.40175 0桩体15030 0000.20240 0格栅0.0062 0000.33250 0

1.3荷载形式

轮胎与路面的接触面简化为0.30 m×0.22 m的矩形，轮胎压力取0.7 MPa，设计车速为V=60 km/h。移动荷载作用中心为距路堤对称中心1 m处，取距路堤中心1 m处所在网格为行车线路。设移动荷载起始点在y=0处，随后沿y正方向运动。为了模拟车辆移动荷载，采用阶跃式载荷进行加载。首先将荷载施加在行车线路起始端的第1个网格单元上，轮载持续时间为0.018 s，求解结束后将第1个单元上的荷载删除，向前移动一个单元再持续0018 s，重复执行上述步骤直到最后一个单元为止。采用不同车速时，只要改变载荷的持续时间即可。由于三维动力流固耦合计算量很大，限于计算机硬件条件，本文只模拟了移动荷载初次单程加载过程。选取路面中点A为监测点，其坐标为（1，6，18.3），见图 2。为了确保计算结果的正确性，采用本文所用建模方法，对室内试验进行了对比验证［16］，在此基础上再进行计算分析。 2初次加载结果分析

2.1竖向变形

图3给出了桩承式加筋路堤与天然路堤监测点A的竖向变形时程曲线。不论加筋与否，在移动荷载作用初期， A点均出现短暂的路面隆起现象，但隆起变形非常小；随着移动荷载不断靠近A点，其竖向变形迅速增加；当移动荷载正好作用在A点上时，其竖向变形达到最大，加筋与不加筋时分别为1.39、1.71 mm；此后随着移动荷载远离A点，A点竖向变形不断减小并逐渐趋于稳定。至初次加载结束时，桩承式加筋路堤与天然路堤路面A点的竖向变形分别为1.05、1.57 mm。因此，在初次加载结束时，两者的弹性变形分别为0.34、0.14 mm，各自占最大竖向变形的245%、82%。表明与天然路堤相比，由于路堤土拱效应和土工格栅张拉膜效应的共同作用［16］， 桩承式加筋路堤不仅可以减小移动荷载作用过程中路面的最大竖向变形，还增大了弹性变形在总变形中的比例，使路面竖向变形在荷载作用结束后有较大程度的恢复，这对于减小路面的工后沉降十分有利。

图3路面监测点A竖向变形时程曲线

2.2桩土应力

图4给出了移动荷载作用下，桩承式加筋路堤桩土应力比的时程曲线图，其中桩顶应力取y＝5剖面上离道路中心线1 m处的桩顶单元应力；土的应力取y＝6剖面上离道路中心线1 m处的桩间土体单元应力。随着移动荷载逐渐靠近所监测的点，桩土应力比及其波动幅值逐渐增大；而后，随着移动荷载逐渐远离所监测的点，桩土应力比大小开始趋于稳定，其波动幅值也不断减小。表明在移动荷载逐渐靠近监测点的过程中，原本应由桩间土体承受的部分荷载，通过土拱效应和张拉膜效应逐步转移到了桩顶，桩体承载能力较大的特点得到了充分发挥，体现了桩承式加筋路堤相对于天然路堤在承载力方面的优势。

图4桩土应力比时程曲线

2.3软土地基中的超孔隙水压力

图5给出了桩承式加筋路堤与天然路堤软土地基中，超孔隙水压力沿深度方向的变化规律。所取各点为y=6剖面上，距路堤中心2 m处软土地基中，每隔1 m深度所在点的超孔隙水压力值。由于本文假设软土地基表面透水，故路基表面处超孔压为0。不论哪种路堤，软土地基中超孔隙水压力沿地基深度方向都呈现先增大后减小的规律，超孔压最大值都出现在距软土地基表面1 m左右深度处，桩承式加筋路堤与天然路堤软土地基中超孔压最大值分别达到347、530 Pa；在各相同深度处，桩承式加筋路堤软土地基中的超孔压值都小于天然路堤软土地基中的超孔压值，表明桩承式加筋路堤桩间土体所受移动荷载的影响要小于天然路堤。

图5软土地基中超孔压随深度的变化曲线

2.4加速度

图6(a)、(b)分别为天然路堤与桩承式加筋路堤中， 路面A点正下方4 m处B点的竖向加速度时程曲线。随着移动荷载逐渐靠近B点，其竖向加速度值逐渐增大，且当加载点作用至B点正上方时，向下竖向加速度达到最大值，天然路堤与桩承式加筋路堤分别达到0.22、0.10 m·s－2。可见，移动荷载作用下，桩承式加筋路堤通过桩体和筋才的共同作用，有效减小了传递到软土地基中的竖向加速度。

图6软土层B点竖向加速度时程曲线

2.5轴载对竖向变形的影响

图7给出了轴载分别为0.7、1.4、21、3.5 MPa时，路面A点竖向变形随轴载变化的规律。除轴载变化外，其余各项参数均如前所述，取移动荷载作用过程中A点竖向变形的最大值进行比较。不论加筋与否，随着轴载值的不断增大，A点的竖向变形不断增加。而且轴载越大，相同轴载增幅所引起的竖向变形差越大，表明超载会使路面变形显著增大，体现了超载对路面破坏产生的严重影响。另外，同一轴载作用下，桩承式加筋路堤路面竖向变形都比天然路堤的小；且随轴载的增加，两者的变形差距越来越大。当轴载值为3.5 MPa时，桩承式加筋路堤与天然路堤的A点竖向变形分别为3.74、5.34 mm，前者比后者减小了3096%。表明桩承式加筋路堤对于减少超重引起的路面变形具有十分明显的效果。

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图7轴载对路面A点竖向变形的影响

4结语

采用FLAC3D软件首次建立了移动荷载作用下桩承式加筋路堤的三维流固耦合分析模型，并对桩承式加筋路堤的动力特性和影响因素进行了分析，得到了以下结论：

1）移动荷载作用下，桩承式加筋路堤能有效减小路面竖向变形，增大弹性变形占路面总竖向变形的比例。

2）随着移动荷载逐渐靠近监测点，桩土应力比及其波动幅值逐渐增大；随着移动荷载逐渐远离监测点，桩土应力比大小开始趋于稳定，其波动幅值也不断减小。

3）桩承式加筋路堤中移动荷载引起的软土地基超孔隙水压力要小于天然路堤的情况。

4）移动荷载作用下，桩承式加筋路堤可以有效减小软土地基中的竖向加速度。

5）移动荷载作用下，随着轴载的增加，桩承式加筋路堤路面竖向变形不断增大。

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（编辑王秀玲）

荷载与作用 第3篇

南京地铁3 号线在里程K17+534.632 与京沪铁路 (下行线K302+074~K302+97 处) 3 股铁路线路相交, 铁路与隧道平面交角为65°;相交节点毗邻红山路新庄公铁立交桥, 红山路新庄立交桥为既有沪宁铁路下顶进6.5+16+16+6.5m4 孔公铁框架桥, 主体框架4 孔为每孔单设, 均为斜框架, 与上方既有沪宁铁路斜交角度为2°10′。

穿越节点处盾构隧道隧顶至轨底距离约为14.8m, 左线隧道从红山路新庄立交桥人行框架桥下穿过, 隧道顶至桥涵板底6.62m, 红山路桥涵顶埋深0.73m。盾构隧道穿越土层主要为硬塑粉质黏土, 上覆土为可塑粉质黏土、素填土和杂填土等, 下卧土层为强风化闪长岩。

2 铁路情况及周边环境

2.1 地质构造情况

南京地区大地构造属扬子准地台的下扬子凹陷褶皱带, 这个凹陷从震旦纪以来长期交替沉积了各时代的海相、陆相和海陆相地层, 下三迭系青龙群沉积以后, 经印支运动、燕山运动发生断裂及岩浆活动, 并在相邻凹陷区及山前山间盆地堆积了白垩纪及第三纪红色岩系及侏罗~白垩纪的火山岩系。断裂构造受淮阳山字型构造东翼和下扬子破碎带的影响较明显。幕府山、栖霞山两个复式背斜的北半部发生大幅度跌落造成白垩纪凹陷。断裂随处可见, 各地层单位之间的关系差不多均为断层接触, 岩层破碎、硅化相当普遍。

区内地质构造主要受北东向压性断裂控制, 一些短促近东西向的断层属扭性、张扭性断裂。北东向断层主要出现于浦口组地层中, 使得岩层产状变化较大。

新构造运动表现为周期性的波动和阶梯式上升, 全新世, 则表现为幅度不等的沉降, 接受巨厚冲积物的沉积。

本区间附近主要构造有:

1) 南京~镇江沿江断裂:属长江断裂带的一部分, 总体走向近东西向, 断层面北倾, 倾角陡, 正断层性质, 从南京幕府山经燕子矶、栖霞山、龙潭延伸至镇江焦山。其北侧为苏北、南黄海坳陷, 南侧为下扬子隆起, 断裂破碎带宽大, 数公里至数十公里不等, 亦称长江破碎带, 沿江普遍发育断层崖。该断裂在中更新世曾有过活动, 但自晚更新世以来已基本停止活动。

2) 南京~湖熟断裂:走向为北西向, 倾向南西, 倾角陡, 正断层性质, 位于南京~上坊~湖熟~上兴一线, 断裂长度数公里~数十公里。西南盘为下降区, 东北盘为上升区, 控制宁镇山脉西生界断凸和宁芜中生界断陷盆地火山岩的发育。该断裂在燕山晚期曾有过强烈活动, 但自晚更新世以来基本停止活动, 为非活动性断裂。

受区域大断裂影响, 在其附近有较多次生断裂和破碎带, 勘察中发现在玄武湖的岩层裂隙发育, 局部破碎, 挤压明显。虽然有关资料论证上述断裂在晚更新世以来已停止活动, 但因其产生的岩层破碎、蚀变、风化强烈对本工程仍有较大影响。

2.2 铁路基本情况

京沪铁路线路等级为I级, 客货混运, 正线速度目标值为160km/h。穿越节点处为3 股道, 由北至南依次为沪宁下行线、第三线、沪宁上行线, 均为有砟轨道, 道砟厚约为0.8m, 线间距分别为5.81m、6.16m, 穿越节点处为曲线段, 列车经过此节点的速度约为110km/h。

2.3 周边环境

穿越节点东侧的红山路为南京市市区内环线的关键路段, 路面宽55m, 机动车道为8 车道, 每侧4 车道, 共32m, 非机动车道及人行道每侧宽分别为5m和1.5m。

红山路新庄立交桥为既有沪宁铁路下顶进6.5+16+16+6.5m四孔公铁框架桥, 桥长19m, 机动车道宽16+16m, 净高不小于4.5m, 非机动车道宽每侧5m, 净高2.85m, 人行道每侧宽1.5m, 路面比非机动车道高0.2m。主体框架四孔为每孔单设, 均为斜框架, 与上方既有京沪铁路斜交角度为2°10′, 每孔间留5cm以上空隙。结构高均为7.3m, 桥涵埋深0.73m, , 左线隧道从人行道下穿过, 隧道顶至桥涵板底6.62m。

红山路新庄公铁立交桥南侧新庄花园A1 栋、E3 栋片区住宅楼为7 层框架结构, 半地下室, 地下室标高11.75m, 沉管素混凝土灌注桩, 桩长进入3-1、3-3 层粉质黏土层大于1.4m, 最小桩底标高-3.65m, 桩长范围为11~15m。与盾构隧道最近3.66m。

3 分析方案的制定

在对运营期间铁路列车和地铁列车荷载之间相互作业进行分析时, 常用的方法主要由两种: (1) 在现场进行测试。通过布置传感器来测量列车经过后能产生的荷载。这种方法比较实用, 操作也比较简单。但是, 不能对参数进行调节, 通用性比较差。 (2) 数值模拟。数值模拟主要使用有限元软件来对地铁和列车运行过程中的影响进行分析, 通过建立有限元模型, 可以分析地铁列车荷载和铁路列车荷载的互相影响。综合考虑上述两个方案后, 本文使用有限元模型的方法对运营期铁路列车荷载和地铁列车荷载之间的相互作用进行探讨。

4 运营期铁路列车荷载与地铁列车荷载的相互作用

4.1 模型的建立

1) 有限元模型

采用ADINA有限元计算软件建立三维模型, 模型尺寸长144m, 宽52m, 高51m。底面全约束, 侧面水平约束。计算考虑阻尼的影响, 采用动力的隐式积分法进行计算。计算模型如下:

在公式中, 前一时刻和当前时刻的位移分别为u (i) 和u (i+1) , 前一时刻和当前时刻的速度为v (i) 和v (i+1) , 前一时刻和当前时刻的加速度分别为a (i) 和a (i+1) , q和P为待定参数, 当前时刻和前一时刻的时间差为 Δt, 从上述公式可以看出, 任意时刻的速度、位移和加速度都是相互联系的, 使用此模型进行计算时间步长可以任意加大。

2) 列车荷载

地铁列车荷载采用上海地铁1 号线徐家汇站普通轨道实测动荷载, 速度60km/h。轮载经过钢轨、轨枕的传递和分散作用后才到达道床表面, 考虑到钢轨、轨枕对列车荷载的传递和分散作用, 取传递系数0.9。

考虑速度80km/h货车荷载, 货车荷载作用下的铁路路基荷载如图1 所示。

3) 计算参数

(1) 考虑土体在列车振动荷载作用下的剪应变范围一般在10-5~10-4 之间, 因此, 这里对结构和土体统一采用线弹性的力学模型。

(2) 根据以往南京各层土的动力试验结果来确定土体材料的阻尼比, 动弹性模量根据地质报告的结果来取值, 计算参数见表1。

4.2 计算结果分析

取4 个分析断面:断面1 是未剖到隧道结构;断面2 是剖到了隧道左线;断面3 是在地铁隧道下穿桥涵处;断面4 是位于桥涵右侧通道处。如图2 所示。

1) 线路变形分析

京沪铁路下行线路左右轨竖向位移时程曲线如图3, 最大竖向位移为0.27mm, 京沪铁路第三线左右轨竖向位移时程曲线如图3, 最大竖向位移为0.32mm。

2) 轨道几何形位分析

4 个断面左右线钢轨的水平偏差分别为0.04mm, 0.06mm, 0.04mm, 0.015mm。

3) 土中应力分布

断面1 的动应力在深度10m范围内迅速衰减。断面2~断面4 的计算结果见图3 所示。其它断面动应力随深度衰减, 在桥涵处和隧道顶部处因为材料的不同动应力有所放大。

4) 动载对盾构隧道的影响

在地铁荷载、京沪铁路荷载的作用下, 隧道结构周围除了承受静荷载外, 还承受列车荷载引起的附加动荷载作用。隧道穿越正线处为65°斜交。根据列车动应力传递的计算, 得到斜交情况下附加荷载情况, 将其与静土压力叠加, 计算得到结构内力, 经检算满足管片极限承载能力。

5 结论

综上所述, 使用有限元软件进行分析后得出, 在列车荷载和地铁荷载的影响下, 京泸铁路下行线路在左侧轨道和右侧轨道的最大竖向位移为0.27mm, 铁路第三线左右轨最大位移0.32mm。断面右轨道和左轨道也出现了一定水平偏差。在铁路荷载的叠加压力下, 管片的承载能力可以满足使用性要求。

摘要：地铁列车在运营过程中, 在振动荷载的影响下, 会导致地铁周围的孔隙水的压力变大, 降低地基的承载能力, 并导致隧道四周的土体出现变形的情况。如果任其发展, 会进一步对上部铁路的运行造成影响, 增加铁路运营的安全隐患。基于此, 本文通过实际案例对运营期铁路列车荷载与地铁列车荷载的相互作用进行分析。

关键词：运营期,铁路列车荷载,地铁列车荷载

参考文献

[1]田春芝.地铁振动对周围建筑物影响的研究概况[J].铁道劳动全卫生标准与环境保护, 2000, 27 (1) :64-67.

荷载与作用 第4篇

【关键词】荷载与结构设计原理 教学方法 改进措施

【中图分类号】TU3 【文献标识码】A 【文章编号】2095-3089（2015）06-0029-01

1.概述

为了适应厚基础、宽口径的人才培养目标，土木工程的新课程体系由如下六大模块组合而成[1]：①结构分析；②荷载与结构设计准则；③结构设计基本原理；④结构工程设计；⑤结构试验与测试；⑥结构工程施工。

其中，第2模块的知识内容，以前散落在有关结构设计课程的教学内容中，缺乏系统性，且重复过多，现已将其整合为一门独立的课程：荷载与结构设计原理。这一课程目前已被国家高校土木工程专业指导委员会采纳，并列为土木工程专业必修基础课程。该课程旨在使学生熟悉工程结构各行业中常见的荷载类型及其特点，掌握结构设计理论和方法，了解规范建立的可靠度理论背景，为今后培养工程结构的设计计算能力和科研创新能力打下必要的基础。

本文主要分析了“荷载与结构设计原理”课程在教学环节中存在的主要问题，并对其进行分析和解决，提出了一些改革措施。

2.存在问题

《荷载与结构设计原理》课程内容大致分为两个部分[2]：荷载分析和结构设计方法分析，其特点为：理论性较强，且较多地用到了数学中数理统计的知识，许多学生感觉课程抽象枯燥，接受起来较困难。笔者在该课程教学和实践过程中，归纳总结了目前存在的一些主要问题，具体如下：

1）学生对各类荷载的作用方式理解不够。

《荷载与结构设计原理》一般安排在第五个学期，此时大部分专业课程尚未接触，学生对各类荷载的工程背景了解不够，以至于往往只停留在对条文和公式的死记硬背上，难于深入理解和掌握荷载的作用方式、计算思路。

2）不同工程中需要考虑的荷载有所不同，同类荷载的计算方法和考虑方式也各有偏重，学生对此缺乏理解。

3）设计方法中，较多地用到了概率论、数理统计、可靠度方面的知识，学生在此方面理论基础不扎實，学到此处常感觉课程抽象、难以理解、无所适从。

3.教学改进措施

笔者认为，教师需针对学生情况理清课程体系和授课重点，有的放矢，刺激学生的学习兴趣，使得教与学能较为融洽地相互配合。针对前述共性问题，以提高教学质量、培养应用型人才为目标，提出以下几个方面的改进措施供参考。

1）理清知识结构，突出课程主线。

在绪论中，首先介绍本课程的课程性质、主要内容、基本特点和学习方法，使得学生充分了解“为什么学”、“学什么”和“怎样学”等基本问题，掌握本课程的学习主线。在以后的课堂讲解过程中，教师还宜不时地强化这条学习主线，并根据学生的实际情况去粗取精、突出重点，从而使学生有明确的学习目标，达到事半功倍的效果[3]。

2）交代工程背景，介绍预备知识。

例如，在讲述厂房中的吊车荷载时，建议先介绍厂房排架的结构组成、荷载类型和传力方式作为预备知识，若有条件时还可带学生进行有吊车的厂房排架结构的实地参观，使得学生对吊车荷载的工程背景、产生原因、荷载传递方式和特点有更清楚的认识，并利用多媒体辅助教学，通过理论与实践的结合刺激其学习兴趣，以便对移动荷载的特点以及竖向、横向、纵向吊车荷载标准值的确定方法有更准确的理解。

不同工程结构需考虑的主要荷载类型也有所不同。例如，建筑结构需考虑楼面活荷载，而桥梁结构则需考虑汽车荷载。这两类荷载都是可变荷载，但是作用方式和特点不同，计算方法也各不相同。建议教师在讲课中适当地补充两类工程结构的结构布置和荷载传递方式。

3）结合工程实例，重视实践应用。

在课程中宜尽可能结合工程实例进行分析，既可将抽象的知识概念具体化，便于学生理解，又可刺激学生的求知欲。课程基本内容结束后，教师还可找一些建筑结构、桥梁结构、水工结构等工程实际案例，指导学生进行结构上各类荷载计算、内力组合和可靠度分析，将课程所学内容融会贯通，并强化学生灵活运用所学知识解决实际问题的能力。

4）详略得当，突出基本思路。

为了给混凝土结构、砌体结构、钢结构等专业课程打好基础，大部分高校将“荷载与结构设计原理”课程安排在第五个学期，此时结构力学中的动力学知识尚未学到。因此，对于地震作用一章，建议可着重介绍相关概念和地震反应谱法的基本理论、思路，具体的公式推导和计算方法可待“结构抗震”课程再做详细讲授。

此外，结构可靠度的计算分析也宜详略得当，建议将数理统计的一些必要概念（随机变量、正态分布、特征值、分位值等）灵活穿插于分析思路中，以图、表、举例等形式较生动地唤起学生对相关数学知识的记忆，并在此基础上讲清可靠度计算的基本理论和实用方法。笔者认为，讲授过程中宜尽量避免长篇累牍地进行数学推导和演算，充分发挥多媒体教学的优势，将抽象的数学理论和概念用较形象生动的图、表或者动画表现出来，激发学生的学习兴趣。

4.结语

笔者多年来从事土木工程专业相关课程的教学工作，对厚基础、宽口径的人才培养目标和本专业的课程体系构成有较深刻的理解。以上是我在讲授《荷载与结构设计原理》这门课程中积累的一些总结和体会，谨供参考，衷心希望能够为提高教学质量、培养具有创新思维能力的综合型人才贡献一份力量。

参考文献：

[1]李国强，陈以一等.土木工程专业结构工程课程体系与教学内容改革总体方案[J].高等建筑教育， 2002，43（2）：53-54.

[2]季静，罗旗帜等.工程荷载与结构设计方法[M].北京：中国建筑工业出版社， 2013.6.

荷载与作用 第5篇

1.1 气象条件

拉萨市属内陆高原温带半干旱气候, 日照充足、空气干燥、昼夜温差大、降水量小、蒸发量大。据拉萨气候资料显示:区内降水少而集中, 多年平均降水量426.50 mm, 极端最大年降水量613.8 mm, 极端最小年降水量229.6mm;5~9月集中了全年94.8%的降水量, 日最大降水量为61.7 mm。其他时间气温偏低、多大风、干燥、降水偏少 (多为固态降水) 。区内蒸发强烈, 多年平均蒸发量2306.70 mm。区内土壤通常在10月下旬至次年4月中旬封冻, 冻土深度12~26 cm。

1.2 地层岩性

拉萨地区地层主要为冲洪积层, 其表层及以下0.4 m处为杂填土层, 主要由砂质粉土、细中砂及少量卵砾石组成, 为灰黄色-黄褐色, 稍湿, 松散, 富含植物根须。杂填土层以下0.6 m左右为细中砂层, 母岩成分以花岗岩、砂岩等岩石为主, 呈灰黄色-黄褐色, 稍湿-饱和, 松散-稍密。细中砂层以下0.5 m左右为圆砾层, 母岩成分以花岗岩、砂岩等岩石为主, 磨圆度较好呈次圆状-圆状, 隙间充填细中砂及砂质粉土, 含少量卵石颗粒, 局部砂、粉粒或卵石含量较高, 灰黄色-灰黑色, 稍湿-饱和, 松散, 多呈似层状或透镜体形式分布于卵石层中及其顶部。圆砾层以下为卵石层呈灰褐色-灰黑色, 湿-饱和, 稍密-密实, 卵石含量大于50%, 分布不均匀, 母岩成分主要为砂岩、花岗岩等, 磨圆度好, 呈次圆状-圆状, 充填圆砾、细中砂及粉土 (见图1~2) 。

1.3 地质构造

拉萨位于雅鲁藏布江以北东西向构造中部地带, 为拉萨-林芝岩带, 南侧以雅鲁藏布江深大断裂为界与喜马拉雅弧形构造毗邻。区内构造格局是历史构造形迹的继承和发展, 特别是中新世以来的构造运动, 对塑造区内当今构造和地貌格局尤为显著。第四纪以来, 随着印度板块进一步向北推移, 西藏块体经走滑变位和横向流展, 遭受东西向拉伸, 形成一系列南北向、北北东向和北北西向, 以及北东向和北西向折线相连的地堑系, 拉萨河谷断裂便是这一时期的构造形迹[1]。

1.4 地层温度

项目区属于季节性冻土区, 多年平均气温8℃, 最高气温29.4℃, 最低气温-16.5℃。最大冻土深度为26 cm。拉萨市东西走向街道南北两侧温度不同, 在街道表层以下0.4 m处, 南侧地温为0℃以下, 而北测地温为1℃。在地表处, 南侧地温大约在-3℃, 北侧地温为1℃, 南北侧地表温度相差4℃左右[2]。

1.5 水文地质

拉萨河的补给来源是以大气降水为主, 地下水及融雪水次之。由于年降水量较集中, 该河属洪水出现频率较大的河流, 洪峰高且持续时间长。拉萨河洪水出现的时间一般在7月中旬至8月下旬, 每年汛期都要出现3~5次大于1 000 m3/s的洪水。地表径流多形成于6~9月 (少数5~10月) , 主要受大气降水和冰雪融水的补给, 暴涨暴落特征明显, 是区内地下水季节性补给的重要水源之一。拉萨地下水为埋藏于第四系卵石层中的孔隙潜水, 由大气降水和上游地下水径流补给, 自东北向西南流动, 研究区域地下水水位埋深为3.50~3.97 m, 第四系卵石层具较强透水性, 为该区域主要含水层。1~3月为枯水期, 6~9月为丰水期。地下水年变幅约1.5 m, 个别年大于2 m。

2 冻胀研究现状

关于土的冻胀问题, 早在17世纪后期, 人们就已经注意到, 并错误的认为冻胀是由于土的弯曲变形引起的[3], 冻土的研究走过了一条漫长崎岖的发展道路[4]。前苏联从19世纪末就认识到了研究冻土的重要性, 从1927年便开始系统地研究冻土的性质, 20世纪中期, 基本概念、基本理论的研究方法已经逐步建立, 到20世纪末期广大学者开始广泛研究冻土学。接着人们才逐渐认识到水分迁移作用才是导致土体冻胀的主要根源[5]。1973年, 前苏联学者H.A.崔托维奇[6]《冻土力学》一书出版, 该书中系统地论述了冻土力学试验、理论和实际应用, 标志着冻土研究领域进入新的发展阶段。而我国对冻土的研究起步较晚, 20世纪50年代末期才开始;20世纪60年代在东北、华北和青藏高原建立数十个冻土观测点, 开展冻胀观测和试验;20世纪70年代的冻胀研究处于室内外相结合的阶段, 对影响冻胀的土、水、温、压等因素进行较系统的观测、试验和分析;20世纪80~90年代后逐渐向冻胀机理并侧重工程防冻害措施研究[7]。20世纪后徐学祖、吴紫汪等对融冻土的热学特征、冻胀机制及变化规律等进行研究, 为道路工程的冻胀成因, 分类和病害防治措施的制定提供了理论依据[8]。

3 路基冻胀理论计算

3.1 理论分析原理

为了工程设计的需要, 将冻结时对路面产生的冻胀力, 按照其作用于基础表面的方向分为法向冻胀力和切向冻胀力。参照抗冰冻设计规范, 其计算公式如下[9]。

1) 法向冻胀力计算公式。作用在单块基础板底面积上的法向冻胀力可按下列计算方法:

式中, Fv为作用在单块基础板底面上的竖向冻胀力标准值, k N;Mσ为竖向位移影响系数;α0为基础厚度影响系数;σv为单位竖向冻胀力标准值, k Pa;[S]为基础允许产生可复位的垂直位移值, mm;△h为计算点的地表冻胀量, mm;dt为计算点的基础厚度, m;Δi为基础板上的冰层厚度, m;Zf为计算点的基础设计冻深, m。

2) 切向冻胀力计算公式。基础所受的总切向冻胀力标准值可按式 (5) 计算。

式中, Tτ为总切向冻胀力标准值, k N;τt为单位切向冻胀力标准值, k Pa;U为冻土层内基础横截面周长, m;Zd为基侧土的设计冻深, m;Ψe为有效冻深系数;Ψr为冻层内桩壁糙度系数表面平整的混凝土基础可取1.0。

3.2 试样参数

实验选用地表以下0.4 m处的土体, 土样的干密度为1.480~1.519 g/cm3, 土样均制成高13.0 cm, 直径10.1cm的回柱体, 根据室内土样冻结实验, 得出土样的颗粒分析结果如表1, 土体物理参数见表2。

3.3 冻胀力计算

土的冻胀主要是因为土中原含水分和迁移而来的水分在低温下结晶, 体积膨胀, 引起冻土体积增大, 在土层中产生冻胀力, 导致地表出现变形。较强的冻胀会对地表建筑、路面和地下管线产生破坏作用[10]。

根据试验得到的参数 (表3) , 运用计算公式 (1) 计算得出拉萨街道路基的法向冻胀应力为0.305 MPa。

根据试验得到的参数 (表4) , 运用计算公式 (5) 计算得出拉萨街道路基的切向冻胀应力为0.363MPa。

3.4 与交通荷载耦合作用

交通动荷载一般可分为两个部分:一部分是汽车自重, 即固定荷载;另一部分是汽车在路面上行驶时各种原因 (包括驾驶员操作、路面不平整、车辆—路面耦合振动等) 引起振动而产生的附加动荷载[11]。由于附加动荷载较小, 为了计算的简便, 本文只取固定荷载, 即交通荷载产生的应力为汽车总重与汽车轮胎与地面的接触总面积的比值。

本文为了计算的简便, 假设小轿车重2 t, 行车速度V=60 km/h;中型货车重10 t, 行车速度V=50 km/h;大货车重20 t, 行车速度V=40 km/h。大型货车重30 t, 行车速度V=30 km/h。根据上述应力运算方法得出小轿车应力为0.014 MPa;中型货车应力为0.020 MPa;大货车应力为0.096 MPa;大型货车应力为0.120 MPa。

3.5 路面混凝土抗剪强度

抗剪强度计算公式为:

式中, C为粘聚力, k Pa;σ为标准差;φ为内摩擦角, 即τ-σ直线与横轴上的夹角;tanφ为直线的斜率。

根据实验得到的参数, 利用抗剪强度计算公式 (6) 计算得出拉萨街道路面的混凝土抗剪强度为0.452 MPa。

3.6 计算结论分析

根据表6得出得出在小轿车 (2 t) 和小型货车 (10 t) 荷载作用下路面稳定, 在大货车 (20 t) 荷载作用下路面基本稳定, 在载重大货车 (30 t) 荷载作用下路面易破坏。

4 数值模拟

4.1 网格单元的建立

计算模型y轴平行于街道走向, 长23 m, x轴为垂直街道走向与地面水平, 宽48 m, z轴竖直向上, 建筑物高12 m, 路基深度11.5 m, 路面混凝土厚度0.2 m。模型建筑物部分为钢筋混凝土材料, 路面部分为混凝土材料, 路基部分为卵石土材料。

4.2 FLAC3D三场耦合模拟

对建立的模型施加重力, 模拟自然状态下的街道及楼层的受力情况。图3显示计算稳定后该模型的应力云图。根据前期的实测温度, 设置地底恒温层的温度为8℃, 南侧 (图中左侧) 的温度大约在-3℃, 北侧 (图中右侧) 温度为1℃左右, 如图4所示。设置地下4 m为含水层, 水分场通过土体渗透系数施加, 如图5所示。用FISH语言将已知的计算公式编入模型中进行运算, 得到路面温度、水分、应力三场耦合的云图, 由图6可知在街道南侧应力集中。

4.3 数值模拟结果分析

通过数值模拟得出拉萨市街道南侧最大应力值为0.340MPa。路面上部交通荷载施加0.120 MPa时, 总应力大于路面混凝土抗剪强度0.452 MPa, 说明拉萨市东西走向街道在冻胀和载重大货车共同作用下易发生破坏。

5 结论

本文通过野外勘察、理论计算分析并运用FLAC3D进行数值模拟得到以下结论:

1) 根据理论计算得出在小轿车 (2 t) 和小型货车 (10 t) 荷载作用下路面稳定, 在大货车 (20 t) 荷载作用下路面基本稳定, 在载重大货车 (30 t) 荷载作用下路面易破坏。

2) 运用FLAC3D软件数值模拟, 得出总应力大于路面混凝土抗剪强度时, 拉萨市东西走向街道在冻胀和载重大货车共同作用下易发生破坏, 印证了理论计算分析结果。

摘要：拉萨市地处高海拔季节性冻土区, 昼夜温差大, 在冻胀和交通荷载的共同作用下, 路面易发生破坏。本文通过野外勘察、理论计算分析并运用FLAC3D进行数值模拟, 得出在冻胀、交通荷载、冻胀和交通荷载耦合等工况下路面的稳定性。

关键词：冻胀,交通荷载,理论计算,数值模拟

参考文献

[1]张丰述.拉萨市城市环境地质评价[D].成都:成都理工大学, 2011.

[2]巩献忠, 叶唐进, 李萌, 等.拉萨市东西走向街道冻胀破坏的成因调查分析[J].四川建材, 2014, 40 (3) :147-149.

[3]Beskow G.soil freezing and frost heaving with special application to roads and railroads[J]Swedish Geol.Survey Yearbook.1935.26 (3) :375-380.

[4]李宁, 程国栋, 徐学祖, 等.冻土力学的研究进展与思考[J].力学进展, 2001, 31 (1) :95-102.

[5]李萍, 徐学祖, 陈峰峰.冻结缘和冻胀模型的研究现状与进展[J].冰川冻土, 2000, 22 (1) :90-95.

[6]H.A.崔托维奇, 张长庆.冻土力学[M].朱元林, 译.北京:科学出版社, 1985.

[7]徐学祖.中国冻胀研究进展[J].地球科学进展, 1994, 9 (5) :13-19.

[8]吴紫汪.土的冻胀性实验研究[M].//兰州冰川冻土所集刊第2号.北京:科学出版社, 1981.

[9]GBT50662-2011水工建筑物抗冰冻设计规范[S].

[10]常发强.钢筋混凝土结构在地基土冻胀中的结构受力分析和防治研究[D].太原:太原理工大学, 2009.

海底输气管道海啸荷载作用分析 第6篇

日本现在主要采取将天燃气液化后输入的方式。但是, 液化输入方式需大型设备和专用船, 要耗费巨额成本。因此, 日本的液化气进口价格比欧洲各国通过管道进口的价格高50%以上。所以日俄海底输气管道于2012年开始修建, 起始地点为俄罗斯库页岛途径北海道, 最后到达东京, 全长约1 400 km。由于日本是地震海啸多发国家, 所以该管道在设计之初就需要考虑海啸荷载的作用。本文利用ADINA有限元软件建立日俄输气管道有限元模型, 并对其进行受力分析为管道的设计与建造提供一些参考意见。

1 海啸荷载理论

该理论是美国、加拿大和日本等国在实验基础上总结而来并且适用于海底和岸上建筑物。由于海啸荷载对建筑物的作用十分复杂, 应适当予以简化, 可将其分为七种力:静水压力、浮力、动水压力、动水隆起力、动水冲击力、残骸冲击力和破坏波浪力[1]。本文中的海底输气管道根据实际情况取位于深水区海底800 m处和浅水区海底20 m处分别进行研究;同时根据2011年日本地震海啸观测数据来确定深水区海啸有效波高为1 m, 浅水区海啸有效波高为10 m。

1.1 静水压力

由不同水深处结构两侧的压力失衡造成, 水压荷载总是表现水平垂直物体表面。水深hmax处的物体表面静水压力

1.2 浮力

由于结构部分或整个下沉引起的力

1.3 动水压力

当建筑物周围存在水流, 动水压力就会作用于建筑物上。这些荷载是水的流速和建筑物几何形状的函数, 包括上游面的正面碰撞, 侧面的拖拽和下游面的吸引。这些荷载由水流从稳定到高速的流动产生。经常被提到的拖曳力, 是由水的流动引起的横向荷载和水环绕阻碍物周围产生的摩擦力组成的。

1.4 动水隆起力

是由前沿的水撞击结构物产生的, 它发生在建筑物的迎水面上, 当海啸爬坡时对建筑物产生的一个抬升力。

式 (4) 中, h是隆起高度, 合力作用在基础以上大约h处, 这是一个经验公式, 根据洪水设计规范所得出。

1.5 动水冲击力

是由前沿水头的迅速冲击所引起的。这也是一个经验公式, 力的大小一般取1.5倍的动水压力的大小。

1.6 残骸冲击力

冲击荷载是由残骸引起的, 例如浮木、小船、部分房屋等, 或者由海啸运来的任何物体, 击打建筑结构所产生的力。冲击力的数值很难预测, 必须要为这个力做出合理的误差。水运的物体流速假定与海水速度相同, 冲击时间因不同的建筑结构而不同, 通常钢结构的冲击时间在0.2~0.4 s。

1.7 破坏波浪力

这是一种具有破坏作用的海啸波, 由于波浪到达海岸线后发生破碎而产生的, 此概念是由国外的学者通过实际海啸的检测以及实验研究所提出的。这种波浪力并不适用于内陆建筑, 而本文的海洋平台位于浅海区, 所以应予以考虑。

式 (1) ~式 (8) 中, ρs为海水密度, hmax为海床以上最高水位, V为结构体积, B为建筑物宽度 (圆柱形杆件取直径) , Cd为拖拽力系数, u为流体速度, m为残骸质量, ub为冲击体的速度, ui假定物体速度与水流速度相同, Δt为冲击持续时间, Cdb为形状系数 (圆柱形杆件通常取1.75) , D为导管直径, ds海水深度。

海啸荷载对于结构的影响不会同时出现, 不同结构具有不同的组合。另外地震与海啸作用不必同时考虑, 因为结构在承受最大海啸作用时发生余震的概率很低。在进行海啸荷载计算时, 波高应取最有效爬坡高度的1.3倍。由于海底输气管道位于海水区域, 除管道外并无其他建筑, 所以不会受到残骸冲击力的影响。同时管道宽度较小、作用时间短, 所以受到的动水隆起力也可忽略。本文总结了海底管道承受海啸荷载的组合公式:

2 海底输气管道建模

本文利用ADINA软件建立海底输气管道有限元模型。取100 m作为研究对象, 管道内层为钢管, 外层为混凝土, 钢管直径为1.4 m, 混凝土厚度为0.05 m, 钢材的弹性模量为2.01011, 泊松比为0.3, 密度为7 800 kg/m3, 混凝土弹性模量为3.61010, 泊松比为0.2, 密度为2 500 kg/m3, 钢管选用API 5L X60型号, 其极限应力为566 MPa, 极限应变为0.04[2,3]。

3 管道受力分析

本文采用线性分布的方式沿Y向施加海啸荷载, 并对海底输气管道进行两种工况的受力分析, 一种是位于深海800 m的位置, 一种是位于浅水区20 m的位置, 提取两种工况下海底管道的位移和应力云图, 分析其受力特点[46]。

3.1 深海区管道受力分析

由图2、图3可知, 在深水区域海啸的波高为1 m, 对管道作用时, 管道的最大位移为0.902 3 m, 最大应力为504 MPa, 未超过材料的极限强度, 所以在深海区域即使发生较大规模的地震海啸, 也不会对管道造成破坏性的影响, 依然可以正常运输。

3.2 浅水区管道受力分析

根据图4、图5可知, 在浅水区域海啸的波高为10 m, 对管道作用时, 管道的最大位移为38.80 m, 最大应力为1 901 MPa, 已经大幅超过材料的极限强度, 所以在浅海区域如果发生较大规模的地震海啸, 这一阶段的管道会遭受破坏, 需要进行适当的海啸预防措施和管道加固措施。以下是两种工况下海底管道位移、应力参数对比表。

4 结语

(1) 本文以日俄间在建的海底输气管道为例, 对其进行海啸荷载作用的分析, 并简要介绍了管道周边的地震海啸发生情况。

(2) 介绍了海啸荷载理论, 建立海底输气管道的模型并进行加载, 在深水区域与浅水区域两种工况下对管道的受力情况进行对比, 提取相应的位移和应力云图。

(3) 对比了深水区域 (1 m高海啸) 与浅水区域 (10 m高海啸) 两种工况下管道的位移和应力并且验证得到海啸在深水区时对输气管道的影响不大;到达浅水区后由于能量的蓄积使得管道的受力增大, 产生了较大的位移和应力超过了材料的极限强度, 管道必然会发生破坏, 所以在浅水区域内的管道设计与建造要考虑对其进行加固处理, 适当进行海啸波分流和削弱海啸荷载等工作来确保输气管道的安全。

参考文献

[1] Palermo D, Nistor I.Tsunami loading of near-shoreline structures:a primer.Can J Civ Eng, 2009;36:1804—1815

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[3] 马良, 海底油气管道工程.北京:海洋出版社, 1987

[4] 候涛, 安国亭.海底管道损伤的原因分析及修复.中国海洋平台, 2002;17 (4) :37—39

[5] Faltinsen.船舶与海洋工程环境荷载.杨建民, 肖飞龙, 葛春花, 译.上海:上海交通大学出版社, 2008

路面行车动荷载作用形式的探讨 第7篇

关键词：动荷载,平整度,车速,数理统计

引言

车辆在道路上行驶时,对路面会产生随时间和车速不断变化的随机动荷载。在以前的研究中,张洪亮,胡长顺等把车辆荷载当作移动的均布荷载来进行处理,得出路面的动态响应[1],有一定的借鉴意义。雷婷通过计算附加动荷载,确定采用正弦波形式作为车辆荷载模型[2]。在考虑路面动态响应的计算中,更多的还是用FWD来模拟行车动荷载。大量试验证明其能较好地模拟行车动荷载作用。但是,由于理论根据不足,且其变化周期、荷载大小、作用时间均与实际情况不符,因此无法模拟在实际行车作用下路面的响应问题。文中从动荷载产生的原因进行分析,模拟仿真得到行车动荷载。车—路这一整体系统中,车辆是产生动荷载的主体,而路面是作为车辆振动的激励而存在。盛灿花通过公式计算,推出了国际平整度指数IRI和路面功率谱密度PSD之间的转化关系式:

${\rm I}R{\rm I}=0.78a{}_0\sqrt{G{}_d(n{}_0)}$ (1)

其中,a0为系数;IRI为国际平整度指数,m/km;Gd(n0)为参考空间频率下的路面功率谱密度;n0为参考空间频率,取0.1 m-1。

并对不同路面功率谱密度的路面进行了荷载的频域分析,得出了动荷载系数的计算公式。但两者都未考虑车速的影响,并且得到的荷载都是对整条道路而言,用整条道路的荷载变化来代替某一点的荷载变化,显然存在较大误差。为了避免这种误差,就必须对得到的荷载沿道路纵向的变化转化为某个具体位置的荷载变化情况,再来对路面进行响应分析,求解路面应力、应变和车辙等响应。

1 路面平整度

路面平整度可以定义为路面表面诱使行驶车辆出现振动的高程变化[4]。Sayers于1982年在世界银行资助下在巴西等国家进行路面平整度试验,在此基础上提出了国际平整度指数IRI(International Roughness Index)指标。IRI反映的是路面的一个宏观的平整度情况,在进行车辆荷载的模拟中较难直接运用。路面平整度的另一重要指标是路面功率谱密度(PSD),其含义是路面平整度能量在空间频域的分布。当功率谱密度用坐标图表示时,坐标上功率谱密度曲线下的面积就是路面平整度方差。在1972年的ISO SC2/WG4及GB 7031-86对路面功率谱密度有详细的规定并根据其对路面进行分级。有了不同等级路面的路面功率谱密度,可以用随机正弦波叠加法生成时域随机路面,作为后面计算机仿真时的输入激励。具体过程如下:

由Gq(f)得到路面不平整度方差:

σ${}_z^2$=∫${}_{f{}_1}^{f{}_2}$Gq(f)df (2)

其中,Gq(f)为以时间频率f表示的路面功率谱密度。

路面速度输入方差:

σ${}_v^2$=∫${}_{f{}_1}^{f{}_2}$(2πf)2Gq(f)df (3)

考虑按式(2)确定的不平整度方差σ${}_z^2$,将(f1,f2)划分为n个区间,用每一个小区间的中心频率fmid-i(i=1～n)处的功率谱密度值Gq(fmid-i)来代替Gq(f)在整个小区间内的值,则式(2)可近似写成:

$\sigma {}_z^2\approx {\displaystyle \sum _{i=1}^{n}G}{}_q(f{}_{mid-i})\text{Δ}f$ (4)

很明显可以看出n越大,式(4)越精确,令:

$A{}_i=\sqrt{G{}_q(f{}_{mid-i})\text{Δ}f}(i=1\sim n)$ (5)

其中,Ai为每个Δfi内包含的功率。而正弦波函数$\sqrt{2}A{}_i\sin (2\text{π}f{}_{mid}\cdot t+\text{ϑ}{}_i)$的标准差即为Ai,将n个这样的正弦函数叠加起来,即可得到时域上的随机路面位移输入:

${\rm Z}{}_G(t)={\displaystyle \sum _{i=1}^n\sqrt{2}}A{}_i\sin (2\text{π}f{}_{mid}\cdot t+\text{ϑ}{}_i)$ (6)

其中,ϑi为[0,2π]上均匀分布的随机数据,在式(6)两边对t进行求导,得到随机路面速度输入:

${\rm Z}{}_G(t)={\displaystyle \sum _{i=1}^n\sqrt{2}}\cdot 2\text{π}f{}_{mid}\cdot A{}_i\cdot \cos (2\text{π}f{}_{mid}+\text{ϑ}{}_i)$ (7)

以上给出了如何由给定的路面功率谱密度来生成时域随机路面,以此作为后面计算机仿真的输入激励。不难看出,当n取得足够大时,由随机正弦波叠加法得到的方差σ${}_z^2$有足够的精度逼近由路面功率谱密度函数确定的方差σ${}_z^2$。

2 ADAMS软件介绍

机械工程中的虚拟样机技术又称为机械系统动态仿真技术,是国际上20世纪80年代随着计算机技术的发展而迅速发展起来的一项计算机辅助工程(CAE)技术。其中,ADAMS(Automatic Dynamic An)软件最具有代表性。ADAMS软件的仿真可用于预测机械系统的性能、运动范围、碰撞测试、峰值载荷以及计算有限元的输入载荷等。

现在应用输出行车荷载这一功能。具体的软件计算流程如下(见图1):1)建立多自由度的车辆模型。主要包括几类参数:运动学参数、质量参数、力学特性参数。2)路面平整度时域模型的生成。3)给定车速,模拟实际行车环境,由软件自动计算出车—路耦合产生的行车荷载。

3 荷载谱的分析

由此可以得到该车辆在模拟路面上产生的行车动荷载变化情况,但此荷载在进行路面动力响应分析时,无法直接利用,并没有给出道路上具体某一点的荷载变化情况。因此对路面进行动力有限元计算时,随机荷载的大小无法给出。

文中试图通过另一途径解决这一问题。

1)关于车型:

在沥青路面设计规范中,是对交通量进行等效换算来解决这一问题的。文中也一样,不过换算公式需根据后面要计算的路面动力响应来进行选择。例如对于计算路面车辙,可采用下式进行换算:

$EF=\frac{{\rm N}{}_0}{{\rm N}{}_1}=\left(\frac{{\rm P}{}_i}{{\rm P}{}_0}\right){}^A$ (8)

其中,EF为轴载等效系数;P0为标准轴载;Pi为拟换算轴载;A为系数,建议采用A=4.35。

2)关于车速的影响。

对于高速公路而言,设计车速一般为120 km/h。但是,实际上车速是一随机过程,产生的动荷载值也为一随机荷载,但具体路面上某点值可以用上面的ADAMS软件计算得出。为了简化计算,可以假设车辆行车速度的数学期望值即道路的设计车速,其他车速所占比例均关于设计车速对称,且所占比例为ai,对应于不同车速,可以在荷载谱上读出其动荷载值pi。由数理统计的知识,可以求出各种不同车速车辆在同一点的动荷载的数学期望值:

$E(p)={\displaystyle \sum _{i=0}^{n}a}{}_i\cdot p{}_i(n$为车速的种类) (9)

这一过程其实是将不同车速产生的不同动荷载“静止”化,本来是一极其复杂的随机过程,但是通过求数学期望值的方式将其合理的简单化。

3)作用方式的确定。

高速行驶的车辆虽然在道路上某一点的作用时间很短,但是,车辆的作用仍然存在着完整的加载和卸载的过程。由文献[6]可知,当车速为80 km/h,轮载作用时间为0.015 s时,由前面的FWD荷载作用规律,提出将行车荷载作为1/2正弦波来处理。具体形式见图2。

其中荷载作用周期为T=0.015 s,荷载峰值为P=E(p),由图2可以很清楚地看出路面上具体某一点行车荷载作用方式和大小,并以此作为后面计算路面响应的输入荷载,在ANSYS中也可以很方便地通过二次开发程序APDL(ANSYS Parametric Design Language)构造出上面的荷载作用方式来进行计算。

4 结语

1)通过对现有计算路面响应时考虑的行车荷载进行分析,指出其不足之处,并提出了一种新的获得荷载大小的方法,即通过计算机仿真来求得路面上的荷载谱。2)考虑不同车速车辆在路面上行驶时产生的荷载作用,采用数理统计方式对车速进行分类,用概率论的知识求出了在某一点上作用的动荷载的数学期望值大小,为后面的路面动力响应计算提供荷载大小和作用方式。3)虽然没有结合具体的数据进行计算,但其方法上具有较好的通用性,为解决此类问题又提供了一种新的思路,值得进一步的研究。

参考文献

[1]张洪亮,胡长顺,许伟清.移动荷载作用下柔性路面的动力响应[J].长安大学学报,2005(8):63-64.

[2]雷婷.基于动力问题的沥青路面车辙预估[D].重庆:重庆交通大学,2005.

[3]盛灿花.路面平整度特性研究[D].长沙:湖南大学,2005.

[4]周晓青,颜利,孙立军.国际平整度指数与路面功率谱密度相关关系研究及验证[J].土木工程学报,2007(5):32-35.

荷载作用下柱延性影响因素分析 第8篇

1 分析方法

1.1 分析模型

以矩形截面柱为分析对象, 柱截面尺寸为b=400mm, h=600mm, 柱的计算长度7.2m, 承受轴向压力N, 对称配筋。混凝土采用C 25, 钢筋采用HRB 335级。采用伪静力试验方法, 施加循环反复侧向荷载直至破坏。

1.2 延性指标

构件与结构的延性通常采用延性比来度量, 延性比为构件保持承载力情况下的极限变形与构件初始屈服变形的比值[3]。因为本文主要考察各因素变化对构件延性性能产生的变化趋势。因此定义延性指标μ为

(1) 式中:Δ破坏为柱破坏时的柱顶位移;Δ屈服为柱底屈服时的柱顶位移;

[Δ破坏/Δ屈服]x为某一影响因素任意取值时的柱破坏位移与柱底屈服位移的比;

[Δ破坏/Δ屈服]1为某一影响因素取初值时的柱破坏位移与柱底屈服位移的比。

则延性指标反映了以影响因素的第一个初值为基准, 随着某个影响因素的变化, 构件延性性能变化与初始状态的比例关系, 即反映了延性变化的一种趋势。

2 轴压比和配筋量影响分析

2.1 轴压比影响分析

工程实践表明, 轴压比是影响框架柱延性的重要因素之一。柱中箍筋选用Υ8@200, 轴压比由小到大, 延性指标变化见表1。由表中数据可知, 随着轴压比的增大, 柱的延性越来越差。规范对不同抗震等级的框架柱轴压比限值均在0.7左右[4]。由分析可知, 对抗震性能要求较高的结构, 可使其轴压比控制在0.5左右为宜。

2.2 配筋量影响分析

在竖向力N=1 000kN及配箍量Υ8@200保持不变的情况下, 变化配筋量, 得到相应的延性指标, 见表2。

由表2可知, 随配筋量的增加, 柱的延性有所增加, 但幅度不十分明显。所以, 为了提高构件的抗震能力, 增强其延性, 采用提高配筋量的办法是不经济的。

2.3 轴压比及配筋量与延性指标的关系

轴压比及配筋量对延性指标的影响基本符合线性关系, 如图1所示。

3 配箍量影响分析

结构试验给出了配箍量的改变, 会增强或减弱构件的延性性能。在本文分析中取竖向压力N=1000kN保持不变, 即轴压比保持定值, 配箍量由小到大变化, 观察延性指标的变化规律, 见表3。

表3中配箍量为由小到大, 但延性指标并不是由小到大, 说明构件延性并不是简单的随配箍量的增大而增大。可以发现有这样的规律, 当箍筋直径不变时, 随箍筋间距的减小, 构件延性有所增加, 趋势见图2。当箍筋间距不变时, 随箍筋直径的增加, 构件的延性有所增加, 趋势见图3。就箍筋配箍量、直径和间距综合考虑, 箍筋间距的变化对构件延性影响最为显著。如Υ6@150和Υ8@200虽然配箍量有所增大, 但延性却降低了, 说明箍筋间距起了决定作用。

4 结论

轴压比越大, 柱的延性越差。对抗震性能要求较高的结构, 轴压比控制在0.5左右为宜。箍筋间距越小, 构件延性越好。箍筋直径越大, 构件延性越好。配箍量一定时, 箍筋间距对构件延性影响起主要作用。配筋量增加, 柱延性增加, 但不显著。

摘要：结构构件延性的好坏决定了其抗震能力的强弱。通过改变轴压比、配箍量、配筋量, 采用数值模拟方法对柱的延性变化进行分析。结果表明, 轴压比越大, 延性越差;配箍量变化, 对延性产生相应的影响;配筋量变大, 延性变大, 但不显著。

关键词：延性,轴压比,配箍量,配筋量

参考文献

[1] 张新培.钢筋混凝土抗震结构非线性分析.北京:科学出版社, 2003

[2] 童智能.抗震柱轴压比限值问题探究.山西建筑, 2008;34 (3) :93—94

[3] 方鄂华等.高层建筑结构设计.北京:中国建筑工业出版社, 2003

荷载与作用 第9篇

为了更好更快的加强城际间运输, 铁路列车的提速问题刻不容缓。加强高速铁路建设成为我们发展的重要问题, 这样对高速铁路路基就提出了更高的要求, 路基是轨道的基础, 关系到列车的安全快速运行的问题。在列车快速行驶时, 对路基系统的动力作用增大, 振动加强, 就必须对高速铁路进行动态分析。

Maffe is等[1]将列车与轨道分离, 建立轨道-路基结构的二维和三维分析模型, 对运行在Ledsgaard线上的X-2000列车引起的路基振动进行了数值模拟。Wu S.F..等[2]基于车辆及其悬挂系统的动力平衡得出车辆特征矩阵, 并结合有限元方法确定了多轮对车辆作用下轨道-地基的动力响应。雷晓燕[3]、梁波[4,5]、罗强[6]、苏谦[7,8]、聂志红[9,10]、邱延峻[11]和边学成[12]等学者分别考虑路基动态响应的特点和主要影响因素对上部结构进行适当简化, 建立了轨道, 路基耦合模型, 有利地促进了高速铁路路基的动态响应研究。我们在此基础上, 建立路基结构三维动力有限元计算模型, 路基动力模型对其动力特性进行分析, 研究了高速行驶条件下路基动力响应加速时程的变化规律。

1 路基土层分布与建模情况

在有限元模型分析时, 道床、路基及地基各层采用实体单元描述, 各层间以共用节点的形式连接。三维实体结构单元通过8个节点来定义, 每个节点有3个沿着x, y, z方向的自由度, 具体路基横断面结构形式如下图1所示。

2 路基加速度时程分析

从图2分析, 路基从下往上各土层加速度时程曲线表现为:加速度时程上下峰值点从下往上路基各土层加速度从0.0015提高到0.0025和-0.0020下降到-0.0033, 峰值点的变化达到1.65的倍数, 呈现出加速度时程曲线对于越处于路基上层的土体波动越大, 波动幅度越强烈, 说明列车荷载行驶时越处于路基上层的土体影响越大也越强烈。同时, 不论在压密路基、上部路基、下部路基底部节点处的加速度时程分析曲线波动和线性变化趋势基本一致, 他们的曲线形式具有较好的吻合性。

3 结语

通过前述分析, 可以得到如下认识:加速度时程曲线对于越处于路基上层的土体波动越大, 波动幅度越强烈。加速度时程分析曲线波动和线性变化趋势基本一致, 具有较好的吻合性。

摘要：结合我国高速铁路的发展, 根据在高速列车对路基结构运行的特点, 建立路基结构三维动力有限元计算模型, 路基动力模型对其动力特性进行分析, 研究了高速行驶条件下路基动力响应加速时程的变化规律, 对高速铁路路基设计具有重要的指导意义。

关键词：高速铁路,路基,动力响应,加速度,时程

参考文献

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[11]邱延峻, 张晓靖, 魏永幸.列车速度对无碴轨道路基动力特性的影响[J].交通运输工程学报, 2007, 7 (2) :l-5.