汽车竖向荷载（精选四篇）
汽车竖向荷载 篇1
目前,在我国大多数多层砌体承重结构中,尤其是在住宅建筑中,多数采用横墙承重的结构方案,但亦有一定数量的建筑采用纵横墙混合承重的结构方案。而在纵墙上一般多开有门窗洞口,洞口的设置削弱了纵向墙体的承载力,故若使蒸压加气混凝土砌块成为黏土砖的全面替代产品,就必须对加气混凝土砌块开洞墙体的承载力进行研究。
由于国内有关学者对蒸压加气混凝土砌块开洞承重墙体的研究很少,故本文参照黏土砖开洞墙体的研究方法,主要考虑了洞口的大小(开洞率)、开洞位置及洞口形状等主要因素的影响,研究开有门洞口或窗洞口的墙体在竖向荷载作用下的开裂破坏形态,并分析墙和构造柱的应力应变及位移,提出适合工程实际的构造措施,供工程设计应用参考。
1 开有门洞口的墙体
1.1 墙体的破坏特征
有限分析结果如图1,图2所示,首先墙体在门洞口上方的两个角部出现斜向裂缝,此时荷载约为极限荷载的30%。随着荷载的加大,裂缝在洞口角部不断扩展,当荷载达到极限荷载的40%时,中柱上方的圈梁上部出现裂缝,裂缝向跨中方向延伸,洞口上方的墙体中部也同时有裂缝出现。当加载至70%的极限荷载时,裂缝呈现出“八”字形状,形成近似拱的受力模型。当荷载达到极限荷载的80%时,靠近边柱的墙体出现裂缝,并很快形成一条裂缝带。随着裂缝的进一步延伸和扩展,墙体逐步丧失承载力而破坏。
1.2 应力应变分析
由图3～图8可知,就应力分布而言,开有门洞墙体在配置构造柱后,在竖向荷载作用下,构造柱中所受的竖向应力较大且中柱较边柱要更大一些。相比之下,墙体所受应力要小很多,并且由于开洞原因,洞口上方的墙体中的应力较小而洞口角部的墙体中的应力要大一些,这与墙体首先在洞口上方角部开裂是一致的,同时也表明墙体在开洞后应注意洞口角部的应力集中,防止墙体的局压破坏。就墙体的应变和变形而言,由于砌体的弹性模量较混凝土的小很多,故在洞口上方角部应力较大位置的应变最大,墙体的竖向位移在垂直方向上为上大下小,在水平方向上则在洞口跨中位置最大。
如图5,图6所示,边柱的竖向压应力和压应变在底部较大,而竖向位移则在顶部最大,边柱在水平方向上受拉,在距底部2/3墙高处,柱的水平位移最大,这表明边柱能对墙体形成水平方向的约束。
图9为开有门洞墙体在竖向荷载作用下的应力分布简图,由图可以看出墙体在竖向荷载作用下的应力分布规律。
2 开有窗洞口的墙体
2.1 墙体的破坏特征
有限元分析结果如图10,图11所示,当荷载为极限荷载的45%时,裂缝首先出现于洞口左上角的过梁附近,随后,向墙体中延伸,同时另一角部的过梁也出现斜向裂缝并穿过墙体。当加载至极限荷载的55%时,中柱上方的圈梁顶部出现裂缝。达到70%的极限荷载时,洞口左下方角部的墙体开裂,裂缝沿垂直方向发展。此后,过梁跨中底部出现裂缝和正中的截面贯通裂缝,此时的荷载为75%的极限荷载。随着荷载的继续增加,洞口上方两角部、圈梁和洞口底部左下角的墙体的裂缝不断开展,最终达到破坏。
2.2 应力、应变分析
由图12～图19可以看出,与开有门洞口的墙体相比较,两类墙体具有基本相同的应力、应变和变形规律;所不同的是,开有窗洞的墙体受到拉应力作用,易产生裂缝。鉴于加气混凝土砌块的抗拉强度较低,故在窗台位置应采取一定的加强措施。同时,一般情况下窗洞的跨度比门洞大,使得窗间墙上所承受的应力增大且套拱效应不是特别明显,使窗间墙成为墙体中的一个薄弱环节,尤其是在抗震设计上,故应给予足够的重视。
墙体的竖向应力分布图如图20所示。
通过对开有不同大小窗洞(按工程中常用尺寸)的墙体的受力分析,绘出如图21所示的墙体承载力和开洞率的相关曲线图,由图示规律可以看出,随着墙体开洞的增加,其竖向极限承载力显著下降,基本成线性关系。
3 结语
1)设置的构造柱有以下作用:与圈梁一起约束墙体受压时的横向变形;由于构造柱和墙体间的刚度差异及内力重分布,构造柱能分担一部分外荷载,提高了墙体的稳定性。
2)墙体的极限承载力与开洞率基本成线性关系。
3)适当加大边柱截面的面积和纵向受力钢筋的面积,并在柱的上下端加密箍筋,以便更好地保证边柱约束墙体的横向应变。
4)配有柱的墙体开洞较小时,可沿洞口设置钢筋混凝土框,当洞口较大时,可考虑在洞口两侧增设柱。
摘要：应用有限元分析方法对开有门洞口和窗洞口的轻砌块承重墙体在竖向荷载作用下的破坏特征及变形形态进行了分析,研究其在竖向荷载作用下受力性能,并得出墙体在竖向荷载作用下的应力分布规律。
关键词：轻砌块承重结构,开洞墙体,竖向荷载,开洞率
参考文献
[1]高连玉.加气混凝土应用技术论文集[C].中国加气混凝土协会应用技术部,房材与应用编辑部,1999:107-115,123-124.
[2]徐德良,刘伟庆.大开间约束砖砌体的非线性分析[J].世界地震工程,2002(6):39-40.
[3]朱伯龙,金国芳.混用体系中型砌块墙片有限元弹塑性分析[J].同济大学学报,1994(3):73.
[4]周炳章,夏敬谦.水平配筋砖砌体抗震性能的试验研究[J].建筑结构学报,1994(1):16-19.
[5]田淑明.蒸压加气混凝土砌块承重墙静力和抗震性能的研究[D].天津:天津大学硕士论文,2004.
变电站变压器运输汽车荷载分析 篇2
关键词：变压器运输汽车荷载动力系数特殊土
中图分类号：TM4文献标识码：A文章编号：1007-3973(2011)008-039-02
1变电站变压器运输概述
汽车(变压器)轮压以其荷载数值大、作用位置不确定及一般作用时间较短而倍受结构设计者关注。结构设计的关键问题在于汽车轮压等效均布荷载数值的确定。轮压荷载作用位置的不确定性，给等效均布荷载的确定带来了一定难度，一般情况下，要精确计算轮压的等效均布荷载是比较困难的，且从工程设计角度看，也没有必要。“等效”和“折减”的本质都是“近似”，且其次数越多，误差就越大。在涉及到变电站道路或者构筑物设计要求时，充满不确定性，给平时的工程设计带来困难。
在运输时，选择大型电力变压器运输车辆应考虑以下原则：
(1)自重尽量轻；(2)每个车轮的高低应能自动调整，以适应路面的高低平，并保证其受力的均匀性；(3)满载时的轴重尽量小；(4)转弯半徑尽量小；(5)牵引力大，爬坡能力强。
2汽车荷载运输动力系数要求
汽车荷载属于动力荷载，楼板顶填土或面层对汽车动力荷载起缓冲和扩散作用，楼板顶覆土或面层太薄时，一般可不考虑其有利影响。而当楼板顶覆土厚度较大时，轮压活荷载对顶板的动力影响已经不明显，可取动力系数为1.0(表1)。《建筑结构荷载规范》表4.1.1中给出的车辆荷载，是一种直接作用在楼板上的等效均布荷载，已考虑了动力系数，可直接采用。
按照荷载规范4.6.2要求，搬运和装卸重物以及车辆起动和刹车的动力系数，可采用1.1～1.3。
汽车轮压荷载传至楼板及梁的动力系数见下表1。
注：1)覆土厚度部位表中数值时，其动力系数可按线性内插法确定；2)当直接用荷载规范4.1.1中第8项规定的数值时，无需再乘以表中数值。
覆土厚度对汽车活荷载下土中均布压力值有比较大的影响。覆土对活荷载有明显的扩散作用，覆土深度越深，汽车活荷载折减越多。
下表2以20t汽车为例，说明汽车活荷载下土压力计算表。
3变压器运输特殊土处理
特殊土的种类很多，主要有软弱土、饱和砂土及饱和粉土、膨胀土、红粘土、湿陷性黄土、人工填土、冻土、盐渍土等。
以下例子为填土或软弱土较浅(2-3米左右)，在变压器平板汽车运输下，地基处理情况说明分析。南京某一变电站工程，场地标高为40.70米(吴淞高程)。场地广泛分布1层素填土，结构松散，不均匀，强度低(承载力约60kN／m2)。1层素填土底标高大部分地区为38.30米，局部素填土分布更深。该变电站内道路采用公路型灰土基层水泥混凝土运输道路方案，道路厚度为0.58米(180mm厚C25水泥混凝土面层，200mm厚灰土基层，200mm厚灰土底基层)。
按照特-200特种平板挂车荷载计算，每个车轴压力位132kN，每组车轮着地的长度和宽度分别为0.2m和0.5m，平均到每个车轮的压力为330kN／m2，覆土厚度为0.3米时，汽车活荷载下图中的均布压力减为12.62t／m2。假设继续下挖2米覆土，换填砂石垫层(每200厚砂石夯实均匀铺设)，均布压力折减为1.68t／m2，考虑动力系数为1.00,2米覆土之下的均布压力为1.68t／m2。本工程绝大部分区域已经到达2层粉质粘土(承载力特征值为125kPa)，远远可以满足汽车荷载要求；对于部分素填土分布较深的区域，可以采取夯实素填土的方法，减小地基沉降，然后回填2米深的砂石垫层，需分层夯实。经过夯实的素填土承载力特征值约为6t／m2，大于1.68t/m2。因此可以满足变压器汽车运输要求。
南京地区经常会碰到较深的淤泥及淤泥质粉质粘土的广泛分布情况，该土抗剪强度较低、压缩性较高、渗透性较小、天然含水率较大的饱和粘性土。此类土工程中不能直接作为基’础持力层。对于特殊土较深，回填2～3米砂石垫层无法满足地基变形要求，需要采用更为安全的地基处理办法。
对于素填土或者杂填土、软弱土等较深的场地，挖除2米覆土回填砂石，还不足以满足生产要求。原因是素填土或者杂填土、软弱土等厚度太深，一般地勘资料没有详细的该层土资料，无法准确计算生产运行之后地基土的变形量。为生产安全考虑，这种情况下，就不宜简单地回填砂石垫层，而应该采取其它的软弱土处理办法，例如：深层搅拌法(湿法)。可采用直径为500mm的深搅桩，梅花型布置，采用单轴深层搅拌机施工，叶片直径为500mm，使用42.5级普通硅酸盐水泥。水泥掺量为14～16％。水泥浆水灰比选用0.45～0.55,送浆压力0.4～0.6MPa,要求28天的强度大于1.0MPa。按照《建筑地基处理技术规范》9.2,5条可以简单计算处理后的复合地基承载力特征值。在深搅桩施工完毕之后需要在基础和桩之间设置褥垫层，褥垫层厚度可取200-250mm，其材料可选用中砂、粗砂、级配砂石等，最大粒径不宜大于20mm。考虑一部分褥垫层和施工道路的扩散作用，实际需要处理过的复合地基承载力特征值≥12t／m2。具体到每个工程计算，一般就是深搅桩长度参数不同。
深搅桩成桩后3天内，可用轻型动力触探(N10)检查每米桩身的均匀性。检验数量为施工总桩数的1％，且不少于3根。竖向承载水泥土搅拌桩地基竣工验收时，承载力检验应采用复合地基载荷试验和单桩载荷试验。并宜在成桩28天后进行，检验数量为桩总数的1％，且每项单体工程不应小于3点。
4变电站汽车荷载运用建议
在城市常用的220kV及以下电压等级的变电站设计过程中，鉴于以上分析，我们可以考虑三种情况。(1)素填土或杂填土很浅(1米以内)，可以采用换填砂石，将汽车荷载传至素填土或杂填土以下的好土中。(2)素填土深度在2~3米左右，可以采用挖除素填土2米深，先夯实原有特殊土，然后回填砂石或者3：7灰土，以上均需分层夯实。(3)特殊土较深，有时甚至10米及以上，可以采用深层搅拌法进行处理，具体工程可以经过计算来定深搅桩的长度。
汽车竖向荷载 篇3
而在实际工程中, 承担隔离作用的桩基础除了承受侧向土压力的作用, 有时还会承受竖向荷载的作用, 而纵观已有研究可以发现, 目前关于被动桩的理论研究较少, 更是没有考虑承受竖向荷载的被动桩研究成果。因此, 本文基于已有成果, 通过理论分析试图建立考虑竖向荷载的被动桩计算方法。
1 计算模式与假定
计算模型如图1所示。图1中, 现假定桩体左侧有堆载或桩体右侧不远处为一基坑, 则桩体左侧土体由于有向右的变形趋势而主动作用于桩体, 所以称为主动侧;与之相对应的桩体右侧称为被动侧。为建立可以考虑桩顶竖向荷载作用的被动桩计算方法, 进行如下假定: (1) 土层无限广阔并沿着水平方向对垂直桩作相对运动; (2) 土层是理想的凝聚材料或者是理想的莫尔-库仑材料; (3) 桩的表面绝对粗糙。
2 计算方法推导
2.1 桩身主动侧土压力
与桩顶承受水平荷载作用不同, 被动桩在水平向上承受的是分布于桩身的土压力的作用。本文可借鉴针对抗滑桩推导得到的作用于桩基础上的土压力公式, 具体如下:
对于矩形桩:
式中, q为单位桩长的阻力;γ为桩侧土体的重度, 地下水位以下采用有效重度;φ为桩侧土体的内摩擦角;σc为凝聚压力, σc=c·cotφ;c为土的黏聚力;A为垂直于水平应力方向的桩的宽度;B为桩的另一边宽度;Ka为主动土压力系数, Ka= (1-sinφ) / (1+sinφ) 。
对于圆形桩:
当桩排成一排, 两桩中心之间的距离L小于临界间距Lc时, 则
2.2 桩身被动侧土压力
当相邻堆载和地基土自重通过土压力的方式作用到桩上后, 桩身变形进而挤压被动侧土体, 所以被动侧土体对桩身会有被动抗力的作用。应用Winkler弹性地基梁模型计算被动侧土体对桩身的作用力, 则有
式中, pp为被动侧土体对桩身的作用强度;km为水平向地基系数, 可按m法计算;y为计算点的水平位移。
2.3 竖向荷载作用下的被动桩计算方法
如图2所示, 取受竖向荷载作用的被动桩单元体作受力分析, 由静力平衡条件可知桩体受力应满足:Σx=0、ΣY=0、ΣM=0。
由ΣY=0可得:
式中, Q为剪力。
由ΣM=0可得:
式中, M为弯矩;N为桩身轴力。
将式 (6) 两边对x求一阶倒数和二阶倒数可得:
根据材料力学知识, 由梁的纯弯曲得到的扰曲微分方程式为:
式中, E为桩身材料的弹性模量;I为桩身截面惯性矩。
将式 (5) 和式 (9) 代入式 (8) 中可得:
上式可用Matlab软件编程求得数值解, 得到桩身变形、转角和弯矩等。在数值求解过程中, 要注意边界条件的设置, 即需将桩顶弯矩、桩顶剪力、桩端弯矩和桩端剪力设置为零。
3 结论
本文基于绕流阻力公式和弹性地基梁模型, 推导建立了可以考虑桩顶竖向荷载作用的被动桩计算方法。该方法在理论上是严密的, 可计算得到桩的侧向变形、桩身弯矩和剪力, 但由于缺乏实测测量, 还需进一步验证。
摘要：建立了被动桩的计算模式, 借鉴抗滑桩的设计方法计算主动侧作用于桩身的土压力, 被动侧作用于桩身的土抗力与桩的变形成正比, 然后基于静力平衡条件建立了可考虑桩顶竖向荷载作用的被动桩桩体单元受力微分平衡方程, 编程可求解得到桩身侧向位移、桩身弯矩和剪力。该方法可供被动桩的设计参考。
关键词：被动桩,土压力,侧向变形,文克儿模型
参考文献
水平荷载对单桩竖向承载力影响研究 篇4
关键词：数值模拟,水平荷载,竖向承载力
0 引言
随着我国国民经济的迅猛发展, 桩基础被广泛应用于桥梁结构基础上。桩基础不仅能承受由上部结构和桩身自重等引起的轴向荷载, 而且还可能承受由车辆制动力荷载、波浪荷载、风荷载、地震荷载、轮船及车辆的撞击等引起的水平荷载。但桩基础在水平荷载作用下, 桩与桩侧土体产生部分脱离现象, 由于深度l0以下桩体位移很小, 达到10- 5m, 所以忽略不计 ( 见图1) , 会导致桩基础一侧摩阻力减小, 另一侧摩阻力增大, 与规范中按桩基础全周计算得到的桩基承载力有一定差异, 可能会对桩基础的承载力产生较大的影响, 从而影响到桥梁结构的安全。因此, 研究桩基础在水平荷载作用下对桩基竖向承载力的影响程度, 对完善桩基础的设计与计算方法具有重要的理论价值和现实意义。本文基于Mohr-Coulomb强度理论, 首先分析在无水平力作用下摩擦桩单桩竖向承载力, 在此基础上针对摩擦桩在不同土体、不同大小水平荷载作用下单桩竖向承载力进行分析, 通过二者之间的比对, 分析在水平荷载作用下单桩竖向承载力的变化。
1 轴向荷载作用下单桩竖向承载力计算
单桩竖向承载力是指单桩在轴向荷载作用下, 地基土和桩自身的强度和稳定性均满足结构安全、变形在容许范围内所承受的最大荷载。因此, 桩的轴向承载力取决于桩侧土的强度或桩自身的材料强度, 而摩擦桩的轴向承载力多取决于桩侧土的抗剪强度。本文分析对象为桩长50 m, 桩径1. 5 m的纯摩擦桩, 针对不同弹性模量、不同内摩擦角的土体中单桩竖向承载力进行分析计算。桩及桩侧土体参数见表1。
为了使计算简单, 假设桩侧土体在桩长范围内为同一土层, 单桩为纯摩擦桩, 忽略桩底土的端承力, 桩侧摩阻力沿桩长按规范取值为τ0。按设计规范经验公式确定单桩轴向容许承载力, 对纯摩擦桩, 经验公式采用下列形式:
其中, [Ra]为单桩轴向受压承载力容许值, k N; u为桩身周长, m; L为桩长, m; τ0为桩侧摩阻力标准值, k Pa, 按规范取值。
根据式 ( 1) 计算得到不同土体中单桩竖向承载力结果见表2。
2 水平荷载作用下单桩竖向承载力计算
竖直摩擦桩在承受由上部结构和桩身自重等引起的轴向荷载的同时还可能承受由波浪荷载、风荷载、地震荷载、车辆制动力荷载、轮船及车辆的撞击等引起的水平荷载。本文针对桩基础在水平荷载为200 k N, 400 k N和600 k N作用下, 单桩竖向承载力的变化情况进行分析。
2. 1 桩侧摩阻力变化确定
水平荷载作用于单桩桩顶时, 桩身产生挠曲变形, 由于桩身变形挤压桩侧土体, 桩侧摩阻力τ会有一定提高, 变形段桩侧摩阻力按公式τ1= τ0+ c + Δσtanφ计算, 其中, c + Δσtanφ由有限元数值模拟计算得到。本文采用三维有限元模型模拟桩土相互作用过程, 对单桩的承载力特性进行分析。单桩桩径1. 5 m, 桩长50 m, 桩基下面土层深取50 m。为了更好地模拟纯摩擦桩, 桩底以下沿桩身1 m深度范围内为无土层段。模型径向范围60 m, 桩体和桩侧土体均采用C3D8R单元模拟。桩身为线弹性体, 桩侧及桩底土为弹塑性材料, 土体本构模型采用Mohr-Coulomb模型, 桩与土间的剪应力和剪切位移采用罚函数的形式。各种材料参数见表1, 分析模型见图2 ~ 图4。
桩身在水平荷载作用下产生挠曲变形, 使桩与桩侧土体部分脱离, 脱离侧的摩阻力减小为零; 挤压侧的摩阻力增大, 不同土体中挤压侧的桩侧摩阻力沿桩长变化情况见图5 ~ 图8。
从图5 ~ 图8可以看出水平荷载作用时, 沿桩身一定范围内桩侧摩阻力有一定的提高, 由于桩身产生挠曲变形, 对桩侧土体有挤压作用, 所以桩身变形段挤土侧桩侧摩阻力呈增加趋势, 摩阻力增加值随水平荷载的增加而增大, 假定水平荷载作用下单桩变形段沿桩身长度为l0, 桩侧摩阻力最大增加值为Δτ, 最终摩阻力值为τ1, 由图可以得出, 不同土体中挤压侧桩侧摩阻力变化情况见表3。
2. 2 单桩竖向承载力计算
由于水平荷载作用使桩身产生挠曲变形, 变形段桩基础与桩侧土体由全周接触变为半周接触, 在计算单桩竖向承载力时变形段周长取桩身周长的一半, 所以水平荷载作用时单桩竖向承载力计算公式采用以下形式:
其中, [Ra]为单桩轴向受压承载力容许值, k N; u为桩身周长, m; L为桩长, m; l0为变形段沿桩身长度, m; τ0为桩侧摩阻力标准值, k Pa, 按规范取值; τ1为变形段桩侧的摩阻力最终值, k Pa。
根据式 ( 2) 计算得到水平荷载作用下不同土体中单桩竖向承载力结果见表4。
3 结果对比
由表4可以看出, 水平荷载作用时摩擦单桩竖向承载力都有所下降, 不同土体中单桩在有水平荷载作用时较无水平荷载作用时承载力下降百分比对比情况见图9。
从图9可以看出, 水平荷载作用下单桩竖向承载力都有所下降, 且随着水平荷载值的增加其承载力下降幅度基本上呈下降趋势; 土的弹性模量和内摩擦角对单桩竖向承载力的下降幅度均有影响: 相同水平荷载作用下, 不同弹性模量的土体中桩身变形段长度不同导致承载力下降幅度不同, 幅度范围在7% ~ 11% , 不同内摩擦角的土体中变形段挤压侧桩侧摩阻力增加值不同导致承载力下降幅度不同, 幅度范围在7% ~ 11% ; 随着荷载值的增加内摩擦角对承载力下降幅度的影响越来越突出, 因为荷载值越大, 桩对桩侧土体挤压程度越大, 使得桩侧摩阻力增加的越明显, 而在挤压侧摩阻力提高的同时桩与桩侧土体的接触面积减小, 最终导致承载力下降, 且随着内摩擦角增大单桩竖向承载力下降幅度减小。
4 结语
本文对不同土体中纯摩擦桩桩基础在不同水平荷载作用下的单桩竖向承载力进行了理论计算, 结论如下:
1) 桩身变形段挤压侧桩侧摩阻力随着水平荷载的增大而增加, 同时桩与土接触面积减小;
2) 有水平荷载作用时单桩竖向承载力会有所下降且随着水平荷载值的增大下降幅度减小;
3) 土的弹性模量越大单桩竖向承载力下降幅度越小;
4) 土的内摩擦角越大单桩竖向承载力下降幅度越小。
参考文献
[1]张磊.水平荷载作用下单桩性状研究[D].杭州:浙江大学, 2011.
[2]陈晶.基于ABAQUS的桩土共同作用的数值模拟[J].河南科学, 2009, 27 (8) :974-976.
[3]周月慧, 洪勇, 颜静.水平荷载下单桩的三维有限元模拟与参数分析[J].中外公路, 2007, 27 (3) :50-54.
[4]袁志林, 陈祥余, 段梦兰, 等.基于ABAQUS的桩土相互作用分析[A].第十五届中国海洋 (岸) 工程学术讨论会论文集[C].2011:502-505.
[5]费康, 张建伟.ABAQUS在岩土工程中的应用[M].北京:中国水利水电出版社, 2010:294-297.