结构破坏机理探究（精选三篇）
结构破坏机理探究 篇1
关键词：框架结构,墙体破坏,机理,措施
1引言
我国在工程设计中一般是忽略填充墙的作用, 而是把全部竖向荷载及横向荷载都加在钢筋混凝土框架上。这就必需采取必要的构造措施避免荷载向填充墙传递。但实际上, 填充墙作为钢筋混凝土框架结构的一个组成部分肯定参与了其受力过程并且发挥一定的作用。特别是当框架受水平力作用时, 从结构角度看, 填充墙能起到斜向支掌的作用, 从而抵抗水平力。实际中, 大量墙体破坏可以证明这一点。国内外专家对于框架结构加砖填充墙后的工作性能的试验结果也表明砖填充墙能与框架结构共同作用, 从而大大增加整个结构的刚度, 提高其承载力。
本文以弹性方法为基础, 但在研究砌体填充墙时采用了填充墙发生塑性破坏的假定, 通过研究框架结构填充墙破坏的机理意在为传统的工程设计墙提供一定的参考, 使理论更好的服务于实践。这样一来, 在设计中可以适当考虑填充墙的作用, 充分发挥填充墙的作用, 以满足设计和施工的需要。
2 填充墙相互作用的力学模型
关于框架填充墙相互作用的力学模型有很多种。本文通过对框架填充墙相互作用过程中破坏形态与内力的观察分析, 阐述了框架支掌结构力学模型的作用机理 (见图1) 。
框架填充墙结构中的砌体在整个结构受力过程中发挥两方面的作用:首先是其平面内的抗剪能力;其次是类似于框架中的斜压杆。同时, 框架水平荷载作用下, 梁和柱发生双曲率弯曲, 各层柱的上部水平位移以及框架主对角支撑的缩短使柱与墙紧贴, 而且, 使墙在对角方向受压, 这实际上就类似于一个框架支撑结构。
3 填充墙破坏的机理
框架填充墙结构中, 由于施工、设计等很多因素的影响, 灰缝往往是整个框架填充墙结构中最薄弱的部位。结构在外部水平剪力作用下, 这些部位往往首先发生破坏。另外, 由于砌体质量的不均匀性, 往往会在填充墙与框架接触面的砌块或灰缝的某些点上容易形成应力集中, 当应力超过砌块或灰缝的应力强度时, 砌体会首先在这些点上被破坏并造成裂缝向下延伸, 依此发展下去, 最终形成阶梯形裂缝, 这就是所谓的剪切破坏。剪切破坏往往是砌体破坏形式中最常见的一种破坏形式。采用平面应力薄膜单元对墙体进行大量的有限元分析可以得出上述应力的临界值将在墙体的中心产生。这种临界值可用下面的经验公式表示:
剪应力
竖向压应力
式中:L为填充墙长度;h为填充墙的宽度;t为填充墙厚度;Q为框架作用于填充墙上的水平剪力 (下同) 。
通过试验可以得出, 若框架结构填充墙的整体质量与强度比较均匀, 则只会发生另外两种破坏形式, 即斜压破坏与斜拉破坏。当框架在水平力作用下变形时, 砌体填充墙也将发生相应的变形 (见图2) 。由图2 可以看出变形后在两个对角线方向上填充墙变形最明显:主对角线方向上受压, 次对角线方向上受拉。同时, 与框架填充墙结构的力学模型也相符。只不过由于砌体填充墙的抗拉强度很小, 一般不予以考虑。通过试验研究表明:主对角线两角点处的压力最大, 而墙体中央部位垂直于主应力迹线方向上的拉应力最大。实际的应力分布与很多因素有关:如柱子与填充墙的接触长度, 而这又和柱子的抗弯刚度, 填充墙的支撑刚度有关。柱子刚度越大, 接触长度越长, 交界面上的压力越小。实际上砌体填充墙边缘上应力沿应力分布方向上是逐渐减小的。当主对角线上墙角被压碎时就发生所谓的斜压破坏。如果假定填充墙角度被压碎, 砌体与柱子的接触长度为a, 砌体的抗压强度为f, 则相应地作用在填充墙上的水平剪力为
Q=f·a·t,
假定钢筋混凝土框架的弹性模量比为3, 则受压破坏时钢筋混凝土框架中填充墙的剪力为
由式 (4) 可知, 砌体的抗压强度和墙厚是影响填充墙强度的主要因素, 而柱子的惯性距和墙高则是取其乘积的四次方根。
当墙角处的压力小于或等于砌体的抗压强度时, 在垂直于墙体主对角线的拉应力作用下, 墙体斜裂缝沿着与主对角线平行的一条或多条线路发展并惯穿墙体, 此垂直拉应力与主应力迹线相垂直, 在墙体中央区域附近扩散并向外发展, 最终造成墙体受拉破坏, 这就是所谓的斜拉破坏。当发生斜拉破坏时, 斜向拉应力有以下的经验公式。
由式 (5) 可知, 发生斜拉破坏时, 拉应力主要由填充墙的有关特性控制, 而框架的刚度的影响不大, 从斜拉与斜压破坏过程可以看出与边缘处的应力分布吻合得比较好。
4 填充墙体破坏预防措施
(1) 蒸压加气砼砌块的砌筑, 必须严格遵守国家标准《砌体工程施工质量验收规范》 (GB 50203—2002) 技术指标要求。
(2) 砌筑砂浆宜选用粘结性能良好的专用砂浆, 其强度等级应不低于M5, 砂浆应具有良好的保水性, 可在砂浆中掺入无机或有机塑化剂。有条件的应使用专用的加气砼砌筑砂浆或干粉砂浆。
(3) 为消除主体结构和围护墙体之间由于温度变化产生的收缩裂缝, 砌块与墙柱相接处, 必须留置拉结筋, 一般竖向间距为500~600mm, 压埋2Φ6 钢筋, 两端伸入墙内不小于700mm, 锚入砼柱内不小于250mm;另外, 每砌筑1.5m高时应采用2Φ6 通长钢筋拉结, 以防止收缩拉裂墙体。
(4) 在跨度或高度较大的墙中设置构造柱、腰梁。一般当墙体长度超过5m, 应在中间设置钢筋砼构造柱;当墙体高度超过3m (≤120 厚墙) 或4m (≥180 厚墙) 时, 应在墙高的中间处增设钢筋砼腰梁。砌块墙体的长度超过5m、高度超过2.5m的独立墙体的端部, 应设钢筋砼构造柱;构造柱留马牙槎应先退后进, 进退尺寸以60mm为宜。
(5) 严格控制好蒸压加气砼砌块上墙砌筑时的含水率。按有关规范规程规定, 蒸压加气砼砌块施工时的含水率宜小于15%, 对于粉煤灰蒸压加气砼制品宜小于20%。通常情况下在砌筑前24h浇水, 浇水量应根据施工当时的季节和干湿温度情况决定, 由表面湿润度控制。禁止直接使用饱含雨水或浇水过量的砌块。
(6) 每日砌筑高度控制在1.8m以内, 春季施工每日砌筑高度控制在1.5m以内, 下雨天停止砌筑。砌筑至梁底约180~200mm左右处应静停7~10d后待砌体沉降变形稳定后, 再用实心辅助小砌块斜砌挤紧顶牢。
(7) 砌筑时灰缝要做到横平竖直, 上下层十字错缝, 转角处应相互咬槎, 砂浆要饱满, 水平灰缝不大于15mm, 垂直灰缝不大于20mm, 砂浆饱满度要求在90%以上。垂直缝宜用内外临时夹板灌缝, 砌筑后应立即用原砂浆内外勾灰缝, 以保证砂浆的饱满度。
(8) 墙体的施工缝处必须砌成斜槎, 斜槎长度应不小于高度的2/3。
(9) 墙体砌筑后, 做好防雨遮盖, 避免雨水直接冲淋墙面;外墙向阳面的墙体, 也要做好遮阳处理, 避免高温引起砂浆中水分挥发过快, 必要时应适当用喷雾器喷水养护。
5结束语
正确的墙体施工, 可以防止填充墙的破坏, 裂缝的产生。使墙体能成为框架结构的斜向支撑并约束框架结构的水平位移, 从而大大改善框架结构的受力及变形性能。
参考文献
[1]李明.框架结构填充墙防裂技术措施[J].山西建筑2013.06.
结构破坏机理探究 篇2
关键词：急倾斜煤层；回采巷道；破坏机理；支护
中图分类号：TD353 文献标识码：A 文章编号：1006-8937（2015）15-0163-02
1 急倾斜煤层回采巷道破坏机理
根据众多理论研究与工程实践得出，急倾斜煤层回采巷道围岩变形特征表现出非对称性，巷道变形集中区域主要为上顶角、顶帮、底帮以及下底角。当巷道进行掘进开挖时，由于围岩应力平衡状态被打破，导致被开挖区域成为应力释放突破口，围岩变形量急速增加，并造成严重的剪切拉伸破坏。由于煤层倾角较大，导致巷道围岩受载不均匀程度明显大于缓倾斜煤层，使得底板下滑与顶板下沉现象比较明显；受顶底板运动以及围岩应力分布影响，急倾斜煤层回采巷道围岩出现显著的非对称变形。因此，急倾斜煤层回采巷道支护重点在于对关键部位（顶底帮侧上部以及顶板）加强支护，改变此区域受力状态，增强其抗剪切能力。
2 急倾斜煤层回采巷道控制
巷道发生破坏的根本原因在于支护或支护所形成的承载结构的支护强度低于围岩应力，致使围岩出现顶板下沉、两帮变形与底板鼓起。对于急倾斜煤层巷道稳定产生影响的因素主要有三个方面，即巷道围岩强度、围岩应力值及分布状况、支护承载能力。因此，急倾斜煤层巷道控制重点在这三方面进行。
2.1 提高围岩自身承载能力
巷道上覆岩层重量以及围岩变形所造成的压力，大多由围岩结构自行承担，而由巷道支护体所承担的载荷较少，而巷道支护的目的旨在控制围岩变形，保证围岩体的承载能力，因此对于巷道支护设计应充分发挥围岩的自承能力。巷道围岩承载能力提高常见的措施主要有三种：
①围岩注浆，注浆的作用能够胶结破碎围岩成为整体，改变破碎围岩的物理力学特性，并为锚杆、锚索支护提供可靠的着力基础。
②锚网索支护，锚网索支护能够显著提高破碎围岩的残余强度，进而形成主次承载拱结构，共同承载围岩应力，控制围岩变形。
③关键部位补强，煤矿巷道由于受地应力分布的影响，存在严重的非对称变形现象，究其原因，主要是由于区域构造应力集中造成的。
针对此类问题，应有目的地对巷道易变形破坏部位进行补强加固，如增加锚杆锚索打设数量、注浆加固等。
2.2 转移围岩应力，改善围岩应力的分布条件
对急倾斜巷道围岩受力分析可知，巷道附近存在明显的应力集中现象。为维持巷道围岩稳定性，回采巷道布置与支护中应采取措施降低或转移围岩高应力，改善围岩应力分布状况。可行的措施有三种：
①合理留设保护煤柱尺寸，保护煤柱的设计尺寸对于回采巷道围岩应力分布有着显著的影响，足够宽度的煤柱能够使巷道处于应力降低区或原岩应力区，但煤柱留设过宽易造成煤炭资源的损失，对于保护煤柱的留设应综合考虑支护方式、资源回收等方面。
②爆破卸压，爆破过程能够消耗部分围岩弹性能，且爆破形成的大量爆破裂隙能够吸收一定的应力变形，将围岩弹性能转移至深部围岩大结构。
③巷道断面形式的合理选择，合理选择巷道断面形状对改善围岩应力分布、提高围岩承载能力有着重要意义。
2.3 改善支护参数
支护参数选择的不合理性易造成支护效果达不到预期要求，产生剧烈的围岩变形现象。急倾斜煤层回采巷道支护中应用较多的支护方式为锚网支护，以锚网支护为例，支护参数的优化改善内容主要包括锚杆预紧力、直径、长度、安装角度以及间排距等，此外与锚网支护相关的钢筋梯子梁、托盘、树脂药卷等亦对锚网支护参数有着明显的影响。
3 锚梁网联合支护在急倾斜煤层回采巷道支护中的应用
3.1 工程概况
某矿主采煤层为15#煤，煤层平均埋深在430 m，煤层倾角在46 ？觷～49 ？觷，平均为48 ？觷，为急倾斜煤层。15#煤层顶底板结构条件简单，顶板岩性依次为页岩、砂质泥岩，底板为碳质页岩页岩。现阶段正进行15403工作面回采巷道准备阶段，在相邻15402工作面回采过程中，运输顺槽与回风顺槽都出现了不同程度的围岩变形，对工作面正常开采产生影响，需对新工作回采巷道进行重新支护设计。
3.2 支护方案设计
①回采巷道断面优化。为改善急倾斜煤层回采巷道围岩受力条件，设计将15403工作面回采巷道原断面梯形优化巷道断面为三心拱形，新巷道断面尺寸为：
底宽×中高=2 500 mm×2 000 mm。
②底板不支护。考虑回采巷道服务年限较短，且巷道底板为强度较低的软岩，设计巷道底板不采用支护。对特殊地质条件下底鼓量较大的巷道区段，设计采用卧底方式返修。
③高强预拉力锚杆支护技术。巷道原支护采用预紧力螺纹锚杆，锚杆预紧力在50 kN，规格为Φ18 mm×1 800 mm，间距为800 mm×800 mm。设计新巷道支护采用高强预紧力螺纹钢锚杆，锚杆直径为18 mm，长度为1 800 mm，预紧力设计为60 kN，间排距700 mm×800 mm；配套支护设备为钢筋梯梁与金属网，药卷选用Z2350；顶板肩角处锚杆外摆20 ？觷，对关键部位进行加强支护，如图1所示。
3.3 工程支护效果
3.3.1 围岩变形分析
巷道变形曲线如图2所示，分析巷道变形量可知，在距离掘进工作面0～20 m的范围内，巷道围岩变形量逐渐增加，基本上成一定比例正相关关系；掘进工作面20 m之后，工作面变形量增长幅度明显降低，到35 m后变形量不再增加。两帮与顶底板的变形量基本维持在113 mm与86 mm，且两帮变形量始终大于顶底板移近量。
3.3.2 变形速率分析
分析两帮及顶板板变形速率曲线如图3所示，可知，两帮变形速率与顶底板速率变化曲线基本保持一致，变形速率曲线峰值出现在距掘进工作面后方7 m处，两帮与顶底板变形速率峰值分别为10 mm/d与8 mm/d。35 m之后变形速率曲线基本保持一水平直线，符合围岩变形量曲线。
巷道围岩变形表现出底板侧帮变形量大，符合急倾斜煤层回采巷道变形特点。
综上分析可知，巷道整体变形量较小，均在安全变形允许范围之内，掘进工作面后25 m之后，变形量与变形速率均保持在一稳定状态。回采巷道变形稳定后的断面尺寸为：
底宽×中高=2 379 mm×1 920 mm
达到巷道使用条件，表明巷道支护效果良好。
4 结 语
急倾斜煤层回采巷道破坏机理主要为顶板下沉与底板下滑引起巷道的非对称变形，变形区域主要集中在上顶角、顶帮、底帮以及下底角。对于此类巷道的围岩控制应在研究区域围岩运动规律及特征基础上，有针对性地对选择巷道支护方式。工程实践得出，该矿在原先工作面巷道支护经验基础上，进行巷道断面优化与支护参数优化，改善后的围岩支护条件良好，围岩变形得到了有效控制。
参考文献：
[1] 黄庆享，董伯林，陈国红，等.急倾斜软煤巷道破坏机理及锚网支护设计[J].采矿与安全工程学报，2006，（3）.
[2] 勾攀峰，辛亚军.大倾角煤层回采巷道顶板结构体稳定性分析[J].煤炭学报，2011，（10）.
[3] 王宁波，张农，崔峰，等.急倾斜特厚煤层综放工作面采场运移与巷道围岩破裂特征[J].煤炭学报，2013，（8）.
[4] 胡文强.锚梁网联合支护技术在急倾斜薄煤层中的应用[J].中国煤炭，2009，（12）.
对混凝土结构盐冻破坏机理研究 篇3
盐冻破坏是指盐类化合物和冻融共同作用引起的混凝土破坏, 是一种最严酷冻融破坏, 混凝土破坏程度和速率比普通冻融的大好几倍, 甚至10倍。混凝土在公路环境下的盐冻破坏比海洋环境下更具有破坏性。
2国内混凝土结构盐冻破坏研究现状
我国在上世纪80年代前, 北方地区路桥积冰雪靠人工或机械扫除, 随着高速公路和高等级公路的建设的猛速发展, 从国外引进了除冰盐除冰雪的方法, 交通部发布了有关洒除冰盐的规程, 但没有意识到除冰盐对混凝土的严重破坏。住房和城乡建设部发布了《混凝土结构耐久性设计规范》GB/T50476-2008, 并于2009年5月1日正式实施;铁道部于2010年9月7日发行了《铁路混凝土结构耐久性设计规范》。本标准将混凝土材料科学和土木工程实践紧密结合。它在对混凝土的原材料要求, 结构工程服役环境类别, 设计使用年限全面考虑的基础上对混凝土结构的构造设计 (保护层厚度) 、混凝土掺合料的应用技术直至施工工艺都作出了详尽具体的规定。
3混凝土结构盐冻破坏机理分析试验
盐冻破坏试验:冻结水分为海水 (氯离子浓度1.8%) 和自来水, 试验的冻融龄期定为14 d, 冻融循环次数最大为300回, 试验试块的断面尺寸10 cm×10 cm×40 cm。相对动弹性模量 (Er) 无论对哪个配合比, 盐冻融破坏的 (Er) 比冻融破坏的 (Er) 较小。盐冻融破坏当W/C是0.4时, Er是80%以上, 与冻融破坏没什么大的区别, 海水对相对动弹性模量影响很小。但W/C是0.5以上及含气量在2-3%较小时, Er降低50%以下。海水冻结与水冻结比较, 盐冻融破坏的 (Er) 比冻融破坏的 (Er) 降低较大, 海水对Er影响很大。水冻结时重量损失率 (Mr) 与配合比无关, (Mr) 都降低5%以下。但海水冻结时的 (Mr) 与水冻结时的 (Mr) 比值MR:W/C=0.4时MR是2-3倍;W/C=0.5时MR是4-6倍;W/C=0.6时MR是6-8倍。即随着W/C的增大, 海水对重量损失率 (Mr) 影响很大。并且在W/C=0.6海水冻结时, 因为盐冻融循环次数不大时 (Mr) 就变得很大, 所以重量损失率 (Mr) 为15%时结束了盐冻融循环。
盐冻融试验结束后混凝土抗压强度:当W/C=0.4, 与含气量大小无关, 与水冻融试验结束后混凝土抗压强度相当;W/C=0.5, 含气量2.5%时与水冻融试验结束后混凝土抗压强度比较大约下降60%;W/C=0.5, 含气量7.4%时与水冻融试验结束后混凝土抗压强度比较大约下降80%。即W/C=0.5时受盐冻融试验结束后混凝土抗压强度比受水冻融试验结束后混凝土抗压强度降低很多。W/C=0.6时作盐冻融循环次数减少, Er降低很小, 抗压强度没有降低。
受盐冻融循环时, W/C=0.5以上时混凝土的相对动弹性模量下降, 平均剥落深度增大, 抗压强度降低倾向很显著。所以, 对除冰盐冻融环境即盐冻破坏作耐久性检查时, 应考虑盐离子对混凝土动弹性模量, 平均剥落深度, 抗压强度产生的影响。
摘要：只强调混凝土结构强度设计, 而忽视混凝土结构耐久性设计, 造成混凝土结构过早破坏严重, 经济损失很大。特别对盐冻破坏尽快采取相应的技术措施, 减少相应的损失。