冲击荷载作用

冲击荷载作用（精选八篇）

冲击荷载作用 篇1

随着恐怖事件的增加和生产、生活中各种事故的发生, 建筑结构可能承受爆炸等冲击荷载作用。建筑房屋一般由梁、板、柱等构件组成, 研究钢筋混凝土板的冲击力学性能对建筑安全和人民生产生活安全具有重要意义。

针对钢筋混凝土板的动力性能, 国内外学者开展了大量的研究工作[1,2,3], 既有理论分析, 也有现场原型实验。数值计算方法由于其独特的优点得到了广泛应用。如在大幅降低实验费用的同时可以得到实验很难量测到的动力变形响应过程, 可以满足研究者对结构响应过程的细致分析, 是结构动力分析的有效手段。

本文以钢筋混凝土圆板为例, 以动力有限元程序为主要分析手段, 建立了固支钢筋混凝土圆板的有限元模型, 针对不同加载工况, 分析了板底位移、板底加速度和钢筋应变等量, 对钢筋混凝土结构设计具有一定参考价值。

1 计算模型

1.1 物理模型

本文计算的物理模型如图1所示, 钢筋混凝土板直径为1.5 m, 厚度为30 cm, 板内布置2层钢筋网, 钢筋网眼长度为15 cm, 钢筋采用HRB335钢, 直径20 mm。2层钢筋网间布置竖向箍筋, 间隔15 cm。采用C30级混凝土, 轴心抗压强度23 MPa。混凝土保护层厚度为3 cm。板与支座固支, 为防止支座拉坏, 支座内配置6层环向钢筋, 每层两根, 直径为20 mm。

1.2 材料模型

混凝土采用C&K模型[4], 该模型包含了大变形、高应变率和高静水压等因素的影响, 是专门用于混凝土在爆炸冲击等强动载作用下的计算模型, 混凝土参数利用该模型强度相关的自动生成模式生成。钢筋采用弹塑性随动硬化模型。

1.3 有限元模型

为提高计算效率, 利用结构的对称性, 取1/4建模, 并在对称面上施加对称边界条件。在结构底部建立刚性墙以模拟支座对结构的支撑作用。钢筋和混凝土分别独立建模, 混凝土采用六面体单元, 钢筋采用梁单元, 通过速度和位移耦合的方式实现钢筋与混凝土间的粘结关系。建立好的有限元模型如图2所示。加载方式为在板顶施加直角三角形荷载。

2 计算结果分析

2.1 荷荷载载强强度度的的影影响响

首先进行了等冲量不同荷载大小时结构的响应分析。荷载峰值分别为0.6 MPa, 0.3 MPa, 对应的卸载时间分别为50 ms, 100 ms, 计算得到的板底相对于支座的位移关系如图3所示。图中H50, H100分别为卸载时间为50 ms, 100 ms工况下对应的位移。5955, 6027, 6005分别为板底面圆心和边缘的三个节点。结果表明, 等冲量作用下结构响应受荷载强度的影响很大, 且响应量值和荷载大小并不成线性关系。

2.2 荷载作用时间的影响

对动荷载, 加载时间也会对结构动力响应产生影响。荷载峰值取为0.6 MPa, 卸载时间分别取为25 ms, 100 ms, 图4为两种荷载作用下板底三个节点竖向相对支座位移的时程曲线。图4表明虽然荷载作用时间延长了4倍, 但板底最大位移值变化不大。与图3的对比表明, 荷载峰值仍是影响结构动力响应的主要因素。

2.3 结构动力响应的详细分析

以加载峰值0.6 MPa, 卸载时间100 ms为例, 对结构的动力响应过程进行了详细分析。计算的钢筋应变、板底加速度如图5, 图6所示。

图5表明板底圆心处钢筋受拉, 而靠近支座处受压, 表明结构处于弯曲模态。从图4来看, 跨中与边缘处位移相差很大, 也表明结构以弯曲模态为主。从曲线波动情况可以判断, 结构自振周期在3 ms左右。板的损伤主要发生在板底跨中处的钢筋混凝土保护层中, 是被反射波拉坏的, 其余部分基本完好。

3 结语

1) 等冲量作用下荷载峰值对结构动力响应影响很大;等荷载峰值时卸荷时间对结构动力响应影响不大。表明对本文模型, 荷载峰值是控制结构响应的主要因素。

2) 荷载作用时长远大于结构自振周期, 对本文模型, 结构动力变形主要呈现弯曲模态。

3) 从钢筋应变、板底位移图可见, 在本文的加载条件下结构没有发生破坏, 以弹性变形为主。

摘要：以固支的圆板为例, 建立了三角形冲击荷载作用下钢筋混凝土的有限元模型, 分析了荷载大小和作用时间对板动力响应的影响, 结果表明, 板的动力响应主要受荷载强度的影响, 荷载作用时间影响不大, 结构变形以弯曲模态为主。

关键词：钢筋混凝土板,冲击,动力响应,荷载

参考文献

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冲击荷载作用 篇2

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。

参考文献：

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（编辑王秀玲）

冲击荷载作用 篇3

1 橡胶沥青混凝土的主要性能

1.1 高温性能

利用软化点和动态剪切流变实验测定的比值G/sinδ, 对橡胶沥青的高温性能进行评估后发现, 基质沥青粘结剂软化点要明显低于橡胶沥青, 并且普通沥青和高分子聚合物改性沥青的指标也明显低于橡胶沥青。这说明, 在沥青中掺入适量橡胶, 能够有效提高沥青粘结剂的高温性能。G/sinδ利用静态荷载和反复荷载下的车辙实验以及蠕变实验, 对橡胶沥青混凝土的高温性能进行评估后发现, 普通沥青混凝土的静态和动态永久变形均大于橡胶沥青混凝土, 并且橡胶沥青混凝土还具备较强的长期抗车辙性能。

1.2 低温性能

利用低温下的蠕变劲度模量以及弯曲梁流变仪试验, 对橡胶沥青粘结剂的低温性能进行评估后发现, 高温状态下橡胶沥青比普通沥青硬, 而低温状态下橡胶沥青却比普通沥青软, 这说明橡胶沥青对温度变化的敏感性较低。同时, 在低温劲度指标上, 橡胶沥青粘结剂小于基质沥青, 并通过采取一些措施可以达到调节橡胶沥青高温低温性能的目的。利用低温直接拉伸试验以及间接拉伸试验, 对橡胶沥青混凝土的低温性能进行评估后发现, 在低温状态下, 橡胶沥青混凝土以其自身具备的良好粘弹性变形, 可有效吸收收缩应力, 相比较普通沥青混凝土而言, 橡胶沥青混凝土拥有良好的低温抗开裂性能。

1.3 抗疲劳性能

利用常温下粘结剂的弹性恢复能力以及动态剪切流变仪试验获取的G/sinδ指标, 对橡胶沥青粘结剂的抗疲劳性能进行评估后发现, 基质沥青粘结剂的G/sinδ指标明显高于橡胶沥青粘结剂, 这说明橡胶沥青不易产生疲劳裂缝。同时, 根据回弹恢复系数的分析结果表明, 普通沥青没有回弹性, 而橡胶沥青具备较好的弹性。通过在实际铺筑路面上进行轮胎的模拟加载实验, 对橡胶沥青混凝土的抗疲劳性能进行评估后表明, 相比较普通密级配沥青混凝土而言, 橡胶沥青混凝土具备更好的抗疲劳性能。形成这一性能优势的主要原因在于, 由于橡胶沥青粘结剂本身具备良好的抗疲劳性能, 增加了沥青膜厚度, 从而使得橡胶沥青混凝土具备优异的抗疲劳性能。

2 冲击荷载作用下橡胶沥青混凝土的动态力学性能研究

2.1 试验装置

本文采用的试验装置为分离式Hopkison压杆装置, 简称SHPB, 该装置是目前研究工程材料动力性能的基本试验装置。由于SHPB技术具有结构简单、便于操作, 能够准确测试出材料的动力性能等优点, 从而被广泛应用于工程材料的动态力学性能研究中, 金属、岩石以及混凝土等材料均可采用SHPB装置进行动力性能试验。

2.2 冲击试验环境

设定试验温度。由于橡胶沥青混凝土材料的工作环境涉及不同的季节, 为此, 决定选取25摄氏度作为常规温度环境, 同时选取零下20摄氏度作为冬季的代表温度, 选取60摄氏度作为夏季最高温度。在每次冲击荷载试验之前, 都先将混凝土试件养护到上述几个温度, 然后再进行冲击压缩试验。

2.3 橡胶沥青混凝土的动态力学性能分析

(1) 混凝土试件的破损状态。本次试验分别对沥青混凝土试件进行了三个温度和三个应变率的冲击荷载试验, 通过试验结果可知, 温度对沥青混凝土的破坏模式有一定程度的影响, 当温度为零下20摄氏度时, 在应变率逐渐增大的前提下, 沥青混凝土试件出现不同程度的破裂;当温度为60摄氏度时, 且随着应变率的增大, 试件出现程度不一的塑性变形;当温度为25摄氏度时, 试件的实际情况介于两者之间。通过对比后发现, 应变率对沥青混凝土的破坏也有着一定影响, 从实际破坏情况上看, 与普通沥青混凝土相比, 橡胶沥青混凝土的柔韧性显著提高, 脆性块裂的情况大幅度减少, 其中以橡胶掺入量为20%的沥青混凝土块裂最少。

(2) 强度与韧性指标分析。评定某种工程材料动态力学性能优劣的主要指标是动力强度与冲击韧性。本次试验借助MTB计算软件对曲线进行拟合, 进而获得曲线中的最大应力值, 并利用曲线函数微积分得出应力面积, 即材料的冲击韧性值, 通过试验可知, 温度对沥青混凝土的动力强度有着非常显著的影响, 这也充分证明了沥青混凝土在寒冷的冬季中容易碎裂, 夏季高温会融化的现象, 而在常温状态下其最不容易出现破损。当加入橡胶之后, 沥青混凝土的动力强度会大幅度提高, 并且橡胶的实际掺入量对动力强度的影响不大;沥青混凝土的冲击韧性主要与应变率和温度有关, 加入橡胶之后, 会进一步提高沥青混凝土的冲击韧性, 其程度主要与温度和应变率有关, 橡胶掺入量的多少对冲击韧性的影响较小。

3 结果与讨论

3.1 增强增韧机理。

通过对比橡胶沥青混凝土与基质沥青混凝土的冲击韧性和动力强度后发现, 橡胶沥青混凝土具备良好的抗冲击性能。这说明在沥青中适当掺入橡胶, 能够通过改善沥青混凝土的内部结构, 以此有效增加沥青混凝土的抗冲击性能。在沥青混凝土内部结构中, 重点改善了胶浆体系的空间网状整体性和内聚力, 具体表现为:基质沥青在与掺入的橡胶屑产生溶胀反应之后, 增加了沥青的粘稠度和硬度。而将这种橡胶沥青用于制备沥青混凝土后, 能够明显增强沥青混凝土的内部聚合力, 这种内部聚合力能够抵抗冲击荷载, 进而发挥较强的阻裂作用;将高含量的橡胶沥青粘结剂用于沥青混凝土, 能够加大沥青膜的厚度, 增强沥青混凝土胶浆网膜结构的整体性构架的稳定性, 即使在遭遇强烈冲击荷载作用时, 也能够使其结构整体性不发生变化。

3.2 橡胶的最佳掺入量。

试验表明, 当掺入到沥青混凝土当中的橡胶较少时, 改性沥青的粘度和粘结力都相对较差, 材料抗冲击荷载的能力也偏低;当掺入的橡胶比较多时, 改性沥青的粘度和粘结力都会有所提高, 但是由于橡胶颗粒过多, 会导致粘结剂松散, 这样可会使材料抗冲击荷载的能力偏低。为了提高材料的抗冲击荷载能力, 必须找到一个最佳的橡胶掺入量, 通过本文的研究可知, 这个量约为沥青质量的20%。

4 结束语

综上所述, 本文采用冲击荷载试验对橡胶沥青混凝土的动态力学性能进行初步研究, 试验结果显示, 在沥青混凝土中掺入适量的橡胶颗粒, 不但能够使混凝土本身的柔韧性获得极大程度地改善, 而且沥青混凝土的强度也大幅度提升, 这充分说明橡胶沥青混凝土要比普通沥青混凝土更具工程应用价值。

摘要：本文以冲击荷载作用为切入点, 对橡胶沥青混凝土在动态工作环境下的性能进行研究, 为完善沥青混凝土材料的设计与使用提供重要参考依据。

关键词：冲击荷载,橡胶沥青,沥青混凝土,动态力学性能

参考文献

[1]张金喜.废橡胶作为弹性沥青混凝土路面材料的实验研究[J].建筑材料学报.2010 (4) .

冲击荷载作用 篇4

静动力排水固结法[1]应用于软粘土地基加固已在众多工程项目中取得成功, 被普遍认为是加固软粘土地基经济快速有效的方法。但对该加固方法的机理研究仍远远落后于工程实践。对于冲击荷载作用下饱和软粘土的孔压增长规律的相关研究则更少。

李彰明等[2][3]通过现场孔压原位测试, 分析并发现了冲击荷载作用下淤泥的孔压增长和消散规律, 对后续研究及工程应用具有重要意义。白冰[4]、曾庆军[5]、孟庆山[6]等曾分别通过室内三轴或模型试验试图确定冲击荷载作用下软粘土孔压增长规律, 但由于室内试验本身的局限及对该加固方法影响因素的简化考虑, 各试验得出的结论并不完全一致, 且与工程实际存在较大距离。

相对于室内试验所考虑的影响因素, 静动力排水固结法施工现场影响孔压增长的因素要复杂得多。基于此, 本文通过量纲分析方法, 结合南沙某石化仓储区静动力排水固结法加固工程大量第一手监测数据 (沉降、孔压、静力触探等) , 试图确定冲击荷载作用下饱和软粘土孔压增长规律。

2 量纲分析法介绍

量纲分析[7] (Dimensional Analysis) 是20世纪初提出的在物理领域中建立数学模型的一种方法, 它是对所设问题有一定了解, 在试验和经验的基础上利用物理定律的量纲齐次原则来确定各物理量之间的关系。

基于量纲齐次原则和Buckingham Pi定理的量纲分析建模法是相当初等的, 具有普适性的方法, 它不需要非常专门的物理知识和高深的数学方法, 就可以得到用其他复杂方法难以得到的结果, 或者类似于其他复杂方法得到的结果。

3 静动力排水固结法

静动力排水固结法是近年发展起来的一种软土地基处理新技术, 具有处理质量好、投资低、工期短的显著特点, 对于淤泥与淤泥质土的处理, 优势尤其显著。它是在传统的强夯 (动力固结) 法和堆载预压排水固结法基础上发展起来的, 采用强夯 (动力固结) 法的夯击机具与排水固结法中的排水体系进行软粘土地基处理。冲击荷载作用下软粘土孔压增长情况, 对于各施工参数 (夯击能量、排水板间距、砂垫层厚度) 的确定以及其后固结沉降的发展都具有重要影响。

本文结合南沙某石化仓储区静动力排水固结法软基加固项目[8], 试图确定冲击荷载作用下饱和软粘土孔压增长模型。该仓储区工程地质条件如下:

广州某石化仓储区软基处理一期工程总占地面积约18.6×104m2, 处理范围内地质条件很差, 整个处理场地地表以下均分布有淤泥层, 地下水位高。淤泥软土层厚度为1.5～16.7m, 最大厚度达16.7m;含水量平均值为75.0%, 最大值为114%;孔隙比平均值为2.087, 最大达2.992。淤泥层顶面冲填土层分布不均匀, 其厚度大部分为0.0～2.0m之间, 且含泥量大。

4 主要影响因素

根据实测冲击荷载作用下孔隙水压力时程曲线数据, 见图1, 孔隙水压力增长的主要影响因素为:

4.1 孔隙水压力

孔隙水压力增长量主要受冲击能量、冲击次数、作用点距离及埋置深度等因素有关。图1为相同夯击能作用下不同深度处孔压时程曲线, 相同冲击荷载作用下在浅层位置处激发的孔隙水压力比深层位置大。

4.2 单位夯击能

由于处理区域内施加的夯击按一定尺寸布置, 同一位置处孔压增量受周围多各点夯击的叠加影响, 故该文以单位夯击能考虑夯击作用。单位夯击能E计算公式为:

其中E为单位夯击能, G为夯锤重量, H为夯锤吊高, N为每遍夯击击数, M为处理区域夯击布置点数, A为处理区域面积。

4.3 砂垫层物理力学特性及厚度

砂垫层是静动力排水固结法中不可缺少的基本组成。其不仅可以形成较为坚硬的上覆土层, 使冲击荷载较为均匀地传递到下部软粘土层, 而且由于砂垫层自重所产生的下部软粘土围压的增量, 能提高软粘土的强度, 从而可提高施加夯击的能量, 达到快速加固的效果。

4.4 软粘土层物理力学特性及孔压计算点深度

不同的软粘土施加的能量及引起的孔压值是不同的, 软粘土的物理力学特性对冲击荷载作用下软粘土孔压变化影响极大。同时, 考虑软粘土物理力学性质, 对于分析土体得到一定加固 (第二遍夯击及以后) 后的孔压变化具有重要意义, 故可反应不同夯击遍数相同能量作用下产生孔压增量不同的现象。

对于砂垫层及软粘土层物理力学特性的考虑, 本文采用静力触探土体比贯入阻力值作为表示进行分析。

4.5 排水体系

土体渗透系数不同, 冲击荷载作用下孔压变化不同。针对软粘土渗透系数较低, 动静力排水固结法采用设置排水体系改善土体渗透性, 提高土体固结速率。基于土体渗透性在设置排水体系以后得到改善, 本文采用等效渗透系数 (由李彰明教授首次提出该定义) 来考虑设置排水体系之后土体的整体渗透性。

5 量纲分析过程

⑴冲击荷载作用下饱和软粘土孔压问题中涉及的物理量有:砂垫层比贯入阻力Ps1, 砂垫层厚度h1, 等效渗透系数k, 软粘土层比贯入阻力Ps2, 软粘土层厚度h2, 孔隙水压力u, 单位夯击能E。其物理关系为:

⑵基本量纲为L、M、T, 上述7个物理量的量纲表为

⑶组成量纲矩阵为

可解得:Rank (A) =r=3

⑷解齐次方程组

计算可得4个基本解为:

⑸得出4个相互独立的量纲为1的量

而式 (2) 与

等价。

⑹为了得到孔隙水压力的显式子, 由式 (8) 及式 (7) 中π3的可得出

在分析过程中, 等效渗透系数k在模型中消失, 主要是因为参数Psi是反应土体物理力学及渗透性状的综合物理参数, Psi的变化可反应土体物理参数、力学参数及渗透系数的变化。

⑺通过分析各参数的物理关系及现场监测数据 (单位夯击能、孔隙水压力、土层比贯入阻力) 迭代分析, 可初步得出冲击荷载作用下饱和软粘土孔压增长模型为:

其中:γi为土层初始重度, 由于其与Psi同为描述土体物理力学参数, 故作为初始值引入孔压模型中;a、b为试验参数, 该条件下计算得a=-1.2, b=0.0667。

⑻验算

Ps2=107kPa, h1=1.5m, h2=6.5m) 计算得u=36.20kPa, 实测孔压增量为37kPa, 相对误差为2.19%。

6 结论

本文基于量纲分析方法, 结合南沙某软基处理工程, 考虑引起孔压变化的主要因素, 推导出冲击荷载作用下饱和软粘土孔压发展模型, 对于静动力排水固结法设计参数的确定及沉降计算具重要意义及实用价值。

鉴于该模型多参数及复杂性, 进一步分析与研究工作仍在进行中, 详细计算过程及结果将另文给出。

摘要：基于量纲分析法并结合广州南沙某石化仓储软基处理工程, 确定静动力排水固结法软基处理中影响孔隙水压力的主要因素, 并确定冲击荷载作用下饱和软粘土孔压增长模型, 以供该地基加固方法前期参数确定及后期沉降计算作参考。

关键词：冲击荷载,粘土,孔隙水压力,静动力排水固结法

参考文献

[1]李彰明.软土地基加固理论、设计与施工[M].中国电力出版社, 2006.

[2]李彰明, 冯遗兴.软基处理中孔隙水压力变化规律与分析[J].岩土工程学报, 1997.

[3]李彰明, 林军华.静动力排水固结法处理淤泥软基振动试验研究[J].岩土力学, 2008.

[4]白冰, 周健.冲击荷载作用下饱和软粘土孔压计算模式[J].合肥工业大学学报, 1999.

[5]曾庆军, 周波, 龚晓南等.冲击荷载下饱和粘土孔压增长与消散规律[J].岩石力学与工程学报, 2001.

[6]孟庆山, 汪稔, 陈震.淤泥质软土在冲击荷载作用下孔压增长模式[J].岩土力学, 2004.

[7]徐全智, 杨晋浩.数学建模[M].高等教育出版社, 2003

冲击荷载作用 篇5

现以简支梁桥和连续梁桥为研究对象, 研究桥梁跨度、跨数、宽度和冲击系数等对汽车荷载效应的影响, 并为公路桥梁汽车荷载限载研究提供依据。

1 冲击系数概述

汽车的冲击系数是汽车过桥时对桥梁结构产生的竖向动力效应的增大系数, 可表示为:

其中, Ydmax为在汽车过桥时测得的效应时间历程曲线上最大静力效应处测得的最大静力效应值;Yjmax为在汽车过桥时测得的效应时间历程曲线上最大动力效应处测得的最大动力效应值。

效应值可以取最大挠度位置竖向位移的变化来描述, 称为位移冲击系数, 也可以通过控制截面的应变来计算, 称为应变冲击系数。二者都是用来表现由于汽车的动力冲击作用使桥梁产生的动态增量。瑞士的EMPA实验室自1924年以来对移动荷载的冲击系数进行了十分深入和系统的实验研究, 基于大量的实测数据指出车辆振动本质上是一种强迫共振现象, 用放大谱来计算冲击效应, 即把冲击系数定义为桥梁固有频率的函数来代替现行的按跨度递减的冲击系数公式更为合理。1979年, 加拿大安大略省规范 (Ontario Code) 率先接受了这一新概念, 建立了放大谱的新规定, 1982年又根据新的实测资料作了进一步的修改。在我国《公路桥涵设计通用规范》 (JTGD6022004) 中也改用了这一计算方法。

目前, 世界各国公路桥梁设计规范对冲击系数的计算公式多数仅以桥梁计算跨径L作为参数, 按L的递减函数进行计算。

2 冲击效应计算

2.1 简支梁桥汽车冲击系数的计算方法。

冲击系数的计算采用以结构基频为指标的方法。结构的基频反映了结构的尺寸、类型、建造材料等动力特征内容, 它直接体现了冲击效应和桥梁结构之间的关系。按结构不同的基频, 汽车引起的冲击系数在0.05~0.45之间的变化, 其计算方法为:

当f<1.5Hz时, μ=0.5

当1.5Hz燮f燮14Hz时, μ=0.17671nf-0.0157

当f>14Hz时, μ=0.45

式中f——结构基频 (Hz)

结构基频的计算宜采用有限元法, 对于常规结构, 可采用《公路桥涵涉及通用规范》 (JT-GD60-2004) 条文说明中给出的公式估算。方案设计和初步设计时近似采用100/L来进行初步计算 (L为计算跨径) 。

钢桥、钢筋砼及预应力砼桥、圬工拱桥等上部结构和钢支座、板式橡胶支座、盆式橡胶支座及钢筋砼柱式墩台, 应计入汽车的冲击作用。重力式墩台不计冲击力。填料厚度 (包括路面厚度) 等于或大于0.5m的拱桥、涵洞以及重力式墩台不计冲击力。支座的冲击力, 按相应的桥梁取用。当汽车荷载的局部加载在T梁、箱梁悬臂板上时, μ=0.3。

将简支梁化成等截面、均布质量的弹性系统, 可由动力弹性平衡方程得到其基频f如下:

式中:l——结构的极端跨径 (m)

E——结构材料的弹性模量 (N/m2)

Ic—结构跨中截面的截面惯矩 (m4)

mc——结构跨中处的单位长度质量 (kg/m)

2.2 冲击系数的计算结果比较。

这里选用公路交通行业里常用的简支空心板桥的标准图, 计算了公路桥梁中6~25m标准跨径简支空心板桥的冲击系数, 并比较了计入冲击效应的荷载效应与不计冲击效应的荷载效应, 计算结果见表1和图1。

综合表1和图1可知, 以桥梁计算跨径L作为参数, 按L的递减函数来计算的89规范和城市桥梁荷载设计标准冲击系数均小于按结构基频的方法来计算的04规范, 跨度越小, 两者之间的差别越大。

其中, 在6m跨时, 89规范比04规范小53.6%, 98标准比04规范小93.1%。在25m跨时, 89规范比04规范小46.7%, 98标准比04规范小15.8%。三种规范的冲击系数结果有随着跨度的增大而慢慢接近的趋势。但是, 89规范的冲击系数计算公式规定跨度大于45m时, 冲击系数等于零, 这与实际情况不相符;而04规范以结构基频来计算冲击系数避免了这种情况的发生。04规范汽车荷载对89规范、城市桥梁荷载设计标准中汽车荷载的效应比在计入冲击系数之后会不同程度的提高, 提高幅度在2%~19%。

3 限载规定

对于车辆荷载标准, 《公路桥涵设计通用规范》 (JTG021-89) 中汽-20与《城市桥梁荷载标准》 (CJJ77-89) 中城-B产生的荷载效应相当。按照《公路桥涵设计通用规范》 (JTG021-89) 中汽-20或《城市桥梁荷载标准》 (CJJ77-89) 中城-B荷载标准设计的桥梁, 在限载30t时可达到目标可靠度3.7。按照《公路桥涵设计通用规范》 (JTG021-89) 中汽-超20或城市桥梁荷载标准》 (CJJ77-89) 中城-A荷载标准设计的桥梁, 在限载400t时可达到目标可靠度3.7。

考虑到按照汽-10, 汽-15级荷载等级设计的桥梁年代较早, 因此建议以其荷载等级定义的标准车重限载。

4 结论

4.1 这里主要分析冲击系数对桥梁汽车荷载效应的影响, 为分析桥梁汽车荷载效应的影响因素提供参考。

4.2 这里主要针对中小跨径桥梁进行比较, 大跨度桥梁的汽车荷载效应比较分析有待进一步的分析和研究。

4.3这里对汽车荷载效应进行比较时, 主要采用的是89规范、04规范以及98城标中的汽车荷载模式进行分析, 对国外规范采用的汽车荷载效应未进行比较计算, 还需要进一步计算和研究。

参考文献

[1]中华人民共和国交通部行业标准.JTGD60-2004公路桥涵设计通用规范[S].

[2]中华人民共和国交通部行业标准.JTG 021-89城市桥梁设计荷载标准[S].

[3]JTJ 001297中华人民共和国交通部行业标准[S].

[4]秦向杰, 葛斌.桥梁冲击系数按结构频率的计算研究[J].山西建筑, 2007, 33 (10) .

冲击荷载作用 篇6

关键词：冲击煤层,循环加载,声发射,失稳前兆

0引言

在矿山冲击地压防治过程中,准确预测煤层失稳破坏对于冲击地压的防治具有重要的作用。就煤矿井下煤巷和工作面推进而言,煤体始终处于加卸载过程中,因而进行循环荷载监测试验, 探寻煤样承载结构失稳前兆变化规律,对受开采反复扰动的具有强冲击倾向煤层的失稳预测预警具有重要的作用。

肖福坤等[1,2]通过循环荷载声发射监测试验,对声发射特征参数和塑性能分段函数进行了研究,同时还研究了不同应力水平和监测手段煤岩石损伤破坏的声发射规律; 李庶林等[3]对岩石不同加卸载方式的声发射特征进行研究; 蒋宇等[4]对循环荷载条件下岩石受载破坏的过程中声发射特征和变形规律进行了研究; 吴刚和肖福坤等[5,6,7]研究了不同卸载方式的声发射特征; 李宏艳等[8]对不同冲击倾向煤样失稳破坏声发射先兆信息进行了分析, 提出不同冲击倾向煤体失稳破坏过程中振铃计数、AE能量、频谱及b值变化存在差异。煤体冲击倾向性增强,加载过程煤体振铃计数、AE能量趋向于高应力区域集中; 刘刚和肖福坤等[9,10]对花岗岩损伤破坏的声发射评价进行研究,提出脆性花岗岩损伤三个阶段,划分了预警时刻六级区间,认为声发射计数最早报警,但最终要通过能量变化判断花岗岩是否失稳。还对煤样循环加卸载中滞回环与弹塑性应变能的关系进行了研究。

1试验煤样和设备

为进行循环荷载声发射监测试验,从宝泰隆西部矿区26a和26b煤层取回大块煤样,在实验室加工成50 mm × 50 mm × 100 mm的长方体试样,为满足试验和煤炭行业标准的要求,将煤样两端面进行打磨,使其不平行度小于0. 05 mm。

实验所用压力机控制阀为国外进口,控制精度能够满足加卸载过程中的要求。轴向变形用8 mm位移传感器测量,精度为1. 0 × 10- 5mm。轴向荷载用2 000 k N力传感器测量,精度为1. 0 × 10- 3k N。 压力机由计算机控制,可实现实时显示和自动采集数据。声发射监测设备采用美国物理声学公司生产的SH-Ⅱ型声发射全天候健康监测系统和四个传感器( 频带为125 k Hz ~ 750 k Hz) 。

2实验过程

本次试验主要是想研究循环荷载作用下具有冲击倾向煤样的声发射变化规律,因此试验前首先完成了两煤层冲击倾向性的鉴定工作,鉴定结果见表1。

其次,对具有冲击倾向性的煤样进行循环荷载声发射监测试验。具体过程为: 将具有冲击倾向性的煤样加载至预计峰值强度的75% ~ 85% 后再卸载至预计峰值强度的1% ~ 5% ,之后再加载, 此时加载至预计峰值强度的加载点比上一次提高5% 左右,依据此加载方式反复加卸载直至煤样最终破坏为止。循环过程中监测设备声发射系统采样频率设为1 MHz,前置放大器增益设为40 d B , 门槛值设为35 d B。

3试验结果分析

通过上述试验对循环荷载过程中强冲击倾向煤样的声发射特征参数进行分析,特别是煤样失稳前的声发射特征参数的前兆变化特征。下面依据试验监测数据将声发射特征参数( 能量( E) 、累积能量( ∑E) 、计数( N) 、累积计数( ∑N ) ) 和应力在时间上的演化过程进行对比,来分析单轴循环加卸载作用下强冲击倾向性煤样失稳过程中的声发射参数演化特征。

由图1可以看出,第1次循环AE能量和计数大量出现,煤样26a-c08,26b-c15和26a-c05此循环累积能量释放量占累积总能量释放量依次为9% ,30% ,11% ,累积计数占总累积计数依次为10. 7% ,28% ,18. 4% 。从第2次循环到试样失稳的最后一次循环,煤样26a-c08,26b-c15和26a-c05的AE能量随着循环次数的增加依次增加,能量释放量与循环次数成正相关性,AE计数随着循环次数的增加而随机出现,无规律性。AE累积能量和AE累积计数随着循环次数的增加成阶梯式增长,循环后期AE累积能量比AE累积计数增长明显。煤样26a-c08和26a-c05倒数第3次循环累积能量释放量占累积总能量释放量依次为8% ,20% ,累积计数占总累积计数依次为8% ,9. 9% 。煤样26a-c08和26a-c05倒数第2次循环累积能量释放量占累积总能量释放量依次为18% , 34% ,累积计数占总累积计数依次为13. 4% ,11. 5% 。煤样26a-c08和26a-c05最后一次循环累积能量释放量占累积总能量释放量依次为29% ,2% ,累积计数占总累积计数依次为12. 2% ,4. 7% 。煤样26b-c15的AE能量和计数从第2次~ 第4次循环增长缓慢,在第4次循环时的信号消失。从第5次循环开始随着循环次数的增加,AE能量和计数开始大量出现。最后一次循环AE累积能量释放量占累积总能量释放量依次为31% ,累积计数占总累积计数依次为13. 5% 。

通过上述分析可知: 煤样循环加载初期AE能量和AE计数信号显现明显,煤样循环荷载过程中AE能量演化比AE计数演化具有规律性,煤样循环荷载后期,煤样失稳破坏前AE能量突增明显。通过统计分析可将累积能量释放量占总累积能量释放量的30% 作为煤样结构失稳的警戒值,当煤样AE累积能量释放量达到此值时预示着煤样即将失稳破坏。AE能量比AE计数能更好的预测具有冲击倾向性煤样失稳破坏。

4结语

1) 在循环荷载过程中声发射能量和累积能量比声发射计数和累积计数能更好的反映煤样内部的变形破坏过程。

2) 煤样失稳前声发射能量释放量突增明显,煤样失稳时AE累积能量释放量基本都占总累积能量释放量的30% 以上。

3) 通过统计分析可将累积能量释放量占总累积能量释放量的30% 作为煤样结构失稳的警戒值。

参考文献

[1]肖福坤,刘刚,申志亮.桃山90号煤层有效弹性能量释放速度研究[J].岩石力学与工程学报,2015(S2):4216-4225.

[2]肖福坤,申志亮,刘刚,等.冲击倾向性煤样单轴加载红外探测研究[J].黑龙江科技大学学报,2015(1):6-10.

[3]李庶林,唐海燕.不同加载条件下岩石材料破裂过程的声发射特性研究[J].岩土工程学报,2010,32(1):147-152.

[4]蒋宇,葛修润,任建喜.岩石疲劳破坏过程中的变形规律及声发射特性[J].岩石力学与工程学报,2004,23(11):1810-1814.

[5]吴刚,赵震洋.不同应力状态下岩石类材料破坏的声发射特性[J].岩土工程学报,1998,20(2):82-85.

[6]肖福坤,申志亮,刘刚,等.循环加卸载中滞回环与弹塑性应变能关系研究[J].岩石力学与工程学报,2014(9):1791-1797.

[7]肖福坤,樊慧强,刘刚,等.三轴压缩下含瓦斯煤样破坏过程的声发射特性[J].黑龙江科技学院学报,2013,23(1):10-15.

[8]李宏艳,康立军.不同冲击倾向煤体失稳破坏声发射先兆信息分析[J].煤炭学报,2014(2):384-388.

[9]刘刚,张艳军,申志亮,等.花岗岩损伤破坏的声发射评价[J].黑龙江科技大学学报,2015(11):615-620.

冲击荷载作用 篇7

关键词：钢-混凝土组合桁梁桥,有限元,结构损伤

钢-混凝土组合桁梁桥是最近发展起来的新型桥梁。应用与研究相对较少, 对此类桥梁国内还没有对应的规范。通过有限元模拟超高车辆对此类桥梁的撞击, 从而获得车辆撞击对桥梁结构材料力学指标的影响。其结果为此类桥梁的研究及相应规范的编制提供依据。

桥梁主桁架结构形式如图1所示。

1 冲击问题动力学方程及求解

本文以80m钢-混凝土组合桁梁桥受冲击荷载为例, 进行基于ANSYS有限元软件的动力学分析。

车桥碰撞时, 在很短的时间内, 大型车辆的速度将由每小时几十甚至100km减小为零, 桥梁在碰撞接触区产生高应力, 使碰撞区混凝土破坏, 碎裂, 并发生桥梁整体位移与变形, 产生动力响应。用有限元模拟进行瞬态力学分析。推导出基本方程为:

2 桥的有限元模型

在三维实体建模中, 模型要准确反映桥梁的整体状态。由于桥梁下弦截面为槽形梁, 比较复杂, 所以, 梁单元采用beam188单元。Beam188单元适合于分析从细长到中等粗短的梁结构, 该单元基于铁木辛哥梁结构理论, 并考虑了剪切变形的影响。下弦槽形梁采用鱼骨模型简化, 将槽形梁作为一根在桥梁中线位置的梁单元, 两侧腹杆与中间槽形梁单元进行刚性连接, 以保证腹杆和槽形梁在相交节点部位位移一致。

桥梁采用的主要材料见表1。

3 冲击荷载的取值与作用时间

中国公路和铁路规范对车辆撞击桥梁的撞击力都未用公式明确规定出来, 只是笼统地规定在车辆行驶方向取1000k N, 在车辆行驶垂直方向取500k N。但是关于船舶撞击桥墩的公式, 公路和铁路规范都有明确给出。

3.1 设计公式及参数取值

1) 基于能量原理, 中国《铁路桥涵设计基本规范 (TB10002.1-2005) 》规定漂流物横桥向撞击力标准值计算公式:

式中:F为撞击力;γ为动能折减系数;V为船只的速度;α为船只行驶方向与墩台撞击点处切线所成的夹角;W为船重量;c1, c2为船只的弹性变形系数和墩台的弹性变形系数。

基于能量原理和实验数据及经验总结, 美国公路和运输官员协会标准AASHTO提出的公式:

式中:F为撞击力;m为船舶质量;V为船舶速度。

2) 基于动量原理, 中国《公路桥涵设计规范 (JTG D60-2004) 》中撞击力的设计公式为:

式中:W为漂流物重力;V为水流速度;T为撞击时间;g为重力加速度。

3.2 撞击时间确定

碰撞时间是一个不定参数, 其与车辆刚度, 车速及桥梁刚度等有关。本文采用质量为45t的车辆进行模拟碰撞分析, 通过查找相关论文、及做相关模拟分析, 得出不同车速车辆与桥梁碰撞, 撞击力最大时的持续时间见表2。

3.3 冲击荷载的确定

按式 (2) 确定的横桥向的撞击力Fy, 和垂直于桥面方向的撞击力FZ见表3。

按式 (4) 规定确定的横桥向的撞击力Fy, 和垂直于桥面方向的撞击力Fz见表4。

按式 (5) 规定确定的横桥向的撞击力Fy, 和垂直于桥面方向的撞击力Fz见表5。

综上, 取用最大冲击荷载。此次分析取用式 (2) 规定计的冲击荷载数据。计算并比较车速为80k M/h, 100KM/h产生的冲击荷载对桥梁的冲击作用。

4 结果计算与分析

4.1 结果计算

施加冲击力, 依次按80k M/h和100k M/h产生的冲击力加载, 得到桥梁受撞击后的位移及应力数据。80k M/h车速冲击荷载在0.05s产生的位移和应力等值线图如图2所示。100k M/h车速冲击荷载在0.065s产生的位移和应力等值线图如图3所示。

不同车速产生的冲击荷载在冲击力最大时对桥梁位移的影响见表6, 对应力的影响见表7。

4.2 结果分析

通过对80m钢-混组合桁梁桥用质量为45t, 车速为80 (k M/h) 的车辆产生的冲击荷载进行撞击模拟, 得出此桥被撞后横桥向最大位移26mm, 最大位移发生在碰撞部位;垂直桥面向最大位移为28mm, 发生在碰撞部位相应一侧上弦杆处。混凝土部分最大第一主拉应力为6.5MPa, 发生在槽形梁碰撞部位相对一侧;最大第三主压应力为5.7MPa, 发生在碰撞受压部位。钢腹杆部分最大第一主拉应力为29.1MPa, 发生在离碰撞部位最近的腹杆上;最大第三主压应力为38.3MPa。用质量为45t;车速为100 (k M/h) 的车辆产生的冲击荷载进行撞击模拟, 得出此桥被撞后横桥向最大位移为32mm, 垂直桥面向最大位移为35mm。混凝土部分最大第一主拉应力为8.2MPa, 最大第三主压应力为7.5MPa, 钢部分最大第一主拉应力为36.4MPa, 最大第三主压应力为47.9MPa。应力和位移最大部位与80 (k M/h) 的车辆撞击产生的一样。

《铁路钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范》中C55混凝土的容许拉应力为2.97MPa, 碰撞分析结果中最小拉应力为6.2MPa。故槽形梁被撞击部位的另一侧会产生受拉裂缝, 在长期疲劳荷载的作用下会严重影响桥梁的耐久性, 同样对桥梁的承载能力也会有一定影响。如果被撞时有列车经过, 产生的位移响应会对列车的运行造成严重的安全隐患。

5 结论

1) 现行规范对车辆撞击的力规定1000k N, 此数值偏小, 撞击力计算更应趋于合理化。

2) 通过对桥梁位移和应力的分析, 桥梁刚度是比较大的, 对于车辆撞击有一定的抵抗能力。但是混凝土的主拉应力超过了混凝土的抗拉强度标准值, 所以, 梁体在撞击后会产生受拉裂缝。应该加强梁体两侧吸能防撞设施。

参考文献

[1]吴鸿庆, 任侠.结构有限元分析[M], 北京:中国铁道出版社, 2000.

[2]张炎圣, 陆新征, 宁静, 等.超高车辆撞击组合结构桥梁的仿真分析[J].交通与计算机, 2007, 25 (3) :65-69.

[3]叶列平, 陆新征, 马千里, 等.混凝土结构抗震非线性分析模型、方法及算例[J].工程力学, 2006, 23 (增2) :131-140.

[4]TB 1002.1-2005, 铁路桥涵设计基本规范[S].

[5]JTG D60-2004, 公路桥涵设计通用规范[S].

[6]李德, 张晟, 蔺鹏臻.新型钢-混组合桁架铁路桥梁的力学特征研究[J], 兰州交通大学学报, 2010 (12) :15-16.

[7]项海帆.高等桥梁理论[M].北京:人民交通出版社, 2010.

水平荷载作用下沥青路面变形研究 篇8

1 水平荷载的简化和模型的建立

1.1 水平荷载的简化

普渡大学的Jian Feng Hua采用多个加载步和“以静代动”的加载方式对同一路面结构的车辙深度进行的模拟研究, 结果表明采用两种加载方法得到的车辙深度是一样的, 从而证明了“以静代动”的加载方式的可行性。本文首先确定竖直荷载形式, 标准轴载BZZ—100采用的布置形式是单轴双轮组形式, 每个单轮的荷载为25k N, 接地压强表示为单位面积上的作用力, 为0.7Mpa, 单轮荷载接地面积为0.0357m2。在模拟计算中将荷载形式及轮隙间距确定为如图1所示的形式[4,5,6]:

1.2 模型的建立

实际的路面结构在垂直方向和水平方向都是趋向于无限的, 但在有限元进行求解的时候, 不能在无限区域内划分单元。考虑到计算结果的精确性和计算时间的长短, 本文在计算中选取的路面结构模型的长、宽、高分别为6m、6m、6.78m。路面结构三维有限元模型如图2所示:

2 计算结果分析

2.1 不同制动力水平对沥青路面车辙的影响

本文计算采用的水平制动力为0.1MPa、0.3MPa和0.5MPa三个水平, 研究得到车速为50km/h时, 不同温度条件下、不同制动力水平对车辙深度的影响结果如图3所示。

从图3中可以看到, 在行车速度为50km/h, 温度为40℃时, 随着水平制动力的增加, 由行车荷载作用引起的路面车辙深度是逐渐减小的, 在水平制动力为0.1MPa时, 其车辙深度为11.09mm, 在水平制动力增长到0.3MPa时, 车辙深度则为10.85mm, 制动力为0.5MPa时, 车辙深度进一步减小为10.54mm, 可见在水平制动力的对车辙深度也有所影响, 车辙会随水平制动力的增加而减小;从道路的横断面上来看, 温度为40℃和50℃时, 由于水平制动力的作用, 在车辙的两侧并没有产生隆起, 这主要是因为在温度相对较低的时候, 路面材料的流变性能较高, 在水平制动力的作用下把其推向了车轮作用的前方。

2.2 有水平荷载作用下, 温度对沥青路面车辙的影响

研究得到水平制动力为0.3Mpa时, 不同车速、不同温度条件下对沥青路面车辙的影响, 计算结果如图4所示。

温度对沥青混合料的性能有重大影响。沥青混合料的温度高, 则其流变性显著, 在荷载及制动力的作用下, 更容易产生车辙。从图4中可以看出, 沥青混合料在温度为60℃的车辙变形在经过50万次的标准轴载碾压后要比50℃的值大一倍左右, 而50℃与40℃的差值却没有达到一倍, 这说明随着温度增加, 沥青混合料的流变性能越来越显著, 不只是简单的倍数增加。 (b) 图为路面材料永久变形的横断面图, 可以看到在60℃时的车辙变形影响范围较大。

2.3 行车速度对沥青路面车辙的影响

研究得到水平制动力为0.1Mpa时, 不同温度、不同行车速度条件下对沥青路面车辙的影响, 计算结果如图5所示。

由图5可见, 在温度和制动力相同情况下, 行车速度越大, 路表的车辙深度则越小, 在经过50万次荷载作用下, 行车速度30km/h时的路表车辙深度与行车速度50km/h所导致的车辙深度的差值要比车速50km/h与70km/h所引起的路表车辙差值大, 这主要因为行车速度小, 则作用时间长, 在时间硬化蠕变模型中认为, 材料的应变为时间的函数, 作用时间越长则应变越大。从荷载作用的横断面看, 在相同温度条件下, 材料的变形范围在横断面上是相同的, 与水平制动力无关。

3 结论

经过对水平制动力、温度和行车速度这三个外界因素分析, 有如下结论:

在车辙深度方面, 水平制动力越大, 则引起的车辙深度越小;温度越高, 则车辙深度越大;行车速度越大, 则车辙越小。从总得方面看, 温度是对沥青路面材料影响最大的因素, 外界温度直接影响了路面材料的性能, 温度越高, 路面材料的模量越大, 流变性能越显著;其次是行车速度对沥青路面永久变形的影响, 这主要是因为, 行车荷载其实是代表了荷载作用时间, 速度越大则作用时间越短, 沥青路面材料的永久变形为荷载作用时间的函数, 作用时间越长, 则永久变形越大;水平制动力对车辙的影响最小, 因为路面结构在垂直方向上的变形主要受正应力的影响, 制动力为水平方向上的力, 与其垂直, 对其影响较小。

参考文献

[1]中华人民共和国交通部.JTG D50-2006公路沥青路面设计规范[S].北京:人民交通出版社, 2006.

[2]沈金安.沥青及沥青混合料路用性能[M].北京:人民交通出版社, 2001.

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[4]杨群, 郭忠印, 陈立平.考虑水平荷载的公路隧道复合式路面表面拉应力分析[J].公路交通科技, 2006, 23 (1) :16-19

[5]何兆益等.基于Johnson-Cook黏弹性模型的沥青路面车辙计算[J].重庆交通大学学报.2010.Vol.29, No.1