竖向变形（精选七篇）
竖向变形 篇1
1 合理安排施工进度
合理地安排竖向结构构件的施工顺序和施工进度, 对控制结构的竖向变形差异是比较有效的。为了更好地控制结构的竖向变形, 应在合理设计与采取有效施工措施的情况下, 经综合比较分析后, 合理安排施工进度。对于高层混合结构体系, 即钢框架-混凝土核心筒结构, 在施工时, 核心筒领先施工能够提前发展混凝土的徐变与收缩, 从而减小柱、筒间的整体竖向变形差异。但由于混凝土的徐变、收缩会引起连接柱、筒的钢框架梁产生很大的附加弯矩和剪力, 给构件带来强度破坏的危险。当核心筒领先施工的层数过大时, 还会产生反向差异 (核心筒的竖向变形大于钢框架柱) 。因此, 在安排施工进度时, 必须控制核心筒的领先施工层数。在施工实践中, 当结构的体型比较规则、简单, 与当地已建工程在结构形式、高度上有较强的可比性时, 施工单位可以根据以往经验和以类似工程的做法作为参考, 来确定核心筒的领先施工层数[2]。
2 竖向承重构件补偿施工
高层建筑结构在施工期间所发生累积竖向变形在时间序列上分成两部分, 其中第一部分是施工第n层前“已发生值”, 即在施工第n层以前下部层已经产生的累积变形Δn1, 这一部分在施工中被找平补偿掉, 在进行结构体系竖向变形计算中, 需考虑这一因素对累积变形的影响。
在高层建筑竖向变形计算当中, 考虑施工中的随层找平补偿, 即针对每一层的剪力墙、柱所发生的Δnl进行精确补偿。此时, 第n层的补偿值, 是本层的累积变形已发生值, 减去下一层已经被补偿掉的累积已发生值, 即:
式中dn为第n层剪力墙或柱的找平补偿值;Δnl与Δ (n-1) l分别为本层与下一层的累积变形“已发生值”。在实际施工中, 可以通过调整每层模板的高度和混凝土的浇筑高度来实现随层找平补偿。
3 施工期间变形监测
高层建筑结构的变形监测, 为结构施工期间的变形状态提供了实时数据。通过对变形数据的分析和与理论计算的对比, 就可以得到结构体系在当前施工进程下的变形状态, 并为确定下一个施工阶段的变形控制措施提供了决策依据。通过“监测—施工调整一监测一再调整”这样不间断的控制循环, 就能使整个施工阶段高层建筑结构的变形处于可控状态[3,4]。变形的监测时间, 应当在建筑结构在施工期间其几何形状发生改变, 以及施工环境发生较大改变时予以进行。
(1) 竖向变形监测的实施, 在每层核心筒与楼板施工前、后应进行;在楼板跟进施工以前, 钢框架柱在首层柱安装完毕后进行首次观测, 以后在每个补偿段段施工完毕后施测一次。 (2) 首段核心筒先行施工, 且在钢框架还没有跟进施工时, 处于完全悬臂状态的核心筒由于没有钢框架的侧向支承, 且此时混凝土弹性模量较低, 结构侧移刚度小。因此在浇筑每层混凝土前应进行水平变形监测。 (3) 当气温变化剧烈时, 应考虑温度对竖向变形的影响, 应进行竖向变形监测;当施工遇大风天气, 应进行水平变形监测。
4 施工期间质量控制
在项目管理中, 质量控制的基本原理包括PDCA循环原理和三阶段控制原理。
PDCA循环是人们在管理实践中形成的基本理论方法, 包括计划、实施、检查和处置四个阶段。计划阶段是明确高层建筑结构竖向变形的控制目标、材料和构件的质量要求, 并制定实现目标的技术方案。实施阶段是高层建筑各构件的制作、安装及施工。检查是对对计划的执行及执行结果进行检查, 看是否执行了计划的行动方案、实际条件是否发生了变化、不执行计划的原因、产出的质量是否达到设计要求。处置是对检查所发现的质量问题及时进行原因分析, 采取必要的措施, 予以纠正, 使高层建筑结构的竖向变形处于受控状态。
三阶段控制即通常所说的事前控制、事中控制和事后控制, 构成了质量控制的系统过程。如果计划预控过程所制订的方案考虑得越是周密, 事中约束监控的能力越强越严格, 实现质量预期目标的可能性越大, 完全理想的状况就是高层建筑结构竖向变形为零。但这在客观上不可能达到, 因为在混凝土材料的收缩、徐变是客观存在的, 且实际中不可避免地会存在一些计划难以预料的影响因素, 包括系统因素和偶然因素。因此, 当出现质量实际值与目标值之间超出允许偏差时, 必须分析原因, 采取措施纠正偏差, 保持质量处于受控状态。
进度控制、工艺控制和建材控制是高层建筑结构竖向变形控制的主要方法。在质量控制目标实现过程中, 几种方法有机结合, 交叉进行, 施工单位配备专业技术人员进行监控。
5 结语与展望
本文从高层建筑结构施工措施等方面, 分析研究了施工期高层建筑结构竖向变形的控制措施, 即合理安排施工进度、竖向承重构件补偿施工、加强施工期间的变形监测及质量控制。但仍然不全面, 在一些问题上还只是进行了初步的探讨。在今后的研究当中, 以下两个方面值得进一步深入下去。
(1) 施工期高层建筑结构竖向变形影响因素十分复杂, 因此还应从混凝土材料的选用、设计措施及变形预测施工模拟等方面综合考虑控制竖向变形的措施。
(2) 施工期间的变形监测是控制结构变形的重要手段。结合当前信息化施工的做法, 开展高层建筑结构施工期的设计、施工、变形监测体系的研究。
参考文献
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竖向变形 篇2
桥墩竖向变形量估算及其在施工中的应用
针对客运专线铁路对线路纵坡的要求高,而施工过程中往往忽视混凝土构件自身变形引起的桥墩竖向偏移,从而影响施工质量的.问题,拟对桥墩变形量进行估算,以便可以更科学的指导施工,提高桥梁使用寿命.
作 者：林伟杰 刘勇 LIN Wei-jie LIU Yong 作者单位：长江大学城市建设学院,湖北,荆州,434023刊 名：山西建筑英文刊名：SHANXI ARCHITECTURE年，卷(期)：35(13)分类号：U443.22关键词：客运专线 铁路 竖向偏移
竖向变形 篇3
关键词：施工方案；时间参数；收缩徐变；混合体系；竖向变形差
中图分类号：TU973.14文献标识码：A
混凝土的收缩和徐变对高层混合体系竖向变形差的影响比较显著＼[1-9＼]，而施工方案中的各时间参数对其有重要的控制作用.施工方案对结构各部分的施工顺序及时长的规定，一方面将确定钢结构部分与混凝土部分逐步形成整体并共同受力的时刻，从而影响竖向荷载在两部分之间的分配；另一方面，还将确定各混凝土构件的加载龄期及其在各相关施工阶段计算时刻的龄期，会极大地影响需要计算的混凝土收缩和徐变的数量.
本文引入时间因子，模拟逐层施工过程，采用我国桥规JTG D62—2004＼[10＼]提出的收缩和徐变公式以及文献＼[9＼]和＼[11＼]介绍的按龄期调整混凝土有效模量的方法，研究施工时间参数改变混凝土收缩徐变对混合体系竖向变形差及各构件内力的影响程度.
1算例模型
本文算例采用文献＼[9＼]中的钢框架钢筋混凝土核心筒混合体系，各构件材料及截面尺寸详见文献＼[9＼]，平面布置如图1所示，层高为3.6 m，计算时分为30层和60层两种情况.
2分析结果
模型计算结果分为以下3种工况：工况1仅考虑竖向荷载作用；工况2考虑竖向荷载及截至主体结构施工完毕时的混凝土收缩徐变效应；工况3考虑竖向荷载及截至主体结构施工完毕3年时的混凝土收缩徐变效应.通常，仅考虑竖向荷载时，结构钢柱的缩短大于筒体的缩短；考虑混凝土收缩徐变会较大幅度地增加混凝土筒体的缩短，并通过内力重分布使钢柱的缩短小幅度增加，从而减小柱筒竖向变形差（钢柱缩短减去筒体缩短）.
结构施工方案中两个重要的时间参数是结构每层施工的天数sday和结构混凝土部分相对于钢结构部分提前施工的层数spre.本文计算的标准状态为： sday=6 d；spre=6 s；环境相对湿度RH=80%；混凝土开始收缩的龄期ts=6 d.为了分析时间参数sday和spre对计算结果的影响，本文将在仅改变sday或spre其中之一的前提下，对比标准状态，sday=3 d，spre=3 s以及spre=9 s的计算结果（后3种状态的其他参数与标准状态相同）.总体来说，时间参数sday和spre共同确定的混凝土收缩徐变自由发展（即不予计算）的时间越长、模型分析总计算时间越少，则混凝土收缩徐变的影响越小.
2.1收缩徐变引起的钢柱与筒体的竖向缩短
表1和表2给出的是以工况1缩短值为基准，底层钢柱C3（平面位置见图1）和底层混凝土筒体在工况2和工况3下的缩短值增加比例.60层模型混凝土筒体的自重较大，结构整体联系更多，混凝土的收缩徐变效应能更多地转移至钢框架，故与30层模型相比，筒体缩短的增幅较小，而钢柱缩短的增幅较大.与工况2相比，工况3的总计算时间较长，参与计算的收缩徐变较多，钢柱和筒体的总缩短值增幅较大，可以分别达到7%～14%和70%～125%.使钢柱与筒体的缩短增幅最小的措施是减小sday，其原因是减少了主体结构施工期的长度，总计算时间也随之相对较短，但后续开展的混凝土收缩徐变还将对结构产生持续效应，加上参数sday的调整对施工期长度的影响太剧烈，受到的人力物力资金等条件的制约也较多，故不宜调整sday.而增加spre可以明显地增加混凝土收缩徐变的自由发展时间，能直接减少需要计算的收缩徐变数量，对施工期长度的影响也不大，因此，在保证施工安全的前提下，适当增加spre是减少收缩徐变效应的较好措施.
2.2钢柱与筒体的竖向变形差
图2和图3分别给出的是工况2和工况3下模型在标准状态，sday=3 d，spre=3 s以及spre=9 s四种时间参数条件下（图例分别为standard，sday3，spre3和spre9）的各楼层柱筒累积竖向变形差.工况3与工况2相比，需要计算的混凝土收缩徐变更多，柱筒竖向变形差进一步减小.各图中时间参数spre的不同取值带来的竖向变形差的差异比较明显.增加spre能减少混凝土收缩徐变的影响，使柱筒竖向变形差较大.若要按文献＼[12＼]提供的方法对结构进行竖向变形差补偿，建议先进行施工方案规划，根据施工方案计算出结构的竖向变形差结果后，再进行补偿设计和验算.
2.3钢柱轴力
时间参数spre不仅影响需要计算的混凝土收缩徐变的数量，还是确定钢与混凝土两大部分何时逐步形成整体结构并共同受力的决定因素.即使不考虑混凝土的收缩徐变，减小spre也会使钢框架提前参与整体结构的竖向荷载分配，从而增加钢柱的轴压力值.在工况1下，以钢柱C3在标准状态下（此时spre=6 s）的轴力值为基准值，将柱C3在spre=3 s和spre=9 s条件下的轴力值与基准值之比值绘制于图4.当spre=3 s时，比值介于1.0～1.02之间；当spre=9 s时，比值介于0.98～1.0之间.
图5和图6给出的是以工况1各时间参数下各层柱C3的轴力值为基准值，工况2和工况3对应相同的时间参数下各层柱C3的轴力值与基准值的比值.图5和图6表明，通常在spre=3 s条件下钢柱轴力出现最大增幅，在工况2下，30层模型钢柱轴力增加比例最大可达6.4%，60层模型钢柱轴力增加比例最大可达13.5%；在工况3下，以上数字则分别为13.4%和19.2%.若要减小混凝土收缩徐变引起的钢柱轴力增加，则应该增大参数spre，例如当spre=9 s时，工况3下30层和60层模型的钢柱轴力最大增加比例分别减小为11.2%和17.2%.
柱C3轴力比
3结论
时间是混凝土收缩和徐变开展的重要控制参数，包含时间参数的施工方案确定结构各部分的建设顺序以及形成结构共同受力的时间，从而影响到混凝土收缩徐变对结构的作用程度.本文建立高层钢框架钢筋混凝土核心筒混合体系计算模型，用考虑时间因子的有限元方法对其竖向变形差及构件内力进行分析，得出了以下结论：
1）混凝土收缩徐变对高层钢框架钢筋混凝土核心筒混合体系竖向变形差以及各构件内力的影响非常显著，主体结构施工完毕后混凝土收缩徐变的进一步开展及其在结构中产生的后续效应不可忽略.通常，混凝土的收缩徐变可以减小柱筒竖向变形差，使钢柱轴力增加（增加幅度可达20%）.
2）施工方案中的两个时间参数，即结构每层施工的天数sday和结构混凝土部分相对于钢结构部分提前施工的层数spre，可以控制结构计算中需要考虑的混凝土收缩徐变的数量和参与作用的时间，从而影响混凝土收缩徐变对结构产生的效应.适当增大spre是减小混凝土收缩徐变效应的较好方法.若要对结构进行竖向变形差补偿，建议先确定施工方案中的相关时间参数，再计算结构的竖向变形差，最后进行补偿设计和验算.
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大口径埋地钢管竖向变形控制措施 篇4
随着我国石油、化工、水利及农用灌溉、冶金、采矿、市政建设等行业的大力发展, 相对应生产装置的规模越来越大。特别是自从国家发改委发布第40号令:《产业结构调整指导目录 (2005年本) 》 (2005年12月2日经国务院批准) 、鼓励各行各业新建大规模的生产装置, 限制新建小规模生产装置以来, 全国各地各行业均开始新建大量的大型项目, 如石油化工方面在青岛、福建两地新建了两套年产千万吨级的大炼油装置, 兰州、抚顺等地扩建了百万吨级乙烯装置。其中, 青岛大炼油项目是中国批准的第一套一次建设规模达到1000万吨炼油能力的炼油企业。生产装置的规模扩大了, 配套的给排水管道工程也跟着不断扩大。给排水管道工程的扩大主要体现在两个方面。
工程量的增加。由于生产装置的规模扩大, 厂区占地面积相应增大, 需要配套的给排水管道在数量上同比增加, 材料量、施工量等相应增加。这方面的工程量增加引起的只是管道概预算量的增加、成本的增加和施工、安装周期的延长, 在技术上不会有困难, 只需要增加财力、人力、机械力即可。
管道规格的扩大。生产装置的年产能力成倍、甚至十几倍的增加, 势必造成装置内工艺设备, 包括塔器、泵类、机组等的设计参数提高、变大, 因此引起公用工程量的大幅提高, 而给排水管道作为公用工程中水的主要输送渠道也需要大幅提高输送能力, 唯一的最有效措施就是扩大管道规格, 即选用大口径给排水管道, 增大流通量来满足工艺生产要求。
管道规格扩大了, 流通能力满足工艺生产要求了, 与此同时却出现了很多的问题。对钢管而言, 口径越大越容易产生竖向变形, 不采取有效的控制措施给生产和维护造成很多不必要的麻烦。2007年我们在吉林市某石化厂新建装置设计的循环水系统采用了DN1400～DN2000钢管, 施工后近一年时间未曾运行, 管道敷设后一直处于空管状态。由于未采取有效的控制变形措施, 根据现场反映情况, 管道竖向变形很严重, 局部地方竖向变形达200～300mm。因此, 为了防患于未然, 非常有必要采取一定的控制措施来预防大口径钢管的竖向变形。
大口径钢管即管径≥1000mm的钢管, 本文主要针对大口径埋地钢管应该采取的有效竖向变形控制措施进行论述。要控制埋地大口径钢管的竖向变形, 必须从选材、制造、运输以至施工整个过程中进行有效的防护。
2 大口径埋地钢管竖向变形控制措施
2.1 选材
由于给排水工程中的大口径管道公称压力一般都在1.6MPa (G) 以内, 通常可以选用低压流体输送用螺旋缝埋弧焊钢管 (SY/T5037-2000) 或直缝电焊钢管 (GB/T13793-92) 。直缝焊管生产工艺简单, 生产效率高, 成本低, 发展较快。螺旋焊管的强度一般比直缝焊管高, 能用较窄的坯料生产管径较大的焊管, 还可以用同样宽度的坯料生产管径不同的焊管。但是与相同长度的直缝管相比, 焊缝长度增加30～100%, 而且生产速度较低。
因此, 较小口径的焊管大都采用直缝焊, 大口径焊管则大多采用低压流体输送用螺旋缝埋弧焊钢管 (SY/T5037-2000) , 而且相同口径的螺旋焊管一般选用壁厚较大的。下表中所列管道规格为笔者在设计中经常采用的大口径螺旋焊管尺寸系列:
2.2 制造
钢管的制造必须严格按照国家或行业标准进行, 钢管的尺寸、外形、重量、技术要求、试验方法、检验规则、包装、标志和质量证明书等必须与执行标准要求的完全一致, 并应具有出厂合格证。一般低压流体输送用螺旋缝埋弧焊钢管是以热轧钢带卷作管坯, 经常温螺旋成型, 采用双面自动埋弧焊或单面焊法制成, 执行标准号:SY5037-2000。直缝电焊钢管是焊缝与钢管纵向平行的焊接钢管, 执行标准号:GB/T13793-92。
2.3 运输
大口径钢管弹性变形大, 运输过程也非常重要, 应该采取的主要措施有:在管道内部设临时的竖向支撑;在运输车辆中放置时应单层排放, 严禁多层叠放;运至存放场地后必须单层排放。
在管道内部设临时的竖向支撑是控制大口径钢管道竖向变形的一个最简单而又有效的措施。竖向支撑间距按管径不同确定, 一般不超过3m。支撑要尽量使钢管竖向直径大于横向直径。《给水排水管道工程施工及验收规范》 (GB50268-97) 第3.5.2.2条规定“管径大于900mm的钢管道, 应控制管顶的竖向变形。”具体的条文说明如下:“这是因为回填后管道的竖向土压力大于侧向土压力, 因而管道的竖向直径减小, 水平向直径增大。由于钢管道的管壁一般较薄, 在吐压力相同的条件下较钢筋混凝土管道或砖石砌筑管道等的竖向变形大。当此变形有可能超过其允许值时, 应采取措施控制其变形。采取的措施一般可在回填前于管道内部设临时的竖向支撑, 使管道的竖向直径稍大些, 用以预留变形量, 待管道两侧回填完毕再撤除支撑。这种方法是控制钢管道竖向变形的一个有效措施。”
运输过程和存放场地的单层排放主要是为了防止运输和存放过程中管道与管道之间的碰撞、挤压造成管道变形, 给施工和以后的运行带来负影响。
2.4 施工
大口径钢管道在经过选材、制造、运输三个前提环节以后, 已经安全、保质保量、有预防的运抵现场, 只剩最后一关了, 即施工关。施工关尤为重要, 必须严格把握以下几点细节。
(1) 为保护钢管保护层, 沟槽底的砂垫层, 压实度不得低于95%。 (2) 回填钢管下腋角时, 其压实度不得低于95%, 或用粗、中砂洒水回填振实。管道两侧回填土压实度必须≥95%。 (3) 回填土完毕待管顶上方土层下沉稳定后, 再拆除管内支撑。 (4) 雨季回填土要注意土源含水量应在最佳含水量范围内, 沟槽内积水、淤泥必须清除, 以确保回填压实度符合标准。冬期回填土严禁使用冻土。
3 结束语
我们在后续项目中涉及到大口径埋地钢管的设计时都要求采取上述措施, 加上管道安装及施工过程中与业主、施工单位密切配合, 有效地控制了大口径钢管的竖向变形, 得到了业主的认可和肯定。
参考文献
[1]缪长江市政公用工程管理与实务中国建筑工业出版社ISBN:9787112090341出版日期:2007-04-01.
[2]给水排水管道工程施工及验收规范 (GB50268-97) .
竖向变形 篇5
近年来, 随着顶管技术的逐渐发展, 采用上下两层平行布置方式的双层隧道逐渐得到了应用, 解决了狭窄地下空间管线布置的实际需要[5]。相对于单层顶管隧道而言, 上下双层顶管隧道的受力模式、变形规律更加复杂, 设计时需要考虑上下层间距、施工顺序等多个因素[6]。从已有的研究文献来看, 大多数研究主要针对单层顶管隧道, 关于双层上下平行布置的顶管隧道研究的较少。因此, 本文拟以武汉市李家墩—王家墩220 k V电缆线路工程为研究对象, 采用三维数值模拟方法, 研究双层顶管施工过程中土体竖向变形规律, 希望能对本工程有所指导, 也对类似工程有所帮助和借鉴。
1 工程概况
李家墩—王家墩220 k V电缆线路工程起于李家墩变电站, 止于王家墩商务区202#路, 长约6.5km, 全部采用地下顶管方式施工, 隧道断面为圆形, 管材为钢筋混凝土圆管。全线共设置14个工作井, 工作井直径10 m, 井底高程7.50 m, 其中J2#—J3#工作井区间段上部有张公堤和常青立交桥, 为重点监测和施工区域, 管道平面布置图见图1。为兼顾柏泉至先锋500 k V线路走廊的供电要求, 从金山大道至三环线南侧1.25 km, 顶管设计采用下层内径2.4 m和上层内径2 m的双层顶管, 两层顶管间距设计为4.4 m。
2 数值模拟方法
2.1 模型建立
采用FLAC3D软件建立该顶管隧道的三维数值分析模型, 将上部建有张公堤的区域作为重点分析区段。在顶进方向 (y方向) 模型长度为56 m, 模型高 (z方向) 为26.4 m, 宽度 (x方向) 为24 m;张公堤高度 (z方向) 为5 m, 长度 (y方向) 为42 m, 宽度 (x方向) 为24 m, 坡比1∶2。模型共划分111 900个网格, 115 860个网格节点。计算模型网格如图2所示。
在数值模型中, 顶管隧道和注浆层均采用实体单元进行模拟, 上下层顶管网络划分如图3所示。
边界条件:水平方向上固定左右侧边界以限制其x方向上的水平位移, 限制前后边界y方向上的水平位移;地面固定三个方向上的位移, 其他边界不设边界条件。
2.2 本构模型与计算参数
由于岩土介质的非均质性、各向异性以及由地下水等地质环境改变引起的岩土性质变化, 测试、试验结果具不稳定性、离散性[7]。在确定计算参数时, 主要参照本工程地质勘察报告中土工试验资料, 物理性质指标、压缩指标主要以平均值做参考, 抗剪强度指标以标准值做参考, 通过试算确定计算参数如下。
2.2.1 土层材料和注浆层参数
土层材料和注浆层采用摩尔库伦本构模型, 各土层材料参数见表1, 为了工程安全考虑, 后续分析取下限参数得到的结果。
2.2.2 顶管材料参数
将顶管作为弹性材料考虑, 其材料参数见表2。
2.3 施工过程模拟方法
2.3.1 土仓压力、侧摩阻力和顶推力的模拟
在顶管施工过程中, 施工面正前方的土体受到刀盘切削力和振动荷载的作用, 因而受到较大的扰动。开挖面支护压力难以与土体原位压力达到完全平衡, 当支护压力小于原位土压力时, 开挖面前方土体向土压舱移动, 反之土压舱将挤压其前方土体。本文模拟中直接在开挖面上土体单元施加面力荷载, 其大小等于土仓内土体的支护压力。
顶进过程中顶管机外和后续管道与土体间会产生侧摩阻力, 本文假定掘进机和管道表面摩擦力均匀分布, 且对管道周围土体施加均匀的切向力, 其方向为顶管推进方向。由于顶管施工一般采用注浆减摩, 特别在短程顶管施工中侧摩阻力的影响较小。本次模拟中注浆层采用泥浆实体单元, 选用摩尔-库伦模型, 将泥浆参数值设置较小, 能较好地模拟顶管和土体之间的相互作用。
2.3.2 地层损失和地层超挖量的模拟
地层损失是指管道施工过程中开挖出的土体体积 (不考虑压实率的影响) 与管道 (施工中还包括顶管机) 所占体积的差值。有学者提出地层损失参数的概念, 综合多种地层损失情况建立了一个简单反映地层损失的计算公式:
式 (1) 中, Ge为刀盘切削形成的管道外壁的空隙;Gp为掘进机外与管道结构外径之差;U3D为开挖面形成的挖土量;w为由顶进施工引起的偏斜或顶进路线为曲线时形成的空隙。
在模拟地层损失时, 对需要开挖土体的空间单元置空 (model null) 。参照工程实际, 为模拟超挖, 开挖直径比顶管直径大40 mm。顶管到达时和注浆时改变材料属性, 置换开挖土体为顶管和泥浆材质。
2.3.3 施工步骤模拟
首先, 利用单元置空来模拟顶管机推进, 土体开挖过程, 实际上也就是刚度消失的过程, 每一步开挖一个顶管的长度 (2 m) 。在实际施工中, 常在开挖机机头周边焊接2 mm厚的螺纹钢来多切削土体, 以便为后续注浆留有空间。为模拟这一过程, 在模型开挖后和钢筋混凝土进洞之间留有一定的时间来释放应力。然后, 在开挖土体中建立顶管模型, 赋相应参数并注浆, 在开挖面施加法向应力, 并在顶管周围土体中施加均匀的摩阻力, 然后模型进入力学平衡模式。接着开挖第二个顶管的土体, 重复第一个顶管的步骤。开挖过程中先开挖下层顶管再依次开挖上层顶管, 开挖后模型如图4所示。
3 双层顶管施工引起土体变形规律分析
顶管隧道施工实际是土体挤压—卸荷的过程, 在此过程中顶管周边土体会发生一定量的变形, 进而对土体产生扰动。加之注浆减摩的需要, 一般进行超挖, 超挖会影响地层损失, 从而对顶管周边土体变形产生重要影响。
3.1 下层顶管施工完成时扰动区土体竖向沉降发展规律
图5给出了下层顶管施工完成时其周围土体中竖向位移云图, 为便于分析, 以顶管为中心对模型进行切片, 仅给了右半部分模型。
从图5可以看出, 下层顶管施工过程中, 顶管下部临近土体均发生了隆起, 张公堤正下方、临近顶管下部位置处土体隆起量最大 (约30 mm) 。在垂直顶管轴线方向上, 隆起量较大区域以此位置为对称沿顶管轴线向两边呈开口向上的抛物线拱形分布, 抛物线顶点约为3 m。而顶管上部土体均发生了沉降, 张公堤正下方、临近顶管上部的位置土体沉降量最大 (约40 mm) 。在垂直顶管轴线方向上, 沉降量较大区域以此位置为对称沿顶管轴线向两边呈开口向下的抛物线拱形分布, 抛物线高度约为2.5 m。
3.2 上下层顶管施工完成时扰动区土体竖向沉降发展规律
图6给出了上下层顶管施工完成时土体竖向位移云图。
从图6可看出, 当上层顶管施工完成时, 下层顶管以下一定范围内的土体变形以隆起为主, 上层顶管以上土体变形以沉降为主;上下两层顶管之间土体变形以沉降为主, 这主要是上下两层顶管开挖的影响:当开挖上层顶管时, 其下方一定范围内的土体发生了隆起, 但由于下层顶管开挖引起了较大沉降, 且其值大于隆起量。故上下两层顶管之间土体变形仍以沉降为主。
图7给出了在整个开挖过程中张公堤地面中心点沉降随时步的发展图。
从图7可看出, 张公堤顶面中心点在下层顶管施工时发生的沉降量约为9.18 mm, 在上层开挖中发生的沉降量为1.92 mm, 前者远大于后者。上层顶管开挖引起的沉降量占总沉降量的17.3%, 可见地面大部分沉降来自于下层顶管开挖期间。这一方面是由于上层顶管管径相对下层较小, 地层损失较小;另一方面由于其埋深相对下层顶管较小。
施工完成时张公堤顶部中心附近各点位移沿顶管轴线方向 (y方向) 变化如图8所示。
从图8可看出, 张公堤正下方地面中心点的最终沉降为11.2 mm, 而离张公堤坡脚3 m处地面中心点最终沉降为10.1 mm, 相差约为10%。可见张公堤对工程有一定影响, 但影响不大。
施工完成时张公堤顶部沿垂直于轴线方向 (x方向) 位移变化如图9所示。
从图9可看出, 无论是在轴线方向上还是垂直于轴线方向上, 在张公堤顶面上, 其中心位置处的沉降最大, 并以此点为对称沿着x轴或y向两边依次减小, 但量值整体相差不大。
4 现场监测分析
在双层顶管隧道施工过程中, 在顶管顶部地表布置了若干监测点, 对地表沉降进行跟踪监测。张公堤地表中心点监测数据与数值模拟结果如图11所示。
5 间距对双层顶管施工影响分析
影响双层顶管隧道施工引起的土体竖向变形的因素较多, 如顶管直径、土质类型、开挖顺序、上下层顶管间距等。现保持顶管直径、土质类型等因素不变, 重点考虑上下层顶管间距对施工的影响:固定上层顶管位置不变, 改变下层顶管埋深, 即下层顶管埋深增加, 顶管间距增大。
表3给出了不同顶管间距所对应的上、下层顶管施工所引起的地面沉降和总沉降。
从表3可以看出, 随着顶管间距的增大, 上、下层顶管引起施工引起的地面沉降以及地面总沉降均逐渐增大, 图11给出了地面中心点最终沉降量随顶管间距的变化规律。
从图11可看出, 地面中心点最终沉降量随顶管间距的增加而线性增大, 这主要是因为随着下层顶管埋深的增加, 顶管上覆土层的高度增大, 顶管隧道承受的上覆重力也随之增大, 从而使得顶管附近土体的变形增大, 上部土体的沉降也越大。
图12和图13分别给出了上下两层顶管间距变化时, 上层和下层顶管开挖引起的沉降量与总沉降量之比。
从图12和13可看出, 顶管间距越大, 上层顶管施工引起的沉降量与总沉降量之比越小, 而下层顶管施工引起的沉降量与总沉降量之比越大。这说明在下层顶管施工完成后, 随着顶管间距的增大, 上层顶管施工受下层顶管的影响逐渐越小。而下层顶管引起的沉降量与总沉降量之比随间距的增加而增大。这是由于下层顶管埋深逐渐增大时, 下层顶管施工引起的沉降发展较快, 而上层顶管施工引起的沉降发展较慢, 上下层顶管引起的沉降量之比逐渐减小, 故上层顶管施工引起的沉降量与总沉降量之比逐渐减小, 下层顶管施工引起的沉降量与总沉降量之比逐渐增大, 下层顶管对上层顶管影响逐渐减弱。
6 结论
采用有限差分计算软件FLAC3D开展了双层顶管施工三维数值模拟, 并对其影响因素进行分析, 主要结论如下:
(1) 顶管隧道开挖引起的土体沉降主要是由于地层损失引起的, 地层损失引起的地层移动主要是垂直位移, 水平位移很小, 可忽略不计。
(2) 在垂直顶管走向上, 地面沉降呈以顶管轴线为对称轴且开口向上的抛物线的拱形, 其最大值发生在顶管正上方。
(3) 在顶管顶进过程中, 先行施工的下层顶管引起的沉降约占总沉降量的80%;当上层顶管位置不变时, 总沉降量随着下层顶管埋深的增大而线性增大;当顶管间距逐渐增大时, 上层顶管开挖引起的沉降量与总沉降量之比逐渐减小, 下层顶管引起的沉降量与沉降量之比越大, 下层顶管对上层顶管影响逐渐减弱。
摘要：采用数值分析方法, 研究了双层顶管隧道施工引起的土体竖向变形规律。研究表明:顶管隧道施工引起的地层移动主要是由于地层损失引起的。地层移动主要是垂向位移, 其水平位移很小, 可忽略不计。在垂直顶管走向上, 地面沉降呈以顶管轴线为对称轴且开口向上的抛物线形状, 其最大值发生在顶管正上方。在顶管施工过程中, 先行施工的下层顶管引起的沉降约占总沉降量的80%;当上层顶管位置不变时, 总沉降量随着下层顶管埋深的增大而线性增大;当顶管间距逐渐增大时, 上层顶管开挖引起的沉降量与总沉降量之比逐渐减小, 下层顶管引起的沉降量与总沉降量之比逐渐增大, 下层顶管对上层顶管影响逐渐减弱。
关键词：双层顶管,竖向变形,顶管间距,数值模拟
参考文献
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竖向变形 篇6
关键词：客运专线,铁路,竖向偏移
由于钢筋混凝土具备弹性、塑性、粘性等特点,在施工过程中及竣工后,会发生两种变形:一种是荷载作用下的变形,如弹塑性变形、徐变等;另一种是非荷载作用下的变形,如湿胀干缩、热胀冷缩。这两种变形会引起墩顶高程发生变化,影响结构使用及安全。因此,对其变形量有一个正确的预估,并采取有效措施进行控制,既能确保施工质量,又能使桥梁结构更加合理,安全性更高,并能延长桥梁的使用期限。
1 工程简介
由中铁十七局承建的某铁路客运专线TJ-1标天津特大桥,各桥墩墩身尺寸差别较大,构件本身的变形量参差不齐,从而使构件变形的影响扩大。桥墩竖向偏移量包括结构物沉降、构件变形等。结构物沉降是施工过程中及施工完成后运营期间产生的,沉降量与基础地质、桥墩基础的结构形式、构件自重等有关,沉降量要通过长期的沉降观测得到;笔者主要讨论了构件变形量理论估算的方法及其结果在施工中的指导作用。
2 墩顶高程变形原因及其理论计算[1]
2.1 混凝土干缩变形
混凝土在凝固过程中体积会发生变化,表现为湿胀干缩,其主要是由于水泥石中凝胶水和毛细水变化所引起。混凝土干缩量与水泥品种、用量和外掺料的品种、数量以及混凝土水胶比等有关,其极限收缩值因骨料和相对湿度的不同而异。普通混凝土的收缩率为:
εg(t)=3.24×10-4∏mi(1-e-0.1t) (1)
lg=εg(t)H (2)
其中,t为时间,d;mi为非标准条件下的修正系数,可取1;H为墩高。
2.2 温度收缩和热膨胀变形
混凝土具有热胀冷缩的性质,根据温差确定其变形率为:
l=αtΔTH (3)
其中,ΔT为温差;H为墩高;αt为普通混凝土热膨胀系数,1/℃,取1×10-5。
2.3 恒载作用下的变形
根据铁路桥梁有关设计规范[2],在对恒载作用下的变形分析中考虑了以下荷载:结构自重,包括墩身和盖梁、上构、桥面系;活载;机车制动力;温度力;风力;地震力。
对于混凝土墩身的受力变形,包括一次短期加载变形、荷载长期作用下的变形和多次重复加载作用下的变形。在施工过程中,一次短期加载为施工荷载,混凝土中应力较小,混凝土的变形主要是骨料和水泥结晶体受力产生的弹性变形,水泥胶体的粘性流动影响很小。在此仅对长期作用下的恒载变形进行估算。混凝土作为弹—塑—粘性材料,在长期荷载作用下,应变随时间持续继续增长,即混凝土的徐变。混凝土典型徐变曲线如图1所示[3]。
由图1可以看出,在恒载作用下,其加荷瞬间产生的应变为瞬时应变εela;随着加荷时间的增加,应变值也在持续增长,这就是混凝土的徐变εcr。当应力较小时,σ≤0.3fc,瞬时应变εela为弹性变形。根据虎克定律得:
由式(5)可以得出:
其中,E为混凝土变形模量;fc为混凝土强度;P为桥墩自重、盖梁、上构、桥面系荷载;A为任一微段截面积。
2.4 混凝土的徐变
目前,徐变计算方法有几种:有效模量法、老化理论、弹性徐变理论、继效流动理论及1978年国际预应力协会(FIP)关于混凝土徐变系数计算JTJ 023-85公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[4,6]等,其中最常用的是老化理论和现行设计规范的方法。这两种方法综合考虑了影响混凝土徐变和收缩的主要因素,如空气相对湿度、水泥品种、混凝土成分、加载龄期和构件厚度等。
应用老化理论(适用于混凝土初期加载或龄期较长)时,设加载龄期为t时混凝土徐变曲线函数式为:
φ(t,τ)=φ(k,τ)[1-e-β(t-τ)] (7)
其中,φ(k,τ)为加载龄期为τ时混凝土徐变终极值;β为徐变增长速度系数。
应用文献[2]公式(与混凝土龄期和加载龄期有关,对各种受载情况普遍适用)时,混凝土徐变系数为:
φ(t,τ)=βa(τ)+0.4βd(t-τ)+φf[βf(t)-βf(τ)] (8)
其中,τ,t分别为所要求的徐变系数的混凝土龄期和混凝土加载龄期;βa(τ)为加载初期不可恢复的变形;βd(t-τ)为随时间而增长的滞后弹性应变;φf为流塑系数;βf(t),βf(τ)分别为随混凝土龄期而增长的滞后塑性应变。
徐变变形量:
lcr=φ(t,τ)lela (9)
墩顶高程总变形量:
∑=lg+lt+lela+lcr (10)
3 实例验算
现以某铁路客运专线ZH-2标虎门站特大桥44号墩(高18 m)为例,对墩顶高程进行预估。
3.1 混凝土干缩变形量
墩身施工完成距竣工交验约700 d,则:
3.2 温度收缩和热膨胀变形量
墩身完成时间为2007年8月,取平均气温30 ℃;交验时间估计为2009年4月,取平均气温25 ℃,则:
lt=αtΔTH=1×10-5×(30-25)×18×103=0.9 mm。
3.3 恒载作用下的变形
设计恒载为:墩身及箱梁-3 588 kN;上部结构为-1 746 kN;桥面系-1 352 kN,P=6 686 kN。
瞬时变形量:
徐变变形量:
本例满足老化理论适用条件,故采用老化理论,且φ(t,τ)=φ(k,τ)[1-e-β(t-τ)],其中,φ(k,τ)=2,β=3,τ=180 d,t=28 d。
4 施工中的应用
1)目前铁路客运专线多数采用高性能混凝土,在选择配合比的时候,我们不仅要考虑强度、耐久性等,还应考虑混凝土构件干缩、温度收缩和热膨胀变形量等,并得出参数用于指导施工;
2)根据高程变形估算结果在施工过程中对桥墩高程进行调整,即测算出墩顶高程下降值后,在墩身施工控制墩顶标高时将墩顶加高,以保证交验时桥面标高满足规范要求;
3)选择交验测量时的温度,墩身完工测量墩顶标高时的温度与交验测量时的温差应基本满足高程预估时考虑的温差。
5 结语
从上面的例子可以看出,桥墩结构变形量是不容忽视的,桥梁施工过程中对桥面纵坡的控制单纯的依靠图纸设计标高是片面的,还应考虑混凝土构件本身的变形,特别是影响较大的徐变变形量。施工前进行变形量估算,可以比较准确地掌握墩身的变化情况,及时采取措施消除因变形而造成桥面纵坡的改变。因此在施工中需要根据估算结果采取相应措施降低因构件变形而产生的危害。
参考文献
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竖向变形 篇7
1 混凝土时变因素的竖向变形计算方法[2,3,4]
1.1 混凝土收缩徐变的应力-应变关系
分析混凝土结构的应力-应变关系时, 将时变因素考虑在内。在t0时刻给混凝土构件施加单轴常应力σ (t0) , 之后任意时刻t的轴向应变ε (t) 为
式中, εe (t0) 为t0时刻混凝土的弹性应变;εc (t, t0) 为t0至t时刻混凝土的徐变应变;εs (t) 为t时刻混凝土的收缩应变。
当混凝土结构的施加应力小于混凝土自身强度的40%时, 混凝土的弹性应变与应力、徐变与应力都近似成线性关系, 可以采用叠加原理对分阶段施加的应力所产生的应变进行叠加。而施工期施加的应力相比混凝土自身的强度来说较小, 因此也可以采用叠加原理进行分析。式 (1) 变为
根据叠加原理, 对于在t0时刻以后的不同时刻ti分阶段施加的应力增量Δσ (ti) , 则混凝土任意时刻t的应力-应变关系表示为
如果施加的应力是连续变化的, 则可用积分方式表达上述应力-应变关系
式中, εs (t) 为t时刻混凝土收缩应变;εs, ∞为混凝土收缩应变终值;a, b为常数。
2.2 考虑混凝土徐变按龄期的有效模量法
在对式 (3) 与式 (4) 进行求解时, 有时候很难获得解析解。1972年Bazant采用变化的弹性模量, 引入老化系数χ (t, t0) 的概念。老化系数χ (t, t0) 综合了弹性模量随时间增长和徐变系数随时间的非线性变化特征。按照这一理论, 式 (4) 可以表示为
式中, Eef (t, t0) 定义为有效模量;Eφ (t, t0) 为按龄期调整的有效模量;χ (t, t0) 为老化系数;R (t, t0) 为松弛函数。
分析长期作用下的徐变, 可直接采用χ (t, t0) =0.8左右的常数进行计算分析。但是在施工期间, 必须考虑早期混凝土的徐变, 可采用下面的公式进行计算。
很容易得到, 用按龄期调整的有效模量Eφ (t, t0) 来替代混凝土的弹性模量Ec (t0) , 在 (t-t0) 时间内, 由徐变产生的应力增量与应变增量之间具有线性关系, 因此可以利用求解弹性结构的方法来求解混凝土结构的徐变问题[2]。
3 算例
武汉保利文化广场是由湖北保利置业有限公司投资并开发建设的综合性商业广场, 位于武汉市武昌区中南路和民主路的交汇处, 该项目地下4层, 地上46层, 建筑檐高211.8m, 总建筑面积14.9万m2。共分为3部分:主楼50层、副楼22层、裙楼10层, 其中主楼与副楼在16~20层通过由桁架组成的连接体连通。主、副楼地上为混凝土核心筒-钢管柱外框筒结构, 主副楼核心筒为钢骨混凝土剪力墙结构, 外框柱为钢管混凝土柱, 裙楼为混凝土框架结构。
3.1 模型简化
3.2 竖向位移分析
两柱的竖向变形差值表如表1, 表2所示。
4 结论
a.收缩变形及其差值的变化规律
(1) 不论是否考虑找平因素, 在刚完成施工时, 收缩变形所占总变形的比例并不是很大。
(2) 不考虑找平因素时, 施工完成时各层混凝土的累积收缩变形量随层逐渐增加, 在顶层达到最大值。
(3) 考虑找平因素时, 柱的收缩变形量表现出中部楼层大, 底部、上部楼层小的特点, 最大累积收缩变形量在25层左右达到最大值。
b.徐变及其差值的变化规律
(1) 不论是否考虑找平补偿, 徐变量所占总变形的比例比收缩变形要大得多。在施工完成后, 随着时间的推移, 累积徐变还会一直增加, 甚至有可能超过累积弹性变形, 成为累积竖向变形的最大组成部分。
(2) 不考虑找平补偿时, 在施工刚完成时, 虽然累积徐变随层逐渐增加, 但是每层混凝土的累积徐变所占总变形的比例从底层到高层逐渐减小, 但是减小量不大。当考虑找平补偿时, 虽然没有类似的比例变化关系, 但是累积徐变量并不随层逐渐增加, 而是在中间层达到最大值, 并且最大值比不考虑找平补偿时要小得多。
c.弹性变形及其差值的变化规律
一般来说, 在施工过程中弹性变形只受施加应力的影响, 比较简单, 在这里不做阐述。
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