荷载作用特性范文（精选9篇）
荷载作用特性 第1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
[1]Maffeis A, etal.Numerical prediction of low-frequency groud vibrations induced by high-speed trains at Ledsgaard[J].Sweden Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2003, 23 (6) :425-433.
[2]Wu S.F, Zhou Z..Simulation of vehicle pass-by noise radiation Transactions of the ASME[J].Journal of Vibration and Acoustics, 1999, 121 (2) :197-203.
[3]雷晓燕, 陈水生.高速铁路轨道结构空间动力分析[J].铁道学报, 2000, 22 (5) :76-80.
[4]梁波.高速铁路路基的动力特性及土工合成材料的应用研究[D].成都:西南交通大学, 1998.
[5]梁波, 蔡英, 朱东生.车-路垂向耦合系统的动力分析[J].铁道学报, 2000, 22 (1) :65-71.
[6]罗强.高速铁路路桥过渡段动力学特性分析及工程试验研究[D].成都:西南交通大学, 2003.
[7]苏谦.高速铁路路基空闻时变耦合系统动力分析模璎及其应用研究[D].成都:西南交通大学, 2001.
[8]苏谦, 蔡英.高速铁路路基结构空间时变系统耦合动力分析[J].西南交通大学学报, 2001, 36 (5) :509-513.
[9]聂志红.高速铁路轨道路基竖向动力响应研究[D].长沙:中南大学, 2005.
[10]聂志红, 李亮, 刘宝琛.秦沈客运专线车路系统动力响应数值分析[J].振动与冲击, 2007, 26 (3) :64-67.
[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.
荷载作用特性 第2篇
线性荷载及均布荷载共同作用下外边界固支环板的极限荷载研究
考虑到Mises屈服条件的非线性,应用加权余量法分析了外边界固支环板在线性荷载与均布荷载共同作用下的极限荷载.针对线性荷载的不同分布形式,给出了极限荷载的计算公式,得到了极限荷载的`数值计算结果及影响曲线,并与最大弯矩极限条件下的数值结果进行了对比,验证了其计算结果的合理性.
作 者：赵颖 陈勉 作者单位：石油大学石油天然气工程学院,北京,102249刊 名：石油大学学报(自然科学版) ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF THE UNIVERSITY OF PETROLEUM，CHINA(EDITION OF NATURAL SCIENCE)年，卷(期)：200327(6)分类号：O344.1关键词：Mises屈服条件 加权余量法 外边界固支环板 线性荷载 均布荷载 极限荷载
荷载作用特性 第3篇
【摘 要】随着社会经济的发展，对能源的需求也在增加，开发水电能源已成为各国应对能源危机的主要措施之一。为适用中国水电能源的开发，一批高混凝土坝正在修建或即将修建，并且这些高混凝土坝多处于高烈度地震区，多在高水头下运行。高混凝土坝一旦失事对于经济发展与人民生命财产安全将会造成严重损害，因此研究高混凝土坝在高水头及地震动力作用下的安全稳定有重要的意义。本文以龙滩碾压混凝土坝为例，考虑混凝土受拉软化效用，利用弥散裂缝模型，采用非线性有限元方法研究混凝土坝的开裂行为，计算了不同工况水位作用下坝体的静力开裂的可能性，采用容重超载法分析了坝体开裂区的发展规律。考虑库水-坝体的相互作用，用Koyna实测地震加速度值进行了坝体动力分析。得出地震动力作用下坝体的开裂范围和开裂的扩展规律，指出了坝体易开裂的部位，得出了若干结论，可为工程设计和加固提供一定的参考依据。
【关键词】混凝土重力坝、龙滩高混凝土坝；开裂、水荷载、地震作用；超载；非线性有限元
0.前言
由于国家能源需求的需要，近来来，随着西电东送和西部大开发的实施，中国的西南和西北正在修建和即将修建一批高混凝土坝。这些坝具有坝高大、地质条件复杂、运行水头高和处于强震高发区等特点，一旦失事，将对人民生命和财产造成严重损害。因此高混凝土坝的安全稳定越来越受到人们重视。
混凝土是低抗拉性材料，开裂是混凝土结构的主要破坏形式之一。国内外很多学者在这方面做了大量工作。Kaplan最早将断裂力学用于混凝土开裂研究中，主要研究方法有理论分析、试验研究和数值分析等，其中数值分析方法中的有限元法适用于具有任意几何形状和边界条件的问题等优点，在混凝土开裂分析中也得到了广泛应用。混凝土的本构关系和裂缝模型是应用有限元方法的关键技术。混凝土受拉达到强度极限后会出现随着应变的增大裂面正应力降低的现象，即应力软化段。对于混凝土受拉下降段，Hillerborg提出了单直线下降式，Peterson提出了分段下降式，Kang和Lin提出了多段下降式，江见鲸、Reinhardt提出了曲线下降段[i]。对于混凝土有限元分析中的裂缝模型，常用的有分离裂缝模型、弥散裂缝模型和特殊单元模型等。我国学者陈健云、林皋、李静[ii]对比材料线性、非线性对应力的影响，对300m级小湾高拱坝进行静动力开裂响应分析，结果表明，材料非线性的影响不可忽视；潘坚文，王进廷，张楚汉[iii]根据混凝土受拉软化特性，基于混凝土塑性损伤模型，分析了大岗山双曲拱坝在超强地震荷载作用下的损伤开裂，并提出了可能的加固方案。
中国著名的水电专家潘家铮断言“世界上没有无裂缝的水坝”。裂缝可以起因于设计、建设和运行的各个阶段；裂缝产生的原因有很多：坝体内部和外部的温度变化，地震作用，地基的不均匀沉降，凝结、硬化和使用寿命期的混凝土内部的化学反应等。目前已有许多混凝土坝因开裂造成破坏失效的例子：澳大利亚的泰姆瓦斯（Tamworth）坝因夏季干枯无水、冬季遇冷收缩而开裂；奥地利的Kolnbrein双曲薄拱坝，坝体过薄，水库运行蓄水过程中，水压力作用下坝踵拉应力过大产生了贯穿性裂缝；印度的Koyna重力坝和我国的新丰江大头坝和石冈坝以及美国的Pacoima拱坝都是典型的大坝地震损伤破坏例子。
1.理论基础
1.1 材料本构及屈服准则
岩石、混凝土材料具有典型的非线性性质，对坝体和基岩采用各向同性的弹塑性模型进行分析。为了能准确反映不同材料的力学特性，坝体混凝土和基岩材料采用不同的屈服准则。坝体混凝土采用Buyukozuturk屈服准则[i]，其屈服面表达式为：
f=βJ+yJ+3J- （1）
Buyukozuturk建议常数取：
β= y=0.2 （2）
坝基岩体采用岩土体工程中常用的Drucker-Prager准则，本文所用的屈服函数为[ii]：
f=αI1+- （3）
其中，
α=， = （4）
式中，C为内聚力，Ф为内摩擦角。
采用瑞典Hillerborg提出的单直线下降式曲线来描述混凝土受拉时的下降段[iii]，文[iv]给出了软化阶段各向异性的刚度矩阵和在总体坐标系下的应力应变增量关系的推导过程。
1.2 裂缝模型
采用弥散裂缝模型模拟坝体混凝土开裂，该模型由Rashid[viii]提出，并经过不断发展完善，已成为模拟混凝土开裂的主要模型之一。该模型用开裂应变等效模拟裂缝，通过调整材料软化本构关系，满足断裂能守恒准则[ix]。
因此计算结果中只能看到开裂应变区的位置，看不到实际的裂缝。
2.工程算例分析
2.1模型及材料参数
龙滩碾压混凝土坝为目前中国已建成的坝高最大的重力坝，选取挡水坝段进行计算分析。建立平面应变模型，地基范围分别向上游及下游取1.5倍坝高，向下取1.7倍坝高，采用四节点四边形单元划分网格，对坝体部分划分精细网格，共剖分坝体单元5997个，坝基单元1885个，节点共计8185个。
2.2水荷载作用下坝体开裂计算
分别计算空库水位为60m、120m、172m及正常蓄水位190m时坝体的开裂状况。荷载工况为坝体及岩体自重和水荷载。通过计算发现，坝体在蓄水过程及正常蓄水位作用下，只有在坝踵部位、上游廊道的底部和下游灌浆廊道周围有少数单元开裂，可以判定坝体在此工况下是安全的。
为分析坝体在静水作用下的安全储备裕度，采用增大水容重法进行超载计算，K为水容重的增大倍数即超载系数，计算了正常蓄水位情况下超载系数K=2、4时坝体开裂应变分布变化。
随着超载系数的增大，坝体开裂区不断增大，最初的开裂区在坝踵部位，随超载系数的增大，開裂区由坝踵部位向下游及上部延伸。另外，廊道的周围也是易开裂的部位，尤其是廊道的左上角与右下角部位，应采取措施加固。
2.3库水及地震荷载联合作用下坝体开裂分析
为避免地基质量对地震波的放大作用，采用Clough建议的考虑动水压力相互作用的无质量地基模型，动水压力根据Wstergaard法计算出附加质量，加到上游坝面节点上来考虑。
附加质量公式为：
mi=ρ （5）
式中，i 为节点编号，ρ为水的密度，H为正常蓄水位水深，zi为节点i到水面的距离。
采用Rayleigh阻尼，α、β值计算公式为[iii]：
式中，ωi、ωj分别为i、j阶模态的特征频率，取大坝第一、四阶模态的特征频率，阻尼比ξ为0.05计算。加速度时程采用Koyna实测数据。计算得出各个时刻的开裂应变。 （下转第185页）
（上接第65页）坝踵、上下游面斜率突变的部位、上游面160m和134m高程、靠近上游面的廊道和下游灌浆廊道周围是易开裂部位。随地震动时间的推进坝踵部位的裂缝向下游延伸；上下游坝面的裂缝向坝体内部延伸，并且坝颈部位的裂缝易与上游面160m高程的开裂区贯通，上部结构容易形成脱离块体；廊道的左上角与右下角是易开裂的部位。但从总体来看，坝体主体部位的裂缝尚未贯通，因此，在地震动作用下大坝整体尚具有一定的强度储备。
3.结论
本文以龙滩高混凝土坝为例，考虑坝体混凝土受拉软化效用，利用弥散裂缝模型，考虑坝体-库水的相互作用，用弹塑性有限元法研究了库水及地震荷载对坝体开裂的影响。得到如下结论：
（1）库水由空库到正常蓄水位作用下，坝体只有在坝踵、上游廊道的底部、下游灌浆廊道周围有少数几个单元开裂，可以判定大坝是安全的。正常蓄水位超载工况下，随超载系数的增大坝体开裂部位由坝踵部位向下游、向上扩展。
（2）地震动作用下，坝踵部位、上游坝面斜坡突变处、上游坝面134m高程处、下游坝颈处和上游坝面160m高程处随时间依次出现开裂；坝踵部位的裂缝向下游方向延伸，坝面的裂缝向坝体内部延伸；廊道的左上角与右下角是易开裂的部位；下游坝颈部位与上游坝面160m高程的裂缝贯通使上部形成脱离块体。
（3）坝踵部位、上下游斜坡突变处，廊道的周围是应力集中部位，计算结果表明这些部位也是易产生裂缝的部位。
（4）库水及地震荷载联合作用下，大坝整体尚未出现裂缝贯通，因此，地震动作用下大坝整体尚具有一定的强度储备。
荷载作用特性 第4篇
由于对强夯加固机理还没有完全认识清楚[1], 也未形成一套成熟的设计计算方法, 强夯施工前, 应在施工现场有代表性的场地上选取一个或几个试验区, 进行试夯或试验性施工。目前强夯试验性研究费用都比较高, 为保证地基处理的安全可靠性, 其试验费用高达几十万元。因此本文通过有限元软件ABAQUS对夯击试验过程进行模拟, 采用优化设计方案, 降低成本。通过模拟试验方案, 致力于减少试验次数, 从减少试验经费, 优化施工参数, 提高地基处理质量等方面进行有益的探索。
1 土体材料的本构模型
在本文中采用线性Drucker-Prager模式[2], 通过输入数据参数定义子午面和偏平面中屈服面和流动面的形状及无弹性行为的其他特性。
偏平面中典型的线性模式屈服面见图1。
线性D-P屈服准则为[3]:
2 地基模型建立
由于土体动力特性的影响因素较多, 土体变形特征也很复杂, 为反映影响土体动力特性的主要因素, 对本模型作了如下假设:
1) 模拟范围内的地基土被视为均匀各向同性的弹塑性半无限空间体;
2) 不计夯锤与地基土间的水平方向摩擦;
3) 不计夯锤冲击土体过程中产生的声、热能造成的能量损失;
4) 考虑土的自重应力场, 并将其作为初始条件进行计算分析。
3 土体动力效应的有限元分析
3.1 夯锤运动动力特性
对于强夯产生的冲击荷载, 很多学者都进行过理论研究和实际观测, 钱家欢等应用边界元法[5], 蒋鹏等采用动力接触有限元法[6], 孔令伟等通过积分变形和传递矩阵法[7], 都得出了相似的动应力与接触时间的关系曲线, 这些研究分析为强夯冲击荷载的简化模式提供了一定的理论依据。
根据实测结果, 夯锤对地面冲击碰撞过程中, 应力波为一尖峰, 均没有明显的第二应力波, 作用时间为0.04 s~0.2 s。吴铭炳、李本平等将强夯产生的瞬态荷载简化成三角形[8,9], 荷载模型的升压时间和降压时间相等, 但实际夯锤接触应力受多种因素影响, 因此三角形应力简化模型不足之处是比较明显的。然而通过有限元模拟夯锤冲击土体, 可以对夯锤的运动形式进行详尽的研究。
锤底竖向应力如图2所示。ABAQUS有限元模拟结果表明, 夯锤对地面冲击碰撞过程中, 应力波为一尖峰, 第二应力波不明显, 并且第一应力波的升压时间和降压时间基本相等, 0.05 s以后应力波呈振荡衰减状。模拟结果与吴铭炳、李本平等的强夯瞬态荷载简化模型吻合较好, 但有限元模拟对锤底应力变化过程的描述更为详细。
锤体运动位移时程曲线见图3。锤体冲击土体, 位移不断增长, 在0.2 s左右位移值达到最大。0.2 s后锤体位移减小, 表明锤体与土碰撞过程中锤体发生回弹, 夯锤与土体短暂分离, 这一分析结果也与工程实际相吻合。
3.2 地基土动力响应特性
1) 锤下夯坑土体位移、应力和密度变化规律。
本文的模拟结果较符合现场实测规律, 夯坑的最终形状如图4所示 (图4中x=2.5 m处对应于夯锤底面中心) 。可见锤的边缘其位移大于锤中心位移, 说明锤边缘反力要大于锤中心反力。对此推断, 图5给予了很好证明, 接触应力沿锤底近似呈马鞍形分布, 同实际情况相符。
2) 土中竖向位移随深度变化规律。
夯锤中心下方土中竖向位移随深度变化见图6, 可以看出土中竖向位移随深度逐渐衰减, 在夯坑下方竖向位移最大, 随着与夯坑中心竖向距离的增加, 位移迅速减小。
3) 土体动应力变化规律。
图7~图10为土体在夯击作用下Mises应力等值云图。由Mises应力等值云图可见在冲击力作用下土中形成一应力脉冲波, 浅层土体受到强烈破坏, 应力达到屈服值, 产生弹塑性变形;深层土体受影响程度较小, 尚未达到屈服条件, 发生弹性振动。冲击波过后土体应力不再恢复到原有数值, 此时土体在新的平衡位置作逐渐衰减的弹性振动, 至最终静止。
4 结语
扩展的Drucker-Prager模型具有简单、实用、参数少、较为成熟等优点, 本文选用该模型成功用于对冲击荷载作用下土体动力特性问题的模拟计算。
关于冲击荷载作用下地基的动应力场、密度场等动力特性的理论研究仍处在探索阶段。本文采用三维非线性有限元方法进行模拟, 反映土体在应力场、位移场等动态响应特征和规律。有限元分析结果还表明, 夯锤对地面冲击碰撞过程中, 与吴铭炳、李本平等的强夯瞬态荷载简化模型相吻合;锤体运动位移、加速度时程曲线表明锤体与土碰撞一次过程约为0.2 s, 碰撞后锤体发生回弹, 锤、土短暂分离, 与工程实际相吻合;夯锤面积内的夯坑接触反力近似呈马鞍形分布, 夯锤中心下方土的竖向位移随深度成指数衰减关系等规律。
参考文献
[1]周健, 张思峰, 贾敏才, 等.强夯理论的研究现状及最新技术进展[J].地下空间与工程学报, 2006, 2 (3) :510-516.
[2]周凤玺, 李世荣.广义Drucker-Prager强度准则[J].岩土力学, 2008, 29 (3) :747-751.
[3]苏继宏, 汪正兴, 任文敏, 等.岩土材料破坏准则研究及其应用[J].工程力学, 2003, 20 (3) :72-77.
[4]董林伟, 张明义, 解云芸, 等.ABAQUS软件本构模型中屈服准则的参数研究[J].青岛理工大学学报, 2013, 34 (1) :48-50.
[5]钱家欢, 帅方生.边界元法在地基强夯加固中的应用[J].中国科学:数学, 物理学, 天文学技术科学, 1987 (3) :329-336.
[6]蒋鹏, 李荣强, 孔德坊.强夯接触力和接触位移的碰撞分析求解[J].工程地质学报, 2002, 10 (1) :108-112.
[7]孔令伟, 袁建新.强夯时地基土的应力场分布特征及应用[J].岩土力学, 1999, 20 (3) :13-19.
[8]吴铭炳, 王钟琦.强夯机理的数值分析[J].工程勘察, 1989 (3) :1-5.
荷载作用特性 第5篇
近年来随着经济建设的不断发展, 我国的基础设施建设规模越来越大, 在土建, 交通, 水利等工程建设中复合地基处理技术得到广泛的应用。复合地基动力问题的研究越来越得到重视。夯实水泥土桩以其施工方便, 工期短, 经济等优点在公路的地基处理中应用越来越多, 对其动力问题的研究却相对较少。目前, 对于复合地基的动力问题试验研究多采用两种方法:室内试验和现场试验, 由于现场试验费用较高, 所以大部分研究成果是基于室内的模型试验研究出来的, 而本文是以现场试验为基础, 具有一定的现实指导意义。
2 试验概况
本次试验为9桩试验, 桩长4m, 桩径350mm, 桩间距1m, 针对桩体的不同位置, 对桩体进行标号 (图1) :1-9。分别选取5, 8, 9号三个不同位置的桩进行研究。沿着桩身从桩底到桩顶每隔1m安装加速度传感器。试验场地位于石家庄栾城境内, 场地土质均匀, 无杂质, 地下水埋藏很深。本试验的加载方式采用堆载, 堆载至200t, 加荷方式:加荷采用分级加荷, 加荷等级为8级, 每级荷载施加后按第5、15、30、45、60min测读沉降量, 以后每隔30min测读一次, 当沉降相对稳定时, 再施加下一级荷载。 (见图2)
爆破在距离试验场地5m埋深4m的地方进行爆破, 爆破方式采用微差爆破。由于爆破的时间很短, 只记录爆破前和爆破后各10s的时间内加速度的时程曲线。
当加载至200t稳定之后, 采用爆破的方式对夯实水泥土桩进行动力测试, 通过放大器和数据采集设备记录加速度的时程曲线, 并对试验结果进行整理分析。
3 试验结果分析
3.1 峰值加速度
堆载为200t, 达到稳定之后的加速度峰值列表如图3、图4。
结论:a.在爆破作用下, 加速度峰值是沿着桩身自下而上是增加的, 说明桩体对加速度信号时放大的作用。
b.加速度放大的信号与位置有关, 9号桩>8号桩>5号桩。
3.2 主频情况
本试验选取前三阶振型频率[1]进行统计得到表1。
由表可知:a.无论是水平方向还是垂直方向, 振型的变化范围均小于10%, 变化不是很
b.主频值根据位置的不同变化情况是:5号桩>8号桩>9号桩。
c.对于单根桩来说, 主频沿着桩身变化情况没有规律。
4 展望
夯实水泥土桩复合地基动力特性的研究是一门涉及土力学, 结构动力学, 基础工程, 材料学等多学科的交叉学科, 具有很强的理论性并且与实践紧密结合。由于作者本人水平有限, 对于该现场试验中还有很多问题没有得到解决, 所以, 以后的研究重点为以下几点:
4.1 在相同爆破情况下, 桩长, 桩径等因素对主频和加速度的影响。
4.2 刚柔组合桩的动力特性与单一桩型的动力特性的差异分析。
4.3 炸药量, 距离等因素对桩体的主频和峰值加速度的影响关系。
4.4 水泥土桩复合地基与上部结构共同作用的问题。
摘要：对夯实水泥土桩复合地基的动力特性进行了现场试验研究, 在试验的基础上研究了夯实水泥土桩主频和峰值加速度沿着桩身随深度变化的情况, 为今后研究夯实水泥土桩的动力问题提供了依据, 并对今后研究人员的对该问题的研究方向提出了几点建议。
关键词：夯实水泥土桩,试验研究,动力特性
参考文献
荷载作用特性 第6篇
1、物理形态试验
混合土物理形态试验内容包括：对五种混合土的颗粒级配、天然密度以及含水量进行试验，找出它们之间的区别与联系。
(1）颗粒级配试验
本次试验称取五种混合土各2000g，依次通过40、20、10、5、2、1、0.5、0.25、0.1、0.075mm的筛子，得到五种土的颗粒级配曲线。
试验结果显示：五种土的Cu>5且其中四种的Cc在1和3之间，仅四号土的Cc<1, 可见混合土的粒径分布都不均匀且级配良好，较大土粒间的孔隙均有较小土粒来填充。由此可见，这五种混合土作为典型的非饱和土进行研究是切实可行的。
(2）密度和天然含水量试验
本次试验采用环刀法及烘干法测分别测五种混合土的密度和天然含水率。
2、土水特征试验
采用滤纸法：滤纸和土接触测试的是土的总吸力，而滤纸和土未接触则测试的是土的基质吸力。根据已有的率定结果可以直接得出土的基质吸力，从而获得土水特征曲线，并对其进行分析。本实验采用的是滤纸和土接触的方法，从而测得的结果是土的总吸力。
试验结果显示：
一、在相同含水量的条件下，一号土样的基质吸力明显大于其他四种土样，而且其基质吸力随着含水率的变化而显著变化。
二、从图上可以看出，二、三号土样的基质吸力在所测含水
率范围内的变化较小，而且当含水率很小时，他们的基质吸力也不是很大;三、四号和五号土样的基质吸力在一号和二三号之间，而且比较接近一号土样。
(注：由于滤纸法只是一种粗略测量的方法，结果粗糙，此外本次滤纸法采用接触测量，准确的说最后的测量结果应为总吸力，而不是基质吸力，所以需要进一步采取精确的测量方法对他们之间的关系做进一步的探讨。)
3、静变形试验
通过不排水的三轴试验获得土样的非饱和静变形特性，分析其与土样的物理形态和基质吸力之间曲线的关系。本次试验采用控制含水量来间接控制基质吸力，转化为常规不排水三轴剪切。试验的土样直径为61.8mm，高度为120mm。对每种土选取一种干密度, 每种干密度对应于两个含水量，含水量依据土水特征曲线上斜率较大的点进行选取土样共9组，分别在不同空隙比条件下进行不排水剪切试验。
试验结果显示：
1、2、3号土的体积弹性模量随着含水率的增大而增大，4号反之;2、3、4号土的剪切模量和变形模量随含水率的增大而减小，1号土反之;5号土的体积弹性模量较小，剪切模量较大，而变形模量较小。
4、动变形试验
通过不排水的动三轴实验获得土样的非饱和动变形特性，分析其与土样的颗粒级配以及基质吸力之间的关系，从而得到该混合土的动弹性模量、动剪切模量以及阻尼比。本次实验采用控制含水率来间接控制基质吸力，转化为常规不排水动三轴实验。试样尺寸为直径为61.8mm，高度为120mm。对五种混合土采用同一种干密度，每种土样采用两个含水率，分别在不同空隙比条件下进行动三轴实验。
试验结果显示：
在相同频率，相同级数以及相同动态幅值和振次的条件下，一号土的动弹性模量随着含水率的增大而增大，动剪切模量随着含水率的增大而增大，阻尼比反之;二号土的动弹性模量随着其含水率的增大而增大，动剪切模量以及阻尼比也随着含水率的增大而增大;三号土的动弹性模量、动剪切模量以及阻尼比都随着含水率的增大而减小;四号土的动弹性模量和动剪切模量随着含水率的增大而减小，其阻尼比随着含水率的增大有略微的增大，但变化量很小;五号土的动弹性模量和动剪切模量以及阻尼比与四号土样相比，二者比较接近。
二、项目成果
五种混合土在物理形态上有较大的差异，五种土的颗粒级配和密度存在差异，这就必然造成土中孔隙的差异，而孔隙的大小会影响到土中孔隙水和孔隙气的交换和流动，从而影响到混合土的土水特征和变形。
借助土水特征曲线，采用控制含水量间接控制基质吸力的办法对五种非饱和混合土在不同干密度和含水量条件下进行三轴不排水剪切试验，对其结果分析整理可知对同一种土样而言，含水量的变化对土水特征曲线的影响较大。此外，对于同一种土而言，含水率随基质吸力的改变变化将越来越小。
通过静变形试验和动变形试验比较可以看出，同一非饱和混合土的动变形模量大于静变形模量，动剪切模量大于静剪切模量。含水率对其变形模量和剪切模量有较大影响。
三、总结
西南山区复杂地质环境中，广泛分布一类多种成因、多种成分、多种级配、颗粒形态复杂、环境影响因素多变的混合土。工程实践中，由该类土构成的山区土坡，在地震作用下产生了变形及滑动，造成了巨大的经济损失。因此，对该类混合土工程特性、影响因素、相关工程稳定性开展研究，对于川西山区乃至整个西南地区各类混合土型天然边坡、高路堤、高速公路铁路路基、基坑开挖、土石坝等岩土工程的建设与地震灾害防治，提供了土体资料和参考分析的依据，具有重要的理论与实际意义。
参考文献
[1]卢宁, 力科思, 韦昌富, 侯龙, 简文星《非饱和土力学》北京:高等教育出版社
[2]陈国兴《岩土地震工程学》北京:科学出版社
[3]付小敏;张品翠《土工试验基础教程》成都:西南交通大学出版社
采矿深孔爆破荷载特性数值模拟研究 第7篇
随着国民经济的飞速发展,工程爆破的应用领域也在不断的扩大,利用炸药爆炸所释放的能量来破碎岩石,仍旧是岩石采掘中的一种主要手段。炸药在岩石中爆炸时,岩石的破坏是一个非常复杂的动力学过程。炸药在爆炸的瞬间,爆轰冲击波和高温高压的爆生气体产物撞击炮孔壁,在炮孔四周的岩石中激起了径向传播的爆炸冲击波,因为爆炸冲击波具有非常强的冲量和极其高的能量,而且峰值压力远远高于岩石的动态抗压强度,所以受其冲击压缩的作用,炮孔周围岩石被极度粉碎形成了粉碎区。一般认为,岩体的破碎是由于爆炸应力波和爆生气体压力两种荷载一起作用的结果。爆炸压力波对形成岩体的爆破粉碎区和爆破裂隙区起着主要作用,而爆生气体压力则对破碎岩石起主要作用。Donze和Bouchez等认为粉碎区的产生是由于爆破压力超过了岩体的动态强度使岩体破坏引起,爆破高压力使炮孔壁岩石质点发生了径向外移,使得爆腔扩大。一般说来爆破近区的范围不会大于1.7～3倍的炮孔半径。当粉碎区形成后,爆源压力向远区放射,在区域周围出现裂纹并沿径向扩张。
1冬瓜山铜矿开采概况
冬瓜山铜矿位于安徽省铜陵市东陲的狮子山区,地质总储量为10218万吨,铜金属储量104.68万吨,冬瓜山矿床建设规模为1万吨/日采选能力,属大型金属矿山。矿区内岩浆岩广泛发育,多为小型侵入体,岩性以石英闪长岩、斑状石英闪长岩为主,次为闪长岩、辉石闪长岩等,岩石以层状结构和块状结构为主,力学强度高,岩石坚硬,结构面浅部发育向深部减弱,以Ⅳ级节理裂隙面和层面为主,结构体形态呈块状和板状,岩体质量好。矿床工程地质类型属第二～三类(即块状及层状岩类),工程地质条件简单。由于冬瓜山矿床埋藏深、原岩应力高、地表不允许崩落等特殊开采技术条件的要求,矿床开采设计选用阶段空场嗣后充填采矿法,回采时不留顶、底柱,一次将矿体全厚采完。矿床走向长1800多米,宽500多米,厚20～70米,沿矿体走向每100m划分一个盘区,相邻盘区间留有18m宽的隔离矿柱。盘区宽100m,长度为矿体水平宽度,高度为矿体厚度。每个盘区由20个采场组成,采场沿矿体走向布置,采场宽18m,矿房采场长82m,矿柱采场长78m。盘区内采场按照隔一采一的顺序,分矿房、矿柱两步骤回采,第1步骤回采矿房,嗣后尾砂胶结充填;第2步骤回采矿柱,嗣后全尾砂充填。采矿爆具有破规模大、频次多、药量集中等特点,再加之地下采矿空间密闭等原因,回采爆破振动效应对采场围岩与巷道工程已经产生不良影响,这种害效应的反复作用,使得强度本已弱化了的采场围岩体和充填体受到进一步的损伤,严重影响采场与充填体的稳定。因此对于爆破造成的围岩损伤效应的研究,有助于弄清爆破动态损伤作用机理,控制爆破有害效应和采场边界超挖,对确保矿山安全高效生产有着重要的理论和实际意义。
2爆破损伤数值模拟
根据冬瓜山铜矿大直径平行深孔爆破的实际参数,炮孔直径为165mm,装药长度为3m～5.5m,堵塞长度为3m。本次模拟选用世界上非常著名的通用显式动力分析软件用于求解现实中的各种复杂问题,尤其LS-DYNA进行计算分析,该程序被广泛应是对爆炸、碰撞以及其他各种非线性动力冲击问题的求解。模型选取岩体的长为10m,宽为10m,模型的高为12m,布置了5个炮孔,装药段长度选4.5m,其中模型的下表面为爆破自由面,其余均为无反射边界。三维计算模型见图1。为了简化计算,根据对称性取1/2的柱体模型,因此,模型长为10m、宽为5m,高为12m,模型如图2所示。模型的前表面约束其法向方向的位移,下表面为爆破自由面,其余面设为无反射边界。计算所采用的炸药材料参数值见表1,各类岩石的物理力学参数值见表2。
3爆破荷载的模拟结果及分析
经过对每个单孔装药长度为4.5m的炸药爆破模型的计算,可以得到爆炸时在不同时刻冲击波的传播过程图解,见图3～图8所示。
注:E为内能,A、B、R1、R2、ω为常数.
3～8力值逐渐升高,并且冲击波以柱面波形式向周围传播。在764.46μs时应力波达到最大,应力波不断叠加向周围传播,随后应力波值经过几次上下浮动后逐渐减小。根据国内外研究成果,一般爆破近区的范围不会大于
根据国内外研究成果,一般爆破近区的范围不会大于1.7～3倍的炮孔半径,故本次模拟的粉碎区荷载选取模型半径为0m～0.25m之间的单元,对于每个单孔炸药长度4.5m的模型分别选取单元56571。因此可以得到模型的粉碎区边界压力-时间历程曲线,如图9所示。
LS-DYNA gcm-μs,因此,图中压力的单位为0.1GPa,时间的单位为ms,从上述图中可以看出:在炮孔起爆后,粉碎区边界上爆炸冲击波的压力荷载都在很短的时间内达到一个极高的值,在每个单孔装药长度为4.5m时,从粉碎区边界56571号单元的压力-时间历程曲线中可以看出其最大值为2.79GPa左右;这个峰值已经远远超过了岩体的抗压强度190MPa,因此,岩体发生强烈的压缩破坏。其后压力急剧减小,随着时间的增长压力值逐渐趋于0。
4结论
(1)当单孔装药长度为4.5m时,炮孔起爆后,冲击波压力值逐渐升高,并且在很短的时间内(大约在764.46μs时)达到最大值,应力波不断叠加,以柱面波形式向周围传播向周围传播,在应力波达到最大随后应力波值经过几次上下浮动后逐渐减小。(2)爆破粉碎区边界上爆炸冲击波的压力荷载在很短的时间内达到一个极高的值,大约在0.35ms时达到最大值为2.79GPa左右;(3)炸药爆炸在粉碎区产生的最大荷载值已经远远超过了岩体的抗压强度190MPa,岩体发生强烈的压缩破坏。
摘要：采用LS-DYNA动力有限元软件对冬瓜山铜矿地下采场单段装药长度为4.5m时的爆破荷载进行数值模拟研究。由模拟结果得到的压力-时间历程曲线可以看出炸药爆炸后粉碎区边界上爆炸冲击波的压力荷载在0.35ms时达到最大值2.79GPa。爆炸过程中爆炸冲击波的压力荷载已经远远超过岩体的抗压强度,岩体产生强烈的压缩破坏。
关键词：深孔爆破,荷载特性,数值模拟,采矿工程
参考文献
[1]唐辉明,晏鄂川,胡新丽.工程地质数值模拟的理论与方法[M].武汉:中国地质大学出版社,2001.
[2]夏详.爆炸荷载作用下岩体损伤特征及安全阀值研究[D].武汉:中国科学院武汉岩土力学研究所,2006.
[3]彭文斌.Flac3D实用教程[M].北京:机械工业出版社,2007.
[4]时党勇,李裕新,张胜民.基于ANSYS/LS-DYNA8.1进行显式动力分析[M].清华大学出版社,2005.
[5]贾光辉.爆炸过程中有关应力波传播问题探讨[J].爆破,Vol18,No.1,2001.
[6]王明洋,戚承志,钱七虎.岩体中爆炸与冲击下的破坏研究[J].辽宁工程技术大学学报(自然科学版),2001,20(4):385-389.
[7]高金石,张继春.爆破破岩机理动力分析[J].金属矿山,1989,(9):6-12.
荷载作用特性 第8篇
目前在岩石力学领域中,对岩石在静载作用下力学特性的研究已经比较深透,对循环荷载作用下岩石材料的力学特性及疲劳损伤的研究也取得了一定的进展。国内徐建光[1]、林卓英[3]、莫海鸿[4]、林大能[5]、马春德[6]及国外Bobet A[2],Savilahti T等对岩石在承受循环荷载或冲击载荷时力学特性开展了研究工作。但是到目前为止,对于循环荷载与静载共同作用下的裂隙岩体力学性质的研究尚未见有相关文献报道。事实上,在实际岩体工程中,有相当一部分岩体是循环荷载与静载共同作用的。例如,在深部地下开采过程中,不同阶段的爆破作业是否对上一阶段或下一阶段采场中矿柱的承载强度有影响,自然地震或崩矿过程产生的人工地震是否会使矿柱突然失稳,这些情况对采场人员的工作安全具有十分重要的意义;洪水期,水库的大坝及其周边岩体不仅要经受洪水水波的循环荷载冲击,还要承受因水位的上涨而不断上升的静水压力的作用等。针对以上岩体工程的受力状态,本文将进行室内试验,研究在循环荷载与静载组合下裂隙倾角对非贯通裂隙试样力学特性的影响。
1 试验总体设计
1.1 试验材料和试样制备
本试验用水泥砂浆制作含有不同角度的裂隙试样。试验采用宽度为2 cm,厚度为0.2 mm的铜片按如图1,图2所示的设计位置和角度插入试件,设计的裂隙倾角分别为α=0°,α=30°,α=45°,α=60°,α=90°。根据岩石的常规力学性能测试要求制作标准试件,试件为50 mm×100 mm的圆柱体。
1.2 试验设备和试验条件
试验采用WDT-1500多功能材料试验机,该机是由西安理工岩土所与长春朝阳试验仪器有限公司联合研制开发的一套大型、多功能的刚性材料伺服试验系统。循环荷载与静载组合加载试验的静载加载速率为0.5 kN/s,循环荷载振幅为10 kN,循环荷载频率为1 Hz。试验中的应力加载过程如图3所示,加载的曲线为余弦波,其波谷各点连线为一斜率为α的直线,α即为组合加载下的静载加载速率,波峰与波谷的差值A为循环荷载振幅。
2 组合加载下不同裂隙倾角的裂隙试样变形、强度和破坏特性
2.1 不同裂隙倾角下裂隙试样的变形特性
由图4中可以看出,组合加载作用下裂隙试样的应力—应变变化关系都经历了压密阶段→线弹性阶段→屈服阶段→破坏阶段的变化过程。试件的变形能为载荷—变形曲线的峰值点以下的面积。随着裂隙倾角的增大,破坏时应力随应变增大下降变快,弹性应变能的释放速度也不断增大,试样由延性破坏向脆性破坏转化,弹性模量逐渐增大。由图5可知,当裂隙倾角α=0°和α=90°时裂隙试样破坏前的变形能达到最大值,当α=30°时变形能为最小,当裂隙倾角α>30°时,裂隙试样破坏前的变形能随裂隙倾角增加而增大。
2.2 不同裂隙倾角下裂隙试样的强度特性
从图4,表1中可以知道,当裂隙倾角α=0°～30°之间时,裂隙试样的峰值强度变化不大,30°时强度最小;当裂隙倾角α=90°时,裂隙试样的峰值强度达到最大值,比裂隙倾角30°以前增加了约2.15倍。可见,随着裂隙倾角增大,裂隙试样峰值强度先降低而后逐渐增加。
2.3 不同裂隙倾角下裂隙试样的破坏特点
当裂隙倾角α=0°时,沿预制裂隙端部起裂形成X状共轭斜剪切破坏面;α=30°时,沿预制裂隙端尖起裂形成与轴应力方向成30°夹角的剪切破坏面,并沿裂隙端尖有张裂纹;α=45°破坏时,沿预制裂隙下端形成剪拉混合破坏面;α=60°时,以预制裂隙下端为交叉点形成X形剪拉破坏面;α=90°时,沿裂隙端尖部位形成30°左右夹角的剪切破坏面,并出现贯通整个试件的张裂纹。显然,随着裂隙倾角的增加,裂隙试样的破坏形态由剪切破坏向张剪混合破坏形式转变。
3 结语
本文通过对预制裂隙水泥砂浆试样在循环荷载与静载组合加载下的力学特性研究发现:1)在裂隙倾角α=0°～30°时,变形能随裂隙倾角增大而减小,α=30°～90°时,变形能随裂隙倾角增加不断增大,弹性模量呈上升趋势;2)随着裂隙倾角增加,峰值强度先降低后增加,30°时的峰值强度最小,90°时最大;3)随着裂隙倾角的增加,裂隙试样的破坏形态由剪切破坏向张剪混合破坏形式转变;4)与纯静载加载下变形及强度特性相比,组合加载下的残余应变比在纯静载加载时都有所增大,除倾角为α=0°的裂隙试样在组合加载下的峰值强度和弹性模量比静载加载下有所降低外,其余倾角的裂隙试样在组合加载时的峰值强度和弹性模量都有提高。
摘要：使用WDT-1500多功能材料试验机,对不同裂隙倾角下的非贯通裂隙水泥砂浆试件单轴循环荷载与静载组合条件下力学特性进行了初步试验研究,试验发现:随着裂隙倾角的增加,变形能先减小后增大,峰值强度先降低后增加,弹性模量呈上升趋势,破坏形态由剪切破坏向张剪混合破坏形式转变。
关键词：非贯通裂隙,循环荷载,静载,组合加载,裂隙试样
参考文献
[1]徐建光.预置非贯通裂隙试样疲劳特性试验研究[D].西安:西安理工大学,2004.
[2]Bobet A,Einstein H H.Fracture coalescence in rock-type mate-rials under uniaxial and biaxial compression[J].InternationalJournal of Rock Mechanics and Mining Sciences,1998,35(7):863-888.
[3]林卓英,吴玉山.岩石在循环荷载作用下强度及变形特征[J].岩土力学,1987,8(3):31-37.
[4]莫海鸿.岩石的循环试验及本构关系研究[J].岩石力学与工程学报,1988,7(3):215-224.
[5]林大能,陈寿如.循环冲击荷载作用下岩石损伤规律的试验研究[J].岩石力学与工程学报,2005,22(24):4094-4098.
荷载作用特性 第9篇
在现今很多工程中, 桩基的稳定性一直是建筑安全的重要影响因素之一, 特别是近海工程和海港工程[1]。桩基在受到恶劣的海况影响下, 譬如风与波浪的冲击, 这些都是可以认为属于水平动力作用, 我们可以用室内模型试验来做近似模拟, 从而探究桩基在受到高次冲击之后的稳定性变化情况[2]。在水平循环荷载作用下, 桩身与桩周土体会产生相互作用, 桩身的强度会发生变化。而桩端的滞回曲线能够很好的反映桩的强度变化, 目前这方面的研究已经有很多, 但是高次循环的还是很少[3]。本文通过开展砂土中单桩水平荷载作用下的模型试验, 获得了高次循环荷载下和不同加载力作用下的单桩滞回圈变化规律, 以期能更好的理解和控制水平循环荷载下桩基的变形特性[4,5,6]。
1 模型试验准备
模型试验箱尺寸 ( 长×宽× 深) 为1. 2 m×1. 2 m×1. 5 m ( 如图1所示) , 在试验箱底部和四周都铺设泡沫板, 目的是消弱循环振动过程中, 试验箱对砂土的反作用力。模型方形单桩的桩长为80 cm, 为铝合金制作, 刚度为70 GPa, 边长为3 cm, 入土深度为70 cm。地基土为中细的干砂, 试验完成后对其进行常规物理力学指标试验, 砂土重度为16. 2 k N/m3, 有效内摩擦角22. 8°。
试验中, 安置桩之后, 采用分层填土的方式, 每次填土后, 在土表面上铺设木板, 并加相同大小的砝码来压实, 静置一段时间后埋置下一层土。通过这种办法尽量使每次试验的砂土的密实度保持基本一致, 从而消除由于砂土密实度带来的影响因素。每次实验前必定要重新分层填土。
在桩顶用螺纹连接方形承台, 并通过螺杆固定连接到激振器。通过水平尺来保证承台与连接杆水平, 这样确保得到水平方向上循环加载 ( 见图2) 。试验采用加载设备为德国TIRA激振器, 配合风机以及功率扩大器, 产生激振力。另外采用FASTUSCD22系列超小微型激光位移传感器来测量位移变化。精度为0. 01 mm。将传感器置于旁边支架上固定, 而支架不能与模型箱有任何接触。传感器必须对准承台侧面中心点, 而且力传输杆、承台和位移传感器保证在一条水平线上。通过加载使桩产生振动, 然后采用数据采集系统, 得到加载力和桩顶位移的实时变化数据, 也就是桩顶滞回圈数据。
2 试验过程
通过桩侧土体水平方向的极限土抗力理论[7], 得到本试验桩在砂土中的最大土体极限抗力, 然后取土体极限抗力的0. 1倍, 0. 2倍和0. 3倍作为加载输出力。将加载频率确定为1 Hz, 分别进行3组试验, 每组试验都循环加载4万次以上。每组试验前, 重新密实砂土, 检查加载方向是否水平; 试验过程中, 通过数据采集系统, 保证信号以及测试正常运行; 试验过后, 记录力与位移实时数据, 并进行砂土物理力学试验测试, 主要是保证砂土的基本特性不会有太多变化。
3 试验结果分析
如图3a) 所示, 在0. 1倍极限土抗力加载下, 力逐渐增大, 位移慢慢变小, 而最终慢慢趋于稳定; 滞回圈包裹的面积也慢慢变小, 但是第1次循环和第5 000次循环区别还是很大的。如图3b) , 图3c) 所示, 随着加载力逐渐变大, 位移也逐渐变大, 但是总体规律都保持一致, 即随着循环次数的增加, 力逐渐变大, 但位移逐渐变小。将3组试验对比就可以发现, 随着加载力的增大, 滞回圈稳定的速度也慢慢加快, 但是在1万次循环以内肯定会趋于稳定。
4 结语
1) 水平方向的高次循环荷载作用下, 单桩桩顶端的滞回圈的变化主要为力逐渐变大、位移逐渐变小, 变化主要集中在前1万次左右, 之后会慢慢趋于稳定。
2) 随着加载作用力的逐渐变大, 滞回圈特性的变化速度也逐渐加快, 很快就趋于稳定。
结论表明, 工程中桩基的稳定性受外部荷载作用的影响较大, 荷载的种类以及荷载的大小和次数等都会产生影响, 工程中需要将这些因素都加以考虑。当然, 本试验也有一定的缺陷, 比如不能绝对的保证土体密实度一样, 会影响土体对桩身的抗力, 有待进一步完善。
参考文献
[1]林毅峰, 李健英, 沈达, 等.东海大桥海上风电场风机地基基础特性及设计[J].上海电力, 2007 (2) :153-157.
[2]张建民, 王刚, 陈杨.海岸岩土工程的物理与数值模拟方法[J].岩土力学, 2004, 25 (S2) :61-74.
[3]黄小明, 赵利平.水平循环荷载作用下桩—土相互工作机理的研究现状[J].湖南交通科技, 2003, 29 (1) :87-89.
[4]章敏, 王星华.循环荷载作用下单桩动力模型试验与桩—土界面特性研究[J].岩土力学, 2013, 34 (4) :1037-1044.
[5]王富强, 荣冰.水平循环荷载下风电机桩基础离心模型试验研究[J].岩土力学, 2011, 32 (7) :1926-1930.
[6]王勇智, 宋荣方, 汪传顺.水平循环荷载下桩土相互作用试验研究[J].中州大学学报, 2008, 25 (5) :121-123.