复合计算范文（精选11篇）
复合计算 第1篇
目前, 随着我国交通运输建设的发展, 建设项目必然要经过大量的软土地基区域, 而碎石桩复合地基加固技术由于沉降小、适应快速加荷等特点而被广泛采用[1,2,3,4,5,6,7,8,9]。在目前复合地基加固区常用的压缩量计算方法为复合模量法。采用复合压缩模量Ec来评价复合土体的压缩性, 用分层总和法计算加固区土层压缩量。此时, 复合模量取值对沉降计算结果有决定性的影响。然而, 目前Ec的求解至今还没有统一的, 并且切合工程实际的方法[7]。
本文在分析总结前人方法的不足基础上, 提出考虑应力扩散效应影响的弹性力学分析方法。
1 复合模量Ec现行计算方法
目前常用的复合模量计算方法主要有以下三种: 规范方法、弹性理论分析方法、经验法。
但三种方法均有其不完善之处: 规范法实质为面积加权, 但其忽略了桩与桩间土的侧向挤压作用; 张土乔 ( 1992) 利用弹性理论导出了复合地基压缩模量的弹性理论解析解[9], 但其假定的应力场与真实应力场之间存在差别; 黄国璋 ( 1995) [6]、阎明礼 ( 1996) 均推导出在规范基础上乘以一个桩间土承载力提高系数, 但该系数由工程经验所得, 不确定性较大。
2 弹性力学分析方法改进
本文假定: 复合地基总是作用于半无限空间的地基中, 所受到的应力由于应力扩散现象存在会随深度的增加而减小 ( 见图1) 。理论分析要考虑到地基所处的实际应力场状况。
如图1, 图2 所示, 在复合地基中取典型单元段进行分析。该复合圆柱体上作用轴向压力 σz时, 侧向产生膨胀力q0= kσz ( 定义k为侧压力系数) 。根据能量守恒原理, 复合地基水平方向产生的力越大, 则竖向应力扩散越快。从而k值的大小反映了应力扩散情况。k值越大, 则竖向应力扩散越显著。
在分析单元变形时, 仿效文献[9], 假设复合圆柱体产生一个均匀的竖向压缩, 即桩和桩间土压缩量相等而且 εz= 常量。这样, 问题简化为广义平面应变问题。又因为单元轴对称, 故在进行分析时, 采用圆柱坐标表示各分量。下面给出解答过程。
引进Airy应力函数 Ф, 则应力分量为:
应力分量还要满足下面的双协调方程式:
上述结果对桩体及桩间土体均适用, 分别用A, B, C, D表示积分常数, 有:
土体中应力:
桩体中应力:
当r = 0 时, 桩体应力必为有限值, 故得到C = 0。
由边界条件和连续性条件可确定余下的积分常数: 在土的边界: r = R, σsr= q0; 在桩土界面: r = rp, σsr= σpr; 在桩土界面: r = rp, usr=upr。
由上述三个条件, 可解得:
其中:
结合广义虎克定律, 根据复合地基总的应变能等于桩体的应变能和桩间土的应变能之和, 即:
将上述推导所得的桩体和土体的应力和应变值代入上式, 经化简即可得复合模量的表达式。为区别复合模量, 令: 面积加权法得到的复合模量为Ec0, 张土乔法得到的复合模量为Ec1, 本文方法得到的复合模量为Ec2。最终得到的Ec2计算式如下:
其中,
本文分析认为, k值一般小于0. 3。对于碎石桩复合地基, 将各常用参数代入式 ( 8) , 计算实践表明: 式 ( 8) 得到的两个解中, 有一个解大于Ec1的102倍, 舍去, 另一个解略大于Ec1。另外, Ec1, Ec0两者相对误差量级为10- 4, 张土乔法复合模量计算式中多出的第三项可以忽略不计。
在知道复合模量解答略大于Ec1的情况下, 式 ( 8) 可化成如下形式进行代值求解:
具体算法: 计算中首先假设Ec2= Ec0, 代入式 ( 9) , 容易知道, 此时式中左边大于右边 ( 说明: 式中各参数均为正数) , 比较两边差值大小。然后按一定的倍数不断增大Ec2, 直到式 ( 9) 中左右两边差值在一定精度范围内, 此时的Ec2即为解答。
3 提高系数影响因素分析
定义: 复合模量提高系数 η = Ec2/ Ec0。复合模量系数表明了本文方法得到的复合模量较规范法得到的复合模量比值关系。下面对影响 η 值的各因素进行分析。计算中参数取值: Es=5 MPa, Ep= 20 MPa, vs= 0. 4, vp= 0. 2, rp= 0. 25 m, R = 0. 7 m。
3. 1 侧压力系数k影响
首先考虑侧压力系数k对复合模量提高系数的影响。基于前文分析, 使侧压力系数k值在0 ~ 0. 3 之间变化, 得到图3。
由图3 可以得到: 模量提高系数随着侧压力系数增大而增大, 且影响显著; 当k值在0 ~ 0. 3 之间时, 模量提高系数在1. 0 ~1. 5 之间; 当侧压力系数很小时, 用面积加权法计算复合模量有足够的精度, 这种情况对应桩周土很软弱或碎石桩桩长较短且穿透软弱层。
3. 2 桩土模量比影响
改变桩间土模量取值, 使桩土应力比在2 ~ 15 之间变化, 得到图4。
由图4 可以得到: 模量提高系数与桩土模量比成正比关系。
3. 3 土泊松比影响
土泊松比对模量提高系数的影响如图5 所示。
由图5 可知: 模量提高系数随着土泊松比增大而增大, 且影响显著。
3. 4 置换率影响
改变桩间距, 使置换率在通常范围内, 得到图6。
由图6 可知: 模量提高系数随着置换率增大而减小, 但这种影响较小。
4 结语
本文用弹性力学方法计算得到碎石桩复合地基的复合模量, 并考虑了应力扩散的影响。得到以下主要结论:
1) 碎石桩复合地基复合模量计算要考虑复合地基中应力扩散的影响。应力扩散越明显, 则复合模量计算值较规范方法得到的模量提高系数越大。
2) 土泊松比、桩土模量比、置换率对模量提高系数取值均有影响, 其中桩间土泊松比影响显著。实际工程中复合模量提高系数取值为1. 0 ~ 1. 5。并且当桩土模量比大、土泊松比大、置换率小时取大值, 反之取小值。
摘要：介绍了几种常用的复合模量计算方法, 提出了考虑应力扩散影响的弹性力学分析方法, 并对该方法进行了改进计算, 从侧压力系数、桩土模量比、土泊松比等因素入手, 分析了其对复合模量提高系数的影响, 指出应力扩散对复合模量取值影响显著。
关键词：复合模量,复合地基,提高系数,影响因素
参考文献
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[2]李杰.沪宁城际铁路软土路基地基处理设计综述[J].铁道勘察, 2015 (2) :33-35.
[3]万广臣, 朱琦.水泥土搅拌桩在铁路地基处理中的应用[J].铁道勘察, 2012, 38 (1) :19-20.
[4]盛崇文.碎石桩复合地基的沉降计算[J].土木工程学报, 1986 (1) :72-80.
[5]张定.散体材料桩复合地基的沉降分析与计算[J].铁道学报, 1998 (6) :98-104.
[6]黄国璋, 兰燕.振冲碎石桩复合地基应用研究[J].福州大学学报, 1995 (6) :97-100.
[7]郑俊杰.一种求解复合地基压缩模量的新方法[J].铁道工程学报, 2003 (1) :117-120.
[8]Goughour R.R.Settlement of vertical loaded stone columns in softground.Proc.of 8 ECSMFE, 1983 (1) :235-240.
复合地基计算 第2篇
深层搅拌桩复合地基
采用深
第一文库网层搅拌桩（干法）进行复合地基处理，处理土层为③层淤泥。设计复合地基承载力特征值fsp,k要求120 kPa，复合地基压缩模量不小于6.0Mpa，沉降小于5cm。
1、估算单桩承载力特征值
深层搅拌桩（干法）复合地基初步设计时，其单桩承载力特征值可按以下方法估算。
深层搅拌桩（干法）单桩承载力特征值由桩身材料强度确定的单桩承载力和桩周土和桩端土的抗力所提供的单桩承载力共同确定，二者中取小值。
（1）由桩身材料强度确定的单桩承载力(以桩径为500mm为例)：
Ra??fcu,kAp
其中：fcu,k―与桩身加固土配比相同的室内加固试块无侧
fcu,k=1.6Mpa。 限抗压强度平均值。初步取
?―强度折减系数，0.20～0.30，取0.3；
经计算 Ra?0.3?1600?3.14??0.5/2??96kN 2
（2）由桩周土和桩端土的抗力所提供的单桩承载力：
Ra?up?qsili?aqpAP
i?1n
其中：Ra―单桩竖向承载力特征值（kN）；
qsi―桩周第i层土的侧阻力特征值（kPa），③层淤泥qsi取6 kpa；
up―桩的`周长（m）；
li―桩长范围内第i层土的厚度（m）；
a―桩端天然地基土的承载力折减系数，一般可分别取
0.4～0.6，承载力高时取低值，本工程取0.6；
AP―桩的截面积（m2）；
qp―桩端地基土未经修正的承载力特征值，本工程取50
kpa。
桩端为进入③层淤泥，按桩径500mm、有效桩长10.0m计算，计算单桩竖向承载力特征值100.2kN。
单桩承载力特征值取（1）（2）的小值，即Ra=96 kN。
2、计算置换率
深层搅拌桩（干法）复合地基置换率可按下式估算：
fsp,k???fs,k120?0.9?50m???0.17 Ra96???fs,k?0.9?50AP0.2
以矩形布桩为例，则布桩为（1.1~1.2）m2一根桩
其中：fsp,k―深层搅拌桩（湿法）复合地基承载力特征值（kPa）；
m―搅拌桩的面积置换率（%）；
fs,k―桩间天然地基土承载力特征值（kPa），取50 kPa；
?―桩间土承载力折减系数，取0.9。
3、复合地基压缩模量估算
复合地基压缩模量按下式进行计算：
Esp?mEp?(1?m)Es?0.17?100?1.6?(1?0.17)?1.8?28.7MPa
其中： Esp―搅拌桩复合土层压缩模量（MPa）；
Ep―搅拌桩的压缩模量（MPa），可取（100~120）fcu,k； Es―桩间土的压缩模量（MPa）。
4、复合地基沉降计算
（1）加固区沉降量s1按浙江省规范取s1=3cm。
（2）加固区以下下卧层沉降量s2计算
以np=1/1.2 (1/ m2)计
下卧层附加应力P=120-96 /1.2=40kPa
复合计算 第3篇
王健
秦皇岛港股份有限公司 河北 秦皇岛 066000
摘 要：为确定海上碎石桩复合地基在沉箱施工过程中预留沉降量，对碎石桩复合地基加固机理及沉降计算方法进行了研究分析，并将最终沉降量的计算结果与原型观测值进行比较，较准确的计算出沉箱预留沉降量。
关键词：碎石桩复合地基；沉箱；预留沉降
1 碎石桩复合地基加固机理
振冲碎石桩法是指采用振冲器成孔后，填充碎石、卵石或矿渣等硬质材料并振动密实形成桩体的一种地基加固方法。其加固机理以置换作用为主，即利用机械设备将原软弱土竖向置换成强度较高的硬质材料。由于碎石桩体较桩周土强度高、模量大，在刚性基础作用下，复合地基应力按模量的大小进行重新分配，在桩上形成应力集中。作用二是挤密效应，即桩周土在施工过程中由于施工机械的挤振产生位移，提高原软弱土密度，减小空隙比从而提高原状土的强度。作用三是排水减压，由于碎石桩桩体的碎石之间存在大空隙，成为良好的排水通道，原地基土排水通道长度缩短、数量增加，从而加速了原软弱地基土的固结，提高了复合地基承载力。作用四是垫层作用，由于碎石桩复合地基加固区的存在，建筑物的附加应力得到扩散，从而减少了下卧层的沉降。
2 碎石桩复合地基沉降计算分析
由于该重力式沉箱码头下地基压缩层深厚，地基在附加应力和自重应力作用下被压缩，由此产生了建筑物的沉降。目前，实际工程中碎石桩复合地基沉降计算主要分成复合地基加固区沉降S1和下卧层沉降S2两部分计算，则复合地基沉降量
S=S1+S2
碎石桩复合地基加固区土层沉降计算方法较多，目前国内外一般采用复合模量法、应力修正法和桩身压缩量法来计算。
2.1 复合模量法
复合模量法是将加固区增强体和基体两部分视为均匀材料的整体，采用复合模量来评价复合土体的压缩性，并采用分层总和法计算加固区沉降。
Esp=[1+m（n-1）]Es
式中Esp——复合模量；Es——桩间土压缩模量；m——面积置换率，m=d2/de2其中d为桩身平均直径，de为一根桩分担的处理地基面积的等效圆直径；n——桩土应力比。
2.2 应力修正法
由于碎石桩的存在，作用在桩间土上的荷载密度比作用在复合地基上的平均荷载密度小，采用应力修正法计算沉降时，忽略碎石桩的存在而只考虑桩间土的荷载作用，桩间土荷载作用大小根据碎石桩和桩间土的压缩模量大小进行分配。然后按照桩间土分担的荷载和压缩模量，根据分层总和法计算加固区土层的沉降。
碎石桩复合地基桩间土分担的荷载ps为
式中p——碎石桩复合地基平均荷载；μs——应力修正系数。
2.3 桩身压缩量法
桩身压缩量法是通过计算桩体的压缩变形量来计算加固区土层地基沉降，桩体压缩变形量则是根据作用在碎石桩体上的荷载与桩身压缩模量计算得来的。假设碎石桩底端刺入下卧层的变形量为Δ，则相应加固区土层的沉降S1为
S1=Sp+Δ
式中Sp——桩身压缩沉降量。
碎石桩复合地基碎石桩分担的荷载pp为
式中μp——碎石桩应力集中系数。
假设桩侧摩阻力平均分布，桩底桩承载力密度为Pb0，则桩身压缩沉降量为
3 工程实例分析
本工程拟在场区内建设重力式沉箱码头，设计地基极限承载力特征值为120 kPa。根据工程地质勘察资料显示该区域地形平缓，由岸边向深水域微倾。场区内土层结构自上而下分为①1流泥、①2淤泥、②粉砂、③粉质粘土、⑤1强风化板岩、⑤2中风化板岩，各地层物理力学性质。
3.1 加固方案
由于淤泥质粉质粘土以上地层地基容许承载力不满足设计要求，经各方讨论后，采用振冲碎石桩作为竖向增强体加固粉质粘土以上土层。碎石桩设计桩径为1.2m、采用正三角形布置，桩体中心距离为1.7m。碎石桩施工前清除表层淤泥并用碎石均匀抛洒压面，碎石桩穿透淤泥、淤泥质粉质粘土，进入持力层④层粉质粘土1m。成桩后顶面设置不小于1.0m。的碎石垫层，然后分级抛填10～100kg块石基床至设计标高。
3.2 原型试验
由于海上碎石桩法加固的海底软弱地基水深较深，不适合进行复合地基载荷板试验，经各方讨论论证后采用现有条件进行原型试验，试验过程采用基床抛石、现有沉箱、沉箱内抛石及沉箱安放压载块等方法模拟分级加载状况。沉箱安装完成后进行沉降观测，根据沉箱原型观测沉降量确定沉箱的预留沉降。
3.3 计算参数
根据现场试验，确定各计算主要参数为：p=120kPa，d=1.7m，H=12.0，n=3.5，B=10.0m，其它土层计算参数详见表1。采用分层总和法计算沉箱最终沉降量，按不同计算方法计算的沉降量与原型观测实测值进行比较，最终沉降量见表2。
4 结论
本文探讨了海上碎石桩复合地基的加固机理和复合地基沉降的计算方法，较准确的计算出碎石桩复合地基的沉降量，为沉箱施工预留沉降起到了一定的指导作用。
由于外部荷载、碎石桩施工质量、潮位等各种因素的影响，原型观测和计算得出的最终沉降量很难准确得出沉箱的最终沉降量，所以在沉箱预留沉降过程中应遵循宁高勿低的原则，并加强观测，随时根据测量数据调整预留值。
参考文献：
[1]龚晓南.复合地基工理论与工程应用[M].北京：中国建筑工业出版社，2002，1-6.
[2]盛崇文.碎石桩复合地基的沉降计算[J].土木工程学报，1986，1：72-80.
预制T梁复合截面计算方法 第4篇
计算模型及主要参数:
计算采用50m简支T梁, 梁高取 (2.5+0.1) m, 其中0.1m为现浇层。采用以下两种计算模型进行分析:
⑴单层单元计算模型 (共39个节点, 38个梁单元) ;
⑵双层单元计算模型 (共78个节点, 上下两层各38个梁单元, 上下层单元节点之间采用刚臂梁单元进行连接, 以确保上下层单元协同受力) 。
为方便结果对比, 对结构进行以下处理和简化:
⑴结构截面采用单一断面形式, 详细信息如图1:
⑵双层单元模型计算时, 不考虑上下层单元龄期差, 即两层单元同时参加工作, 否则两种计算模型下结果没有可比性。上下层单元通过刚臂连接, 刚臂EI、EA取大值。
⑶两种计算模型采用相同钢束线形及数量。荷载信息也完全相同, 铺装护墙等二期恒载按均布荷载作用于结构之上。计算分为三个施工阶段, 描述如图2:
计算结果对比:
为了便于观察在不同荷载条件下两种计算模型结果差异, 以下分别给出不同荷载条件下的对比结果。
⑴恒载作用下:即第一施工阶段不张拉钢束, 同时也不考虑砼收缩徐变的影响。
(1) 施工末态应力结果比较:
截面上缘应力 (KPa) :
采用双层单元计算模型跨中上缘应力误差为:
截面下缘应力 (KPa) :
采用双层单元计算模型跨中下缘应力误差为: (17740-17710) /17710=0.17%。
两种计算模型下, 在恒载作用下计算出的应力结果非常吻合。下面验证双层单元计算是否符合平截面假定, 取双层单元跨中处四点应力在截面高度上标记出截面应力分布 (单位:KPa) :
从双层计算模型截面应力图上看上层单元下缘和下层单元上缘的应力值是非常接近的, 相差不到0.6%, 说明这种计算模型下得到的截面应力在高度方向上是连续的。同时截面应力分布同单层模型计算得出的截面应力分布是基本吻合的, 说明采用结构离散为双层单元进行计算是符合平截面的基本假定。
(2) 施工末态结构变位比较:
单位:cm
从表中可以看出, 两种计算模型下结构在恒载作用下的变位也是吻合的, 说明两种模型计算得出的结构刚度是相同的。
⑵考虑预应力作用下:张拉预应力钢束, 但仍不考虑砼收缩徐变的影响。
(1) 施工末态应力结果比较:
截面上缘应力 (KPa) :
采用双层单元计算模型跨中上缘应力误差为: (5920-5897) /5920=0.39%。
截面下缘应力 (KPa) :
对比可见采用双层单元计算模型跨中下缘应力误差也在0.06%以下。
以上对比说明考虑预应力作用下两种计算模型计算出的应力结果也非常吻合。下面验证考虑预应力作用下双层单元计算是否也符合平截面假定 (单位:KPa) 。
从双层计算模型截面应力图上看上层单元下缘和下层单元上缘的应力值是非常接近的, 相差仅0.42%, 即截面应力在高度方向上是连续的。同单层模型计算得出的截面应力分布是吻合的, 说明考虑预应力影响采用结构离散为双层单元进行计算是符合平截面的基本假定。
(3) 施工末态结构变位比较:
单位:cm
从表中可以看出, 两种计算模型在考虑预应力作用下的结构变位也是吻合的。
结论
通过上文的计算结果对比可以发现无论是恒载还是预应力作用下采用双层单元法对复合截面进行计算是可行的。
摘要：本文通过对比试算, 探讨并验证了采用双层单元法对存在现浇整体化层的预制结构的计算的可行性, 为预制梁计算提供了一个新的计算方法和思路。
复合计算 第5篇
燃烧室新型迷宫复合冷却结构的壁温计算
燃烧室迷宫复合冷却结构是一种集冲击、对流换热和近似发散冷却于一身,结构合理,冷却效率高,具有创新性的新型冷却结构.在对其气膜冷却结构进行换热机理分析研究的基础上,建立了计算模型,获得了其沿程参数及多层壁温的.分布规律.计算结果表明,该冷却结构可节省冷却空气量25%左右,并且能大大降低壁温梯度.因此,该冷却结构能较大地提高燃烧室的冷却效率,提高发动机性能,延长燃烧室的使用寿命.
作 者：李名魁 何立明 原和朋 Li Mingkui He Liming Yuan Hepeng 作者单位：空军工程大学,工程学院,西安710038刊 名：机械科学与技术 ISTIC PKU英文刊名：MECHANICAL SCIENCE AND TECHNOLOGY年，卷(期)：25(10)分类号：V23关键词：燃烧室 迷宫复合冷却结构 壁温计算 换热分析模型
复合计算 第6篇
关键词：地基处理;高填方路堤;桩网复合地基;土拱效应;桩土应力比
中图分类号：TU472.1 文献标识码：A
PilenetCompositeFoundationBearingMechanismandtheMethod
toCalculatethePilesoilStressRatioinHighEmbankment
YANGMinghui，YAOYi，ZHAOMinghua
（GeotechnicalEngineeringInstituteofHunanUniv，Changsha，Hunan410082，China）
Abstract：Accordingtothemechanicalcharacteristicsofpilenetcompositefoundationofhighfillsectionofsoftsoilsubgradeunderembankmentload，thispapermadeanindepthanalysisoftheloadtransfermechanismfromthetoptothebottom.Firstly，embankmentsoilwassimplifiedasaninsideandoutsidecolumn.Then，accordingtointegraldifferentialbalancebetweentheinsideandtheoutsidesoilcolumn，theheightoftheinitialplaneofequalsettlementcanbederivedandthesoilarcheffectofhighembankmentfillcanbereasonablysimulated.Secondly，whentheloadtransferstothegeotechnicalcushionlayer，thinfilmisusedtosimulatetheloaddistributionbetweenthepileandthesoil.Basedontheresultsofpreviousderivations，pilenetcompositefoundationcanbedividedintogeogrid，pileandsoilelementsbetweenthepilebodies.Thepileandthesoilbetweenthepilesweresimplifiedasanelasticsupport.Thepilesoilstressratiocalculationformulaofthehighfillsectionpilenetcompositefoundationcanbederived.Finally，thispaperstudiedthemaininfluenceparametersofthepilenetcompositefoundationpilesoilstressratiointhehighfillsection.Theresultsshowthat，withtheincreaseofembankmentheight，thepilesoilstressratiodecreases，namely，withtheincreaseoffillheightpileandsoil，theloaddistributiontendstobemoreuniform，buttheincreaseofpilespacingorthecompressionmoduluswillincreasethepilesoilstressratio.Furthermore，theincreaseofgeogridtensilestrengthwillcausetheincreaseofpilesoilstressratio，buttheinfluenceofgeogridtensilestrengthissmall.
Keywords：foundationtreatment;highfillembankment;pilenetcompositefoundation;soilarcheffect;pilesoilstressratio
桩网复合地基是近年发展起来的一种有效的高填方段软土路基加固方法[1]，其由筋材、桩和桩间土组成的一种以桩作为竖向增强体、筋材作为水平向增强体的联合型复合地基，同时具备竖向增强体复合地基与水平向增强体复合地基的加固优点，能很好地提高地基土体承载力及减小不均匀沉降.但对于高填方段，桩网复合地基工作机理更为复杂，涉及路堤填土、桩、桩间土和筋材之间相互作用，而对承载机理的研究为高填方段桩网复合地基合理设计的基础，可见，深入研究高填方段桩网复合地基的承载机理具有重要的工程意义与理论价值.
国内外学者已对桩网复合地基的变形性能和受力特征进行了相关研究.如Hewlett等[2]用室内模型试验验证了土拱的存在，并基于弹塑性理论和极限状态分析了三维土拱效应;陈云敏等[3]改进了Hewlett的极限状态分析法，但这些研究均未考虑筋材的影响;而饶卫国等[4]根据土工合成材料在上部路堤荷载下产生抛物线形挠曲变形的假定分析了拉膜效应;陈昌富等[5]综合考虑了土拱效应和拉膜效应，并引入了Winkler地基模型推导出了桩土应力比计算公式.
然而，高填方桩网复合地基中的土拱效应、拉膜效应和桩土相互作用三者并非独立存在.目前俞缙[6]、张军[7]和赵明华等[8]通过考虑三者的共同作用得到桩土应力比的计算公式，但计算方法都较为复杂.在此背景下，本文拟通过改进的桩网荷载传递模型和假定的土工合成材料变形模式，深入分析路堤土拱效应、筋材拉膜效应及桩土相互作用，并在此基础上，推导出适用于工程实际的高填方桩网复合地基的桩土应力比计算方法，以供相关工程设计参考.
1桩网复合地基荷载传递机理分析
桩网复合地基一般由水平向增强体及竖向增强体组成，二者共同作用，对地基形成双向增强作用.众多研究表明，对于路堤荷载，当路堤高度达到一定值后，将形成土拱[9].此外，由于土工垫层的存在，促进了桩间土上部荷载进一步向桩顶转移，进而使桩土差异沉降减小，这就是水平加筋体的拉膜效应，因此，在分析桩网复合地基的荷载传递时，必须合理考虑上述土拱及拉膜效应.
1.1土拱效应分析
设路堤高度为h，等沉面高度为he（h>he），以填土表面为z轴零点，向下为正，建立路堤荷载下双向复合地基的受力模型如图1所示.
为便于分析，特做如下假定：
1）路堤填料为均质各向同性的散体材料.
2）桩与桩间土均为理想的线弹性体，忽略它们的径向变形及桩与桩之间的相互影响.
将路堤填土划分为各土柱（如图2（a）所示）.在等沉面以下，任取某土柱（高度为he，宽度为桩径d）设为内土柱，则其与外土柱由于差异沉降在界面必存在一定摩阻力.假设该侧摩阻力在桩顶与等沉面高度范围内呈线性分布[10]，则距离路堤填土表面z处内土柱侧摩阻力τ可按下式计算：
τ=0，0≤z≤h-he;
（z-h+he）fKaσpo/he，h-he≤z≤h.（1）
式中：f为内外土柱界面摩擦系数，f=tanφ;Ka为土压力系数，Ka=tan2（45°-φ/2）;φ为路堤填土内摩擦角;σpo为内土柱在网面处的平均竖向应力，kPa.
若在内土柱z深度处取一微元段dz进行受力分析（如图2（b）所示），根据竖向受力平衡条件，可得微段内土柱的受力平衡方程为：
Apσpt+γApdz+τπddz=Apσpt+Apdσpt.（2）
式中：Ap为桩体截面积，Ap=πd2/4（d为桩体直径），m2;σpt为内土柱在距离填土表面深度z处的平均竖向应力，kPa;γ为填土重度，kN/m3.
求解式（2）可得：
σpt=γz+2fKaσpodhe[z2-2（h-he）z]+C.（3）
式中：C为待定参数.考虑到填土表面至等沉面范围内（0≤z≤h-he），由于无差异沉降，内土柱与外土柱界面不存在摩阻力，则这两部分填土受到的垂直应力均为γz，即z=h-he时，有σpt=γ（h-he），代入式（3）可知：
σpt=γz+2fKaσpodhe[z2-2（h-he）z+
（h-he）2].（4）
对式（4）令z=h，可得内土柱在土工膜上表面处的平均竖向应力为：
σpo=dd-2fheKaγh.（5）
再对内土柱与外土柱的联合土柱进行整体分析，如图3所示.其中外土柱直径de为桩体的影响直径，此时内外土柱之间的摩擦力为内力，可不予考虑.由此建立联合土柱竖向平衡方程：
Aeγz=Apσpt+（Ae-Ap）σst.（6）
式中：Ae为桩体等效作用面积（Ae=πde2/4），m2;de为桩体的影响直径，m;当按照等边三角形布置桩时，de=1.05l;当正方形布置桩时，de=1.128l;σst为外土柱在距离填土表面深度z处平均竖向应力，kPa.
令m=Ap/Ae，则由式（6）可得任意截面z处的外土柱平均竖向应力：
σst=γz-mσpt1-m，h-he≤z≤h.（7）
令z=h，则由式（5）和式（7）可得土工格栅上表面处外土柱的平均竖向应力为：
σso=γh1-m（1-mdd-2fheKa）.（8）
由作用力与反作用力可知，内土柱受到外土柱的向下拖拽力产生压缩变形，则外土柱受到内土柱向上提升力产生拉伸变形，且路堤等沉面填土高度he内的内外土柱的压缩变形与拉伸变形之和应等于桩土差异沉降：
Δs=∫hh-heσpt-γzEcdz+∫hh-heγz-σstEsdz.（9）
式中：Δs为路堤底面处桩土最大差异沉降，m;Ec为路堤填土拉伸模量，kPa;Es为路堤填土压缩模量，kPa.填土的拉伸模量对应卸载回弹变形，通常Es≥Ec.为便于计算，取Es=Ec=E.
由式（4），式（7）和式（9）可得关于路堤等沉面填土高度he的隐性方程：
Δs=∫hh-he2fKaσpo[z2-2（h-he）z+（h-he）2]E（1-m）dhedz=
2fKah2eσpo3dE（1-m）=2fKah2e3E（1-m）（d-2fheKa）γh.（10）
若桩土差异沉降Δs已知，则由式（10）可得等沉面高度为：
he=3（1-m）EΔs2γh（1+2γhd3（1-m）EΔsfKa-1）.（11）
1.2土工格栅拉膜效应分析
由以上分析可知，等沉面高度计算关键在于求解桩土差异沉降Δs.而当荷载传递至土工格栅时，土工格栅在路堤荷载作用下将会产生向下弹性变形，显然，其最大扰度即为桩土最大差异沉降Δs.
建立土工格栅受力模型如图4所示，其在路堤荷载作用下形成拉膜效应[10].其中桩间距为sd，且格栅变形满足圆弧形[11]，最大变形为Δs，令，由几何关系可得格栅变形后的长度lm为：
sinθ=4β/（1+4β2）;（12）
lm=（sd-d）/2β（1+4β2）arctan（2β）.（13）
式中：β=Δs/（sd-d）.一般地，β值很小，可取arctan（2β）=2β，则由式（13）可知格栅的应变ε为：
ε=4Δs2/（sd-d）2.（14）
根据其应力应变关系，可得桩边缘处土工格栅的张拉应力为：
T=Egε=4Δs2（sd-d）2Eg.（15）
式中：Eg为土工格栅的抗拉模量，kN/m.
分析土工格栅下桩土相互作用，仍取单个桩体与其影响范围内土体形成同心圆柱体作为典型单元体进行分析（如图3（a）所示）.采用文献[12]中桩土加固区桩周土的典型位移模式：
ws=wp+αc（1-zzm）ra-eβc（ra-1）.（16）
式中：ws为桩间土位移，m;wp为桩体的位移，m;zm为中性点处的深度，m;αc和βc为待定参数.
由于不考虑径向位移，由式（16）对r求偏导数，可得土单元的剪应变：
γs=wsr=αca（1-zzm）1-βceβc（ra-1）.（17）
它与土的剪切模量之积为土单元的剪应力：
τs=Gsγs=
E0αc2a（1+μs）（1-zzm）1-βceβc（ra-1）.（18）
式中：E0，μs分别为桩间土的变形模量与泊松比.对于任意的z，当r=b时，τs=0，则
1-βceβc（ba-1）=0.（19）
由式（18）可得在z=0处桩侧剪应力（摩阻力）：
τsa0=E0αc2a（1+μs）（1-βc）.（20）
假设桩顶处桩侧摩阻力达到了某极限值的某一水平R（R的取值根据工程具体情况确定，当地基土为软土时，其不排水抗剪强度较小，可认为桩顶处桩侧摩阻力达到最大值，即取R=1），即当z=0时，τsαo=Rτf，则
E0αc2a（1+μs）（1-βc）=Rτf.（21）
联立式（19）和式（21）即可求得αc和βc，代入式（16），令z=0，r=b即可求得桩顶表面处桩土差异沉降：
Δs=ws-wp=αcba-eβc（ba-1）.（22）
2桩土应力比的求解
将式（22）求得的桩土差异沉降Δs代入式（11）即可求得等沉面高度he，再代入式（15）即可求得土工格栅的张拉应力T.然后将求得等沉面高度he代入式（5）和式（8）即可求得土工格栅上表面处桩上平均应力σpo和土上平均应力σso.
考虑桩顶部分的格栅受力（如图4（b）所示），对桩顶部分的格栅进行受力分析，由竖向平衡条件可得：
Apσp=Apσpo+πdTsinθ.
即σp=σpo+4dTsinθ.（23）
同理可得：
σs=σso-4m（1-m）dTsinθ.（24）
式中：σp为土工格栅下桩顶面的平均竖向应力，kPa;σs为土工格栅桩间土顶面的平均竖向应力，kPa.然后将σpo，σso，T和sinθ代入式（23）和式（24）即可求得桩顶平均竖向应力σp和σs，进而可求得桩土应力比n=σp/σs.
n=σpσs=σpo+4dTsinθσso-4m（1-m）dTsinθ=
（1-m）4Tsinθ（d-2fheKa）+γhd2γdh（d-2fheKa-md）-4mdTsinθ（d-2fheKa）.（25）
由式（25）可知，高填方段桩土应力比与填土重度γ与高度h，填土的压缩模量Es，填土的内摩擦角φ，桩体直径d，相邻桩体轴心距Sd，置换率m，桩顶摩阻力发挥系数R，桩间土变形模量E0等参数有关.
3工程案例分析
3.1工程案例1
杭州市绕城高速公路（北线）桥头深厚软基处理工程试验段（K28+730～K28+870）[13]主要地层为粉质黏土（厚1.4～1.6m）、淤泥（厚5.0～7.0m）和粉质黏土（厚5.1～6.4m）.采用桩网复合地基加固路基，桩径为500mm，三角形布置，桩间距1.3m，桩顶设有砂垫层和土工格栅.根据室内外试验结果并参照文献[12]，取填土内摩擦角φ=30°，填土压缩模量Es=15MPa，填土重度γ=20kN/m3，桩间土变形模量Eo=2.7MPa，路堤高度h=5.18m，土工格栅的抗拉模量Eg=500kN/m，参照文献[14]，取桩顶摩阻力发挥系数R=1，桩侧极限摩阻力τf=20kPa，参照土体泊松比的取值范围取桩间土的泊松比μs=0.4.利用本文推导的新公式计算的桩土应力比与实测值进行对比，计算结果见表1.从表1可以看出，本文计算结果与实测值相比文献[6]更为接近.
3.2工程案例2
浅析条形基础复合地基的沉降计算 第7篇
相对于筏板基础而言, 条形基础采用复合地基进行地基处理后, 其沉降计算要考虑相邻条形基础间的相互影响, 计算过程更加繁琐, 沉降计算结果具有更大的不确定性。以实际工程为例, 依据现有工程设计规范, 就条形基础复合地基沉降的计算方法进行了分析和探讨。
1工程案例
某工程为地下1层, 地上8层建筑, 框剪结构, 条形基础, 设计要求复合地基承载力特征值, 复合地基设计参数如表1所示。
注: * 为经验值。
基础落在第3层黄土状粉土层上, 天然地基承载力特征值fak= 120 k Pa, 经深宽修正后, 天然地基承载力仍不满足要求。地基的湿陷等级为I级 ( 轻微) , 可按一般地区的规定设计。综合考虑, 本工程采用夯实水泥土桩进行地基处理。夯实水泥土桩设计桩长4. 70 m, 施工桩长5. 00 m, 保护桩长0. 30 m, 桩径350 mm, 桩端进入4层粉土。桩体材料为水泥和土的混合料, 水泥与土的体积比为1 ∶ 6。水泥采用P. S. a32. 5级矿渣硅酸盐水泥。夯实水泥土桩单桩竖向承载力特征值取84 k N, 置换率取12. 57% , 计算复合地基承载力特征值fspk= 204. 23 k Pa, 满足设计要求。
2沉降计算分析
2. 1复合地基沉降计算方法
目前通常的做法是将复合地基沉降量分为两部分: 复合地基加固区变形量和加固区下卧层变形量, 按照《建筑地基处理技术规范》 ( JGJ79 - 2012) [1], 《建筑地基基础设计规范》 ( GB50007 - 2011) [2], 变形计算采用应力面积法。该计算方法简单, 在现阶段复合地基沉降计算中应用普遍, 沉降计算过程如下:
S—地基最终变形量 ( mm) ;
ΨS—沉降计算经验系数;
p0—对应于荷载效应准永久组合式的基础底面处的附加压力;
Esi—基础地面下第i层土的压缩模量;
zi、zi - 1—基础底面至第i、i - 1层土底面的距离;
—基础底面到第i层和第i - 1层土底面范围内的平均附加应力系数;
加固区下卧层压缩模量选取对应附加压力段的土层压缩模量, 复合土层的压缩模量可按下式计算:
以基础外轮廓线的左下角作为坐标原点建立坐标系, 将条形基础按纵、横向划分成若干个矩形基础, 按照应力叠加原理, 采用角点法进行计算。
2. 2条形基础复合地基沉降计算
在不考虑相邻基础影响的情况下, 选取较宽的条形基础进行沉降计算, 本次计算选用1点所在横向基础; 仅考虑横向基础影响时, 选取4个横向基础进行沉降计算; 当横向和纵向的基础影响均考虑时, 选取所有的横向和纵向基础进行计算, 此时应做好基础划分, 避免因横向和纵向基础交叉部位荷载的重复叠加导致沉降计算结果偏大情况的出现。
此外, 选取整个基础外轮廓所包围的基础范围, 按照筏板基础进行了沉降计算, 以期更好的分析基础间相互影响的大小。沉降计算时, 尽可能选取相邻位置勘察钻孔的土层资料, 计算了基础偏中间位置的4个点位和基础偏外侧的2个点的沉降, 沉降计算结果如表2所示。
3沉降计算结果分析
通过对上述计算结果进行分析, 可以得出以下几点:
( 1) 基础间的相互影响对于偏中间点位置的影响明显大于偏外侧的沉降计算点;
( 2) 条形基础复合地基沉降计算的重点是怎么划分条形基础, 避免荷载的重复叠加;
( 3) 条形基础复合地基沉降计算时, 应避免过度简化。即便如本工程这种条形基础面积占基础外轮廓所围成的面积达到72. 13% 的情况下, 简化成筏板基础进行沉降计算仍存在较大偏差, 除初步核算沉降量外, 沉降计算仍应按照基础实际形状, 合理划分沉降计算单元后再进行计算, 以免因沉降计算超出设计允许值而增加置换率或增加桩长, 造成复合地基设计过于保守, 增加工程成本, 产生浪费。
4结语
在目前地基基础设计对沉降要求越来越重视的情况下, 在进行条形基础下的地基沉降计算时, 应尽可能做好基础的划分, 使其更接近真实的基础形状, 避免因沉降计算的过度简化。同时, 鉴于目前地基变形计算理论仍有很大发展空间, 沉降计算理论值和实际沉降监测结果之间还有较大差距, 作为工程技术人员, 需要更好的将理论与实践相结合, 总结地区的设计经验, 更好地为工程建设服务。
摘要：条形基础下的复合地基沉降计算通常存在过度简化的问题, 本文通过一个工程案例, 计算了几种简化情况下的复合地基沉降量, 并对沉降计算结果进行了一定程度的分析和总结。
关键词：复合地基,沉降计算,条形基础
参考文献
[1]JGJ79-2012.建筑地基处理技术规范[M].北京:中国建筑工出版社, 2012.
复合计算 第8篇
关键词：水池,软土地基,复合桩基
软土地基采用桩基础设计的原因有2种:一是地基承载力的不足, 用桩基将上部结构的荷载传递到深层有效的持力土层中去;二是天然地基发生较大的沉降变形, 需采用桩基来减少沉降量。不能采用天然地基的原因往往并不是天然地基强度的明显不足, 而是高压缩性地基产生的大沉降。沉降控制复合桩基设计是桩基础设计中的一个重要分支。它以沉降量控制为原则, 考虑桩基与承台共同承担上部结构荷载的一种设计方法, 能在节省用桩量的前提下确保沉降量控制在容许范围内。本文结合某污水处理厂SBR生物池结构设计, 主要介绍在上部集中荷载作用下, 通过人工调节桩基支承刚度的沉降控制复合桩基设计。
1工程概况
某污水处理工程位于浙江省一沿海小岛, 沿海海岸为滨海地带, 地貌单元属浙东丘陵滨海岛屿区, 工程建设规模处理污水能力为近期2.5 万m3/d、中期5 万m3/d、远期10 万m3/d, 土建部分按 5 万 m3/d考虑。
主要的水处理构筑物有进水泵房、细格栅及旋流沉砂池、絮凝反应池、SBR生物池、储泥池、紫外线消毒池等共8类单体, SBR生物池为其中平面尺寸最大的单体, 为1组2座设计。
2工程地质及水文地质
场地位于岛屿西侧, 为天台山北延余脉, 在微地貌上场地属于海岛滨海平原地带, 地面绝对标高为-3.80～1.38 m (1985国家高程基准) , 场地平缓, 原为盐田, 覆盖层普遍较厚, 主要为第四纪海相沉积的软弱土层。
勘察期间实测稳定水位埋深为0.00～0.95 m, 在钻探所达深度范围内, 场地地层层序及岩土分别为①层粉质黏土, 层厚0.20～0.60 m, 层顶埋深0.00～0.00 m;②层淤泥质粉质黏土, 层厚17.00～37.50 m, 层顶埋深0.00～0.60 m;③1层淤泥质黏土, 层厚1.00～26.50 m, 层顶埋深17.00～33.30 m;③2层黏土, 层厚0.70～17.40 m, 层顶埋深26.30～44.20 m。各层地基承载力及桩基设计参数见表1。
表中, Es为地基土压缩模量;fak为地基承载力特征值;qsa为桩周土摩阻力;qpa为桩端土阻力。根据勘察报告, 该场地土含水量高, 软弱土埋深达40 m左右, 埋深40 m以下是③2层持力土层。
3结构布置
SBR生物池为1组2座设计, 单座水池内净尺寸为49.40 m×44.95 m, 池高6.30 m, 2座水池间净距2.90 m。设计地面标高3.20 m, 池顶标高7.55 m, 水池底板顶面标高1.25 m, 底板顶埋深为1.95 m。池壁厚度为0.55 m, 底板外挑0.50 m, 属典型的矩形敞口浅埋水池。池体横向设1道变形缝, 竖向设1道后浇带。图1为单池平面图, 图2为单池立面图。
由于拟建场地环境敏感, 要求池顶加设永久顶盖, 上部建筑专业限于顶盖跨度较大, 所以须在池内设1排独立ϕ500 mm圆柱。根据最不利荷载组合计算, 上部建筑独立单柱竖向荷载为770 kN, 独立双柱竖向荷载达2×450 kN, 而池内底板均布荷载 (水重+底板重) 在84 kN/m2左右, 地基承载力已不能满足规范及正常运行要求, 结构沉降在344 mm左右;如采用③2层淤泥质黏土为持力层的桩基, 经计算, 单池需采用450 mm×450 mm×42 m的钢筋混凝土方桩720根, 单池土建与设备的造价比远远超过正常值。
4设计思想和设计理论
根据理论分析及荷载试验表明, 对于软土中承台与土始终保持接触, 桩和承台共同承担外荷载的复合桩基, 其荷载与沉降的关系一般如图3所示, 这一关系也可简化用图3中的折线OABC表示。
图3中Pa近似为桩基中各单桩承载力之和, P为外荷载, Pu为桩基极限承载力总和, 在与Pa相对应的A点处有较明显的转折。关于桩与承台分担外荷载的规律比较复杂, 且会随着时间与外荷载的大小而变化。若不考虑时间因素, 在沉降达到基本稳定的条件下, 当荷载较小时, 主要由桩承担外荷载、承台居次要地位;随着荷载的增大, 承台逐步发挥作用。当荷载 (P) 超过桩基中各单桩极限承载力之和 (Pu) 后, 桩始终承担Pa, 而承台则承担外荷载超过Pa的余下部分。此时复合桩基的沉降包括两部分:即群桩承担荷载所产生的沉降及承台承担荷载所产生的沉降, 这两部分沉降可分别按常规刚性群桩和天然地基上浅基础情况进行沉降计算, 两者的叠加即为复合桩基的沉降。
桩基沉降S1 通常采用以Mindlin 应力公式为依据的单向压缩分层总和法进行计算。根据沉降计算荷载, 采用Geddes基于Mindlin应力公式积分得出的单桩荷载在半无限体地基中的应力计算公式, 考虑群桩在土体中产生的附加应力叠加, 求得桩端平面以下地基中竖向附加应力, 再采用分层总和法计算桩基的沉降:
undefined
式中:ψp为沉降计算经验系数, 根据软土地区复合桩基沉降计算经验, 取ψp=1.0;Q为桩基竖向荷载准永久组合作用下的附加荷载;l为桩长;m为桩端平面以下压缩层范围内的土层数;Esj, i为桩端平面以下第j层土在自重应力至自重应力加附加应力作用段的压缩模量;nj为桩端平面以下第j层土的计算分层数;hj, i为桩端平面以下第j层土的第i个分层厚度;n为桩数;α为桩端阻力比, 即桩端阻力与桩的附加荷载之比; Ip, k为第k根桩桩端阻力引起桩端平面以下第j层土第i个分层的附加应力系数;Is2, k为第k根桩桩侧摩阻力引起桩端平面以下第j层土第i个分层的附加应力系数。承台地基沉降S2 按天然地基上浅基础情况进行计算:
undefined
式中:ψs 为地基沉降计算经验系数;n为承台下压缩层范围内的土层数;P0 为竖向荷载准永久组合作用下的承台底附加压力;Esi为基底下第i层土的压缩模量, 按实际应力范围取值;zi、zi-1分别为基础底面至第i层土及第 (i-1) 层土底面的距离;undefined、undefined分别为平均竖向附加应力系数。
5调整桩基支承刚度分布的沉降计算
由于本设计中的池内柱下集中荷载与由结构自重及池内水重所引起的均布荷载相差较大, 均匀布桩将引起底板受力的不平衡及差异沉降。设计时, 在确定总桩数的情况下, 通过合理布桩对桩基刚度在平面内的分布进行人为调整, 并结合桩数的调整, 使桩顶与基底的联合反力分布更加合理, 进一步综合优化复合桩基设计。
桩基支承刚度在平面上分布的基本原则是支承刚度大的区域与上部荷载集度大的区域相对应, 以有利于减少整体沉降, 同时减少或完全消除局部的不均匀沉降, 达到减少基础内力的目的[1]。
桩基支承刚度分布可以采取调整桩径、桩间距和桩长等数据, 实现多种组合。本工程中桩基布置根据上部荷载情况采用了等径不等距的组合方式。根据上部建筑中柱、边柱、角柱的不同荷载情况, 局部采用了分别按4桩承台、2桩承台等不同的布桩形式;同时, 中心柱下4桩承台局部加厚以提高承台刚度, 通过上述措施来实现减少结构沉降及差异沉降的目标。
选用350 mm×350 mm×26 m国标预制方桩, 单桩承载力特征值为250 kN, 均布荷载处按6～7倍桩距的复合桩基布桩。采用相关桩基础设计计算软件, 考虑相邻基础沉降影响, 1组2座水池一并计入计算, 得出设计最大沉降量约68.5 mm, 最大沉降位于横向变形缝处的独立柱下。桩位布置及沉降计算结果见图4。
本工程已顺利竣工, 正常运行期实测的SBR池沉降在30～35 mm之间, 完全满足规范及设计要求。
6结语
在底板承台承受多种不同形式荷载共同作用的情况下, 采用集中布桩与均匀布桩协调配置的桩基布置形式, 人为调节桩基支承刚度分布的概念, 为复合桩基优化设计的实现提供了可靠途径, 在进一步解决复合桩基设计“质”的问题方面给出了具有工程意义的设计方法。
参考文献
一种生态砌块复合挡墙的设计与计算 第9篇
河道、库坝、公路、铁路和矿山等边 (护) 坡的传统治理过程中, 长期以来由于比较片面地保证防洪、防止水土流失和边坡的稳定等功能, 多采用传统的挡墙技术如浆砌石挡墙、现浇混凝土挡墙和加筋土挡墙, 在基本实现防止水土流失和保证边坡稳定性的同时, 原有生态系统全部或部分被墙体割裂, 破坏了河道和湖泊等生态系统的完整性, 对河道和湖泊等生态系统造成了胁迫效应;挡墙的外立面无法进行植物的生长, 立面单调灰暗, 与周围环境格格不入, 对实现水利、公路、铁路和矿山等工程长期稳定、保护水环境和维持自然生态环境的和谐方面影响极大[1,2]。
为克服传统挡墙的以上缺点和达到生态效果, 国内外推出了很多加筋土小型砌块挡墙, 一定程度上实现了生态功能, 在国内外都有着广泛的应用, 但由于:1) 该类小型砌块挡墙砌块是由普通混凝土制成;2) 砌块之间仅通过自锁连接。因此导致:a.该类小型砌块恢复与重建生态系统效果差, 挡墙将河岸和河道割裂为两个独立的生态系统, 不利于原有的生态系统的恢复与重建;b.适应变形能力相对较差;c.绿化效果持久性差或稳定性不够。为了增强挡墙的适应变形能力, 国内外一些厂家和机构同时推出了一些柔性生态挡墙[3,4], 如生态袋、植生袋、植被毯和椰网等。但挡墙的适应变形能力的增强是以牺牲挡墙的刚度、抗冲刷能力和耐久性为代价的。
生态砌块复合挡墙技术是在综合上述两类生态挡墙的优点的基础上, 采用完全透水的高强反滤生态混凝土材料预制的线性流畅优美的M形空腔砌块和柔性生态材料棕榈纤维复合而成的新型生态复合挡墙, 具有高强耐久、适应变形能力强, 防波浪冲刷、自然排水透水、实现植物生长和生物繁殖等促进自然生态环境以及营造自然景观等突出的优点, 有效地避免、缓解或补偿了工程对生态系统的负面影响, 保持了生态系统的完整性, 同时还保证了生态系统具有很强的自发性修复能力, 使河道、库坝、公路、铁路和矿山等边 (护) 坡的治理不但造福当代, 而且为可持续性发展留下了足够的空间, 实现了安全与生态护岸 (坡) 并重的目的。
1 生态砌块复合挡墙方案设计
该自嵌式生态砌块的尺寸如图1所示, 三孔M形结构, 三孔按大小呈品字排列, 长为840 mm, 宽为400 mm, 高为600 mm。采用高强度透水生态混凝土预制, 砌块砌筑时上下层通过错开方式砌筑形成自锁卡接, 形成半刚性连接, 顺护坡长度方向每层每个砌块的三孔对齐联通形成三个中空通道, 在护坡外侧最大的通道里填充棕榈纤维, 作为挡墙的横向加筋体, 形成柔性连接。
生态砌块复合挡墙砌块由高强透水生态混凝土预制而成, 使得挡墙具有强度高, 抗冲刷能力强的特征, 整个墙体完全透水, 墙后的水体可以快速排出, 适应自然水体的水位变化, 提高边坡稳定性。竖向错位砌筑, 既能自锁固定, 又实现了土工格栅与砌块的锚固卡接, 挡墙的整体稳定性好, 边 (护) 坡稳定性好, 施工方便。
顺护坡长度方向三个中空通道砌块强度靠外侧最大的通道充填棕榈纤维, 既是挡墙的横向柔性连接, 作为挡墙的横向加筋体, 在进一步保证挡墙整体性的同时还能使挡墙适应一定的地基不均匀沉降, 增强了挡墙的适应变形能力, 同时棕榈纤维还充作植生的营养基, 使得挡墙后的土壤养分通过透水砌块的孔隙寄存在该营养基上, 保证持续永久的绿化植生效果。靠内侧的两个中空通道能够作为水生生物的栖息场所。砌块的小型化和棕榈纤维的较高抗拉力, 能够适应不规则的坡面铺设, 减少边 (护) 坡的修整工作量。
生态砌块复合挡墙砌筑方式如图2所示。
2 生态砌块复合挡墙的有限元分析
为了进一步对挡墙的变形和强度进行分析, 采用Ansys有限元分析软件对该生态砌块复合挡墙进行计算[5]。
参数设定:C25混凝土, 弹性模量为28.0 GPa, 泊松比为0.2, 高强反滤混凝土密度为2 000 kg/m3, 浮密度1 000 kg/m3, 弹性模量为28.0 GPa, 泊松比为0.2, 挡墙高3 m, 模型每0.1 m划分为一个单元。土工格栅长3 m, 被挡土重度19 k N/m3, 浮容重为9 k N/m3, 加筋土横截面尺寸宽3 m, 高3 m, 压缩模量取10 GPa, 泊松比取0.3, 加筋土密度为1 900 kg/m3, Ka计算值为0.301, 分布土压力底部最大值q=20 167 N/m2, 重力加速度为10 m/s2。经Ansys计算分析的结果如图3~图7所示。
3 计算结果分析
从Ansys分析软件计算的数据结果中, 将各项位移和应力的最值统计见表1, 表中位移单位为m, 应力单位为Pa。从Ansys计算的反力值lis文档中可以看到, 反力在X方向都是受压, 最大压应力为2.55 k Pa, 反力在Y方向都是受拉, 最大拉应力为11.80 k Pa。
1) 变形验算。由表1可以看出, X方向最大位移值为0.00 266 mm, Y方向最大位移值为0.004 91 mm, 由结构变形图可知, 其最大变形量为0.006 5 mm, 根据混凝土设计规范变形要求, 考虑挡墙最大变形量可达L/650 mm, 所以3 000/650=4.62 mm, 从变形的角度来讲, 满足设计要求。
2) 反力验算。反力在X方向都是受压, 最大压应力为2.55 k Pa, 反力在Y方向都是受拉, 最大拉应力为11.80 k Pa。基础若为C20混凝土, 则其抗拉强度设计值为1.1 MPa, 抗压强度设计值为9.6 MPa, 必然满足设计要求。
3) 强度验算。从表1可知, X方向最大拉应力为1.448 k Pa, 最大压应力为38.306 k Pa;Y方向都为压应力, 且最大值为0.185 MPa;第一主应力最大拉应力为1.517 k Pa, 最大压应力为33.638 k Pa。挡墙砌体由C25混凝土制成, 抗拉强度设计值为1.27 MPa, 抗压强度设计值为11.9 MPa, 故必然满足设计要求。
4 结语
设计的生态砌块复合挡墙是一种新型的真正意义上的生态挡墙。
1) 强度高, 抗冲刷能力强。生态砌块复合挡墙砌块由高强透水生态混凝土预制而成, 砌块强度可达到25 MPa~30 MPa, 抗冲刷能力强。
2) 整体性好, 稳定性好。砌块砌筑时上下层通过错开方式砌筑, 竖向错位砌筑, 既能自锁固定, 又实现了土工格栅与砌块的锚固卡接, 挡墙的整体性和稳定性好, 生态砌块复合挡墙砌块由高强透水生态混凝土预制, 墙体内外的水及养分可以自由进出砌块混凝土, 而墙体内的土体不会带出, 同时墙体后设置的反滤体既保证了地下水可以自由排出, 减少边坡的静水压力, 又避免了土体从砌块间缝隙中流失, 造成墙后土体掏空现象, 提高了边坡的长期稳定性。
3) 适应变形能力强。挡墙的横向棕榈纤维柔性连接, 作为挡墙整体的柔性加筋体, 在进一步保证挡墙整体性的同时还能使挡墙适应一定的地基不均匀沉降, 增强了挡墙的适应变形能力。
4) 生态亲和性好, 重建河岸生态系统。生态砌块复合挡墙砌块由高强透水生态混凝土预制, 砌块的高孔隙率和透水性, 最大程度地保证了挡墙两侧的生态系统的完整性, 减少了对生态系统的胁迫效应, 生态亲和性好。反滤混凝土材料的多孔性也便于水中微生物附着形成生物膜, 利用挡墙系统中水生植物、微生物、多孔混凝土表面生物膜自净功能, 可提高河道净化水体的能力。顺护坡长度方向的靠内侧的两个中空通道能够作为水生生物的栖息场所, 进一步加速生态系统的自我修复与重建。
5) 环保性好, 植生效果好。棕榈纤维为天然有机材料, 3年~5年后, 在植物根系和微生物的作用下, 自然降解为有机土壤, 环保性好, 并和植物根系形成一层稳定的植生营养基, 使得挡墙后的土壤养分通过透水砌块的孔隙寄存在该营养基上, 保证持续永久的绿化植生效果。棕榈纤维具有吸热、保温、保水的特性, 能促进草籽发芽, 有利于植物生长。
6) 施工简便, 适用范围广。砌块的小型化, 重量轻, 两人无需任何机械皆可以施工, 施工简便, 上下层砌块的自定位功能使施工速度较快, 在施工条件恶劣的情况下也能快速施工, 砌块的小型化和棕榈纤维的较高抗拉力, 能够适应不规则的坡面铺设, 适应范围广, 同时减少边 (护) 坡的修整工作量。
7) 经济性好。顺护坡长度方向每层每个砌块的三孔对齐联通形成三个中空通道既能加强挡墙的生态效果, 同时还能降低挡墙的造价, 砌块的小型化和自定位功能, 能快速方便施工, 经济性好, 棕榈纤维为天然有机材料, 价格低廉, 养护成本低。
参考文献
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[3]任术江, 李斌.砌块挡土墙在南水北调天津干线工程中的应用[J].内蒙古水利, 2013 (3) :113-114.
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有机复合绝缘子串电位分布特性计算 第10篇
1 有机复合绝缘子电位分布计算
1.1 有机复合绝缘子电位分布的有限元计算模型
工频交流电压产生的电磁场是时间的函数, 并非实际意义上的静电场。由于工频电压随时间的变化非常缓慢, 时变电磁场中各处的感应电场远小于库伦电场, 电场近似为无旋, 因此这时的电磁场可作为电准静态场 (EQS) 考虑。对于清洁干燥状态下的绝缘子, 电场中的位移电流密度远远大于传导电流密度, 电场按绝缘介质的介电常数分布, 此时的电准静态场可简化为静电场问题求解。
对于绝缘子周围电场, 由于计算区域中自由电荷密度ρ=0, 则其数学问题归结于拉普拉斯方程边值问题的求解:
其中φ为电位函数。φt表示与绝缘子连接的杆塔电位为0, φcond表示计算中导线为等电位体, 且电位值非0。与边值问题对应的能量泛函为:
Ω为所研究的场域, F为整个场域中所储存的静电能量。ε0和εr分别是空气、有机复合材料的相对电介质常数。
有限元法将整个待求解的场域划分为有限个互不重叠的单元, 每个单元内所储存的能量由单元边界上的电位决定。由变分原理可知, 拉普拉斯方程的求解可转化为对能量泛函求极值的变分问题。因此能量函数对电位分布的导数是重要的。在单个离散单元中, 能量对插值点电位的导数为:
Fe为离散单元中储存的静电能量;φi为节点i处的电位。
整个系统中能量极小可由一组极小化方程表示:
[K]为总体刚度矩阵。
通过计算机采用Jacobin、Gauss-Seidel、SOR迭代法等数值计算方法对方程求解即可得到电位分布。场域内任意一点的电场强度可以通过对电位求梯度导出。
本文研究的330 k V线路悬式有机复合绝缘子型号为FXBW-330/100, 有机复合绝缘子几何参数如表1所示。
mm
有机复合绝缘子为轴对称的结构, 本文选择“体-扫略”法进行剖分。即先对绝缘子纵向界面进行面剖分, 再以绝缘子中心线为轴环绕整个绝缘子进行体剖分。图1为有机复合绝缘子剖分图。
1.2 杆塔、导线和复合绝缘子有限元模型的计算
本文建立杆塔、导线和复合绝缘子组成的三维计算电场模型。其中导线为2×LGJ-400/50双分裂导线, 子导线外径为27.68 mm, 间隔为400 mm;为减小“导线两端效应”对电场的影响, 模型中导线长度取为20 m。杆塔模型参考330 k V输电线路常用的ZMT1型直线塔边相, 绝缘子悬挂处离地高度为25 m, 悬挂处距离杆塔主干6 m, 杆塔横担总长6.5 m。按照上述模型分别对“无导线, 无杆塔”、“有导线, 无杆塔”、“无导线, 有杆塔”和“有导线, 有杆塔”四种模型进行定量计算, 通过计算可得有机复合绝缘子表面电位分布曲线如图2所示。
结果表明“无导线、有杆塔”和“无导线、无杆塔”情况下电位分布曲线差别不大, 此时杆塔对绝缘子周围电场影响不明显。“无导线”情况下绝缘子表面电位随着远离高压端急剧下降, 前20%的泄漏距离承担了80%的电压降, 靠近高压端电场分布极不均匀, 靠近低压端的电位分布接近于均匀分布。当考虑导线影响时, 绝缘子靠近高压端的电位分布较“无导线”情况下有所改善。“有导线、有杆塔”和“有导线、无杆塔”时相比, 绝缘子靠近低压端20%泄漏距离所承担的电压降由25%降低至20%。
通过以上分析可以得出:杆塔和导线对绝缘子周围电场有明显的影响, 导线和杆塔分别对绝缘子靠近高压端和靠近低压端的电位分布起到改善作用。实际工程中可利用大截面导线或分裂导线使高压端处绝缘子承担的电压降低。
2 覆有均匀污层绝缘子的电场和电位分布计算分析
绝缘子表面污秽受潮后形成一导电层, 此时绝缘子周围电场不再满足静电场条件, 必须作为电准静态场 (EQS) 考虑。由于绝缘子两端电压为工频交变电压, 电流连续方程可通过复数形式表示为:
γ为材料电导率, 单位S/m;ω为电源角频率, 单位rad/min。
工频场域Ω内所储存的能量为:
将电场强度E用电位的负梯度替换, 则上式可改写为:
通过有限元法对整个场域内的能量极小化就可得到场域内的电位分布。
绝缘子表面污层厚度仅有几毫米, 其数量级远远小于整个绝缘子尺寸。这种情况下, 二维有限元模型中可以用厚度足够小的电阻性材料覆盖在绝缘子表面等效。但在三维有限元模型中, 覆盖在绝缘子表面的极薄电导层将不利于有限元模型的剖分, 会产生很高的剖分出错率;即便采用尺寸足够小的单元精确剖分, 由于单元尺寸的过渡需要一定的空间, 会使整个模型的剖分单元及节点数剧增, 消耗大量计算时间和计算机内存。
基于以上原因, 在建立三维有限元计算模型时, 用2D表面单元来模拟绝缘子表面污层。该2D表面单元在建立过程中被赋予潮湿污层的电导属性, 在整个有限元模型中忽略物理厚度。这样可以实现在有限元计算中考虑到了绝缘子表面污秽层的影响, 同时又避免剖分小尺寸几何体。对于覆有潮湿污层的绝缘子, 工频场域Ω内所储存的能量为:
Ω1为计算电场域;Γ为绝缘子表面;n为绝缘子表面法向单位向量;
p、q为绝缘子表面正交单位向量;t为绝缘子表面污层厚度。
上式中第一项为整个场域内储存的电场能, 第二项为污层产生的焦耳能。由于污层厚度很小, 可以假定电位φ沿绝缘子表面法线方向不变化, 即φ/n=0, 此时公式中第二项可改写为:
上式将对绝缘子表面污层的体积分转化成对绝缘子表面的面积分, 即将三维问题转化为二维问题。同时可以看出, 绝缘子表面污秽物质的电导率γ与污秽层厚度t的乘积可视为单个独立参数, 污层的几何厚度可转化为电气参数。该参数即为IEC 60507中所定义的污层电导率K。
图3为有机复合绝缘子在污层电导率K为10-6S时的电位云图。与清洁干燥状态下电位云图比较, 等电位线沿绝缘子轴线向低压端抬升, 在绝缘子附近以近似水滴状向周围扩散, 绝缘子表面电位分布趋于均匀。
图4为有机复合绝缘子不同污层电导率下表面电位分布曲线。当污层电导率K≥10-6S时, 绝缘子表面电位分布主要由污层电导率决定, 表面电位随泄漏距离以近似线性变化, 此时绝缘子周围电场为纯阻性;污层电导率K≤10-9S时, 表面电位分布与清洁干燥情况下的基本相同, 绝缘子周围电场为纯容性, 几乎不受污层电导率影响;污层电导率K在10-9~10-6S范围时, 绝缘子表面电位分布由污层电导率与绝缘介质的介电常数共同决定, 电场呈阻容性质。结合表2可知当有机复合绝缘子表面污秽等级在Ⅰ~Ⅳ级、潮湿均匀状态下周围电场为纯阻性。
3 结语
当K≤10-9S时, 导电污层对电场的影响很小, 电位分布由电介质常数决定;当10-9S
参考文献
[1]樊亚东, 文习山, 李晓萍, 邓维.复合绝缘子和玻璃绝缘子电位分布的数值仿真[J].高电压技术, 2005, 31 (12) :1-3.
[2]司马文霞, 邵进, 杨庆.应用有限元法计算覆冰合成绝缘子电位分布[J].高电压技术, 2007, 33 (4) :21-25.
[3]王斌, 彭宗仁.500kV线路绝缘子电压分布的有限元法计算[J].电瓷避雷器, 2003 (1) :13-15.
复合计算 第11篇
随着空间飞行器技术的发展和信息化综合应用概念的不断演化, 飞艇以定点长时滞空的特点, 在通信、测量、应急救灾等领域作为空中平台的商业应用前景和战略价值不断受到关注[1,2]。
对于飞艇而言, 以太阳辐射为主的空间热辐射环境[3]会引起其超热呈现昼夜周期性变化特征, 导致飞艇昼夜温差过大, 平衡重量周期波动, 不利于飞艇的长期稳定驻空。因此, 温度控制成为飞艇研制过程的重要关键技术之一。
从循序渐进的角度考虑, 飞艇热特性分析是开展热设计工作的重要理论支撑, 需重点研究。目前, 飞艇热特性研究工作主要集中在热力学建模方面, 且尚无建立可靠的工程计算模型。其中, 飞艇热边界主要采用壁面等热流密度的简化处理方法, 没有体现飞艇表面曲率以及飞艇姿态的影响, 导致热仿真出现不同程度的误差。本文以传热模型中的太阳辐射特性为切入点, 引入飞艇运动姿态和太阳辐射影响参数, 对飞艇表面受热辐射强度的分布特性进行研究分析, 提出了复合姿态下飞艇表面受太阳辐射热流的通用计算方法。
2 飞艇模型
飞艇选取椭球体作为研究对象, 椭球体半轴分别为65m, 25m, 25m。
定义地表笛卡尔坐标系:x轴指向正北, y轴指向正西, z轴指向正天。以飞艇各特征轴线为坐标轴, 定义飞艇体坐标系, 沿航向特征轴为x’轴, 沿水平特征短轴为y’轴, 沿向上垂直特征轴为z’轴。
2.1 坐标变换
体坐标系中, 艇体空间曲面方程为:
引入航向角, 俯仰角, 横滚角, 将体坐标系向笛卡尔坐标系进行变换:
艇体空间曲面方程可表示成函数形式:
同理, 按公式2将体坐标系下的法线分量向笛卡尔坐标系进行变换:
2.2 计算网格构建
采用面向对象程序设计C++语言进行编程, 通过无限插值数值算法[4], 表面法线求解以及上述坐标变换算法, 构建复合姿态下的飞艇表面计算网格, 如图2。
2.3辐射热流计算
通过网格划分, 飞艇表面任一微元可视为平面, 其法线与入射的太阳辐射均存在一定夹角, 如图3。
沿地表笛卡尔坐标系, 将太阳辐射分解, 借用矢量的概念表示为
对于飞艇表面任意点, 在向阳面上接受的太阳辐射为辐射在曲面法向上的分量, 而在背阴面上辐射量为零, 具有明确的物理意义, 可表示为:
对于向量夹角判断, 可采用以下两种方法计算。
2.2.1 向量点乘算法
此种算法, 物理意义明确, 但求解计算量相对较大。
2.2.2 向量叉乘算法
3 飞艇表面辐射量计算
数值仿真结果显示, 飞艇表面表现出明显的三维特性, 时, 飞艇为偏南向飞行, 同时有一定的俯仰角, 因此在头部位置受辐射量较大, 尾部较少;由于横滚角及太阳方位角的存在, 在飞艇背部 (正顶部为太阳能电池阵列) 又表现出非对称特性。
改变航向角, 俯仰角, 横滚角, 太阳高度角, 方位角A, 对飞艇表面辐射热流分布特性进一步分析显示:飞艇的旋转体特性使得航向角, 横滚角变化时, 局部表面热流分布存在差异, 但艇体受热总量不变;相比俯仰角, 太阳入射角的变化对球体表面受热分布影响更大, 这与实际情形相吻合。
需要注意的是, 太阳辐射强度及相关角度参数是关于地理纬度、季节、时间等参数的函数, 对具体状态的辐射热流分布分析需具体考虑这些因素的影响。
4 结束语
本文通过引入航向角, 俯仰角, 横滚角, 太阳高度角, 方位角A, 就飞艇表面受辐射的进行了研究, 分析了表面热流分布特性, 并提出了一套多姿态下飞艇表面受太阳辐射热流的计算方法。
此计算方法对大气辐射、地球反射、云层反射、地球红外辐射等其他辐射形态在各时段对飞艇表面辐射量的分布特性研究提供了参考依据;并为后续平流层飞艇太阳能电池阵列布置、飞艇传热模型研究以及囊体热应力分析提供研究基础。
参考文献
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[4]陶文铨, 数值传热学[M], 西安交通大学出版社, 2001.
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