广义双剪应力强度理论对中细砂岩的应用

本文讨论了在真三向压缩应力状态下中细砂岩的强度准则问题,认为可用由广义双剪应力强度理论建立的强度条件的修正式: 1/2(σ_1+σ_2)—βσ_3—γσ_1=c     

预应力混凝土管钢筋有效预应力简化计算及品种代换的计算方法

在计算预应力混凝土管的钢筋有效预应力时,应用如下公式: σ_(y-1)=σ_k-σ_s=nσ_h(σ_s=σ_(s1) σ_(s2)) σ_(y-3)=σ_k-σ_s (σ_s=σ_(s1) σ_(s2) σ_(s3) (1) 式中σ_(y-1)——一阶段管钢筋有效预应力(公斤力/厘米~2); σ_(y-3)——三阶段管钢筋有效预应力(公斤力/厘米~2); σ_k——钢筋控制应力(公斤力/厘米~2), σ_k=KR~b_y (K为控制应力系数, R~b_y为钢丝的标准强度); n=Eg/E_h,(Eg、Eh分别为钢筋、混凝土的弹性模量); σ_h——混凝土预压应力(公斤力/厘米~2)     

K_0固结粉质黏土非共轴特性试验研究

为研究主应力轴定向旋转条件下K_0固结饱和粉质黏土的强度特性和变形特性,利用GDS三轴试验系统,进行K_0固结饱和粉质黏土三轴定向剪切试验,研究不同大主应力方向角β时K_0固结饱和粉质黏土的应力–应变发展规律及应力–应变非共轴现象。结果表明:当β45°时,K_0固结粉质黏土表现为轴向压缩变形为主,其抗剪强度随着β的增大而增加;当β=45°时,试验变形以扭剪变形为主;当β45°时,试样轴向由剪缩变形转换为剪胀变形,径向和环向表现为挤缩变形,其抗剪强度随着β的增大而减小,土体抗剪强度最大值出现在β=60°时,而非纯扭剪试验β=45°时。K_0固结粉质黏土在τ_(zθ)/σ_(c0)-(σ_z-σ_θ)/(2σ_(c0))平面上强度包络线近似呈抛物线形。除纯扭剪试验外,其余组试验结果表明K_0固结粉质黏土应力–应变关系表现出明显的非共轴现象。上述研究成果为复杂应力路径条件下K_0固结饱和粉质黏土的力学特性及其本构关系研究提供了科学依据。     

钢结构论坛

本栏目由中华钢结构论坛www .okok .org协办审　定:武　岳　审　核:朱立刚话题1:强度应力与稳定应力(整理:3d)http :/ /okok .org/cgi bin/ut/topic show .cgi?id =12 5 4 41　问题的提出法师:在进行梁的设计时,一般是要验算强度和稳定两项的,根据二者的公式分别求出应力(分别称为强度应力和稳定应力)。二者计算过程中,除了所取的截面不同外(净截面和毛截面) ,主要的区别是稳定计算时要求一个稳定系数φb。现在假设有一根梁(毛截面与净截面相同) ,在某荷载条件下,根据强度公式求出应力为σ1,根据稳定公式求出应力为σ2 ,很显然,计算所得的σ…     

《金属结构的屈曲强度》(F.Bleich)——中心或偏心受压柱子的屈曲:10-12节(连载4)

<正>10矩形截面偏心受压柱:卡门和许瓦拉法对偏压柱,荷载P作用在1-1轴平面内(图13(a))。每个横截面上都有一个σ0轴,沿该轴的σ等于平均应力σ0=P/A,即图13(b)的QO-轴线,故σ=σ0+σb,其中σb为阴影部分表示的弯曲应力。平衡条件为:     

1990CEB—FIP模式规范(砼结构)有关内容介绍(二)——砼的多轴强度和本构关系(Ⅱ)

四、应力—应变关系1.单轴受压砼棱柱体或圆柱体在单轴受压情况下的应力—应变(σ-ε)全曲线(图10),包括了峰点两边的上升段和下降段.这在国内外已有许多试验研究,模式规范中采用Sargin建议的公式:y=(ax+bx~2)/(1+cx+dx~2) (16)式中 y=σ_c/f_(cm),x=ε_c/ε_(c1)(16a)σ_c,ε_c——砼的应力和相应的应变值;f_(cm),ε_(c1)——砼的抗压强度和相应的峰值应变,取ε_(c1)=-0.0022.     

岩块波速–应力关系及其卸荷效应

当岩块从原有的地质环境中取出时,它在原位岩体中受到的应力将被解除,其物理力学性质亦会发生变化,从而产生卸荷效应。通过自行设计的岩块波速–应力试验,研究了岩块的波速–应力关系。研究发现:波速–应力关系曲线可以较清楚地反映出岩石受荷过程中体积变形的3个阶段;波速–应力关系曲线基本上以σ=σc=(1/4～1/3)Rc为界,当σσc时,岩样波速随应力增大迅速增加,波速–应力关系符合幂函数曲线,当σσc时,岩样波速逐渐达到峰值,随后迅速下降,波速–应力关系符合二次函数曲线;波速–应力试验过程中,当应力增加到岩样在原位状态下同试验加荷方向下所受的应力时,波速增加速度急剧变缓。根据岩块的波速–应力关系提出了岩样的卸荷指标,并将其定义为岩块在原位所受应力对应的波速与未受荷时的波速之比,通过试验和计算得到黄岛地下水封石油洞库场区片麻岩和闪长岩的卸荷指标分别为1.13和1.08。     

无筋砖砌体剪切强度计算问题的探讨

砖砌体剪切强度一般与垂直压应力σ_0和砌体抗剪强度R_f的比值σ_0/R_f,以及高宽比h/l,两个变量有关.因此有:R_r/R_f=f(h/l,σ_0/R_f)但一般来说,h/l和σ_0/R_f是两个完全独立的变量,故上式可改写为:R_r/R_f=f_1(h/l)·f_2(σ_0/R_f)如果从纯理论去研究上式的关系,可以说是非常困难的.但根据我们已占有的资料和知识,可以从"形式逻辑"推理的方法来解决这个问题.现简要分析如下:     

多向压复合应力状态下A-E-C的强度性能研究

为准确认识引气混凝土(A-E-C)在多向压复合应力状态下的强度性能,通过试验对立方体强度为C30的A-E-C进行了单向压、双向压(应力比α=σ2∶σ3=0.25∶1.0,0.50∶1.0,0.75∶1.0,1.0∶1.0)以及三向压(应力比α=σ1∶σ2∶σ3=0.1∶0.25∶1,0.1∶0.5∶1,0.1∶0.75∶1,0.1∶1∶1)加载状态下的强度特性研究.对试件的破坏形态以及6个面上裂缝的走向进行了观察描述,根据试验结果,分析了应力比对多向压复合状态下A-E-C的极限强度的影响规律;并与在单向压、多向压(双向压以及三向压)复杂荷载作用下普通混凝土的研究内容进行了比较分析.在此基础上,建立了相应的破坏准则,为A-E-C结构的有限元分析提供了试验、理论依据.     

矿柱强度的若干影响因素

对实例的回归分析与理论分析表明,应用矿柱强度公式σ_p=σ_(p1)(C+D·w/h)时,须区别矿柱材料以及矿层倾角θ。断裂力学证明,层状岩体及其所组成的矿柱,具有强度各向异性特征,体现在参数σ_(p1)(w/h=1时的矿柱强度)为倾角矽的函数。岩石材料的泊松效应,是矿柱强度σ_p与宽高比w/h成正相关的主要原因。不同材料的矿柱,因泊松比v值的不同而有不同的参数D值。层状岩石材料的视在泊松比v_(yx)是倾角θ的函数,决定了参数D值也与θ有关。     

新型悬挑脚手架在高层建筑中的应用研究

为解决高层建筑脚手架节点多、布置难度大的问题,以商河县许商综合片区(七期)棚改旧改A区项目为研究对象,提出花篮螺栓悬挑脚手架施工工艺,并对脚手架体系进行了结构内力、变形和稳定性分析,提出了相应的施工技术要点。悬挑脚手架最不利工况的计算表明,悬挑工字钢梁的正应力σ_max=26.06MPa、剪应力τ_max=23.318MPa、挠度ν_max=0.247mm;上拉杆件的最大轴向拉力设计值为N_S=25.127kN,轴心受拉稳定性计算为σ=79.97MPa≤f=205MPa,花篮螺栓正应力为σ=104.464MPa;悬挑工字钢整体稳定性系数0.13,均满足验算要求。     

不同特征应力区间单裂隙砂岩与完整岩石蠕变特性的相关关系

为研究裂隙硬岩与完整岩石蠕变特性间的相关关系,结合不同特征应力区间下硬岩蠕变特性有较大区别的特点,以不同角度的单裂隙砂岩为对象开展蠕变试验。结果显示：当所受应力σ₁<起裂应力σ_ci时,试样均仅表现出衰减蠕变特性,此时各试样蠕变变形的不同主要是由于裂隙角度引起的初始损伤不同而导致的;当σ₁>σ_ci时,试样均进入了加速蠕变阶段并最终发生破坏。此时,各试样蠕变特性的不同不仅包含初始损伤影响,还受到时效损伤的影响。基于此,建立裂隙岩体全阶段损伤蠕变模型：当σ₁<σ_ci时,开关闭合,模型仅受初始损伤影响;当σ₁>σ_ci时,开关断开,时效损伤体进入工作。模型中初始损伤可从应变能角度进行计算,时效损伤则可采用Kachanov蠕变损伤公式计算。该模型对完整岩石和裂隙岩体均适用,仅在参数上有所区别。因此,先根据完整岩石特征应力推导裂隙岩体的特征应力,再计算特征应力区间下的损伤变量便可实现完整岩石推导裂隙岩体...     

土的σ(1/2)~3空间滑动面强度准则及其与传统准则的比较研究

土的抗剪强度与其剪切破坏面上的正应力一般呈线性关系,反映了土的剪切强度本质特性。常用的强度准则有Mohr–Coulomb准则、Drucker–Prager屈服准则、Matsuoka–Nakai准则,分别对应于与大主应力呈45°+ω/2的剪切破坏面、八面体面和空间滑动面(SMP)上的剪应力比为常数的关系。本文提出了一种由σ1k(1/2)~3,σ2k(1/2)~3,σ3k(1/2)~3确定土单元大、中、小主应力轴交点的空间滑动面,称为σ(1/2)~3空间滑动面;建立了σ(1/2)~3空间滑动面剪应力比为常数的准则,称为σ(1/2)~3空间滑动面强度准则,该准则在应力空间描述的强度破坏面为π平面上呈曲边三角形形态的光滑锥面。进行了Mohr–Coulomb强度准则、Drucker–Prager强度准则、Matsuoka–Nakai强度准则与Lade–Duncan强度准则、σ(1/2)~3空间滑动面强度准则在应力空间描述强度破坏面的比较分析,以及不同π平面上Lade–Duncan准则和σ(1/2)~3空间滑动面强度准则随b值的变化规律。结果表明Lade–Duncan强度准则与σ(1/2)~3空间滑动面强度准则近似一致,从而揭示了Lade–Duncan强度准则的物理本质基础:Lade–Duncan强度准则实质上近似服从土破坏时σ(1/2)~3空间滑动面上剪应力与正应力呈线性变化的规律。即Lade–Duncan强度准则描述土单元剪切破坏时的空间滑动面近似为σ(1/2)~3空间滑动面。根据4种原状黄土固结排水条件下的真三轴压缩试验结果,验证了σ(1/2)~3空间滑动面强度准则的合理性与可靠性。     

深部高应力硬岩板裂化破坏特性及应变型岩爆发生机制

板裂化破坏和板裂化岩爆是深部高应力硬岩巷道或硐室常见的破坏形式,尤其是板裂化破坏,其诱发因素和诱发机制复杂,至今尚不明确。鉴于此,针对地下非煤矿山巷道围岩周边或采场硐壁处所产生的一系列板裂化破坏现象,采用理论分析、室内试验、数值模拟以及现场监测相结合的方式,探讨深部高应力硬岩板裂化破坏特性及岩爆诱发机制,为非煤矿山实现安全高效开采提供理论依据与技术指导。研究工作主要集中如下:(1)采用有限元/离散元耦合数值模拟(FEM/DEM)研究单轴压缩下长方体硬岩破坏特性,分析不同试样高宽比硬岩裂纹扩展规律,阐述硬脆性岩石由剪切破坏到板裂化破坏的转化机制,进一步验证硬岩在压缩状态下为张拉型破坏的本质。对于高试样而言,其宏观剪切带是由一系列微小的拉伸裂纹所组成,而矮试样发生板裂化破坏是由于有限的裂纹扩展路径所致。端面摩擦效应对硬岩单轴抗压强度具有较大的影响,而以Mohr-Coulomb应变软化为基础的本构模型在预测岩石发生板裂破坏时所对应的峰值强度时仍存在一些不足。数值模拟获得的硬岩破坏模式与板裂化强度与先前室内试验和现场监测结果具有较好的一致性。(2)通过真三轴卸载试验,以汨罗花岗岩为研究对象,分析不同试样高宽比与中间主应力σ_2作用下长方体硬岩破坏特性。研究结果表明:在真三轴卸载下,长方体硬岩的破坏特性是试样高宽比和σ_2共同作用的结果。对于高试样而言,发生板裂化破坏需要较大的σ_2,而对于较矮试样,较小的σ_2便可以产生板裂化破坏。当σ_2为一定值时,不同的σ_2/σ_3比值对于花岗岩破坏模式,峰值卸载强度以及岩爆程度影响很小(σ_3为最小主应力)。试样的岩爆剧烈程度随试样高宽比的降低呈现单调递增趋势,而随σ_2的增大呈现先增高后降低的趋势。当σ_2较大时,试样内部出现较大程度的损伤,促进了能量的进一步耗散。(3)通过真三轴加载实验,以汨罗花岗岩为例,根据不同最小主应力值σ_3分别设计5组试验。通过设定不同中间主应力值σ_2,研究真三轴加载下硬岩破坏模式与强度特性。率先在真三轴加载条件验证了板裂化破坏的存在,并认为硬岩板裂化破坏的发生条件应当满足3个条件,即:(1)大于或等于某一特定的σ_2/σ_3值;(2)处于较低的σ_3水平;(3)具有较低的试样高宽比。以真三轴强度数据为基础,根据实际工程可预测性、实验值与预测值偏差、强度准则在偏平面应力轨迹、强度准则在子午面和τ_(oct)-σ_(oct)平面上应力轨迹4个方面因素,对7种经典强度准则进行系统的评估与分析,认为Mogi-Coulomb准则,修正Wiebols-Cook准则以及修正Lade准则能够很好地体现硬岩真三轴状态下峰值强度特性。(4)为了分析深部高应力硬岩板裂屈曲岩爆的力学机制与控制对策,对板裂化岩体建立了正交各向异性薄板力学模型,推导出双向受力条件下板裂屈曲岩爆临界荷载值,依据能量法求得了薄板压曲状态下的挠度值。提出采用充填法的控制对策以防治板裂屈曲岩爆的发生,并推导出充填体所需的围压值。研究表明:(1)轴向应力的增加不仅促进了板裂化破坏的形成,还加剧了板裂屈曲岩爆发生的可能性;(2)在一定范围内,板裂体在压曲作用下的水平挠度值随板厚的减小而增大,且当长高比为■时(E_1,E _2分别为纵向和轴向方向弹性模量),有最大挠度值;(3)在对采空区进行充填时,较小的充填体围压值便可以有效抑制板裂屈曲岩爆的发生。(5)采用FEM/DEM耦合数值模拟对含结构面深埋高应力硬岩巷道破坏特性进行了系统地研究,模拟中同时考虑了开挖卸荷效应与岩体的非均质性。研究结果表明:结构面倾角、位置(揭露与非揭露)、摩擦系数以及初始地应力(侧压力系数)对于巷道围岩的破坏具有重要的影响。开挖卸荷导致的板裂化破坏以及结构面诱导的剪切滑移破坏在一定情况下会相互作用、相互影响。一方面,渐进的板裂化破坏过程促进了切向集中应力作用下结构面的扩展;另一方面,结构面在剪切错动过程中会释放剧烈的能量,进而又会诱发板裂化围岩结构的整体失稳破坏,该种情况下极易诱发高强度岩爆。     

关于混凝土材料断裂试验的缺口敏感性

一、引言在混凝土材料的断裂试验中,常涉及该种材料的缺口敏感性问题。一般认为当有缺口试件的名义应力σ_n(按材料力学方法求得的缺口处净截面破坏应力)小于无缺口试件的名义应力——材料极限强度σ_u(即σ_n/σ_u     

全新纪沉积物自重固结模型的建立

作者们提出如何确定自重作用下正常固结沉积物的孔隙比与有效垂直应力断面图的数值方法。同样的课题已被Li(1990)分析解决且提出,并提出闭式解答以求得粘土层的密度与有效垂直应力剖面图,在一定深度处的有效垂直应力dσz′与土的有效密度γ′z的增率可以dσz′/σz=γ′z表之。用e-logσ′的线性关系作为粘土的原始固结,这就是本文的式(3)。这样,有效密度便可用一个参照孔隙比和有效上覆压力表之。为了确定上覆压力与有效密度得到的闭式解答如下:z=σγ′wr{γγ′wz+Gsλ-1}exp{1λ[1+er-(Gs-1)γγ′wz]}(1)z=γw(Gσ′sz-1){1+er+λ[1-…     

定向剪切应力路径下类弱胶结软岩椭圆各向异性强度准则

地下工程开挖卸荷引起的围岩应力重分布将影响弱胶结软岩强度,导致巷道围岩产生不均匀大变形,甚至造成塌方、冒顶等安全事故。以膨润土、风积砂、石膏粉和滑石粉为原料制备类弱胶结软岩试样,利用GDS SSHCA空心圆柱扭剪仪开展主应力定向剪切试验,研究大主应力方向对弱胶结软岩应力–应变曲线、峰值应力(变)和抗剪强度的影响规律,探索主应力方向诱导的弱胶结软岩强度各向异性特征。结果表明：当0°<α <45°时(α为大主应力与竖直方向的夹角),试样产生轴向压应变和剪应变,且随着α的增加,试样轴向应变占比逐渐减小,剪应变占比逐渐增加;当α=45°时,试样以剪应变为主,并伴随体积扩容现象;当45°<α <90°时,试样受侧向挤压产生轴向拉应变与剪应变。当0°≤α≤30°时,峰值剪应力比(τ_zθ/p’)max随α的增加逐渐增大;而当30°<α≤90°时,(τ_zθ/p’)max则随着α的增加逐渐减小;当α=30°时,(τ_zθ/p’)max=0.81,为最大值,这表明软岩具有显著的各向异性特征。基于峰值剪应力比演化特...     

幂函数型强度准则（1）——和刘宝琛先生商榷

幂函数型岩石强度准则是对线性强度准则的改进,方向无疑是正确的,但刘宝琛院士的“幂函数型岩石强度准则研究”和“关于幂函数型岩石强度准则的讨论”存在诸多问题,特提出讨论。刘院士的幂函数型岩石强度准则的关系式为τm/τm0=a（σm/σm0）^b,其中τm=σ1-σ3/2,τm0=σ0/2,σm=σ1＋σ2＋σ3/3,σm0=σ0/3,σ0为单轴抗压强度,实际上很难准确测定。而强度和盯。关系不大,在强度准则中加入盯。会引起接近零应力状态也会发生破坏的误判。同时该文也提出一些小的改良,如避开σm0、τm0直接建立τm和σm之间的幂函数型岩石强度准则,但不能解决根本问题。     

地壳应力随深度的变化规律

本文根据我国的原地应力实测资料讨论了地壳应力随深度的变化. 根据原地应力测量资料,我国在地层500m以上的最大及最小水平主应力随深度(Z)变化的规律为: σ_(Hmax)=(4.5±2.5)+0.049·Z(m) MPa; σ_(Hmin)=(1.5±1.0)+0.030·Z(m) MPa.平均水平主应力随深度的变化关系为: σ_(Hav)=(σ_(Hmax)+σ_(Hmin))/2=0.72+0.041·Z(m) MPa水平主应力与铅直主应力的关系为:最大水平主应力/铅直主应力=σ_(Hmax)/σ_v=(150/Z(m))+1.4;最小水平主应力/铅直主应力=σ_(Hmin)/σ_v=(128/Z(m))+0.5.     

混凝土双轴受压试验与破坏准则研究

利用岩石真三轴仪液压伺服机,采用定侧向加载方式对普通混凝土进行双轴受压试验研究,得到不同应力比下混凝土的应力-应变曲线和破坏形态,通过提取应力-应变曲线峰值应力和峰值应变(峰值应力对应应变)特征值,研究不同应力比下混凝土破坏机理与主应力方向的强度规律。试验结果表明:当侧向应力较小时,混凝土破坏形态与单轴受压向类似;当侧向应力较大时,试件呈现劈裂状破坏形态。当σ_X/f_c=0～0.2时,峰值应力随着侧向应力比的增大而增大,当σ_X/f_c=0.2～0.5时,σ_Z峰值应力随着侧向应力比的增大而变化较小。应用Kupfer破坏准则对试验数据进行验证,Kupfer破坏准则预测定侧向加载方式下混凝土双轴受压强度结果相对保守。同时基于Kupfer破坏准则方程提出了定侧向加载下混凝土的破坏准则并进行验证。研究结果对混凝土工程应用与计算具有较大的意义。