防灾减灾下的土木工程论文

防灾减灾下的土木工程论文 篇1：

防灾减灾工程及防护工程学科人才培养现状研究

摘  要：在高校的涉灾领域研究生培养中，防灾减灾工程及防护工程是与应急管理最为直接相关的学科，也是目前众多高校普遍设置的研究生培养学科，近年来发展较为迅速，培养了大批防灾减灾与应急管理类人才。为厘清防灾减灾工程及防护工程的学科概况、学科基础、人才培养以及科学研究等现状，文章针对我国目前开设该学科的高校情况、师资队伍以及人才培养等方面进行了全面细致、深入系统的调查研究，并对该学科的近期发展概况进行了总结。该调查研究可为了解相关领域的人才培养现状提供依据。

关键词：防灾减灾工程及防护工程;学科概况;学科基础;人才培养;科学研究

近年來，地震、海啸及台风等极端灾害在世界范围内频繁发生。2004年8月，台风“云娜”的影响波及浙、闽、沪、苏、赣、皖、鄂、豫等地区，受灾人口1818万，直接经济损失高达205亿元;2008年初，我国南方部分地区遭遇百年不遇的雨雪冰冻灾害，影响人数超过1亿，直接受灾省份达19省之多;同年5月12日，四川汶川发生8.0级特大地震，造成了建筑结构的大规模破坏，受灾人口4624万，直接经济损失高达8452亿元;2011年3月11日在日本东北部海域发生9.0级特大地震并引发海啸，造成数万人伤亡和约2000亿美元的经济损失[1-2]。不同种类灾害的频发给社会经济发展及人民生产生活带来诸多影响，因此，对灾害的提前规划及有效避让，可以最大程度降低灾害造成的经济损失与人员伤亡，是高校开设防灾减灾救灾等涉灾工程专业适应新时代发展的目的所在[3-4]。

目前，我国众多高校在开展涉灾领域研究生的培养中，涉及到的灾种较为全面，具体包括综合防灾减灾、地震灾害、气象灾害、水文灾害、矿山灾害、海洋灾害等自然灾害，以及火灾、爆炸、核辐射等人为灾害，且多集中在土木工程、地理学、环境科学与工程等一级学科下设立防灾减灾工程及防护工程、岩土工程、结构工程、桥梁与隧道工程、环境科学与工程、自然地理学、固体地球物理学、自然灾害学、水文学及水资源、水利工程、第四纪地质学、构造地质学等二级学科。其中，防灾减灾工程及防护工程是与应急管理最为直接相关的学科，也是高校尤为普遍设置的学科。

防灾减灾工程及防护工程通过综合应用工程学科的理论与技术，以提高工程结构、工程系统抵御人为及自然灾害的能力为目的，研究和防治与人类工程活动有关的工程灾害，对我国实施可持续发展战略具有十分重要的意义。为厘清防灾减灾工程及防护工程的学科概况、学科基础、人才培养以及科学研究等现状，本文针对我国目前开设该学科的高校情况、师资队伍以及人才培养等方面进行了全面细致、深入系统的调查研究，并对该学科的近期发展概况进行了总结与剖析。该调查研究可为了解相关领域的人才培养现状提供依据。

一、学科概况

防灾减灾工程及防护工程学科作为土木工程等一级学科下的二级学科，是通过综合应用土木工程和其他学科的科学理论与技术，建立和发展以提高工程结构和工程系统抵御自然灾害和人为灾害能力的科学理论、设计方法和工程技术的学科。该学科的核心内容为地震工程、抗风工程、抗火工程、抗爆工程和防护工程等[5]。通过工程措施最大限度减轻灾害可能造成的破坏，保证人民生命和财产的安全，保障灾后经济恢复和发展的能力，提高国防工程和城市人民防空工程的防护能力，具有可持续发展的战略意义。

目前，我国高校防灾减灾工程与防护工程专业研究生人才培养以学术型为主，兼顾专业型人才培养。同时，各院校及研究所结合本部門的专业领域，针对不同灾害种类和结构形式各有专长，如清华大学、同济大学、西南交通大学、河海大学、大连理工大学、北京工业大学以及中科院武汉岩土所等，在该学科的研究方向上，有的侧重于工程结构防震减灾，有的侧重于工程结构抗火抗爆，有的侧重于地质灾害防治，有的侧重于高层建筑，有的侧重于桥梁及轨道交通设施等。总体上，涉及灾害种类较为全面，涉及土木工程结构形式多样，在不同涉灾领域培养出大批专业型人才。据统计，我国目前具有防灾减灾工程及防护工程博士与硕士学位授权点的高等院校和科研院所94所，其中博士点单位54所，硕士点单位90所，同时具备博士点与硕士点的单位50所，详情如表1所示。

二、学科基础

在师资队伍方面，全国从事土木工程防灾减灾工程教育及研究方向的专任教师约1500余人，其中包括两院院士18人，长江学者11人，国家杰出青年科学基金获得者20人，国家百千万人才工程7人，享受国务院特殊津贴专家12人，国家级教学名师1人，青年千人计划、青年选拔人才、青年长江学者以及国家优秀青年科学基金获得者等四青人才8人，省部级人才称号2人，其他各类人才称号者5人（如图1所示）。其中，拥有博士学位的教师约占80%，具备正高级职称的专任教师约占30%，具备副高级职称的专任教师约占35%，具备中级职称的专任教师约占34%，其他（初级及以下职称）的专任教师约占1%（如图2所示）。此外，有部分专任教师在多个国际学术组织任职，以及在多个国际知名期刊担任编委、副主编等职务。

在研究机构（含智库）、支撑平台方面，防灾减灾工程及防护工程学科目前拥有国家级及省部级的重点实验室约31个（其中国家级5个，省部级26个），工程实验室2个，研究中心9个，创新中心1个，具体如表2所示。

三、人才培养

目前，我国对于防灾减灾工程及防护工程专业人才的培养目标主要以国家和社会需求为导向，即在学习必要的工科基础知识（数学、物理、化学等学科）之上，需掌握防灾减灾工程及防护工程专业方向较为系统深入的专业基础知识和专业技术知识，包括灾害防御与工程减灾方面的基本理论、分析方法、研究现状以及发展趋势等。为实现专业人才的培养目标，各高校十分重视人才的科学素养与工程素养方面的培养。具体地，在科学素养方面，要求学生应具有扎实的基础理论和专业知识，以及复杂问题的综合解决能力和科学思维方式，并具有较强的创新意识和一定的创新能力;在工程素养方面，能够具有良好的工程思维，以及理论联系实际的能力，同时具有对前沿科学技术吸纳与应用的先进意识，注重防灾减灾与环境保护、生态平衡的关系，关注可持续发展[6]。

从招生情况看，2020年，防灾减灾工程及防护工程学科的博士生报录比大约为200%，硕士生报录比大约为250%;博士研究生招生数约270人，在校生数约1000人;硕士研究生招生数约1300人，在校生数约4000人。从就业情况看，防灾减灾工程及防护工程学科的毕业生平均就业率在90%以上，就业去向主要为签订劳动合同、就业协议、升学、自主创业及其他形式就业。毕业生就业单位主要包括：高等教育单位，应急、民政、交通、国土资源、环境保护、气象等政府管理部门，地质类勘察设计院、铁路设计院等科研院所，以及保险、物流、基础设施建设、卫生防疫、房地产开发等企事业单位。如图3所示，硕士生大多选择国有企业单位就业（约40%），博士生则大多选择高等教育单位就业（约65%）;硕士生选择党政机关、高等教育单位、科研设计单位的占比分别约为4.5%、5.5%、6.5%，博士生的就业类型则明显有别于硕士生，除高等教育单位外，科研设计单位与国有企业占比也较高，分别约为15%与7%。

四、科学研究

防灾减灾工程及防护工程学科领域承担各类项目超4000余项，总经费超过20亿元，其中纵向科研超过2000余项，纵向科研经费超12亿元。在承担国家、地方和企业的高水平科研项目的同时，积极拓展国际合作领域，国际合作项目超过30余项。同时，获得了一系列的科研成果，具体包括荣获国家自然科学奖、国家技术发明奖以及国家科学技术进步奖等国家级奖项50余项，省部级和行业协会奖项200余项，发表论文10000余篇，其中SCI、EI、ISTP等检索论文5000余篇，专著和教材共计200余部，国家标准50余项，获授权发明专利600余项。

此外，该学科通过不断拓展与美国、加拿大、欧盟、日韩及新加坡等国家和地区的交流与合作，已和国外10多个国家近百所高校和研究机构建立了联系。另外，通过主办和参加国际、国内重要学术会议，有效加强了学术科技交流。据不完全统计，邀请境外专家来华讲座300余次，国内专家在国际或全国性学术年会上做主题报告600余次，承办防灾减灾及防护工程研究领域学术会议100余次。此外，参加国际学术会议1500余人次，参加国内重要学术会议5000余人次。研究生出访和联合培养300余人。

五、结束语

综合上述调查研究可以发现，经过近年来的不断发展，我国防灾减灾类人才培养已经取得一定成效。目前，开设防灾减灾工程及防护工程学科的高校遍布大江南北，且覆盖了众多领域，经过长足的发展，已逐渐积累起较为雄厚的师资力量与丰硕的科研成果。防灾减灾工程及防护工程专业的研究方向不仅涵盖了地震、强风、海啸以及滑坡等各类自然灾害，也包括了火灾、爆炸等人为灾害，涉灾种类较为全面。因此，该学科在人才培养方面能够较好地契合国家发展战略与市场经济需求，这为应急类人才的培养提供了丰厚的积淀。

参考文献：

[1]唐彦东，刘京会，任云生.防灾科技学院应急管理人才培养探索与实践[J].中国地质教育，2020，29（1）：5-8.

[2]李宏男，郑晓伟，李超.高性能结构抗多次多种灾害全寿命性能分析与设计理论研究进展[J].建筑结构学报，2019，40（2）：56-69.

[3]陈海霞，陈陵康，曾菁，等.浅析防灾减灾与防护工程专业教学改革[J].湖北函授大学学报，2014，27（15）：94-96.

[4]张永忠，曾首义.军地兼顾 指技相融 建设《防灾减灾工程及防护工程》特色学科[J].高等教育研究学报，2001（3）：5-7.

[5]赵志青.防灾减灾及防护工程核心分支论述[N].科学导报，2017-9-8（C7）.

[6]陈飞.防灾减灾工程与防护工程研究生创新人才培养实践[J].西部探矿工程，2016，28（9）：196-199.

作者：刘子心 孙治国 王长达

防灾减灾下的土木工程论文 篇2：

水平力（H）扭矩（T）组合受荷桩承载特性模型试验研究

摘 要：为探讨单桩基础在桩顶水平力（H）扭矩（T）组合作用下的承载特性，研制了H-T组合加载装置.通过室内砂箱模型对比试验，获得了8组H-T组合工况下的桩身内力变形与承载力结果.其表明：相比于单一水平受荷或受扭桩的极限承载力（Hu或Tu），两种荷载的不同大小组合与加载顺序（H→T或T→H）均会导致相应桩身承载力的减小，且H→T组合的影响要比T→H组合明显，如2Tu/3→T时桩身水平承载力减小约12.4%，而2Hu/3→T组合下桩身扭转承载力减幅达48.5%，故工程设计时不宜基于叠加原理计算H-T受荷桩的承载力.在此基础上，采用基于MATLAB编制的可考虑桩周土约束及H-T耦合效应的改进杆系有限元法计算程序求解了不同工况下的H-T组合受荷桩的桩顶扭转角及桩身扭矩与弯矩，并将计算结果与模型试验值进行了对比分析.

关键词：单桩基础；承载特性；水平力；扭矩；组合作用；模型试验

Key words：single pile foundation； bearing behavior； horizontal force； torque； combined loading； model tests

隨著我国海洋资源的不断开发，海上钻井平台、风力发电塔等不断兴建，桩基础由于其诸多优点而在这类工程结构中得到广泛应用.这类桩基不仅承受竖向力（V）、水平力（H）和弯矩（M）作用，还常常承受不可忽视的扭矩（T）.当上部结构自重等竖向荷载相对较小时， H和T两种荷载就成为控制桩身承载力的主要因素.为此，本文重点考虑H-T的组合，探讨单桩基础在其不同大小及加载顺序等组合工况下的承载特性.

已有学者对竖向力（V）和水平力（H）组合作用下的桩基受力变形进行了理论或试验研究，如赵明华等[1-2]、郑刚等[3]、赵春风等[4]研究了V-H作用下的单桩承载特性及其相互影响规律.但直至目前，考虑扭矩（T）的组合受荷桩的研究仍较鲜见.Hu等[5]通过H和T作用下的单桩离心机试验发现扭矩导致桩身水平承载力的降幅达30%～50%，但未探究水平力对桩身扭转承载力的影响.Kong等[6-7]通过群桩受扭离心机试验和理论分析，发现了水平和扭转2个自由度间存在耦合效应，且水平力对桩身扭转承载特性有明显提升作用，但扭矩对桩身水平承载性能影响较小.陈仁朋等[8]通过考虑p乘子和运用考虑推力弯矩影响的受扭计算模型探讨了群桩中各基桩间的相互作用和各自由度的耦合.这些基于群桩试验的结论不能完全反映单桩的承载性能，有待针对单桩进一步探讨.邹新军等[9-11]分别对非均质地基中单桩在T，V-T以及H-M-T三种不同载荷作用下的桩身承载特性进行了理论探讨.

为此，本文从试验的角度出发，利用研制的组合加载装置，进行了室内砂箱中单桩在水平力（H）和扭矩（T）组合作用下的室内砂箱模型试验.基于测得的桩身内力变形数据及改进的杆系有限元数值分析，探讨不同大小组合及加载顺序等对H-T组合受荷桩承载特性的影响规律.

1 模型试验设计

1.1 模型箱及模型桩的布置

模型试验在自制铁皮砂箱中进行，其净空（长×宽×高）为1 200 mm×600 mm×1 000 mm，模型桩剖面布置如图1所示.为防止模型桩之间的相互影响及模型箱边界效应，模型桩间距及桩与箱壁距离分别约15D和11.25D.

1.2 模型桩的制作

模型桩采用Q235型钢管桩制成，长1 000 mm，外径D=32 mm，内径d=29.5 mm，泊松比μ=0.3.沿桩身间隔100 mm的8个截面2个正交方向粘贴应变片（BX-120-3AA型，栅长3 mm，栅宽2 mm，电阻（120±0.1） Ω，灵敏系数2.08±1）.测试试验过程中扭矩和水平力引起的桩身剪切和弯拉（压）应变，应变片用AB胶粘贴保护后通过打孔从桩管内引出其导线.桩端用502胶粘贴直径为D的钢片进行封口处理.因管壁较光滑，为提高桩身承载力[12]，于桩身外表面用502胶均匀粘贴一层试验所用细砂.模型桩平面布置如图2所示.

1.3 桩周土模拟

采用干细砂模拟桩周土，测得：d60=0.219，d30= 0.134，d10=0.089，测得其孔隙比为e=0.54，c=0，φ=27°，求得其不均匀系数Cc=2.46，曲率系数Cu=0.928，由此确定为均匀细砂.模型桩采用预埋方式：先在模型箱底铺填200 mm厚砂，然后将模型桩临时垂直固定后继续填砂，直至与箱顶平齐.为了使每次试验填筑砂土有较好的一致性和均匀性，每次试验均用同质量的砂填满模型箱，且每层铺填（200 mm）后用5 kg重锤、落距400 mm满夯2遍，前后2遍夯击点错位半锤.

1.4 加载与测试装置

为保证加载过程中桩顶水平力H与扭矩T能独立分级施加，自行研制了组合加载装置.为减小弯矩影响，水平力加载位置紧贴砂面.设计的可移动力臂装置可将砝码重量转化为扭矩（如图3所示），力臂长l=0.1 m，将其固定在与滑轮同一水平面上，测得1号、2号滑轮的摩擦因数μ1=0.925，3号滑轮μ2=0.871，则施加的扭矩和水平力分别为μ1lcosθG和μ2G，其中θ为桩顶扭转角， G为砝码重量.

1.4.1 桩身应变测量

沿桩身均匀设置8组应变片，每个截面正交布置2类应变片，其中：一正交直径方向的2个应变片H用以测量弯拉（压）应变；另一直径方向的2个应变片T采用沿桩身45°角方向布置2枚相互垂直的应变片，用以测量剪应变.其具体布置如图4所示.所有应变片均采用1/4桥接后通过DH3816型静态电子应变箱动态采集.

1.4.2 位移测量

沿水平力作用方向在桩身与砂面交接处设置一百分表（量程10 mm）测量桩的水平位移；用固定在桩顶的量角器测量扭转角，为减小桩身转动带来的读数误差，在地面上设置了辅助观测装置，其由滑槽、滑杆和细线组成，细线与2根滑杆连接后可在固定滑槽上平行移動，待预加荷载稳定后，使细线紧贴量角器并与其零刻度线对齐.

1.4.3 桩身扭矩值计算

通过第i截面的2对剪应变值εiT近似计算相应桩身截面处的桩身扭矩Ti：

1.4.4 桩身弯矩值计算

通过第i截面的弯拉（压）应变值εiM近似计算相应桩身截面处的弯矩Mi：

1.5 试验加载方案

本次试验共分为3大组8个组合工况，见表1.第一组分别测试单一荷载下的桩身水平和扭转承载力极限值Hu和Tu；第二组测试桩顶先施加不同水平力（Hu/3，Hu/2，2Hu/3）后再施加扭矩的扭转承载力Tu2j；第三组则测试桩顶先施加不同扭矩（Tu/3，Tu/2，2Tu/3）后再施加水平力的桩身水平承载力Hu3j.

试验加载方法：因旨在探讨H-T组合作用下桩身的静力承载特性，故试验加载采用慢速维持荷载法.每级加载稳定标准参照相关规范（规程）执行.关于终止加载条件：水平力以容许最大水平位移作为终止加载标准[13]，即取桩身地面处水平位移达到约0.15D时所对应的水平力作为极限水平承載力；而桩身极限扭矩则取桩顶T-ψ曲线陡降点对应的扭矩值.

2 模型试验结果

2.1 H→T组合作用下桩身受扭承载特性试验结果

图5所示为桩顶水平力分别为0， Hu/3， Hu/2和2Hu/3即编号为P12， P21， P22和P23四组试验的桩顶扭矩（T）-扭转角（ψ）变化曲线.当取T-ψ曲线的陡降（转折）起始点所对应的扭矩作为极限扭矩时，可得4组试验的桩顶极限扭矩分别为16.54， 14.22， 9.08和8.47 N·m，同时图中结果表明：

1） 后3组的极限扭矩较P12分别减小13.9%， 44.8%和48.5%，即桩顶水平力会导致桩身抗扭能力减小，且随水平力的增加而减幅增大.

2） T保持不变，随H增加，极限状态下的桩顶扭转角（ψ）增大，且增大速率加快.

图6为P12，P21，P22和P23四组试验中不同桩顶水平力恒定作用时桩顶扭矩引起的桩身扭矩分布，其表明：

1） 同一H值作用下，随T值增加，桩身扭矩随深度减小越来越快.

2） 同一T值作用下，桩身扭矩随H值增加而减小，但桩身扭矩随深度的变化规律变化不明显.

2.2 T→H组合作用下桩身水平承载特性试验结果

图7为单一水平受荷及桩顶扭矩值分别为Tu/3， Tu/2和 2Tu/3即编号为P11， P31， P32和P33四组试验的桩身水平力（H）-挠曲位移（Y）对比曲线.

当取地面处桩身水平位移为0.15D=4.8 mm时对应的荷载为桩身极限水平承载力，P11， P31， P32和P33四组试验对应的桩身极限水平承载力分别为620 N，593 N，571 N和543 N，由此可看出：

1） 后3组的水平承载力极限值较P11分别减小4.4%， 7.9%和12.4%，说明桩顶作用扭矩会减小桩身水平承载力，且随扭矩值增大而减幅更大.

2） 桩顶作用扭矩会导致桩身水平位移增大，如H=376 N时测得地面处桩身水平位移分别为1.991 mm，2.045 mm，2.159 mm和2.354 mm，后3組较P11分别增大2.7%， 8.4%和18.2%.

图8为P11， P31， P32和P33四组试验中不同桩顶恒定扭矩T下H引起的桩身弯矩分布，其表明：

1） 桩身弯矩沿整个桩身均有分布，但主要分布于20D范围内.

2） 桩身最大弯矩Mmax作用点和第一弯矩零点均随H和T的增加逐渐下移，桩身最大弯矩Mmax作用点基本稳定在地面下5D～15D范围内.

3） H（T）相同时桩身的第一弯矩零点和Mmax位置随T（H）的增加逐渐下移，但T（H）对桩身弯矩随深度的分布规律影响有限.

2.3 H→T与T→H两种加载顺序下的破坏形态

图9所示为H→T与T→H两种加载顺序下的破坏形态：图9（a）为H→T组合下的破坏形态，当施加的扭矩达到某一值时，扭转角发生突变，水平位移变化较小，表现为桩身可以轻易转动，桩土分离；图9（b）为T→H组合下的破坏形态，水平位移随着水平力的逐级施加不断变大，扭转角变化较小，表现为桩前土微微隆起，桩后土微微下陷.

2.4 H→T与T→H两种组合下的单桩承载特性对比

图10所示为对H→T与T→H两种组合下的桩身承载力测试结果经无量纲化后获得的桩身水平和扭转承载力包络线，由图可看出：

1） T→H组合下的承载力包络线位于H→T组合对应的桩身承载力包络线外侧，即前者较后者能承受更大的水平力H和扭矩T组合荷载.

2） 对于T→H组合，桩身水平承载力极限值会随桩顶扭矩增大而减小，且当T增至某一值时桩身极限水平承载力降低速率由慢变快，但H→T组合下的桩身极限扭矩随H增加基本呈线性递减.

为了便于应用，对图10中的无量纲化桩身承载力包络线进行拟合，得到相应的桩身承载力简化计算公式如式（3）所示.

实际应用时，先确定单一水平力与扭矩作用下的桩身极限承载力Hu及Tu，然后将桩顶实际受到的水平力H与扭矩T值代入式（3）.若相应方程式左侧计算结果≤1，则表明相应组合荷载作用位于包络线内部，即桩身承载力满足要求；反之（结果>1）则表明桩身处于不安全的承载状态，需调整设计.

3 试验结果分析与对比

3.1 水平力对桩身扭转承载力的影响分析

为了分析和验证桩顶作用的水平力H对桩身扭转承载力的影响，基于改进的杆系有限元和编制的MATLAB分析计算程序求解水平力H和扭矩T组合作用下的桩身内力位移[11].该法基于有限杆单元法和m法，考虑了桩身单元两端水平力H、弯矩M及扭矩T的共同作用，引入了能反映水平力对桩身受扭承载力影响的桩侧扭转土抗力放大因子aTH [14]后，建立了统一的桩身综合刚度矩阵.

將桩身划分为若干单元，通过确定桩身单元参数（Gp， Ep， Ap， Ip， Jp及b0）和桩周土物理力学参数（m，μ和Gs等），再结合桩端的边界约束条件，求解桩身内力.因本文模型试验土为密实干细砂，参考相关经验数据取Es=40 MPa， m=0.2， m=20 MN/m4，其余参数同前.

由FEM获得不同H-T组合情况下桩身发生极限破坏时的内力计算结果，并将其与模型试验测试结果对比，其中桩顶扭转角（ψ0）的对比见表2，而桩身在H-T组合荷载作用下的扭矩和弯矩分布对比如图11所示.

对于H→T组合作用，表2结果表明：当桩顶先施加的水平力H较大即桩顶极限扭矩（扭转承载力）较小时，改进有限杆单元法（FEM）求得的桩顶扭转角计算值与模型试验结果误差要小一些，反之则误差偏大.

相应于不同桩顶H-T组合荷载的破坏状态下桩身扭矩图11（a）和弯矩图11（b）分布及大小与模型试验实测值也存在一定误差，但两者沿深度的分布规律较为一致.

上述FEM计算结果与试验实测值存在误差的原因，首先是基于平面问题所给出的改进有限杆单元法没有考虑H-T组合作用下桩土体系的复杂空间受力状态；其次，基于m法考虑桩周土的约束作用不能考虑破坏状态下的桩周土体的塑性状态.

3.2 桩顶扭矩对桩身水平承载力的影响分析

桩顶先作用扭矩T后对桩身水平承载力的影响极为复杂，目前有关T→H组合作用下的单桩基础承载力如何受T-H耦合效应的影响研究也鲜见报道，限于篇幅，拟另文探讨.此处，仅结合试验结果及已有研究成果从桩侧土体水平抗力的开展机理上讨论先施加扭矩T对桩身水平承载力的影响.

桩顶仅作用水平力H时，桩身水平承载力主要由桩侧土水平极限抗力所决定.目前已有不少计算桩侧土水平极限抗力的方法，Reese等[15]认为：砂土地基中，桩顶施加H后，其水平地基反力自地面开始随深度呈线性增加.随着研究的深入，很多学者都发现桩侧土水平极限抗力Pu由桩前土抗力合力Pn和土体对桩身产生的剪切抗力合力Pτ两部分组成[16-17]，即：

式中：Pmax为最大桩前土抗力；τmax为土体对桩身产生的最大剪切抗力；D为桩径；η和ξ为分别与桩型有关的经验调整系数.

由式（4）可分析桩顶先施加扭矩T后对桩身水平承载力的影响：桩顶先施加扭矩T时，桩侧土体对桩身产生剪切抗力τ；再施加水平力H后，桩侧土体对桩身产生的剪切抗力与扭矩T作用时土体对桩身产生的剪切抗力相互影响和叠加，并表现出极为复杂的耦合作用机理，进而影响土体对桩身的剪切抗力分布与桩身极限承载力.本文模型试验中表现为桩顶扭矩T的施加导致桩身极限水平承载力的减小.因此，工程中应考虑这种不利影响，不能简单基于叠加原理评估桩身极限承载力.

4 结 语

考虑不同H-T组合（大小、加载顺序等），通过室内砂箱模型试验和有限元对比分析计算，探讨了单桩基础在桩顶水平力H与扭矩T组合作用下的桩身承载特性，主要结论如下：

1） 桩顶H-T组合作用下，桩身极限承载力较之单一水平受荷桩或受扭桩的极限承载力（Hu或Tu）均减小，并有如下规律：对于H→T组合，H会导致桩身扭转承载力大幅减小，且随H增加而减幅越大，如施加2Hu/3后的桩身极限扭转承载力减幅达48.5%；而对于T→H组合，T也会导致桩身水平承载力相应降低，但影响不如H→T组合明显.如先施加2Tu/3時桩身水平承载力减小约12.4%，故工程设计中不宜基于叠加原理评估组合受荷桩的承载力，而须考虑荷载组合效应的不利影响.

2） 获得了T→H和H→T两种组合加载下的桩身无量纲化承载力包络线，其表明：前者位于后者外侧，即前者较之后者能承受更大的H和T组合荷载.同时为方便应用，经拟合分析给出了相应的承载力简化计算公式.

3） 采用基于MATLAB编制的改进有限杆单元法程序求得桩顶H→T组合作用下的桩顶扭转角及桩身扭矩与弯矩后，与模型试验结果进行了对比，并分析了T→H组合作用下T的施加导致桩身极限水平承载力减小的承载机理.

诚然，因完成的模型试验与数值分析均针对单一均质地基，上述结论有待进一步验证，且对于更为复杂的地基及荷载组合问题，也有待深入研究.

参考文献

[1] 赵明华， 吴鸣， 郭玉荣. 轴、横向荷载下桥梁基桩的受力分析及试验研究[J]. 中国公路学报， 2002， 15（1）： 53-57.

ZHAO Minghua， WU Ming， GUO Yurong. Study of the behavior analysis and model test of bridge piles under simultaneous axial and lateral loading[J]. China Journal of Highway and Transport， 2002， 15（1）： 53-57. （In Chinese）

[2] 赵明华， 吴鸣， 邹新军. 倾斜荷载下基桩的研究现状及发展动态[J]. 湖南大学学报：自然科学版， 2003， 30（4）： 73-77.

ZHAO Minghua， WU Ming， ZOU Xinjun. Research status quo and development trends of piles under inclined loads[J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences， 2003， 30（4）： 73-77. （In Chinese）

[3] 郑刚， 王丽.竖向及水平荷载加载水平、顺序对单桩承载力的影响[J]. 岩土工程学报， 2008， 30（12）： 1796-1804.

ZHENG Gang， WANG Li. Effect of loading level and sequence of vertical and lateral load on bearing capacity of single pile [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2008， 30（12）： 1796-1804. （In Chinese）

[4] 赵春风， 王卫中， 赵程， 等. 组合荷载下单桩承载特性现场试验[J]. 中国公路学报， 2013， 26（6）：59-64.

ZHAO Chunfeng， WANG Weizhong， ZHAO Cheng， et al. Field test study on bearing capacity of single pile under combined loads[J]. China Journal of Highway and Transport， 2013， 26（6）： 59-64. （In Chinese）

[5] HU Z H， MCVAY M， BLOOMQUIST D， et al. Influence of torque on lateral capacity of drilled shafts in sands[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering， 2006， 132（4）： 456-464.

[6] KONG Linggang， ZHANG Limin. Centrifuge modeling of torsionally loaded pile groups[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering， 2007， 133（11）： 1374-1384.

[7] KONG Linggang， ZHANG Limin. Experimental study of interaction and coupling effects in pile groups subjected to torsion[J]. Canadian Geotechnical Journal， 2008， 45（7）： 1006-1017.

[8] 陈仁朋， 郑中， 孔令刚， 等. 水平及扭转荷载作用下群桩基础受力分析方法[J]. 岩土工程學报， 2013， 35（8）： 1463-1469.

CHEN Renpeng， ZHENG Zhong， KONG Linggang， et al. Analysis method for pile groups subjected to lateral and torsional loads [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2013， 35（8）： 1463-1469. （In Chinese）

[9] 鄒新军，徐洞斌，王亚雄.成层地基中单桩受扭弹塑性分析[J]. 湖南大学学报：自然科学版， 2014， 41（9）： 72-78.

ZOU Xinjun， XU Dongbin， WANG Yaxiong. Elastic-plastic analysis of torsional single pile in layered subsoil[J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences， 2014， 41（9）： 72-78. （In Chinese）

[10]邹新军， 王亚雄， 徐洞斌. Gibson地基中V-T联合受荷桩承载力分析[J]. 工程力学， 2015， 32（8）：149-155.

ZOU Xinjun， WANG Yaxiong， XU Dongbin. Bearing capacity analysis of piles under V-T combined loading in Gibson subsoil[J]. Engineering Mechanics， 2015， 32（8）： 149-155. （In Chinese）

[11]鄒新军， 徐洞斌， 王亚雄. 近海复杂环境下的H-M-T受荷桩内力位移分析[J]. 防灾减灾工程学报， 2014， 34（6）： 736-741.

ZOU Xinjun， XU Dongbin， WANG Yaxiong. Analysis of piles under H-M-T combined loading in offshore complex environment[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering， 2014， 34（6）： 736-741.（In Chinese）

[12]谭国焕， 张佑启， 杨敏. 松砂土中桩侧表面粗糙程度对桩承载力的影响[J]. 岩土工程学报， 1992， 14（2）：50-54.

TAN Guohuan， ZHANG Youqi， YANG Min. Pile lateral surface roughness effects on pile bearing capacity in loose sand[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 1992， 14（2）： 50-54. （In Chinese）

[13]赵明华， 李微哲， 杨明辉， 等. 成层地基中倾斜偏心荷载下基桩位移特性室内模型试验研究[J]. 土木工程学报， 2006， 39（12）： 95-99.

ZHAO Minghua， LI Weizhe， YANG Minghui， et al. A model test study on displacement of piles under inclined and eccentric loads in layered soils[J]. China Civil Engineering Journal， 2006， 39（12）： 95-99. （In Chinese）

[14]孔令刚， 张利民. 群桩扭转非线性模型[J]. 岩土力学， 2009， 30（8）： 2231-2236.

KONG Linggang， ZHANG Limin. Nonlinear analysis of pile groups subjected to torsion [J]. Rock and Soil Mechanics， 2009， 30（8）： 2231-2236. （In Chinese）

[15]REESE L C， COX W R， KOOP F D. Analysis of laterally loaded piles in sand[C]//Proceedings of the Ⅵ Annual Offshore Technology Conference 1974. Dallas： Offshore Technology in Civil Engineering， 1974： 473-485.

[16]JANOYAN K D， WHELAN M J. Interface stresses between soil and large diameter drilled shaft under lateral loading[C]//GeoSupport 2004. Orlando， Reston， VA： American Society of Civil Engineers， 2004： 816-825.

[17]ZHANG L Y， FRANCISCO S， RALPH G. Ultimate lateral resistance to piles in cohesionless soils[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering， 2005， 131（1）： 78-83.

作者：邹新军 丁仕进 赵灵杰

防灾减灾下的土木工程论文 篇3：

植筋连接混凝土梁耐火极限计算方法

摘 要：为定量评估火灾情况下的耐火极限，提出了高温下植筋连接混凝土梁耐火极限预测方法. 采用等效截面法，考虑混凝土和钢筋强度在高温下的弱化，对截面进行强度折减，等效为阶梯形截面，结合常温下构件力学性能的简化计算理论及火灾中单根植筋的极限承载力计算公式，提出火灾中植筋混凝土梁耐火极限的计算方法，并与试验值进行对比分析. 结果表明，本文公式计算出的植筋构件耐火极限与试验结果能较好地吻合，计算值与试验值的误差都在15%左右，差值一般都在15 min以内，可以用该方法进行植筋连接混凝土梁的耐火极限计算.

关键词：耐火极限；植筋；高温；等效截面法

Prediction Method on the Fire Endurance of Post Installed Rebar Beams

Exposed to Fire

LU Zhoudao 1， SU Shiya 1， YU Jiangtao1，2?

（1.Research Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction，Tongji University，Shanghai 200092，China；

2.Shanghai Key Laboratory of Engineering Structure safety，Shanghai 200032，China）

Key words： fire endurance； bonded rebar； high temperature； equivalent section method

植筋连接（Post installed rebar connections，PIRC）技术在混凝土结构加固改造工程中应用广泛. 其力学性能受诸多因素影响，如混凝土强度、保护层厚度、鋼筋间距等. 近年来，国内外学者对常温条件下植筋胶黏结滑移、植筋构件承载力以及植筋构件疲劳性能等做了大量研究 [1-5]. 环氧树脂作为一种常用的植筋胶，广泛应用于植筋连接中. 当温度超过玻璃化转变温度Tg时，环氧树脂强度显著下降，转变为软和黏性材料，转变温度一般为50～80 ℃，远低于钢筋和混凝土的临界温度（其强度下降到其初始值的50%）. 一般来说，混凝土在400 ℃时强度会出现明显下降，约为常温的80%[6]. 钢材的弱化温度则在500 ℃左右[7]. 由此可知，植筋胶是火灾（高温）中植筋构件的主要薄弱环节. 理论上，即使植筋构件的内部温度远低于钢筋的软化温度，构件也可能因为植筋胶的力学性能劣化而失效. 然而，较少有学者研究温度对植筋连接性能的影响，关于高温中植筋试件的耐火极限的研究更是少之又少. 德国慧鱼集团研究了不同受火时间后，不同植筋深度下单根植筋的拉拔承载力的变化，以及不同保护层下，与受火面平行的植筋搭接连接的黏结力与受火时间的关系[8]. Kunz[9]研究了植筋胶黏结力随温度的变化，给出了平行搭接的黏结剂承载力计算公式. 郑文忠、侯晓萌等[10-11]凝炼了混凝土及预应力混凝土结构构件的抗火性能，介绍了火灾后混凝土结构加固修复技术，指出了混凝土及预应力混凝土结构抗火研究中存在的问题，展望了其发展趋势. 袁广林、闫玉红等[12-13]进行了高温后植筋边节点的受力性能研究及火灾后植筋锚固性能研究及焊接对植筋胶性能的影响研究. 刘长青、陆洲导等进行了高温下植筋构件抗火性能试验研究[14-16]，包括植筋黏结滑移性能研究、混凝土梁极限承载力、耐火极限研究等. 在耐火极限试验中，研究者分析了保护层厚度和植筋深度对植筋连接混凝土梁耐火极限的影响. 然而，迄今仍没有一套可用于预测高温下植筋连接混凝土梁耐火极限的简化方法. 鉴于上述原因，本文在前人研究的基础上，提出高温下植筋连接混凝土梁耐火极限的简化计算方法，并将计算值与试验值进行对比分析.

1. 植筋构件耐火极限的简化计算方法

1.1 高温中单根植筋的承载力

在之前的研究中，刘长青等[15]推导了单根植筋的极限承载力理论公式：

（1）

式中：

如已知构件的截面温度分布，可以通过以上公式计算极限承载力变化.

综上所述，植筋试件的耐火极限计算流程如下. 首先，根据式（1）计算出单根植筋极限承载力随温度的变化. 然后，根据单根植筋极限承载力和混凝土的温度分布计算构件关键截面的极限承载力随温度的变化，如式（2）～（13）所示. 当植筋梁的承载力无法承受设计荷载时，认为试件达到极限状态，对应的火灾持续时间为试件的耐火极限.

2. 试验验证

2.1 试验概况

为了对提出的算法进行验证，本研究进行了高温下植筋构件耐火极限试验. 试验共浇筑了6个植筋试件，即12个T形截面悬臂梁. 考虑了两种影响因素——保护层厚度和植筋深度，见表1. 为了方便加载，试件为双悬臂梁，尺寸如图6所示.

试件受火与加载装置如图7所示， 在每个试件基材的中线对称布置2只引伸式位移计，用于测量试验过程中基材位移的变化，如图7中的B1、B2和B3、B4.

对试件进行加载，加载点到悬臂梁根部的距离为840 mm，待加载到设定荷载46 kN后，维持荷载不变. 采用ISO834国际标准升温曲线对植筋构件进行火灾试验，记录梁截面内温度场、植筋试件基材位移、受火时间、以及钢筋和植筋胶温度等.

2.2 试验结果与对比分析

2.2.1 试验结果

试验中测量了植筋梁底部植筋胶的温度，变化曲线如图 8所示. 植筋胶温度随着受火时间的变化与钢筋温度相似. 刚开始時，温度增加缓慢，当受火时间超过10 min后，随着受火时间的增加，植筋温度开始非线性上升. 当受火时间到40 min时，升温曲线上出现一个恒温段. 经过恒温段后，温度继续上升，直至达到耐火极限.

测得的基材位移随受火时间的变化如图9所示. 当植筋试件基材的竖向位移达到跨度的1/20，即84 mm时[21]，认为试件达到了耐火极限. 可以看到，在刚开始的10 min内，基材位移基本不变. 随着热量向混凝土内部的传递，各个试件的基材位移开始出现分化. 6个试件的耐火极限见表2. 当试验进行到137 min时，60 mm 20d试件的基材位移仍然小于指定的84 mm，于是对该试件增加荷载至破坏.

2.2.2 耐火极限对比

如前文所述，根据式（1）可计算出单根植筋极限拉力随温度的变化. 图10中绘制了植筋深度分别为15d和20d的单根植筋极限拉力-温度曲线. 根据式（2）～（13），通过单根植筋极限拉力和混凝土的温度分布计算构件关键截面的极限承载力，图11给出了截面的极限承载力与植筋胶温度的关系.

计算表明，对于同一保护层厚度的植筋试件，在未受火的情况下，试件的极限承载力相同，但随着温度的升高，植筋胶性能开始弱化，不同植筋深度构件的极限承载力降幅不同，15d植筋试件的承载力小于20d植筋试件. 此外，对于相同植筋深度的植筋试件，虽然保护层的增加会减小钢筋的抗弯力臂，导致常温承载力的降低，但在高温环境下，较厚的保护层可以有效地降低植筋的升温速率，从而导致更高的耐火极限.

图11中，横虚线表示试验荷载对应的关键截面弯矩. 当截面的极限承载力低于该弯矩时，可认为试件达到耐火极限，见表1. 耐火极限对应的植筋胶温度见表2.

由表1可知，计算值与试验值吻合较好，除40 mm 20 d植筋试件外，其他试件的差值一般都在15 min以内，误差小于15%. 这说明，该方法可有效地进行植筋构件的耐火极限预测.

3. 结 论

通过理论分析和试验比较，探讨了高温下植筋连接构件的耐火极限预测方法，得出以下主要结论：

1）采用等效截面法结合单根植筋极限承载力计算公式提出的耐火极限预测方法，可定量计算高温下植筋连接构件的耐火极限.

2）植筋连接构件耐火极限试验表明，保护层厚度和植筋深度的增加均可提高构件的耐火极限. 当保护层不超过40 mm时，耐火极限受保护层的影响较大. 同种保护层情况下，植筋深度的增加可增加植筋构件的耐火极限，且当保护层大于40 mm后，增加植筋深度可显著增加植筋构件的耐火极限.

3）由本文计算得到的耐火极限与试验值能较好地吻合，其误差都在15%左右，差值一般都在15 min以内，可用该方法进行植筋构件的耐火极限计算.

参考文献

[1] 熊学玉，许立新，胡家智. 化学植筋的拉拔试验研究[J]. 建筑技术，2001，31（6）：383-384.

XIONG X Y， XU L X， HU J Z. Pull-out experiment study of chemically bonded rebar[J]. Architecture Technology， 2001，31（6）： 383-384.（In Chinese）

[2] 谢群. 化学植筋式后锚固连接群锚受力性能试验研究[D]. 上海：同济大学土木工程学院，2006：38-50.

XIE Q. Experimental study on behavior of bonded-in reinforcement anchorage group[D]. Shanghai： College of Civil Engineering， Tongji University， 2006：38-50.（In Chinese）

[3] 司伟建，周新刚，黄金枝，等. 混凝土结构植筋黏结锚固性能的试验研究[J]. 建筑结构，2001，31（3）：9-12.

SI W J， ZHOU X G， HUANG J Z， et al. Experimental study on post-embedding technology with epoxy mortar as bonding agent[J]. Building Structure， 2001， 31（3）： 9-12.（In Chinese）

[4] 阎锋，张惠英，王稚，等. 结构胶植筋混凝土柱受往复荷载作用的试验研究[J]. 建筑结构，2003，33（10）：37-39.

YAN F， ZHANG H Y， WANG Z， et al. Experimental research on the behavior of RC columns with post-installed chemically bonded longitudinal rebars under reciprocating load [J]. Building Structure， 2003， 33 （10）： 37 – 39.（In Chinese）

[5] 张建荣，吴进，杨建华，等.植筋搭接混凝土梁静力及疲劳受弯试验研究[J].建筑结构学报，2005，26（5）：38-45.

ZHANG J R， WU J， YANG J H， et al. Experimental research on the behavior of concrete beams with adhesive reinforcement under static and fatigue bending loads[J]. Journal of Building Structure， 2005， 26（5）：38-45.（In Chinese）

[6] EN 1992-1-2：2004 Eurocode 2： Design of concrete structures， Part 1-2： general rules-structural fire design[S]. Brussels： European Committee for Standardization，2004：30-34.

[7] EN 1993-1-2：2005 Eurocode 3： Design of steel structures， Part 1-2： general rules-structural fire design[S]. Brussels： European Committee for Standardization，2005：27-44.

[8] FISHER. Technical Handbook-Asia [M]. 4th ed. Waldachtal： Fisher Group of Companies，2008：10-15.

[9] KUNZ J. Fire design： state of the art [J]. Fastening Academy - Shanghai I 10th November， 2006：11-16.

[10] 鄭文忠，侯晓萌，王英. 混凝土及预应力混凝土结构抗火研究现状与展望[J]. 哈尔滨工业大学学报，2016，48（12）：1-18.

ZHENG W Z， HOU X M， WANG Y. Progress and prospect of resistance of reinforced concrete and prestressed concrete structures[J]. Journal of Harbin Institute of Technology， 2016，48（12）：1-18.（In Chinese）

[11] 侯晓萌，郑文忠.火灾后预应力混凝土连续板力学性能试验与分析[J].湖南大学学报（自然科学版），2010，37（2）：6-13.

HOU X M， ZHENG W Z. Experiment on and analysis of the mechanical performance of unbonded prestressed concrete continuous slab after elevated temperature[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences）， 2010，37（2）：6-13.（In Chinese）

[12] 袁广林，刘涛，闫玉红. 高温后RC植筋边节点反复荷载的试验研究[J]. 中国矿业大学学报，2008， 37（1）：19-23.

YUAN G L， LIU T， YAN Y H. Experimental study of behaviors of RC structure’s exterior joints with post-embedded bars under cyclic loading after treatment at high temperature[J]. Journal of China University of Mining & Technology， 2008， 37（1）：19-23.（In Chinese）

[13] 闫玉红. 焊接高温对钢筋混凝土结构植筋锚固性能影响的分析[J]. 水利与建筑工程学报，2010，8（1）：84-86.

YAN Y H. Analysis on influence of high welding temperature on anchorage behaviors of post-embedded bars in reinforced concrete structures[J]. Journal of Water Resources and Architectural Engineering， 2010，8（1）：84-86.（In Chinese）

[14] 刘长青，余江滔，陆洲导，等. 高温下植筋黏结-滑移性能试验研究[J]. 同济大学学报（自然科学版）， 2010， 38（11）：1579-1585.

LIU C Q， YU J T， LU Z D， et al. Experimental study on bond-slip behavior of Post-installed rebar at high temperature [J]. Journal of Tongji University （Natural Science）， 2010，38（11）： 1579-1585.（In Chinese）

[15] 刘长青，王孔藩，陆洲导. 高温中单根植筋极限承载力计算方法分析[J].结构工程师， 2011，27（5）：85-89.

LIU C Q， WANG K F， LU Z D. Design method of single post-installed rebar exposed to high temperature [J]. Structural Engineers， 2011， 27（5）：85-89.（In Chinese）

[16] 陆洲导，刘媛，余江滔，等. 火灾中植筋连接构件的抗火性能试验研究[J]. 防灾减灾工程学报，2012，32（6）：686-692.

LU Z D， LIU Y， YU J T， et al. Experimental study on the anti-fire performance of post-installed rebar connection members in a fire [J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering， 2012， 32（6）： 686-692.（In Chinese）

[17] 刘长青.火灾（高温）下植筋连接构件抗火性能试验与理论研究[D].上海：同济大学土木工程學院，2010：46-70.

LIU C Q. Experimental study on fire resistance behavior of post-installed rebar connection exposed to fire （high temperature） [D]. Shanghai： College of Civil Engineering， Tongji University， 2010：46-70.（In Chinese）

[18] DBJ/T 15-81—2011 建筑混凝土结构耐火设计技术规程[S]. 北京：中国建筑工业出版社，2011：41-54.

DBJ/T 15-81—2011 Code for fire resistance design of concrete building structures[S]. Beijing： China Architecture & Building Press，2011：41-54.（In Chinese）

[19] 王晓璐，查晓雄，朱庸. GFRP筋混凝土梁耐火性能计算方法[J]. 建筑结构学报，2014，35（3）：119-127.

WANG X L， ZHA X X， ZHU Y. Calculation methods for fire resistance of GFRP reinforced concrete beams [J]. Journal of Building Structures， 2014， 35（3）： 119-127.（In Chinese）

[20] 毛小勇，肖岩.标准升温下轻钢-混凝土组合梁的抗火性能研究[J].湖南大学学报（自然科学版），2005，32（2）：64-70.

MAO X Y， XIAO Y. Behavior of lightweight steel-concrete composite beams subjected to standard fire[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences）， 2005，32（2）：64-70.（In Chinese）

[21] ISO 834-1—1999 Fire resistance tests， elements of building construction： Part 1 general requirements [S]. Geneva，Switzerland： International Organization for Standardization， 1999： 22-23.

作者：陆洲导 苏诗雅 余江滔?