预应力管桩承载力（精选8篇）
预应力管桩承载力 篇1
1 简介
GB 50011-2010建筑抗震设计规范要求承受水平荷载的建筑物进行水平力验算[1]。JGJ 94-2008建筑桩基技术规范提供了预制桩水平承载力的估算公式[2], 其中桩顶允许水平位移的取值对估算影响很大, 本文通过天津地区30根预应力管桩的水平静载荷试桩结果, 分析天津地区预应力管桩水平承载力特征值规律、对应的水平位移值及桩顶允许水平位移的取值。
2 单桩水平静载荷试验方法简介
天津市DB 29-38-2002建筑基桩检测技术规程明确规定[3], 单桩水平静载荷试验采用卧式千斤顶施加水平力, 施加的水平荷载分级一般取预估水平极限荷载的1/10~1/15, 每级荷载施加后, 恒载4 min测桩的水平位移值, 然后卸载至0, 停2 min测出桩的残余水平位移值, 至此完成一个加卸载循环, 如此循环5次便完成一级荷载的试验观测。多级加荷后, 出现下列情况之一时可停止试验:1) 桩身折断;2) 水平位移超过40 mm或达到设计要求的水平位移允许值。当桩身应力达到极限强度时的桩顶水平力使使桩桩顶顶水水平平位位移移超超过过2200 mmmm~~3300 mmmm, , 或或桩桩侧侧土土体体破破坏坏的的前前一一级级水平荷载, 即是单桩水平极限承载力标准值[4,5]。
3 单桩水平承载力特征值确定方法
JGJ 94-2008建筑桩基技术规范5.7.2条规定, 预应力管桩可根据静载试验结果取地面处水平位移为10 mm (对于水平位移敏感的建筑物取水平位移6 mm) 所对应的荷载为单桩水平承载力特征值[2]。当桩的水平承载力由水平位移控制, 且缺少单桩水平静载试验资料时, JGJ 94-2008建筑桩基技术规范提供了下列公式估算预应力管桩的单桩水平承载力特征值。
其中, EI为桩身抗弯刚度, MNm2;Xoa为桩顶允许水平位移, mm;υx为桩顶水平位移系数;α为桩的水平变形系数, 1/m, 可按下式计算确定:
其中, m为桩侧土水平抗力系数的比例系数, MN/m4;b0为桩身身的的计计算算宽宽度度, , mm, , bb00==00..99 ( (11..55dd++00..55) ) 。。
从计算公式可看出, 影响单桩水平承载力特征值的因素较多, 包括桩身抗弯刚度、水平位移系数及允许水平位移值、材料强度、桩侧土质条件、桩的入土深度、桩顶约束情况等, 很难准确估算, 一般应通过单桩静载荷试验确定[5]。
4 试桩结果及分析
4.1 试桩结果
11个场地30根预应力管桩水平载荷试验结果见表1[6]。
4.2 水平承载力特征值分析
从表1可看出, 预应力管桩单桩水平承载力特征值与桩径、桩长、桩顶土性等密切相关。
1) 桩顶土性。
汉沽、咸水沽、华明镇三个场地桩顶土质均为软土, 由淤泥质土组成。10 mm标准时, Rha介于26 k N~72 k N, 平均值为50.2 k N, 6 mm标准时, Rha介于21 k N~48 k N, 平均值为37.1 k N;其余场地桩顶土质为非软土, 由粘性土组成。10 mm标准时, Rha介于90 k N~188 k N, 平均值为138.7 k N, 6 mm标准时, Rha介于79 k N~161 k N, 平均值为119.7 k N。
从以上分析可以看出, 预应力管桩的单桩水平承载力特征值普遍较低, 受桩顶土质影响较大。软土地区, Rha在40 k N~50 k N左右, 非软土地区Rha在120 k N~140 k N左右。
2) 桩径。
根据表1试桩结果, 单桩水平承载力特征值与桩径的关系见表2。
由表2可以看出, Rha随着桩径的增大而增大。这一规律也验证了水平承载力特征值的计算公式 (1) 。
3) 桩长。
由表1试桩结果, 软土区域, 本次桩长介于13 m~23 m, Rha大小与桩长关系不明显;非软土区域, 本次桩长介于15 m~36 m, Rha大小与桩长关系亦不明显。
4.3 特征值对应的水平位移分析
1) 软土地区。由表1可知, 10 mm标准时, Rha所对应的水平位移值介于4.2 mm~7.7 mm, 平均值为5.55 mm;6 mm标准时, Rha所对应的水平位移值介于2.1 mm~4.6 mm, 平均值为2.99 mm。2) 非软土地区。由表1可知, 10 mm标准时, Rha所对应的水平位移值介于3.2 mm~5.5 mm, 平均值为4.49 mm;6 mm标准时, Rha所对应的水平位移值介于1.7 mm~4.5 mm, 平均值为2.77 mm。3) 软土地区与非软土地区水平位移值的比较。软土地区与非软土地区确定单桩水平承载力特征值所对应的水平位移的比较情况见表3。
从表3对比可看出:预应力管桩在软土地区确定单桩水平承载力特征值所对应的水平位移比非软土地区略大, 水平位移10 mm时的比值为1.236, 水平位移为6 mm时的比值为1.079。
4.4 桩顶允许水平位移值分析
根据试桩结果, 反算公式中的xoa, 以便在计算Rha时xoa取值合理, 反算结果见表4, 表5。
从表4, 表5可以看出, 软土地区, 位移标准10 mm时, 反算的xoa平均值为2.45 mm (实测为5.55 mm) ;位移标准6 mm时, 反算的xoa平均值为1.81 mm (实测为2.99 mm) , 与实测结果相比, 反算值偏小40%~55%。非软土地区, 位移标准10 mm时, 反算的xoa平均值为4.15 mm (实测为4.49 mm) ;位移标准6 mm时, 反算的xoa平均值为3.40 mm (实测为2.77 mm) , 与实测结果相当接近。使用式 (1) 时xoa取值可参考表6。
5 结语
1) 预应力管桩水平承载力特征值普遍较低, 与桩顶土质、桩径密切相关, 其中受桩顶土质影响较大。软土地区, 单桩水平承载力特征值在40 k N~50 k N左右, 非软土地区, 单桩水平承载力特征值在120 k N~140 k N左右;单桩水平承载力特征值随着桩径的增大而增大;单桩水平承载力特征值与桩长关系不明显。
2) 根据预应力管桩水平静载荷试验结果分析, 软土地区, 10 mm标准时, 水平承载力特征值对应的水平位移值平均值为5.55 mm, 6 mm标准时, 水平承载力特征值对应的水平位移值平均值为2.99 mm;非软土地区, 10 mm标准时, 水平承载力特征值对应的水平位移值平均值为4.49 mm, 6 mm标准时, 水平承载力特征值对应的水平位移值平均值为2.77 mm;上述数值对于天津地区采用JGJ 94-2008建筑桩基技术规范5.7.2-2式估算单桩水平承载力特征值具有重要的参考价值。
3) 预应力管桩在软土地区确定单桩水平承载力特征值所对应的水平位移比非软土地区略大, 水平位移10 mm时的比值为1.236, 水平位移为6 mm时的比值为1.079。
4) 通过式 (1) 计算预应力管桩水平承载力时, 桩顶允许水平位移xoa取值可参考表6采用。
摘要：通过天津地区30根预应力管桩的水平静载荷试桩结果, 分析了天津地区预应力管桩水平承载力特征值和对应的水平位移值, 并对JGJ 94-2008建筑桩基技术规范提供的预应力管桩水平承载力估算公式中桩顶允许水平位移值在天津地区的取值进行了总结, 以供参考。
关键词：预应力管桩,承载力,水平静载荷试桩
参考文献
[1]GB 50011-2010, 建筑抗震设计规范[S].
[2]JGJ 94-2008, 建筑桩基技术规范[S].
[3]DB 29-38-2002, 建筑基桩检测技术规程[S].
[4]黄强.注册岩土工程师专业考试复习教程[M].北京:中国建筑工业出版社, 2002:248-251.
[5]李连营, 詹斌, 戴斌.预应力管桩水平承载力的研究[J].岩土工程界, 2003 (12) :69-71.
[6]DB 29-110-2010, 预应力混凝土管桩技术规程[S].
预应力管桩承载力 篇2
1、试桩参加方
待现场施工条件具备后，项目部准备试桩。试桩时，设计院、监理单位、业主、勘察单位等必须到场，通过对试桩结果的分析，确定预应力静压管桩施工的技术参数。
2、试桩数量、位置
试桩位置选在具有代表性位置或特殊地层岩性的地段进行，具体位置和数量由设计、业主、监理等相关有关单位共同协商确定。
2、试桩安排
试桩在2011年12月22日开始进行，试桩安排2台桩机进行，以减小桩机移动距离。试桩现场施工计划3天内完成。
3、试桩施工
（1）试桩施工严格按操作规程、工艺标准、工序流程、技术规范进行。
（2）试桩时，做好施工现场记录，包括：打桩起始时间、桩长、每压下1m油压表压力值、接桩时间、机械连接质量、最后三次稳压时的灌入度、持力层情况等。
（3）试桩完成后，项目部填写《预应力管桩静压施工试验记录表》，所有施工记录要求现场记录，数据真实、可靠。
4、试桩检测
（1）试桩结束后，经一定间歇期后，即可进行静载荷试验，以检验单桩承载力值。
（2）试桩检测由具备检测资质的第三方检测机构负责，检测单位报业主、监理审批后进场实施检测。
（3）项目部为试桩检测工作提供服务支持，包括：场地平整、桩头处理、用电供应、后勤服务等，为检测工作创造条件。
（4）检测工作安排2组检测设备进场，同时进行检测，以缩短检测时间，尽早提供检测报告。
（5）检测单位提交检测报告后，召开业主、设计、监理、项目部参加的试桩分析会议，分析试桩结果，确定工程桩施工技术参数和相关要求。
二、静压桩施工
1、施工工艺框图
场地平整及处理测量放线（桩位、地面标高）静压桩机进场桩机安装就位监理工程师验收预应力管桩进场、验收吊桩至桩位、对中调直压入第一节管桩（至离地面1m左右）上节桩就位、校核垂直度焊接接桩监理工程师验收继续压桩压桩至设计桩底标高送桩至设计桩底标高稳压终桩移机至下一根桩桩孔中灌注2m高封底混凝土
图4-3 预应力管桩施工工艺框图
2、施工要点（1）场地平整
①根据现场的实地踏勘情况，进场后首先进行施工场地的平整工作，主要为基坑底交工面的清理、平整、硬地处理，满足运输车辆通行和机械移位，为管桩到场后的吊装堆放及桩机进场后的就位作好充分准备。
②场地硬地处理主要铺垫砖渣，厚度约40～50cm；对局部较松软部位则进行换填、压实处理。
③场地平整及清理采用机械配合人工进行。
④施工结束后，对先期铺垫的砖渣进行清理出场，恢复基坑底原始标高位置。
（2）桩位测量定位
①根据桩位平面图、业主提供的坐标基准点及高程点，按照桩位进行测量放样。
②现场测量时，先确定桩位轴线，并经业主代表、现场监理等验收复核，然后开始测量放出桩孔位置，并将拴有桩号的红布条标志钉打入标明。
③桩位确定后，请监理工程师验收签字后，提供现场施工使用。④每日打桩前须复测桩位，发现问题立即纠正。（3）桩机进场及安装就位
①静压桩机由专门的大型平板车运输进场，由吊车卸车，作业时设专人指挥。
②压桩机在指定的作业区域内进行组装，安装时按有关程序或说明书进行，压桩机的配重平衡配置于平台上。
③桩机安装完毕后，进行安装验收后使用。
④桩机移动过程中，尽量保持机身水平，机身平面倾斜角度不能过大。压桩机就位时，对准桩位，启动平台支腿油缸，校正平台处于水平状态。
（4）管桩的吊运及堆放
①管桩吊运采用专用吊钩起吊，轻吊轻放，避免剧烈碰撞； ②管桩堆放场地要求平整、坚实；不同规格、不同长度的管桩按顺序分别堆放；
③叠层堆放管桩时，在垂直于管桩长度方向的地面上设置2道耐压的长木枋或枕木，叠层层数不宜超过3层。
（5）桩尖的焊接
①本工程采用平底十字型钢桩尖，焊接连接。
②桩尖与管桩围焊封闭，焊缝厚度为6mm，焊缝要连续饱满。③焊好后的桩接头自然冷却后才可以继续施压，焊头自然冷却时间不小于6min，严禁用水冷却或焊好后即压，以免焊缝接口变脆而被打裂。
（6）吊桩、对中调直
①桩机就位后进行调整使桩架垂直，按照吊点位置用压桩机吊臂将桩喂入压桩机内。
②当预制管桩被插入钳口中后，将桩徐徐下降直到桩尖离地面100mm左右，然后夹紧桩身，微调压桩机使桩对准桩位，通过调节桩机支撑四脚的升降将机身精确调平和将桩身精确调垂直，并通过预先所作的控制标记复核桩位（误差小于0.5％），③将桩压人土中0.5m时，暂停下压，从桩的正交侧面校正桩身垂直度，保证桩身垂直度控制在0.5％以内，使静力压桩机处于稳定状态时正式开压。
（7）静力压桩
①压桩前，确认起重机的吊钩已脱离吊桩工具，桩身已经准确对中。
②检查有关动力设备及电源等，防止压桩中途间断施工，确定无误后，即可正式开机压桩。
③压桩是通过主机的压桩油缸伸缩之力将桩压入土中，每一次下压，桩的入土深度为1m，然后轮夹→上升→再夹→再压，如此反复，直至将一节桩压入土中。
④压桩保持连续进行，同一根桩的中间间歇时间不超过半小时。⑤操作液压系统时操作平稳，避免压力冲击，作业中随时检查油温、油压是否正常。压桩系统的压力均不能超过桩机最大额定压力及桩身所能承受的最大压力，以免造成对桩机和桩身的破坏，发现异常情况立即终止压桩并查明原因。
⑥压桩时，从两个互成900角的方向设立吊锤线，派专人校核桩身垂直度，以防止压桩时引起桩尖遇到地下不明物或其它原因发生桩身倾斜。
（7）焊接接桩
①当需要接长桩管时，其入土部分的桩头高出地面0.5～1.0m。②接桩时上、下节桩段保持顺直，中心线偏差不宜大于2mm。③管桩对接前，上下端桩表面用钢丝刷清理干净，坡口处露出金属光泽。④接桩采用焊接，焊接时先在坡口周围上对称点焊4～6点，待上下桩节固定后，再分层施焊，施焊由两个焊工对称进行。
⑤焊接层数不少于两层，内层焊渣必须清理干净后方能焊外一层。坡口槽的电焊必须满焊，电焊厚度高出坡口1mm，焊缝饱满连续，不得有夹渣、气孔等缺陷。
⑥焊好后的桩接头应自然冷却方可继续锤击，自然冷却时间不宜少于8min，严禁用水冷却或焊好后即打。
（8）送桩
①因设计桩顶标高不一，部份桩需送桩，最大送桩深度为1m ②送桩采用专用送桩器，送桩器用钢板制作，长约7m。③当桩顶打至地面需要送桩时，测出桩的垂直度并检查桩头质量，合格后立即进行送桩。
④操作时，先吊起送桩器，送桩器的下端面紧挨上管桩的端面，中心线对齐，保证垂直度满足要求后再加压，直到送桩至设计标高。
⑤送桩的最后贯入度根据同一条件的桩不送桩时的最后贯入度予以修正。
（9）稳桩
①当压桩力已达到两倍单桩竖向承载力特征值或桩端已到达持力层时，随即进行稳压。
②当桩长小于10m时，稳压5次，贯入度值不超过20mm；其余的桩稳压3次，贯入度值不超过25mm。
（10）截桩 ①施工完成后，按设计桩顶标高对桩进行截桩处理。②截桩采用专门的据桩器，由专门人员操作。③严禁采用大锤横向敲击截桩或强行反拉截桩。④截桩及时进行破碎处理，砼渣回填垫路或外运。（11）桩底封底混凝土浇筑
①终桩后立即往桩孔中灌注入不小于2m高的C30混凝土进行封底。
②混凝土采用商品混凝土，以确保混凝土质量。
③混凝土封底前，检查孔底是否存在积水现象；如出现积水，则排除孔水积水后再进行混凝土封底施工。
④封底混凝土采用串筒浇筑，严禁直接倒入桩底。
⑤浇筑时，可将小型料斗置于孔口，砼罐车直接卸料入孔，或采用手推车人工浇筑。
预应力管桩承载力 篇3
高强预应力管桩 (PHC桩) 因性价比高、承载力高、施工快、管桩工业化生产等特点而受工程建设单位和承建单位的青睐, 在近几年的时间里得到了普遍的推广。但是, 其在施工过程中, 很容易发生上浮现象, 由于施工应用时间不长, 管桩复打施工经验不足, 造成很多施工现场工程进度缓慢, 影响桩基工程的进度和质量。本文通过高强预应力混凝土管桩工程实例, 对上浮原因进行分析, 提出其处理措施, 上浮后采用复打处理能提高单桩竖向承载力, 而且复打成本低, 工期短, 是一种比较理想的处理桩基上浮的方法。
1 工程概况
安庆市立医院新院区病房楼A座总建筑面积8.8万m2, 地下2层, 地上20层, 建筑高度84.8m, 基础形式为桩筏基础, 基础埋深12.6m。根据勘探报告, 地层名称分别为:填土、粉质粘土、淤泥、粉质粘土、粘土、砾砂夹圆砾。勘探报告建议工程桩型一般可优先采用预制桩方案 (以PHC桩为宜) 。并建议20层病房楼A座选用第7层砾砂夹圆砾作为桩基持力层, 预制桩桩端进入该层深度一般宜为2.0m左右。根此施工图设计采用预应力高强混凝土管桩PHC600AB130 (702根) 和PHC500B125-10 (65根) , 桩长均为22 m, 以第7层砾砂夹圆砾为桩端持力层, 桩端入第7层分别不小于2.0m和0.7 m, 单桩竖向承载力标准值分别为2 400k N和1 600k N, 管桩中心距分别为2 700mm和3 600~3 900mm。
地层特性详见表1:
2 施工概况
该工程管桩采用静压法施工, 采用1台wxz808型压桩机沉桩, 地下一层、二层桩基单位均采用静压送桩法施工, 桩长约22~26m。地下二层送桩深度8~9m。
土方开挖一共分4层开挖:
(1) 原地面平均标高为+11.4m, 第一次土方开挖至+8m位置, 然后开始工程桩施工;
(2) 工程桩施工完毕后开始支护单位的钻孔灌注桩和高压旋喷桩施工。施工完成后对基坑底面标高进行复测后平均为+8.95m。第二次土方开挖由+8.95m开挖至+5.5m;
(3) 第三次土方开挖考虑到保护工程桩, 会议决定在桩顶留土+1.5m左右。故第三次土方开挖由+5.5m挖至+1.5m;
(4) 第四次土方开挖由+1.5m挖至+0.2m。
3 桩基检测
根据有资质的检测机构出具的病房楼A座负二层5根管桩的竖向抗压静载试验报告, 结果表明加载至1 920k N时, Q-s曲线发生陡降, 5根桩在桩顶沉降量约达40mm至81mm后, 沉降值收敛趋于稳定 (详见表2和表3) 。经检测分析, 竖向抗压承载力不足是管桩上浮引起的。
4 管桩上浮原因分析
病房楼A座负二层送桩深度为8~9m, 送桩较深, 会增加挤土效应, 取土后, 基底土层回弹, 容易造成管桩桩身上浮, 导致竖向抗压承载力不足。
5 确定处理方案
考虑到负二层深基坑, 我们首先考虑采用复合地基重新设计复核, 但因南北两侧均有4层裙楼, 且设计时未设置沉降缝, 如采用复合地基, 沉降很难控制。根据鉴定报告、桩基检测机构的建议和施工现场的实际情况, 设计单位设计了桩基加固处理方案:对全部管桩进行复打, 复打的方法可有2种:静压法和锤击法, 因为负二层深基坑且土方开挖已完毕, 如果采用静压桩打桩机复打, 需回填大量黄土或建筑垃圾, 几百吨的静压桩打桩机下负二层深基坑非常困难, 并且挖机和静压打桩机极易造成管桩二次破坏, 因此, 最后决定采用锤击打桩机对全部管桩进行锤击复打。
6 锤击复打施工
历经2.5个月对725根管桩 (还有部分管桩因各种原因无发复打) 锤击复打, 采用重锤轻击, 分阵锤击 (每30击为一阵) , 收锤标准 (最后一阵30击) 的平均贯入度宜控制在2~4cm。锤击绝大部分锤击数为100~250锤, 累计沉降范围为1.8~19.2cm。为防止管桩锤击造成已割桩帽桩头爆桩, 锤击过程中用送桩器送桩, 桩头用2~3层传送带保护 (复打结束仅有10根管桩桩头爆桩) 。
注:1.桩编号:XXX;桩径:600mm;桩长:22.0m;2.最大加载量:3 120k N, 最大位移量:124.63mm, 最大回弹量:0.00mm回弹率:0.0%。
7 复打后检测结果
复打后检测结果, 复打后单桩竖向静载试验数据详见表4, Q-S曲线详见图2。
注:桩长:22m;桩径:600mm;试验桩号:YYY
处理完毕后, 按照设计单位要求, 选取16根桩做静载, 全部管桩低应变检测。根据静载试验报告, 实际总沉降量为12.07~38.6mm, 全部满足设计要求。低应变检测也符合规范要求。
根据有资质的检测机构出具的病房楼A座负二层16根管桩的竖向抗压静载试验报告, 结果表明单桩竖向抗压承载力均达到了5 000~5 400k N, 符合设计要求。
从复打后静载试验数据和Q—S曲线图形 (由陡降型变为缓变型) 结果看, 复打能有效提高浮桩单桩承载力。
8 结语
本工程因为预应力管桩在负二层送桩深度达8~9m, 送桩较深, 增加了挤土效应, 取土后, 基底土层回弹, 造成管桩桩身上浮, 竖向抗压承载力不足。按《预应力混凝土管桩基础技术规程》 (DBJ/T 15-22-98) 规定, 送桩深度不宜大于2.0m, 最深不超过6.0m, 因此本工程的送桩深度是不合适的。解决办法可以采用正确的打桩顺序, 对上浮管桩进行复打;与复合地基或补桩处理相比较, 复打成本低, 工期短, 能较大地提高管桩的单桩承载力。通过静压法或锤击法可使上浮桩复位, 在场地狭窄或基坑较深时, 应优先考虑锤击桩复打。
参考文献
[1]佚名.GB50021-2001, 岩土工程勘察规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2002, 1.
静压管桩水平承载力的预测 篇4
在国内工业与民用建筑,铁路,公路,桥梁和港口码头等工程中,静压管桩因其具有施工速度快、无噪音污染、节能环保、单位承载力高、节约造价等优点[1],现已逐渐得到越来越广泛的应用。然而其研究理论较其他桩型起步较晚,且主要集中于静压管桩竖向受力方面的研究,对于水平承载力方面的研究相对较少[2],所以研究静压管桩水平承载力具有重要的意义。现今水平承载桩的计算方法主要有极限地基反力法、弹塑性地基反力法、弹性理论法和经验法等[3],但这些方法在计算单桩水平承载力可靠度较差。在试验分析方面,虽然单桩水平静载试验作为最基本的方法,其可靠度最高,但它也存在一定的缺陷,如费用高,时间、人力消耗大,试桩数量有限等,一般只在一级建筑和重要的二级建筑中采用[4]。因此,发展满足精度要求的简便方法预测单桩水平承载力,对工程界与进一步的理论分析而言,具有重要的现实意义。
然而,由于单桩水平极限承载力受桩的长度、截面几何形状、截面尺寸、土性参数、桩土相互作用、施工方法及施工质量等许多因素的影响与控制[5],其复杂性给理论与试验分析带来了很大困难,因此可以运用灰色系统理论进行研究[6,7,8]。本文以灰色系统理论为基础[9,10,11],现场水平静载荷试验实测数据为依据,利用灰色预测建立了预测静压管桩水平承载力的数学模型GM(1,1)并进行了预测。分析研究表明:该模型预测精度较高,适用性较强,具有一定的工程参考价值。
2 静压管桩水平承载力灰色预测模型
2.1 单桩H-Y0关系预测的GM(1,1)模型
灰色系统理论及方法的核心是灰色模型,它是以灰色生成函数概念为基础,以微分拟合为核心的建模方法。灰色理论认为一切随机量都是在一定范围内、一定时间上变化的灰色量及灰过程。对灰色过程建立的模型称为灰色模型(Grey Model),简称GM模型,预测模型为一阶微分方程且只有一个自变量的灰色模型,记为GM(1,1)模型[9,10,11,12,13]。对于桩基的水平静载荷试验H-Y0关系曲线而言,把桩顶水平荷载H视为灰信息,桩顶水平位移Y0视为广义时间,建立荷载序列的灰色预测GM(1,1)模型。
将原始桩顶水平荷载H序列记为:
H(1)(i) i=1,2,…,n (1)
将原始桩顶水平位移Y0序列记为:
Yundefined(i) i=1,2,…,n (2)
分别进行一次累减得:
H(0)(i) i=1,2,…,n (3)
Yundefined(i) i=1,2,…,n (4)
根据灰色系统的建模方法,可以得到一阶线性动态微分方程,记为GM(1,1)模型,其形式如下:
undefined
式中:a为发展系数(1/mm);b为灰作用量(kN/mm)。
a和b可通过桩顶水平位移Y0的一次累减序列和荷载H序列及其累减序列组成的矩阵得出[9,10,11],方程(5)的解为:undefined
式中k≥1。通过式(6)可以看出:当桩顶水平位移Yundefined(i)为已知时,可以得出桩顶上作用的水平荷载预测值undefined;反之,当桩顶作用水平荷载H(1)(i)时,也可反求出桩顶的水平位移预测值undefined。式中的a值,对于单桩H- Y0曲线来说一般是很小的正数。因此,对式(6)取极限可以得到单桩的极限承载力Hu为:
undefined
2.2 预测GM(1,1)模型的检验与残值修正
为了判断预测模型是否可靠,预测精度是否满足工程要求,避免GM(1,1)模型产生过大的误差,必须对式(6)的预测结果进行精度检验。检验模型的方法可以通过相对误差、均方差比值、后验差比值、小误差概率等方法检验。
令残差:undefined
则残差均值和残差方差分别为:
undefined
undefined
令后验差比值为:undefined
小误差概率为:undefined
根据计算得到C和T值,可将预测精度分为四个等级标准,各级标准要求如表1所示。
当GM(1,1)模型的预测精度不符合要求时,可以用残差序列建立残值GM(1,1)模型,不断对原来的模型进行修正,直至精度满足要求为止。
3 工程实例实测与预测对比分析
本节将按照灰色预测法,结合现场水平静载荷试验实测数据,对单桩水平承载力进行计算并预测。从而说明灰色系统预测法在静压管桩水平承载力方面的应用。
3.1 工程实例概况
工程实例为某工程的现场水平静载试验的实测数据。桩基础采用的是静压管桩,本文选择了3根单桩试桩进行预测,其桩长分别为15.0m、15.5m、16.5m,外径为400mm,壁厚为95mm,桩身混凝土强度等级为C80,实测桩的水平极限承载力均为Hu=180kN,实测各级荷载下的桩顶水平位移如表2所示。
3.2 静压管桩水平承载力静载试验装置
本次桩基础的水平静载试验的测试仪器采用的是徐州市建筑工程研究所生产的自动测试系统。这套系统的优点是可以通过高精度的位移传感器和油压传感器协同工作进行试验加载的控制和数据的自动采集,而且可以通过电动油泵进行加载系统的自动维荷,保证试验过程中的荷载稳定。这套系统既减轻了试验人员的工作强度又保证了测试的精度。在本次试验主要使用了如下的仪器设备:JCQ503C基桩静载试验仪一套、容珊式位移传感器3只、电动油泵一台、油泵控制仪一台、油压传感器一台、液压千斤顶(2000kN)一台、提供反力600kN的堆载重物等。
3.3 GM(1,1)模型预测结果对比分析
以1#桩为例:根据实际静载荷试验实测数据,原始桩顶水平荷载H序列与原始桩顶水平位移Y0序列分别为:
H(1)(i)={40,60,80,100,120,140,160,180}
Yundefined(i)={0.45,0.90,1.91,3.94,6.62,10.71,15.84,21.12}
累减生成荷载与水平位移序列为:
H(0)(i)={40,20,20,20,20,20,20,20}
Yundefined(i)={0.45,0.45,1.01,2.03,2.68,4.09,5.13,5.28}
根据公式[8,9,10]可得:
undefined
Yn=[20 20 20 20 20 20 20];
将B和Yn代入公式得:[a b]T=(BTB)-1BTYn=[0.0921 18.1]T;
将a、b值代入公式(7)可得该桩的水平极限承载力undefinedkN,实测值与预测值之比180/197=0.9137。由此可见采用灰色系统预测的静压管桩单桩水平极限承载力预测值与实际值非常接近。根据公式(6)可以计算出静压管桩水平承载力的预测值,其结果如表3所示。
根据公式(8)～(14)可以计算出后验差比值:undefined,
小误差概率:undefined。
根据表1所示的预测精度等级可知:该模型预测静压管桩水平承载力的精度等级为“好”,因此该模型可以应用于静压管桩水平承载力的预测。
4 结束语
预应力管桩承载力 篇5
预应力高强混凝土管桩(PHC管桩)由于它施工速度快、价格低、承载力高、质量稳定、养护时间短、施工方便、施工场地整洁等诸多优点,近年来在各种桩型的选择中已占主要地位,越来越广泛地被应用于各类建筑基础,但PHC管桩属薄壁混凝土杆件在地震区中的应用,其抗水平力性能(尤其2009年上海市13层楼房采用PHC管桩整体倒塌事故后)引起广大设计人员高度关注,本文通过三根PHC管桩水平承力试验,研究PHC管桩在水平力作用下的性状,并对PHC管桩在水平力作用下的设计计算与构造上提出一些措施。
2 PHC管桩水平承载力试验
本试验PHC管桩采用D=400mm,壁厚t=95mm,AB型,预应力钢筋为10根Φ9.0 mm,桩长:1#22.3m,2#20.6m,3#21.8m。试验目的主要了解桩与土的相互作用,即利用桩周土的抗力来承担PHC管桩在水平力作用下的性状,试验场地的工程地质条件如表1和图1,水平静载试验装置如图2。
具体试验按《建筑基桩检测技术规范》[1]进行。
2.1 检测数据整理
采用单循环慢速维持加载法试验所绘制的水平力-时间-力作用点位移(Ho-t-Xo)关系曲线见图3～图5;绘制水平力-位移梯度(Ho-ΔXo/ΔHo)关系曲线见图6～图8;绘制水平力,水平力作用点位移-地基土水平抗力系数的比例系数的关系曲线(Ho-m,Xo-m)见图9～图11。
2.2试验结果分析
1)分级循环加卸载试验Á所绘Á制的Ho-t-Xo曲线表明,在一定水平荷载范围内,桩土处于弹性状态,每级加载增量与位移增量基本呈线性关系,卸载后变形大部分能恢复,残余变形量较小。因此,只有在小应变条件下,土体的抗力才能有效发挥出来。
2)当分级循环加载至临界荷载时,是反映PHC桩抗水平力的一个特性点,三根试桩临界荷载分别为100kN、60kN、80kN的对应位移量均在10mm范围内,当水平力超过临界荷载后,在相同的增量荷载条件下,桩的位移增量比前一级明显增大;而且在同一级荷载作用Â下ÃÄ,桩ÆÂ的位移随着加卸载循环的次数增加而逐渐增大。
3)极限承载力是个突变点,3根试桩极限荷载分别为160kN、100kN、120kN,当分级循环加载大于极限荷载时,桩的位移速率突然增大,同一级荷载的每次循环都使位移量不断增大,同时钢筋已达到流限,相继发生钢筋断裂声,桩周土出现裂缝,桩体断裂。
3 PHC管桩水平承载力设计计算与构造
3.1 PHC管桩水平承载力特征值的取值
与竖向抗压,抗拔桩不同,PHC管桩在水平荷载作用下的破坏模式一般为弯曲破坏,极限承载力由桩身强度控制,但桩基规范在确定单桩水平承载力特征值时,并未采用按试桩水平极限承载力除以2的方法,这是考虑到PHC管桩在水平荷载作用下还要根据设计要求的水平允许位移值及PHC管桩所处环境类别要求的裂缝控制等条件来决定单桩水平承载力特征值,一般从几种计算结果判别中取小值。
3.2 PHC管桩承载水平力的构造
PHC管桩在水平力作用下,易受剪、受弯破坏,因此必须采取有效的构造措施:(1)加强PHC管桩与承台的连接,应将予应力钢筋锚入承台,并采用钢筋混凝土填芯措施,填芯部分的纵向钢筋按承担基桩的拉力计算,其填芯长度应不小于5D(D为管桩外径),并应配螺旋箍筋予以加强,这是考虑到承水平力作用时,PHC管桩顶部除承受轴向压力外,还要承受弯、剪,所以配置螺旋箍筋增强桩芯的抗侧能力提高桩芯节点延性与变形能力;(2)PHC管桩承台与承台之间应在纵横两个方向,设置拉梁,拉梁起传递水平荷载作用,能有效增强桩基承台间的共同工作;拉梁将各柱下独立基础通过拉梁形成一个平面格梁,使得各独立基础在水平方向能够互相制约发挥整体作用,调整基础不均匀下沉,拉梁荷载可分为拉梁上的隔墙重,拉梁承担柱底弯矩可按拉梁线性刚度(i=EI/L)分配求得,当地震时拉梁承轴向拉力,可取两端柱轴向压力较大者的1/10进行组合计算。拉梁本身截面尺寸不能太小,截面要满足刚度要求,梁宽不能小于200mm,其高度可取承台中心距的1/10—1/15,JG 94—2008建筑桩基技术规范对于拉梁截面作出明确规定与旧JG94—94建筑桩基技术规范不同之处在于最小截面宽度修正为250mm,并给出了最小截面高度为450mm的规定。(3)采用PHC管桩的工程,最好设置有地下室或半地下室,这样水平力尽量由地下室外墙与地下室底板承担,因此要求地下室基底和侧壁填土能可靠传递被动土压力和基底摩阻力。
4 结语
1)桩的水平承载力和其水平变形密切相连,桩的水平变形受桩-土体系抗力的制约,只有桩-土体系的抗力阻止桩的变形在结构允许范围内时的单桩水平承载力才有效。
2)在水平荷载作用下,PHC桩与土的变形主要发生在上部,一般在地下2m左右,本次3根桩均断在1.7m～2m间,土中应力变化与塑性区主要发生在上部浅土层,因此改善浅部土层的性质,尤其是桩基承台或地下室回填土的密实度至关重要。
3)桩的水平承载力与其抗弯刚度和其材料弹性模量E有关,PHC管桩采用C80高强度等级混凝土可获得较高的抗拉,抗压和抗裂强度,可大大改善PHC管桩长期埋设地下,避免钢筋混凝土的锈蚀。
4)单桩水平承载力容许值。桩基规范要求根据静载试验时,取地面处水平位移为10mm所对应的荷载为单桩水平承载力容许值,因桩在该级荷载作用下,桩的水平位移小,位移回弹量大,残余变形小,能满足一般建筑物对变形控制要求。
5)单桩水平静载试验最能反映桩-土受力实际情况,试验可在单桩竖向静载试验时同步进行,如果不必进行破坏性试验,加载分级不宜过大,费用与时间均可大为节约。
摘要：预应力高强混凝土管桩(简称PHC桩)因承载力高,施工方便,造价低,近年来许多地区特别是抗震设防地区得到广泛应用,但其水平承载力特性研究较少。通过3根PHC管桩水平力作用下的试验,研究PHC管桩水平承载力性状,提出采用PHC管桩在设计与构造上的一些建议。
关键词：PHC管桩,水平承载力,桩基选型
参考文献
[1]JGJ94—2008建筑桩基技术规范[S].
[2]GB50010—2002混凝土结构设计规范[S].
[3]《桩基工程手册》编写委员会.桩基工程手册[K].北京:中国建筑工程出版社,1995.
预应力管桩承载力 篇6
水泥土搅拌桩是软土地基处理的一种有效形式,它采用水泥作为固化剂的主要材料,通过特制的搅拌机械, 在地基深处将软土和固化剂进行搅拌, 利用二者之间所产生的一系列物理化学反应使软土硬结以提高地基强度。 水泥土搅拌桩因造价低、施工方便等优势,在工程领域运用范围较广。 但由于桩体强度不大,限制了地基强度的提高[1]。 劲性搅拌桩是在水泥土搅拌桩的基础上发展起来的,搅拌桩和后插入的预制桩芯构成复合桩基。 实践证明:劲性搅拌桩对承载力的提高效果明显,适用于软土地区高承载力、施工噪音小、无污染等要求,但劲性搅拌桩较难形成均一高强度的桩身,且芯材压入水泥土搅拌桩后如何保证二者的协同工作是另一难题[2,3,4,5,6]。 文献[7]研究的桩基础———钻孔压浆混凝土管复合桩,引孔深度为桩的全长,引孔直径较大适用于砂性土层且单桩竖向承载力提高明显,但其受力特性仍是复合桩。 水泥土引孔桩是在桩位上先施工水泥土搅拌桩作为引孔措施,引孔深度至距桩端留有1m距离,引孔直径较小。 等到水泥土搅拌桩施工结束以后,在水泥初凝之前,静压管桩。 压桩过程中,水泥浆向孔周围土体渗透,水泥和土充分混合,混合物随着压桩的进行不断致密,桩侧土体基本上完全被加固成水泥土。 桩土共同作用性能良好, 适用于地基浅层有深厚密实砂层的场地条件, 且荷载传递规律类似刚性桩。 文献[8]对直接压桩、 用水泥土引孔的静压桩和掺入膨润土的水泥土引孔静压桩较精细的静载对比试验结果表明,用水泥土引孔的静压桩承载力较直接压桩提高不明显,且试验结果离散;掺入膨润土的水泥土引孔桩承载力较直接压桩承载力稳定提高约70%, 质量可控,且该成果已用在实际工程中。 但目前对基于水泥土引孔管桩的理论研究相对较少,对其有限元分析以及荷载传递规律和承载力提高的机理尚缺乏研究。
本文依据苏州某高层建筑项目静载试验资料采用有限元分析软件ABAQUS对水泥土引孔桩和常规直接压桩进行了数值分析,对同一地质条件下、 桩长和截面尺寸完全相同的两个模型的有限元模拟结果进行了分析对比,研究了水泥土引孔桩的荷载传递规律。
1工程实例
1.1工程概况及地质条件
苏州新区某广场是主要包含18层办公楼、19层住宅楼各一幢的框架-剪力墙的高层建筑项目, 建筑物设一层地下室。 柱距分别为9.0m×7.2m, 8.0m×7.5m,单柱最大荷载14600k N, 设计采用桩基础。 有效桩长范围内和桩端以下土层分布及主要物理力学参数见表1。
1.2基础受压桩的设计
根据建筑场地工程勘察资料,设计选定基础受压桩为覫500mm预应力管桩, 壁厚为120mm, 预搅下沉至设计深度,设计引孔直径覫600mm,图1为水泥土引孔桩示意图。 桩顶设计标高以下有效桩长为17m, 单桩极限承载力不低于4800k N, 桩基持力层为61黏土层,下卧层为62粉质黏土。
1.3静载试验结果
为论述方便起见,下文所称水泥土引孔桩均为掺入膨润土的水泥土引孔桩。
对直接压桩的1根试桩、3根水泥土引孔桩试桩及工程桩进行静载对比试验研究,其Q-s曲线如图2所示。
试验结果表明,直接压桩试桩的Q-s曲线为陡降型,极限承载力为2840k N[8]。而水泥土引孔桩试桩与工程桩的Q-s曲线为缓变型,其竖向抗压极限承载力大幅提高,3根试桩及3根工程桩的极限承载力均不小于4800k N,比常规压桩的极限承载力稳定提高约70%,且桩顶最大沉降量均不到27mm。
2有限元模型基本假定和计算方案
2.1有限元建模
采用二维轴对称有限元法对单桩承载力进行分析,模拟桩、土之间的相互作用。 图3为单桩的分析模型和有限元网格图。
按照实际尺寸建立单桩模型,考虑到桩侧土边界和桩端土深度边界的影响范围,将桩基下面取一倍桩长,即土层深度方向取34m;径向取一倍桩长, 即17m。 土体单元类型设为CAX4R,桩体单元类型设为CAX8R。
边界条件:约束模型底部径向与竖向两个方向的位移和土体两侧的径向位移,并且在桩的中心线上也设置径向约束。 考虑桩、土之间的相对滑动以及由土体自重应力产生的初始应力场,对桩顶连续施加960~4800k N共11级荷载。
2.2材料的本构模型
桩体采用线弹性材料,根据PHC管桩规格及性能参数参考,C80的混凝土弹性模量取3.8×104MPa, 泊松比0.2;土体的本构模型采用Mohr-Coulomb模型模拟,各土层参数如表1所示。 由于本文主要模拟计算基础受压桩的极限承载力,根据文献[9],黏聚力C取值为各土层天然土体的10倍,内摩擦角 φ 取值为各土层天然土体的1.5倍, 弹性模量取300MPa。 模拟桩土相互作用特性,法向模型设置为硬接触,桩、土之间切应力与剪切位移的摩擦特性设置为罚函数的形式,摩擦系数为1.0。
3数值计算结果与分析
3.1荷载-沉降曲线和位移场分析
根据JGJ 94—2008《建筑桩基技术规范》及工勘报告数据, 计算得单桩竖向极限承载力Quk为2826k N, 其中, 桩侧阻力为1403.4k N, 桩端阻力为1422.6k N。 可见,依据JGJ 94—2008规范估算结果和有限元模拟结果接近。
将直接压桩和水泥土引孔桩两个有限元模型的计算Q-s曲线与实测曲线分别绘于坐标系中,如图4所示。
由图4可看出, 数值模拟得出的Q-s曲线与实测曲线趋势一致,只在具体数值上略有差异。造成这种误差主要是因为:1受测量仪器的精度限制,以及现场测量环境的复杂性、不确定,导致观测误差;2考虑模型的简化造成与实际情况的偏差;3模型参数的取值具有不准确性。
综上所述,有限元计算所得曲线与试验结果吻合良好,且具有较高精度,验证了数值计算的合理性与准确性。因此,可以认为本文所采用的有限元分析及桩、土的参数设置对单桩进行拟合计算是可行的。
3.2水泥土引孔桩的受力特性分析
3.2.1荷载-沉降曲线
水泥土引孔桩及直接压桩的承载力Q-s曲线如图5所示。
由图5可知:水泥土引孔桩的Q-s曲线为缓变型,其竖向抗压极限承载力大幅稳定提高;而直接压桩的Q-s曲线为陡降型,并且桩顶最大沉降量比水泥土引孔桩大得多,说明了水泥土引孔桩不同于劲性搅拌桩和钻孔压浆桩等复合桩体,其荷载传递规律类似于刚性桩,并且极限承载力较相同尺寸的常规工艺压桩有大幅提高。
3.2.2桩身轴力、桩侧摩阻力分布曲线
图6为水泥土引孔桩轴力随桩身深度变化曲线。由图可以看出,水泥土引孔桩的轴力随桩身深度从上到下逐渐减小,并且随着荷载的逐级增大,侧摩阻力随桩身深度从上到下逐渐发挥出来。
图7为水泥土引孔桩侧摩阻力随桩身深度变化曲线。由图可以看出,桩侧摩阻力随着荷载的逐级增加而逐渐增大,且随桩身深度逐渐增加。上部的侧摩阻力首先发挥至最大值,随着桩顶荷载沿桩身向下传递的过程,桩身下部的侧摩阻力也随之逐步发挥。靠近桩端处侧摩阻力有陡增趋势,这可解释为试验桩为17m短桩,侧摩阻力未充分发挥,同时由于桩端受压后会有侧向膨胀,增加了相应处土的水平应力,相应的侧摩阻力也增大。需要指出,在采用点对点离散的接触分析中,桩端底部节点的侧摩阻力无法精确模拟,这是因为在基于连续介质力学的有限元分析中,桩端并不可能发生真正刺入土体的变形,在桩侧面和桩底面交接点桩和土有脱开的趋势[10]。
图8是水泥土引孔桩和直接压桩极限侧摩阻力的数值模拟结果。由图可以看出,水泥土引孔桩的侧摩阻力较直接压桩管桩的侧摩阻力有大幅度提高。以桩顶向下10m深度处为例,水泥土引孔桩的侧摩阻力是直接压桩侧摩阻力的3.5倍。
3.3极限承载力分析
根据有限元计算结果,分别对直接压桩和水泥土引孔桩的极限承载力、桩侧阻力与桩端阻力进行分析,结果如表2所示。
k N
有限元对桩极限承载力、桩侧阻力及桩端阻力的计算结果与文献[8]中对12根工程桩进行的高应变测试结果基本符合,验证了本文有限元分析的准确性。 由表2可知,水泥土引孔桩桩侧极限阻力是直接压桩的2.27倍。 同时,桩端阻力略有增加,但增加幅度较小,可以认为水泥土引孔桩较直接压桩单桩承载力的增加主要是桩侧摩阻力的提高。
在水泥土引孔桩压桩的过程中,水泥浆向孔周围土体渗透,水泥和土充分混合,混合物随着压桩的进行不断致密,这时可以认为桩侧土体基本上完全被加固成水泥土,土体强度增加使桩侧摩阻力增大;同时随着水泥龄期的增长,水泥和土的混合物固化硬结作用的不断进行, 使桩侧土强度得到增强,桩与周围土体的黏结力也得到提高,进而使桩侧摩阻力大幅增加。 因此,本文有限元模拟结果和试验研究相一致。
4结语
(1)静载试验和有限元分析结果表明, 水泥土引孔桩的单桩竖向抗压极限承载力较常规直接压桩有大幅稳定提高,且桩顶沉降量较小。 在相同的单桩竖向抗压极限承载力条件下,可以达到减小桩长、节约造价的目的。
(2)水泥土引孔桩单桩竖向抗压极限承载力有大幅稳定提高, 其机理是因为桩侧摩阻力的增加有限元计算结果表明,引孔后的极限侧摩阻力是直接压桩的2.27倍,适用于地基浅层有深厚密实砂层的场地,水泥土引孔后的管桩受力还是刚性桩的受力性态。
预应力管桩承载力 篇7
由于预应力混凝土管桩具有许多优点,但是管桩在沉桩的过程中,也暴露出许多弊端,如管桩在下沉的同时,桩端就会有部分土体进入管内,形成“土塞”。由于土层的物理性质、桩径、壁厚及桩的入土深度的不同,都会对“土塞”的高度和闭塞效果产生影响。
1 单桩竖向极限承载力分析
1.1 模型取值
根据文献[2],首先选取加载时受影响的土体范围,作为本次模拟过程中桩土作用的计算模型范围,横向取20r,纵向取2.0L,其中,r为管桩外径;L为管桩桩长。桩周土模型的影响范围选取为10×10×30。
1.2 确定边界条件
首先,根据参考文献[2]提供竖向荷载逐级加载,计算过程中,假定整个模型范围内底边固定,表面是自由边界,对称面上没有横向位移。模拟过程中管桩采用FLAC3D内置的结构桩单元进行计算,模型结果如图1,图2所示。
2承载力随时间变化规律
2.1 工程实例
昆明某小区土层分布及主要物理力学指标如表1所示,其中,L=25.0 m,r=500 mm,d=90 mm,C60混凝土,桩端持力层为⑥-1层粘土层。
2.2 数值模拟参数确定
为方便该工程数值模拟的计算,首先假定模型范围内土体为匀质土体,并按式(1)对匀质土体的力学指标取加权平均值[3],简化结果见表2。
其中,x为土体某种力学指标的加权平均值;hi为第i层土的厚度;xi为第i层土相对应的物理力学参数取值;n为土体总层数。
根据式(1)计算简化之后的两层土体的物理力学参数加权平均值见表2。
该工程实例中桩周和桩端土体模型参数见表3,管桩模型参数见表4,管桩内土塞的数值计算模型如图1所示,其中,数值计算中模型的参数与三根试桩的参数一致。
为了分析混凝土管桩的实际承载力,更好的指导实际工程,在静载荷的测试中,对其中S1,S2,S3三根桩分别进行了7 d和28 d龄期的试验,试验结果与数值模拟结果进行了对比,如图3,图4所示。
2.3结果分析
由图3可以看出,随着桩顶竖向荷载的逐级增加,三根试桩的桩顶位移整体趋势与数值分析的加载曲线大致相同。当施加的荷载小于1 000 k N时,试桩S2和S3桩顶位移曲线基本重合,在相同荷载作用下,试桩S1相对于另两根桩,其桩顶位移要更大一些。当施加的荷载大于1 000 k N时,试桩S1和S2的桩顶位移曲线基本重合,而试桩S3相对于另两根桩,在相同荷载作用下,其桩顶位移要小一些。分析其原因,首先由于试桩下面土层的厚度不同,或是土层物理力学性质的差别,其次为计算方便,对模拟的土层进行合理的成层等效,等效之后的土层与实际又有一些差别,虽不能完全等同,但基本可以反映实际情况。所以,数值计算结果与实测结果有一定的差异。
图4反映出,随着桩顶竖向荷载的逐级增加,三根试桩的桩顶位移整体趋势与数值分析的加载曲线大致相同。但图3有些细微的差别,当施加的荷载小于1 500 k N时,试桩S1和S2桩顶位移曲线基本重合,在相同荷载作用下,试桩S3相对于另两根桩,其桩顶位移要稍微大一些,但在施加的荷载1 100 k N～1 250 k N范围内明显一些,其余荷载下几乎吻合。当施加的荷载在1 500 k N～2 100 k N之间时,三个试桩几乎一样,差异不大。当施加的荷载大于2 100 k N时,试桩S2和S3的桩顶位移曲线基本重合,而试桩S1相对于另两根桩,在相同荷载作用下,其桩顶位移要大一些。分析其原因与7 d龄期的一样,但是用于分析竖向荷载作用下管桩的承载力性状同样是可行的。
对图3和图4对比分析,相同荷载作用下,28 d龄期比7 d的沉降明显降低。整个试验过程是在相同的试验条件下采用相同型号的管桩进行的,并且管内土柱的高度几乎相同,但由于龄期不同,导致试验结果存在明显差异。两图对比得出28 d龄期比7 d的承载力提高将近42%,说明管桩具有明显的时效性。
2.4桩端持力层为粘性土时承载力随时间变化规律
在之前所建模型的基础上,用FLAC3D继续模拟昆明地区某工程实例,计算时参数的取值采用表2～表4。接着之前的模拟过程,继续给定不同的间歇时间,得到其相应的承载力,结果如图5所示。
在沉桩过程中,由于周围土体受到挤压使得其总应力增加,超孔隙水压力随时间的推移而消散,从而有效应力有所增加,桩周土最终产生固结。由于粘性土具有触变性,使得其损失的强度随时间逐步恢复,从而管桩的竖向承载力得到了提高。
由图5可知,在管桩的持力层为粘性土中,承载力随时间的变化规律大致可分为急剧增长期,增长期,趋于稳定三个阶段。其中,在第三阶段,沉桩后4 500 h(约188 d),承载力的增长率接近35%。通过数值模拟的结果如图5所示,希望今后能为其在该地区的应用提供一定的参考价值。
3结语
1)通过对昆明某小区的工程实例,用FLAC3D进行数值模拟后得出数值计算结果与实测结果虽然存在一定的差异,但曲线基本吻合。
2)对竖向承载力静荷载试验数值模拟结果进行了归纳总结,最终得出管桩在持力层为粘性土中的承载力随时间的变化规律,承载力的最终增长率接近35%。
摘要：结合昆明某小区工程实例,根据预应力混凝土管桩的特点,对单桩竖向极限承载力静载试验数值模拟结果进行了分析,得出了管桩在昆明地区承载力的时效性,为预应力混凝土管桩的应力提供了指导。
关键词：预应力混凝土管桩,承载力,时间效应,数值模拟
参考文献
[1]富文权.预应力管桩设计的几个问题[J].预制混凝土桩,1995(1):26-29.
[2]朱红兵.预应力管桩竖向承载力研究[D].杭州:浙江大学硕士学位论文,2001:67-70.
预应力管桩承载力 篇8
在高速公路的建设过程中, 不可避免地遇到软土地基和高填方路堤的情况, 有时更有软土地基上存在高填方的现象, 在这种情况下, 就亟需对软弱地基进行加固处理。目前, 高速公路软基加固方法有很多, 由于地基所在地域气候环境的不同, 软基处理方法也不相同。现今较为常用的软基处理方法主要有换填垫层法、强夯法、砂石桩法、水泥土搅拌法、真空预压法、预应力管桩法等[1]。大量的实际工程经验表明, 预应力管桩法[2]在处理软土地基时具有明显的优点, 如承载力高、应用范围广、施工快、成桩率高、工程造价低等, 因而, 采用预应力管桩对高填方软土地基路段进行加固是常用且切实可行的。
预应力管桩的桩体承载力是由多种因素共同决定的, 如:桩体参数、土体性质、含水量、桩体水泥配合比等, 国内外学者针对桩基承载问题进行了大量理论与实验研究。程刘勇[3]通过有限差分软件进行模拟认为斜坡桩基承载力与临坡距和坡度有线性关系。杨岳华[4]通过对桥下钻孔灌注桩进行静载试验, 从而拟定各层土桩侧阻力和桩尖土层端阻力的位移函数, 并建立相应的位移微分方程, 为准确分析桩基承载力提供计算依据。李素华[5]以改进的适合于分层介质内的Mindlin解答为基础, 给出了按摩擦型单桩承载机理分析计算的“广义弹性理论法”。郑刚[6]进行了单排桩和群桩条件下路堤稳定性离心模型实验, 对桩体破坏模式和路堤破坏因素进行了深入分析。冯忠居[7]通过陕西芝川河特大桥桩周浸水前、后的荷载实验研究, 分析了地面水对黄土地区桩基承载力的影响程度和桩体沉降变形规律。李素华[8]在考虑复杂地质条件下桩—土和土—土相互作用的时间和空间效应的基础上, 将土的流变学理论与桩基承载性能综合弹性理论法相结合, 建立了一套完善、实用的桩土体系力学模型, 提出并验证了桩土承载性能时空效应分析新理论。施峰[9]通过对福州地区56根预应力高强混凝土管桩进行单桩水平静载荷试验, 结合《建筑桩基技术规范》中推荐的m法计算, 讨论了福州地区PHC管桩的水平承载力取值问题。上述研究通过理论分析和实测拟合的方式, 表明桩体的承载性能是由多种因素共同决定的, 但对于在道路建设过程中, 桩体承载性能与施工现场条件的关系问题分析较少, 对于桩体承载力随上部荷载增加的关系缺乏现场实验支持。
本文依托包头至茂名国家高速公路粤境段的K22+080~K22+280工程段, 对软弱地层上高填土路堤 (填土高速40m) 软基加固项目中采用的PHC管桩单桩承载力与填土高度和施工时间的关系问题进行探讨, 对施工稳定性进行分析讨论。
2 实验背景及方案
2.1 工程背景
本研究现场试验在包茂高速 (粤境段) K22+180典型软基高路堤断面展开。试验路段的地基为广东省常见的软土地基, 压缩性强, 承载力差, 需进行地基处理。由于施工条件要求, 再加上当地气候条件高温多雨, 岩土工程中常用的地基处理方法 (超载预压法, 换土垫层法等) 并不适用[10], 因此, 采用了PHC管桩加固的复合地基处理方式。测量段K22+180软基高填方横断面如图1所示, 路堤填土高达40m。通过移动式静力触探车对试验段进行地质勘探, 得到测量段地基土层分布情况如图2所示。
K22+180路段管桩按正方形布置, 桩距2m。由图1、图2可知, 测量断面路堤填土高, 尺寸大, 因此, 同一断面下地基地质状况较为复杂, 地基土层分布存在差异。尽管如此, 地质钻孔结果表明, 软土层厚度差别不大, 约为5~7m, 因施工时管桩在稍硬土层便不再下沉, 加固管桩桩长也略有差异, 约16~19m。管桩的尺寸及参数见表1。地基加固后, 使用重型压路机分层碾压填筑填土, 填土以及各钻孔地基土的岩土力学参数见表2。
注:K22+180和K24+985路段填土均采用路堑开挖后重塑土, 物理力学参数相似。表中, s为土层厚度, ρ为密度, c为黏聚力, φ为内摩擦角, qih为侧摩阻力标准值, Es为土的压缩模量。
2.2 实验方案与仪器
对于本课题的PHC管桩加固的软基高填方路堤, K22+180试验断面主要测量内容为桩顶荷载、桩身沉降以及相应水平位移等, 实验方案的具体仪器埋设位置见图1。其中, 沉降计为电测传感器, 钻孔埋设, 测试基点锚固在深层基岩不动层中[11]。为了对桩身沉降进行观测, 将沉降计锚固在桩帽底部纵筋一侧, 再浇筑桩帽, 如图3所示。桩顶荷载采用电测压力传感轴力计测量, 三个轴力计三角对称布置, 夹于两片2cm厚钢板内, 中间空隙采用轻质泡沫填充, 一同固定在桩顶, 形成一组荷载测试单元, 安装完毕后, 再进行桩帽制作, 如图4所示。
3 实验结果分析
本实验过程中, 详细记录了包茂高速粤境段K22+180路段桩顶荷载和桩身沉降随填土高度和施工工期的变化情况。
3.1 桩体承载力与路堤填土高度分析
图5给出了桩体承载力随填土高速增加而变化的情况。
从图5中可以看出, 对于埋设于K22+180路段左侧距路基中线13m、19m、25m和32m的PHC管桩, 在路堤填土高度达到30m之前, 桩身承载与填土高度呈线性相关的关系, 在填土高度在30~37m的过程中, 虽然桩身承载与填土高度仍然是线性相关, 但其坡率比之前增长较大, 说明在填土高度达到30m的时候, 桩体出现了某种变化, 导致了这种现象。
为对该现象进行分析研究, 图6给出了埋设于左侧距路基中线41m处桩侧沉降计和桩间沉降计测量出的沉降、路堤填土高度和施工时间的关系曲线。
在图6中, 容易发现当填土高度到26m, 施工时间90d时, 路基左侧距中线41m处桩间土体沉降开始明显大于桩体沉降量直至沉降趋稳, 这表明在填土过程中存在某一个填土高度使得桩-土出现差异沉降, 由于桩周围土体相对桩身产生向下位移, 这样使桩身承受向下作用的负摩擦力, 在此过程中, 桩体承载力增加速率比土体未产生下移时更大。图5中桩顶承载力在30m处出现变化, 可以表明在填土高度达到30m时, 所测桩体桩周土体产生相对桩体的下移现象, 导致桩身产生负摩阻力, 同时, 桩土复合地基由土体承担的部分荷载慢慢向桩体过渡, 从而导致桩体承载力与填土高度曲线出现斜率变大现象。对于图5中各试验桩桩端承载力测量值出现不同规律现象, 分析认为其原因是实际施工时PHC管桩实际长度不同以及地质的差异导致桩周土在不同的荷载下产生下移现象。
3.2 桩体承载力与施工时间分析
本项目在试验段进行了半年的施工期观测, 根据PHC管桩桩体承载力与施工时间的关系, 绘制图7曲线。
由图7可知, 在施工期35d内, 桩体承载力随着填土高度的增加而增加, 在雨季施工停滞时, 桩体承载力不出现大变化, 在雨季结束后, 桩体承载力再次随着填土高度的增加而增加, 随着施工结束, 填土高度达到设计值, 桩体承载力随时间而逐渐趋于某一固定值。
图中桩体承载力曲线表明, 试验桩在施工后期其承载力趋稳, 不出现桩体承载力激增或锐减现象, 说明施工结束后, PHC管桩承载稳定, 没有出现桩体破坏或桩体刺入而失稳的现象, 从桩体承载力分析, 试验段软基路堤PHC管桩加固效果良好, 整体稳定。
4 结语
本文通过现场试验对高路堤下软土地基加固中PHC管桩桩体承载力进行了实测研究, 主要结论如下:
1) 高路堤下软土地基加固施工期内, 在路堤填土较低时 (本试验段为30m以下) , PHC管桩的桩体承载力与填土高度呈现稳定的线性相关关系。
2) 高路堤下软土地基加固施工期内, 在路堤填土到达某一限值时 (本试验段为30m) , PHC管桩桩周土体产生相对桩体的下移现象, 导致桩身产生负摩阻力, 同时桩土复合地基由土体承担的部分荷载慢慢向桩体过渡。
3) 在本文试验路段, 在施工结束后, 高填软土下PHC管桩桩体承载力趋稳, 从现有观测结果分析, 试验段软基路堤PHC管桩加固效果良好, 桩-土复合地基结构稳定。
摘要：通过对包茂高速粤境段某一软土地基上高路堤达到40m的PHC管桩加固路段现场实验, 对PHC管桩在施工期内的承载力增长规律进行研究。研究结果表明, 当填土高度小于30m时, 桩体承载力与填土高度呈良好的线性关系, 当填土高度大于30m后, 试验桩桩周土体将产生相对桩体向下的位移, 从而使桩身出现负摩阻力, 土体承载向桩体转移, 即桩体承载力在填土高度增加时增加的更快。
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