持续荷载（精选3篇）
持续荷载 篇1
0前言
沿海及近海地区的混凝土结构,由于海洋环境对混凝土的腐蚀,导致钢筋锈蚀而使结构发生早期破坏,这已成为实际混凝土工程面临的重要问题[1]。尽管我国从20世纪80年代就开始了对混凝土结构的耐久性研究,但总的来说,涉及耐久性研究的内容系统性和试验方法的规范性仍有待完善,其中荷载作用下海工混凝土的耐久性研究显得尤为突出。事实上,由于泌水、收缩、温度梯度、冻融以及碱-骨料反应等原因,浇筑后的混凝土在使用前就已经存在微裂缝,而外部荷载和环境条件作用会使混凝土产生更多的微裂缝并使混凝土中的原始微裂缝扩展和相互连通。这些微裂缝可以形成潜在的传输通道,使侵蚀性介质更容易进入混凝土内部。
最早研究荷载与混凝土离子扩散性能之间关系的是法国的R.Francois和J.C.Maso[2],其采用两种钢筋混凝土梁,通过三点弯曲的方法对梁施加荷载,并通过喷洒盐雾来促进氯离子在混凝土中的渗透。研究发现,氯离子的渗透与所施加荷载引起的混凝土微裂缝发展有关;氯离子在受拉区的渗透显著大于受压区的渗透,氯离子主要沿着裂缝与钢筋交叉渗透,渗透区域为裂缝附近的狭窄区域。R.Francois[3]还通过试验研究了以不同胶结料制备的钢筋混凝土在不同荷载水平下的氯离子渗透性能。试验中利用两种荷载方式分别使混凝土产生纵向裂缝和横向裂缝,在盐雾和干燥交替环境下进行氯离子侵蚀,试验发现随着拉应力提高,通过裂缝进入混凝土的氯离子含量显著提高。
A.Konin和R.Francois[4]对受拉混凝土的氯离子渗透性做了进一步研究,将试件拉伸到产生裂缝,卸载后放入盐雾室内。12个月后的结果表明,混凝土受拉荷载对氯离子渗透有显著影响,扩散系数与荷载水平之间存在指数关系。
Olga Garces Rodriguez等人[5]通过人工方法使混凝土产生平滑和粗糙的两种平行裂缝,裂缝宽度控制在0.08~0.68mm。对混凝土试件进行40d的高浓度氯离子渗透试验,然后用能量散射X射线和扫描电镜技术对通过裂缝面进入混凝土内部的氯离子进行分析,结果发现,裂缝宽度和裂缝面粗糙程度对氯离子渗透没有影响。在裂缝面光滑情况下,通过断面的氯离子渗透与通过表面的渗透情况相同,由此产生的两个方向的同时渗透使氯离子渗透深度加大。文献[6]则用分析的方法对各向异性和各向同性的裂缝网络进行了理论上的评估。B.Gérard假设裂缝尺寸一致并沿一维或二维网格均匀分布,将理论分析结果与试验数据相比较。两个系列的结果都表明裂缝能明显改变材料的扩散性能。该文提出了一个基于裂缝密度和平均裂缝宽度预测裂缝对混凝土扩散性影响的简单方法。
邢峰[7]等利用自行设置的加载装置对长期荷载对混凝土氯离子渗透性的影响进行了研究。结果显示,氯离子渗透深度随荷载水平的提高而逐步加速增大,并且两者之间的关系可以用三次多项式来模拟。何世钦[8]等研究了持续弯曲荷载作用下氯离子在混凝土中的扩散渗透规律,结果分析说明在持续弯曲荷载作用下,混凝土截面产生拉应力,增多了混凝土中的微裂缝,加快了氯离子扩散速度,且随着时间的增加氯离子扩散系数减小、氯离子渗透深度处的含量增大。
由于在荷载作用下研究混凝土的渗透性难度大,试验过程不易操作,试验方法的不同也会影响数据结果,为了更好地指导工程实践,仍需要进一步的研究。为此,本文基于海洋环境暴露条件,研究了力学荷载作用下混凝土中的氯离子扩散性能。
1 试验方案
1.1 原材料及试块制备
试验中制备试块的原材料包括P·Ⅰ52.5级硅酸盐水泥、青岛某电厂产二级粉煤灰、青岛某公司产S95磨细矿粉、细度模数为3.1的河砂、最大粒径为20mm的碎石,为保证混凝土拌合料的流动性,拌合时添加了一种聚羧酸高效减水剂。混凝土试块的配合比如表1所示。
kg/m3
本试验的试块大小为100mm×100mm×400mm,按照GB/T 50081-2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》[9]的有关规定制作,试块在Ca(OH)2饱和溶液中养护至56d龄期。
1.2 试块加载及暴露环境
对养护56d的试块进行抗折强度的测定,然后以抗折强度的30%和60%作为应力水平值对试件施加不同水平的弯曲荷载。试验采用自行设计制作的持载复合腐蚀试验仪作为持载装置,见图1,使用千斤顶加载、弹簧持载。用松香石蜡封住试块成型时的上表面、下表面及两个端面。加载完毕后,分别放置在位于青岛小麦岛的海边大气区、潮汐区位置,以及浸泡于5%的Na Cl溶液中。试块暴露或浸泡达到预定时间后,按图2所示的受压区和受拉区,对试块逐层磨粉取样,根据JTJ 270-98《水运工程混凝土试验规程》[10]检测混凝土中水溶性氯离子含量,得出各种暴露环境下混凝土的氯离子含量分布。
2 试验结果分析
实际海洋暴露环境下未加载混凝土的氯离子含量分布如图3、图4所示,图中9m、12m表示暴露时间为9个月、12个月。从图中结果可以看出,位于大气区的混凝土氯离子含量明显低于潮汐区。另外,潮汐区的混凝土距离表面一定深度存在对流区,氯离子含量会在此聚集达到一个峰值。这主要是由于,相当一部分氯离子是由盐水向干燥混凝土内的毛细吸收带入,而且在吸收和蒸发下氯离子还有在混凝土中积聚的趋势。在混凝土表层区域内,水分含量受环境情况影响较大,而在混凝土内部较深的区域,水分含量则较为稳定或变化较慢。所以在混凝土内部,氯离子的传输才接近理论意义上的扩散,而表层区域的氯离子运动则与扩散模型偏差较大。相同的暴露环境和暴露时间下,双掺矿粉和粉煤灰的混凝土SC1中的氯离子含量及渗透深度都要小于未掺掺合料的混凝土SC3,说明掺加适量的粉煤灰和矿粉有利于提高混凝土的密实性和抗渗性能,从而对氯离子的传输有较大影响。
为了分析力学荷载对混凝土中氯离子传输的影响,图4给出了实际海洋潮汐区环境下暴露12个月的加载及非加载混凝土试块的氯离子含量分布曲线,图5和图6给出了浸泡时间为12个月、实
此外,本研究中,实验室暴露条件下得到的氯离子渗透性结果比实际海洋潮汐区暴露条件下得到的结果略大。
3 氯离子扩散系数
目前已经了解的氯离子侵入混凝土的方式主要包括:毛细管作用、渗透作用、扩散作用和电化学迁移。由于暴露条件的不同,氯离子侵入的机理也不相同,通常是几种方式组合作用的结果,另外还受到氯离子与混凝土材料之间的化学结合、物理粘结、吸附等作用的影响。而对应特定的条件,其中的一种侵蚀方式是主要的。比如在干湿循环条件下,虽然混凝土表面的氯离子可以通过毛细管快速进入混凝土,但毛细管吸收的深度不大[11],所以,当深度超过一定范围后,氯离子主要还是以扩散机理在混凝土中传输。
尽管氯离子在混凝土中的传输机理非常复杂,但在许多情况下,扩散被认为是一个最主要的传输方式之一。Fick定律是处理匀质体扩散的经典方程,多被用来分析氯离子在混凝土中的扩散,由Fick第二扩散定律建立的一维扩散方程为:
式中,t为时间,x为距混凝土表面的距离,D为氯离子扩散系数,C为距混凝土表面x处的氯离子浓度。当初始条件为t=0,x>0时,C=C0;边界条件为x=0,t>0时,C=Cs,方程(1)的数学解为:
式中,Cs为表面氯离子平衡浓度,C0为混凝土初始氯离子浓度,erf(z)为误差函数。
本文利用Fick第二扩散定律误差函数解法的模型曲线拟合试验得到的氯离子含量分布曲线,以相关系数R尽可能接近1作为拟合优度检验[12],得到氯离子的表观扩散系数Dap,混凝土拟合数据见表2。
从表2的计算结果可以看出,当荷载水平为30%时,荷载作用对氯离子传输的影响相对较小,在有的情况下,还出现了氯离子扩散系数随受压区应力水平先减小后增加的现象。这主要是由于,在压应力较小的阶段,荷载对混凝土微裂缝有一定的闭合效应,但随着应力水平进一步增加,混凝土表层及内部产生新的裂缝并发展,氯离子扩散性重新上升。而在荷载水平为60%时,荷载作用对混凝土中氯离子的扩散性影响显著。受拉区的氯离子扩散系数则随着荷载水平的增加而增加,而且受拉区的氯离子扩散系数都明显大于受压区。在配合比对混凝土氯离子扩散性影响方面,以实验室浸泡条件下的试验结果为例,当荷载水平为30%时,不管是受压区还是受拉区,未掺加矿物掺合料的SC3配合比试块的氯离子扩散系数及含量都要明显大于双掺矿粉和粉煤灰的SC1配合比,说明在相同的荷载水平下,氯离子在有一定矿物掺合料的混凝土中的传输性能明显小于未掺掺合料的混凝土。
从表2还可以看出,氯离子扩散系数随着时间有逐渐衰减的规律,比较符合Maage提出的氯离子扩散系数随时间的变化规律[13],见式(3):
式中,D0为t=t0时测得的扩散系数值,α是时间衰减系数,经计算,潮汐区SC1的α=0.57。
4 结论
(1)不同的暴露环境对氯离子在混凝土中的传输有很大的影响,在实际海洋环境中,潮汐区较大气区更为恶劣。
(2)在普通混凝土中掺加适量的粉煤灰和矿粉有利于提高混凝土的密实性和抗渗性能,氯离子含量及渗透深度在掺加一定矿物掺合料的混凝土中相对较小。试验结果中,氯离子扩散系数随着时间有逐渐衰减的趋势。
(3)对同一种混凝土,受压区的氯离子扩散系数存在随荷载水平先减小再增加的趋势,受拉区的氯离子扩散系数随荷载水平的增加而增加。当荷载水平为60%时,受拉区的氯离子扩散系数几乎是未加载时的2倍,因而荷载对混凝土中氯离子传输的影响十分显著。在利用氯离子扩散模型预测暴露海洋环境下混凝土结构的使用寿命时,需要考虑荷载因素的影响。
摘要：基于实际海洋环境暴露条件,研究了力学荷载作用下混凝土中的氯离子扩散性能。以Fick第二定律理论为基础,用误差函数对混凝土中随深度变化的氯离子含量分布进行了曲线拟合,从而得到氯离子表观扩散系数,并以此表征氯离子在混凝土中的传输性。分析了氯离子的扩散系数与原材料、配合比、暴露环境以及力学荷载间的关系。结果表明,力学荷载对海洋环境下混凝土中的氯离子传输性能有显著影响,在利用氯离子扩散模型预测暴露海洋环境下混凝土结构的使用寿命时,需要考虑荷载因素的影响。
关键词：海洋环境,混凝土,持续荷载,氯离子扩散性,Fick第二定律
持续荷载 篇2
防水层破坏、造成渗漏的因素主要包括防水层自身的失效、外界环境的影响(荷载、变形、温度、紫外线等)、结构层构造、施工方法和使用管理等[1,2,3,4],而上述因素中的根本原因则是防水材料的失效。防水材料失效的表现方式是多种多样的,以防水卷材为例,有开裂、“起泡”及与结合层的剥离等等。“起泡”及与结合层剥离这两种情况与施工方法有密切的关系,通过改进施工方法可以预防进而避免。但是,防水卷材的开裂不受施工等人为因素的影响,而受外界环境因素的支配,因此很难预防。
目前,我国还没有评价防水层性能的工程指标,通常都是以防水层的材料指标为依据,而材料性能都是在无荷载作用,即无应力状态下测得的。而实际上,当防水层满粘于基层时,由于基层变形、环境温度变化或是防水层上的荷载作用,防水层会处于持续的应力作用下[5,6,7]。因此,防水材料的性能评价应考虑到持续荷载的影响,尤其是持续荷载作用后材料的拉伸性能[8]。但是,我国目前关于防水层的研究侧重于材料性能的改性研究,而有关上述荷载尤其是持续荷载和外界环境对防水层的复合作用研究基本上属于空白[9,10,11]。
针对上述问题,本文以PVC防水卷材为研究对象,以温度、初始伸长率和持荷时间为试验参数,通过设计适宜的防水卷材应力松弛试验方法,对不同温度和初始拉伸率下防水卷材的应力松弛特性进行研究,考察和分析了防水卷材在受到持续荷载和温度作用下的应力松弛特性,为今后建立符合工程实际的防水卷材性能评价提供基础方法和参考依据。
1 试验概要
1.1 PVC防水卷材的规格与性能
本研究中使用的PVC防水卷材长50 m、宽2 m、厚1.2 mm,属Ⅱ型N类外露使用的PVC防水卷材,标记为:PVC卷材外露NⅡ1.2/50×2 GB 12952—2003,材料性能符合GB 12952—2003《聚氯乙烯防水卷材》的要求,实测的主要性能如表1所示。
1.2 试验参数
为了考察温度、初始拉伸率对PVC防水卷材应力松弛特性的影响,本文设定的试验参数如下,温度:0℃、20℃、70℃;初始拉伸率:为卷材断裂伸长率(270%)的5%、20%、30%、50%、60%。
1.3 试验装置
1.3.1 加载装置
为保持加载应变恒定,符合不同初始拉伸率的要求,本研究所设计的应力松弛装置如图1所示:整套装置竖直放置,在槽钢上设置整排一定间距的Ф8 mm的圆孔,将哑铃型试件用夹具夹牢,通过扣件与拉力传感器连接后,用Ф8螺栓将其固定于槽钢上。
1.3.2 测量控制装置
1)S型拉力传感器
S型拉力传感器对拉、压荷载均可承受,输出对称性好、精度高、结构紧凑。本试验由于PVC防水卷材的最大负荷较小,因此采用额定载荷500 N的S型拉力传感器,其精度为0.1 N。
2)TDS-303型数据采集仪
采用东京测器研究所生产的TDS-303型数据采集仪对所测得的应变、荷载、温度等数据通过设置时间间隔进行全自动跟踪记录,记录结果可自动存入3.5英寸软盘存储器或将该数据采集仪直接与计算机相连,进行数据实时记录和处理。该设备数据记录、存储方便快捷,摒弃了人工测读、记录的诸多缺陷,大大减少了数据测读、记录的工作量。
1.4 试验方法
1.4.1 试件形状和尺寸
本研究中所采用的PVC防水卷材试件的形状为哑铃型,其尺寸如图2所示。
1.4.2 PVC防水卷材的弹性模量
PVC防水卷材在两端固定条件下产生应力松弛,为了解析应力松弛模型,要测得PVC防水卷材的弹性模量,而PVC防水卷材的弹性模量与温度有关。因此,本研究在试验探讨PVC防水卷材应力松弛的同时,对0℃、20℃、70℃下卷材的弹性模量进行了测定[12],其方法如下:1)在PVC防水卷材试件的两表面粘贴应变片用以测定应变值。2)将PVC防水卷材试件夹紧,通过扣件与拉力传感器相连,试验装置如图3所示。3)将上述装置置于温度模拟箱,分别控制温度为0℃、20℃、70℃。
加载速度(5 N/s)的控制和调节由装置右端部的扳手拧动进行,荷载和应变均由TDS-303数据采集仪记录。通过一定温度下应力与应变的关系计算PVC防水卷材的弹性模量。
1.4.3 PVC防水卷材的应力松弛
将PVC防水卷材试件用夹具夹牢,通过扣件与拉力传感器连接后,用Ф8的螺栓将其固定于底板上,并将拉力传感器连接到数据采集仪器上,设定每2.5 min读取数据。试验过程中试验装置呈竖直状态,同时应保证试件、传感器在同一竖直面内,初始拉伸率大小的控制与调节通过扳手进行(图4)。PVC防水卷材试件上有两条25 mm的标距线,在快速拉伸过程中,通过标尺控制标距线的长度,依次拉伸到满足初始拉伸率为卷材断裂伸长率的5%、20%、30%、50%、60%要求的长度。
2 结果与讨论
2.1 各温度下的弹性模量
各温度条件下PVC防水卷材应力与应变的关系曲线如图5所示,具有良好的直线关系。经线性拟合可得出近似公式,由此可获得PVC防水卷材在20℃、0℃、70℃时的弹性模量分别为156 MPa、195MPa和108 MPa。随着温度的升高,PVC防水卷材的弹性模量随之降低。
2.2 各温度下PVC防水卷材的应力松弛特性[13]
2.2.1 20℃时的应力松弛
以某时刻的应力值和初始应力值的差值与初始应力值之比定义为应力损失率。从图6可知,在20℃的应力松弛试验中,随着时间的增加(在12 h内),应力的损失大且快,特别是加载前期。通过图6中应力损失率与时间的关系可知,随着初始拉伸率的增大,应力损失率依次增大,在应力松弛基本完成后的应力损失率大致从54%增加到72%。
2.2.2 0℃时的应力松弛
从图7可知,在0℃的应力松弛试验中,在前期非常短的时间(大致2 min)内,PVC防水卷材应力的损失很大,几乎下降了接近一半。之后卷材的应力随时间的损失率下降非常小,应力松弛基本收敛成直线。与20℃时的情形相同,随初始拉伸率的增大,PVC防水卷材的应力损失率加大,但差距有所减小。
2.2.3 70℃时的应力松弛
从图8可知,在70℃的应力松弛试验中,随着时间的增加(在8 h内),特别是加载前期,应力的损失大且快。通过图8中应力损失率与时间的关系可知,当初始拉伸率为5%时,PVC防水卷材应力的损失率比较小,约70%。但是随着初始拉伸率从20%增大到60%,卷材的应力损失率增大到约90%。当初始拉伸率超过20%以后,初始拉伸率对应力松弛几乎无影响,其应力松弛曲线基本上重叠。
2.3 不同温度下应力松弛的比较
由图6—8可以发现,无论何种初始拉伸率,0℃时应力松弛(损失)的速度最大,其次依次分别是70℃、20℃;而70℃的应力松弛(损失)率远大于0℃和20℃。当初始拉伸率较小时,0℃和20℃的最终应力损失率较为接近,随着初始拉伸率的增大,20℃的应力损失率逐渐大于0℃的应力损失率。
以最终应力值和初始应力值的差值与初始应力值之比定义为最终应力损失率。从图9可以发现,随着温度的升高,PVC防水卷材的最终应力损失率也增大。其中,随着初始拉伸率的增大,0℃的最终应力损失率曲线缓慢下降,20℃的最终应力损失率曲线下降较快,而70℃的最终应力损失率曲线除初始拉伸率为5%外,其余各点基本水平。同时,比较3条曲线,可以发现,70℃时最终应力损失率最大,20℃次之,0℃最小。
3 结论
在本研究的试验范围内,针对PVC防水卷材的应力松弛特性,可得出如下结论:
1)自行设计了一种方便可靠的卷材应力松弛测定装置。
2)环境温度对PVC防水卷材的弹性模量影响显著,随着温度的增大,卷材的弹性模量减小。
3)无论在何种温度和初始拉伸率的情形下,PVC防水卷材均表现出快速的应力松弛特性,其应力损失率在数小时内呈现出收敛趋势。
4)随着初始拉伸率的增大,任意温度下卷材均表现出应力松弛速度加快、应力损失率加大的现象,但当温度高达70℃、初始拉伸率超过20%后,初始拉伸率对应力松弛速度、应力损失率的影响并不显著,几乎可以忽略。
5)随着温度的升高,卷材的最终应力损失率也增大,70℃时最大,20℃次之,0℃最小。
6)最终应力损失率与初始拉伸率的关系也受环境温度的影响,0℃时的关系曲线缓慢下降,20℃时的曲线下降较快,而70℃时的曲线开始下降更快,但很快收敛,基本呈水平状态。
摘要：研究了PVC防水卷材在持续荷载作用下的应力松弛特性。自行设计了应力松弛试验装置和试验方法,研究了不同温度和不同初始拉伸率条件下,卷材的应力损失率和持荷时间的关系曲线。结果表明:PVC卷材表现出快速的应力松弛特性。随着初始拉伸率的增大,卷材的应力松弛速度加快、应力损失率加大;随着温度的升高,卷材的最终应力损失率也增大。
持续荷载 篇3
载体桩, 原名复合载体夯扩桩, 后为突出其特点, 区别于夯扩桩而改为现名载体桩, 由混凝土桩身和载体构成。其中载体由混凝土、夯实填充料和挤密土体三部分构成, 见图1。
载体桩技术1996年成为国际专利技术, 1998年被国家科技部列为国家级火炬计划。该技术基于强夯理论, 将废砖、废混凝土块等建筑垃圾填入成桩孔中并夯实, 贯入混凝土, 形成复合载体, 从而达到提高承载力、减小沉降和处理建筑垃圾的目的。由于载体桩自身的优点及对该专利技术的推广, 近几年得以迅速应用, 目前已在27个省成立了225个代理机构, 在千余个工程中得到应用, 并取得了良好的效果。
载体桩的研发与应用已有十几年, 虽然做了较多的工作, 取得一些成果, 但仍有许多问题有待解决。载体桩单桩承载力特征值的计算, 《载体桩设计规程 (JGJ135-2007) 》采用地基承载力特征值乘以载体等效面积计算, 而很多实践工程表明按后一种方法计算所得的结果要偏小很多[1];沉降计算则采用等代实体基础沉降计算方法, 参数套用《建筑地基基础设计规范》, 计算结果与实测相差很大, 基于此, 本文采用荷载传递法推求载体桩荷载沉降关系。
2 荷载传递函数确定
荷载传递法由Seed和Reese提出, 其基本思想是假定土结点的位移和相邻桩身结点的位移相等, 将桩周土和桩端土转化为独立的线性和非线性弹簧, 弹簧的反力只与该土结点的位移相关。根据位移协调关系, 可以建立基桩的荷载传递基本微分方程, 表达式为:
其中:S为桩身位移;U为桩身截面周长;EP为桩身弹性模量;A为桩身截面面积。
根据τ (z) -S (z) 曲线选用方法的不同, 荷载传递函数可以分为两类:一类是采用非线性理论曲线或修正理论曲线的半解析法, 代表模型有Vijayvergiya抛物线模型[2]、Kraft模型[3]、王旭东针对Kraft的修正模型[4]、辛公锋广义双曲线模型[5]、罗斌的修正双曲线模型[6]等;另一类是采用简化折线的解析法, 代表模型有陈龙珠双折线硬化模型[7]、洪鑫统一双折线模型[8]、赵明华[9]和喻君[10]的三折线模型。由于载体桩表现为“缓变型”沉降特性, 再者试桩时一般至设计极限承载力便终止加载, 往往得不到极限承载力, 荷载传递模型不应考虑软化特性, 所以侧阻硬化型双曲线荷载传递模型比较合适。
本文桩侧荷载传递模型采用文献[5], 如公式 (2) 、 (3) 、 (4) 所示:
桩端荷载传递模型在文献[5]的基础上, 增加一个承载力增强系数。因为载体桩在成桩过程中, 对填入桩端的建筑垃圾进行夯实, 桩端承载力势必提高, 文献[11]中的载体等效计算面积实质上就是桩端土承载力增强系数, 因此给出的桩端荷载传递模型对端阻增强应予以考虑。
vs为桩端下土体平均泊松比;l为桩长;Eb为桩端下土体平均弹性模量;r为桩的直径;η为考虑桩端土深度效应的沉降折减系数, η=0.5-0.78, 对于超长桩可取0.5;χ桩端土承载力增强系数, 可用文献[11]表4.3.2载体桩等效计算面积除以桩截面积。
3 实例分析
某工程位于江苏省邳州市, 桩型为载体桩, 设计桩径0.5m, 有效桩长9m, 混凝土强度为C30。试桩施工记录见表1, 土的物理力学指标见表2。
桩侧土荷载传递模型考虑硬化的双曲线荷载传递模型, 经计算, 平均ES=5.44Mpa。土体泊松比对结果影响不大, 本例取0.35, 对τsu也采用加权平均, 加权后。rm采用公式 (5) 计算, 经计算rm=2.5l (1-vs) 13m, a=8.09×10-7, b=c=2.35×10-5。取桩端=11.35Mpa, 由于桩比较短, η取0.78, 根据文献[11]表4.3.2, 被加固土体为黏土, 0<IL≤0.25, 三击贯入度小于10cm, Ae=2.7-3.2, 现取低值2.7,
4 结论
(1) 实测曲线表明, 载体桩Q-S曲线总体上呈现缓变形态, 这和文献[1]所得的结论是一致的。Q-S曲线在荷载水平接近特征值附近存在一个拐点, 前半部分曲线基本呈直线, 后半部分呈现明显的缓变型。
(2) 载体桩的承载力受三击贯入度的影响很大。承载力高的载体桩, 其三击贯入度均很小。三击贯入度的大小受地质条件和施工因素影响很大, 本文确定桩端土承载力增强系数时χ按文献[11]表4.3.2载体桩等效计算面积得低值除以桩截面积, 此举可能比较保守, 但对工程的安全是有利的。
(3) 对于成桩质量比较好, 三击贯入度比较小的载体桩, 通过本文方法确定的荷载传递函数得到的Q-S曲线, 在前面部分略大于实测值, 在后半部分略小于实测值, 总体上和实测曲线吻合度比较好。载体桩承载力中侧阻比例很小, 本例中只有18%, 所以Q-S曲线取决于桩端荷载传递函数的精确性。
(4) 本文方法可以用来推求载体桩的荷载沉降曲线, 为基础设计提供参考依据。
参考文献
[1]李瑞.载体桩复合地基的研究[D].西安建筑科技大学硕士学位论文, 2011, 06.
[2]Vijayvergiya, V, N.Load-movement characteristics of piles[C].Annu Sump of the Waterway, Coastal and Ocean Div of ASCE, 1977, 2 (4) :269-284.
[3]Kraft, L.M.J., Ray, R.P.&Kgawa, T.Theoreticalτ-z curves[J].AmericanSociety of Civil Engineers, Journal of the Geotechnical Engineering Division, 1981, 107 (11) :1543-1561.
[4]王旭东, 魏道垛, 宰金珉.单桩荷载-沉降的非线性分析[J].南京建筑工程学院学报, 1994 (1) :15-24.
[5]辛公锋.大直径超长桩侧阻软化试验与理论研究[D].杭州:浙江大学博士论文, 2006.
[6]罗斌, 凌辉, 李熹.单桩荷载传递双曲线模型的研究[J].建筑技术开发, 2004, 31 (1) :29-31.
[7]陈龙珠, 梁国钱, 朱金颖, 等.桩的轴向荷载-沉降曲线的一种解析算法[J].岩土工程学报, 1994, 16 (6) :30-38.
[8]洪鑫, 雷国辉, 施建勇.双线性荷载传递函数的单桩荷载沉降关系统一解[J].岩土工程学报, 2004, 26 (3) :428-431.
[9]赵明华, 何俊翘, 曹文贵, 吴明.基桩竖向荷载传递模型及承载力研究[J].湖南大学学报 (自然科学版) , 2005, 32 (1) :37-42.
[10]喻君.改进的荷载传递法在桩基沉降计算中的应用研究[D].杭州:浙江大学硕士论文, 2006.