荷载传递法（共6篇）
荷载传递法 篇1
1 引言
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.
[11]JGJ135-2007.载体桩设计规程[S].2007.
荷载传递法 篇2
1 剪切位移传递法原理
当桩受到顶部荷载P0作用时, 桩与桩周土之间产生剪切力 (也称摩阻力) 。笔者通过大量的试桩资料分析, 当桩顶荷载较小时, 桩与桩周土之间的剪切力随桩——土间位移呈直线增加, 增加率称为剪切刚度Kt。Kt可以通过弹性剪切法加以确定。笔者从自己所参与的试桩和其他试桩资料分析中得出:桩—桩周土之间的剪力—位移关系比较符合双曲线型, 即。式中α, b两系数是根据剪切刚度Kt和极限摩阻力τu确定。这样已知某一桩端的位移, 就可以得出此桩端所受剪切力。
笔者通过分析大量的试桩资料得出:在初始阶段, 桩端阻力随桩尖竖向位移量呈直线增加。当桩端进入桩端土中位移较大时, 端阻力不再随入土深度线性增加, 而是符合双曲线关系:。P—桩端阻力;ZP—桩尖进入持力层位移。其中系数可以通过抗压刚度Ku、临塑端阻尼Pc、极限端阻尼Pu来确定。这样已知桩端进入持力层的深度, 就可以确定桩端阻力的值。
我们假定桩端位移ZP, 那么图1中dz段的位移等于dz段以下桩端的压缩量加上ZP, 而dz段上的剪力等于。dz段上顶截面轴力等于dz段底截面的轴力加上dz段的剪切力。依次向上计算, 当取到最顶端时, 则可定出桩顶荷载Po和桩顶位移S0。
2 剪切位移传递法的优点
大量试桩资料表明, 桩侧摩阻力和桩端阻力并不同时达到极限, 桩端阻力达到极限时所需位移要大于桩侧摩阻力达到极限位移时所需的位移。而位移传递法正是紧紧地把握位移这一线索, 将一定位移下的桩侧摩阻力和桩端阻力累计起来, 作为桩顶荷载, 这是符合实际的。
传统的位移传递法采用试算法, 当桩分段较少时, 产生较大的误差。笔者所提出的剪切位移传递法是直接建立各桩端的位移协调方程, 通过解n元非线性方程组直接求出轴力及位移, 具有较高的精确度。
3 剪切位移传递法的步骤
(1) 根据已知的桩入土深度L、截面积AP、弹性模量EP及场地的工程地质条件。按照桩周土层及地下水位的位置将桩分成N大段, 在每一大段中又将桩分成n小段, 每小段桩长用L (N) 表示 (一般分成3 0小段就满足要求) 。
(2) 已知:
(1) 桩侧摩阻力与位移之间符合双曲线函数关系:
, 用τ=τ (Z) 表示剪切力;Z表示桩—土之间的相对位移;α, b是与桩周土性能有关的系数。
(2) 桩端阻力与桩尖进入持力层深度之间符合以下关系:
式中:
Kw—桩端土的抗压强度;
Pc, Pu—分别为桩端土的临塑强度和极限强度所对应的临塑端阻力和极限端阻力;
c, d—是与Kw, Pc, Pu有关的系数。
(3) 假定一桩尖位移量Zb 1, 则相应于此位移的端阻力可用Pb1=P (Zb1) 表示。图1表示第N大段上 (即桩最底段) 桩段划分示意图, 图上Zn表示第N大段第n小段桩段在Pb1和Pn作用下的桩段自身压缩量, Pn则表示第n段桩段顶部的轴力, 可用下式表示。
式中:
Zn—第N大段桩段上第n小段桩段的位移, 可表示为
U—桩的周长;
L (N) —第N大段桩段上每一小段的长度, ;
L—桩段总长;
τ (Zn) —相应于Zn下的桩侧摩阻力;
而δn又可以根据弹性压缩公式确定
对于第n小段来讲, 将式 (1.1) 和式 (1.2) 代入式 (1.3) 中, 并整理可得如下公式
同理, 对于n-1, n-2, n-3, ……, 1, 段上可得出形式相同的平衡方程式如下:
式中:
式 (3.5) 共n个方程, n个未知量Z1, Z2, ……, Zn;解此n元非线性方程组, 便可获得Z1, Z2, ……, Zn的解。再利用
便可求得任意小段桩上的轴力。
(4) 求出第N大段桩顶位移及轴力后, 把此段的轴力和位移当作第N-1段上的桩底位移及端阻力, 重复以上算法, 推至第1大段便可解出整个桩的桩顶位移及作用力。
(5) 假定不同的桩尖位移, 重复 (2) ～ (4) 步骤, 求出相应于此桩尖位移的桩顶位移及作用力, 绘制单桩在竖向荷载下的P～S曲线, 并根据曲线确定单桩承载力。
4 工程实例
(1) 工程概况
上海太仓路、济南路口的丽晶苑钻孔灌注桩工程, 桩长61.04m, 桩径0.8m。
(2) 场地工程地质条件如表1。
(3) 桩的分段及地层柱状图如图2。
本文将有关原始数据输入程序中进行计算, 并将计算结果绘成曲线, 为方便比较, 和实测结果绘在同一图中, 见图3。在实测曲线中, 当桩顶位移为15.17mm时, 桩顶加载7200kN, 而在理论计算中曲线为6850kN, 误差为5%。
结论
通过理论计算与实际工程对比, 可以看出剪切位移传递法能较好地模拟出单桩在竖向荷载作用下的荷载——沉降曲线。在不能通过大量的试桩试验来检测桩的受力性状时, 采用本方法是比较有效准确的。
摘要：本文提出的剪切位移传递法将桩侧摩阻力和桩端阻力分开考虑, 再通过位移协调将二者联系起来。计算时将桩分成若干微小单元, 根据桩的沉降由桩尖位移和桩身压缩量两部分组成, 列出n元非线性平衡方程, 解此n元非线性方程组并用迭代法可求得在一假定桩尖位移下桩顶的竖向作用力, 从而预估单桩在竖向荷载作用下的荷载——沉降曲线。
关键词：剪切位移传递法,桩侧摩阻力,桩端阻力
参考文献
[1]建筑桩基技术规范编制组.建筑桩基技术规范.1994.
[2]徐顺兴.桩在垂直荷载作用下的变化规律.桩基工程技术.中国建材工业出版社.1996.
荷载传递法 篇3
桩的现场静载试验是国际上公认的获得单桩竖向抗压、抗拔以及水平向承载力的最为可靠的方法[1]。它可获取桩基设计所必需的计算参数, 为设计提供合理的单桩承载力, 对桩型和桩基持力层进行比较和选择, 充分发挥地基抗力和桩身结构强度, 使二者合理匹配, 以求得到最佳技术经济效果。灌注桩适用于各类地层, 无挤土效应, 对周边环境影响小等优点是高层建筑、道路桥梁及电厂常用的桩基础型式。但其施工工艺复杂, 施工过程不易控制, 易出现质量问题, 且桩基的承载性能受到土体强度、桩身强度、施工工艺等诸多因素的影响[2], 要正确认识桩基的承载性能, 需要了解桩的荷载传递特性[3,4,5,6,7,8]。
新疆某电厂装机规模规划容量2×300MW, 由于上部结构和设备荷重较大, 上覆地层为黄土状土, 具有湿陷性, 不能满足作为天然地基持力层的要求, 主要建筑物基础采用钻孔灌注桩, 桩径为800mm, 桩长为35m, 桩身混凝土强度等级为C35, 为了更好地掌握黄土地区钻孔灌注桩的承载性状, 对3根试桩进行了静载荷试验, 为了确定桩身轴力、桩侧摩阻力和桩端阻力的变化, 在其中2根试桩上预先埋设有钢筋应力计。本文利用预埋钢筋应力计的桩基静载试验实测结果, 对钻孔灌注桩的承载特性和荷载传递机理进行了研究。
1 工程地质概况与试桩方案
1.1 工程地质概况
场地地层主要为第四系冲洪积形成的黄土状粉土、粉土、卵石和粉质粘土, 本场地土层物理力学性质指标及原位测试结果如表1所示, 试验区地质剖面如图1所示。
1.2 试桩方案
桩基采用钻孔灌注桩, 位于主厂房地段, 共布置一组, 采用锚桩法加载, 共3根试桩, 8根锚桩, 桩径为Φ800mm, 桩身混凝土标号为C35, 设计桩长为35m, 试桩概况如表2所示。试验区轴线范围为6.0m×18.0m, 试桩区布置图如图2所示, 直接在地面打桩施工。施工前进行2个钻孔的勘探工作, 地质剖面图见图1, 以查明持力层的埋深。
试验用钢筋计为GGLJ型振弦式钢筋应力计, 量程为0~150MPa。应力测试仪器采用KD-1型多点巡测仪, 测频精度为0.1Hz, 分辨率为0.01Hz。钢筋计一般根据试验区域地层分布来布置, 将钢筋计成对布置在地层分界面上。由于该试验区桩长范围内全部为粉土, 按深度布置钢筋计, 布置深度为每5.0m布置一对钢筋计, 并在地表处及桩端处各布置一对。
2 试验结果与分析
2.1 载荷沉降分析
图3为各试桩静载荷试验Q-S曲线图, 从图3可以看出, 在桩顶荷载作用下, 首先发生弹性压缩变形, 随着荷载的增大, 桩的沉降不断增大而进入非线性变化阶段, Q-S曲线均呈。第一拐点明显, 第二拐点未出现, 各试桩并未加载至破坏状态。
S1试桩从加荷至4900k N时为线性变形阶段, 此时桩周土的变形处于弹性状态, 加荷4900k N至7700k N桩周土逐渐出现塑性变形[9], 沉降速率逐渐增大, 加荷至7000k N时, 沉降速率明显加快, 但到达最大荷载等级7700k N时, 仍未到达破坏状态, 故在此认为S1试桩的极限承载力不小于7700k N;S2试桩的线性变形阶段为加荷至4200k N, 塑性变形阶段为4200k N至7700k N, 加荷至7000k N时, 沉降速率明显加快, 同理认为S2试桩的极限承载力不小于7700k N;S3试桩的线性变形阶段为加荷至4900k N, 塑性变形阶段为4900k N至7700k N, 曲线斜率增大幅度稳定, 还有继续承载的潜力, S3试桩的极限承载力亦不小于7700k N。
2.2 桩身轴力分析
根据实测的钢筋计数据, 得到各试桩桩身的轴力分布曲线, 如图4所示, 其中S3试桩在埋深2m位置处, 钢筋计意外损坏, 导致数据异常, 故将该处数据剔除。
由图4可知, 桩顶荷载克服桩侧摩阻力向下传递, 桩侧轴力随埋深增加而减小, 且减小幅度受桩侧土层性状的影响[10]。桩身轴力沿桩长大致分2个区段:0-17.5m和17.5-34.5m, 桩身轴力在这2个区段上衰减速度都较为均匀, 而桩身沿17.5-34.5m轴力衰减幅度明显比0-17.5m段要快, 通过图1试验区地质剖面图, 可看出17.5m是上下两层粉土的分界面, 通过两层土标准贯入锤击数对比, 下层粉土锤击数基本为上层粉土的2倍。这说明, 桩侧土层的刚度越大, 相应承担的摩阻力越大, 轴力在该层衰减的越快, 进而得知:桩身与桩侧土层相对刚度越小, 桩身轴力衰减越快, 传递至桩端的荷载越小。
在最大加荷条件下, S1试桩桩端轴力约为桩顶荷载的8%, S3试桩约为3%, 这跟载荷试验Q-S曲线是一致的, 各试桩并未加载至破坏状态, 还有继续承载的潜力, 但可能因沉降过大而不能满足上部结构对变形的要求。
2.3 桩侧摩阻力分析
根据各级荷载下桩身轴力沿桩长变化可计算出桩侧摩阻力分布曲线, 如图5所示, 同时绘制不同埋深处的桩侧摩阻力随桩顶位移变化曲线, 如图6所示。
文献[9]通过研究指出, 随着桩自身材料压缩量的累积, 上部桩身的位移总是大于下部, 因此上部桩周土层的侧摩阻力总是会先于下部土层发挥出来, 随着荷载水平不断增加, 下部土层的侧摩阻力才会被逐渐调动起来。从图5可以看出, 桩侧摩阻力分布曲线在荷载较小时呈单峰状, 即上部土层侧摩阻力发挥明显, 而下部土层发挥的侧摩阻力明显偏小, 随着荷载的逐渐增大, 上部土层的侧摩阻力逐渐发挥至极限后, 出现了软化现象[3], 如图6所示, S1试桩埋深17m处的力学性质指标相对较差的粉土侧摩阻力随着桩顶位移的逐渐增大, 在超越其极限后, 开始逐渐减小, 最终趋于稳定。S3试桩埋深12m处的粉土侧摩阻力亦出现了同样的软化现象。
下面以埋深12m处的粉土为例, 分析该深度处各试桩粉土的桩侧摩阻力分布规律。在1400k N荷载等级下, S1试桩桩侧摩阻力为32k Pa, 而S3试桩为12k Pa;此后随着荷载等级增大, S1试桩在4200k N荷载等级下, 达到最大值79k Pa, 而S3试桩在4900k N荷载等级下, 达到最大值55k Pa, 此后随着荷载等级继续增大, 各试桩对应深度处的桩侧摩阻力不断减小, 发生所谓的软化现象, 至最终加载7700k N时, S1试桩埋深12m处软化后残余侧摩阻力为20k Pa, 而S3试桩则为25k Pa。由图7可知, 相同深度处的侧摩阻力峰值S1试桩出现在桩顶位移为3.81mm时, 而S3试桩出现在桩顶位移为7.38mm时。
2.4 桩端阻力分析
将桩端附近实测桩身轴力作为桩端阻力[3], 则各试桩在最大荷载 (7700k N) 下的桩端阻力如表3所示。
从表3可以看出, 最大荷载下, S1试桩的桩端阻力为670k N, 换算成桩端压力则为1332k Pa, S3试桩的桩端阻力为258k N, 换算成桩端压力则为513k Pa。根据图1试验区地质剖面图, 桩端持力层为卵石层, 中密状态, 根据规范[11], 该层极限端阻力为3000k Pa, 当桩顶加荷至最大荷载等级7700k N时, 桩端分担荷载较小, 不到10%, 且桩端阻远未达到规范[11]的参考限值, 这说明试桩S1和S3还有进一步承载的能力。考虑到桩端持力层为中密卵石, 可视为不可压缩层, 因此本工程试桩可定义为摩擦端承桩, 但根据静载试验结果, 实际上本桩属于端承摩擦桩, 在最大加荷条件下, 桩端阻力发挥很小, 荷载基本上由桩侧阻承担。文献[9]通过研究指出, 即使对于端承桩, 当长径比 (l/d) 大于10-15时, 桩周土侧摩阻力开始起主要作用, 且桩侧阻的分担比随着长径比的增大而增大, 这与本工程的试桩结果是一致的。
3 研究效果
本文通过对灌注桩荷载传递性状的研究, 分析了桩身应力分布规律, 并得到了桩身周围各主要土层的参数。
3.1根据桩身轴力分布曲线, 可得出桩侧土层的刚度越大, 相应承担的摩阻力越大, 轴力在该层衰减的越快, 进而可得出:桩身与桩侧土层相对刚度越小, 桩身轴力衰减越快, 传递至桩端的荷载越小。
3.2根据桩侧摩阻力分布曲线, 可得出沿桩身上部的侧摩阻力总是先于下部发挥出来, 桩侧摩阻力分布曲线呈单峰状, 上部土层的侧摩阻力逐渐发挥至极限后, 出现了软化现象, 具有明显的峰值。
荷载传递法 篇4
桩基础的使用历史可以追溯到1200年前,真正现代意义的桩基则发展于20世纪初期[1]。我国自20世纪80年代以来,为了适应不同土层、满足不同荷载以及解决特殊结构物功能等多方面的要求,桩基础又产生了很多新工艺。本文基于桩基承载力的估算公式,从新工法提高估算公式中的影响因素方面进行分析,来探讨新工法的改进优势。
2 传统桩基础工法的竖向荷载传递
桩的作用主要是将上部结构的荷载传递到桩侧土层及深部较坚硬、压缩性小的土层或岩层上,从而保证建筑物满足地基稳定和变形允许值的要求。根据《建筑桩基技术规范》,单桩的极限承载力由桩侧总极限摩阻力和总极限端阻力组成:
一般同一土层中的摩阻力假定是均匀分布的,则单桩竖向承载力可按下式计算:
其中,Quk为单桩竖向承载力标准值;qp为桩端土承载力标准值;Ap为桩身截面面积;up为桩面周长;qsi为桩侧摩阻力标准值;li为桩穿越各土层的厚度。
预制桩一般是钢筋混凝土预制桩,在沉桩过程中,桩周的土向四周排开、挤密,由于桩侧土对桩周的正压力增加从而较大地增加了桩身的摩阻力。但在桩体挤入过程中却使桩侧约10 m深度内的土体受到扰动,侧阻力有所降低,而10 m以下土体侧阻力值相较于非挤土桩则有所提高[2]。
灌注桩是在先成孔后浇灌混凝土而形成的。由于在施工时要先成孔,周围土体向孔内有所松弛,降低了桩身所受的水平土压力从而降低了摩阻力。特别是泥浆护壁成孔桩,由于孔底沉渣及桩周泥皮的存在,在桩身混凝土凝固后桩身与周围土体间形成软垫,降低了桩端阻力和桩侧摩阻力[3]。
从单桩竖向承载力计算公式可以看出,影响承载力的各项参数已经明确。现有工法改进之后,其承载力提高的优越之处可以通过上述承载力因素分析进行再认识。有的工法通过提高某一个承载力参数来提高,而更多的则通过两个或多个参数的提高来获得承载力的增加。
3 改进工法桩的承载力优化因素分析
3.1 优化一个参数因素
3.1.1 增大桩端面积
1)采用桩底扩大头。扩大头可以通过多种方法实现:a.通过扩底钻头直接钻出扩大端,如扩底钻孔灌注桩;b.在人工挖孔到桩底后扩孔;c.通过沉管后夯击灌注混凝土从而夯扩形成扩大头[4,5,6]。
2)嵌岩组合桩。嵌岩组合桩包括位于土层中的桩段和位于岩层中的桩段。其中,土层中的桩段可以由预制(包括预应力)钢筋混凝土套管或钢管内灌注混合胶凝材料。岩层中的桩段可以由钢筋笼、钢构件和预制钢筋混凝土构件组成,岩层孔中灌有混凝土材料。嵌岩单桩的极限承载力标准值Quk由桩周土总极限侧阻力Qsk、嵌岩段总极限侧阻力Qrk和总极限端阻力Qpk三部分组成,即:
其中,ζsi为覆盖层第i层土的侧阻力发挥系数;qsi为桩侧第i层土的极限侧阻力标准值;frs为岩石饱和单轴抗压强度标准值;hrs为桩身嵌岩深度;ζp为前沿段侧阻力和端阻力修正系数。
由上式可知,当岩孔内的桩体靠填充材料和岩孔壁的粘结力把荷载扩散到岩层深处,由于其与填充材料的接触面积远大于采用普通外形的桩,故可充分提供锚固力和桩的承载力。
3.1.2 增大桩侧摩阻力
1)套桩。套桩是将结构承载能力高的桩形成品构件(如预应力管桩、钢桩等)作为桩芯,再用低强度的混合胶凝材料(如水泥与粉煤灰等工业废料配制而成)作为外套包裹之,形成一种组合结构的桩体,芯桩作为主要承力体,承载了上部荷载,而混合材料则通过其特有的性质与土体胶结,待其凝固后与桩及桩周土体形成层次分明的整体,它改变了预制桩与土体的接触,靠桩—土摩擦力提供承载力的途径,代之以桩—水泥土间的粘结力来提供摩阻力,从而使桩承载力大幅提高,同时降低造价。
2)螺杆桩。螺杆桩作为一项新型桩,是一种“上部为圆柱形,下部为螺丝形”组合式桩,现浇螺杆桩是在施工过程中采用桩机钻具旋转挤压土体后泵压混凝土所成桩[7],如图1所示。
螺杆桩是采用了变截面的构造形状,成孔过程中桩侧土体受到挤压、加密作用,成桩后部分土体形成螺纹状,而桩侧土体形成“螺母”,桩体“螺纹”与桩侧土“螺母”紧密咬合,当桩顶受荷时,“螺纹”段的桩侧土“螺母”受到压缩,环状“螺母”的根部受到剪切,桩的承载力由直杆段的侧阻力(摩阻力)、“螺纹”段的纹间土体抗剪强度和桩端的端承力组成,而“螺纹”段的承载力由“螺纹”间土体抗剪力提供,该抗剪力远大于同等条件下的侧阻力,从而增大了桩的承载力。
3.2 提高桩截面面积和桩侧土摩阻力两个参数
1)旋转挤压灌注桩。该桩型由两部分组成,桩的上端部分为直线形的等直径圆柱体,桩的下端部分为扩大头锥体。成桩工法为:首先采用成桩设备钻机钻杆在桩长范围挤压土体形成直杆螺母状土体;钻杆原地旋转挤压螺母土体后呈圆柱状土体,孔壁齿痕均匀,利用成桩设备的张合器形成扩大头土体;利用泵压混凝土,通过钻杆芯底泵压出混凝土;全程泵压混凝土成旋转挤压灌注桩。桩壁呈齿形,且与孔壁挤压紧密,从而由齿间原状土体抗剪强度来形成承载力来源,同时扩大头锥体的直径为圆柱体直径的1.0倍～2.0倍,端承面积的增大,其承载力也进一步得以提高。
2)高压旋喷插芯扩底桩。该工法是由芯桩、桩身和桩底组成,芯桩为柱形或倒锥台形,采用钢筋混凝土预制桩,现浇桩,钢结构桩及其他桩,截面为环形,方形,H形,圆形(见图2),桩身包裹芯桩,芯桩的下端部为桩底部,桩底部的直径大于芯桩,桩身截面为圆形,半圆形和扇形。
芯桩的周围设置若干根辅助芯桩。芯桩为实心或中空管状。桩身上间隔设置变径桩身,变径桩身的直径大于桩身(见图3)。使用时,先采用高压旋喷桩机进行钻孔,使钻孔的深度达到桩身设计标高后,边旋转边提钻,并高压旋喷注入水泥浆制成桩身及桩底部,调节高压旋喷钻机的旋喷压力在桩身上间隔制成变直径桩,旋喷到设计标高后拔出钻杆用静压钻机插入一根或数根芯桩。
3.3 优化三个承载力参数
1)钻孔灌注桩后压浆。为了弥补泥浆护壁灌注桩桩底沉渣及桩侧泥皮严重削弱承载力的缺陷,钻孔灌注桩后压浆技术通过桩中预留的注浆通道向桩端或桩端桩侧进行压力注浆。后压浆技术的作用机理:a.渗入胶结作用。水泥浆深入桩周土体中,形成高强度的水泥凝固体,使持力层的抗扰动能力、变形模量和抗压强度提高。b.沉渣和泥皮的固化胶结作用。水泥浆进入桩端能将桩底沉渣进行改性而形成较高强度的水泥浆土复合体,从而提高桩端持力层的端承强度。同时桩侧注浆(或桩端注浆的超量部分)浆液沿桩侧的桩土间隙上升并向桩侧土深处渗透,将泥皮固化,提高桩侧摩阻力。c.桩端扩径作用。注浆使桩端虚土挤密,并使桩端形成扩大头,一定程度上增大了桩端的受力面积,同时增大桩的端阻力[8,9]。而且,浆液在桩侧凝结后与桩体形成了直径增大的新桩体,相当于增大了桩侧表面积,从而提高了桩侧承载力。
通常情况下后压浆桩承载力比未压浆的承载力提高30%～100%,甚至更高,力学优势非常明显。
2)钻孔高压喷射扩孔压灌混凝土异型桩。该桩成桩方法为:钻孔至设计标高后,在提钻具时,从安装在钻头侧翼内侧的喷嘴中向桩孔底部的侧壁喷射高压介质,使孔底直径扩大,然后压灌混凝土;在上提钻具的过程中,从钻头侧翼内侧的喷嘴中向桩孔的孔壁喷射高压介质,使桩孔局部孔径扩大,并继续由钻头底部的出料口向孔内压灌混凝土,形成异型桩[10]。
在成桩过程中,高压喷射浆产生的压力使土体侧向挤压,成桩之后渗透固结,从而增加了侧摩阻力。局部扩大形成的浆土体则增加了土对桩侧的侧摩阻力。
重复多次局部扩孔使桩形呈糖葫芦形,残土也随钻机旋转和提升带出地面,解决了桩底虚土的问题。该方法成桩的单桩承载力提高很大,而且桩的侧摩阻较大,桩身强度较大,可适用于多种不同的地层,不易发生缩颈、断桩现象,并提高了施工效率。
3)挤扩支盘灌注桩。挤扩支盘桩由桩柱(桩身)、底盘及多层各分支组成按照土质情况一般在硬土层中设置分支或承力盘各承力盘是在普通圆形钻孔中用专用设备通过液压挤扩而形成的,在支盘挤成空腔的同时也把周围土体挤密。经过挤密的周围土体与腔内灌注的钢筋混凝土桩身、支盘紧密的结合为一体,发挥了桩土共同承力的作用,提高了桩的侧摩阻力,并增加了支盘端承面积,从而使桩承载力大幅度增加[11,12]。挤扩支盘桩具有以下特点:可以利用沿桩身不同部位的硬土层来设置承力盘及分支,将摩擦桩改为变截面的多支点摩擦端承桩,从而改变了桩的受力结构。比起传统的桩,这样的桩基础承载力增加得较多,而且会使建筑物更稳定,抗震性好,沉降变形更小。
4 分析与结论
从式(1)中可以看出,相较于两个传统的桩型即预制桩和钻孔灌注桩,改变桩的竖向承载力的影响因素主要是桩侧摩阻力、桩端阻力、桩端截面面积、桩侧面面积。但从具体的实施工艺来看,靠桩侧面面积的增加来提高承载力是极其有限的,也是较困难的,而增大端承面积则相对容易一些。而且,端阻力比同土层的侧摩阻力值一般高出几倍到几十倍,因此对端承桩而言,增大端承面积对提高桩承载力更为明显。当然,由于桩侧面面积比桩端面积大得多,如果能有效提高桩侧摩阻力,也是提高桩承载力的有效途径。改进工法在提高侧阻力的原理上,要么增强桩—土界面粘结力,要么维持或增大桩侧正向土压力,也有改变接触面形状的。另一方面,对于提高承载力因素的不同方法,由于不同方法提高的幅度不同,同时也由于在不同土层组成的地质条件下桩受竖向荷载后的传力分布特点有所不同,不同工艺的桩在承载力优势发挥上还应因地制宜进行选择或改进。
摘要：以传统桩基础的荷载传递机理为基础,对近二十年来改进工法的优越性及其不足进行了探讨,对多种具有承载力优势的桩基础施工新工艺作了简要介绍,结合其受力机理分析,通过认识这些新工法优化承载力参数的原理来分析改进工法提高桩基承载力的机理,从而对不同的施工环境中桩基础工艺的选择提供认识。
荷载传递法 篇5
单桩竖向极限承载力和沉降的确定是桩基础设计的重要内容。荷载传递法计算过程相对简便, 能较好的反映桩土间的非线性关系和适应复杂地层的特点, 更易于被工程界所接受。
荷载传递法能否成功的关键在于传递函数的确定和模型求解。国内外学者也已经围绕传递函数展开了丰富的研究工作, 提出了一系列荷载传递函数模型, 比如多折线函数、双曲线函数、抛物线函数、指数函数等。为了考虑应力应变的非线性关系, 桩侧和桩端的荷载传递函数常常被认为是双曲线关系[1], 并且在部分情况下与实际的吻合程度也很好, 但是在现场试验中桩侧摩阻力的发挥经常出现软化效应[2]。实际上, 少有考虑到侧模阻力软化的非线性荷载传递模型, 张乾青于2012 年提出了一个考虑软化效应的荷载传递模型[3], 但是该模型关系略微复杂, 推导困难, 并且兼顾桩侧土在荷载传递过程中不发生软化的情况。本文提出的桩侧荷载传递模型有两个特点: 1) 可以考虑到桩侧荷载传递的软化效应, 也可以模拟不发生软化效应两种情况; 2) 考虑桩侧荷载传递过程中的非线性特性, 与实际情况更加接近。在实际应用中可以发现双折线硬化模型适合桩端的荷载位移关系[4], 因此, 对于桩底的荷载传递本文采用双折线模型, 用现场测试结果验证了模型的有效性。
1 考虑到桩侧荷载传递软化效应的非线性荷载传递模型
无论从室内试验还是原位试验, 不难发现在有些土层桩侧摩阻力和位移之间存在软化效应。因此, 本文提出了考虑软化效应, 同时也可以表示非软化效应的非线性荷载传递模型, 如图1所示。从图1 可以看出, 在该模型中, 桩侧摩阻力 τ ( z) 随着桩土相对位移的增加呈非线性的增加, 当桩土相对位移达到Ssu时, 桩侧摩阻力达到最大值 τu, 而后随着桩土相对位移的增加逐渐减小, 最后趋于定值即残余摩阻力, 随着Sa的取值不同对应会有不同的软化程度。
桩侧单位摩阻力和桩土相对位移的关系用式 ( 1) 表示:
其中, z为桩身对应点的深度; τ ( z) 为深度z处的桩侧摩阻力; Ss ( z) 为深度z处的桩土相对位移; τu为桩土间的极限摩阻力;Ssu为桩侧土发挥极限摩阻力时对应的临界位移; Sa为软化临界位移。
成桩方法、桩型、土层性质、加荷方式等将影响桩土界面的荷载传递以及Ssu的取值。Ssu的值可以根据试验确定, 或者由现场载荷试验结果反分析确定, 很多学者对临界位移Ssu的取值进行过统计研究 ( 见表1[5]) , 对于粘土中钻孔灌注桩, Ssu约在2 mm ~18 mm间变动。
在本文的分析中, τu基于从室内土工试验和现场试验得到土体参数确定, 在排水情况下用有效应力方法估测 τu的值。根据库仑摩尔定律, 也可以用式 ( 2) 来计算桩侧土的极限摩阻力 τu:
其中, K为土的侧压力系数; σv' 为对应深度处的有效上覆土重; δ 为桩土界面摩擦角, 对于钻孔桩 δ 约等于对应土层的摩擦角 φ'。
当桩土间的相对位移很大时, 桩土间的单位摩阻力会保持在一个残余摩阻力 τr, 在本文提出的模型中有:
其中, βs为桩侧残余单位摩阻力与桩侧极限单位摩阻力的比值, 一系列现场钻孔灌注桩载荷实验结果表明的 βs值一般在0. 83 ~ 0. 97 之间[2]。
2 桩底双折线荷载传递模型
假定桩底的荷载位移关系遵从双线性荷载传递模型, 如图2所示, 桩底的荷载位移关系可以用式 ( 5) 表示:
其中, q为桩底单位面积上的土体反力; Sb为桩底位移; k1, k2均为桩底荷载位移关系中两个阶段的桩底土的压缩刚度; Sbu为桩底荷载位移关系中两个阶段临界点对应的桩底位移。
在双线性荷载位移模型中, 有三个参数需要确定, 分别为k1, k2和Sbu。k1可以根据Randolph and Worth ( 1978) [6]建议的公式确定:
其中, Gsb, υb分别为桩底土剪切模量和泊松比。
k2的值可以根据文献[7]提出的公式近似计算:
其中, ΔPt为桩底位移超过Sbu时桩头增加的荷载; ΔWt为因为 ΔPt而引起的桩头增加的沉降; L为桩长; Ep为桩的弹性模量;Ap为桩截面面积; kt为桩顶荷载位移的比值, kt= ΔPt/ ΔWt。
桩的建造方法、桩底土体性质、钻孔清理方法、沉渣厚度将严重影响Sbu的取值, 但是Sbu可以由试验或原位载荷试验的反分析得到, 文献[8]也给出了部分土质的桩端临界位移Sbu, 可供参考。
3 案例研究
为了检验本文提出的荷载传递模型的可靠性, 本文采用矩阵位移法进行编程并分析案例, 案例来自于董金荣的《大口径钻孔灌注桩荷载传递性状》一文中的试桩资料[9], 该案例试桩过程可靠计算参数完整, 已经被多次引用[10]。
该试桩为层状土中的大直径钻孔灌注桩单桩, 桩长47. 7 m, 桩径1. 1 m, 弹性模量为30 GPa, 桩底打入碎石层, 嵌入深度为3. 2 m。各土层参数由董金荣给出, 如表2 所示。
其中单位极限侧摩阻力 τu由现场载荷试验结果确定, βs的值假定为0. 9, 由式 ( 5) 可得Sa= 1. 3Su, 参数k1, k2, Ssu和Sbu均由朱金颖等[10]通过对现场试验结果反分析给出。
计算和实测的桩顶荷载位移曲线的对比如图3 所示。
在朱金颖的计算方法中, 桩侧荷载传递采用理想线弹塑性模型; API ( 美国石油协会) 计算方法中桩侧的荷载传递采用API规范中给出的荷载传递模型, 三种计算方法的桩底均采用一致的双折线模型, 因此计算结果更具有可比性。从图中可以看出, 用本文的模型能够更好的和董金荣的实测数据吻合。在荷载较低的阶段, 本文的计算结果和朱金颖的理想弹塑性计算结果接近, 但是在相同荷载下计算得到的沉降值都略大于实测值; 当荷载继续增大, 用朱金颖的计算模型计算的沉降值会略小, 而本文因为考虑到了桩侧荷载传递的软化效应, 与实测的结果会更加接近。在API的桩侧的荷载传递模型中没有考虑Ssu这一参数, 只是凭经验认为在桩土相对位移达到0 . 01 倍桩径的时候, 桩侧摩阻力达到最大, 因此其计算结果与实测值偏差较大。
摘要：在现有荷载传递模型的基础上, 提出了单桩简化的非线性荷载传递模型, 并介绍了该模型的特点, 采用矩阵位移法进行程序编写, 计算了某工程现场试桩试验, 将计算结果和现场观测数据进行对比, 发现能够较好的吻合。
关键词：桩基础,荷载传递模型,承载力,位移
参考文献
[1]Yetginer A G, White D J, Bolton M D.Field measurement of the stiffness of jacked piles and pile groups[J].Geotechnique, 2006, 56 (5) :346-354.
[2]Zhang Q Q, Zhang Z M, Yu F, et al.Field performance of long bored piles within piled rafts[J].Proceedings of the Institution of Civil Engineers:Geotechnical Engineering, 2010, 163 (6) :293-305.
[3]Zhang Q Q, Zhang Z M.A simplified nonlinear approach for single pile settlement analysis[J].Canadian Geotechnical Journal, 2012 (49) :1256-1266.
[4]Liu J, Xiao H B, Tang J, et al.Analysis of load-transfer of single pile in layered soil[J].Computers and Geotechnics, 2004, 31 (2) :127-135.
[5]刘利民.桩基工程理论进展与工程实践[M].北京:中国建材工业出版社, 2010.
[6]Randolph M F, Worth, C P.Analysis of deformation of vertically loaded piles[J].Journal of the geotechnical engineering division, ASCE, 1978, 104 (12) :1465-1488.
[7]Zhang Q Q, Zhang Z M, He J Y.A simplified approach for settlement analysis of single pile and pile groups considering interaction between identical piles in multilayered soils[J].Computers and Geotechnics, 2010, 37 (7) :969-976.
[8]曹汉志.桩的轴向荷载传递及荷载—沉降曲线的数值计算方法[J].岩土工程学报, 1986, 8 (6) :37-48.
[9]董金荣, 林胜天, 戴一鸣.大口径钻孔灌注桩荷载传递性状[J].岩土工程学报, 1994, 16 (6) :123-131.
荷载传递法 篇6
荷载传递法是通过假设桩—土之间的荷载传递函数来分析单桩荷载—沉降特性的计算方法。该方法的基本思想是把桩沿桩长方向离散成若干单元,假定桩体中任意一点的位移只与该点的桩侧摩阻力有关,用独立的线性或非线性弹簧来模拟土体与桩体单元之间的相互作用。
荷载传递法的关键在于建立一种真实反映桩土界面侧摩阻力和剪切位移的传递函数(τ(z)-s(z)函数)。传递函数的建立一般有两种途径:一是通过现场测量拟合;二是根据一定的经验及机理分析,探求具有广泛适用性的理论传递函数。目前主要应用后者来确定荷载传递函数。不同的荷载传递函数可分别反映桩土间加工硬化、加工软化和弹塑性等不同情况。具有代表性的荷载传递函数有指数函数(Kezdi)、线弹性全塑性传递函数(佐腾悟)、抛物线传递函数(Vijayvergiya)、双曲线传递函数(Gardner,Kraft,潘时声)、双折线硬化模型(陈龙珠)、三折线模型(陈明中、Guo、喻君)等[1~10]。
在深厚的软土分布地区,对长径比较大的桩,在现场埋设有钢筋应力计的单桩静载试验中常常可以发现,当上部土层侧阻达到峰值后,随着荷载增加,桩土相对位移进一步增大,桩土界面出现滑移,桩侧阻出现软化,达到并维持一个残余值的现象。如果在建立荷载传递函数时未考虑侧阻软化的影响,将使得计算结果偏于不安全。少量的能反映侧阻软化的模型如双折线、三折线荷载传递函数,均为分段函数,计算复杂,且参数难以确定,不便于应用[3]。
笔者在实测工程资料的基础上,结合目前应用于地面—轮胎界面的反映轮胎道路附着系数与车轮滑移率的力学模型[2],提出了能考虑桩侧阻软化的非线性指数荷载传递函数及各参数的取值方法。与实测数据对比分析表明,本文的非线性指数荷载传递函数能很好地模拟桩侧阻软化的荷载传递关系。
1 考虑桩侧阻软化的荷载传递函数
反映轮胎道路附着系数与车轮滑移率的力学模型,在作用原理与曲线形式上与桩侧阻软化荷载传递函数有相似之处,在边明远[2]提出的反映轮胎道路附着系数与车轮滑移率的力学模型基础上,提出了如下考虑桩侧阻软化的非线性指数荷载传递函数(下文简称“侧阻软化函数”):
其中:
由式(2)对a进行迭代求解,当时停止迭代,令。
式中:τ为桩侧摩阻力;s为桩土相对位移;τu形式为桩侧极限摩阻力;τf为软化后的残余侧阻力;Su为桩侧土出现侧阻软化时的极限位移;Ss为桩侧阻跌落至残余强度时的桩土位移值;a、b、c为侧阻软化函数相关参数。
2 荷载传递函数参数的确定
侧阻软化函数中计算a、b、c涉及四个参数,其中桩侧极限摩阻力τu可根据工程地质报告或静载荷试验确定,软化后的残余侧阻力τf值可根据埋设有钢筋应力计的桩静载荷试验确定,也可根据经验数值进行估算。辛公锋[1](2006)根据离心试验及现场试验得出,软化土层的桩侧摩阻力峰值τu和残余值τf之比βs约为0.85~0.93。
桩侧土出现侧阻软化时的极限位移Su可根据静载荷试验确定,辛公锋[1](2006)根据实测资料提出:对于大直径桩,对结构性的粘性土Su一般在10~15mm左右,粉质粘土一般在15~20mm,粉细砂一般在25~30mm,约为(0.01~0.03)D(其中D为桩径)。
桩侧阻跌落至残余强度时的桩土位移值Ss可通过埋设有钢筋应力计的桩静载荷试验确定,也可根据Su与Ss之比βc的经验数值进行估算。
笔者对浙江地区十多个工程中40根埋设有钢筋应力计的试桩静载试验结果进行了统计分析,桩长40~120m不等,其中发生侧阻软化的桩断面为156个,由于篇幅有限,仅列部分统计内容如表1所示。
经统计分析,得到各参数的经验值如下:
桩侧摩阻力残余值τf与峰值τu之比βs约为0.84~0.98,结构性强的土质取小值。
桩侧阻出现软化时的极限位移Su与桩侧阻跌落至残余强度时的桩土位移值Ss之比βc约为0.42~0.69,结构性强的土质取小值。
确定上述参数后,便可求得侧阻软化函数!(s)=c(e-bs-e-as)式中的a、b、c值,进而确定侧阻软化函数。
3 参数变化对侧阻软化函数的影响
3.1 参数βs对侧阻软化函数的影响
当参数βs取不同值时,侧阻软化函数如图1所示。由图1可以看出,参数βs越小,软化现象越明显,残余强度越低。参数βs越大,曲线峰值强度越接近给出的τu值,当βs=0.75时曲线峰值强度与给出τu值相差较大,但从实测数据可知βs均在0.84~0.98之间,因此说明软化函数所得曲线峰值强度与实际给出的峰值强度很接近。
3.2 参数βc对侧阻软化函数的影响
当参数βc取不同值时,侧阻软化函数如图2所示。由图2可以看出,参数βc越大,软化现象越明显,残余强度越低。而曲线峰值强度与给出的τu值相同,基本不随着βc的变化而变化,侧阻出现软化时的极限位移Su也不随着βc的变化而变化。
3.3 参数Su对侧阻软化函数的影响
当参数Su取不同值时,侧阻软化函数如图3所示。由图3可以看出,参数Su决定侧阻软化函数的临界点,即出现软化时的极限位移。且在βs与βc不变的情况下,Su越小,其软化现象越明显,残余强度越低。
3.4 参数τu对侧阻软化函数的影响
当参数τu取不同值时,侧阻软化函数如图4所示。由图4可以看出,参数τu决定了桩侧极限摩阻力值的大小。
4 工程实例检验
4.1 工程概况
温州鹿城广场四期350m塔楼工程主楼75层、裙楼4层、地下室4层,基础设计采用钻孔灌注桩,试桩S1桩径为1100mm,桩长109.67m,桩身采用C50混凝土,持力层为中风化闪长岩层,桩端入持力层深度为0.5m。为研究桩侧阻力发挥性状,在S1试桩桩身16个断面(A-P)安装了钢弦式钢筋应力计,每个断面对称分布3只应力计。
试桩场地土层情况:从上至下依次为淤泥质粘土(0~5m),淤泥夹粉砂(5~14m),淤泥(14~21m),淤泥质粘土(21~32m),含粘性土粉砂(32~37m),淤泥质粘土(37~43m),卵石(43~76m),粘土(76~82m),卵石(82~88m),粉质粘土(88~95m),全风化闪长岩(95~99m),强风化闪长岩(99~104m),中风化闪长岩(104~109m)。地质剖面如图5所示。
4.2 静载荷试验分析
对试桩进行静载荷试验,其Q-s曲线如图6所示,试桩桩侧平均摩阻力与桩土相对位移曲线如图7所示。
从图6、图7中可以看出,由于试桩S1桩长很长且试验荷载很大,试桩上部(0~32m)桩土相对位移较大,均出现了桩侧阻软化现象,在达到极限侧阻后,侧摩阻力随着荷载的增大而有所降低,上部土体结构产生了滑移破坏。故下面采用本文的侧阻软化函数对上部土体的桩侧摩阻力和桩土相对位移进行计算,而下部土体大部分没有出现侧阻软化现象,这里不再讨论。
4.3 软化函数验证计算
现使用本文提出的侧阻软化函数(式(1))对上述S1试桩深度0~32m内五个断面的桩侧摩阻力与桩土相对位移曲线进行计算。根据静载试验结果,桩侧极限摩阻力τu、软化后的残余侧阻力τf、桩侧土出现侧阻软化时的极限位移Su、桩侧阻跌落至残余强度时的桩土位移值Ss的取值以及计算所得a、b、c值见表2。计算结果与实测值对比见图8。
从图8中可以看出,侧阻软化函数计算值与实测值很接近。说明本文建立的侧阻软化函数能够很好地反映桩出现侧阻软化时的桩土荷载传递关系。
5 结论
(1)本文结合目前应用于地面—轮胎界面的反映轮胎道路附着系数与车轮滑移率的力学模型,提出了能考虑桩侧阻软化的非线性指数荷载传递函数τ(s)=c(e-bs-e-as)。并根据大量实测工程资料,给出了各参数的取值方法及建议值。
(2)由大量实测工程资料统计得到:桩侧摩阻力残余值τf与峰值τu之比βs约为0.84~0.98,且结构性强的土质取小值;桩侧阻出现软化时的极限位移Su与桩侧阻跌落至残余强度时的桩土位移值Ss之比βc约为0.42~0.69,且结构性强的土质取小值。
(3)侧阻软化函数中,参数βs越小,软化现象越明显,残余强度越低;参数βc越大,软化现象越明显,残余强度越低。曲线峰值强度基本不随着βc的变化而变化,侧阻出现软化时的极限位移Su也不随着βc的变化而变化;参数Su决定侧阻软化函数的临界点,即出现软化时的极限位移。参数τu决定了桩侧极限摩阻力值的大小。
(4)应用本文提出的侧阻软化函数对实例工程进行了计算,计算值与实测值很接近,从而说明本文建立的侧阻软化函数能够很好地反映出现桩侧阻软化时的桩土荷载传递关系。
摘要：建立了一种考虑桩侧阻软化的非线性指数荷载传递函数,并根据浙江地区实测工程资料,给出了各参数的取值方法及建议值。该侧阻软化函数中桩侧摩阻力残余值!f与峰值!u之比βs越小,软化现象越明显,残余强度越低;桩侧阻出现软化时的极限位移Su与桩侧阻跌落至残余强度时的桩土位移值Ss之比βc越大,软化现象越明显,残余强度越低。参数Su决定侧阻软化函数的临界点,即出现软化时的极限位移;参数!u决定了桩侧极限摩阻力值的大小。经过大量实测工程资料统计得出:βs约为0.84～0.98,结构性强的土质取小值;βc约为0.42～0.69,结构性强的土质取小值。应用本文提出的侧阻软化函数对实测工程进行计算,结果表明,计算值与实测值很接近,说明本文建立的侧阻软化函数能够很好地反映桩出现侧阻软化时的桩土荷载传递关系。
关键词：传递函数,侧摩阻力,侧摩软化,非线性指数
参考文献
[1]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,2006.
[2]边明远,李克强.基于双指数模型的纵向附着系数计算模型[J].农业机械学报,2005,36(5):5～8.
[3]邹健,张忠苗,刘俊伟等.一种考虑桩侧土应变软化的荷载传递函数[J].岩土工程学报,2010,32(7):1109～1113.
[4]邹健,张忠苗,林存刚.桩端后注浆桩残余应力研究[J].岩石力学与工程学报,2011,30(S1):3275～3280.
[5]张忠苗,张乾青.后注浆抗压桩受力性状的试验研究[J].岩石力学与工程学报,2009,28(3):475～482.
[6]张忠苗.桩基工程[M].北京:中国建筑工业出版社,2007.
[7]张忠苗.灌注桩后注浆技术及工程应用[M].北京:中国建筑工业出版社,2009.
[8]张忠苗,张广兴,吴庆勇等.钻孔桩泥皮土与桩间土性状试验研究[J].岩土工程学报,2006,28(6):695～699.
[9]张燕,刘金波.桩基手册[M].北京:中国建筑工业出版社,2009.