复合基础（精选8篇）
复合基础 篇1
1 工程概述
赞比亚是非洲产铜丰富的国家之一,其开采技术和冶炼技术现还不成熟。我国投资建设的谦比希铜冶炼厂是目前我国在赞比亚投资最大的铜冶炼厂,是重要的援非工程之一,该厂拟在2008年年底进行试投产。艾萨炉是谦比希铜冶炼厂的核心,是整个厂房建设的重要环节,其基础的施工尤其重要。但在非洲赞比亚地区工程施工过程中,受该国家的经济条件发展的制约,其基础施工设备严重缺乏,尚没有大口径桩的成孔设备。因此,较大口径桩基成孔现阶段还只能采用人工挖孔桩。
2 工程地质条件
根据场地的勘察报告可知,该地区地层从上至下为杂填土、粉质粘土、圆砾土、含砾粘性砂土,基底为强风化～中风化泥质滑石片岩,遇水易软化;地下水位在雨季为地表下10 m左右。
3 基础设计方案
3.1 方案选择
由于赞比亚当地经济发展条件等方面的制约,在基础施工方面相对滞后。旋挖桩、成孔灌注桩、预制桩等施工设备匮乏。较大口径的桩基成孔只能采用人工挖孔桩。由于当地员工的技术水平低,再加上赞比亚的气候条件影响(一年分干季和雨季,雨季水量充沛),人工挖孔桩成孔深度只能达到15 m左右。在综合考虑多方面因素后,最终决定采用人工挖孔桩结合树根桩的复合式基础设计方案[1]。
3.2 方案设计
根据相关参考文献及规范,对设计方案进行了计算验证[3,4]。从计算结果中可知,采用单独的人工挖孔桩基础由于其施工条件的限制已不能满足建筑设计要求,只能再利用树根桩对基础进行补强。因此设计了以人工挖孔桩为主体,树根桩为辅体的复合式基础类型,再用承台连接为整体。
人工挖孔桩设计参数:
桩径800 mm;桩深15 m(桩端持力层为强风化泥质滑石片岩);桩身混凝土C25;数量6根。
树根桩设计参数:
桩径130 mm;桩深5 m(桩端持力层为圆砾层);桩身混凝土C25;数量152根。
4 施工工艺措施
1)根据赞比亚已有的施工设备条件,以XY-1C型百米钻机机体作为成孔机具,改装钻机的卷扬系统作为成孔的动力。
2)加工特制的取土器,作为取土器具。特制的取土器是以洛阳铲的工作原理为基础,结合本工程实际情况和技术要求制作加工的。如图1所示为取土器的结构示意图。
3)由于孔与孔的间距很小,为保证成孔孔壁完好,采用梅花间跳模式成孔,以减少振动,保证成孔孔壁完整性。
4)人工挖孔桩在挖孔施工时应作好施工人员的安全措施保护工作,避免造成不必要的损失。
5)树根桩施工过程中做好现场验收施工记录,包括钢筋笼制作、成孔等各项工序指标考核。
5 结语
1)受赞比亚施工条件的制约,根据现有的劳动力和施工设备情况,通过对现有XY-1C型钻机的改装以及加工特制取土器,创造了树根桩的成孔施工条件,综合考虑多方面因素选用人工挖孔桩结合树根桩的复合式基础作为谦比希铜冶炼厂艾萨炉基础,满足了上部建筑荷载的要求。
2)由于当地员工的技术水平低,缺乏基础施工机械设备等特殊原因,给基础施工工程带来很多局限。因此,必须充分利用当地现有的资源,灵活运用各种施工手段,不断创新,积极寻找出解决问题的办法。人工挖孔桩结合树根桩的复合式基础类型为赞比亚地区的大型基础施工提供了有力的技术支持,可供同类型工程借鉴使用。
参考文献
[1]王星华.地基处理与加固[M].长沙:中南大学出版社,2002.
[2]殷红伟,黄志军,董建刚.桩基托换在广州地铁三号线中的应用[J].山西建筑,2005,31(12):91-92.
[3]唐冬初,张宁,胡迎新.利用树根桩托换房屋基础[J].工业建筑,1999,8(4):15-17.
[4]叶书麟,韩杰,叶观宝.地基处理与托换技术(第二版)[M].北京:中国建筑工业出版社,1994.
复合基础 篇2
工程名称 填写单位工程名称。
天气情况 填写施工作业期间的天气情况。
旁站监理的部位或工序 填写某部位水泥粉煤灰碎石桩复合地基工程。开始/结束时间 填写旁站监理过程的开始时间和结束时间。施工情况 主要填写内容如下： 施工作业内容及施工方法或工艺。2 施工人员配备情况。3 施工机具设备配备情况。4 原材料选用、检验、保管情况。5 施工技术环境、作业环境、周边环境。6 旁站工作的主要工作量。7 试块的制作情况。
水泥粉煤灰碎石桩复合地基施工旁站质量控制要点： 水泥粉煤灰碎石桩的施工，应根据现场条件选用下列施工工艺：
1）长螺旋钻孔灌注成桩，适用于地下水位以上的粘性土、粉土、素填土、中等密实以上的砂土。
2）长螺旋钻孔、管内泵压混合料灌注成桩，适用于粘性土、粉土、砂土，以及对噪声或泥浆污染要求严格的场地。
3）振动沉管灌注成桩，适用于粉土、粘性土及素填土地基。施工前应按设计要求进行室内配合比试验。长螺旋钻孔直径宜取350～600mm，混合料坍落度宜为160mm～200mm；振动沉管钻孔直径宜取350mm～370mm，混合料坍落度宜为30mm～50mm，振动沉管灌注成桩后桩顶浮浆厚度不宜超过200mm。
3、施工桩顶标高宜高出设计桩顶标高不少于0.5m，水泥粉煤灰碎石桩施工应符合下列要求：
1）成孔时宜先慢后快，并及时检查、纠正钻杆偏差。成桩过程应连续进行。2）长螺旋钻孔、管内泵压混合料成桩施工在钻至设计深度后，应掌握提拔钻杆时间，混合料泵送量应与拔管速度相配合，遇到饱和砂土或饱和粉土层，不得停泵待料； 压灌应一次连续灌注完成，压灌成桩时，钻具底端出料口不得高于钻孔内桩料的液面。
3）沉管灌注成桩施工拔管速度应按匀速控制，拔管速度应控制在1.2m/min～1.5m/min左右，遇淤泥或淤泥质土层，拔管速度应适当放慢。沉管拔出地面确认成桩桩顶标高后，用粒状材料或湿粘性土封顶。
4）拔管应在钻杆芯管充满混合料后开始，严禁先拔管后泵料。桩施工垂直度偏差不应大于1%；桩位偏差：对满堂布桩基础，不应大于0.4倍桩径；对条形基础，不应大于0.25倍桩径，对单排布桩，不应大于60mm。褥垫层铺设宜采用静力压实法。基底桩间土含水量较小时，也可采用动力夯实法。夯填度不得大于0.9。冬季施工时，混合料入孔温度不得低于5℃，对桩头和桩间土应采取保温措施。7 施工质量检测应符合下列要求：
1）成桩过程应抽样做混合料试块，每台机械一天应做一组（3块）试块（边长为150mm的立方体），标准养护，测定其立方体抗压强度。
2）施工质量检验主要应检查施工记录、混合料坍落度、桩数、桩位偏差、褥垫层厚度、夯填度和桩体试块抗压强度等。旁站情况 主要填写内容如下： 检查施工人员配备是否满足施工要求。现场技术、安全等负责人员是否到位。2 检查施工机具设备配备是否满足施工要求，运转是否正常。3 检查原材料选用、检验、保管是否符合规范要求。检查施工方法或工艺是否与施工组织设计或施工方案一致。是否按设计要求进行了配比试验。检查施工技术环境、作业环境、周边环境对施工质量的影响情况。对原材料、桩径、桩位偏差、桩长、褥垫层夯实度等的检查结果（写出抽查数据）。
发现问题
如有不合格填写不合格内容，违反相关规范的应写明规范号及条款，未发现问题填写“无”。
处理意见
复合基础 篇3
1 工程概况
天津石化100万吨/年乙烯工程位于天津滨海新区大港区南环路南侧,其罐区工程2009年10月中交,已正常、平稳运行4年。某15 000 m3钢制储罐,设计最高液位16 m,运行时罐内液位在16～2 m间循环,介质密度800 kg/m3。采用现浇钢筋混凝土环梁基础,预应力管桩复合地基。桩型为PHC AB400(95)18b,桩顶标高3.25 m,桩端进入5-2粉土层。桩土面积置换率3%,设计复合地基承载力特征值≥220 kPa,桩数256颗。环梁中线直径34 m,环梁高1.8 m、宽0.5 m,基础埋深0.9 m,基础与管桩顶间设0.3 m厚碎石褥垫层,地面标高4.55 m,环梁混凝土强度C30,详见图1(基础剖面图)。场地工程地质情况见表1、表2,地下水位埋深1.55 m。
2 复合地基计算
2.1承载力估算
依据文献[1]7.1.5条,(7.1.5-2)
式中:fspk-复合地基承载力特征值(kPa);λ-单桩承载力发挥系数,无经验时可取0.7～0.9;Ra-单桩承载力特征值(kN);Ap-桩的面积(m2);β-桩间土承载力发挥系数,无经验时可取0.9～1.0;fsk-处理后桩间土承载力特征值(kPa),无试验资料时可取天然地基承载力特征值。
依据地勘报告,Ra=622 kN;fsk=100 kPa;取λ=0.9,m=0.03,β=0.9代入上式,得fspk=220.9 kPa。完工后,复合地基静载试验满足要求;试验数据见表3。
2.2 基础沉降估算
依据文献[2]5.5.6条,采用等效作用总和分层法,等效作用面位于桩端平面,等效作用面积为桩承台投影面积,等效作用的附加应力近似取承台底平均附加应力。等效作用面以下的应力分布采用各向同性均质直线变形体理论。
式中:s-桩基最终沉降量(mm),Ψ-桩基沉降计算经验系数,可按5.5.11条确定。Ψe-桩基等效沉降系数,可按5.5.9条确定。Esi等效作用面以下第i层土的压缩模量(MPa),采用地基土在自重压力至自重压力加附加压力作用时的压缩模量,本文计算数据选用表1、表2。-桩端平面第j块荷载计算点至第i层土底底面深度范围内的平均附加应力系数,本文依据文献[3]附录A选用。P0j-本文为圆型基础承台底面按荷载效应准永久组合下的附加应力(kPa)。m=1,j=1,忽略相邻基础荷载的影响。n-沉降计算划分的土层数,取n=16。
依据文献[2]5.5.8条,桩基沉降计算深度Zn应按应力比例法确定。计算深度处的附加应力σz与土的自重应力σc之比应符合下式要求:
2.2.1 P0j的计算
储罐自重2 953.35 kN,钢罐内底直径34 m,基础底面积:A=R2π=17.252π=934.8 m2,罐产生的压应力2 953.35/934.8=31.56 kPa;罐内充水高18 m时,在基础底面产生的压应力:180×(17/17.25)2=174.8 kPa;基础自重减去原有土中后附加应力20 kPa;合计P0j=31.56+174.8+20=198 kPa。
2.2.2 桩端底面自重应力的计算
地下水位以下土取浮密度,合计189.1 kPa。
2.2.3 Zn的计算
在桩端下28.75 m(绝对标高-43.5 m),即进入8-2粉砂层8 m处:σz=αij×P0jσz=0.362 61×198=71.8 kPa,0.2σc=0.2×473.9=94.78 kPa,满足σz≤0.2σc。
2.2.3 5、
、Ψ、Ψe、S的计算
依据文献[2]5.5.11条按文献[2]表5.5.11内插得Ψ=1.02。
依据文献[2]5.5.9条:
Bc、Lc、n-分别为承台的宽、长、及总桩数。
桩的距径比Sa/d=2 000/400=5,长径比L/d=18 000/400=45,基础长宽比Bc/Lc=1。
依据文献[2]附录E内插得:C0=0.04,C1=1.533,C2=7.45代入得:
2.2.4 储罐充水试验及由恒压期间荷载-时间-沉降关系曲线推算S∞
依据文献[3]6.1.3条:对储罐地基变形最终限值有两项,即控制整体倾斜和罐周边不均匀沉降。
基础整体倾斜限值:当罐底内直径30m≤D≤40 m时,内浮顶罐为≤0.005Dt=170 mm。试水期间水位充至18 m,测点最大沉降记录为61 mm,16个测点平均最大沉降发生在放水至15 m及13.5 m时,均为52 mm。满足规范要求。
罐周边不均匀沉降:内浮顶罐为Δs/L≤0.002 5;Δs-为储罐周边相邻测点的沉降差mm;L-为为储罐周边相邻测点的间距。本罐要求Δs≤0.0025L=8.45 mm。15、16两测点在充水12 m时,沉降差达到了12 mm,超出了规范要求,继续充水的液位试验记录符合要求,最终满足规范要求,沉降趋于均衡。
储罐地基最终沉降量还可以根据文献[4]附录D给出储罐充满水恒压期间的实测荷载-时间-沉降关系曲线特性,选用指数曲线拟合推算:
式中:S∞-地基最终沉降量,单位mm;S1、S2、S3-地基固结时段内的三个沉降量,分别为荷载-时间-沉降关系曲线中与t1、t2、t3对应的沉降值(mm);t1、t2、t3分别为加载停止后从零算起的三个历时时间(d)。
本文储罐充满水恒压期间的实测荷载-时间-沉降关系曲线特性见图2,取充水水位至18 m时恒压期间分别相隔3 d的沉降记录:S1=32.38 mm;S2=38.25 mm;S3=43.5 mm;代入(D.1.1-2)式得S∞=88.0 mm
2.2.5 复合地基静载试验测得基础沉降及目前实测沉降
依据表3内插可得对应荷载198 kPa,沉降量为4.61 mm。地基经过4年的固结,2013年9月量测累积沉降达100～120 mm;储罐使用正常。
3 结论
1)复合地基管桩顶设置有300 mm厚碎石褥垫层,垫层压缩量很小,且在施工过程中已基本完成,可忽略不计。
2)复合地基竖向静载试验测得的沉降结果,由于加荷面积过小,且受荷时间过短,与最终沉降差距较大,可作为相同基地压力的实际基础沉降估算的下限。
3)文献[2]5.5.6条采用等效作用总和分层法与文献[4]附录D给出依据充水恒压实测荷载-时间-沉降关系选用指数曲线拟合推算方法,本例计算值相近,与实测结果误差在可接受范围;可手算,实用性强,可作为刚性桩复合地基基础沉降计算的有效方法。
参考文献
[1]地基处理技术规范.(JGJ79-2012)
[2]建筑桩基技术规范.(JGJ94-2008)
[3]GB50473-2008,钢制储罐地基基础设计规范
复合基础 篇4
纳米陶瓷刀具材料以其更好的韧性和耐磨性, 从上世纪开始国内外已陆续开发出几十种。纳米改性之后, 陶瓷材料的强度提高、韧性增加, 纳米陶瓷刀具的切削性能也明显增强。其中的氧化铝基纳米复合陶瓷刀具材料, 因硬度高、耐高温、抗粘结成为应用较广泛、发展潜力最大的一种。本文根据自身研究经验和相关文献的学习, 对氧化铝基纳米复合陶瓷刀具材料的制备基础知识作简单的介绍。
以纳米碳化钛复合微米氧化铝陶瓷材料为例, 制备材料的基本工作内容如下:
1组分的确定及纳米复合粉料的制备
氧化铝基纳米复合陶瓷刀具材料的组分需要遵照相应的设计原则[1]进行选择, 即物理性能须匹配、化学性能须相符、原料粉体须最细、添加相含量须最优、晶粒生长有差异等几大原则。按照以上原则确定了材料体系之后, 就要把各组分进行粉料处理, 将添加相进行均匀地分散, 最终将纳米添加相均匀地分散到氧化铝基体中。
其中的粉末处理工艺的选取是否合理对复合材料性能的影响很大, 在把纳米级的颗粒在微米级的氧化铝基体中分散, 然后烧结后进入基体颗粒内部呈内晶型结构的过程中, 粉末处理工艺的选取合理的标志是应当实现纳米颗粒均匀地单分散在基体中。当前, 纳米复合材料制备方法主要有:机械混合法、原位生成法、液相分散包裹法、复合粉料法等[1]。氧化铝基纳米复合粉料制备的主要步骤如图1所示[2]。
2试样的烧结
烧结过程, 是在特定的条件下使制备的复合粉料受热而发生物理和化学变化, 从而改善复合粉料的微观结构、快速提高其力学性能, 常用的工艺是真空热压烧结工艺。另外, 还有快速无压烧结、微波烧结、等离子活化烧结、振动压制烧结、热等静压烧结等等。在这个阶段须研究影响材料性能的烧结温度、升降温速度、保温时间、压力和烧结气氛等这几大参数的合理配置, 需要通过实验确定。这几大参数都能直接影响到所研制材料的性能, 比如烧结压力影响材料的致密度从而影响材料的力学性能、烧结温度影响晶粒长大、升降温速度影响相变作用等。
3试样制备
烧结工艺之后, 需要制备试样再进行下一步的研究工作。所用的设备通常有全自动内圆切片机、工具磨床、抛光机、超声清洗器和真空干燥箱。制作试样的工作环节见图2。
4性能测试
烧结后的试样, 在正式制作实验用刀具前, 需进行相关的性能测试, 以确保符合设计要求。需要进行的性能测试通常包括抗弯强度 (可采用电子万能材料试验机) 、硬度 (可采用维氏硬度计、光学显微镜) 、断裂韧性 (比如显微压痕法) 等几个方面。
5微观结构分析
内容包括:①把试样表面磨、抛, 并在超声波中清洗, 然后在显微镜下观察表面的显微组织及添加相的大小分布及结构形态, 并研究添加相对材料的显微组织的影响。②清洗、干燥、喷金后在环境扫描电镜下, 扫描试样的化学成分及各自含量, 研究断口形貌, 压痕裂纹的扩展形貌。如图3。
纳米陶瓷刀具性能优异, 规模生产之后会大大推进高速切削的发展。本文就氧化铝基纳米复合陶瓷刀具材料的制备过程抛砖引玉, 与同行共同探讨。
参考文献
[1]袁训亮.Al2O3/TiC/WC纳米复合陶瓷刀具的研制及切削性能[D].山东大学硕士学位论文, 2008.
软土地基减沉复合疏桩基础设计 篇5
减沉桩设计为变形控制设计方法, 主要对存在深厚软土层的多层建筑的绝对沉降和整体倾斜、挠曲和结构支点间的差异沉降进行控制。减沉桩的工作机理很复杂, 其受力性状与常规桩距的桩基础有明显的不同, 对此目前还研究得不够, 尤其现场实际试验资料不多, 学术上有不同的观点, 争论焦点之一是在正常使用条件下, 减沉桩是在承载力特征值还是在极限承载力下工作或在两者之间工作。
通过减沉桩模型试验和有限元分析认为, 桩在80%~90%的单桩极限承载力下工作, 建议桩承载力按0.9Qu设计 (Qu为单桩极限承载力) , 按单桩极限承载力设计复合桩基可为充分发挥承台底地基土的直接承载作用创造条件;当浅基础 (承台) 产生一定沉降时, 桩能充分发挥并始终保持其全部极限承载力, 即有足够的“韧性”;文章提出上海地区可令桩发挥极限承载力的桩与承台摩擦桩基础的设计建议;上海市工程建设标准DGJ08-11-1999《地基基础设计规划》规定, 复合桩基、桩和土共同作用, 当荷载达群桩极限状态时, 荷载全部由桩承担, 地基土不承受荷载, 当荷载超过极限承载力时, 超过的部分由基底地基土承担。该工程减沉桩复合桩基设计采用《建筑桩基技术规范》 (JGJ94—2008) 中的设计方法, 基底附加压力按总荷载扣除单桩承载力特征值进行计算。
2 工程概况
某3层办公楼, 建筑面积1600m2, 框架结构, 上部结构荷载效应基本组合设计值32442k N, 基础埋深0.9m, 地下水位0.9m, 采用梁板式筏型基础, 平面尺寸39.24m×17.4m, 板厚250mm, 纵向地基梁500mm×650mm和500mm×800mm, 横向地基梁400mm×600mm, 基础平面见图1, 承台构造见图2。
工程所在场地土层分布较单一, 共有3个岩土工程单元层和2个亚层, 层 (1) 1为填土层, 其他物理力学指标见表1。
3 天然地基沉降计算
(1) 基底平均压力为:
式中Fk为荷载效应标准组合值。
(2) 软弱下卧层承载力按下式验算:
式中:pz为软弱下卧层顶面附加压力;pcz为软弱下卧层顶面自重压力, pcz=2413k Pa;faz为经深度修正软弱下卧层承载力特征值, faz=62.6k Pa;pc为基础底面处自重压力, pc=17.1k Pa;Z为基础底面至软弱下卧层顶面距, Z=0.8m;θ为扩散角, 由Z/b=0.8/17.4=0.05, Es1/Es2=8.1/2.2=3.7, 故θ=0°。计算得:
pz+pcz=36.1+24.3=60.4k Pa≤faz=62.6k Pa满足要求。
(3) 按分层总和法计算筏板基础沉降:
式中:ψs为沉降计算经验系数, 根据地基规范由 查表得ψs=1.1;p0为荷载效应准永久组合的平均附加压力, p0=33k Pa;Esi为基底下第i层土压缩模量 为承台等效面积角点平均附加应力系数;zi, zi-1为承台底至第i, i-1层土底面距离。最终计算得出s=254.4mm。
4 减沉桩复合疏桩基础设计和沉降计算
由上述计算结果可知, 采用天然地基的筏板基础的基底压力和软弱下卧层承载力验算均满足要求, 但沉降s=254.4mm, 已超过各地规范规定的地基变形容许值:上海规范规定, 多层框架结构天然地基筏板基础中心点容许沉降为15~20cm;天津规范规定, 多层建筑容许沉降值为10~15cm;北京规范规定, 多层建筑框架结构长期最大容许沉降量为3~12cm。
为减少筏基沉降, 采用减沉复合疏桩基础, 即在每一根柱下各布设一根预制桩, 桩截面250×250, 桩长21m, 桩端持力层为层 (3) 含角砾粉质粘土, 总桩数44根。
根据表1中的参数, 单桩承载力特征值为:
减沉复合疏桩基础底板中点最终沉降由两部分组成:一是基础底面土在附加压力作用下的压缩变形的沉降ss, 二是桩对土影响产生的沉降ssp。
式中ψ为沉降计算经验系数, 无当地经验ψ取1.0。
由于基础底面桩和土的沉降是相等的, 式 (1) 是通过计算桩间土沉降的方法计算基底中点最终沉降量。
4.1 基底地基土附加压力产生的沉降ss
基底地基土附加压力产生的沉降ss, 是按Bouissinesg解计算土中附加应力, 由单向压缩分层总和法计算:
承台等效宽度为:
式中:Ac为承台底净面积;B, L分别为承台基础平面的宽度和长度。经计算
根据荷载效应准永久组合计算假想天然地基平均附加压力p0
式中:ηp为基桩刺入变形影响系数, 取1.2;F为荷载效应准永久组合荷载值, F=33918k N;n为桩数, n=44。计算得出p0=30.6k Pa。
基底附加压力作用下的沉降计算见表2。
注:L/B=2.3。
满足σz=0.1σc确定的沉降计算深度zn=15m, 由基底地基土附加压力作用下产生的筏板基础中点沉降ss=131.3mm。
4.2 桩对土影响产生的沉降ssp
因减沉桩端阻力相对较小, 同时l/d=84 (d为桩径) , 单桩沉降受桩端持力层性状影响不大, 所以忽略端阻力对基底地基土沉降的影响, 仅考虑桩侧阻力引起桩周土的沉降。按剪切位移传递法计算, 当软土层桩侧剪切位移影响半径按8d考虑时, 可得到ssp的简化公式:
式中 分别为桩身范围内按厚度加权极限侧阻力和平均压缩模量;d为桩身直径, 方桩d=1.25b (b为单桩截面边长) ;Sd/d为等效距径比, 方桩 经计算
故减沉复合疏桩筏基中点沉降为:
s=ψ (ss+ssp) =1.0× (131.8+3.8) =135.6mm。所以减沉复合疏桩筏基比筏板天然地基中点沉降 (254.4mm) 减小47%, 且沉降值满足规范要求。
5 结论
(1) 该办公楼周边有多层住宅楼, 道路下有自来水管线, 当采用常规的预应力管桩或预制方桩时, 无论是锤击法或静压法沉桩都将产生挤土效应, 挤土范围达1~1.5倍桩长, 所以要设置应力释放孔等减少挤土效应, 同时设置测斜孔监测深层土体位移来控制打桩速率, 就会增加工程造价。而减沉桩桩间距很大, 达15.2d~16.4d, 大大减少了挤土效应, 甚至可不用考虑桩施工的挤土效应。
(2) 该工程与采用常规桩基比较, 采用减沉复合桩基可减少桩数30%, 降低造价35% (含防挤土措施和监测费用) 。
(3) 减沉复合桩基可根据各场地的不同、建设类别的差异选用适合的桩型, 如建筑软土地基可采用小直径预制桩、混凝土灌注桩、高压旋喷桩等;道路、场地软土地基可采用碎石桩。
摘要：对于软土地基的多层建筑, 当采用天然地基浅基础时, 一般地基承载力可以满足要求, 但沉降多数超过允许值。一幢3层办公楼, 当采用筏板基础时, 计算基础中点沉降达254.4mm, 当基础下设置少量减沉桩后其沉降减至135.6mm, 表明多层建筑采用减沉复合疏桩基础可以减少房屋沉降, 同时工程基础造价与桩基础比较节省约33%。
关键词：减沉桩,复合桩基,沉降计算,软土地基
参考文献
[1]黄绍铭, 高大钊.软土地基与地下工程 (第二版) [M].北京:中国建筑工业出版社, 2005.
[2]上海市工程建设标准.DGJ08—11—1999地基基础设计规范[S].
[3]JGJ94—2008建筑桩基技术规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2007.
[4]天津市工程建设标准.DB29—20—2002岩土工程技术规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2002.
[5]JGJP8—2007建筑变形测量规范[S].
复合基础 篇6
泉州地区属典型的冲积平原,大部分地区广泛分布典型的海相沉积软土,软土的厚度为2-30米不等,因为泉州为花岗岩产区,重力式挡墙应用十分广泛。但由于泉州地区广泛分布的海相沉积软土的影响,坐落于软土地基特别是深层软土地基上的重力式挡墙经常发生倾覆、侧移、沉降及不均匀沉降等病害,严重影响工程建设的质量和人民群众的生命和财产安全[1,2]。软土地基病害,是个常见病,也是综合病,量大面广,因此软基处理问题具有普遍意义,有重大的社会、经济价值。本人依托自身所负责的泉州市丰泽区浔美工业区45号城市主干道路的相关地勘、设计资料及工程施工中取得的试验、检测数据进行分析,简述水泥搅拌桩复合地基处理重力式挡墙深层软基的应用[3,4,5]。
2 工程概况
泉州市丰泽区浔美工业小区的用地范围原为海边滩涂地,属典型的海相沉积软土地基,场地淤泥厚度为3-16m,淤泥的天然含水量ω>液限ωL,孔隙比e>1.5。根据地质勘察报告,45号路挡墙基础大部分桩号范围内坐落于淤泥层,淤泥较深,最小淤泥层厚>8.5M,各地层揭露情况如下[6]:
①素填土①:灰黄色,松散,稍湿,主要成分为残积土,砂质粘性土,含少量砾石,硬质物占10%左右,分布厚度0.5～0.9m。
②耕植土①-1:灰色,可塑,饱和,韧性较好,干强度中等,无摇振反应,含植物根茎。分布厚度0.3～0.8m。
③淤泥②:深黑,黑灰色,流塑,饱和。局部变相为淤泥质土。分布厚度8.5～13.1m。
④亚粘土③:灰黄色,可塑,饱和,韧性较好,干强度中等,无摇振反应。分布厚度0.4～6.2m。
⑤砾(粗)砂④:灰黄色,饱和,松散-稍密,砾砂含量占20%,粗砂含量占60%,中细砂含量占20%,棱角状,分选性差。分布厚度0.75～5.5m。
⑥残积砂质粘性土⑤:灰黄色,可塑～硬塑,饱和,粒径≥2mm约占10～15%,原岩较清晰,为花岗岩,场地均有分布,揭入2.7～2.8m。
由于分区规划控制,45号路人行道侧和挡墙毗邻中干渠,道路横断面布置如图1所示。因重力式挡墙高度较高为4-5.8m,挡墙基础以下分布8.5-13.1米的软土地基且排洪渠的水位又随海水潮汐变化,加上道路车行道离排洪渠较近,行车荷载对挡墙的稳定性存在一定的影响,工程建设难度较大。
由于挡土墙基底标高处于淤泥层内,且淤泥层承载力多为35kPa～45kPa,远小于挡墙基底计算所需的数值,若采用常规的换填和抛石挤淤的处理办法,则无法满足基底承载力和挡墙稳定性的要求;若采用振冲挤密砂桩或碎石桩进行处理,则可能因流塑态的淤泥对桩身的约束不足而难于成桩或成桩效果不好;若采用CFG桩进行处理,则可能因处理宽度偏小而产生严重的挤桩效应;若采用钻孔灌注桩进行处理,则工程造价将大幅度上升。结合前文论述的实际情况,决定采用水泥搅拌桩(浆喷桩)工艺处理重力式挡墙下的软土地基以提高其承载力。
3 重力式挡墙设计
挡墙墙身及压顶石均采用水泥砂浆砌筑,材料特性如下:
45号路排洪渠挡墙设计高度为4.0m-5.8m,墙顶宽90cm,扩展基础宽度约3m(如图2所示)。墙身采用M7.5水泥砂浆浆砌块石,块石最小尺寸大于150mm;挡墙扩展基础为浆砌条石,垫层为50cm土工格栅加筋碎石垫层;条石及块石强度为MU30。
挡土墙设计计算:在充分考虑挡土墙自重,墙后土压力及墙后活荷载共同作用下最不利情况的前提下,采用岩土分析软件(理正5.5)计算。在土压力及楔形土体顶面汽车荷载作用下,验算了以下内容:
(1)基底承载力:在挡土墙自重,墙后土压力及墙后活荷载共同作用下的最大承载力。
(2)倾覆稳定性:以0.5m×0.5m网格为滑动圆心布设点,试算了在墙后土压力及墙后活荷载等不同荷载组合作用下的最危险滑动面。
(3)滑移稳定性:试算了最大推力及最小抗力组合作用下的滑移安全系数。
取挡土墙高度为5.8m时,根据软件计算,得出最不利组合结果如下:
(1) 滑移验算
安全系数最不利为:组合1(一般情况)
抗滑力 = 116.148(kN),滑移力 = 76.998(kN)。
滑移验算满足: Kc = 1.508 > 1.300
(2) 倾覆验算
安全系数最不利为:组合1(一般情况)
抗倾覆力矩 = 401.965(kN-M),倾覆力矩 = 154.742(kN-m)。
倾覆验算满足: K0 = 2.598 > 1.500
(3) 地基验算
作用于基底的合力偏心距验算最不利为:组合1(一般情况)
作用于基底的合力偏心距验算满足: e=0.448 <= 0.250*3.024 = 0.756(m)
墙趾处地基承载力验算最不利为:组合1(一般情况)
墙趾处地基承载力验算满足: 压应力=145.060 <= 200.400(kPa)
墙踵处地基承载力验算最不利为:组合1(一般情况)
墙踵处地基承载力验算满足: 压应力=8.590 <= 217.100(kPa)
地基平均承载力验算最不利为:组合1(一般情况)
地基平均承载力验算满足: 压应力=76.825 <= 167.000(kPa)
4水泥搅拌桩(浆喷桩)复合地基设计
根据重力式挡墙的结构计算结果,结合挡墙基础对地基的荷载传递特点,设计重力式挡墙基底采用桩径0.5m的水泥搅拌桩,搅拌桩平面布置如图3所示为密排的网格形,平均每平方米范围内有2.22根搅拌桩,置换率为43.63%。该布置形式的复合地基桩土协调承载的结构比常规的正方形布置和梅花形布置形式较为合理。
水泥搅拌桩基础的计算:
基底所用材料性质及相关参数:
①加筋碎石垫层:厚度: 0.5(m)
垫层的重度: 20(kN/m3)
垫层的粘聚力C: 0(kPa)
垫层的内摩擦角φ: 40(度)
② 加固土桩
加固土桩布置形式:网格形
加固土桩排间距: 1.500(m)
加固土桩的长度 10(m)～14(m)
加固土桩桩土应力比: 3.5
加固土桩直径: 0.5(m)
加固土桩的抗剪强度: 300(kPa)
③ 沉降计算参数:
地基总沉降计算方法: 经验系数法
主固结沉降计算方法: 压缩模量法
沉降计算考虑超载
超载产生的地基附加应力采用:直接法
沉降修正系数: 1.4
沉降计算的分层厚度: 0.5(m)
分层沉降输出点距中线距离: 0.000(m)
压缩层厚度判断应力比 = 15%
基底压力计算方法:按多层土实际容重计算
加固区主固结沉降计算方法:公路软基规范法
计算时考虑弥补地基沉降引起的路堤增高量
由于土层上部为0.5～0.9m填土或耕植土0.3～0.8m,下面是8.5～13.1m淤泥,所以选取水泥搅拌桩的桩长是10m～14m,使其穿过淤泥土层,进入强度中等相对稳定的亚粘土层中1～1.5m。
按照上述参数及计算方法(计算过程略),水泥搅拌桩水泥掺量拟定为18%,水灰比拟定为0.45-0.47,桩身28天无侧限强度特征值0.8MPa,单桩承载力特征值85kN,换算复合地基承载力特征值取180kPa。计算所得各个特征点位的相关设计参数(沉降、承载力等)均取得了令人满意的结果,以下为具有代表性的3号点位结果:
路堤的实际计算高度为 = 5.473(m)
路面竣工时,地基沉降 = 0.074(m)
工后沉降基准期结束时,地基沉降 = 0.128(m)
路面竣工后,基准期内的残余沉降 = 0.054(m)
最终地基总沉降 = 1.4*0.128 = 0.1792 (m)
成桩28天后,经福建省建筑设计研究院岩土工程检测所现场取芯17组和13根桩做单桩承载试验,检测报告显示“从钻孔取芯的过程看,芯样采取率较高,均大于83%;从钻取的芯样来看,芯样比较完整,强度较高” ,水泥土的无侧限抗压强度特征值大于0.8MPa,满足设计要求;“试验单桩竖向极限承载力不小于170kN” ,单桩承载力特征值大于85kN,满足设计要求。在软基处理专项工程验收合格后,清除桩头浮浆20cm,铺设50cm的土工格栅加筋碎石垫层,逐层施工挡土墙墙身,并分层填筑碾压墙后填土至路基设计标高同时做好沉降观测。
为减小重力式挡墙台后的土压力,尽量保证路基和重力式挡墙的沉降变形协调,45号路道路软基的处理方式也采用水泥搅拌桩复合地基。
5水泥搅拌桩(浆喷桩)复合地基施工的注意事项:
(1)水泥搅拌桩在设计前应取所用水泥和现场钻孔选取有代表性的软土进行室内配方试验,以确定水泥的掺量、水泥土强度等参数。
(2)水泥搅拌桩在正式施工前应取所用水泥和选有代表性地层进行试验性施工,确定各种技术参数,如钻进速度、提升速度、喷气压力、下钻、提升的阻力、单位时间喷浆或灰量,并检测桩身质量以便制定完整的施工方案。
(3)严格控制喷灰(浆)时间和停灰(浆)时间,不得中断喷灰(浆),严禁尚未喷灰(浆)的情况下提升钻杆,如遇停电或机械故障等原因而中断喷灰(浆),必须复打,复打重叠孔段长应大于1米。
(4)水泥搅拌桩掺灰量沿着桩长都应保持均匀性并达到设计强度要求,搅拌机必须配备足够精度的灰(浆)量计量装置,坚持以每延米计灰(以成桩直径计),如发现某延米喷灰(浆)量不足时必须及时补喷灰(浆),补喷灰(浆)量应不小于设计喷灰(浆)量,搭接长度不小于50㎝,水泥搅拌桩施工时必须在超过1/3桩长以上部分复搅,以提高桩身强度均匀性。
(5)搅拌机必须有深度计量装置以检测桩长,水泥搅拌桩长度应符合设计要求,且达到设计规定土层,如现场地质有变化,应汇同监理、设计部门作必要调整。
(6)水泥搅拌桩的桩头必须按设计要求处理,并铺筑砂石和土工布、土工格栅加筋垫层,以协调地基变形。
(7)对水泥搅拌桩必须抽样进行质量检测,在当前缺乏简便检测方法下,进行取芯或单桩静载破坏试验是必要的。
6 结语
本工程按上述方案进行软基处理后,根据现场观测的数据表明施工过程中的地基沉降为3.1-6.4cm,基本符合软件分层沉降的计算结果,现该工程已竣工近5年,未见明显的差异沉降,实际工后沉降发生量观测值均小于5cm,可以说取得了较好的处理效果。笔者通过介绍该工程的处理方案能够得到同行的指导,为今后重力式挡墙的深层软基处理提供参考。
参考文献
[1]张诚厚,袁文明,戴济群.软粘土的结构性及其对路基沉降的影响[J].岩土工程学报,1995,17(5):25-32.
[2]魏汝龙.我国沿海地区的软粘土及其引起的工程问题[J].水利水运科学研究,1985,(3):110-120.
[3]徐泽中等.交通土建软土地基工程手册[M].北京:人民交通出版社,2001.
[4]叶观宝,叶书麟.水泥土搅拌桩加固软基的试验研究[J].同济大学学报,1995,23(3):270-275.
复合基础 篇7
在我们国家, 高层建筑基础处理中CFG桩复合地基的应用比较广泛, 但是这个不仅仅是用来加固软弱的地基, 而且对于比较好的地基土, 如果建筑物的荷载比较大, 天然的地基承载力不够或者是变形不能够满足要求, 就能用CFG桩进行加固处理。通过一些实践可以证明, CFG桩在加固比较深的软土形成的复合地基当中, 可以充分地发掘地基土体本身所固有的强度潜能, 能大幅度地提高复合地基承的载力, 而加固以后的地基沉降变形能够满足工以后沉降的要求, 这是一种行之有效的地基处理方法, 特别是在高层建筑物的地基加固处理当中, 这个优点就更加的突出。
1 CFG桩的概述
CFG桩是英文Cement Flyash Gravel Pile的缩写, 而意思就是水泥粉煤灰碎石桩。CFG桩是针对碎石桩承载特性中的的一些不足之处进行改进, 由砂、碎石、石屑、粉煤灰掺水泥等加入水进行搅拌拌合, 进而制成的可变强度桩。CFG桩和桩间土一起, 通过褥垫层形成CFG桩复合地基共同作用体制。CFG桩在使用过程中一般不需要计算配筋, 并且还可利用工业废料石屑和粉煤灰作掺和料, 进一步降低了整个工程造价的成本。CFG桩的适用范围很广。在砂土、粉土、粘土、淤泥质土、杂填土等地基均有大量成功的实例。随着工程建设的高速发展, CFG桩复合地基以其施工方便、承载力高以及其广泛的适应性等优点, 而得到了迅速的发展和推广, 现在已经成为了应用比较为普遍的地基处理技术。
2 CFG桩复合地基发展历史与应用现状
CFG桩复合地基成套技术是中国建筑科学研究院地基所20世纪80年代末开发的一项新的地基加固技术。该技术于1994年被列为建设部全国重点推广项目, 被国家科委列为国家级国家级别的重点推广项目。并与1997年被列为国家级工法, 制定了中国建筑科学研究院企业标准。
在最初的CFG桩施工过程中选用的是振动沉管打桩机技术, 该工艺不足之处在于存在振动和噪音污染, 遇厚砂层和硬土层难以穿透。为了完善CFG桩的施工工艺, 国家投资设立了研发长螺旋钻机和配套的施工工艺的项目, 并被列入“九五”全国重点攻关项目, 于1999年12月通过国家验收。
CFG桩复合地基时高粘结强度复合地基的代表, 80年代多用于多层建筑地基处理, 现今大量用于高层和超高层建筑地基的加固, 并成为某些地区应用最普遍的地基处理方法之一。
目前CFG桩复合地基技术在国内许多省市都得到广泛应用, 据不完全统计, 应用这一技术的有:北京、天津、江苏、浙江、河北、河南、山西、山东、陕西、安徽、湖北、广西、广东、辽宁、黑龙江、云南等23多个省、市、自治区。
3 CFG桩复合地基应用
3.1 CFG桩复合地基概况
CFG桩复合地基是由CFG桩、桩间土和褥垫层一起形成复合地基。需要指出的是CFG桩复合地基中重要的组成部分是褥垫层, 是高粘结强度桩形成CFG桩复合地基的必要条件。
3.2 褥垫层的意义
在CFG桩复合地基的组成各部分中, 褥垫层是其中最为重要的一部分, 复合地基中的许多自身特性都是与褥垫层相互关联的。这里所说的是由粒状材料组成的散体垫层。
3.2.1 设置褥垫层的必要性
CFG桩复合地基有无褥垫层, 其主要的区别是桩间土的承载力在使用过程中发挥的不同作用。当设置褥垫层时, 桩间土从一开始就会承担相对较大比例的荷载, 在正常的使用状态下, 建筑物荷载主要是由桩和桩间土共同承担。而不设置褥垫层时, 主要荷载是由桩来进行承担, 桩间土基本不承担荷载。在正常的使用状态下, 建筑物荷载主要由桩来承担。
3.2.2 不设置褥垫层的情况
取消设置褥垫层, 让桩顶直接与基础进行接触, 即在正常的使用状态下充分发挥桩的承载能力, 使其接近极限, 让桩间土强度为作安全储备, 这样虽然桩的安全系数K小于2 (一般1.1左右) , 但地基土的安全系数却得到了较大的提高, 复合地基总的安全度并不会因此降低, 因此并不会影响到工程的整体安全性。
3.3 CFG桩复合地基的优点
3.3.1 适用性广, 承载力高
CFG桩复合地基技术适用于非饱土以及饱和的粉土、填土、砂土、粘性土、淤泥质土等各种地质条件, 适用范围非常广泛。在进行处理后, 复合地基的承载力可比原地形地基承载力有2~5倍的明显提高。
3.3.2 施工简便, 工期较短
CFG桩施工方法一般采用长螺旋钻成孔泵送混凝土的方法, 在施工时, 没有制作钢筋笼等工序步骤, 因此施工较为简便。并且成孔成桩一次性完成, 相对减少了成桩时间, 加快了施工进度, 节约了施工的工期。
3.3.3 低碳环保, 经济适用
CFG桩在施工时, 不需进行泥浆护壁, 因此并没有泥浆需要进行外运。这样既节省了资金, 又不会造成环境的污染, 因此非常适合市内工程的施工建设。
3.4 CFG桩在复合地基中的优势
3.4.1 承载力提高幅度大、可调性强
CFG桩桩体可以从几米到20多米, 并且可全桩长发挥桩的侧阻力, 桩承担的荷载可占总荷载的40~75%左右, 因此使得复合地基承载力具有较大的可调性。当地基承载力较高, 而荷载又不是很大时, 就可以将桩长设计得短小一点, 而荷载较大时, 桩长则可以设计得长一点。
3.4.2 适应范围广
对于基础的形式而言, CFG桩既可以适用于独立基础、条形基础, 也可以用于筏板基础和箱型基础。就土的性能而言, CFG桩即可用于饱和或非饱和的粘性土等挤密效果较好的土, 也可用于挤密效果较差的土。
3.4.3 桩体的排水作用明显
CFG桩在饱和粉土和沙土中施工时, 由于沉管和拔管的振动, 会使土体产生超孔隙水压力。较好透水层上面还有透水性较差的土层时, 刚刚施工完的CFG桩将是一个良好的排水通道, 孔隙水将沿着桩体向上排出, 知道CFG桩体结硬为止。
3.4.4 复合地基变形小
CFG桩复合地基具有模量大、建筑物沉降量小等重要特点, 大量工程实践表明, 建筑物沉降量一般可控制在2~4cm的范围内。对于上部和中间有软土层的地基, 使用CFG桩进行加固, 将桩端放在下面的土层上, 即可以获得模量极高的复合地基。
4 CFG桩施工常见问题
4.1 堵管
堵管是长螺旋钻管内泵压CFG常见的主要问题, 它不仅影响施工效率, 增加劳动强度, 而且还会造成材料浪费。
4.1.1 拌合料配合比不合理
CFG桩桩体混合料由水泥、卵石 (或碎石) 、砂、粉煤灰加水在搅拌机中强制搅拌而成, 当混合料中的水泥和粉煤灰用量较少时, 混合料和易性不好, 就会发生堵管现象。
4.1.2 拌合料拌制质量有缺陷
在CFG桩的施工过程中, 混合料由混凝土泵进行输送到达钻杆芯管内的。混合料在管线内的存在形状是圆柱体形态, 借助于水泥砂浆润滑层与管壁分离后而通过管线的。因此在施工过程中所设计和使用的混合料必须确保混合料圆柱体能顺利通过各种管径从而最终到达钻杆芯管内。
如果混合料的坍落度过大, 易产生离析, 管线内水浮到上面, 在泵压的作用下, 水先流动, 然后骨料与砂浆分离, 摩擦力急剧增, 从而导致堵管。如果坍落度过小, 混合料在输送管内流动性就会变差, 也十分容易造成堵管现象的发生。
4.2 断桩
桩基施工完结束后, 对CFG桩及复合地基进行技术检测时, 用低应变反射波法检测桩身混凝土的完整性时, 如果发现了桩身裂缝的所在部位, 应该及时的进行分析找出原因。对于这种情况多数是因为:施工过程中由于提钻速度过快, 全部空气未能完全释放, 从而导致桩身产生裂缝断面;另外可能是混合料的搅拌时间过短, 和易性较差, 因而出现蜂窝麻面桩。
4.3 窜孔
在饱和的细砂层、粉砂层中进行施工时常常会遇窜孔现象。在正常的情况下, 建成一根桩所需要的时间大约为3d, 在高压缩性淤泥层, 承压水的砂土层, 流塑淤泥质土层中, 完成1号桩后, 在2号桩钻孔的过程中, 1号桩混合料如果未完全凝固就会流到2号桩钻孔中, 就会发现已完的1号桩回突然下落, 泵送压力增大, 钻杆的提升速度就会因此下降, 这种现象叫窜孔。
5 结束语
复合地基承载力的大小主要取决于桩身强度、桩端承力、桩侧摩擦力以及褥垫层铺设的质量。CFG桩桩体进入较硬实的下层对于提高地基刚度和减少沉降承载力至关重要, 因此在施工现场要进行严格的施工控制。铺设褥垫层显著的作用是调整应力分布, 减少地基沉降, 增强地基稳定性, 提高地基承载力。
参考文献
[1]阎明礼, 张东刚, 等.CFG桩复合地基技术及工程实践.中国水利水电出版社, 2009, 3.
[2]牛志荣, 李宏, 等.复合地基处理及其工程实例.中国建材工业出版社, 2009, 9.
[3]高均昭, 宋扬, 等.CFG桩复合地基承载力工程应用分析[J].水文地质工程地质, 2011, 4.
[4]张泰安, 王军琪, 等.CFG单桩及单桩复合地基承载力试验研究.铁道工程学报, 2009, 7.
复合基础 篇8
普通混凝土复合防护大板基础能够较好有效的增加输电塔架的整体性［6］。中空式混凝土复合防护大板基础是普通混凝土复合防护大板基础的一种新型改进形式。中空式混凝土复合防护大板是在普通混凝土复合防护大板的基础上进行改进,在普通大板的底面进行开孔,并通过开孔的方式来减少混凝土的用量和土方开挖方量。本文主要验证中空式混凝土复合防护大板基础在减少了混凝土用量和土方开挖方量的同时,在土层水平运动影响下,能够起到与普通混凝土复合防护大板基础在对输电塔架的整体性保护方面相似的保护作用。
1 铁塔及基础的选择
以某高压输电线路为研究对象,铁塔塔型为ZB3( 呼程高为45 m) ,基础选择普通混凝土复合防护大板基础和开孔尺寸为6. 0 m的中空式混凝土复合防护大板基础。图1 为中空式混凝土复合防护大板基础的形式图,其中,当图示中的H为0 m时表示普通混凝土复合防护大板基础,当图示中的H为6. 0 m时表示开孔尺寸为6. 0 m的中空式混凝土复合防护大板基础。
2 有限元模型的建立
2. 1 基础模型
由图1 可以看出两种混凝土复合防护大板基础是由底部大板和四个独立基础组成。独立基础与大板都选择C3D8R( 八结点线性六面体单元,减缩积分,沙漏控制) 实体单元单元,为方便对基础进行网格划分,先将基础进行拆分,如图2 所示。
普通混凝土复合防护大板基础与中空式混凝土复合防护大板基础的模型如图3 所示。
2. 2 土体与铁塔模型
根据工程实际,本工程所选土体为粉质黏土［7］。为使土体划分网格方便,同样将土体部件进行拆分并划分网格。土体采用摩尔-库伦本构模型［8］,同样采用C3D8R实体单元。并且根据实际地质条件将土体分为两层,土体有限元模型如图4 所示。
铁塔选取线弹性模型,铁塔截面尺寸分别取L100 mm × 100 mm × 10 mm、L80 mm × 80 mm × 7mm、L50 mm × 50 mm × 4 mm。铁塔单元选择铁塔采用B31H( 两结点空间线性梁单元,杂交公式) 梁单元。
2. 3 荷载的加载以及土层的水平运动的模拟
模拟土层的水平运动时,假设铁塔及基础只受到自身的重力荷载作用。利用有限元分析软件ABAQUS进行建模分析,模型的建立过程中,需要建立三个分析步。首先建立名为step-1 的分析步,分析步类型选择通用、地应力,加载土层的重力。然后建立名为step-2 的分析步,分析步类型为静力、通用,加载基础以及铁塔的重力。最后建立名为step-3 的分析步,分析步类型为静力、通用,通过对土层进行拉伸( 压缩) 来模拟土层的水平运动。图5 所示为土层拉伸( 压缩) 示意图。
分别对普通混凝土复合防护大板基础模型和开孔为6. 0 m的中空式混凝土复合防护大板基础模型的土层进行位移的加载。两种模型的土层位移如表1 所示。
图6 为土体、基础和输电铁塔的整体有限元模型。
3 有限元模型计算结果分析
3. 1 大板应力分析
普通混凝土复合防护大板基础与中空式混凝土复合防护大板基础( 开孔尺寸为6. 0 m) 在表1中所示的土层位移情况下,共有大板的应力云图24 种。
由图7 可知,随着土层水平拉伸量的逐渐增大,普通混凝土复合防护大板的应力有逐渐增大的趋势,并且应力向着大板边缘中间部分集中。由图7可知,随着土层水平压缩量的逐渐增大,普通混凝土复合防护大板的应力有逐渐增大的趋势,应力向着竖向中间部分集中。由图9、图10 可以看出,当土层的水平压缩( 拉伸) 量较小,即为5 mm时,中空式混凝土复合防护大板应力云图与普通混凝土复合防护大板应力云图相似。随着压缩( 拉伸) 量的增大,中空式混凝土复合防护大板的应力向大板的开孔处集中。
为了更加直观的研究大板的应力变化规律,以大板边缘1023 号节点应力为研究对象,得到中空式混凝土复合防护大板及普通混凝土复合防护大板基础应力变化规律。两种大板的在土层水平压缩( 拉伸) 下应力如表2、图11 所示。
在图11 中可以看出,中空式混凝土复合防护大板与普通混凝土复合防护大板,两种大板在土层压缩( 拉伸) 尺寸分别为5 mm、10 mm、15 mm、20 mm、25 mm、30 mm时,应力曲线变化基本变化规律基本一致,应力的值也非常接近。
3. 2 铁塔支座位移分析
为了更加准确的研究中空式混凝土复合防护大板基础和普通混凝土复合防护大板基础关于输电铁塔塔架整体性的影响,将铁塔其中一塔腿支座位移为研究对象,并提取了两种大板基础在土层压缩( 拉伸) 状态下铁塔支座位移,如表3 所示。塔腿支座位移与土层水平运动曲线图如图12、图13、图14所示。
图11两种大板在土层水平运动下的应力曲线Fig.11 The stress curve of two kinds of slab in the soil horizontal movement
图12、图13 和图14 分别为两种大板基础在土层压缩( 拉伸) 下的铁塔支座X、Y、Z方向的位移变化曲线。从图12、图13 和图14 可以看出两种大板基础在土层压缩( 拉伸) 下的位移曲线的变化趋势相似,并且X位移、Z位移数值差别不大。
由于土层的位移加载方向为模型的Y方向,因此两种大板的Y位移变化曲线的位移数值差别较大。为了更加准确的研究中空式混凝土复合防护大板基础与普通混凝土复合防护大板基础在土层水平运动下对输电铁塔塔架整体性的影响,在此引入中空式混凝土复合防护大板基础铁塔支座位移相对于普通混凝土复合防护大板基础铁塔支座位移的相对位移概念。
相对位移公式为:
式( 1) 中,Sr为中空式混凝土复合防护大板基础铁塔支座位移相对于普通混凝土复合防护大板基础铁塔支座位移的相对位移; Sh为中空式混凝土复合防护大板基础铁塔支座位移; So为普通混凝土复合防护大板基础铁塔支座位移。
由式( 1) 可将表3 中的铁塔支座Y位移数据进行处理所得到的数据如表4 所示。
由图15 可知,随着土层水平压缩尺寸的增大,输电塔支座Y相对位移曲线趋于平稳,即相对位移与土层压缩尺寸斜率为0。由图16 可知,随着土层水平拉伸尺寸的增大,输电塔支座Y位移相对位移曲线先是趋于平稳,后随着拉伸尺寸的增大逐渐减小。由于输电铁塔的Y支座位移数据有正负之分,此处的正负只与塔腿位移的方向有关,与大小无关。就输电铁塔Y支座位移而言,中空大板相对于普通大板有一定差异,但通过相对位移的研究发现有一定的规律。并且在两种大板保护作用下,输电铁塔Y位移的数据差异不是很明显。中空大板在节省材料的前提下,能起到一定的保护作用。
4 结论
( 1) 通过对土层水平运动下的大板应力进行分析研究,中空式混凝土复合防护大板在相同的土层水平运动作用下和普通混凝土复合防护大板相比,大板应力变化规律相似。对铁塔支座位移进行研究分析,并提出中空式混凝土复合防护大板基础铁塔位移相对于普通混凝土复合防护大板基础铁塔位移的相对位移概念,两种大板基础的支座位移变化规律相似。
( 2) 通过对大板应力和铁塔支座位移的研究,中空式混凝土复合防护大板基础在相同的土层水平运动作用下与普通混凝土复合防护大板基础相比较,在减少了钢筋混凝土的用量和土方开挖量的同时,对输电铁塔具备相应的保护作用。
摘要：以某高压输电线路为依托来研究中空式混凝土复合防护大板基础;分别建立中空式混凝土复合防护大板基础和普通混凝土防护大板基础的有限元模型,在土层水平运动(土层的水平拉伸、压缩)下对两种模型进行分析研究。得到中空大板和普通大板的应力变化规律和两种大板基础下输电铁塔的塔腿支座位移变化规律,并提出了中空式混凝土复合防护大板相对于普通混凝土复合防护大板基础的“相对位移”概念,从而较好的验证中空式混凝土复合防护大板的实用性。