承载特性试验（共7篇）
承载特性试验 篇1
随着我国电力事业的快速发展,输电线路建设用地日益紧张;尤其在我国中西部地区,不少输电线路穿越山岭重丘区斜坡上。在基础设计时,主要考虑承载力和变形两大块,其中又以承载力为第一考虑因素,其次进行变形验算。因此,承载力占据了基础设计至关重要的地位。输电铁塔在建造和运营中往往会受到较大的水平向作用力。水平向的作用力对于斜坡桩基具有很大影响。斜坡地区输电铁塔桩基水平承载力确定的合理性对输电铁塔的建设至关重要,它直接关系到整个铁塔结构的安全运营和使用寿命。
20世纪初以来,国内外众多学者开始研究水平荷载作用下桩受力特性的理论。到20世纪60年代,由于大直径桩的兴起和普遍使用,促使该项研究得以广泛的开展。目前,已有很多水平承载桩的作用机理及其受力特性分析方面的相关理论和方法,为桩基在港口码头、海堤工程等以水平荷载为主要控制荷载的工程中得以广泛应用奠定了理论基础[1]。其中大部分研究还是停留在平面地基下的桩基础水平受力研究,主要有久保[2]在砂槽中进行了模型试验,观察桩基础的变形特性,提出了土反力和桩应变关系的表达式;Saglamer、Parry[3]在砂土中利用模型桩进行了不同密度和荷载形式的荷载试验,从试验中推断了初期循环加载期间砂土地基侧向基床系数的变化;Allen、Reese[4]为探讨p-y曲线的性状,在成层黏性土中进行了模型试验。章连洋、陈竹昌[5]利用模型试验进行了循环荷载试验和循环荷载后再加载试验,探讨了荷载大小、频率、循环次数和加载历史等因素的影响;王梅等[6]试验研究了水平荷载作用下单桩非线性m法;徐枫[7]通过对某已建建筑物单桩水平承载力的探讨,从中得出了一些结论供桩基水平承载力计算作参考借鉴。因此,对于斜坡地基下的桩基础受力承载特性的研究尚少,本文基于斜坡地基埋深模型桩,探讨了不同临坡距下的桩基水平承载特性。
1 斜坡桩基模型试验
1.1 试验装置
模型试验采用自行研制的可双向加载的地基基础模型试验装置(专利号:201110399399),该装置长6.0 m×宽3.0 m×高3.5 m,可开展斜坡地基、复合地基、桩基等模型试验,装置示意图见图1。
1.2 模型桩设计及埋设
根据主要研究内容、装置实际尺寸和试验的需要,试验槽内自斜坡向内埋设2根模型桩,具体位置见图2,其中模型桩设计如图3,试验过程中利用静态电阻应变仪采集数据。
1.3 土体填筑
试验装置填筑用土为武汉洪山黏性土,土体天然含水量在15%—20%之间,采用分层填筑方式,松铺厚度控制在30 cm左右,采用HCD90型电动冲击夯压实。填筑前通过试夯,夯实6遍后干密度可控制在1.6~1.7 g/cm3之间,厚度约25 cm。每层填筑后,测定压实土的含水量和干密度,若干密度低于1.6 g/cm3,则多夯1~2遍,并重新检测干密度,直至满足干密度标准为止。
填筑到设计标高后统一刷坡,坡比为1∶1.5。
1.4 试验方案与过程
对于斜坡桩基础而言,影响塔基承载力的因素较多,包括基础埋深、基础尺寸和临坡距离等,为深入研究斜坡桩基础下的承载力发展规律,尽量减少各因素间的交叉影响,只考虑临坡距离对承载力发展规律的影响。
试验拟模拟斜坡桩基础,基础平面尺寸为0.1m×0.1 m,基础埋深为1.9 m,斜坡坡比为1∶1.5,考虑两种临坡距离(见图2),即基础中心点距离边坡0.6 m和1.2 m。
本次试验共开展了2组试验,采用单桩水平静载试验逐级循环加载的方式,每级加载量1.2 k N,初步分10级,试验时每级加载进行单向多循环,每级荷载施加后,恒载4 min后可测读水平位移,然后卸载至零,停2 min测读残余水平位移,至此完成一个加卸载循环。如此循环5次,完成一级荷载的位移观测,试验中间不得停顿。当水平位移超过30~40 mm时,停止加载。
2 试验结果与分析
2.1 桩顶水平位移变化规律
2.1.1 No.1模型桩
图4给出了H0-t-x0、H0-Δx0/ΔH0、H0-x0曲线。
从图4(1)可以看出,在荷载较小时,曲线波动性较小,加载-卸载循环具有很好的重复性,但当荷载较大时,曲线波动较大,加载-卸载循环重复性较差,达到12.51 kN时,位移接近35 mm,终止了试验。
在图4(2)、图4(3)曲线中,在荷载较小时,曲线呈现较缓的趋势,随着荷载逐级加大,曲线斜率也逐级加大。同时,可以明显地看到两个拐点,分别是第一拐点7.48 k N、第二拐点9.99 kN。
2.1.2 No.2模型桩
图5给出了H0-t-x0、H0-Δx0/ΔH0、H0-x0曲线。
从图5(1)可以看出,在荷载较小时,曲线波动性较小,加载-卸载循环具有很好的重复性,但当荷载较大时,曲线波动较大,加载-卸载循环重复性较差,达到12.51 kN时,位移接近35 mm,终止了试验。
在图5(2)、图5(3)曲线中,在荷载较小时,曲线呈现较缓的趋势,随着荷载逐级加大,曲线斜率也逐级加大。同时,可以明显地看到两个拐点,分别是第一拐点8.74 k N、第二拐点13.78 k N。
2.2 桩身应变变化规律
2.2.1 No.1模型桩
图6给出了4.97 kN荷载下桩身应变-深度、11.25 kN荷载下桩身应变-深度、各级荷载最后循环加载时桩身应变-深度曲线。
从图6(1)、图6(2)中两种不同荷载下桩身应变-深度曲线中可以看出,在水平荷载较小时(4.97kN),加载-卸载循环具有很好的重复性,当水平荷载超过10 k N时(11.25 k N),加载-卸载循环重复性较差。
图6(3)各级荷载最后循环加载时应变-深度曲线,可以看出不同荷载下最大桩身应变大概都位于桩身上部1/6桩身处,应变零点位于桩身下部1/6桩身处。
2.2.2 No.2模型桩
图6给出了4.97 kN荷载下桩身应变-深度、13.76 k N荷载下桩身应变-深度、各级荷载最后循环加载时桩身应变-深度曲线。
从图7(1)、图7(2)中两种不同荷载下桩身应变-深度曲线中可以看出,在水平荷载较小时(4.97kN),加载-卸载循环具有很好的重复性,当水平荷载超过10 kN时(13.76 kN),加载-卸载循环重复性较差。
图6(3)各级荷载最后循环加载时应变-深度曲线,可以看出不同荷载下最大桩身应变大概都位于桩身上部1/6桩身处,应变零点位于桩身下部1/6桩身处。
结合图6(3)和图7(3),可以明显地看到,在水平荷载较小情况下,两根桩身应变变化规律大致相当,但随着荷载的逐级加大,No.1模型桩的应变规律整体大于No.2模型桩。说明在较大荷载情况下,临坡距越小,对桩身的刚度要求越大,因此,在临坡距较小的情况下,应当加大桩的刚度。
2.3 临坡距对桩基承载性能的影响
图8给出了No.1和No.2模型桩水平推力-位移关系对比曲线。
根据H0-Δx0/ΔH0曲线,取曲线上第一拐点对应的水平荷载值为单桩水平临界荷载,取第二拐点对应的水平荷载值为单桩水平极限承载力。计算结果见表1。
从表1可以看出,临坡距对水平临界荷载和极限承载力均有较大影响,从图6也可以看出,临坡距离较大时,水平推力所对应的桩顶位移也较大。说明临坡距离较大时,临坡一侧土体厚度较大,所提供的水平抗力也较大,桩承受水平推力的能力越强。在边坡空间较大时,通过加大临坡距离,在桩径和桩长不变的情况下,水平承载能力可有效提高。
3 结论
通过室内模型试验方法,研究了斜坡桩基的水平承载变形性能,主要结论如下:
(1)在水平推力较小时,每级荷载下的循环加卸载具有很好的重复性,说明桩身及其周围土体变形为弹性变形;在水平推力较大时,每级荷载下的单循环加卸载重复性较差,存在残余变形,说明桩身周围土体存在塑形变形。
(2)斜坡地基条件下,桩基础水平加载时,最大桩身应变位于桩身上部1/6附近,而应变零点位于桩身下部1/6处。
(3)在水平荷载较小情况下,临坡距对桩身应变变化规律影响不大,但随着荷载的逐级加大,临坡距越小,桩身应变整体越大。
(4)临坡距离较大时,水平临界荷载和极限承载力均较大,反之亦然,因此,通过加大临坡距离,在桩径和桩长不变的情况下,水平承载能力可有效提高。
参考文献
[1]马志涛.水平荷载下桩基受力特性研究综述.河海大学学报(自然科学版),2006;34(5):546—551
[2]K.久保.侧向受荷桩性质的实验研究.桩基(水平力)译文.天津大学水利系桩基规范专题小组,1978
[3]Saglamer A M,Parry R H G.侧向受荷单桩的模拟试验研究.工业建筑情报,1981;(34):68—76
[4] Allen J D,Reese L C.Small scale tests for the determination of p-ycurves in layered soils.OTC 3737,1980
[5]章连洋,陈竹昌,黏性土中侧向受载桩的模型试验研究.岩土工程学报,1990;12(5):40—50
[6]王梅,楼志刚,李建乡,等.水平荷载作用下单桩非线性m法试验研究.岩土力学,2002;23(1):23—27
[7]徐枫.基于原型试验的单桩水平承载力分析.岩土工程学报,2011;33(2):291—294
承载特性试验 篇2
国内外学者通过多种手段和方法,研究水平荷载作用下的桩基承载性能:谢剑铭等[1]通过单桩水平加卸载试验,研究了临坡距对桩身变形及承载力的影响,提出通过加大临坡距离,可以有效提高水平承载能力。李杨秋[2]通过有限元软件ANSYS,对不同坡度的岩质边坡中的桩基进行三维有限元分析,分析只有充分考虑不同坡度条件的桩侧阻力分布特征,才能比较准确地把握坡体中桩基承载性状的基本特征。乾增珍等[3]以某山区斜坡地形220 k V输电线路高露头挖孔桩基础水平荷载现场试验为例,研究斜坡地形高露头挖孔桩基础水平荷载作用下的桩土体系稳定性及承载机理。赵明华等[4]基于Winkler弹性地基梁理论,建立考虑桩-土-坡相互作用的简化受力模型,导出高陡斜坡上桥梁桩基各特征桩段的平衡微分方程,并采用幂级数法对其进行求解。杨明辉等[5]基于施工或外部荷载造成的岩土坡体滑动现象,将桩顶处的上部荷载分解成竖向与横向荷载共同作用,考虑桩顶P-Δ效应的影响,采用矩阵计算方法,得到高陡边坡桥梁基桩内力分析计算的幂级数解。
目前这方面的研究虽然取得一些初步认识和成果,但距离实际应用仍有相当大的距离,尚无可利用的规范可循。因此开展斜坡场地桩基水平承载特性研究非常必要。本文以西南地区常见的输电铁塔桩基础为原型,通过进行室内模型试验,研究斜坡坡度对桩基水平承载力的影响,为该地区桩基水平承载力的确定提供依据。
1 室内单桩水平静载荷模型试验
1.1 试验方案
试验以西南地区常见的输电铁塔桩基础为原型。通过室内单桩水平静载荷试验,并以该地区常见的碎石土堆筑坡体模型,研究斜坡坡度对桩基础的水平承载力的影响,试验选取0°、15°、30°、45°,4种不同坡度进行模型试验,试验方案见表1。
1.2 斜坡土体模型材料及参数
本次试验在成都理工大学地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室的三维地质力学模拟试验加载系统中进行,试验槽长、宽、高分别为4 m、3 m、1.5 m。坡体模型所用碎石土取自四川省阿坝州理县下孟乡四马村俄力组北侧山体斜坡。地层主要由第四系松散坡积物,该场地为西南山区较为常见的输电线路走线场地类型。为了获得精确的原状土物理力学参数,特进行室内粗颗粒土大三轴试验(图1)、现场灌水试验及烘干试验、筛分试验,得到参数值见表2。
1.3 模型桩制作与埋设
试验原型桩为西南地区常见的输电铁塔桩基,长14 m,截面边长1.75 m。在此采用1∶10的比例进行缩尺试验。模型桩尺寸见表3。为了得到较为理想的模拟成果,模型采用水泥砂浆作为桩材,水泥等级C30,砂浆配比为水泥∶砂∶水=1∶1.76∶0.32,水泥砂浆标准试块单轴抗压强度34.2 MPa,弹性模量2 100 MPa。
模型桩埋设见图2。桩顶出露20 cm。在桩前泥面处和其上10 cm处架设两支百分表,以量测桩顶位移;桩身受拉与受压侧,自地面下5 cm处,向下每20 cm对称布设应变片;并在应变片对应位置的桩侧土体内埋设土压力盒。桩及监测元件埋设见图3。
1.4 加载方式
原型桩长期受到水平荷载作用,并且试验需测量桩身应变,试验加载选取慢速维持荷载法。加载设备采用成都伺服液压设备有限公司制造的高精度静态伺服液压机的千斤顶进行加载。每级荷载的增量为0.5 k N,加荷载后静置30 min,待百分比读数稳定后施加下级荷载。出现下列情况之一即可停止加载:(1)桩身已断裂;(2)桩侧地表出现明显裂缝或隆起;(3)坡面处桩身位移超过40 mm。
2 斜坡坡度对水平承载力的影响
2.1 桩顶位移变化规律
为了研究不同坡度下桩基的桩顶位移,根据试验百分表读数,绘制出4个桩的桩顶位移H-x曲线,见图4。
对比图4中不同坡度下H-x曲线可以看出,4条曲线规律基本相同:桩顶位移随荷载增加而逐渐增大。加载初期,桩顶位移较小,发展缓慢;随着荷载等级增大,桩顶位移加速增大。同时,随着坡度增大,H-x曲线较早的向上弯曲。
图5中三条曲线分别表示水平荷载为3 k N、6 k N、9 k N时,不同坡度θ下的桩基桩顶位移x。当水平荷载为3 k N时,1#、2#、3#、4#桩的桩顶位移分别为0.42 mm、0.48 mm、1.03 mm、1.69 mm;当水平荷载为6 k N时,4个桩的桩顶位移分别为1.29 mm、2.15 mm、4.79 mm、10.01 mm;当水平荷载为9 k N时,4#桩由于已经破坏提前结束加载,故无相关位移数据。1#、2#、3#桩的桩顶位移分别为3.05 mm、7.61 mm、14.59 mm。
可以看出:当荷载相同时,桩顶位移随着坡度的增加而逐渐增大,并且随着荷载的增大,坡度所引起的桩顶位移增大更加显著。
2.2 水平承载力变化规律
目前确定桩基承载力时,多采用荷载位移H-x曲线出现拐点的前一级水平荷载值作为临界荷载Hc r或荷载位移梯度H-Δx/ΔH曲线上第一拐点所对应的水平荷载值为临界荷载Hcr,然后取其0.8倍作为水平承载力特征值[6]。由于模型试验与现场试验存在的差距,本文拟采用临界荷载作为模型桩的水平承载力。虽然桩顶位移(H-x)曲线和荷载位移梯度(H-Δx/ΔH)曲线,均可确定临界荷载Hc r。由于文中H-x曲线拐点不明显,故做H-Δx/ΔH曲线判断更为准确。绘制4个桩的H-Δx/ΔH曲线,见图6。
由图6可得,两个拐点将曲线分为三段。三段曲线分别表示桩前土体的三种状态:曲线位于第1段时,桩前土体处于弹性变形阶段;位于第2段时,桩前土体开始发生塑性变形;位于第3段时,桩前土体已达到极限强度,桩前土体破坏。根据规范《建筑基桩检测技术规范》取曲线上第一拐点对应的水平荷载值为临界荷载Hcr,第二拐点对应的水平荷载值为极限荷载Hu。所得1#、2#、3#、4#桩的临界荷载Hcr和极限荷载Hu分别为9.6 k N、5.8 k N、4.4 k N、2.6 k N和13.1 k N、10.8 k N、8.3 k N、6.1 k N。
将4个桩的临界荷载Hcr和极限荷载Hu汇总,见图7。
可以看出,随着坡度的增加,桩基的水平承载力逐渐减小。分析原因,斜坡基桩两侧土体体积有较大差异,导致基桩两侧土体的约束力有明显差别。由于临坡侧土体为桩基提供抗力并约束桩基变形:当坡度较小时,桩前土体量较多,可约束桩顶位移发展并可提供较大的抗力,水平承载力较高;随着坡度的增大,桩前土体量减少,可提供抗力较低,土体结构稳定性差。在相同荷载下桩顶位移随坡度增大,水平承载力显著降低。
3 斜坡与水平场地承载力对比分析
为了分析斜坡坡度对桩基水平承载力的影响,以水平场地承载力为基准,将不同坡度下桩基承载力Rh(θ)与水平场地承载力Rh(0)进行对比(表4),研究斜坡坡度对承载力的影响。
可以看出,对于15°、30°、45°斜坡,其水平承载力与0°斜坡水平承载力的比值分别为0.61、0.46、0.27,即随着斜坡的增大,使得桩基水平承载力逐渐降低。
目前,不同学者对桩基承载性能相关拟合函数形式主要有指数型、双曲线型和对数型等[7]。通过实测资料发现,选用指数型函数拟合斜坡坡角对桩水平承载性能的影响,能得到较理想结果。本文以斜坡倾角θ为参数,对桩基水平承载力进行指数型拟合。
以坡角θ为参数,对表3进行拟合可得:
式中:K为斜坡与水平场地承载力比值;Rh(θ)为斜坡坡度θ桩基水平承载力;Rh(0)为水平场地桩基水平承载力。
为了方便工程设计,当场地条件位于上述研究范围内,可通过理论计算水平场地桩基承载力,再乘以相对应的比值K,得到对应坡度下的桩基水平承载力。
4 结论
本文通过室内单桩水平静载荷模型试验,研究斜坡坡度对桩基础的水平承载力的影响,得出以下结论。
(1)斜坡的存在对桩基顶位移的影响较大:随着斜坡坡度增加,桩顶位移均随荷载增大而逐渐增大;同一水平荷载作用下,0°、15°、30°、45°斜坡桩基的桩顶位移x依次增大。
(2)斜坡坡度的存在影响着桩基水平承载力:随着斜坡坡度的增大,相对于水平场地,桩基的水平承载力依次降低。
(3)在进行桩基设计时,若场地条件符合上述研究范围,可先根据现行规范求得水平场地桩基的水平承载力,再利用本文提出的斜坡与水平场地承载力比值K作为调整系数,进一步求得该斜坡场地的桩基水平承载力。
(4)通过室内粗颗粒土大三轴试验,测得西南山区较为典型的碎石土土性参数,可为在该地区进行其他工程设计时的参数取值提供依据。
参考文献
[1]谢剑铭,许锡昌,陈善雄,等.斜坡桩基水平承载变形特性试验研究.科学技术与工程,2013;13(17):5031—5036Xie Jianming,Xu Xichang,Chen Shanxiong,et al.Preliminary experimental study on development of horizontal bearing capacity of pile adjacent to slope.Science Technology and Engineering,2013;13(17):5031—5036
[2] 李杨秋.坡体中桩基的受力特性分析.重庆:重庆大学,2005:1 —85Li Yangqiu,Mechanical analysis of pile foundation in slope.Chongqing:Chongqing University,2005:1—85
[3] 乾增珍,鲁先龙.斜坡地形高露头挖孔桩水平承载特性试验研究.辽宁工程技术大学学报(自然科学版),2009;28(02):225—227Qian Zengzhen,Lu Xianlong.Full-scale field tests on lateral bearing capacity of large diameter belled pile with long cantilever on sloping ground.Journal of Liaoning Technical University,2009;28(02):225 —227
[4] 杨明辉,赵明华,刘建华,等.高陡边坡桥梁基桩内力计算的幂级数解.中南大学学报(自然科学版),2007;38(03):561—566Yang Minghui,Zhao Minghua,Liu Jianhua,et al.Power-progression solution for inner-force analysis of bridge pile in steep slope.Journal of Central South University(Science and Technology),2007;38(03):561—566
[5] 赵明华,尹平保,杨明辉,等.高陡斜坡上桥梁桩基受力特性及影响因素分析.中南大学学报(自然科学版),2012;43(07):2733—2739Zhao Minghua,Yin Pingbao,Yang Minghui,et al.The analysis of influence factors and mechanical characteristics of bridge piles in high and steep slopes.Journal of Central South University(Science and Technology),2012;43(07):2733—2739
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承载特性试验 篇3
关键词：闭合地下连续墙,竖向承载特性,侧摩阻力,地基反力
0 引言
桥梁基础采用矩形闭合地下连续墙最早是在1979年日本东北新干线高架桥工程中, 首次采用闭合刚性地连墙基础取代沉井基础[1], 开创了桥梁基础应用闭合地下连续墙技术的先河。我国于1992年同济大学首次进行了闭合地下连续墙竖向静载荷试验[2], 试验结论:地下连续墙竖向承载力形式与钻孔灌注桩受力近似, 可参照其公式计算。陈晓东等采用自平衡法对矩形闭合墙基础进行了现场静载试验[3], 通过对试验数据分析, 地下连续墙基础的竖向承载力、外侧摩阻力及端阻力的发挥作用的规律性。文华、程谦恭等[4]通过闭合地下连续墙基础的竖向载荷模型试验, 对闭合地下连续墙基础的竖向承载特性进行了分析和研究。本文通过现场竖向承载试验, 研究针对墙身埋深比较浅的闭合地下连续墙竖向承载特性, 竖向荷载作用下墙侧周围侧摩阻力及端阻力的发挥情况。
1 研究背景
根据项目研究的主要问题, 选择实心体基础和地下连续墙基础进行现场模型对比试验研究, 试验场地选在黄土地区某高速公路一跨线桥梁, 该桥上部结构为 (13+16+16+13) m四跨简支连续梁桥, 桥面净宽4.5 m, 桥梁基础采用矩形闭合地下连续墙。
现场模型试验所选场地与现场实际桥梁相差100 m, 该场地地貌单元为黄土塬。通过现场地质勘察资料, 确定依托工程处于黄土高原第四纪黄土与古土壤交替沉积的典型地层。
2 现场测试元件布设及加载原理
本现场模型试验采用2个实心体基础和2个地下连续墙模型, 实心体模型与地下连续墙模型尺寸一样, 元件布设见图1及表1。
现场采用载荷试验测定地下连续墙基础受力形式, 及地下连续墙与土体的相互作用原理, 具体加载示意图见图2。
3 现场实测水平承载力结果分析
现场堆载试验采用250 t千斤顶作为加压装置, 根据JTJ 041-2000公路桥涵施工技术[5]中表5.3.3-1, 一般新黄土层摩阻力标准值qik=50 k Pa~80 k Pa, 则取qik=60 k Pa, 根据规范公式, 按照桩基受力公式, 测算地下连续墙模型竖向承载力标准值约200 k Pa, 极限承载力为400 k Pa。载荷试验采用10级进行, 第一加载值为荷载分级的2倍, 其后每级加载值为40 k Pa。
3.1 竖向荷载作用下模型基础P—S曲线
通过每一级加载值与模型受荷载发生沉降值绘制的P—S曲线见图3。
根据相关规范分析P—S曲线可以得出:1号实体墙模型当荷载加到第5级时沉降量急剧增大, 且该级的沉降量 (9.4 mm) 远大于上一级荷载沉降量 (1.2 mm) 的3倍, 取上一级加载值203 k Pa为地基土极限承载力。2号地下连续墙基础当荷载加到第4级时, 基础沉降开始有明显的增加, 出现明显的拐点, 可以得出地基土的极限承载力是170 k Pa。3号地下连续墙基础受竖向荷载作用地基土极限承载力为150 k Pa。4号实体墙基础当荷载达到第5级时, 该级基础沉降量是9.1 mm, 是上一级荷载作用下沉降量1.4 mm的6.4倍, 取上一级荷载加载值233 k Pa为地基土的极限承载力。与实体墙基础相比, 地下连续墙基础的承载力有一定的减少, 这与地下连续墙模型的尺寸、埋深, 以及核芯土是否在浇筑混凝土时破坏有一定的关系。
3.2 竖向荷载与模型底部应力的关系
4个模型基础竖向荷载与地基土应力关系见图4。
通过分析地下连续墙模型与实心体模型在受到竖向荷载作用时地基土的应力分布可以得出:两种模型基础在受到竖向荷载时, 在加载初期侧摩阻力随着加载值的增大而增大, 当达到最大值后不再增大, 而端阻力则为随着竖向荷载增大逐渐增大。对于地下连续墙核芯土承担竖向荷载机理分析为:通过对3号模型受力过程分析可知, 在整个竖向荷载作用过程中, 芯土顶面地基土压力最大值为10 k Pa, 在竖向荷载作用过程中, 地下连续墙墙内侧土体与墙体没发生相对位移, 在计算墙侧土体侧摩阻力时仅考虑外侧土体面积, 其大小为14 m2, 当作用第7, 8, 9级荷载时墙侧摩阻力分别为15.2 k Pa, 17.6 k Pa, 4.7 k Pa。通过以上分析可知, 地下连续墙基础侧摩阻力约为17.6 k Pa, 当侧摩阻力达到最大值后, 作用在基础上的竖向荷载主要由墙端阻力承担。芯土在破坏之前所能承担的最大荷载占总荷载值的5%。
4 结语
1) 黄土地区适宜采用闭合地下连续墙作为桥梁基础, 地下连续墙结构相对于实心体结构侧摩阻力增大, 端阻力不会损失太大, 能够满足上部荷载使用要求。
2) 地下连续墙基础由墙体内外侧摩阻力、墙端阻力、芯土反力共同承担上部传来的竖向荷载和水平向荷载。地下连续墙基础受力机理与摩擦端承桩一致, 因芯土的存在受力过程比摩擦端承桩复杂。地下连续墙基础芯土在承担竖向荷载中起到一定的作用, 可以占到总荷载的5%。
参考文献
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[4]文华, 程谦恭, 陈晓东, 等.矩形闭合墙桥梁基础墙—土—承台相互作用研究[J].土木工程学报, 2007, 40 (8) :67-73.
承载特性试验 篇4
钢制薄壁内压圆筒的承载特性是指其屈服和爆破强度与主要影响因素之间的关系。研究表明[1,2,3,4,5,6,7],当圆筒的长径比 (长度与内直径之比)较大时,容器封头对圆筒的屈服和爆破强度没有加强作用,此时的圆筒称为长圆筒,长圆筒的屈服和爆破强度可用中径公式计算[8];当圆筒的长径比较小时,容器封头对圆筒的屈服和爆破强度有加强作用,此时的圆筒称为短圆筒,短圆筒的屈服和爆破强度与长径比及封头结构有关,用中径公式计算有较大的误差。文献[1,2,3,4,5,6,7]分别研究了低碳钢、不锈钢等材料制造的内压短圆筒承载特性。由于普低钢是制造薄壁内压圆筒形容器的常用材料,因此,文中以采用标准椭圆封头与碟形封头的16MnR钢制薄壁内压短圆筒为研究对象,通过试验,研究其承载特性。
1 建立模型
1.1 长圆筒的承载特性
薄壁内压长圆筒的承载特性为[8]:
式(1)中,p1r为薄壁内压长圆筒的承载特性;k为圆筒径比,k=1+2δ/Di;δ为圆筒壁厚;Di为圆筒内直径;R为圆筒材料的机械性能常数。
当R分别取圆筒材料的屈服与抗拉应力ReL与Rm时,p1r分别为短圆筒屈服与爆破强度p1s与p1b。
1.2 短圆筒的承载特性
基于文献[1,2,3,4,5,6,7]的研究,设确定短圆筒承载特性的经验公式为式(2)。
式(2)中,p2r为短圆筒的承载特性;L为筒体长度;a,b为经验系数,由试验数据确定。
当R分别取圆筒材料的屈服与抗拉应力ReL与Rm时,p2r分别为短圆筒屈服与爆破压力p2s与p2b。
由式(2)可得:
令式(3)中:
则方程式(3)表示为:
如果通过试验测得短圆筒的承载特性p2ri和几何参数L、Di,对于n组试验数据,有:
1.3 薄壁内压圆筒临界长度
当p1r=p2r时,由式(1)、式(2)可得区分薄壁内压长、短圆筒的临界长度计算公式:
式(5)中,Lcrr为薄壁内压长、短圆筒的临界长度。
在屈服与爆破失效准则下Lcrr分别为Lcrs与Lcrb;综合屈服与爆破失效准则的临界长度为Lcr。由式(5)可知,当L≤Lcrr时为薄壁内压短圆筒,当L>Lcrr时为薄壁内压长圆筒,当L=Lcrr时为薄壁内压临界圆筒。
1.4 试验容器材料的机械性能常数
由式(1)有:
通过测量长圆筒的屈服与爆破强度p1si与p1bi和几何参数,代入式(6)中,即可确定材料的屈服应力ReL和抗拉应力Rm。对于n组试验数据,圆筒材料的平均屈服和抗拉应力ReL与Rm为:
2 试验数据
2.1 试验容器的结构与尺寸
本研究采用的是16MnR钢制薄壁内压圆筒容器进行常温水压试验。试验容器由单层圆筒与标准椭圆封头或碟形封头组成,试验容器容器的结构尺寸见表1,标准椭圆封头容器的编号为A与B,椭圆封头直边高度为hi,碟形封头容器的编号为C,其过渡段半径为r,封头厚度为δ1。
2.2 试验数据
编号A1—A4的4个容器长径比较大,文中测得其屈服和爆破强度,用式(7)确定16MnR钢的屈服与抗拉应力,试验和计算结果见表2。
暂时把表3数据作为短圆筒的试验数据。
mm
3 承载特性
3.1 数据处理
将表1—3中的数据代入式(4)中,得到表4。
Origin是目前应用最为广泛的数据分析软件之一,为研究封头结构与失效准则对承载特性的影响,根据公式(3—3)将表4中数据导入Origin7.5进行最小二乘法线性拟合分析。
3.2 短圆筒与其等厚标准椭圆封头的承载特性
1)在屈服失效准则下的线性拟合见图1所示。
从图1可知:B=-0.357 0,A=0.186 2;A 在95%置信区间为0.168 2～0.205 5,与A对应的a最佳拟合值为1.205,95%置信区间为1.183 2～1.228 1。由式(2)和式(3—2)得:
p2s=(1.183 2～1.228 1)(k-1)ReL (L/
Di)-0.357 0 (7)
Lcrs=0.241 9(k+1)2.801 1Di (8)
2)在爆破失效准则下的线性拟合见图2所示。
从图2可知:B=-0.311 3,A=0.184 5;A 在95%置信区间为0.177 9～0.192 1,与A对应的a最佳拟合值为1.202 6,95%置信区间为1.194 7～1.211 8。由式(2)和式(3—2)得:
p 2b=(1.194 7～1.211 8)(k—1)Rm (L/
Di)-0.311 3 (9)
Lcrb=0.195 2(k+1)3.212 3Di (10)
3)采用标准椭圆封头短圆筒的承载特性分析。
由式(7)—式(10)与图1、2可知,16MnR钢制薄壁内压短圆筒采用等厚的标准椭圆封头时,在屈服或者爆破失效准则下,其承载特性与长径比有关,但是无显著差异,因此,可把表3中14个B组屈服与爆破强度的试验数据综合在一起,分析承载特性。在屈服和爆破失效准则下的线性拟合见图3。
从图3可知:B=-0.334 1,A=0.185 4;A 在95%置信区间为0.176 6～0.195 3,与A对应的a最佳拟合值为1.203 7,95%置信区间为1.193 2～1.215 7。由式(2)和式(3—2)得:
p 2r=(1.193 2～1.215 7)(k—1)R(L/
Di)-0.334 1 (11)
Lcr=0.218 8(k+1)2.993 1Di (12)
3.3 短圆筒与碟形封头的承载特性
3.3.1 在屈服失效准则下的线性拟合
见图4。
从图4可知:B=-0.320 2,A=0.122 2;A 在95%置信区间为0.100 7～0.144 8,与A对应的a最佳拟合值为1.130,95%置信区间为1.105 9～1.155 8。由式(2)和式(3—2)得:
P2s=(1.105 9～1.155 8)(k—1)ReL (L/
Di)-0.320 2 (13)
Lcrs=0.168 1(k+1)3.123 0Di (14)
3.3.2 在爆破失效准则下的线性拟合
见图5。
从图5可知:B=-0.340 3,A=0.137 6;A 在95%置信区间为0.113 0～0.163 3,与A对应的a最佳拟合值为1.147 5,95%置信区间为1.117 0～1.177 4。由式(2)和式(3—2)得:
P2b=(1.117 0～1.177 4)(k—1)Rm (L/
Di)-0.340 3 (15)
Lcrb=0.195 5(k+1)2.938 6Di (16)
3.3.3 采用碟形封头短圆筒的承载特性分析
由式(13)—式(16)与图4、5可知,16MnR钢制薄壁内压短圆筒采用采用碟形封头时,在屈服或者爆破失效准则下,其承载特性与长径比有关,但是无显著差异,因此,可把表3中的14个C组屈服与爆破强度的试验数据综合在一起,分析其承载特性。在屈服和爆破失效准则下的线性拟合见图6。
从图6可得:B=-0.330 2,A=0.129 9;A 在95%置信区间为0.115 5～0.145 5,与A对应的a最佳拟合值为1.138 7,95%置信区间为1.122 4～1.156 6。由式(2)和式(3—2)得:
p2r=(1.122 4～1.156 6)(k—1)R(L/
Di)-0.330 2 (17)
Lcr=0.181 7(k+1)3.028 5Di (18)
4 讨 论
1)区分薄壁内压长、短圆筒的临界长度。
当16MnR钢制薄壁内压圆筒采用与圆筒等厚的标准椭圆形封头或者采用碟形封头时,其临界长度可分别按式(12)与式(18)确定。
表1中试验圆筒类型的判别见表5。
由表5可知,表2是薄壁内压长圆筒的试验数据,表3是薄壁内压短圆筒的试验数据。
普低钢制内压圆筒的最小壁厚δmin=0.003Di[9],最小径比k=1.006。如果圆筒采用与其等厚的标准椭圆形封头,由式(12)可得最小临界长径比Lcr/Di= 1.758,故L/Di≤1.758的16MnR钢制薄壁内压圆筒是短圆筒;如果圆筒采用按标准设计制造的碟形封头,由式(18)可得最小临界长径比Lcr/Di =1.496,故L/Di≤1.496的16MnR钢制薄壁内压圆筒是短圆筒。
2)16MnR钢制薄壁内压短圆筒承载特性的确定。
当16MnR内压短圆筒采用标准椭圆封头与碟形封头时,用式(11)、式(17)可分别确定其承载特性。从偏于安全的角度,在计算中a值可取95%置信度的下限。
3)封头结构对薄壁内压短圆筒承载特性的影响。
由于k≤1.50[8],当a值取对应最小二乘法的最佳拟合值时,由式(11)、式(17)可知:采用标准椭圆封头与采用碟形封头承载特性之比为1.057(k+1)-0.003 9≥1.053,即标准椭圆封头对短圆筒承载特性的加强作用更显著,表1、3的试验数据可证明这个结论。
由式(12)、式(18)可知:当k≤1.50时,采用标准椭圆封头与采用碟形封头的临界长度之比为1.204 (k+1)-0.0354≥1.166,即标准椭圆封头对薄壁内压短圆筒承载特性的加强范围广,表5数据也证明了这个结论。
5 结 论
1)在材料与圆筒径比相同的条件下,与圆筒等厚的标准椭圆封头对16MnR钢制薄壁内压短圆筒屈服和爆破强度的加强作用比采用碟形封头的大,加强范围广也比采用碟形封头的广。
2)当16MnR钢制薄壁内压短圆筒采用与圆筒等厚的标准椭圆封头或者采用碟形封头时,建立了计算其屈服和爆破强度的经验公式,得到了区分内压长、短圆筒的临界长度计算公式。
3)对于采用与圆筒等厚的标准椭圆封头的16MnR钢制薄壁内压圆筒,当其长径比小于1.758时为短圆筒;对于采用按标准设计制造的碟形封头的16MnR钢制薄壁内压圆筒,当其长径比小于1.496时为短圆筒。
参考文献
[1]刘小宁,张红卫,刘岑,等.钢制薄壁内压短圆筒静强度的试验研究.压力容器,2009;26(7):11—14
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[8]GB150—2011,压力容器[S]
大直径深长摩擦桩承载特性研究 篇5
一、承载特性试验研究
1. 试验概述
大直径深长摩擦桩是人们为了解决桥梁承载力不够的问题而提出的一种理想化的承载结构, 在理论研究中还不是很完善, 因此迟迟没有应用到桥梁的修建中, 大直径深长摩擦桩的承载力情况很不稳定, 因为大直径深长摩擦桩的承载力会受到多方面的影响, 这些对大直径深长摩擦桩的承载力有影响的因素主要有长径比、桩土刚度比、施工工艺等因素。而如果大直径深长摩擦桩应用到实际当中, 那么大直径深长摩擦桩的承载的重力将会是非常大的, 而真实的情况人们无法在实验室中呈现, 需要对大直径深长摩擦桩的承载力做实验, 而目前采用的试验方法是现场静载试验, 人们可以通过试验了解分析大直径深长摩擦桩桩侧摩阻力、桩端阻力及极限承载力的发挥性状及相应的竖向位移变形规律, 研究大直径深长摩擦桩的荷载传递规律及其与常规桩工作机理的差异, 为大直径深长摩擦桩的承载特性的有限元仿真验证分析提供依据和计算参数。
2. 试验设计与步骤
在本次试验中, 试验人员需要先在已经选定的桥梁下方找到一个理想的承重桩, 并在承重桩的侧面钻出一个小孔, 在小孔内安装相应的感应设备, 当桥梁上通过车辆时, 该感应设备就能够感应到承重桩所承受的重量, 并且记录下来方便试验人员总结分析。在试验开始时, 试验人员开始慢慢地在试桩上面逐渐增加重量, 当试桩上的数值稳定后再在试桩上增加重量, 直至重量达到试桩的最大载重量后试桩毁坏为止。如此不断地重复试验, 并且逐渐延长记录数据的时间, 最后整理试验数据, 将所得的数据制成折线图, 就可以得出在试桩上施加的重量与沉降量之间的关系。
3. 承载特性试验分析
试验人员在对试验数据进行处理时会把试验数据制成容易进行分析的折线图, 从折线图中, 人们能够清晰地看到试桩载重量的增加与桩沉降量之间的关系。随着荷载的增加, 桩的沉降变形亦增加, 但桩的沉降变形没有明显的反弯点, 即使施加荷载达最大值, 桩的沉降量也没有达到极限, 因此, 很难直接由曲线确定出桩的极限承载力, 由承载量和沉降量之间的关系曲线分布规律表明, 除了部分荷载因温度影响出现沉降量反弹外, 当荷载小于或等于最大载重量时, 各级荷载下分布曲线的斜率近似为恒值, 由此试验人员就能够得出试桩的最大承重量。
二、不同因素对摩擦桩承载力的影响
在多次试验中试验人员能够得出对摩擦桩承载力有影响的因素主要有桩长和桩径两种, 为了准确地得出每一个影响因素对摩擦桩承载力的影响, 我们首先要保证其中一个影响因素的值不变, 使另一个影响因素的值不断地变规划设计化, 才能够分别得出每一个影响因素对桩承载力的影响。
1. 桩长方面的影响
在试验人员研究桩长对摩擦桩承载力影响时, 首先应该保证在每一次试验中摩擦桩的桩径保持不变, 然后确定一个桩径, 在试验中不断地改变摩擦桩的桩长, 得出一系列的实验数据, 再改变一个摩擦桩的桩径, 不断地重复试验, 然后将得出的实验数据绘制成折线图, 方便人们观察。由本次试验可以得出。当摩擦桩的桩径不变时, 随着摩擦桩的桩长逐渐增加, 传递到桩端的荷载减小, 桩身下部侧阻力发挥值相应将降低, 桩底土层变形量相对减小, 相应的桩顶沉降量也相对减小。
根据实验结果可知, 当摩擦桩的桩径不变时, 随着桩长的不断地增加, 摩擦桩的最大承载力也在逐渐地提高, 但是, 这并不意味着当摩擦桩的桩长无限增加时, 摩擦桩的承载力也不断的增大, 摩擦桩的桩长与承载力的关系符合数学中正切函数的关系曲线, 当桩长从零逐渐增大时, 摩擦桩的承载力能够得到较大幅度的增加, 但是当摩擦桩的桩长超过一定数值后, 摩擦桩的承载力将不会有大幅度的提升, 而是缓慢地逐渐趋近最大承载力, 因此, 在修建桥梁选择摩擦桩的长度时, 应该合理设计摩擦桩的桩长, 选择最适合的摩擦桩的长度对增加桥梁的最大承载力有重大的意义。
2. 桩径方面的影响
想要找出桩径对桩承载力的影响, 首先要保证桩长的一定, 然后不断地改变桩径的大小, 改变一个桩径的数值就进行一次桩径试验, 得出一个桩的承载力与沉降量的关系, 如此重复多次, 就能够得出不同桩径对桩的承载力的影响。由实验可以看出桩的直径越大, 桩所能够承载的重量越大, 也就是桩的承载力越大。
桩的摩擦力主要分为桩侧摩擦力和桩端摩擦力两部分, 当摩擦桩受到压力后, 压力会自动分为这两部分, 帮助摩擦桩减少压力, 但是实践证明, 当桩长一定时, 不同的桩径的桩侧摩擦力和桩端摩擦力的分配也不一样, 根据本次试验可以得出在同一桩长之下, 随着桩径的增大, 桩侧摩阻力分担的荷载比逐渐减小, 桩端阻力分担的荷载比逐渐增大, 这说明大直径深长摩擦桩随着桩径的增大, 传递到桩端的荷载逐渐增大, 桩端阻力分担荷载比逐渐增大, 但其分担的荷载比远小于桩侧摩阻力分担荷载比, 以桩侧摩阻力发挥为主。
三、结语
载体桩承载特性及其影响因素分析 篇6
载体桩又被称为复合载体夯扩桩[1,2,3,4], 是在沉管扩底灌注桩和夯扩桩阶段基础上, 由北京波森特岩土工程公司提出的一种新型桩。载体桩设计规程中将载体桩定义为由混凝土桩身和载体共同构成的桩, 施工时采用柱锤夯击, 护筒跟进成孔, 达到预定桩底标高后, 柱锤夯出护筒一定长度, 然后分若干次向护筒内加入填充料, 用柱锤反复夯实, 达到一定要求后再投入干硬性混凝土, 并夯实形成载体, 最后浇筑混凝土桩身。
载体桩通常由两部分组成, 一部分是桩身混凝土或桩身钢筋混凝土 (混凝土强度等级一般不低于C25) , 另一部分是桩身底部的载体。其中桩身底部的载体可由干硬性混凝土、夯实的填充料 (一般由碎石、碎砖块、碎混凝土块、矿渣等组成) 、挤密土体三部分组成。从变形和受力角度考虑, 载体从里到外各填充材料的压缩模量、强度常常是逐渐降低的, 从而确保桩端底部的应力可以逐渐扩散。载体的形状主要取决于载体外侧土体的密实度、载体底部土体的密实度、载体距离持力层的距离、夯击能的大小等因素, 通常可近似为圆弧形 (高度与宽度近似相等) 、长圆弧形 (高度大于宽度) 、扁圆弧形 (高度小于宽度) 等。
为揭示载体桩设计参数变化对桩体承载能力的影响情况, 本文以工程实际为支撑, 从载体尺寸、桩径尺寸、碎石土密实度、素混凝土强度等方面对桩体的承载能力特性进行分析研究。
1 有限元模型建立
根据屯溪滨江壹号小区建筑场地载体桩的设计资料、工程勘察资料以及现场载荷试验成果, 建立了有限元反分析模型, 如图1所示。
根据屯溪滨江壹号建筑场地的实际情况, 确定项目建设区域的地质土层主要包括砂质粉土、砂质粘土、强风化粉砂岩, 计算土层的物理力学指标参见表1。
通过反分析, 确定载体桩各区域的物理力学指标和形状指标参见表2, 表3。
2 桩底部载体尺寸变化对载体桩承载力影响
m
以上述反分析模型为基础, 在保证端头各区域横、竖比例不变的前提下, 对素混凝土区域体积减小20%、体积减小10%、体积不变、体积增大10%、体积增大20%、体积增大30%后桩体的变形情况进行仿真模拟, 其模拟计算结果见图2。
由图2可以看出, 当外部荷载较小时, 随着荷载的增加不同桩头尺寸的复合地基承载能力差异不大, 可认为桩体处于弹性状态;当外加荷载超过1 100 k Pa时, 在相同变形情况下, 载体尺寸越大, 承载能力越高;随着桩部载体尺寸不断减小, p—s曲线明显变缓, 载体桩的极限承载力对应的p—s曲线拐点越不明显;当载体尺寸由增大10%变为增大20%时, 桩体复合地基的承载能力明显增加, 极限承载力随之增大。
3 上部桩径尺寸变化对载体桩承载能力影响
利用反分析模型, 对桩体直径减小20%、直径减小10%、直径不变、直径增大10%、直径增大20%、直径增大30%后桩体的承载能力变化情况进行仿真模拟, 其模拟计算结果参见图3。
由图3可以看出, 当外部荷载较小时, 随着荷载的增加, 不同桩径尺寸的复合地基承载能力差异不大, 可认为桩体处于弹性状态;当荷载逐级施加到1 760 k Pa时, 不同桩径尺寸下的变形速率均有一定程度的增加, 桩径大的载体桩承载能力降低尤其明显, 且变形随荷载变化趋势近似于一条直线;若减小桩径, 会显著降低传递到下部均质土中的自重应力, 从而导致传递到地基深部的附加应力值较小, 使地基变形降低。
4 素混凝土强度参数变化对载体桩承载能力影响
为揭示素混凝土强度参数变化对载体桩承载能力的影响, 对模型中素混凝土强度减小20%、强度减小10%、强度不变、强度增大10%、强度增大20%、强度增大30%后载体桩承载能力的变化情况进行仿真分析, 其模拟计算结果参见图4。
由图4可以看出, 载体桩端头的素混凝土参数变化对载体桩的承载力影响不大, 因为素混凝土强度的初始值较大, 施加的荷载值与素混凝土的强度相比, 可以忽略不计。因此, 当外部荷载较小时, 通过提高素混凝土强度来提高载体桩的承载力效果并不明显。
5 碎石土密实度变化对载体桩承载能力影响
碎石土的密实度与填料间的摩阻力、嵌挤力密切相关, 并会在一定程度上对载体桩的承载能力产生影响, 其密实度改变可通过改变夯击能和填料配比来控制。本小节对碎石土密实度减小20%、密实度减小10%、密实度不变、密实度增大10%、密实度增大20%、密实度增大30%后载体桩的承载能力进行仿真分析, 模拟计算结果参见图5。
由图5可见, 碎石土区域的压实度发生变化时, 载体桩的承载力会有一定程度的变化, 但变化幅度不大, 如密实度提高30%, 桩体复合地基的承载能力提高不足10%, 这主要是由于碎石土区作为协调桩和桩间土变形的垫层, 其承载能力较下部土体要大得多, 当荷载增大到一定限值时, 其承载能力程度受下部和桩侧土体的强度影响较大。
6 结语
本文结合工程实际资料, 从底部载体尺寸、桩径尺寸、碎石土密实度、素混凝土强度等方面对桩体的承载能力特性进行分析研究, 得到以下成果:
1) 载体桩桩体底载体尺寸的变化对桩体的承载能力影响较大, 对于确定的桩径, 当载体桩端头素混凝土的体积为当前设计参数的1.1倍~1.2倍, 载体桩复合地基的承载能力会有较大幅度的提高。
2) 载体桩桩身直径增大对提高桩体的承载能力影响不大, 尤其是当外部荷载较小时, 载体桩复合地基的承载能力会有一定幅度的降低。
3) 改变素混凝土的强度和碎石土区域的密实度对提高载体桩复合地基的承载能力有一定程度的影响, 但由于素混凝土、密实碎石土的强度较下卧土层要大得多, 通过改变素混凝土的强度和碎石土区域的密实度来提高载体桩承载能力的效果并不理想。
摘要：以实际工程为依托, 从下部载体尺寸、上部桩径尺寸、碎石土密实度、素混凝土强度等方面对桩体的承载特性进行了分析研究, 发现下部载体尺寸变化对载体桩承载能力影响较大, 上部桩身直径增大对提高桩体的抗承载能力影响很小。
关键词：载体桩,承载特性,有限元仿真,影响因素
参考文献
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[2]沈保汉, 王继忠.载体桩技术的诞生与发展[J].工程勘察, 2009 (1) :1-4.
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承载特性试验 篇7
1研究方案与步骤
根据相关设计资料与规范,对高桩码头超长桩进行模型简化。通过查阅港口地区大致土层分布以及简化桩基础受力。考虑到由群桩向大直径超长单桩发展是目前的趋势[1],所以该论文对大直径超长桩的理论分析主要以分析单个大直径超长桩为主。对于单个的大直径超长桩的轴向受荷有限元分析,可简化为平面轴对称问题进行分析。从整体上来看考虑实际情况和让ABAQUS更好的收敛从以下分析:第一,码头在土体自重应力下的地应力平衡[2];第二,模拟高桩码头在工作期间的荷载作用下的桩-土位移状态分析。
2建立高桩码头受力模型
ABAQUS是国际上公认的最优秀的非线性分析软件,其能够驾驭非常庞大复杂的问题和模拟高度非线性问题,可以有效的模拟港口深层软土地基条件下超长桩在复杂荷载作用中的受力情况。桩周土体可划分为一般的平面实体单元。土体采用Mohr-Coulomb屈服准则,桩土间用Surface-to-Surface接触模型,摩擦特性选择函数Penalty,桩端与土体采用Tie约束这种模型在岩土工程中应用较多。
通过查阅相关的文献与勘探资料,进行相应简化得出以下数据图表(见表1,表2)。
3数值模拟分析
3.1竖向荷载变化下的桩土响应
分析深基础作用下,超长桩在软土地基下的结构效应。总结分析地层结构影响工程稳定性、影响工程结构受力变形的机理计算中假定土体为均质各向同性的弹塑性体,服从Mohr-Coulomb准则。土体侧面和底部的约束分别为X方向和Y方向的约束(图1,图2)。
在软土地区中,竖向受荷单桩多为摩擦型桩,桩的承载力由桩与土的摩阻力来提供,而桩土间的摩阻力通过土体变形来体现,随变形增大而发挥,由图1模型可以得出桩一土体位移变形从上到下变形逐渐变小,超长桩侧摩阻力主要由桩顶竖向荷载所激发。软土地区中超长桩侧模阻力的发挥中下部应力分布较大,上部应力承担较小。桩长越长,桩身直径越大,所接触的土体面积越大,在单位桩长带动周围的土体越多,对土的作用影响越大,桩土之间的作用更加明显(如图3所示)。
图4中可以得出在横向不作用力,只在竖向荷载作用下,超长桩桩身、土体水平抗力主要集中在桩身和土体浅部位置。沉桩会引起桩周土体隆起。理想弹塑性模型的土的最大隆起量大约是线弹性模型的1.5倍左右。最大隆起量与桩径的比值为7%～10%左右,发生在1～2倍桩径处[2]。理想状态下当桩身尺寸和土体参数一定时,桩周土体抗力的峰值和驻点位置不随外荷载的变化而改变[3]。桩的侧模阻力主要分布在桩身的中下部,分布近似R形分布,随着深度增加侧模阻力也呈非线性增加。在工程设计时,对竖向耦合作用的超长桩浅部桩周土体以及桩身的特定位置进行补强,以使桩身轴力和土体应力能往较深处传递,防止桩身局部破坏和土体屈服破坏。随桩顶荷载增加,桩身某一位置处桩土相对位移的递增幅度呈先增大后减小的趋势[4]。
桩侧阻力与端阻力的发挥过程就是桩土体系荷载的传递过程。桩顶受到竖向压力时,桩身压缩并向下压缩并向下位移,桩侧表面与土间发生相对运动,桩侧表面开始受土的向上摩擦阻力,荷载通过侧阻力向桩周土中传递,就使桩轴力与桩身的轴力与桩身压缩变形量随深度递减。随着桩顶荷载水平的增加,桩身上部土层侧摩阻力增幅比下部土层侧摩阻力增幅逐渐减小。在工作荷载下,对于一般摩擦型桩,侧阻力发挥作用的比例明显高于端阻力发挥作用比例。对超长桩来说,即使在最大加载条件下,桩身下部土层的侧摩阻力也并未完全发挥。
3.2基于桩身荷载模型理论分析
桩身荷载传递函数的双曲线模型是由Seed和Reese提出的,侧阻和端阻双曲线模型因参数较少,参数取值明确而在荷载传递法中得到了广泛应用双曲线模型假设桩侧摩阻力与桩身沉降呈双曲线关系,并且桩端阻力与桩端沉降也呈双曲线关系。桩侧阻力完全发挥前,双曲线模型和侧阻软化模型都可以较好的模拟桩的受力性状,但双曲线模型不能反映侧阻软化特性,无法反映极限侧阻的峰后效应[5]。
式中:τ,σb一一桩身侧模阻力和桩端阻力
S,Sb—一桩身沉降和桩端沉降;
af,bf,ab,bb分别表示桩侧土和桩端图的荷载传递参数。双曲线荷载传递模型如图所示,图中1/a,1/b分别是传递荷载的倒数。
桩侧模阻力与桩身位移关系曲线,如图5所示。
桩身荷载一一沉降关系迭代模型
在桩身取一微段,根据静力平衡可得到:
式中:P(Z)～桩身轴力;up—桩截面周长;
τ(z)—桩侧模阻力。
该单元体产生的弹性压缩量为:
S-桩身位移量;E-桩身弹性模量;A-桩身横截面面积。
对公式做微分变换可得到
将荷载传递函数的双曲线模型式(1)带入(6)式,并另α=upEA可得到
写成增量形式
即为求解桩身荷载一沉降关系的迭代模型。
当竖向荷载较小时,桩身上部深度范围内混凝土受力压缩,导致该范围内的桩土发生相对位移。随着荷载增加,桩身压缩量不断增大,使该桩土相对位移逐渐增加。随之桩身侧模阻力发挥随着深度变化增大。当其超过桩土极限一定位移值后,桩身上部土的侧摩阻力达到极限值,此时桩身下部土的侧摩阻力才得到发挥。
大直径超长桩端阻力达到极限状态时的桩端沉降值至少在0.444d-123.433d之间,显示超长桩端阻力达到极限状态时的桩端沉降基本上无定值,但大部分(约60%)在1.00 mm-40.00 mm之间[6]。
竖向荷载作用下,桩与地层通过接触面的相互作用或共同作用来传递荷载。对于长江三角港口区超长桩,通常是软土地层中的超长摩擦桩,对这种桩,不能忽视桩身侧阻力,可通过桩侧注浆改变桩侧地层结构,从而提高桩侧阻力。在软土港口区,桩端阻力很难发挥基本可以忽略。桩土相对位移较小时,全桩长范围内桩侧摩阻力均随桩土相对位移的增加而增加直至峰值。当桩侧摩阻力到达极限状态后,而桩土相对位移一直随桩顶荷载的增加而增大。使用荷载下,桩身压缩占桩顶沉降的90%以上,最大试验荷载时桩顶沉降的70%来自桩身压缩。
在对超长桩进行设计时,增加桩长和桩径是提高单桩承载力的有效的方法,桩身弹性模量对单桩承载特性的影响很小。但桩长对单桩承载力的影响具有一定的限度,即当桩长超过一定值时,增加桩长对提高单桩承载力的作用效果就不那么明显了。同样桩长条件下,桩基极限承载力与桩径之间近似于线性关系增加,因此,通过增大桩基的直径来提高桩基极限承载力是一种比较有效的方法。不能忽视桩身压缩对桩顶沉降的影响。超长桩侧上部土层摩阻力具有不同程度的软化现象,而中下部土层侧摩阻力未完全发挥[7]。均质土体中大直径超长群桩及单桩达到其有效桩长时,其桩侧摩阻力均占其总承载力的90%以上,承载性状表现为摩擦桩,这也与理论上达到有效桩长时桩的承载性状一致[8]。在实际工程中,提高单桩承载力,根据桩周土体性质、工程实际情况、施工难度等因素综合考虑的基础上,对桩长和桩径进行优化设计。
4结语
该文通过对港口软土区高桩码头超长桩基础在竖向荷载及,简化建立桩土相互作用数值模型,考虑桩土脱开效应,研究在软土地基下超长桩(摩擦桩)变形特征。
(1)根据模拟得出单桩竖向荷载作用下部桩土应力图得出桩中部受力较为集中,显示桩端土层应力向下部周围土层扩散。
(2)根据数据曲线图得到桩侧模阻力位于入土深度5-10 m左右迅速折减,随着入土深度增加而变大。
(3)只在竖向荷载作用下,超长桩桩身、土体水平抗力主要集中在桩身和土体浅部位置,因此建议桩入土深度在0-30 m左右处,可以加强构造措施提高承载能力。
(4)在软土地基中,在桩基础深度一定的情况下可以通过增大桩的途径直径增加桩土相对刚度,可有效提高竖向桩基承载力。
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