静载荷分析范文

静载荷分析范文（精选8篇）

静载荷分析 第1篇

随着我国建设领域的蓬勃发展, 各类建筑物的空间高度屡创新高, 而伴随着建筑物高度的增加, 对地基承载力的要求也越来越高, 桩基作为一种稳定性高、工程成本相对较低的基础形式越来越多的应用于工程实际。伴随着桩基础的推广应用, 静载荷桩基试验在国内不断被用在工程中, 同时工程施工中新的桩型不断地出现, 桩基检测的手段也不断的改进, 更好地保证了工程质量。

现在最直接、最可靠的方法就是现场进行的静载荷实验以检测其抗压等能力。对一些新型桩型必须要检验其单桩承载能力, 这就要进行现场静载荷试验。检测桩基承载力的方法中最常见的就是静载荷试验。利用体积庞大、比较重的设备或者用堆积重物方法的传统静载荷试验时至今日仍在很多工程中发挥着作用。同时, 一些新技术也不断应用到桩基静载荷试验中, 国外学者发明了一种桩基承载力检测方法:利用桩身本身的侧摩擦阻力作为静载荷试验的反力试桩法, 它将载荷箱放在了桩身或者是桩基的底部。这种方法反力系统简单、操作方便、节省时间、系统加载量小, 对操作布置需要的场地也很小, 大吨位的装机承载能力已经广泛地用在了在工程试验中。本文结合新郑市一住宅小区桩基检测项目进行数据分析, 简单阐述桩基静载荷试验的分析过程及方法。

1 项目背景

1.1 工程概况

该项目为住宅小区工程, 位于河南省新郑市, 该住宅楼长56.3m、宽16.05m, 剪力墙结构、筏板基础。由上海同建强华建筑设计有限公司设计, 河南宏业建设管理有限公司监理, 郑州华豫岩土工程有限公司进行工程地质勘察, 基桩由河南锦源基础工程有限公司负责施工。

1.2 基桩设计参数

该工程总桩数558根, 桩型为PHC-A400 (95) , 选自《预应力混凝土管桩》 (03SG409) , 设计桩长17.5m (施工桩长不等) , 桩顶标高-7.68。设计桩端进入第 (9) 层粉质粘土层。设计要求单桩竖向抗压承载力特征值Ra=640k N。

1.3 工程地质概况

依据钻孔野外描述、静力触探及土工试验成果, 勘探深度范围内, 该场地地层属第四系全新统、上更新统和中更新统, 根据其物理力学性质及工程地质特性将本场地土共分为11个地质单元层。期中1-7层为粉土, 平均埋深19.12m, 多为褐黄色, 稍湿, 无光泽反应, 无摇振反应, 干强度低, 韧性低, 砂感强;8-10层主要为粉质粘土, 由褐色逐渐变为棕红色, 硬塑, 有光泽, 无摇振反应, 干强度中等, 韧性中等;11层为中砂, 灰黄色, 饱和, 密实, 主要矿物为长石、石英等暗色矿物 (该层未勘探揭穿) 。

2 单桩竖向抗压静载试验

2.1 检测目的

通过6根基桩的单桩竖向抗压静载试验, 确定本工程单桩竖向抗压承载力特征值是否满足设计要求。

2.2 检测依据

本文依据《建筑基桩检测技术规范》 (JGJ 106-2003) 。

2.3 试验过程及方法

(1) 加载方法:采用慢速维持荷载法。

(2) 反力装置:采用压重平台反力装置, 能提供反力不小于1280k N。

(3) 加载及测量仪器设备:详见表1。

(4) 加、卸载与沉降观测。

加载分级:加载分级进行, 采用逐级等量加载;分级荷载为设计极限承载力值的1/10。本次试验最大加载量为1280k N, 分10级, 第一级取分级荷载的2倍。具体分级见表2。

沉降观测:每级荷载施加后按第5、15、30、45、60min测读桩顶沉降量, 以后每隔30min测读一次。每次测读值由仪器自动记录。

沉降相对稳定标准:每一小时内的桩顶沉降量不超过0.1mm, 并连续出现两次 (从分级荷载施加后第30min开始, 按1.5h连续三次每30min的沉降观测值计算) , 当桩顶沉降速率达到相对稳定标准时, 再施加下一级荷载。

终止加载条件:当出现下列情况之一时, 可终止加载:

1) 某级荷载作用下, 桩顶沉降量大于前一级荷载作用下沉降量的5倍 (注:当桩顶沉降能相对稳定且总沉降量小于40mm时, 宜加载至桩顶总沉降量超过40mm) ;

2) 某级荷载作用下, 桩顶沉降量大于前一级荷载作用下沉降量的2倍, 且经24h尚未达到相对稳定标准;

3) 最大加荷量达1280k N且达到沉降相对稳定标准;

4) 当荷载-沉降曲线呈缓变型时, 可加载至桩顶总沉降量60~80mm。

卸载与卸载沉降观测:卸载分级进行, 每级卸载量取加载时分级荷载的2倍, 逐级等量卸载。卸载时, 每级荷载维持1h, 按第15、30、60min测读桩顶沉降量后, 即可卸下一级荷载。卸载至零后, 应测读桩顶残余沉降量, 维持时间为3h, 测读时间为第15、30min, 以后每隔30min测读一次。

2.4 试验数据与资料

2.4.1 本工程6根桩的试验概况见表3。

2.4.2 本工程6根桩的沉降量汇总表及Q-s、s-lgt曲线见图1-图6。

2.4.3 单桩竖向抗压极限承载力确定

根据《建筑基桩检测技术规范》 (JGJ 106-2003) , 单桩竖向抗压极限承载力Qu可按下列方法综合分析确定:

(1) 根据沉降随荷载变化的特征确定:对于陡降型Q-s曲线, 取其发生明显陡降的起始点对应的荷载值;

(2) 根据沉降随时间变化的特征确定:取s-lgt曲线尾部出现明显向下弯曲的前一级荷载值;

(3) 当某级荷载作用下, 桩顶沉降量大于前一级荷载作用下沉降量的2倍, 且经24h尚未达到相对稳定标准时, 取前一级荷载值;

(4) 对于缓变型Q-s曲线可根据沉降量确定, 宜取s=40mm对应的荷载值;当桩长大于40m时, 宜考虑桩身弹性压缩量;对直径大于或等于800mm的桩, 可取s=0.05D (D为桩端直径) 对应的荷载值。

(5) 当按上述四款判定桩的竖向抗压承载力未达到极限时, 桩的竖向抗压极限承载力应取最大试验荷载值。

2.4.4 单桩竖向抗压极限承载力统计值确定依据

参加统计的试桩结果, 当满足其极差不超过平均值的30%时, 取其平均值为单桩竖向抗压极限承载力;当极差超过平均值的30%时, 应分析极差过大的原因, 结合工程具体情况综合确定, 必要时可增加试桩数量;对桩数为3根或3根以下的柱下承台, 或工程桩抽检数量少于3根时, 应取低值。

2.4.5 承载力特征值确定依据

单位工程同一条件下的单桩竖向抗压承载力特征值Ra按单桩竖向抗压极限承载力统计值的一半取值。

2.5 检测结果分析及应用推广

该工程6根基桩试验结果见表4。

该工程单桩竖向抗压承载力特征值为Ra=640k N, 满足设计要求。

通过本实验分析发现, 在建筑物基础设计过程中, 一些施工工艺相对成熟, 工程成本较低的设计方案往往被企业所青睐, 而桩基础施工工艺成熟、工期短、成本低的特点符合企业基础类型的选择, 同时随着桩基检测技术的不断创新, 桩基础的质量检测检验也保障了工程项目的可靠性, 因此随着桩基检测技术的不断进步, 桩基础的推广应用在未来的基础建设中将进入一个新的发展阶段。

摘要：本文通过实际工程检测项目对桩基检测中的加载过程及数值分析进行研究, 按照分级荷载为设计极限承载力1/10进行加载, 最终通过对Q-s曲线及s-lgt曲线的分析, 确定相对稳定的临界值, 最终判断桩基的承载力是否满足设计要求。

关键词：桩基,静载,静载实例

参考文献

[1]JGJ106—2003, 建筑桩基技术检测规范[S].

[2]JGJ94——2008, 建筑桩基技术规范[S].

[3]姚泽良.竖向荷载作用下单桩极限承载力计算方法的研究[D].西安理工大学, 2003.

大直径扩径桩静载荷试验研究 第2篇

扩径桩能够充分发挥土层和桩身的.承载潜力,使承载力大幅度提高,同时减少沉降,但由于其桩身在某深度发生扩径突变,给研究扩径桩的荷载传递性状带来不便.现有对扩径桩的研究只限于小直径桩的模型试验以及有限元分析,文章在扩径桩现场竖向静载荷试验的基础上,对扩径桩承载力、荷载传递特性进行了分析,为该类桩的研究提供参考.

作 者：陈似华 杨果林 蒋建清 CHEN Si-hua YANG Guo-lin JIANG Jian-qing 作者单位：陈似华,杨果林,CHEN Si-hua,YANG Guo-lin(中南大学土木建筑学院,湖南,长沙,410075)

蒋建清,JIANG Jian-qing(湖南城市学院土木工程学院,湖南,益阳,413000)

处理后地基静载荷试验成果分析 第3篇

当天然地基承载力不满足要求时, 部分地基通过换填垫层、预压地基、压实地基、夯实地基和注浆加固等处理后的地基承载力得以提高。部分经地基处理后形成的复合地基基础下卧处理前的软弱土层, 通过符合现行标准设计的处理后地基承载力验算, 同时在地基验收时平板静载荷试验也满足设计要求的情况下, 曾出现建筑主体沉降过大、开裂变形等工程质量事故。《建筑地基处理技术规范》 (JGJ79-2012) 中第一次单独列出了处理后地基静载荷试验要点并确定了其适用范围是地基承压板应力主要影响范围内土层的承载力和变形参数, 正确理解本条款成为解释此类工程质量事故的原因。

设计单位根据《建筑地基设计规范》 (GB50007-2011) 进行处理后地基承载力与变形验算, 计算出符合要求的基础底面土层的地基承载力特征值fak设计。检测单位依据《建筑地基处理技术规范》 (JGJ79-2012) 通过处理后地基静载荷试验 (承压板) 确定处理后地基承载力特征值fak检测, 受承压板面积大小一般不可能与基础底面积相同的限制, 因此fak设计值与fak检测值两者并不相等。尤其是在软弱土层部分处理和上下两层地基土承载力相差很大的情况下, 如果地基基础验收时将两者混淆不清, 建筑主体完工之后的地基基础质量将得不到保证, 难免会出现上述工程质量事故。

文章通过实例来分析fak设计值与fak检测值的不同之处, 加深对《建筑地基处理技术规范》 (JGJ79-2012) 附录A处理后地基静载荷试验要点中第A.0.1条的理解, 即“本试验要点适用于确定换填垫层、预压地基、压实地基、夯实地基和注浆加固等处理后地基承压板应力主要影响范围内土层的承载力和变形参数”。处理后地基土的承载力是文章分析的主要内容。

1 处理后地基静载荷试验实例

1.1 工程概况

丰盛·瀚海嘉园22#楼工程地点位于××市新袁镇中心小学对面, 地基处理类型为砂石垫层 (部分换填 (2) 粉土) , 垫层厚度0.5m, 设计处理后地基承载力特征值150k Pa, 地基换填处理结束日期2013年4月21日, 依据JGJ79-2012采用处理后地基静载荷试验检测处理后地基承载力, 要求最大加载极限300k N, 检测数量3组, 现场检测日期为2013年6月7日~9日。

1.2 地质条件描述 (见表1)

1.3 现场检测过程

(1) 试验采用慢速维持荷载法。 (2) 加、卸载分级:复合地基设计承载力特征值150k Pa, 极限加载按300k N考虑, 共分八级加载, 第一级加载37k N, 然后按每级38k N递增直至加载300k N为止。卸载时每级卸载分级量为加载分级量的2倍, 逐级卸载至零。 (3) 配重在试验前一次性置于压重平台上, 均匀稳固放置, 且压重量大于预估最大试验荷载的1.2倍。 (4) 通过置于荷载板顶面中心的千斤顶, 把压重平台荷载分级传递到试桩, 沉降通过置于荷载板顶面2只正交直径方向4只50mm量程位移传感器观测; (5) 复合地基试验步骤按《建筑地基处理技术规范》 (JGJ79-2012) 附录A处理后地基静载荷试验要点进行。

1.4 静载试验曲线图表

附试验点号1的静载试验曲线图表, 其余两个试验点曲线图略。 (见表2)

1.5检测结果

综上所述, 所测各试验点实测值的极差不超过其平均值的30%, 承压板应力主要影响范围内土层的处理后地基承载力特征值取其平均值150k Pa。

1-压板;2-沉降观测点;3-千斤顶;4-砂石垫层;7-支架;8-配重;9-压重平台

2 地基承载力特征值分析

2.1 静载荷试验结果的理论验算

2.1.1 已知条件

如图1所示, 试验采用方形承压板, 宽度B为1m;换填砂石垫层厚度Z为0.5m;垫层顶面距自然地面高度D为1m;承压板下地基土的附加压力Pz0取试验结果150k Pa;垫层底面处 (2) 层粉土的地基承载力特征值fa为85k Pa, 重度19k N/m3。

2.1.2 压力扩散角的选择

根据JGJ79-2012规范中表4.2.2采用, 砂石垫层, Z/b=0.50, 取θ=30°。

2.1.3 垫层底面处地基承载力验算

根据GB50007-2011第5.2.4条, 垫层底面处经修正后的地基承载力特征值faz=85+0+1.5× (19+0.5×20) × (1.5-0.5) /1.5=114k Pa。

垫层底面处土的自重压力值pcz=19×1.5=28.5k Pa;

根据JGJ79-2012第4.2.2条第2款, 方形承压板采用式1进行垫层底面处附加压力计算:

式中:pz-相应于作用的标准组合时, 垫层底面处的附加压力值 (k Pa) ;b-矩形基础或条形基础底面的宽度 (m) ;l-矩形基础底面的长度 (m) ;pk-相应于作用的标准组合时, 基础底面处的平均压力值 (k Pa) ;pc-基础底面处土的自重压力值 (k Pa) ;z-基础底面下垫层的厚度 (m) ;θ-垫层 (材料) 的压力扩散角 (°) 。

计算垫层底面处的附加压力值pz=150/ (1+2×0.5×tan30°) 2=60k Pa;

综上所述, 理论计算值与现场地基静载荷试验结果相符。

2.2 改变基础类型, 其它条件不变

2.2.1 基础类型为条形基础

根据JGJ79-2012第4.2.2条第2款, 条形基础采用式2进行垫层底面处附加压力计算:

按平板静载试验条件, 垫层底面处的附加压力值pz为60k Pa, 顶面处的附加压力值pz0为150k Pa, 计算此时条形基础的宽度b条1=60×2×0.5×tan30°/ (150-60) =0.38m, 即平板静载试验所提供的地基承载力150k Pa只能满足条形基础宽度不大于0.38m的宽度。

按地质勘探报告提供的条件 (2) 层粉土的地基承载力特征值fa为85k Pa, 计算垫层底面处所能承受的附加压力值为114-28.5=85.5k Pa, 当垫层顶面处的附加压力值为150k Pa时, 计算条形基础的宽度b条2=85.5×2×0.5×tan30°/ (150-85.5) =0.76m, 即地质勘探报告提供的地基承载力能满足条形基础宽度不大于0.76m的宽度。

因此, 当条形基础宽度设计值范围在大于0.38m而小于0.76m时, 可通过设计验证。但垫层顶面处条形基础附加压力150k Pa扩散作用于垫层底面处土层的附加压力值大于60k Pa。然而处理后地基静载试验 (承压板) 中检验得出的垫层承载力特征值150k Pa扩散作用于垫层底面处土层附加压力值为60k Pa。垫层底面处的软弱土层 (2) 层粉土没达到静载试验的检验目的, 可能出现失稳破坏, 引起建筑工程主体沉降过大或沉降不均。

2.2.2 基础类型为矩形独立基础

因平板静载试验承压板采用的是方形1m×1m的承压板, 当矩形独立基础面积小于1m×1m时, 主体结构是偏向于安全;当独立基础面积等于1m×1m时, 此时垫层的fak设计值与fak检测值相同;当独立基础面积大于1m×1m时, 就会出现平板静载试验没起到检验目的的情况。

基础类型换为1m×2m宽的矩形独立基础, 根据JGJ79-2012第4.2.2条第2款, 矩形承压板采用式1计算垫层底面处的附加压力值pz矩=2×150/ (1+2×0.5×tan30°) (2+2×0.5×tan30°) =74k Pa;

pz矩+pcz=102.5k Pa<faz=114k Pa, 理论计算通过设计验证, 满足设计要求。此时在垫层顶面上相同附加压力150k Pa的前提下, 垫层底面处土层的附加压力值pz矩为74k Pa大于平板静载荷试验时垫层底面处土层的附加压力检验值pz为60k Pa, 平板静载荷试验对垫层下的软弱土层 (2) 层粉土没起到检验目的, 可能出现失稳破坏, 引起建筑工程主体沉降过大或沉降不均。

进一步扩大独立基础的面积为2m×2m的方形基础时, pz方+pcz=118.8k Pa>faz=114k Pa, 此时, 不满足设计要求, 不能通过设计验证。

综上所述, 当软弱地基部分处理, 基础类型与平板静载荷试验中所使用的方形承压板形状、大小不同时, 外理后地基静载试验中预定的最大地基承载力检测值等于设计中使用的地基承载力特征值, 静载试验无法满足预期的检验目的。相当于外理后地基静载试验时仅检验了垫层的承载力特征值, 而忽略了下卧软弱层的承载力。同时如果设计时直接引用处理后地基静载试验提供的垫层承载力特征值而不考虑试验中所使用的承压板大小因素, 就可能出现下卧软弱层的承载力不足而失稳破坏, 导致建筑工程主体沉降过大或沉降不均, 引起工程质量事故的发生。

3设计与处理后地基静载荷试验应注意的事项

换填垫层、预压地基、压实地基、夯实地基和注浆加固等处理后的地基, 当软弱土层只是部分处理, 或处理后的基底下存在软弱下卧土层时, 采用处理后地基静载荷试验 (承压板) 的方法检验基底承载力和变形参数的结论在引用时应谨慎, 与试验时所选用的承压板大小息息相关, 应注意前提条件是承压板下土层应力影响范围内的地基土承载力, 特别注意需验算加固土体或垫层下软弱层所承受的附加压力。

3.1设计

设计验收时, 可通过两种方法来保障地基承载力的要求。

(1) 工程质量地基承载力验收时, 尽可能指定出承压板的大小与加载极限值。避免由于承压板面积比基础面积小, 其它条件相同的情形下, 承压板上的压力扩散至下卧软弱层时将会不足, 试验得不到检验的真正目的。

(2) 做两层土体的平板静载荷试验。先检验原位软弱土层的地基承载力特征值, 然后检验加固土体或垫层的地基承载力特征值。

总之试验时应及时沟通, 掌握处理后地基承载力特征值的使用条件, 压板面积和基础面积不同, 应力扩散的快慢不同, 避免工程质量事故的发生。

3.2 处理后地基静载荷试验

试验前, 应充分收集设计资料。主要包括地质勘察报告、基础类型、地基处理的详细资料、上部结构的形式。

确定满足设计要求的加载极限值。根据加固土体或垫层的材料确定压力扩散角, 然后根据基础的类型、加固土体或垫层的厚度, 以及所提供的设计地基承载力特征值, 计算下卧软弱层顶面的附加压力值。然后根据试验时所使用的承压板, 反算出承压板上应该加载的极限值。

3.3 关于承压板的面积大小讨论

JGJ79-2012中对平板静载荷试验中采用承压板的大小规定是:“压板面积应按需检验土层的厚度确定, 且不应小于1.0m2, 对夯实地基, 不宜小于2.0m2”。在地基静载试验过程中, 承压板大小直接影响试验加载荷载值。而建筑工程主体地基基础底面的大小相对承压板来说均很大, 地基静载试验时, 要达到垫层底面相对软弱土层的建筑工程主体所产生的附加压力值, 有时需要很大的压力, 甚至可能试验时垫层顶面破坏时垫层底面的附加压力还达不到要求。

为达到检验下卧软弱层承载力, 是否可以考虑通过不同途径达到目的:一是增加承压板的面积, 会直接增加试验费用;二是可以减小承压板到垫层底面的深度, 需要开挖出地基处理层中的试坑, 对地基处理层有影响;三是当前两者都不可行时, 既增加承压板面积, 又减小承压板到垫层底面的深度。

参考文献

[1]中华人民共和国住房和城乡建设部.JGJ79-2012.建筑地基处理技术规范[S].2013.

[2]中华人民共和国住房和城乡建设部.GB50007-2011.建筑地基基础设计规范[S].2013.

[3]工程地质手册 (第四版) [M].中国建筑工业出版社, 2009.

静载荷分析 第4篇

为了便于加工制造、运输以及满足功能方面的要求，复杂机械产品由许多零部件按照一定的功能要求组合起来，零部件间不可避免地形成了大量的结合部[1]。研究表明，机床的静刚度中30%～50%取决于结合部的刚度特性，机床出现的振动问题有60%以上源自结合部[2]。结合部的特性可以用结合部接触表面的结合面描述，零件间结合面作用机理非常复杂，多为非线性因素，与零件的材料、加工方法、形状及装配、调整等都有相当大的关系[3,4,5]。从微观上看，两个结合面在相接触时只有微小的凸起接触，表现出的接触特性与零件本体有着明显的不同[5]。

螺栓连接具有良好的装调和拆卸维修性能，在航空发动机、数控机床等机械中，连接螺栓的数量庞大[6]，形成大量的螺栓结合部。螺栓结合部是平面结合部和螺纹结合部位组成的复杂结合部[7]，具有很强的非线性特性，研究其静态特性建立模型至关重要。杨国庆等[8]结合有限元分析及插值计算方法对螺栓连接的被连接件刚度计算方法进行了研究，并采用I-Scan压力测量系统测得了被连接件结合面的压力分布数据，但是结合面间加入压电薄膜破坏了实际结合面，对结合面实际接触情况影响较大。张学良等[9,10,11]基于接触分形理论提出了一种描述两个粗糙表面接触配对的切向、法向刚度及阻尼模型，通过仿真揭示了各相关参数对其的影响规律。一些学者也采用试验的方法研究螺栓结合部的特性，文献[12,13]利用非接触式超声波反射技术，定量分析了螺栓结合面的接触刚度与压力的分布规律，确定了不同力矩下结合面的压力分布;Campa1á等[14]采用理论计算和计算机模拟的方法，计算了各向同性材料表面的法向刚度与横向刚度和泊松比的关系，并用超声波试验验证了预测;Medina等[15]提出了基于GW理论的分析模型，并预测了切向刚度成正比法向载荷和弹性模量。国内外学者多以赫兹理论或改良赫兹接触理论为基础建立统计学模型和分形模型，将粗糙表面假设为由轴对称形状且高度分布符合某种函数分布微凸体组成，且这种假设的研究对象是微小平面，这与实际结合表面的形貌存在较大差异。与上述理论相比，对不同材料、加工方式、介质等的结合部配对构件表面组成方式经过大量的试验得到的结合部基础特性参数来反映接触表面层变形的方法，更能反映结合面的真实特性。

为获取载荷作用下的螺栓结合部的静特性，用解析的方法研究在切向载荷的作用下螺栓结合部的静特性，本文基于结合部基础特性参数，建立了螺栓结合部解析的数学模型，解析模型的非线性方程组的快速准确求解是将螺栓结合部研究成果应用于工程实践的关键，在编写程序求解的同时提出了一种解析算法，实现了结合部力平衡非线性隐含积分方程组的快速准确求解，并通过加载试验验证了解析结果。

1 切向载荷下螺栓结合面数学模型

螺栓结合部数学模型是基于简单结合状态单平面结合部的解析模型建立的，建立图1所示的坐标系，X1、X2、X3表示结合部的线位移方向，X4、X5、X6表示角位移方向。螺栓结合部由螺纹结合部A、平面结合部B和平面结合部C组成，结合面上的每个等效结合点都可以用3个自由度来表示。

结合部等效弹簧和阻尼特性是非线性的，可以用接触表面层的基础特性描述。结合面特性按影响因素的特征分为两大类:一类为与结构特性有关的因素，如结合面形状、类型、尺寸、散热边界条件及环境因素等，受互相连接的两构件的结构特性及尺寸形状的影响;另一类为结合面固有特性因素，包括结合面的材质及材质配对、加工方法及加工方法配对、表面粗糙度、纹理及配对、结合面间的介质等。结合面固有特性与结合面结构形状无关，两构件配对结合表面一旦确定下来，其材质、加工方法、表面粗糙度、纹理及结合面间的介质等，称为结合面基础特性。可以通过试验获得结合面单位面积的刚度和阻尼特性数据来描述结合面单位面积的法向特性和切向特性[16]，本文基于结合面基础特性参数求解外载荷下螺栓结合面上等效点的相对位移。

当螺栓受到外载荷作用时，将外载荷向坐标原点O等效，得到外载荷列阵F，外载荷作用时，外载荷F与结合面反力达到力平衡，结合部力平衡式为

式中，FR为第k个螺栓在结合面处的接触反力合力;n为螺栓的个数;JoT为力转换矩阵。

当两构件在结合部部位的刚度足够大时，构件在结合部处的变形可以忽略不计，只考虑结合面的变形。图1中结合面A和结合面C的变形产生的接触反力用影响系数a表示，结合面B的接触反力用积分形式表示，单螺栓结合部的力平衡式如下:

式中，pi为结合面B处沿各坐标轴方向的接触面压(i=1,2,3);S为结合面B的面积;P为螺栓的预紧力;ΔP为外载荷引起的螺栓连接力的变化量;Xi为结合面B上接触点坐标;a为螺纹接触面变形影响系数;Ab为螺栓的截面积;l为螺栓的连接长度;E为螺栓材料的弹性模量;u1,u2，…，u6为结合面沿各坐标轴方向的相对位移。

结合面各方向的面压为

式中，λi为结合面B处沿各坐标轴方向的接触变形(i=1,2,3);(λ2)为方向判别参数;ατ、βτ为结合面切向的基础特性数据;αn、βn为结合面法向的基础特性数据。

结合面处沿各坐标轴方向的接触变形为

式中，λpi为结合面B处沿各坐标轴方向的预变形(i=1,2,3)。

将式(3)、式(5)代入式(2)得到外载荷作用下求解螺栓结合面相对位移的非线性积分方程组，数学模型中各载荷之间存在耦合关系，位移量u1,u2，…，u6隐含在非线性方程组中，无法直接从方程组中分离出来，为了求解位移并考虑各载荷间的耦合关系，采用弦截法编写程序迭代来求解各个方向的位移值，程序复杂且其解析精度受迭代收敛精度影响;对于单螺栓结合部仅受切向载荷的情况，本文提出了一种分步等效直接求解的方法。

2 分步载荷等效求解切向载荷作用下单螺栓结合部位移

以在预紧条件下螺栓结合部环形结合面(图2)承受切向载荷(剪切载荷F1及扭转载荷F5)的单螺栓结合部为例，设结合面法向面压均布，结合部单元受载后产生预紧载荷P引起的法向预变形λp2、切向载荷产生沿X1方向的线位移u1与沿X5方向的角位移u5。

由F2=F3=F4=F6=0得u2=u3=u4=u6=0，设λp1=λp3=0，由式(5)得

由式(2)、式(3)得

由式(2)、式(3)和式(6)得

采用分步计算的方法得到单螺栓结合单元在预紧状态下施加切向载荷时结合面各方向的位移λp2、u3、u5;选用上下试件材料为调质后的45钢，环形结合面直径D=40 mm、d=13 mm，结合表面为磨削加工，表面粗糙度Ra为0.8μm，表面之间在无润滑的结合状态下。当预紧载荷为7500 N，单螺栓结合部承受剪切载荷从0增大到750 N时，采用程序迭代求解非线性积分方程组和采用分步载荷等效求解的计算结果的载荷-位移对比曲线如图3所示。

采用分步载荷等效求解时未考虑载荷之间的耦合关系，求解非线性隐式方程组考虑载荷间的耦合关系，比较切向载荷作用下两种算法的算例结果，计算结果误差很小;预紧力作用下，施加的切向力不超过结合面间的最大静摩擦力时，切向载荷不会引起螺栓连接力的变化，螺栓不产生变形，载荷之间的耦合影响很小。采用变量轮换弦截法编写的计算程序复杂，初值对结果影响较大，程序求解过程中还会出现迭代不收敛的现象;分步计算求解位移的方程简单，可以直接求解，在工程计算中更容易实现。

两种计算结果均表明，在法向面压一定的情况下，在切向载荷作用下，载荷-位移接近正比例变化，这个结果与早期研究学者Ito等[17]的试验结果一致，间接证明了基于结合部基础特性参数建立解析模型方法的正确性。

3 承受切向载荷的单螺栓结合部试验验证及算例比较

3.1 试验方案及装置设计

早期研究者通过试验研究结合部特性，但传感器精度较低，环境等因素也对试验结果的准确性有较大影响。在早期学者们对结合面特性进行试验研究[18]的基础上，本文设计了单螺栓结合面切向加载试验装置。在对螺栓结合面施加预紧载荷的同时，进行切向载荷的施加，切向载荷施载点位置不同，分别进行螺栓结合部剪切载荷和扭转载荷试验。

试验装置结构如图4所示，它由支承方箱、立柱、预紧组件和切向加载组件组成。为保证加载过程中试件和加载装置的准确的位置关系，铸造的方箱和立柱应具有足够的刚度。加载组件由施加预紧载荷的预紧组件和施加切向载荷的切向加载组件构成，加载组件、方箱、立柱等可用于不同直径的螺栓加载试验，预紧组件与螺栓直径是一一对应的，欲使螺栓直径发生变化，只需改变预紧组件中一些零件的尺寸。切向载荷经过施载钢球传递到上试件的承载面，装置的结构和安装位置保证了施加的切向载荷在上下试件的结合平面内。

试验装置检测原理图如图5所示。上下试件接触面外径为40 mm，表面粗糙度为0.8μm;预紧载荷通过拧紧图4预紧组件中的M12螺钉施加，其大小由FUTEK单向力传感器LTH350检测，考虑实际工作中预紧力的施加情况，试验中预紧力按螺栓能承受的最大预紧力的70%施加;切向载荷的施加由图4中的加载组件施加，切向载荷大小检测选用TR3D-A-3K三向力传感器;位移值检测选用分辨率为25 nm的米铱电涡流位移传感器，力传感器和位移传感器的信号经过电荷放大后由DEWEsoft多通道数据采集仪监测采集，再传递给PC机进行数据处理。

图6所示为单螺栓结合部切向加载试验。对螺栓结合部单元进行切向加载试验时，上下试件的设计使其刚度尽可能高，但切向载荷的作用使得上下试件仍会产生微小的变形。为了获得螺栓结合面切向位移的准确值，试验中多次改变位移传感器测量位置，对分别位于上下试件上不同位置、不同方向的测点设置了多个位移传感器。

3.2 承受剪切载荷的单螺栓结合部单元

切向加载试验改变切向载荷的施加加载位置(即改变扭转载荷F5)，分别进行了仅承受剪切载荷和承受扭转载荷的试验。承受剪切载荷时，切向载荷作用于上下试件结合平面内，并通过加载结合面坐标系的轴线，使得结合面仅承受剪切载荷F1，而扭转载荷F5=0。在一定预紧力作用下，施加的切向力不超过结合面间的最大静摩擦力。对多个测点的位移传感器数据进行分析得知，在切向载荷作用下，结合部会发生微滑移，且试件也会发生微小变形，获取结合部相对位移的数据处理过程要忽略微滑移和试件变形的影响。重复试验的次数越多，试件切向变形就越小，这是由于结合表面接触峰点的弹塑性变形引起的。

图7所示为在预紧载荷为7500 N时，对单螺栓结合部施加的剪切载荷从0增大到750 N，得到的剪切载荷F1与结合面切向变形试验结果与解析计算值的对比曲线。

3.3 承受剪切载荷及扭转载荷的单螺栓结合部单元

改变切向载荷施加位置，使切向载荷作用于上下试件结合平面内，与结合面坐标系轴线存在偏距，产生扭转力矩，螺栓结合部呈现受剪切载荷F1和扭转载荷F5的状态。同样在预紧载荷为7500 N时，单螺栓结合部施加切向载荷从0增大到750 N时，得到图8所示的在切向载荷有偏距时剪切载荷F1与切向线位移u1的试验值与程序计算值的对比曲线。图9所示为在切向载荷有偏距时扭转载荷F5与切向角位移u5的试验值与程序计算值的对比曲线。

由图7～图9可知，单螺栓结合部在承受剪切载荷时，结合部切向位移与切向载荷成线性关系，由于施加切向载荷过程中，法向预紧载荷和结合面积不再改变，法向面压值一定;在一定的试验条件下，结合表面的材料、加工方式、介质等不变，结合面基础特性不变，切向变形与切向载荷呈线性变化。由试验曲线分析得知，结合面的切向加载和卸载的位移变形过程出现迟滞现象，是由于结合表面的微凸体峰点的弹塑性变形和弹性变形恢复滞后引起的。

将试验值和计算值曲线进行对比，发现试验值和计算值变化趋势一致，但存在一定的误差，这是因为试验中位移传感器精度高，外界微小的干扰信号就会对传感器的读数产生影响，尽管位移传感器信号波动被控制在0.05μm以内，但当载荷较小时，测量值也很小，传感器的精度误差对测量结果影响的比例较大，随着切向载荷的增大，误差的影响减小，切向载荷大于200 N后，计算结果和测量结果误差在10%以内。

对单螺栓结合部在承受剪切载荷和扭转载荷时的载荷-位移曲线进行分析，不论是切向线位移还是切向角位移，计算结果与试验结果的一致性证明了本文基于结合面基础特性建立的单螺栓结合部解析模型是正确的，本解析模型可以表征结合面特性，也可以用于单螺栓结合部特性分析。

4 结论

(1)本文基于结合面基础特性参数建立了螺栓单元结合面的解析模型，提出了分步载荷等效求解切向载荷下螺栓结合面的静特性方法，并进行了解析和试验验证，证明了本解析模型和方法的正确性。

(2)在一定预紧力作用和切向力不超过最大静摩擦力的情况下，切向变形与外载荷成线性关系;切向载荷作用下结合部会发生微滑;重复受压使结合表面的接触峰点发生弹塑性变形和塑性变形，试件切向变形值减小。

(3)结合面基础特性参数与结合面的结构无关，具有通用性。本文提出的基于结合面基础特性参数求解切向载荷下螺栓结合面位移的方法具有通用性，可适用于不同结构形式和不同规格的螺栓结合面解析，以便机床等前期设计时预测结合部静态刚度。

摘要：为了准确理解螺栓结合部静态特性,基于结合面基础特性建立了螺栓单元结合面解析数学模型,提出了一种等效分步载荷解析算法,可以实现在结合部承受切向载荷时,无需考虑载荷间耦合关系就能对结合部力平衡非线性隐含积分方程组进行快速准确求解。采用自行设计的螺栓结合部切向加载装置进行了结合部扭转和剪切加载试验。试验与解析结果均表明,在切向载荷不超过最大静摩擦力的情况下,螺栓结合面切向变形与外载荷成线性关系。解析与试验结果的一致性验证了模型的正确性,为机械结合面静态特性分析提供了理论和试验支持,求解算法可方便地将结合面研究成果应用于工程实践。

静载荷分析 第5篇

1.1 贮罐壁厚

壁罐沿高度分为12段, 如图1, 通过计算, 自上而下的壁厚为:

1.2 贮罐底板尺寸

根据ASTM-D3299中规定, 如图2底板厚度tbo=9.5, 罐壁下部t=26.3, 拐角处tb=25, 加强段L=300, 过渡段M=100。

2 立式玻璃钢贮罐水压静载荷条件下的有限元分析

2.1 单元类型

文章设计的玻璃钢立式贮罐属于薄壳类, 所以要在层合单元和多层单元两者之间进行选择。由于本贮罐的材料均为玻璃钢, 为了简化模型, 可以将材料等效均匀化, 所以文章采用的是层合单元。文章选择SHELL281层合单元建立玻璃钢立式贮罐的模型。

2.2 材料属性

文章分析的玻璃钢贮罐采用缠绕工艺, 由长纤维缠绕而成, 贮罐材料的力学性能由拉伸试验测得, 具体参数见表1。

2.3 网格划分

ANSYS的网格划分包括自由网格划分和映射网格划分两种。文章分析的玻璃钢立式贮罐属于圆柱型封闭壳体, 形状比较规则, 所以采用映射网格划分最为适合, 圆柱曲面的网格单元形状为四边形, 为了保证网格从罐壁到贮罐底面均匀过渡, 贮罐底部采用的网格形状为三角形。为了提高计算结果的准确度, 网格单元大小不要过大并尽量分布均匀。由于文章主要是分析贮罐在水压试验下的应变, 本贮罐按规定容积盛满水后, 罐顶并不承受水压, 所以在划分网格时, 并未对罐顶进行划分。

2.4 边界条件及约束情况

玻璃钢立式贮罐在工作过程中是被放置在基础底面上, 且固定不动的。因此要对贮罐底部施加约束载荷, 即对底部所有节点的x、y、z三个方向的自由度全部约束。

文章对立式玻璃钢贮罐的有限元分析的主要内容是贮罐水压试验过程中的应力分布和变形情况。所以贮罐所施加的载荷主要是液体压力。作用于罐壁的液压按下式计算:

式中:P-作用于罐壁的液压;h-设计高度 (最大液体高度) 。

随着深度的增加, 液压也随之增加, 所以需对罐壁施加梯度力。

2.5 有限元计算结构与分析

由于玻璃钢贮罐承受水压梯度力, 为节约材料, 玻璃钢的壁厚的设计为自下而上逐渐变薄。文章为简化模型, 将壁厚设置为均厚。文章将ansys引入玻璃钢贮罐的设计和分析中主要是计算水压下玻璃钢贮罐的最大应变值, 另外出于产品优化设计方面的考虑, 文章对不同壁厚的贮罐进行了水压分析。

壁厚分别为:t1=7.43mm, t2=14.3mm, t3=21.1mm, t4=26.3mm。

(1) 立式玻璃钢贮罐应力计算结果 (见表2)

(2) 计算结果分析

从计算结果上看, 可以得出以下结论:

a.本罐体依然与大多数压力容器一样, 稳定性依然是其主要控制因素。

b.值得注意的是无论是承载力, 位移还是屈曲分析, 均未将罐体保护层厚度对承载力, 变形和稳定性贡献, 因此结果均相对保守。

c.如将期望的承载力安全系数和稳定性安全系数设定为10, 同时将保护层贡献计算在内, 文章认为罐体的结构层设计厚度可采用21.1mm。保护层厚度内外各为2mm, 总厚度为25.1。相比于原设计26.3mm厚设计方案, 预计可节约成本约20%左右。

摘要：玻璃钢贮罐是树脂基复合材料制品中应用最广泛的产品之一。与传统的金属、钢筋混凝土相比, 它有如下特点:耐腐蚀性能好;强度高、自重轻;隔热保温效果好;成型容易;安装、运输方便等等。对于盛装液体、容积大于100m3的大型贮罐, 一般多采用立式。目前, 立式玻璃钢贮罐的结构设计和有限元分析技术已成为重要的研究方向。将有限元分析应用于立式玻璃钢贮罐的设计中, 在产品设计阶段可以提高结构设计的可靠性, 有效地缩短产品设计周期和试验费用。本课题经过了长时间的准备, 调研了玻璃钢企业对产品设计和分析的需求, 主要针对立式玻璃钢贮罐开展以下几个方面的研究:建立了玻璃钢贮罐有限元分析流程;对贮罐在装满水后的应变应力进行了分析, 并对贮罐结构进行了优化。

单桩复合地基静载荷试验效果评析 第6篇

自20世纪80年代中期从日本引入粉喷桩技术,到现在已经陆续产生了石灰桩法、灰土挤密桩法、土挤密桩法、柱锤冲扩桩法、单液硅化法和碱液法、CFG桩、夯实水泥土桩、高压喷射注浆法等半刚性复合地基处理技术,再有已经成熟的碎石桩、砂桩等柔性地基处理技术。随着复合地基处理方式的增加,对验证处理效果能否满足设计或工程要求的最直接的方式目前仍以现场复合地基静载荷试验为首选。复合地基静载荷试验是否可靠,是否能准确提供承载力并判别施工质量,须有待进一步研究。

1 复合地基的设计

复合地基的初步设计或估算一般采用下式:

其中,fspk为复合地基承载力特征值,kPa;m为面积置换率;Ra为单桩竖向承载力特征值,kN;Ap为桩的截面积,m2;β为桩间土的承载力折减系数,宜按桩型和地区经验取值;fsk为处理后桩间土承载力特征值,宜按桩型、成桩方式及地区经验取值。

其中单桩竖向承载力特征值Ra如果有单桩载荷试验时,应将单桩极限承载力除以安全系数2;当无单桩载荷试验资料时,可按下式进行设计或估算:

其中,μp为桩的周长,m;n为桩长范围内所划分的土层数;qsi,qp分别为桩周第i层土的侧阻力、桩端端阻力特征值,kPa,可按现行GB 50007建筑地基基础设计规范有关规定确定;li为第i层土的厚度,m。

同时桩体试块抗压强度平均值应满足下式要求:

其中,fcu为桩体材料试验块标准养护的立方体抗压强度平均值;η为桩身强度折减系数,可根据桩型、成桩方式选取。

2 复合地基载荷试验深度效应

复合地基不论是碎柔性的还是半刚性的都是介于天然地基与桩基础之间的一种地基类型,依靠桩和桩间土共同承担上部荷载及基础传至基底的荷载,其力学性质与天然地基及桩基础有着很大的差别。

天然地基与地基基础直接接触,有限厚度的地层承受上荷载,受荷土层通常水平成层分布。荷载板存在着尺寸效应,即在同一强度的外部荷载作用下,受荷的面积愈大,在同样深度的应力也就愈大,沉降也愈大。试验结果一般仅能反映1倍～2倍荷载板宽度或直径深度范围内土体的平均性质。当2倍载荷板深度下部存在软弱下卧层时,载荷试验的结果就不能明显反映出来,成为载荷试验的盲区,而远比载荷板宽度大的多的建设物其荷载能反映的深度明显大的多。有时该软弱夹层能成为建筑物损坏的主要原因。桩基与基础相连,桩顶受荷载,通过桩周土体及桩端传递荷载,轴向刚度大,做单桩载荷试验。

而复合地基采用的置换法或挤密法等增加竖向增强体,形成天然地基和增强体的复合体,从而由两部分共同承担荷载。然而该复合体由两部分组成,是非均质体,具有各向异性,在荷载作用下,基体和增强体通过褥垫层的协调作用,桩土协同受荷,协调变形,受荷地基分加固区和未加固区,加固区为桩长范围内,未加固区为桩端以下的天然地基。

一般进行复合地基静载荷试验时,不论进行单桩复合还是群桩复合,都存在着尺寸效应,试验结果一般仅能反映3倍～4倍载荷板宽度或直径深度范围内的承载力,且群桩中的单桩复合地基承载力由于受邻桩的影响,其试验结果要比仅有一根桩的承载力的值大。故因复合地基载荷试验尺寸效应的原因,试验结果远未反映到加固区的下部。即便是有限数量的群桩载荷试验也是如此,故不论设计桩长如何,只要保证桩长大于3倍～4倍载荷板的宽度(或直径),试验结果就能满足设计要求,而且通过相对沉降进行取值也能满足要求,然而,对建筑物来说,因其影响深度远大于3倍～4倍载荷板宽度(或直径),所以其沉降量远大于载荷试验结果。这是造成工程质量事故的一个重要原因。

从地基附加应力等值线进行分析,方形载荷试验的σz要比条形荷载试验的小的多,如方形荷载中心下Z=2b处,σz=0.1P0,而在条形荷载下,σz=0.1P0等值线约在中心下Z=6b处通过。从地基附加应力等值线图也能说明,如果成桩时形成悬桩,载荷试验是很难反映其真实面目的

目前,因施工队伍素质参差不齐,如果因偷工减料使施工桩长小于设计桩长而形成悬桩时,但因承载力检测的依据主要为复合地基现场静载荷试验,因试验荷载板的尺寸效应,可能掩盖施工质量问题,而不能真正的起到保证工程质量的作用。

3 实例分析

某村民住宅楼7层,砖混结构,条形基础,东西布置。楼长75 m,宽13.5 m(其中设有伸缩缝),复合地基承载力设计值fspk≥180 kPa。

该住宅楼地基处理方式为夯实水泥土桩。桩长5.3 m,桩径0.35 m,面积置换率m=0.12,桩端要求进入持力层不小于350 mm,首夯时,孔底须夯实后再回填水泥土,水泥∶土=1∶7。结构设计中每间均设构造柱,每层设圈梁,该建筑物整体刚度较好。其地层情况简述如下:

(1)层耕植土,层厚1.2 m;(2)层粉质黏土,松散,层厚3.8 m～4.4 m,地基承载力特征值fsk=70 kPa;(3)层粉土,层厚0.7 m～1.2 m,软塑,地基承载力特征值fsk=100 kPa;(4)层粉土,中密,层厚3.4 m～4.5 m,地基承载力特征值fsk=140 kPa;因场地东部曾有个暗渠,距基底约5 m,局部含水量高,呈软塑～流塑,层厚0 m～0.5 m,设计要求桩端必须穿透该层,进入持力层不少于350 mm并且孔底用碎石和干水泥夯实后再用水泥土回填夯实。本工程因为村民开发并未委托监理,由村民代表进行监督。施工结束后随机抽取4根桩进行单桩复合地基静载荷试验,并在东部暗渠部位抽取了1根。经按规范检测,试验成果全部满足规范要求。当该工程进行到第(5)层时,东部近地坪位置有裂缝出现,经观测,地基产生了不均匀沉降,且不均匀沉降还在加速。之后,业主会同设计、施工、检测等各方进行查找原因。在暗渠的走向方向距基础约3 m位置,用洛阳铲成孔进行验证。经验证,施工桩长5.3 m正好位于暗渠所处软塑层的顶部或中部,因现场施工人员未按设计所要求的穿透该层,只一味的按桩长施工,施工过程中未按设计要求对孔底用碎石和干水泥粉夯实,使所成的桩成了悬桩,从而造成该工程质量事故。事后局部进行了注浆加固,有效的控制了不均匀沉降的继续。

通过以上实例分析,可看出单桩复合地基承载力载荷试验由于受荷载板的深度效应所限,造成试验中应力远未影响到加固区端部,施工不合格的工程也能满足规范所要求的s/b值。故可看出单桩甚至群桩复合地基载荷试验并不能完全反映施工质量。

4 结语

1)复合地基静载荷试验由于存在深度效应,对桩长大于3倍～4倍载荷板深度时,无法正确提供复合地基承载力特征值并作为评价施工质量的依据。2)建议用群桩载荷试验来验证复合地基施工质量。3)建议采用单桩载荷试验结果和其周边土的承载力特征值结合经验确定复合地基承载力特征值为主,在确保桩身完整的前提下,可以采用单桩复合地基载荷试验确定复合地基承载力。4)建议对复合地基桩体检测增加检测手段,如对桩体取芯、桩体完整性声波检测等。5)虽然增加监理的监督职能能够避免部分工程质量事故的发生,但是工程质量不是监督出来的而是施工出来的,只有提高施工队伍整体素质,才能从根本上杜绝工程事故的发生。作为检测的第三方积极寻求更好的检测手段,真实客观的反映施工质量为工程把好质量关

摘要：通过对复合地基检测工作原理及案例进行分析,提出单桩复合地基检测的局限性,为了保证工程质量,在分析的基础上提出自己的建议,指出作为检测的第三方应积极寻求更好的检测手段为工程把好质量关。

关键词：载荷试验,复合地基处理检测,效果分析

参考文献

[1]张德恒,高峰.CFG桩复合地基的试桩静荷载试验及必要性[J].山西建筑,2007,33(17):3-4.

[2]东南大学,浙江大学.土力学[M].北京:中国建筑工业出版社,2001.

[3]JGJ 79-2002,建设地基处理技术规范[S].

[4]JGJ 106-2003,建筑基桩检测技术规范[S].

基于静载荷试验的基桩抗拔机理研究 第7篇

一、现状研究

现行的基桩抗拔计算方法, 一种是假定极限状态下桩土破裂面形式, 然后用数值积分方法求得破裂面上摩阻力的竖向分量。二是规范方法, 引入抗拔系数修正各土层的抗压极限侧摩阻力, 作为抗拔桩的极限侧摩阻力。关于抗拔系数争论较多, 有学者认为抗拔桩的极限侧摩阻力与承压桩应当无区别, 不存在抗拔系数;更多的学者认为桩受上拔荷载作用下的桩侧摩阻力要小于桩承压条件下的桩侧摩阻力。

Ahmed等详细推导了考虑桩的泊松效应的抗拔桩及承压桩桩侧摩阻力计算公式。Poulos等认为对于粘土中的等截面桩, 其极限抗拔力是由沿桩身的粘聚力和桩重组成。De Nicola等利用离心机研究了砂土中桩基侧摩阻力对比, 发现抗拔、抗压桩的总的侧摩阻力比值范围在0.520.86。Nicola等利用有限元模型研究了砂土中抗拔、抗压桩的侧摩阻力对比。Meyerhof等发展了以实验室模型试验为依据的抗拔桩承载力计算的近似方法。

通过研究可以发现, 抗拔、抗压桩的侧摩阻力比值与桩的长径比、桩材料的泊松比、桩土间摩擦角、土的平均剪切模量与桩的弹性模量的比值有关。以前的工作侧重于单桩上拔承载力及桩侧阻力的研究, 并且研究方法偏重于室内试验及理论分析, 施工现场原型试验成果还很少, 本文结合在建工程的基桩承载力试验, 对理论研究加以补充。

二、案例分析

本工程为大西洋沿岸某港口项目, 施打钢管桩1005根, 钢管桩直径为700mm, 壁厚19mm, 长度为24.2m至25.7m, 材质为CR4B50。勘探资料表明, 本工程施工区域浅地层均为第四纪全新世的沉积层, 土层分布较单一, 主要由细砂和贝壳胶结岩两大类组成, 其分布为水平状, 厚薄不一, 相间成层。施工区域钻探资料如表1所示。

本工程试桩分为陆地试桩和海上试桩, 第一次海上试桩期为8个月, 共安排了工程桩试桩4根, 并结合锚桩、观测桩试验3根, 累计试验11次静压和7次静拔。第二次试桩期为1个月, 进行了三次反复压载试验和一次拔桩试验。试桩平均间歇时间为成桩25天之后, 拔桩与压桩平均间歇时间为10天, 复打、快压、慢压试验的平均间歇时间为11天。由于试桩数据较多, 本文只针对抗拔系数进行了研究, 如表2所示。

我国规范一般认为抗拔系数在砂土中取0.50.7, 粘土、粉土中取0.70.8;捷克Feda规定:视桩的加荷历史及上层土的均质性而定, 分别取>1, <1, =1;日本港湾协会规定:软粘土取1。从试桩结果分析, 抗拔系数ζ不仅与土层分布有关, 还与桩本身的构造和沉桩工艺有关, 如只按土层性质取值, 将有一定的误差。同时, 基桩承载力的可靠度并不高, 按照规范取值, 将导致承载力计算值偏大。根据现场分析, 拔桩过程中, 土所受的力与变位方向都是向上的, 桩侧所受的土压力为主动土压力, 受压桩为被动土压力。因而桩周土的有效应力比压桩小, 就产生了松动的倾向, 随着变位的发展, 桩与土的接触面积减小, 故拔桩时随着受力时间的延续, 桩的变位增大, 土的抵抗力减小, 在粘土中拔桩时的蠕变现象将比压桩时更加显著, 这种作用机理导致抗拔系数的实际值比预测值要小。

三、结论

(1) 拔桩的作用机理复杂, 在相同土层中, 由于成桩工艺不同, 抗拔系数有明显的差异, 按照土层的性质来取值, 与实际不符。

(2) 由本工程试桩结果分析, 开口桩和闭口桩由于成桩时挤土效应不同, 导致其承载力发挥效果不同。

(3) 抗拔系数应该依靠工程试验取值, 按固定取值时误差较大, 且闭口桩的抗拔系数与开口桩的抗拔系数相比较大。

快速法静载荷检测与实际沉降量关系 第8篇

苏南某新建综合服务楼竣工后, 发现建筑物沉降量数据较大, 委托专业测绘单位对该服务楼进行沉降观测。本文根据沉降观测的数据, 结合基桩检测及场地工程地质勘察资料, 对该服务楼沉降大于设计预期的原因, 及基桩静载检测时没能反映沉降量大的原因作些简单分析与总结。

2 工程概况

2.1 建筑物

该建筑物平面上呈L型, 框架结构形式, 主体结构层数为六层, 东面部分为四层 (参见附图三) , 采用桩基础, 理论计算建筑物沉降量最大值为140mm。

2.2 基桩设计参数

桩型规格为预应力混凝土管桩, 截面尺寸为Ф400mm, 桩长18.0m, 上下两节桩, 上节桩为12.0或6.0米, 下节桩为6.0米或12.0米, 桩身混凝土强度等级为C80, 设计桩端持力层为 (4) 2-2层粉砂, 单桩承载力设计值为715kN。

2.3 工程地质

根据委托单位提供的岩土工程勘察报告资料及基桩设计参数, 单桩极限承载力计算值为1183kN。场地内土层分布见表1:

3基桩检测

3.1 低应变

该综合服务楼共有工程桩25根, 设计要求低应变抽检比例为30%, 共检测桩7根, 测试情况如下:其中:Ⅰ类桩63根, 占抽检桩数的80.8%;Ⅱ类桩15根, 占抽检桩数的19.2%;无Ⅲ、Ⅳ类桩。从低应变检测数据分析, 该工程基桩桩身完整性质量较好, 典型曲线如图1。

3.2 静载检测

试验按照《建筑基桩检测技术规范》 (JGJ106-2003) 执行, 采用快速试桩法, 测读时间如下 (1) 每级荷载维持一小时, 按第5、15、30、45、60分钟测读试桩沉降量, 即可进行下一级加载。 (2卸载时, 每级荷载维持15分钟沉降测读时间为第5、15分钟卸载至零后测读两小时, 测读时间为第515、30、60、90、120分钟。终止加载条件为达到设计要求最大加载量。三组桩的汇总数据如下表2。从检测数据分析, 该工程基桩单桩竖向抗压极限承载力满足设计要求。

4沉降观测

根据施工单位提供的建 (构) 筑物沉降观测成果, 在建筑物四周及内部共布31个沉降观测点, 见图3。2005.08.22、2005.12.01、2006.01.02、2006.03.15共观测了四次, 其中的六个沉降观测点由于施工过程中被损坏, 无法连续观测, 连续观测的点为25个点, 到03.15为止, 25个点中最大沉降量为196.5mm, 最小沉降量89mm, 平均沉降量为135.8mm, 最小的沉降量点在建筑物的东面, 该处主体结构为四层, 这与实际建筑物情况较吻合。2006.03.15日后, 沉降观测的工作移交给专业测绘单位, 沉降汇总数据见表3, 累计沉降量从施工时的第一次观测算起。选取建筑物四周角点处及建筑物中心处的观测点绘制“沉降观测特征点高程与沉降速率-观测时间曲线”, 见图3。

5 结果分析

5.1 数据分析

从沉降数据图表看出, 该建筑物的实际沉降量较大, 且沉降速率较大, 到2006.09.29为止, 13#点的最大沉降量已达到266.5mm, 超过设计计算值及相关规范允许值。从基桩检测情况看来, 最大加载量为单桩承载力设计值为715kN的1.6倍, 采用快速试桩法, 三组桩的最终沉降量较小, 最大值为6.24mm。这样看来, 虽然基桩检测数据与根据地质资料计算值较吻合, 但没能反映出竣工后建筑物的实际沉降量情况。

5.2 原因分析

由于建筑物沉降问题比较复杂, 涉及到建筑荷载情况, 工程地质勘察情况, 群桩效应, 基桩检测方面等, 很难判断是某一方面原因造成, 下面笔者浅显分析一下相关因素。

5.2.1设计参数

根据场地地质勘察报告, 设计桩端持力层为 (4) 2-2层粉砂, 该层土静力触探平均值为5.34MPa, 且桩侧极限摩阻力标准值与桩端极限摩阻力标准值较高, 但该层土下面的 (5) 1-1层、 (5) 1-2层为粘土, 静力触探平均值为0.79Mpa及1.43Mpa, 为主要软弱下卧层, 且该层土较厚, 达由于桩长为18.0米, 桩端离 (5) 1-1层层顶仅为1.8米左右, 这对沉降是不利的;另外单桩承载力设计值为715kN, 是否该值安全系数较小, 实际荷载要高于该值, 故检测时, 最大加载量偏小, 没能反映实际工程情况。

5.2.2 群桩效应

该工程单个承台桩数较多, 长4.2米宽2.6m范围内布桩11根, 桩间距较小, 虽然单桩竖向抗压承载力测试结果满足设计要求, 但群桩作用机制下, 要考虑群桩对软弱下卧层的整体冲剪作用。

5.2.3 基桩检测

采用快速试桩法, 最大加载量为1150kN, 分十级, 级差荷载为115kN, 每级维持荷载60分钟, 终止加载条件为达到设计要求最大加载量, 三组桩的最终沉降量均较小, 最大为6.24mm, 且最后一级收敛。在大于设计承载力715kN的第六、七、八、九级, 加载量分别为805kN、920kN、1035kN、1150kN, 四级总共加载时间为4小时, 是否持力层下有较厚软弱下卧层时, 快速试桩法存在检测时间较短, 不能客观全面反映竣工后建筑物沉降情况。

5.2.4周围环境影响

在该房结构封顶过程中, 距离该房40米左右处, 一工程在采用打入法沉桩, 四台打桩机同时工作, 持续时间为1个多月, 另外工程的持力层也为 (4) 2-2层粉砂, 是否震动影响下, 砂性土宜液化, 影响到土性, 加剧了本楼的沉降。

6结束语

6.1本工程沉降量较大的原因可能很复杂, 但作为基桩检测时, 是否类似该工程时, 检测时间加大, 一周时间左右, 为委托单位及设计单位提供能反映实际情况的数据。

6.2通过大量工程实践, 基桩检测结果与建筑物竣工后的沉降检测数据基本较吻合, 基桩检测数据满足设计要求的工程, 沉降量也能满足设计要求, 但本工程基桩检测没能反映出建筑物的实际沉降量情况是一特殊的例子, 相关数据不尽系统, 今后还需积累经验。

摘要：本文根据某一实际工程建筑物沉降量较大特点, 用快速法试桩分析了工程地质勘察报告资料、工程的静载荷及低应变检测数据, 对苏南某些地区某些地层选为持力层时, 提供可靠的沉降数据。

关键词：基桩检测,快速试桩法,沉降观测

参考文献

[1]罗伟新, 王金生, 丁志成, 基桩静载试验中的几个常见问题[J];岩土工程界;2003年03期.