单桩竖向抗拔承载力

单桩竖向抗拔承载力（精选3篇）

单桩竖向抗拔承载力 第1篇

关键词：验收检测,试桩检测,加载量,抗裂荷载

0 引言

随着我国城市化进程的加快,城市建筑不断由单一的上部空间模式向上下两方向纵深发展。在滨海地区,当地下水位高,结构荷载不能抵抗地下水的浮力时,地下工程的抗浮问题随之而来,解决抗浮问题的主要措施由压重法、抗浮锚杆或抗拔桩法,其中抗浮桩具有单点受力大,承载力可调性强,设计灵活,可兼作工程抗压桩,比较适合于软土地区等特点,因此被广泛用于滨海软土地区。

基于抗浮桩通常被兼作工程抗压桩,除保证其达到抗浮功能外还必须不能破坏或影响基桩的其它功能(如抗压、抗剪或抗裂),这就要求该类桩必须选型得当,设计合理,按章施工且质量有保障。同时给我们第三方的检测人员也提出了更高的要求,检测前须尽量了解设计条件,控制好合理的最终加载量,以免破坏基桩的其它功能,确保给设计人员提供科学合理的技术参数,对施工质量的控制结果提供可靠的验收依据。笔者在多年的检测工作中发现不少检测人员不了解设计意图,盲目控制试验最大加载量,给出的检测(试验)结论不具科学性,笔者通过学习相关规范,并向有关设计、施工和检测资深人士请教,将理解的心得和常见的问题进行整理、汇总,以期理清问题,让检测同仁们在工作中做到有的放矢。

1 试桩检测与验收检测的区别

试桩检测与验收检测的根本区别是试验的目的不同。试桩检测的目的是通过对工程试打桩的抗拔静载荷试验确定桩体与岩土层之间粘结强度特征值,桩体设计参数。这是为桩体的设计取得技术参数,应进行破坏性试验。

验收检测的目的是检测已经施工完成工程桩的施工质量是否达到设计要求,是为基桩施工质量验收提供支持性文件材料,一般不允许进行破坏性试验,且应保障试验过程也不影响到基桩的其余功能作用或耐久性要求。所以我们检测人员在接受一份工程检测委托任务时,必须明确工程建设单位的委托要求,从而进一步与设计单位沟通了解设计条件,制定出科学合理的检测方案,并与设计、建设、施工单位完成技术交底,确保试验结果的可靠、准确。

2 最大试验加载量控制

2.1 试桩检测

给设计提供依据的试桩检测应加载至桩侧土破坏或桩身材料达到设计强度,对钢筋混凝土桩而言,实则为钢筋的强度设计值,即:U燮fyAs+fpyApy。

式中:U—试桩最大上拔荷载控制量;

fy、fpy—普通钢筋、预应力钢筋的抗拉强度设计值;

As、Apy—普通钢筋、预应力钢筋的截面面积。

为保证试验的成功,考虑到可能出现承载力变异和钢筋受力不均等情况,必要时应建议设计人员适当加大试桩的配筋量。

2.2 验收检测

工程桩验收检测一般要求加载量不应低于单桩竖向抗拔承载力特征值(设计给出)的2倍,但当设计对抗拔桩有裂缝控制要求时,则按抗裂要求验算出基桩抗裂荷载设计值,如果此条件下的抗裂荷载设计值小于单桩竖向抗拔承载力特征值的2倍时,应取该条件下的抗裂荷载设计值作为待检测基桩最大上拔荷载控制量,确保试验过程不致影响到基桩的其余功能及耐久性。

3 基桩抗裂荷载设计值确定

受环境类别和水、土介质腐蚀性等级影响,桩基结构的耐久性要求桩基工程的裂缝控制分三个等级,不同等级条件下的基桩抗裂荷载设计值也不尽相同。

严格要求不出现裂缝的一级裂缝控制等级,基桩的抗裂荷载设计值为:Qc=σpc·A。

一般要求不出现裂缝的二级裂缝控制等级,基桩的抗裂荷载设计值为:Qc=燮σpc+ft燮A。

式中:Qc—基桩抗裂荷载设计值;

σpc—扣除全部应力损失后,桩身混凝土有效预压应力;

ft—桩身混凝土轴心抗拉强度设计值;

A—桩身横截面面积。

允许带裂缝工作基桩的裂缝控制等级为三级,此时应根据设计要求的最大裂缝宽度限值,验算出基桩抗裂荷载设计值。鉴于当前实际工程中常见的基桩截面形式为圆形截面,而此类截面的最大裂缝宽度计算还处在研究阶段,虽然存在一些代表性的研究成果,但彼此之间仍存在着一些不定性,作为检测人员一般不易把握,但须明白设计要求条件,建议设计人员给出最大允许加载限值,切不可断章取义,一味采用单桩竖向抗拔承载力特征值的2倍。

在上拔荷载作用下预应力管桩一旦出现裂缝将直接影响工程桩的抗压抗剪功能,所以除受耐久性要求影响外,实际工程中作为抗拔桩的预应力管桩基础也是要求不允许出现带裂缝工况。规范规定设计等级为甲、乙级的预应力管桩基础严格要求不出现裂缝,其抗裂荷载设计值采用:Qc=σpc·A;而丙级设计等级的预应力管桩基础一般要求不出现裂缝,其抗裂荷载设计值采用:Qc=燮σpc+ft燮A。

4 结语

总之,我们在开展一项基桩竖向抗拔静载荷试验检测业务时,首先要明白检测的目的,分清是试桩检测还是工程桩验收检测;其次要弄清该桩基工程的裂缝控制要求,依据控制要求验算出相应的抗裂荷载设计值,必须保证试验的最大控制荷载量不得超过抗裂荷载值,以免破坏工程桩的其它功能;再次制定出科学合理的检测方案,并与设计、建设、施工单位完成技术交底,完善未尽事宜;最后依据检测方案,按规范要求开展现场检测工作,确保试验结果的可靠、准确。

参考文献

[1]JGJ94—2008建筑桩基技术规范[s].

[2]DB33/1016-2004先张法预应力混凝土管桩基础技术规程[s].

[3]JGJ106-2003建筑基桩检测技术规范[s].

单桩竖向抗拔承载力 第2篇

关键词：隧道开挖,两阶段法,剪切位移法

随着城市的发展, 交通拥堵越来越严重, 许多城市开始开发地下空间, 地铁隧道施工会引起相邻建筑物中的桩基产生附加内力和变形, 甚至会造成桩基础的失稳而威胁上部结构的安全, 因此, 分析隧道开挖引起的地层位移及其对邻近桩基础的影响是一个非常重要的问题[1]。

目前关于隧道开挖对桩基影响的分析方法主要有两类, 第一类是整体分析方法。整体分析法计算较为准确, 但建模比较复杂, 因而不被工程设计人员广泛接受。第二类为两阶段分析方法, 第一阶段分析隧道开挖引起的桩周土体变形;第二阶段将桩周土的变形施加到桩上, 分析桩的变形及内力变化。Loganathan[2]、Chen等[3]、王占生等[4]采用两阶段分析方法评价了隧道施工对桩基的影响。两阶段法意义明确, 易于接受, 然而目前没有简单明确的解析方法能够计算隧道施工对桩基的影响。

本文首先采用剪切位移法计算隧道开挖前的桩身轴力及摩阻力;然后采用两阶段分析方法计算隧道开挖后引起的桩身位移、轴力及摩阻力, 第一阶段采用Loganathan等[2]解析解计算隧道开挖引起的土体自由位移场, 并用五次曲线进行拟合, 第二阶段采用剪切位移法, 建立单桩在被动位移下的平衡方程, 计算单桩由于隧道开挖引起的位移和内力, 将两种状态的结果叠加后得出桩身位移、轴力及摩阻力分布形式。最后, 验算开挖引起的负摩阻力作用下桩身结构的正常使用是否满足要求。

1 基本方程建立以及求解

1.1 地铁开挖前桩基受力计算

位移平衡方程为:

式 (1) 中, τz为桩侧摩阻力;up为桩截面周长;z为计算截面至地表的距离;A及Ep为桩身截面面积和弹性模量;up为桩身截面周长;γ为桩基混凝土重度。

受荷桩桩侧土体变形可理想的视作同心圆柱体 (图1) , Randolph和Wroth[5]假定把桩周土体简化为均匀分布的弹簧, 得到桩侧土体荷载位移的表达式:

将式 (2) 代入式 (1) 中, 可得:

令, 则, 式 (3) 可化为:

解微分方程 (4) 得, 距地表深度z处桩身位移为:

桩身轴力为:

联立式 (5) 、式 (6) 可得:

可将其简化为:

对于顶面深度为z高为Δz的微段, 则其顶面位移和轴力、底面位移和轴力分别为:

由上两式可得:

式 (7) 中, T为传递矩阵。

对于桩顶, 可以得出其位移及轴力为:

桩端土体位移方程将桩端看做刚性压块, 可用Boussinesq公式求解, 即

取不同的桩端沉降量wb=0, 1, 2, …, n, 由式 (9) 可得到不同的桩端轴力pb, 代入式 (8) 则可得到不同的桩顶荷载p0和桩顶沉降w0, 并可得到轴力及桩侧摩阻力沿桩身的分布曲线。

1.2 开挖引起的土体自由场位移

计算隧道开挖引起的土体自由位移场, 可以采用Loganathan和Poulos (1998) [5]提出的修正解析公式:

式 (10) 中, Sz为隧道开挖引起的地层沉降;R为隧道半径;z为地层深度;H为隧道纵轴线深度;μ为土体泊松比;x为距隧道中心线的水平距离;ε0为平均地层损失比;g为间隙参数, 指实际隧道开挖轮廓线与设计断面轮廓线之间的间隙值。

为便于求解上述位移方程, 采用Matlab软件, 将Loganathan解析解拟合为五次曲线:

式 (11) 中, a、b、c、d、e、f为拟合系数。

1.3 桩身位移求解方法

1.3.1 桩身平衡微分方程

取桩身dz长的某一受力单元如图2所示, 则该单元的受力平衡方程可写为:

式 (12) 中, N为桩身横截面正应力;τ为桩侧摩阻力, 此处假定τ方向向下, 即为负摩阻力;U为桩身横截面周长。

由胡克定律可知,

式 (13) 中, Ep为桩身混凝土弹性模量;ε为桩身混凝土弹性应变。

将式 (13) 代入式 (12) 中, 可得:

式 (14) 即为隧道开挖时, 桩侧竖向荷载作用下桩身位移控制方程。

1.3.2 荷载传递模型

可通过有代表性的传递函数模型, 指数曲线 (Kezdi) 、理想弹塑性 (佐藤悟) [6]、双曲线 (Gvardner) [7]代入公式 (14) 求解。

此处选取理想弹塑性函数模型, 该模型使用时数学处理起来较为简单, 同时考虑了桩土剪切位移及桩土接触特性对桩侧摩阻力的影响。

理想弹塑性模型可表示如下:

式 (15) 中, τf为桩侧摩阻力限值;S、w分别为土体沉降和桩身沉降;Smn、Sms分别为对应于负摩阻力和正摩阻力达到各自极限值时的剪切位移限值;k为桩土相对位移位于限值以内时的比例系数。

可根据现场试验确定, 缺乏条件时也可根据地区经验取值。根据土性不同Smn、Sms其大小也不同:黏性土为4~6 mm, 砂类土为6~10 mm。

当剪应力τ超过土体抗剪强度τf时, 可视为土体达到破坏状态。因此, 对于双折线模型公式 (15) 中的桩侧摩阻力限值τf, 可用下式来表达

式中, τf为破坏面上抗剪强度;c为土体黏聚力;;φ为土体内摩擦角σn为桩土接触面法向应力;ks为土体侧应力系数;γ为土体容重;z为桩土接触面处的土体深度。

1.3.3 桩身位移求解

(1) 当土体与桩剪切位移达到极限值Smn时, 将式 (15) 第一式代入式 (14) 中, 得桩身位移方程为:

解方程得其解为:

桩身附加轴力为:

桩顶边界条件:

2) 当桩土剪切位移未小于极限值Smn且大于-Sms时, 此时可认为桩土之间没发生相对滑移。

由式 (2) 可知, 此处桩土相对位移为s-w。

由式 (2) 、式 (14) 、式 (15) 第二式, 得桩身位移方程为:

由式 (18) 和式 (19) 可得:

令, 得:

式 (19) ～式 (21) 中, w为土层沉降引起的桩身沉降;s为没有桥桩时桩位置处对应的土层沉降;E为桩体弹性模量;A桩截面积;Gs为土体剪切模量;r0为桩半径;rm为桩的有效半径, rm=2.5 L (1-μ) , L桩长, μ为土体泊松比。

利用常数变异法解式 (21) , 得其解为:

将式 (11) 代入上式得桩身沉降为:

桩身附加轴力为:

代入边界条件:

式中, z1为桩侧土发生剪切破坏时对应的竖向深度, w1、P1为深度处对应的桩身位移和轴力;若经计算土体未发生剪切破坏 (即桩土剪切位移未到达到极限值) , 则z0取为0, w0、P0为桩顶位移和外荷载。

3) 当桩土相对位移达到极限值Sms时, 将式 (15) 第四式代入式 (14) 中, 得桩身位移方程形式同式 (18) :

其解为:

解方程得桩身沉降为:

桩身附加轴力为:

桩顶边界条件:

桩底边界条件同式 (9) 。

2 计算实例

采用Matlab编程, 取隧道埋深15 m, 椭圆形断面, 横轴长6.3 m, 竖轴长6.5 m, 断面间隙取2 cm, 桩径0.75 m, 桩长45 m, 面积A为1.77 m2, 弹性模量E为20 GPa, 泊松比0.15, 密度2.5×103kg/m3。各土层计算参数见表1。

2.1 开挖前初始轴力及摩阻力计算

当取桩端沉降量wb=1.412 mm时, 根据公式计算出对应桩顶沉降量w0=1.531 mm, 桩顶轴力pb=240 kN。

将桩顶轴力p0和计算所得桩顶位移w0作为初始条件, 代入方程中求解可得出初始状态下桩身轴力和桩周摩阻力。

2.2 开挖后土体沉降及曲线拟合

计算水平向距隧道中心线为13 m、竖向距水平轴0~45 m (步距0.5 m) 的地层沉降值, 并绘图如图3。

地层损失率:

计算得土体自由位移五次拟合曲线为:

2.3 计算桩身各段的位移

开挖前以及开挖后的桩身位移、轴力及摩阻力结果见图4~图6。

2.4 桩基承载力以及混凝土强度验算

2.4.1 桩基承载力验算

向下荷载主要由桩顶荷载和桩侧负摩阻力构成。

其合力为:

桩侧及桩端土体极限承载力Qu为:

承载力特征值Ra=Qu/K=2 157.08/2=1 078.5 kN, Q<Ra, 所以开挖后承载力满足要求。

2.4.2 混凝土强度验算

根据《建筑地基基础设计规范》GB 50007—2011第8.5.11条规定, 单桩竖向力设计值为:

式中, fc为混凝土轴心抗压强度设计值, k Pa, 按现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010取值;Q为相应于作用的基本组合时的单桩竖向力设计值, kN;Ap为桩身横截面积, m2;φc为工作条件系数, 非预应力预制桩取0.75, 预应力桩取0.55~0.65, 灌注桩取0.6~0.8 (水下灌注桩、长桩或混凝土强度等级高于C35时用低值) 。

此处φc取0.6, 根据上式得

Apfcφc=1.44×14 300×0.6=12 355 kN负摩阻力作用下桩身轴力最大值Pmax=261.27kN<Apfcφc=12 355 kN, 故桩身混凝土强度能达到要求, 不会因为负摩阻力的影响达到压屈破坏。

3 结论

(1) 基于剪切位移法原理计算桩身初始位移、轴力及摩阻力。初始轴力随深度逐渐减小, 最大位置位于桩顶为240 kN, 桩周摩阻力呈先增后减趋势, 最大摩阻力为1.4 kN/m2;采用二阶段法计算隧道开挖引起的桩身位移、轴力及摩阻力变化。顶位移为0.91 mm, 轴力增加最大位于桩土位移相等处, 为90.7 kN, 引起的最大负摩阻力为-1.92 kN/m2;

(2) 将初始状态与开挖引起的桩轴力及摩阻力叠加后算出开挖隧道后最大轴力为261.274 kN, 在距地表9 m以内为负摩阻力, 9 m以下为正摩阻力, 呈先增后减趋势。

(3) 通过混凝土强度验算和承载力验算, 得出桩基在此中情况下的承载力以及强度满足要求。

参考文献

[1]赵明华.桥梁桩基计算与检测.北京:人民交通出版社.2000Zhao Minghua.Bridge pile calculating and testing.Beijing:China Communications Press, 2000

[2] Loganathan N, Poulos H G.Analytical prediction for tunneling-induced ground movements in clays.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 1998;124 (9) :846—856

[3] Chen L T, Poulos H G, Loganathan N.Pile responses caused by tunneling.Canadian Metallurgical Quarterly, 1999;125 (3) :207—215

[4] 王占生, 王梦恕.盾构施工对周围建筑物的安全影响及处理措施.中国安全科学学报, 2002;12 (2) :45—49Wang Zhansheng, Wang Mengshu.Effects of shield-driven tunneling on the safety of adjacent buildings and its countermeasures.China Safety Science, 2002;12 (2) :45—49

[5] Rondolph M F, Wroth C P.Analysis of deformation of vertically loaded piles.Journal of the Geotechnical Engineering Division, 1978;104 (12) :1465—1488

[6] 张亦静, 肖宏彬.基于指数荷载传递模型的单桩承载力特性分析.建筑结构, 2012;42 (7) :119—122Zhang Yijing, Xiao Hongbin.Analysis on bearing capacity of single pile based on exponential load transfer model.Building Structure, 2012;42 (7) :119—122

单桩竖向抗拔承载力 第3篇

通过对挤扩多盘桩的理论研究,可知影响挤扩多盘桩单桩抗拔承载力的因素有很多,主要包括承力盘的位置,数量,高度,间距等[1],但是对于设置双盘的桩体,其影响因素主要为承力盘间距,盘数,径高比(即盘坡角)。本文在单盘桩现有研究成果的基础上,即合理的承力盘直径是1 500～2 500mm,承力盘坡角35～45°[2],通过建立分别设立不同承力盘间净距(即两个承力盘之间桩长)的有限元模型,通过AN-SYS软件计算,得出桩周土体沿桩长方向的YZ剪应力曲线,分析出了承力盘间净距对单桩承载力的影响,并推断出合理的盘间净距,为今后挤扩多盘桩的设计提供了理论依据。

2 有限元模型的建立

2.1 基本假定

1)假设桩周土体是均匀的各向同性的;

2)假设桩体是均匀的,且在加载的过程中不会被破坏;

3)假设桩和桩周土体工作状态是轴对称的,可以把模型简化为1并且便于对模型内部变化的观察;

4)模型中桩和桩周土体接触面采用的是面—面接触,且接触单元分别为target169和contact171,接触面的摩擦系数取0.45;

2.2 材料以及模型的基本参数

模型中混凝土桩的材料为线弹性本构模型,弹性模量Ep=2.5×107 kPa,泊松比μp=0.2,密度ρ=2.5×10-9 kg/mm3,土体采用Drucke-Prager弹塑性模型,弹性模量Ep=2.5×104 kPa,泊松比μp=0.35,密度ρ=1.9×10-9 kg/mm3,粘聚力C=17.4,摩擦角Φ=18.29,膨胀角β=18.29[3]。

为尽量避免边界约束条件对桩周土体的模型计算结果的影响,模型的桩长取L=10 000 mm,桩径取d=500 mm,桩周土体的直径取D0=6 000 mm,深度取H=14 000 mm,建立三组桩模型,第一组模型(以下简称JZ1),盘径取D=1 500 mm,盘高取h=500 mm;第二组模型(以下简称JZ2),盘径取D=2 000 mm,盘高取h=750 mm;第三组模型(以下简称JZ3),盘径取D=2 500 mm,盘高取h=1 000 mm,承力盘间净距取盘悬臂长的整数倍,即为S0=I(D-d)/2,I∈[1,6]。具体尺寸如表1。

3 有限元模型的计算结果

对上述的模型进行计算,然后得出各个模型的剪应力值以及位移变化值,对计算结果进行整理后可得:桩周土体沿桩方向上的节点的YZ剪应力曲线见图1。

由图1可以看出,虽然盘径不同,但是在荷载作用下桩周土体的YZ剪应力曲线变化趋势是相同的;但是由桩组JZ1、JZ2、JZ3可以看出随着承力盘间净距的变化,上下承力盘之间桩周土体的YZ剪应力值变化比较明显,而且是随着承力盘间净距的增加,上下承力盘间土体的YZ剪应力值逐渐增大,当盘间净距S0>4(D-d)/2时,其值变化幅度减小,表示承力盘间净距对土体的影响减弱。当盘间净距S0<2(D-d)/2时,承力盘间土体的剪应力过小,说明两个承力盘之间的桩周土体被挤密压实最终剪切破坏,此时的两个承力盘以及盘间土体会形成一个破坏整体,使上下承力盘不能独立工作[1],桩的承载力受承力盘之间的土体剪切破坏程度影响控制[3]。所以,承力盘间净距的合理取值为S0=I(D-d)/2,2≤I≤4。

4 结论

通过以上的分析可得,挤扩多盘桩的承力盘间净距直接影响了两个承力盘之间桩周土体的工作状态。当荷载较小时,上承力盘先承担荷载,随着荷载的增加,荷载由桩周土体向下传递给下承力盘[3],但是当承力盘间的净距过小时,两个承力盘之间的土体被挤密并剪切破坏,则下承力盘无法充分发挥其承载作用;当承力盘之间的净距足够大时,则对承力盘之间的土体不会产生影响。所以本文通过有限元的模拟分析,推断出承力盘间净距的合理值为S0=I(D-d)/2,2≤I≤4。将此研究成果应用于实际工程中,则会为挤扩多盘桩的设计提供良好的借鉴,并且该研究成果使挤扩多盘桩单桩承载力的理论进一步完善,进而促进该领域的发展,带来更大的社会效益和经济效益。

参考文献

[1]钱永梅,尹新生,王若竹,郑军.影响挤扩多盘桩土体极限承载力因素的研究.吉林建筑工程学院学报,2004,21(2)

[2]任佳佳.挤扩多盘桩抗拔极限承载力及桩周土体受力状态.吉林建筑工程学院硕士论文.2013

[3]谢新颖.挤扩多盘桩极限承载力及桩-土间剪应力和位移关系研究.吉林大学,2011