大胃贝壳汉姆
范文一：欠位移水平井设计公式的推导
欠位移水平井设计公式的推导 2010年7月
石油地质与工程
PETROLEUMGEOLOGYANDENGINEERING第24卷第4期 文章编号:1673—8217(2010)04—0080,02
欠位移水平井设计公式的推导
赵明君
(中国石油长城钻探工程公司工程技术部辽河分部,辽宁盘锦124010) 摘要:欠位移水平井轨道是一种由线段和圆弧的7段分段连续光滑曲线构成的二维井眼轨道,其特点是由一段反
扣s型吾q面和另一端双增剖面构成,文献中给出了这种类型的剖面设计的计算
但是没有给出得到公式的中 公式,
间过程.利用二维圆弧型剖面设计问题通解方法对公式进行了推导,得到了与文献中给出的公式相同的计算公
式,并指出了文献中的印刷错误,为正确使用这些公式进行欠位移水平井轨道设计提供了参考.
关键词:欠位移水平井;井眼轨道;公式推导
中图分类号:TE22文献标识码:A
目前,我国的水平井多为中半径水平井,普遍设
计成双增剖面,即设计轨道是设计方位垂直面上的
"垂直线段一圆弧一线段一圆弧一线段"型的分段曲
线,这种类型的剖面设计问题已得到解析解J.在
钻井实践中还常遇到下面的情况:入靶点的闭合位
移很小,以至于如果仍按双增轨道来设计,则设计出
来的井眼轨道几乎接近I形,给钻井施工造成很大
的困难;刘修善等将这种情况的水平井称为欠位
移水平井,用线段与圆弧相间的7段井段来设计井
眼轨道,并给出了两组设计公式.
无论是双增轨道,还是欠位移水平井轨道,在数 学本质上都属于二维圆弧型轨道设计的范畴,鲁港 等已经给出了这种设计问题的通解.文献[2]只 给出了设计公式的最终结果,而对得到公式的过程 并没有详细说明,这样不利于对欠位移水平井以及 类似的轨道设计问题进行更加深入的研究[4].本文 使用文献[3]的通解方法对欠位移水平井轨道设计 公式进行了推导,验证了两种方法的正确性. 约定:除特别声明之外,文中长度变量的物理单 位均为m,角度变量的物理单位均为rad. 1数学模型
"垂直线段一圆弧一线段一圆弧一线段一圆弧 一
线段"型的二维轨道设计问题的数学模型如下l5]: ??Z一Z(1)
?AS一S(2)P=1
式中:z为靶点垂深;S为靶点水平位移,AZ和 AS分别为第个井段的垂直增量和水平增量,由 下式计算]:
二i?F
?s:』?Lsinap,户?E【
Rp(cosa1一COSap),PEF
式中:0t为第个井段末端的井斜角,EG={1, 2,3,4,5,6,7);Gt.为初始井斜角;?L为线段井段 的长度;R为圆弧井段的曲率半径;E={1,3,5,7),
F={2,4,6}.
对于线段井段i,井斜角不变,即:Gt=a.故
在方程组(1),(2)中,待定变量包括?L,?L.,
?L5,?L7,R2,R4,R6,o【1,a3,Gt5,0【7,共11个;方程个 数为2个,所以11个待定变量中只能有2个为未知 量,其余9个为已知量.文献[2]给出了方程组(1) ,
(2)在?L和?L为未知量和?Lp和a为未知 量这2种情况的解析解公式,其中P,qEE. 2第一组解析解
假设?L+和?L+为未知量,这种情况属于 文献[3]通解的情况6.按文献I-3]的记法,令: c一J鲫cO鲫."】c一J.….J
一
厂Ho]
J'2m+l,2r~-I—lSj
收稿日期:2010—02—22
作者简介:赵明君,工程师,1960年生,1981年毕业于辽河石油
学校钻井专业,2006年中国石油大学(山东)石油工程专业毕 业,现从事石油钻井领域技术服务和管理工作. 赵明君.欠位移水平井设计公式的推导?81? 式中:Ho=Zt一??Zk,S.=S一?AS, D(m,n)=G\{2m+1,2n+1} 则方程组(1),(2)可以改写成下面的线性代数 方程组:
c一-
,
z
~Lgm-HI一孙+t?
显然,矩阵C的行列式为sin(a一a.),当a ?a时,该行列式非零,故矩阵C非奇异,使用克 莱默法则[7]求得线性代数方程组(3)的解为:
AL2m+l一—/-/— os
_
ina2—
~--
——
So—cosa2,,(4)
?L2升l一—H
—
os
.
ina2m
—
--
—
S—
o
—
CO
-
Sa
一
'
2,n(5)
文献[2]式(2)第一式给出的?L的计算公式
可能存在印刷错误,漏掉了COSa.前的S.;正确公式
应该使用本文式(4). 3第二组解析解
假设?L.+和为未知量,这种情况属于文
献[3]通解的情况3.按文献[3]的记法,令: [R2k2=--R…zk]
一
[],
一
[],
3.1第1种情况
Fsinazk]
一ll
L—cos-J
一一?7
LJk=l
?,?")
当m?时,方程组(1),(2)可以改写成下面 的形式:
D"一+?L2外1硼一(6)
(尺2一R2+2) 式中:=g一
方程组(6)为文献[3]中所称的(II)型典型方程 组,令:aR2一R2+2,b=/XL21,CCOS0t2,d
厂]
sina2n,一lj.
则Y=?Lz+是下面二次代数方程的实数 解[引:
一
2us+C—o(7)
式中:B=ce+df;C=e+尸一a一b. 解得:
?L2nA-1===B一~/B一C(8) 另外,=a是下面三角函数方程的解:
(ad一)sinx+(ac+bd)COSX—de一(9)
解得[引:
tan
Ol
2
2m
—
a
—
d—
--
bc--~了/a2+b2--(de--,cf)2 (1O)
3.2第2种情况
当m=n时,方程组(1),(2)可以改写成下面
的形式:
D"一g(11)
热[蔓
方程组(11)为文献I-3]中所称的(IV)型典型方
程组.令:
FZl
一lsj
则有_3]:
?L2卅十j一~/.+一a(12) tan一—z2_~/zz—
Jr-s2-
a2
(13)
文献[2]漏掉了=时的计算公式,本文补
全.
4结论
(1)欠位移水平井轨道设计问题等价于七段制 圆弧型二维轨道设计问题,可以使用二维圆弧型轨 道设计问题通解方法进行求解.本文使用通解方法 得到的计算公式与文献中用其他方法得到的计算公 式相同,再次验证了通解方法的正确性. (2)文献[2]给出的计算公式存在印刷错误,在 使用时宜采用本文给出的计算公式.
参考文献
韩志勇.定向钻井设计与计算[M].北京:中国石油大 学出版社,2007:26—37
刘修善,张海山.欠位移水平井的设计方法[J].天然气 工业,2008,28(1O):61—63
鲁港,王立波,王冠军,等.二维圆弧型井眼轨道设计问 题的通解[J].探矿工程,2009,36(1):9,13 申大媛.近靶纠偏轨道设计问题的解析解[J].探矿T 程,2009,36(5):25—28
鲁港,邢玉德,佟长海.基于约束优化方法的三维多靶 井眼轨迹设计模型[J].石油,2005,26(6):93—95 鲁港.常规二维定向井剖面计算的新方法[J].河南石 油,1995,9(4):8—13
《数学手册》编写组.数学手册[M].北京:人民教育出 版社,1979:126,135
编辑:李金华
]]]]]]]口
范文二：位移公式
2.3匀变速直线运动位移与时间的关系
1．一物体在水平面上做匀变速直线运动，其位移与时间的关系为x ＝24t －6t ，则它的速度等于零的时刻t 为 ( )
1A. ．2 s C．6 s D．24 s 6
2. 一质点做匀变速运动，初速度为4m/s，加速度为2m/s，第二秒
内发生的位移是多少？6、如图是物体做直线运动的vt 图象，由图
象可得到的正确结果是 ( )
2A ．t ＝1 s时物体的加速度大小为1.0 m/s
2B ．t ＝5 s时物体的加速度大小为0.75 m/s
C ．第3 s内物体的位移为1.5 m
D ．物体在加速过程的位移比减速过程的位移大
3、以36km ／h 速度行驶的列车开始下坡，在坡路上的加速度等于0．2m ／s2，经过30s 到达坡底，求坡路的长度和列车到达坡底时的速度
4、以18m ／s 的速度行驶的汽车，制动后做匀减速运动，在3s 内前进36m ，求汽车的加速度。
5、以18m /s 的速度行驶的汽车，紧急刹车后做匀减速直线运动，其加速度大小为6m /s ，求：
（1）汽车在2s 内通过的距离； （2）汽车在6s 内通过的距离。 222
推论2：即Δx=aT 2
推广式： x m -x n =(m-n)aT 2
6. 有一个做匀变速直线运动的物体，它在两段连续相等的时间内通过的位移分别是24ｍ和64ｍ，连续相等的时间为4 s，求质点的初速度和加速度大小.
7．一质点做匀加速直线运动，第三秒内的位移2m ，第四秒内的位移是2.5m ，那么以下说
法中正确的是 （ ）
A ．这两秒内平均速度是2.25m/s
B ．第三秒末即时速度是2.25m/s
2C ．质点的加速度是0.125m/s
2 D ．质点的加速度是0.5m/s
范文三：位移公式 X
位移公式 X=V0t+1/2at平方
速度公式V=V0+at
速度位移公式V 平方-V0平方=2ax
高一物理公式总结
一、质点的运动（1）------直线运动
1）匀变速直线运动
1. 平均速度V 平=S/t （定义式） 2. 有用推论Vt^2 –Vo^2=2as
3. 中间时刻速度 Vt/2=V平=(Vt+Vo)/2 4. 末速度Vt=Vo+at
5. 中间位置速度Vs/2=[(Vo^2 +Vt^2)/2]1/2 6. 位移S= V平t=Vot + at^2/2=Vt/2t
7. 加速度a=(Vt-Vo)/t 以Vo 为正方向，a 与Vo 同向(加速)a>0；反向则a<>
8. 实验用推论ΔS=aT^2 ΔS为相邻连续相等奔?T) 内位移之差
9. 主要物理量及单位:初速(Vo):m/s 加速度(a):m/s^2 末速度(Vt):m/s
时间(t):秒(s) 位移(S):米（m ） 路程:米 速度单位换算：1m/s=3.6Km/h
注：(1)平均速度是矢量。(2)物体速度大, 加速度不一定大。(3)a=(Vt-Vo)/t只是量度式，不是决定式。(4)其它相关内容：质点/位移和路程/s--t图/v--t图/速度与速率/
2) 自由落体
1. 初速度Vo=0 2.末速度Vt=gt
3. 下落高度h=gt^2/2（从Vo 位置向下计算） 4. 推论Vt^2=2gh
注:(1)自由落体运动是初速度为零的匀加速直线运动，遵循匀变速度直线运动规律。
(2)a=g=9.8 m/s^2≈10m/s^2 重力加速度在赤道附近较小, 在高山处比平地小，方向竖直向下。
3) 竖直上抛
1. 位移S=Vot- gt^2/2 2.末速度Vt= Vo- gt （g=9.8≈10m/s2 ）
3. 有用推论Vt^2 –Vo^2=-2gS 4.上升最大高度Hm=Vo^2/2g (抛出点算起)
5. 往返时间t=2Vo/g （从抛出落回原位置的时间）
注:(1)全过程处理:是匀减速直线运动，以向上为正方向，加速度取负值。(2)分段处理：向上为匀减速运动，向下为自由落体运动，具有对称性。(3)上升与下落过程具有对称性, 如在同点速度等值反向等。
范文四：从受弯作用计算土钉墙水平位移简化公式的探讨
从受弯作用计算土钉墙水平位移简化公式
的探讨
第7卷第4期
2009年12月
水利与建筑工程Vo1.7No.4
Dec.,2009ofWaterResourcesandArchitec~'al 从受弯作用计算土钉墙水平位移简化公式的探讨
陈少明,张俊伟
(1.五家渠农六师勘测设计研究有限责任公司.新疆五家渠831300;
2.水利部新疆维吾尔自治区水利水电勘测设计研究院,新疆乌鲁木齐830000) 摘要:从受弯作用考虑对土钉墙受力进行简化,建立数学微分方程推导了计算土钉墙侧向位移的简
化公式.通过工程实例计算得到:土钉墙的最大位移不是发生在基坑顶部而是在离基坑顶部一定距离
处,与实测数据有一定的差距,这一结果值得探讨.在设计土钉长度时,基坑中上部土钉长度稍长,而底
部土钉长度短的设计理念是合理的,同时也与工程实践中基坑中上部土钉长度适度增加是相符合的.
关键词:土钉墙;水平位移;受弯作用;at分方程
中图分类号:TU942文献标识码:A文章编号:1672—1l44(2009)o4—O153—o3 DiscussiononS盥edFormulaforCalculatingSoilNailWall'S HorizontalDisplacementfromBendingEffect CHENShao-ming1,ZHANGJun—wei2
(1.wqiaq~NonatiushiInvestigationand切/ns~uteCo.,Ltd.,蜘,~nfiang831300,China; 2.慨电and劬InstituteofWaterConservancyandHydropower,MWR,U/umuqi,X/nj~ng830000,China)
Abstract:Inthispaper,thebendingeffectofsoilnailwallissimplifiedtoestablishthemathema
ticalequationsandderivea
simplifiedformulatocalculatethelateraldisplacementofthesoilnailwal1.Throughpmjectexamples,itisfoundoutthatthe
maximumdisplacementofthesoilnailwalldoesnotOccuratthetopofthepitbutinacertaindistanceawayfromthetopofthe
foundationpit,thereisacertaingap~omp~twiththemeasureddata,theresultisworthdiscussing.Inthedesignofsoilnail'S
length,thelengthintheupperpartofthepitisslightlylonger,andatthebottom,thelengthofthesoilnailisshorteratthe
sametime,thelengthofthesoilnailincreasesattheupperpaJtofthepit,itisinlinewiththeengineeringpractice.
Keywords:soilnallwall;horizontaldisplacement;bendingeffect;differentialequation 近年来,土钉支护技术因其施工简便,经济,可靠在我国
许多地区广泛应用,特别是在施工场地狭小的地方,土钉支
护往往成为首选方案.由于土钉支护技术的迅速发展,其理
论的研究没能跟上实践,对土钉支护水平位移的研究基本是
通过数值分析u"J来完成的.在设计计算中一般把土钉墙
中的土钉作为受拉构件,很少考虑它的受弯作用J.为此通
过分析土钉的受弯作用推导了土钉墙侧向位移解析解,作为
对土钉水平位移的一个探讨.
1模型的建立
一
般土钉墙的设计计算中,把土钉作为受拉构件,但土
钉墙发生侧向位移时,经常会引起基坑内地面的隆起和基坑
外一定范围内地面的沉降,当基坑外地面发生沉降或基坑向
内侧发生位移时,势必会引起土体内土钉的弯曲,为此本文
研究土钉受弯作用达到极限状态时土钉墙的水平位移.把
土钉作为研究对象,因基坑发生侧向位移时竖向也发生沉
降,但相对水平向位移很小,可以把基坑端简化成移动支座,
深入坚硬岩石的那端既不能水平移动也不能竖向移动,简化 成固定支座.计算模型的简化如图1.
2受力分析
图1计算模型简化图
土钉主要受上部土的压力周围土对它的摩擦力r,为 了计算方便,把土钉受到的周围摩擦力简化为端部轴力P代 替如图1.
3数学模型的建立与求解
如图1,设每根土钉向下的挠度为,每根土钉中点向下 收稿日期:2009-06-21修回日期:2009-07-01 作者简介:陈少明(1982一),男(汉族),安徽太合人,本科,工学学士,主要从事水利与
建筑工程设计工作.
154水利与建筑工程第7卷
用杆件稳定性的微分方程[6模型求解如式(1). E/~--
d-
v
+p=
坐
2一2(1)
令k=,解此方程得:
=Cleoskx+c2s一+业
2k2+紊(2)
利用边界条件{'0=0,求得:{兰::将C1,c2代入式(2)得 =一
吾cos一sin一+巫2k2+寺(3)
其中:
q=×1
k=
P=:,rDrL/2
,
7rD3
西
式中:E为土钉的弹性模量(kPa);D为土钉孔径(m);L为土 钉的长度(m);h为计算深度(m);q为土的压力(kPa);',为土 的重度(kN?m-3);,为土钉的惯性矩();r为土钉单位长度 上的摩擦力(kPa),可按下表1选值[7_.
表1界面粘结强度标准值
注:表中数据为f氐压注浆时的极l劂|占结强厦标准值. 水平伸长?2=?俨+(专)一号,通过上
式的数值模拟分析得出土钉直径对其影响很大,于是作了系 数调整.考虑到上式水平位移的推导中土钉的间距,直径及 倾角等没有涉及到,而土钉基坑的侧向位移又与土钉的布 置,土钉直径及土钉倾角有关,调整系数应是个无量纲量,于 厂
是设调整系数=?矗c.s,通过量纲分析该系数是无量 纲量.式中,为土钉倾角(.);,为土钉的水平间距和竖 向间距(m);d为土钉直径(m).于是得到
(一c0s一sin一+券?--q-,)/1000×17
(4)
层,其下为一般第四系冲洪积土层.按照《岩土工程勘察报 告》提供的典型剖面分层,其土层的物理力学性质,与支护有 关的土体的厚度及物理力学参数见表2.
表2土体的厚度及物理力学参数
根据工程地质勘察报告,在勘察的深度30m范围内无 地下水.在进行此基坑支护方案设计时,可以不考虑地下水 的影响.设计计算时按基坑深度为l4.5nl考虑,即开挖到 第8号卵石层2.1m处,放坡角为84~.地面附加荷载为1O I.
基坑的土钉墙设计参数见表3.
表3土钉墙基坑设计参数
面层弹性模量8GPa.
计算结果见图2.
从图2可以看出,计算值与实测值有一定的差距,但此 计算结果在基坑底部位移很小,实际的位移却相对较大,这 一
结果是值得思索的.由计算得到土钉墙的最大位移不是 发生在顶部,而是离开顶部一定的距离,这一计算结果提示, 在设计土钉长度时,基坑中上部土钉长度稍长,而底部土钉 长度短的设计理念是合理的,同时也与工程实践中土钉支护 结构中上部土钉长度适度增加是相符合的.
4工程实例5结语
该工程[8]位于北京西三环花园立交桥附近.根据工程 地质勘察报告,在揭露深度30一范围内,表层为人工填土 (1)本文从受弯作用考虑对土钉墙受力进行简化,建立 数学微分方程推导了计算土钉墙侧向位移的简化公式. 第4期陈少明,等:从受弯作用计算土钉墙水平位移简化公式的探讨l55
目
犍
最
陋
世
蝴
犍
水平位移与深度曲线
01020304050
水平位移/ram
图2水平位移与深度关系曲线
(2)从工程实例的计算结果得到:土钉墙的最大位移不 是发生在顶部,而是离开顶部一定的距离,这一计算结果是 值得的思考和探讨的.
(3)文中所提出的土钉墙侧向位移的简化公式还需要 进一步的深化和实例验证,需要更多更细致的试验和实测资 料对比计算.
参考文献:
[1]张明聚,宋二祥.土钉支护变形性能的有限元分析[J].土木工 程,1999,32(6):59-63.
[2]宋二祥,陈肇元.土钉支护及其有限元分析[J].工程勘察,1996, (2):1.5.
【3]肖专文,龚晓南,谭昌明,等.基坑土钉支护优化设计的遗传算 法EJ].土木工程,1999,32(3):73-80. [4]张钦喜,何建勇,霍达,等.土钉墙变形破坏的数值模拟及设计 参数优化[J].土木工程,2O03,36(11):24-28. [5]陈忠源,戴自航.土钉抗弯剪能力分析[J].福州大学(自然 科学版),2007,35(5):744-748. [6]国振喜,等.工程微分方程解法与实例[M].北京:机械工业出 版社,2004.
[7】赵明华,俞晓,王贻荪.土力学与基础工程[M].武汉:武汉理工 大学出版社,20O7:284-285.
[8]秦四清,陈辉,张明中.土钉支护结构有限元法变形与破坏数 值模拟分析[J].探矿工程(岩土钻掘工程),2005,(增刊):102 】05.
(上接第145页)
5.3混凝土浇筑
槽箱混凝土浇筑顺序为先底板后侧墙,两侧墙浇筑要平 衡上升.混凝土用350L搅拌机拌和,1t翻斗车水平运输,5 t汽车吊垂直运输,人工人仓,用钙5型振捣棒振捣,底板一
次浇筑完成.侧墙采用分层浇筑,每层厚度不大予30锄,力 求两侧墙均衡上升.在侧墙上部布置3个进料点,采用漏斗 人仓,人工水平平仓,振捣时插入下层混凝土5锄10锄, 水平间距为30锄,快插慢拨,垂直有序,杜绝漏振.每插点 振捣的时间为15S一25s,并以直观现象明显泛浆,无气泡冒 出,不显着下沉为特征作为振捣质量的关键控制. 6结语
(1)在现浇渡槽施工中,支模结构的合理性是关键,应 按照渡槽的结构形式,地形特点,支模耗材,施工周期,劳动 强度及支模结构的整体性,稳定性等方面进行综合考虑,选 定合理的支撑支模系统.
(2)渡槽结构的整体效果要通过各道施工工序来保证, 测量放线和测量校核作为施工的先导工序贯穿于各个施工 环节.
(3)混凝土浇筑过程中需及时清除粘在模板表面的浆 疤,避免混凝土拆模后出现"花斑"脸现象.
(4)要特别注意加强施工进度管理,施工质量管理,材 料管理,并按照施工工序逐步进行,可大大加快渡槽施工速 度.
(5)止水带施工时,可设置止水带固定钢筋等措施,确 保混凝土入仓振捣时,止水带准确就位.纵横向止水带交叉 时,对止水去刺,然后热粘牢固.
东滑峪支线渡槽施工采用整体现浇法施工技术,很好地 解决了渡槽支撑形式多样,沟道(河道)地形和自然条件复 杂,不能满足吊装施工条件的渡槽施工矛盾,为东干渠后续 的远门河,见子河支线渡槽的建设提供了施工经验,经2004 年6月通水运行,几年来工程运行情况良好,未出现渗漏等 质量问题.
参考文献:
[1]陕西省水利电力勘测设计研究院.石头河水库灌区东干渠远门 河段改造工程设计报告[R].西安:陕西省水利电力勘测设计研 究院.20O6.
[2]SL172—96.小型水电站施工技术规范(第二篇渡槽)[s].北京: 水利电力出版社,1996.
[3]华东水利学院,大连工学院,西北农学院.水工钢筋混凝土结构 [M].北京:水利电力出版社.1975.
[4]SL/T191—96.水工混凝土结构设计规范[s].北京:中国水利水 电出版社,1997.
范文五：关于半成岩内全直桩水平位移各公式计算误差的探讨
关于半成岩内全直桩水平位移各公式计算误差的探讨
摘要:本工程为毛里塔尼亚新建25万吨级矿石码头工程，该国地处
撒哈拉沙漠西部边缘地区，地质条件较为特殊，基本为胶结类砂在形成岩
石过程中的一种半成岩，该类岩石手可捏碎，浸水后，可捏成散粒状，但
整体强度相对较高。在此基础上本工程靠船墩为分离结构且为全直桩。设
计前期分别采用m法、P-Y曲线法、布鲁姆法以及ROBOT和ALGOR等有限
元方法进行了水平位移计算，结合后期试桩资料，现总结以上各种计算方
法的优缺点。
关键词:半成岩;全直桩;水平位移;各种计算方法;优缺点
Abstract: this project is the new 250000 DWT Ore Wharf in Mauritania, this country is located in Western Sahara edge area, its geological conditions are more special, basic for the cemented sand in the formation of rock in the process of a kind of semi rock, the rock type hand can crush, after immersion in water, can be squeezed into granular, but the overall relatively high strength. Based on the engineering of pier structure for separating structure and for the straight pile. Design using m method, P-Y curve method, Bloom method and ROBOT and ALGOR finite element method for the calculation of the horizontal displacement, pile with late, presently summarizes all of the above merits and shortcomings of
the method.
Keywords: semi rock; straight pile; horizontal displacement;
calculation methods; advantages and disadvantages
中图分类号:P585文献标识码:A文章编号:2095-2104(2013)
本工程为毛里塔尼亚努瓦迪布新建25万吨级矿石码头工程，其中包括引桥792.9m，码头404m，系缆墩4个，靠船墩11个，所有结构均采用桩基基础，本工程共包括钢管桩379根，钢管桩尺寸大部分为直径1420mm，壁厚26mm。本工程系、靠船结构为主要受力构件，其稳定性是本工程的关键，同时桩顶部位移对结构设计影响较大，目前国外港口工程采用全直桩结构型式较多，国内全直桩结构型式的港工结构也在逐年增加，结合本工程试桩资料对各计算方法进行总结，以便类似项目能够对水平位移做初步的判断。
计算条件
本次计算桩径为1420mm，壁厚26mm，桩顶标高为4.0m，外荷载作用点高程为3.5m，泥面标高为-18.2m，桩底标高为-40.7m，外荷载设计值为412KN，本次计算采用的地质资料如表1所示:
地质资料 表1
计算方法及主要公式
本次计算采用m法、P-Y曲线法、布鲁姆法以及ROBOT、ALGOR等有限
元方法进行计算，其中m法主要计算公式如下:
P-Y曲线法采用的主要计算公式如下:
布鲁姆法采用的主要计算公式如下:
ROBOT及ALGOR等有限元计算时，其弹簧系数采用k=mz进行计算，每延米布置一个弹簧，桩底沿桩轴线方向自由度进行限制。
计算结果及试桩资料对比
m法计算位移简图如图一所示:
图一:m法计算位移曲线图
经换算，受力点位移为240.58mm。
P-Y曲线法计算P-Y曲线图如图二所示:
图二:P-Y曲线法计算位移曲线图
经换算，受力点位移为249.47mm。布鲁姆法计算受力点位移为626.55mm。ROBOT及ALGOR计算结果为282mm和285mm。
试验结果如图三所示:
图三:试验位移曲线图
受力点位移计算结果汇总表表2
主要优缺点
m法在泥面处位移超过10mm时需进行修正，但需修正的土体深度及土体指标的修正目前暂无相关计算方法，因此计算值偏小。
P-Y曲线法虽然能够考虑土体的塑性变形对桩位移的影响，但极限土阻力随桩入土深度的拟合并不精准，同时对于砂质地质对内摩擦角及不排水抗剪强度值较敏感，对发生塑性变形的高度不能明确的情况下，对位移计算的修正较困难，因此计算结果偏小。m法及P-Y曲线法均未考虑桩体悬臂部分的自身材料的变形，其计算方法不够完善，应作进一步的修正计算。
布鲁姆法为根据桩体周围土体的土压力平衡进行位移计算，最终位移根据悬臂梁法进行计算，但悬臂梁法计算时未考虑嵌固点以上土体对桩位移的影响，因此位移计算较实际值稍大，并且其误差随着发生塑性变形土
体深度的增加而减小，应对土体发生塑性变形的深度及对桩体位移的影响做修正计算。若所受荷载较小，土体未发生塑性变形，其误差为最大。本计算方法考虑了悬臂部分桩体自身的材料变形，其悬臂部分可不做修正计算。
ROBOT及ALGOR等有限元计算方法较为死板，认为土体为弹簧系数一定的弹簧作用在桩体上，在往复荷载作用下，认为土体仍保持原有特性，在受力超过土的极限土阻力时，不能反映出桩体的塑性变形情况，对于将土体作为一种特殊材料进行位移计算的方法需做进一步的研究和试验工作。
主要修正方法
通过以上计算和对公式的理解，本人认为其修正方法应以布鲁姆法计算结果为基础进行修正，通过P-Y曲线法计算土体极限阻力的临界深度，对于临界深度以上发生塑性变形的土体，其指标应根据地质情况进行折减，或者视临界深度的大小直接不考虑该部分对桩体位移的影响，对于临界深度至嵌固点之间的土体应按其产生的被动土压力对桩体位移的影响进行折减计算，本工程计算临界深度为1.53m，经折减计算后最终位移为602.33mm，与实际试桩资料已较为接近，能够满足前期工程设计的需要。
注意事项及遗留问题
本工程试桩时已在桩体外侧安装应变片，同时焊接槽钢进行保护，但由于土体较硬，沉桩时外侧槽钢受到土体的挤压导致桩底钢管桩变形，因此在类似工程中不建议设置应变片或采用其他有效的不会对桩体产生影响的保护方式。
本次计算虽然对水平位移的判断有了初步的了解，但由于试桩资料中缺少桩体弯矩实测值，导致无法对各种方法计算的桩体弯矩值的准确性进行对比分析。另外，本工程试桩未压至破坏，导致对土体极限阻力、临界深度的计算以及极限位移的判断未能做进一步验算，同时本工程未进行旁压试验，对土体m值的判断存在一定的误差。
参考文献:
[1] 《高桩码头设计与施工规范》(JTS167-1-2010)
[2] 《港口工程桩基规范》(JTJ254-98)
[3] 《港口工程嵌岩桩设计与施工规程》(JTJ285-2000)
[4] 《建筑桩基技术规范》(JGJ94-2008)
[5] 《工程岩体分级标准》(GB50218-94)
[6] 《本工程地质勘察报告》(2010年10月)
)，辽宁人，主要从事港口工程设计。 作者简介:吴国松(1982-
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