深情不及久伴w
范文一：桩侧摩阻力计算
《桩侧摩阻力计算》
一、工程概况:
本工程 ?杂填土、?淤泥均为欠固结软弱土应计算桩侧负摩阻力。根据岩土工程勘察报告
ZK65揭示地基土分层如下:(孔口标高5.07m，地下水位标高2.02m) 第?层 杂填土 底部标高2.77(厚度2.30) 第?层 淤泥 底部标高-7.53(厚度10.30) 第?层 卵石 底部标高-12.43(厚度4.90) 第?层 砂土状强风化凝灰岩 底部标高-14.73(厚度2.30) 第?层 碎块状强风化凝灰岩 …………
该位置软弱土层较厚且土层分布具有代表性，所以计算该位置的桩侧负摩阻力值。 二、计算过程
(1) 根据JGJ 94-2008第5.4.4条桩侧负摩阻力标准值按下式计算:
i,11n''' ; q,,,,,,,,,,，,zz,,iieeiisinii2e,1
根据地勘报告杂填土和淤泥的负摩阻力系数分别为0.4和0.25，素填土和淤泥的重度为
316.0kN/m。
3 =16.0kN/m,1
3'=16.0-10.0=6.0 kN/m ,2
2 n=0.4(0.5×16×2.30)=7.36kN/mqs1
n2=0.25(16×2.30+0.5×6×10.3)=16.92kN/m qs2
ll/(2) 桩持力层为?砂土状强风化凝灰岩，根据持力层性质中性点深度比取值为1。 n0ll,=12.6m n0
(3) 计算桩下拉荷载标准值。
根据JGJ 94-2008第5.4.4-4条
nnn,(不考虑群桩效应，取1.0)，桩采用PHC500预制管桩。 Quql,,,,ngnsiii,1
nQ=1.0×2×3.14×0.25×(7.36×2.3+16.92×10.3)= 300kN g
范文二：基于ABAQUS的桩侧摩阻力数值模拟分析
基于ABAQUS 的桩侧摩阻力数值模拟分析
摘要: 采用ABAQUS 有限元软件模拟桩土相互作用，桩土接触面采用主从接触算法，在桩身与桩周土之间建立接触对；桩身采用线弹性模型，土体采用摩尔-库仑模型，并考虑初始地应力的影响。通过计算，得到了桩侧摩阻力的分布情况，并通过算例对模拟情况和实际情况下的桩侧摩阻力和桩吧顶总沉降进行了对比，结果表明，数值模拟结果与现场测试结果相一致。
关键词: 桩土相互作用；桩侧摩阻力；沉降；ABAQUS
0 引言
桩基础设计主要围绕承载力和沉降的计算展开。在常规的设计方法中，桩侧摩阻力在同一土层中通常是一个固定不变的值，而且往往估计过小。事实上，桩侧摩阻力的值是随着桩顶载荷、深度等各种因素而变化的，而且深度效应较为明显。对于摩擦型桩，其承载力主要由桩侧摩阻力承担，所以，正确分析和计算桩侧摩阻力的分布及影响因素至关重要。传统的方法是做桩的破坏性载荷试验，但是桩的现场载荷试验既费工又费钱，尤其对于大直径桩，要进行这类试验需施加很大的试验载荷，无论是加载条件，还是试验技术都很困难。如何根据室内试验得到的有关资料，利用数值模拟分析的方法来确定桩侧摩阻力分布情况，进而确定桩的竖向承载力，是值得深入研究的问题[1，2 ] 。
1 桩土计算模型的建立
考虑土体材料非线性、桩周土分层、桩土间接触非线性、桩端及桩侧注浆加固、桩长及桩直径变化等因素时，有限元法是现阶段最适用的方法，它能解决由于试桩困难及实测费用大而无法大量进行的问题。
1.1有限元模型
ABAQUS 的接触模拟中，要在模型中的各个构件上建立表面， 并建立接触对， 采用主-从接触算法。这里选择较柔软的土体表面为从属表面，其表面网格划分较为精细；选择刚性的桩体表面为主面，接触面划分如图1所示：
对于单个的大直径超长桩的轴向受荷有限元分析，可简化为轴对称平面问题进行计算。文中采用4结点双线性轴对称单元。为了减小计算误差，同时也为了缩短计算时间，在桩土接触面附近单元网格划分的较细，而在远离接触面的土体，网格划分相对稀疏，网格划分如图2所示。
对桩体采用线弹性本构模型，土体采用摩尔-库仑弹塑性本构模型。考虑侧向土压力系数， 在INITIAL CONDITIONS分析步中设置初始地应力及侧压力系数，并可在GEOSTATIC 分析步中实现地应力平衡。
范文三：基于ABAQUS的桩侧摩阻力仿真分析
第27卷第1期 长春工业大学学报(自然科学版) Vol 127,No. 1
2006年3月 Journal of Changchun University of Techonology (Natural Science Edition ) Mar 12006文章编号:100622939(2006) 0120027203
基于ABAQUS 的桩侧摩阻力仿真分析
陈 晶, 高 峰, 沈晓明
(中国矿业大学理学院, 江苏徐州 221008)
摘 要:采用ABAQUS 软件模拟桩土相互作用中的接触问题, 利用ABAQUS 软件中的主2从接触算法, 在桩侧与土体之间建立接触对; 对桩身采用弹性模型, 土体采用摩尔2库仑模型进行模拟, 并考虑初始地应力的影响。通过计算, 得到了桩侧摩阻力的分布情况, 在算例中模拟了某试桩工程的桩侧摩阻力和桩顶总沉降, 与现场测试结果相一致。
关键词:桩土相互作用; 桩侧摩阻力; 沉降; ABAQUS 中图分类号:TU473. 12 文献标识码:A
0 引 言
桩基设计的核心问题, 两个方面。在以往的设计中, 上, , 。对于摩擦型单桩, 其承载力主要由桩侧摩阻力承担。所以, 正确分析和计算桩侧摩阻力的分布及影响因素至关重要。传统的方法是做桩的破坏性载荷试验。然而, 做桩的现场载荷试验既费工又费钱, 尤其对于大直径桩, 要进行这类试验需施加很大的试验载荷, 无论是加载条件, 还是试验技术都很困难。如何根据室内试验得到的有关资料, 利用仿真分析的方法来确定桩侧摩阻力作用情况, 进而确定桩的竖向承载力, 是值得广泛关注的问题[1,2]。
(2) , 若网格密度。, 这里选择土体表面为从属表面, 如图1所示。
图1 接触面模型
1 建立桩土计算模型
在考虑土的非线性、桩周土分层、桩土间非线
性相互影响、桩端有存渣、桩端及桩侧注浆加固、桩长及桩直径变化等因素时, 有限元法是现阶段最适用的方法, 它能解决由于试桩困难及实测费用大而无法大量进行的问题。1. 1 有限元模型
在几何模型上, 用大尺寸来模拟半无限空间体, 计算时土体的半径远大于桩横截面的半径(如土体半径取为桩横截面半径的40～60倍) 。 对于单个的大直径超长桩的轴向受荷有限元分析, 可简化为轴对称平面问题进行计算。文中采用4结点双线性轴对称单元。为了减小计算误差, 同时也为了缩短计算时间, 在桩土接触面附近单元网格划分的较细, 而在远离接触面的土体, 网格划分相对稀疏, 如图2所示。
ABAQU S 的接触模拟中, 要在模型中的各个构件上建立表面, 并建立接触对, 采用主2从
收稿日期:2005211217作者简介:陈 晶(1980-) , 男, 江苏南京人, 中国矿业大学硕士研究生, 主要从事岩土的数值方法分析研究.
对桩体采用弹性体分析,
土体采用弹塑性体
分析。ABAQU S 里提供了多种塑性本构模型[3], 文中采用工程上常用的摩尔2库仑模型。ABAQU S 软件可以考虑侧向土压力系数, 在3
IN ITIAL CONDITIONS 中设置初始地应力及侧压力系数, 并可在3GEOSTA TIC 步中实现平衡。这对模拟岩土问题是非常有效的
。
Toolan 曾提出, 在桩周为均质土的条件下, 无论是一般的摩擦桩还是嵌岩桩, 在计算桩侧阻力时, 桩端处桩侧摩阻力按平均值的2倍取值, 这是充分考虑到桩侧摩阻力强化效应的结果[4]。运用ABAQU S
软件, 可以很容易模拟桩侧阻力沿深度变化的曲线图, 而且形状与现场测试曲线类似, 如图3所示。
图2 网格局部放大图
1. 2 库仑摩擦模型
经典的库仑摩擦模型假设, eq
22
=1+τ2图3 桩侧阻力
临界应力ττp crit 式中, μ; p 为接触面压力。
ABAQU S 在接触分析中采用扩展的库仑摩擦模型, 由用户指定一个极限摩擦力τmax , 则许用摩擦力由下式确定:
τμp , τcrit =min (max )
试桩编号
N1
2 算 例
南通某桥梁工程试桩共为6根钻孔灌注桩,
其中北岸3根。文中对北岸1#试桩的桩侧摩阻力进行数值仿真。根据现场实测数据, 土体的半径取30m , 侧向压力系数取0. 5, 材料参数见表1和表2。
表1 N 1试桩材料参数
直径/m
1
桩顶标高/m
2. 2
桩端标高/m
-73. 8
桩长/m
76
弹性模量/GPa
30
泊松比
0. 2
表2 土层材料参数
层数
12345
土层名称粉砂, 亚粘土
粉砂亚粘土粉砂细砂
密度/(g/cm 3) 变形模量/MPa
1. 891. 912. 051. 931. 96
20. 5723. 8524. 1330. 8332. 12
) 极限摩阻力/kPa 底层标高/m 泊松比粘聚力/kPa 内摩擦角/(°0. 370. 330. 410. 310. 32
15. 09. 083. 032. 532. 0
25. 831. 118. 431. 332. 3
37. 4251. 2550. 6880. 0823. 71
-21. 8-29. 3-50. 8-58. 8-100. 0
2. 1 桩侧摩阻力及桩端反力的分担
此次试桩静载试验以及ABAQU S 的模拟值
见表3。 桩顶载荷应由桩侧摩阻力和桩端反力分别承担, 但此桩的桩侧摩阻力承担了绝大部分的桩顶载荷, 只有在桩顶载荷达到一定值时, 才有少部分
的桩端反力产生。当载荷达到8000kN 时, 桩侧摩阻力仍然占到桩顶载荷的99%以上, 继续加载到10000kN , 桩端反力仍然很小。加载后期摩阻力充分发挥, 增加的载荷一小部分由桩端承担, 这表现出典型的摩擦桩的特征。所以对于摩擦型桩, 尽可能增大桩土接触面的摩擦力至关重要。
表3 试桩桩侧摩阻力和桩端反力
桩顶载荷/kN
2000300040005000600070008000900010000
桩侧摩阻力/kN
实测值模拟值2000200030003000
4000500059936981797289629940
4000499159816968793588579740
桩端反力/kN
实测值模拟值0000
00719283860
09193265143260
桩侧摩阻力占载荷的百分比/%
实测值模拟值100. 0100. 0100. 0100. 0
100. 0100. 099. 999. 799. 799. 699. 4
100. 099. 999. 799. 599. 298. 497. 4
桩顶总沉降/mm
实测值模拟值1. 152. 212. 053. 25
3. 044. 405. 897. 969. 8512. 0514. 64
4. 275. 326. 437. 719. 9312. 6715. 52
2. 2 沉降计算
根据钻孔灌注桩载荷传递公式, 各段桩身压缩量可按下式计算:
Δx =
相对于公式计算的结果来看, ABAQU S 的
模拟值更加逼近实测值。
x
d x
EA
3 结 语
利用, #, 计算结果与实际相吻合, 说明ABAQU S 对桩土相互作用的高度非线性问题有着很好的处理能力。参考文献:
[1] 蒋建平, 高广运, 汪明武. 大直径超长桩有效桩长的
式中, Δx 为桩身压缩量(mm ) ; P 为分段桩
身顶部载荷(kN ) ; τ测值(kPa ) ; d 为桩径(m ) ; x 度(m ) ; EA ) 的计算值
所示数值模拟[J].建筑科学,2003,19(3) :272291
[2] 李 晋, 冯忠居, 谢永利. 大直径空心桩承载性状的
数值仿真[J].长安大学学报(自然科学版) ,2004,
24(4) :362391
[3] 朱向荣, 王金昌. ABAQUS 软件中部分土模型简介
及其工程应用[J].岩土力学,2004,25:14421481
[4] 刘利民, 舒 翔, 熊巨华. 桩基工程的理论进展与工
图4 p 2s 曲线
程实践[M ].北京:中国建材工业出版社,20021
Simulation for pile friction ba sed on ABAQUS
C H EN Jing , GAO Feng , SH EN Xiao 2ming
(Depart ment of Science , China University of Mining and Technology , Xuzhou 221008, China )
Abstract :ABAQU S software is used to simulate t he interaction between t he pile and soil. The pile 2soil contact pair is built by t he master 2slave arit hmetic in t he software. The elastic model is used for t he pile , while t he Mohr 2Coulomb one for t he soil. Concerning t he initial st ress , we can obtain t he dist ributio n of t he pile f riction t hrough t he simulation. With a practical example , we have simulated the pile friction and the sedimentation of pile 2top. The result is consistent with the one in real situation. K ey w ords :pile 2soil interaction ; pile f riction ; sedimentation ; ABAQU S 1
范文四：粉喷桩桩侧极限摩阻力的试验分析
粉喷桩桩侧极限摩阻力的试验分析
杜海金1，张风桐2，安新正’，叶洪东
1
(1河北建筑科技学院建筑工程系(河北邯郸056038;2(安阳市建委(河南安阳 455000)
摘要:由邯郸市30余项粉喷桩单桩栽荷试验资料，运用土的弹塑性理论模型，研究了粉喷桩在新近 沉积冲洪积土中桩侧极限摩阻力的大小问题，分析了其影响因素，得到了不同土性条件下桩侧摩阻 力标;隹值的大小，从而对合理计算粉喷桩承载力标准值提供了依据。该试验研究对粉喷桩复合的-bL4{二设计具有积极的意义。 地基 关键词:粉喷桩;极限摩阻力;载荷试验
中围分类号:TU472 文献标识码:A Abstract:B鹪树oN teM data of for moM th明30 at H趼dan in Hebei lateral limit frletional碑loading powder-jel pile p叫?b city provinee(the si”andmodel faetors have heen The irdluenee t,Emee of alluvial?d diluvial is sludied bv of in powder-jet pile deposil elmtic—platte analyzaM]hemin
resistanee under eonditiom friefi(mal soil the 811111dold values of lateral differenl a”目frictional lestKey r?st ; loading words:powder-jet pile;limit
摩阻力的桩段增长，成为2曲线;当荷载进一步增加时，桩 l前言侧摩阻力曲线及桩端阻力曲线将从2遂渐变化为3、4、5、6 粉喷桩复台地基是加固处理软弱土地基的一种常用方 鼓7，当变成7曲线时粉喷桩的承载力达到了极限荷载 。曲线在单桩载荷试验中表现为陡降型变形曲线。以上的分析 7 法(它由竖向加固体(粉喷桩)和桩周土共同组成复合地 过程町用土的弹塑性理论模型表示为(2)式。 时，粉喷桩基(通过一耨垫层承受上部荷载。当桩身强度满足承载要求 的单桩承载力标准值(酬)应按载荷试验确定，也可按(I)式计算: 以) n(吼 ?a4 4， (I)R:=玑q,+以，外 式中:q。为桩周上甲均摩阻力标准值(其它各符号的意义 及取值见《建筑地基处理技术规范》 (JGJ 79—91)。
规范[1]中虽然给出了桩周土摩阻力标准值的取值范 围(但取值范围较大，不和】于粉喷桩单桩承载力标准值的设
计计苒。本文由邯郸市30余项单桩载荷试验资料，运用 土 的弹塑性模型(分析探讨r粉喷桩在新近冲洪积土层中(桩影侧极限摩阻力的大小及其影响因素，对合理确定粉喷桩的单 桩承载力标准值提供了依据。研究桩侧极限d 日at,画 吐 ( (? 摩阻力对粉喷桩复合地基的优化设计具有重要意义。 图l P，、P-随P增加变化示意 2桩侧极限摩阻力的理论分析
式(1)实际上是按单桩的受力模型给出了承载力的计 』当r一时川，=詈一(2)算方法(即桩顶荷载P由桩侧摩阻力P，和桩端阻力P。二部 【当r>L时(吼 =q(。 分承担，其巾桩侧摩阻力的大小与桩身和桩周土相互变形的式中:玑——桩与桩用土的摩阻力;厂一桩与桩周土的相 大小有关“。由于粉喷桩属于半刚性桩01，在P的作用下桩 对变形;q，(——桩与桩周土的极限摩阻力;L——桩与桩 与桩周土之阃产生的相对位移应包括桩身被压缩和桩端土的
压缩变形两部分。在P较小时，桩身首先被压缩，并使桩周 土对桩身产生摩阻力(桩侧摩阻力可简化为倒三角形”。。
收稿日期:2001—06一11;修订日期:2001—11-23 (图1(1曲
作者简介:杜海金(1962一)，男(汉族)，河南安阳人，副 线)，桩顶的摩阻力最大(并且在部分桩身与土教授( 间产生摩阻力;随着荷载的逐渐增加，桩身变形增大，产生
I程勘察C,eoteehnical Investigation&Stavering 2002年第4期 39
万方数据
加，桩顶沉降增大，桩侧摩阻力将从卜至下逐渐发挥;当桩 周土达到极限摩阻力时对应的相对变形;女一一桩与桩周土 的弹性变形系数， ^=q ,r。侧摩阻力均达到极限时，杜身与桩周土将产生滑移变形，若 桩端土为软弱土，当桩身均达到极限摩阻力时，在载荷试验 从桩身z深度处取一徽单元体出，其竖向轴力为P
曲线E表现为沉降急剧增加(即陡降型曲线)(桩发生刺人 (:)(当也处的，(。)小于L时(桩与桩岗上的相对变形 破坏(这时达到了单桩极限荷载”。处于弹性阶段(并且桩顶的执降均由桩身变形所引起，根据 当桩顶所受荷载较小时，桩身与桩周土的相对变形为弹 桩身‘睦向力平衡条件: 性变形(其完全由桩身压缩所引起的;当桩顶受到鞍大荷载 (3) de(:)=一2zDq((z)出=一2，rDkr(。)出 时，桩身的上段将与桩周土产生滑移变形，而下段仍为弹性 式中:D——桩的直手}=。 变形，但这时的桩顶沉降由桩身压缩和桩端土压缩变形阿部 当出处的r(z)大于等于‘时(有:分组成。 dP(;)=一2r:嘶。出 (4) 根据变形协调
3试验的基本概况条件有:(5) ‘=置 (1)场区的工程地质条件 S:>:5: (6)在邯郸市用粉喷桩加固的地崖均为第四纪新近冲、洪积 式中:s。——桩身z深度处桩身的变形;s,一桩顶沉降。 的土层(其主要物理力学性质指标见表1。地下水埋深一般从以上理论分析可知，在载荷试验中，随着荷载的增 为0 8。3(5m。
试验场区土层的物理力学性质指标 衰1 饱和度(,) 孔隙比 压缩模量(MPa)土层编号 十名，颜色 液性指数 古水量(徭) 0 81 25 5 92 0 0 849 ? 粉土，揭黄 96 ? 粉质粘土，褐黄 0 97 27 8 5 0 831 O 89 32 4 98 0 0 848 ? 糟质牯土，藏 1 00 26 I 92 0 0 804 @粉士(灰
注:第?层十均为杂填土(厚度 0(5?11。
(2)粉喷桩复合地基的设计参数 选用3l份载荷试验资料，涉及16个上程(其试验曲线
在邯郸市设计粉喷桩桩径均为500ram，水泥掺^比12—均为陡降型，试验时龄期在27,31d内(采用反射渡法对桩15,，桩身无侧限抗压强度I 8—2 OMPa，桩长4 o一7 5m， 进行动测试验(结果显示桩身完整。 一般以第?层或第?
根据不同桩长和地下水埋藏条件对3l根桩的载荷试验 层为桩端持力层(单桩承载力标准值 110—135kN(面积置换率14—20,。 资料进行分类统计计算(其结果见表2。(3)单桩载荷试验成果 表2单桩载荷试验成果统计 蛀长(m)
7 6 5 统计十散(个) 地下O 9 2 5 水埋探平均值(m) 2(5 极限160 170 260 镊摹载力平均值(kN) 240—275 220,”0 150—1? 190—240 150,2? 豫承载力耗围值(kN) ll 13(2—16 7 7(9—10l 12(9,14 8 7一14l 对应沉阵范围值(ram) 6 16(9 )-6 7 27(O 26 O桩锅平均极限靡阻力(kPa) 23
当桩端土为软弱土时，若假设桩端阻力为零，那么，单4结果分析 桩载荷试验确定的极限承载力(恰巧为桩侧摩阻力进入极胜 (1)单桩极限承载力 状态。按式(I)，由表2中的数据计算各类桩的平均极限摩
从表2中可知，粉喷桩单桩承载力极限值与桩长有关， 阻力见表2。当地下水埋深较大(太f 2(Om)时，按土性和 桩越 平均厚度换算得到中密状态的粉土极限摩阻力(q，。)约为 长，极限承载力越大，达到极限荷载时所需的沉降量也 30kPa;软塑状态的粉质粘土q(。约为20kPa;地下水埋深较 越大。这是因为桩长时(桩身摩阻力完全进入极限状态，所需的荷载要大，整个桩身与桩周土全部产生滑移变形在桩顶 浅时，换算得到中密状态的粉土极限摩阻力(q，。)约为沉降卜所表现的沉降量也越大。 22kPa;软靼状态的粉质粘土q(。约为(2)桩侧极限摩阻力 15kPa。 (3)地下水对桩侧极限摩阻力的影响
2002年第440工程韶察GeoteclmicalInvestigation正Surveying 期
万方数据
1(50,I 75范围内时，考虑自由单桩载荷试验与复台地基中 由表2对比分析不同地下水埋深条件下，6m桩长的极 限承载力发现(地下水埋深越浅，单桩极限承载力越小(桩 单桩受力的差异和荷载规范调整等因素，口，保证桩的实际安 侧极
全系数不小于2;另外考虑到随着桩身龄期的增长，桩身强 是地下限摩阻力也越小。分析认为其产生的主要原因有三，一
水的存在，减缓，粉喷蛀桩身强度的增长，也使桩身 度和承载力的增长因素(在邯郸市取q。=12—14，按(1) 弹性模压缩量增计算单桩承载力标准值足安全的。规范[1]中没有给出粉 量相对同龄期的桩较小“(在相同荷载作用下，桩身 摩阻力达到极大(使得桩与桩周土的相对变形增大，更易使桩侧 土的取值范围(分析以卜试验结果，并考虑到其可根据密实 程度的大小，口n芏13,18kPa问取值。当地下水埋深较浅 桩与杠|=周^十限值;二是地下水起到了润滑的作用，减小了 的极限摩阻力;三是在桩的上端约4倍桩径处应 时，应存以上取值范围内，对q，进行折减取值。
力较为集中1 ，而上部桩身的弹性模量相对较低，使地下水 5结语的作用更加明显。 地下水的存在对桩侧极限摩阻力的影响是显著的。从以 通过对粉喷桩桩侧极限摩阻力的试验分析，可得到以r 减小结论，其将对粉喷桩复合地基合理设计起到积极的作用。 E试验数据计算可得，地下水的存在(使单桩承载力摩阻力16 7,， (1)粉喷桩的桩侧极限摩阻力的大小与桩问t的土性及 r 85kN(中密粉土中桩侧极限摩阻力减小r 0,。 软塑状态的捞质粘土中减小了30 状态有关(其中，中密粉土的极限摩阻力为30kPa(软塑状 从表2中反映出，(4)桩侧摩阻力的其它影响因素 态的粉质粘土的极限孽阻力为20kPa。 当桩长相同时(单桩达到极限荷载(2)进行粉喷桩单桩承载力标准值设汁时，桩侧摩阻力 时，其值夫小和相应的沉降量有较大的差异，这也反映出了 标准值对于中密粉土的桩侧摩阻力可采用13—18kPa，软塑 作用状态的粉质粘土的桩侧摩阻力可采用12—14kPa。 桩侧极限摩阻力所需位移有较大的差异(说明了在相同荷载 (3)地下水将会使单桩承载力和桩侧极限摩阻力减小， 下(桩侧摩阻力不会同时达到极限状态。极限摩阻力的大小差异主要与桩周土的土性及状态、地下水的埋深、桩身 其减小的幅度与土性有关。
的强度、施工质量等因索有关。为调整不同桩的这种差异， 在复合地基上设置一定厚度的褥垫层是非常参考文献必要的。
在同一场区，特别在工程地质条件复杂场区，设计粉喷 JGJ 79—9I，建筑地基处理技术规范[S】北京:中国计划出 1] 桩复台地基时(应注意十层厚度及软硬程度的变化，采用i殳 版社(1991 计不同的置换牢或桩长的方法，以调整粉喷
2] 叶书辩，韩杰，叶观宝地基处理与托换技术[M]北京: 桩的沉降差异(中国建筑工业出版社，1994( 以充分发挥桩侧土的摩阻力(确保设计的合理性，达到优化3] 《桩基_[程手册)编写委员会桩基工程手册【M J 北京: 设计的目的。 中国建筑工业出版社(1992 (5)关于口。取值的讨论 4] o，n06一1997(水泥粉煤灰碎石桩复合地基技术规定[M]( 河北建筑科技学院在2000年的科研报告“粉喷桩复合 北京:中国建筑科学研究院，1997 地基单桩承载力的测斌研究”中认为在邯郸市在单桩承载力5]DL 5024-93(火力发电厂地基处理技术规定[S]北京:水利 标准值应力水平作用下，桩端阻力为零，故在q。。计算中的 电力出版社(1994假设对分析单桩承载力标准值的误差是很小的。根据规范 6】 D叫08一加一94，上海市地基处理技术规范[Sj 上海:上海
【1]，对软塑牯性土取吼=12—15kPa，当地下水埋深较大 市工程建i殳标准化办公室，1995
时(q。,q，=1(33,1(67。在文献【4]中(当二者的比值在
Heoeoe日日日《日。日om日m日meooo目e日。日CK‘M《日e日q日oocKMH》《oeK《日日日MH，oeoetmeo日日日昏“自e日日?日日oeoeo--ot日日电?
“90eoe{
and and el'-5] S'hxoede口(C Sb?(J(F(Plamh:defo ,fion capillary (上接第8页) fects in chalks(Proe 5th North Sea Chalk symp，Rm心，France，An J 【3】Papatmch僻，E(Brignoli，M,Sanlarelli，F expcfi呲n? 1996r。ck(Me—tal and theoretical eullapsible study nf?partially髓t?ated Basic m?h d of cb?modelimfion Piau，J M,Maury，V ehanies of C如|帆d Matefials，1997(Vd 2:251,278( of the FIHl International Conf眦nce wmer interaetlon OnThe be— Proeeedlngs 14J Andemn，M F hnk A，F09一，N，Pede础n，H U—ttwated Soils(1995，vd 3:775—783tween wmen,od?ind眦ed rate—semitive behaviour in eompaeti帅and Subsidence and De]age，P((Cui(Y J ,&hrod“r，C eapil—weak Sea I,rga Sea Chalk 4th Nc?lh Chalk Symp((Deau“Ue(ehalks Eur呻k’96(1995(129l,1298effects jn lary FT锄ce(1992 2002年第4期 41I程勘察G^atectmiea!Investigation&Surveying
万方数据
范文五：粘性土中LDBPs桩侧极限摩阻力研究
粘性土中LDBPs桩侧极限摩阻力研究
JournalofSoutheastUniversity(EnglishEdition)June2002Vo1.18No.2ISSN1003—7985
StudyofLDBPsShaftSkinFrictionforPilesinCohesioveSoils
ShiMingleiDengXuejunLiuSongyu
(CollegeofTrafficandTransportationEngineering,Sou~eastUniversity,Nanjing210096,Claim)
Abe-act:Themethodologyofpredictingpileshaftskinultimatefrictionhasbeenstudiedinasystematicway.Inthelight
ofthat,theanalysisofthepileshaftresistanceforboredandcast—
in-situpilesincohesivesoilswascarriedoutthomughlvin
thebasisoffieldperformancedataof10fullyinstrumentedlargediameterboredpiles(LDBPs)usedasthebridgefoundati0n.
Theundrainedstrengthindexintermofcohesivesoilswasbroughtforwardinallusiontothecohesivesoilsinthe
consistence-plasticstate,andcaneffectivelycombinethefrictionangleandthecohesionofcohesivesoilsinundrdined
condition.Andthattheclassical"amethod"wasmodifiedmuchineffecttopredictthepileshaftskinfrictionofLDBPsin
cohesivesoils.Furthermore,theapproachofstandardpenetrationtest(SPT)NvalueusedtoestimatetheDileshaftskin
ultimatefrictionwasanalyzed,andthecalculatingformulaewereestablishedforLDBPsinclayandsilt.c1avrespective1v.
Keywords:largediameterboredpiles,pileshaftskinfriction,blowcountofstandardpenetrationtest
Forthepredictionoftheaxialpilebearing
capacity,therearemanyapproaches.Eachmethodhas
itsbenefitsanddrawbacksandnoneisuniversa11v
accepted.Themethodologiestoestimatetheaxialload capacityaregenerallygroupedintothreebroad categories:full—scaleloadtests,thestaticapproaches andthedynamicmethods.Arelativemorereliable designwillbeattainedbasedontheresultsfromthe flu11一scalestaticloadtests.However,theloadtestsare costlyandtimeconsuming.Basedonpiledriving dynamics,theproceduresinthedynamicmethodmake useofthepile—grounddynamicinteractionmodeland applythestress—wavematchingtechniques.Inthis
group,itisthemostdifficultthathowthesoil—pile
interactionmodelisdefinedeffectivelybyempirical method.
Theotherapproachestothecalculationofthe ultimateloadcapacityofasinglepiles,knownasthe "
static"approach.whichusesthenornlal
soil—mechanicsmethodtocalculatetheloadcapacitvon thebasisofmeasuredsoilpropertiesobtainedfrom laboratoryorin—situtests,willbediscussedinthis paper.Inattempttosummarizeandcomparethe variouspredictingmethodsinthestaticmethods.oBe facedwiththevastspectrumofmethodsand
approaches.Ingeneral,themethodscanbesubdivided intothreecategoriesl:
1)Designbytables,basedonsoilclassification data;
2)Designbystaticbearingcapacityformulae. usingbasicsoilparameters;
Received2001一l0_29.
?Bomin1962,male,ass.cialepfessor.
'
3)Designbysemi—empiricalcorrelationsbetween thesoiltestandthepilebehavior.
1DesignonBasisofLaboratoryTestData
Forpilesincohesivesoils,theundrainedload capacityisgenerallytakentobethecriticalvalue unlessthecohesivesoilsarehighlyoverton—
soildated.Basedontheundrainedconditions generallyprevailinginthesoilnearthepileshaft,the 口一methodisusuallytakentocalculatethebearing capacityofasinglepileincohesivesoils.Ifthesoilsis saturated,theundrainedfrictionangleofthatis zero,andthefrictionanglebetweenpileandsoil mayalsobetakenaszero,sothatthepileshaft resistance{scanbeevaluatedas
=c.=口?c(1)
where口isadhesoinfactor,口=0.35—0.
80andA?
80kPaingeneral;cisundrainedcohesionofclay;c isundrainedpile—soiladhesion.
Itisveryclearthattheadhesoinfactor口isthe
keypartinEq.(1)usedtopredictthebearingcapacity forsinglepileinclay.
Inthestrengthrangeofinterest,
Tomlinson'srelation(2)for"canbeexpressedas 口=l?0+0.5【Cu一0.5J(2)
Thetypicalrelationshipbetween口andc,based
onthesummaryprovidedbyMcClleland【,areshown
thatthevalueofcdecreaseswiththevalueofc.. increasing,andthelowerlimitof口=0.35forthe
valueofc>200kPa.Itisgenerallyagreedthatfor
StudyofLDBPsShaftSkinFrictionforPilesinCohesioveSoils155
softclays(c<24kPa),thevalueofa=1.0(oreven greater).
2DesignonBasisofIn—SituTestData
In—situsoiltestssuchasCPT.PMT,andSPTare widelyusedinvariouscountriestopredicttheaxial bearingcapacityofasinglepile,andthathave attractedmanyresearchersoverdecadesresultingin differentsolutions.knownasonecategoryofthestatic approachesintermofdatafromfieldtests.InTab.1. aschematiclistofthein—situtest~commonlyusedin
pileaeslgn1sgiven?
Tab.1Overviewoffieldexplorationsusedinpiles Thesemi—empiricalapproaches,startingfrom
thesein—situtests,involvesthreecategories.Thefirst approachisinparticularfollowedtheCPT,whichby itselfmeasuresseparatelypointresistanceandpile shfrictionfora"smalldiametersteelpileof displacementtype".Themethodologybasedonthe fieldexplorationsasadirectmodel,isdominatingin BelgiumandtheNetherlands,andalsowidelyusedin othercountriessuchasFrance,Italy,Polandand China.etc.Thesecondmethodconsidersthefield explorationsindirectcorrelationwiththepile's behavior,e.g.standardpenetrationtestdataand
pressuremetertestdata.Thecorrelationmightbe foundedontheoreticalandanalyticalconsideration suchascavityexpansionmodelforbothPMTprobeand drivenpiles.Inpractice,however,thecorrelationis mostlyexpressedassimpleempiricalformulaeby databaseregress.Inthethirdapproach,in—situtests
dataonlyserveasabasisfordeductionofother parametersinpiledesigntoallowtheuseofdesign methodsbasedonthesealternativeindexes. Inpractice,themethodologyinaccordancewith categoriesthefirstandthesecondisrathersimilarin variouscountries,andcanbegenerallysummarizedin thefollowingformulaefortotalultimatepileresistance Q,theunitshaftskinfrictionandtheunitend bearingresistanceqb.
Q=Q+Q.=??A+A?q
where
qb=ab?q(orPkorN)(4)
=a?F.(orqorPliorNi)
wherebanda.areempiricalfactorstakingaccountof thepileinstallation,thesoiltypeandthenature,and roughnessofpileshaft'smaterial;qisthespecial penetrationresistancefromtheCVF;FistheCVFtota1 sidefrictionincrementontheCPTrod:NistheSPT blowcount;Plistheresistanceincrementfromthe PMT
3DeterminationofPileShaftIsistance
f0rLDBPsinCohesiveSoils
Onthebasisofthesubjects,theperformanceof LDBPsincohesivesoils.usedasdeepfoundationof
heavybridgestructures,hasbeenresearchedina systematicway.Theshaftskinresistancewas investigatedbasedonthedatabaseof10verticalstatic loadedtests,inwhichtheLDBPsofadiameter1.0m, generallyvaryingfrom37to45minshaftlength,had beeninstrumentedwithsteelbarsensorsinadvance. and,therefore,theinnerstressalongthepileshaft couldbetestedduringloadingprocedure.Thepiles wereboredinlayeredsoils,andthegeotechnical profileswerecharacterisedbycohesionsoils,rare exceptionalywhichwereseparatedbysiltysandsandin generalvariesslightlyindifferhistorycasesofthe freewayprojects.Thepileshaftskinresistanceforthe pileincohesivesoilsfromstaticloadtestsof instrumentedpileareshowninTab.2andTab.3. 3.1The口.methodmodified
Thea—methodismostlytakentoestimatethepile shaftskinresistanceforasinglepileincohesivesoils. Ofcourse,thisprocedureissuitableforLDBPsinsoils aswel1.Inthecasesofthefreewayprojects,the deposituponbedrockinvolvesprimarilyclaysand silt—clays,ingeneral,whichnaturallyexistsinplastic stateorconsistence—plasticstate.Thefield
investigationhasfoundedclearlythatthevaluesof arenotzerocommonlyforclaysandsilt—claysinthe
cases(seeTab.2andTab.3),butrarelayersof saturatedsoftsilt—clay,astheonlyexceptiontothat,
andtheirvaluesofapproachzero.Thevaluesof forcertainsiltclays(showninTab.3)achievethehigh
valuesomuchasprevailinginthesoilsstrengthrela一
Specialtestingreportofthebearingcapacityandtheinnerstress forLDBPsusedinbridgefotmdationsfortheXiyifreeway(Feb 2001,SoutheastUniversity);Specialtestingreportofthebearing capacityandtheinnerstressforLDBPsusedinbridgefoundations fortheXichenfreeway(April1997,SoutheastUniversity).
156ShiMinglei,DengXuejun,andLiuSongyu
Tab.2Shaftresistance{forpileinclay
tively.Accordinglyitisirrationalthatthepileshaft skinfrictionisderivedfromtheuniquec.The
a'methodmodifiedtocouplingtheandcforpiles incohesivesoilswasgivenby
=a,u(6)
:
『cut(45.+雩)(7)
:
(cu【tan2(45~+号)一tan-~~p~)(7b)
whereisacompositeparameter,calledasundrained strengthindex.
Theundrainedstrengthindexintermof
cohesivesoilscombinesitsandc.Forcalculating ,Eq.(7a)wasestablishedintermoftheunconfined compressionstrength,andEq.(7b)wasconstitutedin thelightoftheclassicalplasticitysolutionforthe bearingcapacityofsurfacefootingestablishedby Prandlt.Onthedatabaseresultfrom10vertical staticloadedtests.thea.methodmodifiedhasbeen establishedtopredictforLDBPsincohesivesoils, andtheresultsderivedfromthatareshowninTab.
4.
Tah.4givesasummaryoftheadhesionfactorsa f0rboththeclayandthesilt.clayinthecases.aswell asthestatisticalcharacteristicsofa.Nowthattheooe. fficientofvariationderivedin
thanthatinEq.(7a),Eq.(7b)
Eq.(7b)ismuchless
iSmorerecommendab
StudyofLDBPsShaftSkinFrictionforPilesinCohesioveSoilsl57
inrelativeand
Moreover.thea
adoptedindeed
wasfoundedto
inthispaper.
beapproximate
horizontallinearfunctionoftheindex"intermofEq. (7b),andthecorrelationhasbeenplottedinFig.1 andFig.2forclaysandsiltclays,respectively.The valueof口decreasesslightlywiththeincreasing, andthevalueofitproposedforapplyinginpracticeare showninTab5.
Undraineds咖gthindex/~/kPa
Fig.1Theadhesionfactorasafunctionofthe undrainedstrengthindexofclay
Undrainedstrenindex/dkPa
.
2Theadhesionfactorasafunctionof
theundrainedstrengthindexofsilt—clays
Tab.5Thevalueofaintermof
For,knownasacompositeparameterf0r
cohesivesoils,couplingwithceffectively,the modifiedapproachinthatthepileshaftresistance, especiallywhileapileincohesivesoilsinwhichthe prevailsoverc,isderivedfromtheindexismuch morerationalthantheclassica】a—method.
3.2CorrelationofSPTblowcountNwithpile shaftresistance
Forpilesincohesivesoils,themethodologythat thepileshaftresistanceisderivedfromfieldtests (CFF,PMT)isofgreatsignificantandhasbeen studiedasasubjectwoahyofmanyresearchersover decades.TheSPTisonesimplesituexploration methodwhichhasbeencommonlyusedingranular soils.4j,and,however.uptodatethismethodhas alreadybeenutilizedtostudythebehaviourofpilein cohesivesoilsi7,8J.Thec0I?relationofSPTblowcountN withhasbeenderivedfromthedatabaseof10 ve~icalstaticloadedtestsforLDBPsinthecases. Tab.6ShaftresistanceincohesivesoilspredictedbySPY Tab.7Shaftresistanceinsilt—clayspredictedbySPY
Tab.6showsthattheapproachbywhich{is
derivedfromthesimpleEq.(8)isofenoughaccurate forpilesinclay,and,however,thatofnotforpilesin silt—clays(seeTab.6).Eq.(8)forpilesinclaysis givenas
A=口N=5.56N(8)
Thereforeitisacomparativelysimplestepfrom Eq.(8)toEq.(9),whichisfoundedtopredictfor
pilesinsilt—claysveryeffectively,andbesides,Tab.7 provesthatthevalueoffsderivedfromSPTNvalue moreaccurateincontrastwiththeSPTNvalue modifiedwithlengthofthedrillpipe.Sothatthe empiricalformulaforpilesinsiltclayscanbe expressedintermofNas
fs=cl+c2N=36.25+3.16N(9)
ThedistributionofbySPTNvalueisshownin Fig.3andsimilarlytherelationshipbetween{andthe SPTblow~otmtN
Fig.3Thepileshaftskinfrictionasafunctionof theSPTcountN
well
88蠢g蔼青《-旦g—器l{P
158ShiMinglei,DengXuejun,andLiuSongyu SPTblowo0untN
Fig.4Thepileshaftskinfrictionasafunction oftheSPYcountN
Inthisstudy,anattempthasbeenmadetopredict theshaftresistancefortheLDBPsincohesivesoilsin thisformationusingthemodifieda.methodandan empiricalapproachintermofSPTNvalue.Inthe processofanalysisbasedonthedatabaseofthecase historiesinthepreviousparagraphs,thefollowing conclusionsaredrawn:
1)Theundrainedstrengthindex(seeEq.
(7b))constitutedinthispapertocouplingwithc canbemucheffectivelyusedinthea.methodtopredict theshaftresistanceforpilesincohesivesoils.
particularlywhichexistsinaconsistence-plasticstate ormorec0nsistencestate.
2)Thecorrelationofpileshaftresistancewiththe SPTN(seeEq.(8)andEq.(9))derivedfrom
estimationoftheshaftresistanceofthepilesin cohesivesoilsisofgreatsignificantinpracticeandof thevaluereferencedinfuture
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粘性土中LDBPs桩侧极限摩阻力研究
石名磊邓学钧刘松玉
(东南大学交通学院,南京210096)
摘要根据10根试桩静载荷试验和桩身应力测试结果,在对桩侧极限摩阻力预测技术系统分析
的基础上,研究了粘性土中LDBPs桩侧极限摩阻力的预测方法和指标确定.针对硬塑状态的粘性
土,提出了不排水强度指数的概念,综合了粘性土不排水条件下内摩擦角和粘聚力.基于这一概
使之更加有效地应用于粘性土中LDBPs桩侧摩阻念,对传统的"a法"进行了扩展,
力的预测.同时
还对SPT锤击数?预测粘性土中LDBPs的桩侧摩阻力进行了统计分析,并对粘土和亚粘土分别提
出了相应的回归公式.
关键词大直径钻孔灌注桩,桩侧摩阻力,标准贯入击数
中图分类号U443.154
8是?鼍一5d
