桩周土体静阻力模型研究及在打桩中的应用论文.docVIP

　　桩周土体静阻力模型研究及在打桩中的应用论文 摘要：基于桩侧土体和桩端土体的变形与破坏机理不同，以及土力学理论、有关室内和现场试验结果，并为简化起见，分别采用双曲线模型、理想弹塑性模型来描述桩侧土体静阻力和桩端土体静阻力特性。考虑桩身自重及桩周土体阻力作用建立了一维动力打桩波动方程，采用有限差分法进行求解，编制了基于上述土体模型的打桩分析软件ADP，并用该软件对某海洋桩基平台的打桩工程进行了数值分析。结果表明，本文建立的模型更符合实际情况.freelith法6)。 2 桩周土体模型 2.1 改进的桩侧土体模型 在动力打桩过程中，桩侧土体单元i在时刻t时所发挥的静阻力和动阻力分别由非线性弹簧(双曲线)和缓冲壶组成的模型来模拟(如图1)。 2.1.1 桩侧土体静摩阻力双曲线模型 桩侧土体单元i在时刻t时所发挥的静摩阻力Rs(i,t)(下文简写为Rs)与剪切位移S(i,t)(下文简写为S)假定用康纳(Kondner)双曲线拟和，即Rs-S的关系曲线，如图2中(a)可用下式表示： Rs=S/(a+bS) (1) 式中：a、b为待定系数。 式(1)可改写为 S/Rs=a+bS (2) 设以S/Rs为纵轴，S为横轴，可构成S-S/Rs的新坐标系，则双曲线可转换 成直线，如图2中(b)其截矩为a,斜率为b。由式(2)可得，当S→∞时， (3) 即用极限摩阻阻力Rult表示S→∞时的值，也即为Rs的渐近值。实际上工程中S不允许趋向无穷大，当达到一定值后，土体单元就被认为已破坏了，破坏荷载为Rf，它总是小于Rult。可令： Fr=Rf/Rult (4) 称Fr为桩侧土体单元的破坏比，则有Fr＜1.0。文中的Fr假定可参照土体DuncanChang模型7的破坏比取值。 同样，由式(2)可得，当S→0时， (5) 而(SRs)S→0是曲线Rs-S的初始切线刚度，也是该曲线上最大的切线刚度，用Kmax表示(见图2)，因此 a=1/Kmax (6) 可将(Sf,Rf)代入式(1)，得 Rf=Sf/a+bSf (7) 由式(7)得到 a=1/Kmax=Sf(1-Fr)/RultFr (8) 关于Sf取值，可参照文献8：黏性土剪切破坏的最大位移一般为5～8mm，无黏性土剪切破坏的最大位移一般为8～12mm。 本文根据Masing准则和Pyke对Masing模型的修正方法9来确定卸载与加载的荷载RS与位移S的关系曲线。从第一象限状态点(S1,Rs1)处卸载阶段( 如图3中曲线2)，土体单元的静摩阻力为 Rs=Rs1+(nRultKmax(S-S1))/nRult+Kmax(S-S1) (9) 式中：n=1-Rs1/Rult。 从状态点(S1,Rs1)处加载阶段(如图3中曲线3)，土体单元的静摩阻力为 Rs=Rs1+nRultKmax(S-S1)/nRult+Kmax(S-S1) (10) 式中：n=-1-Rs1/Rult。 采用Pyke法能有效地避免了卸载和反向加载时土体承受的荷载超过其最终强度的现象。 2.1.2 桩侧土体的动阻力计算 假定桩侧土体单元i在时刻t时的动阻力Rd(i,t)与上节中计算出的静阻力Rs(i,t)和单元速度V(i,t)成正比，比例常数采用桩侧土体单元的经验阻尼系数J(i) ，即 Rd(i,t)=J(i)Rs(i,t)V(i,t) (11) 则在所发挥的总阻力R(i,.freel/s；；E、ρ分别为桩材料弹性模量、 密度。 然而式(13)仅仅在古典的一维波动方程中机械而简单地引入桩周土体阻力R′，并没有真正反映出打桩过程中波动响应。根据方程各个分量的量纲分析，桩周土体阻力R′的量纲应为1/m，而力的量纲为N，因此，R′的物理意义不明确。 考虑桩身自重和桩周土阻力的情况下来建立一维动力打桩波动方程如下： (14) 式中：R为桩单元受到的土阻力，单位：N；G为桩单元的重量，单位：N；g为重力加速度，单位：m/s2。其它量同式(13)。方程右边的第二项为桩的自 重对应力波传播的影响；方程右边的第三项为桩周土体阻力对应力波传播的影响。 显然，该方程与方程(13)明显不同，而且有： (15) 因此，严格地讲R′不是桩周土阻力，而是反映桩周土体阻力的一个参数，其量纲为1/m。 目前求解波动方程(14)常采用特征线法、有限元法及差分法。由于差分法简单且实用，故文中仍然采用该法，以一维应力波动理论为基础，采用上述桩周土体模型编制了动力沉桩分析软件ADP(Analysis of Driving Pile)。 4 工程实例 运用ADP程序对某海洋石油平台动力打桩工程进行计算分析。在实际试桩过程中进行了沉桩过程中贯入度、应力等数据监测，并在打桩完成后一段时间进行了复打及静载荷试验。 4.1 工程介绍 某海洋石油平台地区水深24.5