θθ3cosσ-sinσsin<(1)
710
3 计算结果与分析
计算结果与分析参见图1～图6。
图1所示为地基在加载过程中等效塑性应变变化情况。由图可见,极限破坏时地基塑性区特征与典型Prandtl破坏机构模式一致。在加载过程中塑性区由基础边缘逐步向深处发展,当基础边缘两处塑性区在下卧深度处交汇之后,塑性区又逐渐向两边地表处延伸贯通直至破坏。图2所示为位
[收稿日期]2008-03-08[作者简介]丁威,工程师。
式中:p′与q分别为平均有效应力和广义偏差应力;θσ
为应力Lode角;c′与<′分别为土的有效黏聚力与内摩擦角。
e
将总应变速率分解为弹性应变速率{ε}和塑性速率应
p
变{ε}两部分:
{ε}={ε}+{ε}
ep
(2)
其中弹性应变速率与塑性应变速率分别由广义Hook定律和塑性流动法则确定:
ep
(3){σ′}=[D]{ε}=[D]({ε}-{ε})
92
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・岩土工程与地下工程・
移矢量分布变化情况。由图可见,当均布荷载水平p=80kPa时,地基位移矢量场以由基础向地基深处为主要沉降趋势;随着荷载水平逐步提高,地基沿着等效塑性滑动面产生整体滑动,地基发生整体失稳。此时地基土体在基础面上所承受的外荷载水平便是地基极限承载力[4]。
基参数关系一致。图中c=10kPa和<=8时的沉降位移变化过程与图1和图2所述特征相对应。
(a)80kPa均布荷载时
图3 不同粘结力情况下基础荷载-位移关系变化
(b)极限破坏时
图1 地基等效塑性应变分布变化情况
图4 不同摩擦角情况下基础荷载-位移关系变化
(a)80kPa均布荷载时
(b)极限破坏时
图2 地基位移矢量分布变化情况
图3所示为不同地基粘结力情况下基础荷载-位移关
系的变化。图中各荷载-位移关系曲线变化突变点处对应的荷载水平即为地基极限承载力。由图可见,随着地基土粘结力的增加,相应的地基极限承载力水平也提高。图4所示为不同地基摩擦角情况下基础荷载-位移关系的变化。由图可见,地基土摩擦角的增加亦会提高地基极限承载力水平。以上与常规极限平衡公式表述的地基承载力水平与地
图5 不同粘结力情况下地基极限承载力变化
图5所示为不同地基粘结力情况下地基极限承载力水
平的变化。由图可见,地基极限承载力水平随粘结力的增加而提高,这与图3中所表述相一致。图6所示为不同地基摩擦角情况下地基极限承载力水平的变化。由图可见,地基极限承载力水平亦随摩擦角的增大而提高,这与图4中所表述亦相一致。此外还可看出,算例中所求的地基(下转第95页)
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・岩土工程与地下工程・
σ′当其由降低i为桩侧第i层土的平均竖向有效应力。地下水位引起时,则:
σ′(2)′i=γiyi若由地面堆载引起,则:σ′(3)′i=P+γiyi
式中:γ′i为第i层土底面以上各土层按厚度计算的加权平均有效重度;yi为第i层土中点在地面以下的深度;P为地面均布堆载。312 下拉荷载的计算
在综合分析的基础上,一般采用下式计算下拉荷载:
NF=U∑fnili
i=1n
表2 单层回填土地基和桩径引起的负摩阻力
d(mm)
yi(m)
5107148161175188201
10430
15171520221525271530
80011001200130014001500
9671314171721732832463865
591132918092363299036944468531941450197225773260402748715799698157121362792353243635277628275216912300300738044698568367658061812246732254079503960957256
(4)
式中:i为土层编号;n为产生负摩阻力的土层数,均在
中性点以上;fni为第i层土的负摩阻力强度;li为中性点以上各土层的厚度。li=al0,a可参照规范取值;l0为桩基沉降变形土层的下限深度。为简化分析,对单层回填土地基设l0=yi。
将式(1)式(2)代入式(4)得:ξγ′πdξγ′NF=U∑fnili=πdniyili=niyial0=Adyiyi
i=1n
表2再次验证了:负摩阻力引起的下拉荷载NF随桩径d
的增大而增大,随填土深度yi的增大而迅速增大的结论。
4 结束语 在桩基设计中,可以通过减小桩径和填土深度来消减负摩阻力,对于预制桩,可在中性点以上的桩周涂抹沥青、油漆或其他能降低摩阻力的涂料消减负摩阻力;对于端承桩,可扩大桩头以减少桩身摩阻力;对于穿越淤泥的灌注桩,在中性点以上的桩周可采用薄膜隔离层工艺降低负摩阻力。
参考文献
[1] 赵明华.桥梁桩基计算与检测[M].北京:人民交通出版社,
2000:37-45.
[2] JGJ94-94建筑桩基技术规范[S].
[3] 程学军,李继良.桩基设计中考虑负摩阻力时中性点位置的确
(5)
2
ξγ′式中常数:A=πnia,即对于单桩基础NF与yi成正
比,与d成正比。
通过上式可以看出:负摩阻力引起的下拉荷载NF随桩径d的增大而增大,随填土深度yi的增大而迅速增大。
例:某地区为软黏土层,将产生较大的固结沉降,因此需要考虑桩侧的负摩阻力。其单层回填土地基yi和桩径引起的负摩阻力如表2所示。
定[J].岩土工程技术,1999(1):35-36.
(上接第93页) 承载力有限元数值解与Hansen经验公式
解基本接近。
本构模型考虑地基土的非线性性质,采用二维平面应变有限
元计算模型,以大型有限元分析软件ABAQUS为平台进行了数值分析,通过增量加载弹塑性有限元数值方法进行了地基极限承载力分析,计算结果与常规极限平衡经验公式基本接近,并且可以得到整体场域应力和变形分布情况以及地基土体破坏模式和破坏面的发展过程。这样可以弥补现场原位试验和经验公式的局限性,从而进一步提高工程设计与实践的安全可靠性。
参考文献
[1] 钱家欢,殷宗泽.土工计算原理[M].北京:中国水利水电出版
社,1994.
[2] 龚晓南.土工计算机分析[M].北京:中国建筑工业出版社,
2000.
图6 不同摩擦角情况下地基极限承载力变化[3] Hibbitt,KarlssonandSorensen,Inc1ABAQUSTheoryManual
[M].Pawtucket,USA:Hibbitt,Karlsson&Sorensen,Inc,2000.[4] 邹广电,蒋婉莹.复杂地基极限承载力的数值模拟[J].工程力
4 结束语
本文利用基于Mohr-Coulomb破坏准则的理想弹塑性
学,2005,22(2):224-231.
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