单柱墩拟静力试验仿真计算案例
多层地基单桩负摩阻力的数值模拟计算(wq)(1)-文档资料
一、荷载传递模型及负摩阻力计算
当桩周地基土因某种原 因产生的沉降量大于桩 身沉降时，土与桩侧表 面将出现向下的负摩阻 力。
目前求解桩侧负摩阻力的方法大致可分为简化 法、弹性理论法及荷载传递法等。
但各种方法均未考虑桩侧沉降土体重力势能损 失对基桩负摩阻力发展过程所产生的影响。
而桩侧土体的势能损失是桩身负摩阻力产生的 主导因素之一。
试桩桩侧及桩端土性参数见表
1.计算
(1) 沿桩长设置101个节点，将桩与土层分割为 100个桩单元与土层元。桩体弹性模量 Ep 取值 为25GPa，土体压缩模量 Es 取值为30MPa；
(2) 桩顶平面以上的堆载按均布荷载考虑，与 实测一致，桩顶不受堆载直接作用；
(3) 地面填土高度为3.3m与4.5m时，地表沉降 取实测值139mm与188mm；
求得折减后的负摩阻力极限值之后，再根据 佐藤悟线性方程进行以桩土相对位移量为依据 的负摩阻力求解。
问题在于：
佐藤悟线性模型是取的下限值，对于计算结果 实际上是偏不安全的。
而负摩阻力系数只能针对某一种土给出一个经 验的取值范围，那么负摩阻力系数的取值就成 了左右计算结果的一个关键因素了。实际计算 过程中也发现，一种土它的负摩阻力系数取值 范围虽然很狭窄，但是造成的计算结果变化幅 度却很大。
可得
2
Ep Ap 2h
X
i
1
X
i 2
UTf h2 4S f
X
i
X
i
1 2
UTf h2 2S f
X
i 1 X
i
X
i 1
Pi X
i Pi
1 X
i 1
将上式展开后合并同类项
Ep Ap 2h
单桩静载荷试验方案
单桩载荷试验方案1检测依据2检测目的采用接近于实际工作的试验方法，比较准确的反映搅拌桩单桩的受力状况和变形特征，确定单桩竖向抗压承载力，作为对搅拌桩单桩承载力进行抽样检验和评价。
3单桩竖向抗压静载试验的基本原理单桩竖向抗压静载试验，是一种原位测试方法，其基本原理是将竖向荷载均匀的传至基桩上，通过实测单桩在不同荷载作用下的桩顶沉降，得到静载试验的Q-S 曲线及S-lg t等辅助曲线，然后根据曲线推求单桩竖向抗压承载力特征值等参数。
4仪器设备仪器设备见表1表1 单桩静载实验设备表注：荷载与沉降量测仪表均经过国家指定的计量标定单位进行计量标定。
5实验准备工作（1）收集原始资料，了解试桩场地工程地质情况，试桩的基本情况（如桩长、桩径、施工日期、施工工艺等），预估桩的极限承载力，加载反力装置能提供的反力不得小于最大实验荷载的1.2 倍。
配重钢梁垫墩压力传感器位移传感器高压油泵R S-J Y B型载荷试验仪控制盒油压千斤顶图1 现场试验装置示意图（2）试验方案制定（包括桩头处理、加载装置等）。
①试验加载装置的选择：试桩所承受的荷载由油压千斤顶分级施加。
加载及反力装置应根据现场实际条件设置，实验荷载宜在检测前一次加足，并均匀稳固的放置于平台上。
②荷载与沉降的量测仪表：试桩沉降采用位移传感器或大量程百分表测量。
根据《建筑基桩检测技术规范》要求直径大于500 mm 的桩，应在其两个方向对称安置4个位移测量仪表。
沉降测定平面距桩顶距离不小于200mm，固定和支承位移测量仪表的夹具和基准梁应避免太阳照射、振动及其他外界因素的影响。
③试验加载方式的选择：试验加载方式采用慢速维持荷载法（逐级加载，每级荷载达到相对稳定后加下一级荷载，然后逐级卸载到零）。
（3）实验仪器设备性能指标实验仪器设备性能指标应符合下列规定：①压力传感器的测量误差不应大于1%，压力表精度应不小于0.4级。
②在实验荷载达到最大实验荷载时，实验用油泵、油管的工作压力不应超过额定工作压力的80%。
单桩及复合地基静载试验(含图)-7页精选文档
单桩及复合地基静载试验方案一、单桩竖向抗压静载试验方案1、试验依据《建筑地基基础工程施工质量验收规范》（GB 50202-2019）《建筑基桩检测技术规范》（JGJ 106-2019）《铁路工程基桩检测技术规程》TB10218-2019《客运专线铁路路基工程施工质量验收暂行标准》铁建设[2019]160号2、检测目的检测单桩的竖向抗压承载力否满足设计要求。
3、主要试验设备①试验桩的加载量不小于设计要求的单桩承载力特征值的2.0倍，根据加载要求选择油压千斤顶。
②加载反力装置可根据现场条件选择锚桩横梁反力装置、压重承台反力装置、锚桩压重联合反力装置、地铆反力装置（一般设备安装示意图如图一、二，其它方案同），反力装置能提供的反力不小于最大加载量的1.2倍。
③沉降量测量可用位移传感器或大量程百分表。
4、现场检测（1）、现场处理要求①混凝土桩应先凿掉桩顶的破碎层和软弱混凝土。
②桩顶部应高于试坑底面,为保持承压板和基桩良好接触,桩顶可铺设10-20mm的中粗砂。
③基准梁应具有一定的刚度，梁的一端固定在基准桩上，另一端简支于基准桩上。
固定位移计的夹具及基准梁避免振动或其他外界因素的影响。
设备安装示意图二：（2）、慢速维持荷载法试验步骤（也可用快速维持荷载法）①试验加载量为单桩承载力特征值的2倍，加载分级进行，采用逐级等量加载，分级载荷一般为最大加载量或预估极限承载力的1/10，第一级取可取分级载荷的2倍。
②每加一级荷载施加后，按第5、15、30、45、60min测读桩顶沉降量，以后每隔30min测读一次。
⑶当桩顶沉降速率达到相对稳定标准时，施加下一级荷载。
相对稳定标准：从分级载荷施加后第30min开始，每一小时内的桩顶沉降量不超过0.1mm，并连续出现两次。
⑷卸载按分级进行，每级卸载量为分级加载量的2倍，每卸一级，维持一小时，测读桩顶沉降量。
卸载至零后，测读桩顶残余沉降量，维持3小时。
⑸快速维持荷载法的每级载荷维持时间不少于1h，根据桩顶沉降收敛情况确定延长维持荷载时间。
单桩竖向抗压静荷载试验实例分析
单桩竖向抗压静荷载试验实例分析摘要：本文结合具体的工程实例，详细介绍了施工现场利用堆载荷重加载反力装置，按慢速维持荷载法确定试桩的单桩极限承载力的试验方法、原理以及利用Q—S曲线、S—lgt曲线分析实验数据的具体方法。
关键词：极限承载力、承载力特征值、慢速维持荷载法、沉降量、回弹量、Q—S曲线、S—lgt曲线Abstract: combining with practical examples, detailed introduces the construction site of heavy load of loading counterforce device, according to slow maintain load method is used to determine the piles of the ultimate bearing capacity of single pile test method, principle and the use of Q-S curve, S-LGT curve analysis of the specific method experimental data.Keywords: limit bearing capacity, characteristic value of bearing capacity, slow maintain load method, the settlement, the springback quantity, Q-S curve, S-LGT curve一、工程概况本工程为慈溪香格国际广场二期项目，建筑高度208.5m，地下3层，地上54层，该工程抗压试桩采用φ1000mm、长55.40-60.60m的钻孔灌注桩(桩底采用后注42.5级水泥浆4T)，现对该工程中的一根试桩223#（设计单桩承载力特征值为8600KN）进行单桩竖向抗压静载荷试验（桩基施工情况见表1），试验采用堆载荷重，加载反力装置按慢速维持荷载法确定试桩的单桩极限承载力，为本工程下一步的设计与施工及桩基工程验收提供依据。
加装稳定翼的海上风电大直径单桩基础数值仿真
加装稳定翼的海上风电大直径单桩基础数值仿真李炜;郑永明;孙杏建;罗金平;赵生校【摘要】The horizontal displacement control of a monopile with a large diameter is the main difficulty for offshore wind turbine. A new type of large-diameter monopile with steel-wings set in the region of the pile near the mudline, named the wing-monopile, is investigated. With the help of wings, the shallow soil reaction in front of the pile is taken full advantage of; and the horizontal bearing capacity of the monopile is enhanced. The relationships between the horizontal load and the horizontal displacement are fitted by adopting an exponential model and a 4-order polynomial model based on data obtained by numerical simulation. The simulated results show that the 4-order polynomial model is more accurate than the exponential model; because of the setting of steel-wings, the horizontal displacement and the maximum moment of a pile are decreased observably; the horizontal bearing capacity of a pile is increased markedly and the increment is influenced by the setting-position of the wings. The method to improve the horizontal bearing capacity of steel-pile by the wings can be used for other types of a small-diameter pile of foundation structure of the offshore wind turbine so as to decrease the construction cost.%针对海上风电机组大直径单桩基础水平位移不易控制等问题,提出了一种加装稳定翼的单桩结构型式.通过在近地表(泥面)一定范围内的桩身设置一组翼板,充分利用浅层桩前土的抗力,增强了基桩水平承载性能.借助数值仿真计算结果,采用指数拟合法、四阶多项式拟合法对水平荷载与基桩水平位移关系进行拟合,进而求解单桩水平极限承载力.结果表明,四阶多项式拟合法精度更高；加装稳定翼的单桩水平位移及桩身最大弯矩明显降低,单桩水平极限承载力显著增强,稳定翼安装位置会对基桩水平承载力的提高效果产生影响.该结构形式可推广到其他海上风电基础结构小直径钢管桩的桩型改良中,有利于减小相应的材料成本及施工成本.【期刊名称】《水利水运工程学报》【年(卷),期】2012(000)003【总页数】8页(P56-63)【关键词】海上风电;单桩;稳定翼;水平承载力【作者】李炜;郑永明;孙杏建;罗金平;赵生校【作者单位】中国水电顾问集团华东勘测设计研究院,浙江杭州 310014;中国水电顾问集团华东勘测设计研究院,浙江杭州 310014;中国水电顾问集团华东勘测设计研究院,浙江杭州 310014;中国水电顾问集团华东勘测设计研究院,浙江杭州310014;中国水电顾问集团华东勘测设计研究院,浙江杭州 310014【正文语种】中文【中图分类】TU473.1在海上风电场的建设中，基础结构是重中之重，主要有以下三方面特点:一是基础结构的成本占总造价的比例较高;二是结构型式多样(高、低桩承台，多桩导管架，单桩等);三是所处环境复杂(风、浪、流等动力循环荷载作用).单桩基础通常由单根大直径钢管构成，下部深入土中，提供承载力;中部浸于水中承受波浪、海流、潮汐等长期循环作用;上部通过连接段与风机塔筒相连.单桩基础是桩承基础结构中最简单的一种形式，也是目前欧洲海上风电场的主导基础结构型式［1－4］.单桩基础主要承受风、浪、流等水平荷载作用，在设计中需要重点考虑其水平承载性能.由于其整体刚度相对较小(“较柔”)，作为常规控制因素的桩身位移等往往较大，且结构动力响应较大，容易在风、浪、流等动力荷载的长期作用下产生疲劳损伤甚至失效.如果单纯从加大桩径、壁厚或者采用变桩径等方面来调整桩身性能，则可能使成本过量增加，且增加沉桩施工难度.桩的水平承载性能主要由桩的抗弯能力和桩侧土抗力控制，而桩侧土抗力大部分由近地表的浅层土发挥，鉴于此，本项研究给出了一种加装稳定翼的海上风电大直径单桩基础型式(已申请专利，以下称为加翼单桩).通过在常规单桩近地表范围内设置稳定翼，使浅层土的抗力得到充分发挥，由此对桩身位移、弯矩等进行控制，提高基桩的水平承载性能，降低基桩在动荷载作用下的动力响应.本文借助数值模拟的结果，分别采用指数模式、四阶多项式模式对水平荷载与基桩水平位移的关系进行了拟合，进而求解基桩水平极限承载力［4－8］.1 加翼单桩1.1 基本构造加翼单桩结构布置及细部构造见图1，图中1为单桩;2为稳定翼;3为抛石防护;4为稳定翼内侧(与单桩连接一侧);5为稳定翼外侧;6为加强支撑构件;L为稳定翼长度;W为稳定翼宽度;h为稳定翼上缘距离计算泥面深度;θ1为减阻角(降低沉桩阻力);θ2为减缓应力集中坡角(降低应力集中).沉桩前，在预计的单桩近地表(海床泥面以下)一定范围内设置一组(4个)钢板(稳定翼)，以基桩为中心呈放射状以90°夹角布置，长度(L)方向与基桩轴向平行，宽度(W)方向与基桩轴向垂直，即钢板面法向与基桩轴线方向正交.单桩对冲刷较为敏感，翼板设计时应考虑冲刷影响.考虑到沉桩过程中稳定翼入土时所受阻力，在稳定翼与单桩连接处增设加强支撑构件;并对稳定翼先入泥一侧翼缘进行坡度化处理(设置减阻角θ1);考虑到稳定翼上翼缘与单桩连接处会出现应力集中，可在此增设减缓应力集中坡脚(θ2).1.2 结构说明及实施方式单桩主体部分与常规海上风电单桩基础的钢管桩无异;稳定翼为与基桩同材质的钢材(例如Q345C);以上缘距离地表距离(h)定位，以长度(L)、宽度(W)、厚度(T)等几何尺寸定型.其中:稳定翼上缘原则上与地表(泥面)齐平.实际设计中，考虑冲刷影响，可从冲刷后泥面计(取h＞0)或考虑翼板的裕量;稳定翼厚度(T)可选与基桩壁厚等同或略微加大;鉴于单桩本身桩径已较大及翼板所增加的沉桩阻力，建议稳定翼宽度(W)以基桩桩径(D)为参照，取D/2≤W≤D，当应用于其他小直径桩，且沉桩能力允许时，可考虑宽度适当加大;稳定翼长度(L)也以基桩桩径(D)为参照，取D≤L≤3D.同时，上述4个指标(h，L，W，T)的具体取值，需根据有限元计算并配合试验进行调整或优化.本研究中加翼单桩的具体实施方式如下:(1)预制及加工包括选材、选型、加工和装配等环节.需注意的是:具体设计时需配合有限元计算、试验等手段进行优化选型.(2)沉桩施工沉桩施工与无稳定翼的普通单桩相同，在沉桩后期，稳定翼的入泥会增加沉桩阻力，因此，需对打桩锤击力等进行适当调整.(3)上部构件施工由于沉桩施工完成后稳定翼位于泥面以下，因此不会对上部结构的施工及海床处的抛石处理等造成任何影响.对于出现冲刷后翼板出露的情况，应注意避免抛石对翼板的损坏.1.3 有益效果加翼单桩有益效果可以总结为:(1)单桩整体较柔，自振频率易低于允许频率域的下限，翼板的设置增强了单桩近地表段刚度，可在一定程度上提高结构整体固有频率;(2)充分发挥近地表浅层桩前土的抗力，增强基桩水平承载性能;(3)达到与无稳定翼普通基桩同等的水平承载力，加装稳定翼的基桩桩长或桩径可以减小，钢材用量明显减少，相应的材料、施工成本得以降低;(4)不会影响沉桩施工，且由于沉桩后稳定翼位于海床泥面以下，因此不会对上部结构的安装、海床的必要抛石处理等产生影响;(5)对于控制表层冲刷具有一定的积极效果.图1 基本构造示意图Fig.1 Basic structure2 水平承载力计算假设基桩受到水平荷载(H0)作用，产生的相应桩身位移(X0)可表示为:由此，曲率计算式可写为:通过解d K/d H0=0可得其数学意义上的理论极值(实际工程应用中，需要对求解结果进行校核).文献［9］给出的H0与X0的指数关系模式:水平极限承载力解析解为:假定H0与X0为多项式关系模式，例如可假设3 加翼单桩效果检验3.1 数值仿真及研究内容以假定的某海上风电场大直径单桩基础为例，进行数值仿真计算，以验证单桩加翼后效果.假定单桩基础为直径D=6 m(壁厚t=70 mm)的大直径钢管桩，入土50 m.3.1.1 静力分析按最不利加载方向分析:取L=1.5D，W=D/2，T=t，埋深h=0;加载方向如图2所示，分为0°和45°两种.按埋深影响作用分析，取L=1.5D，W=D/2，T=t，埋深 h=0，3 和 6 m;按翼板长度影响作用分析，取 L=D和1.5D，W=D/2，T=t，埋深h=0;按翼板宽度影响作用分析，则取L=1.5D，W=D/2，D，T=t，埋深 h=0.3.1.2 动力分析有模态分析、谐响应分析、瞬态分析和波浪谱分析.为采用上述单桩水平极限承载力计算理论及计算式，研究中仿效水平载荷试验过程进行数值模拟，进而获取水平荷载H0与相应位置桩身水平位移X0的数据.其中，桩、土模型采用实体建模.土体选取DP本构模型.水平荷载H0取(0.1～22)MN递增.图2 加载方向Fig.2 Direction of H03.2 计算结果比较3.2.1 静力分析(水平载荷试验仿真) 数值仿真所得H0－X0关系曲线见图3.可见，对于图2所示的两种加载方向而言，同桩型、同级荷载作用下，0°加载方式产生的位移较大，从而判断该加载方向对于结构最不利;加翼能够显著减小基桩水平位移，这种效果在荷载较大时最明显，稳定翼与土的接触面积越大，土压力的利用率越大，降低位移作用越明显;稳定翼设置过深则效果不甚明显.提取3 MN和17 MN两节荷载作用下的土中桩体桩身位移、弯矩随深度变化曲线(Y－z曲线和M－z曲线)如图4.从图4(a)可见，桩身位移最大值出现在泥面位置，沿深度方向递减，至3D=18 m 左右出现第1零点，且负向反弯，至6D=36 m出现第2零点，且其下深度处桩身位移为零.加翼后，翼板影响范围内的浅层土中桩身位移降低，降低最为显著的是泥面位移，在翼板影响范围以下，桩身位移几乎无影响;其中翼板参数的影响规律为:翼板长度(L)或宽度(W)越大，桩身位移减小幅度越大，原因是L或W的增加使得桩－土接触面积增加，桩前土压力得到充分发挥，但在实际设计中要充分考虑施工中翼板对沉桩阻力的增加以及可能出现的屈曲破坏，建议取值范围:D≤L≤3D;D/2≤W≤D;翼板以充分发挥浅层土的土抗力为主，因此，当翼板的设置深度增加时，其作用效果将明显降低.以本例而言，当h=3和6 m时，翼板对于桩身位移的降低幅度非常有限.图3 H0－X0关系Fig.3 H0－X0 curves图4 Y－z和 M－z曲线Fig.4 Y－z and M－z curves从图4(c)可见，桩身弯矩最大值出现在约3D位置;加翼后，桩身最大弯矩显著降低;其中翼板参数的影响规律为:翼板长度(L)或宽度(W)越大，桩身最大弯矩减小幅度越大，同样考虑到实际施工中翼板对沉桩阻力的增加以及可能出现的屈曲破坏，对L和W的取值依然需要通过相关计算和优化确定;翼板以充分发挥浅层土的土抗力为主，因此当翼板的设置深度增加时，其作用效果将明显降低，本例中当h=3和6 m时，翼板对于桩身最大弯矩的降低幅度很小.采用前述方法计算单桩极限承载力并选取3 MN与16 MN两级水平载荷作用情况下的单桩桩身最大弯矩列于表1.H0－X0关系拟合效果见图5.由图5可见，四阶多项式拟合效果更好.从表1可见，对于本例，当桩型一定时，四阶多项式拟合方式计算得到的基桩水平极限承载力大于指数拟合方式的计算结果.在这种情况下，指数拟合法低估了基桩具备的水平极限承载力，可能造成设计过分冗余，进而导致材料的浪费和相应施工成本的增加;加装稳定翼之后，单桩水平极限承载力明显提高(提高16.7% ～19.5%)，且稳定翼从计算泥面开始(h=0)时的值比从计算泥面以下2 m开始(h=2 m)的情况高;桩身弯矩最大值显著降低(降低4.2% ～15.6%)，且稳定翼从计算泥面开始(h=0)时的值比从计算泥面以下2 m开始(h=2 m)的情况降低幅度大.表1 计算结果Tab.1 Calculation results注:括号中数值为与单桩相比的提高(+)或降低(－)幅度.桩型HU/kN M/(MN·m)指数拟合法四阶多项式拟合法H0=3 MNH0=16 MN单桩 21485.169 25863.283 13.279 106.936 L=1.5D，W=D/2，T=t，h=0 25691.670(+19.579%) 30861.630(+19.326%) 11.202(－15.641%) 94.285(－11.830%)L=1.5D，W=D/2，T=t，h=3 25093.076(+16.793%) 30594.846(+18.295%) 12.249(－7.756%) 102.399(－4.242%)图5 H0－X0关系拟合Fig.5 Fitting curves3.2.2 动力分析动力分析中，选用下列3种参数组合进行计算和分析:单桩，无翼单桩;1#加翼单桩，L=1.5D，W=D/2，T=t，埋深 h=0;2#加翼单桩，L=1.5D，W=D/2，T=t，埋深 h=3 m;3#加翼单桩，L=1.5D，W=1.5D，T=t，埋深 h=0.(1)模态分析结构固有频率计算结果见表2.表2中1阶，2阶和3阶振型所对应的固有频率分别为结构在YZ平面内横摇、在XZ平面内横摇及绕Z轴的扭转.其中，1，2阶振型为平面内横摇的振型，所对应的固有频率为需校核的结构固有频率. 表2 模态分析Tab.2 Mode analysis注:括号中数值为与单桩相比的提高(+)幅度.桩型固有频率/Hz 1阶 2阶 3阶单桩 0.27443 0.27587 1.23711#加翼桩0.28265(+2.995%) 0.28420(+3.020%) 1.2380(+0.073%)2#加翼桩0.27882(+1.600%) 0.28031(+1.609%) 1.2378(+0.057%)3#加翼桩0.28391(+3.454%) 0.28547(+3.480%) 1.2379(+0.065%)假定风机转速范围为6.63～15.99 r/min，则可得其1P 频率范围为0.1105～0.2665 Hz，3P 频率范围为0.3315 ～0.7995 Hz，以±5%为控制指标，则可得允许频率范围为 0.2799 ～0.3149 Hz.显然，对于本例而言，未加稳定翼时的单桩固有频率(0.27443 Hz)略低于允许范围的下限(0.3315 Hz)，存在产生共振的风险;加翼后固有频率得以提高，稳定翼尺寸一定时，向土的深层设置对结构固有频率的提升幅度减小;其他条件一致时，结构固有频率随稳定翼宽度的增加而增加，上述规律均与桩体刚度的变化态势对结构固有频率的影响规律一致;其中1#和3#较2#提高幅度大，且其固有频率均在允许频率范围，避免了共振的产生.同时可见，加翼对于单桩固有频率的提高幅度不大(本例仅3%)，但鉴于单桩基础较柔，固有频率往往低于允许频率范围下限，这3%的提高幅度有可能是使其避免共振的关键，这也为通过“加翼微调”的方式优化单桩固有频率提供了思路. (2)谐响应分析其他复杂荷载情况一般可通过Fourier变换近似成简谐荷载的求和形式，在系统线性的假定条件下，单自由度体系承受简谐荷载时的特性可以方便地推广到任意荷载条件下单自由度系统的情况，研究简谐荷载的情况是开展其他荷载情况的基础［10］，鉴于此，本研究只进行谐响应分析来证明加翼单桩降低结构动力响应的效果.谐响应分析采取在海平面位置施加水平向(X方向)简谐荷载作用.沿简谐荷载作用点向塔筒顶部方向，提取法兰和塔筒顶部的水平方向(X方向)位移响应如图6所示. 图6 位移响应(简谐荷载)Fig.6 Displacement response(harmonic disk load) 可见，X方向位移响应峰值与结构一阶自振频率对应.加翼后X方向位移响应峰值明显降低，其中1#和3#降低幅度比2#大;稳定翼加宽后，峰值响应降低.(3)瞬态分析——冲击荷载作用假定结构受X方向冲击荷载作用，荷载时程如图7所示，提取法兰及塔筒顶部的X方向位移响应如图8所示.图7 冲击荷载时程曲线Fig.7 Time history of impact load图8 位移响应(冲击荷载)Fig.8 Displacement response(impact load)从图8可见，响应曲线趋势方面:对于距离冲击位置较近的法兰处而言，在冲击荷载开始作用的t=2 s时刻，结构即出现明显的峰值位移响应，而对于距离冲击位置较远的塔筒顶部而言，其位移响应峰值将滞后于t=2 s时刻，这是符合实际的;响应曲线峰值滞后，随着荷载的逐渐消失，位移响应渐趋平缓.响应曲线峰值方面:加翼后单桩的位移响应得到降低，且对于本例而言，1#和3#对位移响应峰值的降低幅度比2#大;稳定翼加宽后，减低效果更为明显.(4)波浪谱分析假定结构受到图9所示波浪谱作用，作用方向为X方向，法兰及塔筒顶处的X方向位移响应如图10所示.从图10可见，响应曲线出现2个较为明显的峰值，且分别与波浪谱频率及结构1阶自振频率对应;加翼后单桩的位移响应得到降低，且对于本例而言，1#和3#对位移响应峰值的降低幅度比2#大;稳定翼加宽对于降低响应的效果更为明显.图9 波浪力谱Fig.9 Wave load spectrum图10 位移响应(波浪荷载)Fig.10 Displacement response(wave load)4 结语介绍了一种加装稳定翼的海上风电大直径单桩基础型式，详述了其构造、作用机理、效果及具体实施方法.并通过有限元仿真对其水平极限承载力等进行了计算，证明了加翼单桩在减小基桩水平位移、桩身弯矩，提高单桩水平极限承载力方面的效果;通过模态分析、谐响应分析、冲击荷载作用下的瞬态分析;波浪荷载作用下的波浪谱分析，对加翼单桩的动力特性进行了对比分析，证明了其能够减小单桩的动力响应.针对具体工程问题，须根据工程实际并考虑施工条件、能力等方面的因素，借助数值计算对稳定翼位置、尺寸及单桩桩径、壁厚、桩长等具体取值进行优化，以达到最佳效果.参考文献:［1］李炜，郑永明，周永.海上风电基础ANSYS数值模拟［J］.水运工程，2010(8):125-128.(LI Wei，ZHENG Yong-ming，ZHOU puter simulation of offshore wind turbine using ANSYS［J］.Port＆ Waterway Engineering，2010(8):125-128.(in Chinese))［2］李炜，郑永明，周永.近海风电基础桩土作用3D有限元模拟［J］.水电能源科学，2010，28(8):162-164.(LI Wei，ZHENG Yong-ming，ZHOU Yong.3D-FEM simulation of soil pile interaction for offshore wind power generation［J］.Water Resources and Power，2010，28(8):162-164.(in Chinese)) ［3］KUO Y S，ACHMUS M，KAO C S.Practical design considerations of monopile foundations with respect to scour［C］∥Global Wind Energy Council.Global Wind Power 2008，Peking:Global Wind Energy Council，2008:104.［4］李炜，李华军，郑永明.海上风电基础结构大直径钢管桩水平静载荷试验数值仿真［J］.水利水电科技进展，2011，31(4):69-72.(LI Wei，LI Hua-jun，ZHENG Yong-ming.Numerical simulation of horizontal load test on large-diameter steel piles for offshore wind turbines［J］.Advances in Science and Technology of Water Resources，2011，31(4):69-72.(in Chinese)) ［5］LI Wei.Study on the fuzziness in fatigue life estimation of the foundation of offshore wind turbine［J］.Advanced Materials Research，2011(243－249):4741-4745.［6］章钊，过超，龚维明.单桩水平承载性能研究.路基工程，2010(5):56-58.(ZHANG Zhao，GUO Chao，GONG Wei-ming.Study on horizontal bearing capacity of single pile［J］.Subgrade Engineering，2010(5):56-58.(in Chinese))［7］李炜，李华军，郑永明，等.海上风电基础结构疲劳寿命分析［J］.水利水运工程学报，2011(3):70-76.(LI Wei，LI Hua-jun，ZHENG Yong-ming，etal.Fatigue life analysis of the foundation structure of offshore wind turbine ［J］.Hydro-Science and Engineering，2011(3):70-76.(in Chinese))［8］武科，孙岩，李术才.大型海上风力发电机组单桩基础水平承载力数值分析［C］∥崔京浩.第17届全国结构工程学术会议论文集，北京:《工程力学》杂志社，2008.(WU Ke，SUN Yan，LIShu-cai.Numerical analysis of horizontallyloading of monopile foundation of large scale offshore wind turbine［C］∥CUI Jing-hao.Proceedings of the 17th National Conference on Structural Engineering，Beijing:Engineering Mechanics Press，2008.(in Chinese)) ［9］刘晓红，邓友生.确定单桩水平承载力的数解法［J］.南方冶金学院学报，2003，24(4):21-24.(LIU Xiao-hong，DENG You-sheng.The number solutions to determination ofhorizontalbearing capacity ofsingle pile ［J］.Journal of Southern Institute of Metallurgy，2003，24(4):21-24.(in Chinese))［10］张枢文.海洋平台结构损伤识别与健康监测技术研究［D］.镇江:江苏科技大学，2007.(ZHANG Shu-wen.Studies on structure damage identification and health monitoring technology for offshore platforms［D］.Zhenjiang:Jiangsu University of Science and Technology，2007.(in Chinese))。
鄂钢某工程桩基单桩竖向抗压静载试验分析
Ｃｏ ａ ｉｏ ｎ ａ ｐ ｉａ ｉ ｎ Ｏ ｉ ｉｅ ｅｅ ｅ ｔ ｍｐ ｒｓ ｎ ｏ ｐ ｌ ｔｏ ｆ ｆ ｌ ｌｍ ｎ ｃ Ｉｔ ａ ｄ ｄ ｓ ｒ ｔ ｌｍ ｅ ｔｍ ｅｈ ｄ ａ ａ ｙ ｉ ｎ ｓｏ ｅ ｓａ ｉ ｔ ｎ ｉｃ ｅｅ ｅｅ ｎ ｔ ｏ ｎ ｌｓｓｏ ｌｐ ｔ ｂ ｌ ｙ ｉ
３ 号桩 、１ ８ ４ 号桩 的设计 类型 为钻孔灌 注桩 ，ｌ 桩为预 制管 桩。 ２号 它们 的基本参数见表 １ 。
２ １ 试 验 方 法 ．
注 ：—桩身 ；一千 斤顶 ；一百分表 ；一圆形钢板 ；－ 位移测量 基准梁 ｌ ２ ３ ４ ５ 上部堆毅物为钢条
圈 １ 加载装置 示意圈
鄂钢某工程桩基单桩竖向抗压静载试验分析
周 华 林 王 东华 黄 涛
（． １ 武汉理 ３大学资源与安全工程学院 ， － 湖北 武汉 ４ ０ ７ ２武汉钢铁集团鄂城钢铁有限责任公９３程管理部 ， ３０ ０ ． － 湖北 鄂州 ４６０ ） ３００
摘
要： 以鄂钢干熄焦桩基工程为实例 ， 用堆载平台法 ， ３根钻孔灌注桩和 １ 采 对 根预制管桩进行单桩 竖向抗压 静载试验 ， 将得 到 的数据进行处理 ， 出各个试桩的 Ｑ ， 曲线图 ， 作 —ｓｓ ＿ 试验结果表 明承载力满足设计 要求。 关键词 ： 钻孔灌注桩 ， 制管桩 ， 预 静载试验 ， 回弹率 ， 抗压承载 力特征值
裹 １ 试 桩的基本参数
桩号 混凝土 强度等级 桩端持 力层 桩长 桩身 承 载力 最大实验 直径／ ｉ 特征值／ Ｎ 荷￣ ／ Ｎ ｍｌ ｌ ｋ ￣ｋ
１ 工 程概况
鄂钢干熄焦工程 包括 干熄焦 本体装 置 ， 干熄 焦锅 炉 ， 除盐水 站和除氧给水泵房 ， 汽轮 发 电站 ， 综合 电气 室 ， 焦 系统 ， 运 干熄焦
结合某工程实例高架桥墩柱施工模板结构静力计算
结合某工程实例探讨高架桥墩柱施工模板的结构静力计算摘要：在我国交通建设突飞猛进的势态下，高架桥的出现日益增多，其中高墩柱面临着施工的难题。
本文笔者结合某工程实际，探讨了高架桥墩柱模板计算，以期实现良好的经济效益和社会效益。
关键词：工程实例；高架桥；计算1、墩柱模板设计参数分析①基本信息。
内楞间距(mm)：275；外楞间距(mm)：1000；外楞四角设对拉螺杆，对拉螺栓直径(mm)：m25。
②内楞信息。
内楞材料：槽钢100×48×5.3；ix=198cm4，wx=39.7cm3。
③外楞信息。
外楞材料：槽钢2[120×53×5.5（宽度方向）；ix=2x346cm4，wx=2x57.7cm3；槽钢2[160×65×8.5/2[250×80×9.0（长度方向）；ix=2x935cm4，wx=2x117cm3，（2[160×65×8.5）；ix=2x3530cm4，wx=2x282cm3，（2[250×80×9.0）。
④面板参数。
面板类型：钢面板；面板厚度(mm)：6.00；ix=1.8cm4，wx=6.0cm3，（取100cm长为计算单元）；e=210gpa；⑤对拉螺杆参数。
对拉螺杆采用m25精轧螺纹钢m25×1140mm。
2、墩柱模板设计计算参考2.1模板荷载标准值计算按《施工手册》，新浇混凝土作用于模板的最大侧压力，按下列公式计算，并取其中的较小值:，f=yh;其中，γ为混凝土的重力密度，取24.000kn/m3；t为新浇混凝土的初凝时间，可按现场实际值取，输入0时系统按200（/t+15）计算，得5.714h；t为混凝土的入模温度，取20.000℃；v为混凝土的浇筑速度，取3.000m/h；h为模板计算高度，取3.000m；β1为外加剂影响修正系数，取1.000；β2为混凝土坍落度影响修正系数，取1.000。
单桩竖向抗压静载试验检测案例分析
3)试验方法:采用慢速维持荷载法，荷 载 分 级 为 1 0 级 。沉降 观 测 为 每 级 加 载 后 第 5 m m ，10 m m ，15 m m 进 行 读 数 ，以后每隔 15 m i n 读 取 一 次 ，桩的沉降在连续2 h 小 于 0. 1 m m 为 稳 定 ，进行
下一荷载等级加载。当荷载沉降曲线上判定的极限承载力的总 沉 降 量 超 过 40 m m 或 者 沉 降 大 于 100 m m 停止试验。
粉 质 黏 土 ，压缩性中等,厚 度 大 ，土 质 较 好 ，但 是 在 组 合 层 中 ，夹有
2 200
性质相对较差的层黏土。
3 300
2 单桩竖向荷载试验方案
4 400
5 500
1) 试验设备:本试验采用伞型反力平台，平 台 直 径 18 m ，采用 6 600
砂袋为反重压力，桩周围地面回填废渣为50 c m ，采 用 C2 0 混凝土 20 c m 抹 平 ，本 次 试 验 采 用 枕 木 支 墩 ，地 面 最 大 超 载 预 估 为 100 k N / m 2 ~140 k N / m 2,小 于 地 基 承 载 力 的 1. 5 倍 ，不 会影响试
第45卷 第 8 期 20 19 年3 月
山 西建筑 SHANXI ARCHITECTURE
V 〇L 4 5 N 〇.8 Mar. 2019
•5 5 •
文章编号：1009-6825 (2019)08-0055-02
单桩竖向抗压静载试验检测案例分析
刘小宁
(陕西省公路应急中心，陕 西 西 安 710068)
回弹率 %
24.3
20.9
最大试验 荷载/k N 12 000 11 000
表 3 试桩1 摩阻力测试结果
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第27卷 第4期2010年4月 公 路 交 通 科 技Journal of Highway and T ransportation Research and DevelopmentV ol 127 N o 14 Apr 12010文章编号:1002Ο0268(2010)04Ο0039Ο05收稿日期:2009Ο09Ο05作者简介:宋国森(1973-),男,江苏扬州人,博士研究生,研究方向为交通工程1(sssgggsss @sina 1com )单柱墩拟静力试验仿真计算案例宋国森1,李贵乾2,3(11东南大学 土木工程学院,江苏 南京 210096;21招商局重庆交通科研设计有限公司 桥梁结构动力学国家重点实验室,重庆 400067;31重庆交通大学 土木建筑学院,重庆 400074)摘要:在地震荷载作用下,钢筋混凝土桥墩是最易破坏的桥梁构件,如何较可靠地模拟钢筋混凝土桥墩在循环荷载作用下的非线性滞回反应是桥梁结构抗震研究的重要内容。
以呈弯曲破坏形态的钢筋混凝土桥墩的拟静力试验结果为依据,基于OpenSees 中的Beam withHingesE lement 单元,分别建立了圆形墩和矩形墩的滞回分析纤维单元模型。
由计算结果与试验结果对比可知,所建立的纤维单元模型对桥墩的骨架曲线及滞回曲线都有良好的模拟效果,且能体现桥墩在反复加载过程中刚度、强度退化现象。
关键词:桥梁工程;钢筋混凝土桥墩;拟静力试验;OpenSees ;纤维单元模型;仿真计算中图分类号:U443122 文献标识码:ASimulation Calculation for Pseudo Οstatic Te st of Reinforced ConcreteSingle Οcolumn Bridge PiersS ONG G uosen 1,LI G uiqian 2,3(11School of Civil Engineering ,S outheast University ,Nanjing Jiangsu 210096,China ;21S tate K ey Laboratory of Bridge S tructural Dynamics ,China Merchants Chongqing C ommunicationsResearch &Design Institute C o 1,Ltd 1,Chongqing 400067,China ;31School of Civil Engineering ,Chongqing Jiaotong University ,Chongqing 400074,China )Abstract :Rein forced concrete bridge pier is the m ost easily destroyed bridge member under seismic loading ,how to reliably simulate nonlinear hysteretic response of rein forced concrete bridge pier under cyclic loading is an im portant content in seismic resistance of bridge structure research field 1Based on the pseudo Οstatic test of RC bridge piers which have flexural failures ,the Beam withHingesE lement in OpenSees program was used to m odel the hysteretic behaviors of circular sectional and rectangular sectional bridge piers subjected to cyclic loading 1The com paris on between the com putation result and the experiment result shows that the established fiber element m odel can accurately simulate the backbone curves ,hysteretic curves of the piers and can als o reflect the degradation of stiffness and strength in the process of cyclic loading 1K ey words :bridge engineering ;RC bridge pier ;pseudo Οstatic test ;OpenSees ;fiber element m odel ;simula 2tion calculation 0 引言在2008年的“5112”汶川地震中,极震区以内的受震桥梁共有2000多座,绝大部分均出现不同程度的震害现象,100余座桥梁因震害使其承载能力严重下降,其中20多座桥梁坍塌,给震后的抢险救灾工作带来巨大的困难,造成了惨重的生命财产损失[1]。
包括汶川地震在内的几次大地震导致的桥梁工程的严重破坏,反映出桥梁结构的地震易损性,同时也显示了桥梁工程抗震研究的必要性与重要性。
图1 汶川地震中倒塌的桥梁Fig 11 The collapsed bridge in Wenchu an earthqu ake地震荷载作用下,钢筋混凝土桥墩通常是最易破坏的桥梁构件,桥墩作为承接桥梁上部结构和下部基础的中间构件,其滞回耗能性能的优劣在一定程度上决定了桥梁的整体抗震能力。
因此,如何较可靠地模拟钢筋混凝土桥墩在循环荷载作用下的非线性滞回反应是桥梁结构抗震研究的重要内容。
本文采用OpenSees 程序分别对一个圆形钢筋混凝土桥墩和一个矩形钢筋混凝土桥墩的拟静力试验结果进行了仿真计算。
计算结果与试验结果的比较表明所建立的钢筋混凝土桥墩仿真计算模型能较好的模拟桥墩在大变形时的骨架曲线及滞回曲线。
1 汶川地震中桥墩的弯曲破坏现象在汶川地震中,桥梁墩柱受到了较为严重的破坏,其破坏形态与20世纪90年代的几次破坏性地震(1994年美国LosAngeles 地震、1994年美国N orthRidge 地震、1995年日本K obe 地震)的桥墩破坏形态一致,主要表现为弯曲破坏、剪切破坏及弯剪破坏。
弯曲破坏主要发生在墩底塑性区以及固结墩墩顶。
墩底塑性区的破坏主要表现为弯曲延性不足,当位移水平较大时,墩底塑性区内的混凝土压应力超过无侧限抗压能力,造成保护层混凝土的剥落,并伴有纵筋的屈曲(见图2);而固结墩墩顶的破坏则主要表现为配筋不足、过早断裂,导致弯曲强度不足,配筋不足导致箍筋未能给核心混凝土提供足够的横向约束,压碎区很快开展到核心区域。
同时,箍筋的过早断裂导致塑性区核心混凝土的压溃以及纵筋的严重屈曲,使得桥墩的强度迅速降低,最后因不能承受上部结构重力荷载而破坏(见图2)。
进一步借助计算机,按照合理的材料本构关系和恰当的计算模型,对桥墩进行非线性全过程仿真计算分析,有助于获得对桥墩从受荷、开裂直至破坏过程的全面认识。
图2 汶川地震中桥墩破坏形态Fig 12 F ailure modes of piers in Wenchu an earthqu ake2 钢筋混凝土桥墩OpenSees 仿真计算模型211 OpenSees 程序简介OpenSees 全称为Open System F or Earthquake Engi 2neering Simulation [2],是由美国国家自然科学基金(NSF )资助、太平洋地震工程研究中心(PEER )主导、加州大学伯克利分校为主研发而成的,用于结构和岩土方面地震响应模拟的一个较为全面且不断发展的开放程序体系。
其程序代码是公开的,用户可以通过编程手段在程序中增加新的材料本构和单元类型。
该程序具有丰富的材料模型、单元模型、分析选项和强大的求解功能,集中反映了当今结构工程前沿领域许多崭新的研究成果,适用于结构在地震作用下的响应分析。
OpenSees 自1999年正式推出以来,已广泛用于太平洋地震工程研究中心和美国的一些大学和科研机构的科研项目中,较好地模拟了钢筋混凝土结构、桥梁、岩土工程等众多的实际工程、拟静力试验研究和振动台试验项目[3-4],已证明其具有较好的地震非线性响应数值模拟精度。
故本文亦采用OpenSees 作为4 公 路 交 通 科 技 第27卷钢筋混凝土桥墩拟静力试验仿真计算的分析软件。
212 纤维单元模型本文利用OpenSees 中基于柔度法的Beam with 2HingesE lement [2](以下简称为BHE )纤维单元模型对钢筋混凝土桥墩的非线性滞回性能进行分析。
模型由端部的塑性铰单元和上部的线弹性杆单元构成。
其中,塑性铰单元模拟桥墩的非线性性态(包括剪切效应、钢筋混凝土粘结Ο滑移效应),线弹性杆单元模拟桥墩的弹性反应;而混凝土和钢筋的应力Ο应变关系则反映在各纤维束中,纤维单元模型如图3所示(以圆形墩为例)。
BHE 纤维单元的主要参数为塑性铰单元长度L p 和线弹性杆单元的等效刚度EI eff。
图3 桥墩滞回分析纤维单元模型Fig 13 Fiber element model of pier for hysteretic analysis3 单柱墩拟静力试验仿真计算案例以下采用OpenSees 中的BHE 纤维模型分别对一个圆形钢筋混凝土桥墩和一个矩形钢筋混凝土桥墩的拟静力试验结果进行仿真计算,并与试验结果作对比。
311 单柱墩拟静力试验模型本文圆形墩的试验数据取自美国太平洋地震工程研究中心(Pacific Earthquake Engineering Research Cen 2ter ),试验由Lehman 等[5-6]在加州大学伯克利分校结构实验室完成;矩形墩的试验数据取自招商局重庆交通科研设计有限公司,试验由牛松山[7]等在桥梁结构动力学国家重点实验室完成。
试验桥墩均为弯曲破坏形态,桥墩的主要设计参数见表1。
表1 桥墩主要设计参数T ab 11 Main design p arameters of piers桥墩形状混凝土强度/MPa 纵筋强度屈服极限纵筋率/%配箍率/%截面尺寸/mm 测试墩高/mm 轴压比圆形314626301149017610487701072矩形354246101106016550×325270001225 BHE 纤维单元的塑性铰单元长度L p 和线弹性杆单元的等效刚度EI eff 分别按文献[8]相关规定计算,结果如表2所示。