多种强度混凝土连续浇筑桩基础可行性研究报告.doc

2实验准备工作2.1实验试样的制作本试验所涉及的混凝土配合比参考了中华人民共和国混凝土配合比行业标准2中有关计算混凝土配合比的相关内容，本试验自主设计出了规范内所不包含的其他二十四种混凝土配合比。在混凝土所用水泥、粗细骨料、拌合用水和模具选用及制作严格按照混凝土试验力学性能试验规范3中所提出的要求执行，经检测试验及测量水泥、粗细骨料、拌合用水及模具基本满足规范要求。2.1.1配合比的选取本试验为接轨实际工程，所用混凝土的配合比按泵送混凝土要求设计，这符合国内外桩基施工所用混凝土的实际施工情况。本试验所用混凝土采用普通硅酸盐水泥，且每方用量大于等于300kg；粗骨料采用连续二级配的碎石（粗骨料只含有小石和中石），针片状颗粒含量符合规范要求其值小于9%。目前国内所用泵送混凝土机械所用输送管管径一般为125mm或150mm，本文假设桩基工程上所用的泵送混凝土机械输送管管径为150mm，泵送高度50m，粗骨料粒径满足骨料最大公称粒径与输送管径之比1：3的要求；细骨料采用中砂（人工砂），其公称粒径在315m筛孔的筛子中过，其颗粒含量大于20%，砂率在35%45%之间。试配时坍落度按下式计算： Ts = Tr +T （2.1.1）式中：Ts为本文设计的泵送混凝土所要达到的坍落度值； Tr 为施工现场混凝土入泵时的坍落度值； T为试验测得的混凝土出拌合楼到入泵之间内的坍落度损失值。结合中国四川省西昌市锦屏二级水电站引水隧洞施工中的混凝土浇筑工程经验，本试验泵送坍落度（T s）确定为170mm。本试验所用混凝土标号有C21、C22、C23、C24、C25、C26、C27、C28、C29、C30、C31、C32、C33、C34、C35、C36、C37、C38、C39、C40、C41、C42、C43、C44、C45、C46、C47、C48、C49及C50等30种强度。配制强度按下式计算： cu，0cu，k+1.645 （2.1.2）式中：cu，0为混凝土配制强度（MPa）； cu，k为混凝土试验块抗压强度标准值，这里取设计泵送混凝土强度等级值（MPa）； -混凝土强度标准差（MPa），C21C45取5.0，C45C50取6.0。混凝土水胶比按下式计算： W / B = ( a b ) / ( cu,0 + a b b ) (2.1.3）式中：W / B 为每立方米混凝土拌合用水的质量与所用胶凝材料质量比值； a、b 为回归系数，a 取0.53、b取0.20； b 为胶凝材料28d胶砂强度， b =1.1 f s ce,g,其中本试验没用用到粉煤灰和粒化高炉矿渣粉，所以、s 粉煤灰影响系数f和粒化高炉矿渣粉影响系数s的值都取1.0。ce,g 为试验用水泥强度等级值（Mpa）。本试验混凝土用水量按照规范上的计算公式，公式见（2.1.4）：mw=mws ( 1 - ) （2.1.4）式中：mw为每立方米混凝土用水量（kg）；mws为满足实际坍落度要求的每立方米混凝土用水量（kg）。 规范中给出90mm坍落度的用水量见表2.1.1，以此为基础计算，混凝土坍落度每增大20mm相应用水量则要增加5kg。本试验混凝土坍落度根据工程经验取值为170mm，骨料最大粒径40.0mm(本试验取值40.0mm)，相应的mws取值为215kg；为外加剂的减水率（%），本试验值取0。表2.1.1 坍落度取值表拌合物稠度碎石最大粒径（mm）项目指标16.020.031.540.0坍落度（mm）1030200185175165355021019518517555702202051951857590230215205195注：此表来源于JGJ55-2011普通混凝土配合比设计规程。本试验所设计的混凝土42.5水泥和32.5水泥用量（mc）按下式计算：mc= mw / ( W / B ) （2.1.5）规范中要求混凝土坍落度大于60mm时的砂率，坍落度增大20mm、砂率增大1%的幅度予以调整。最终砂率的选取按表2.1.2进行调整后取值。表2.1.2 水胶比（W/B）值选取表水胶比（W/B）碎石最大粒径（mm）16.020.040.00.403035293427320.503338323730350.603641354033380.70394438433641 注：此表来源于JGJ55-2011普通混凝土配合比设计规程。 砂率的计算公式： Ss = ms / ( mg+ms ) 100% (2.1.6)式中 Ss 为砂率（%）； mg为每立方米混凝土粗骨料用量（kg）；ms为每立方米混凝土细骨料用量（kg）。采用质量法计算粗骨料及细骨料用量，按下式计算：mc+mg+ms+mw=ma （2.1.7）式中mc为每立方米混凝土水泥的用量（kg）； mg为每立方米混凝土小石和中石的用量（kg）； ms为每立方米混凝土人工砂（中砂）的用量（kg）； mw为每立方米混凝土用水的量（kg）； ma为每立方米混凝土的实测总质量（kg），该值取用了三峡大学土木与建筑学院彭刚教授所测出的结果，ma取值在24002500kg之间。本试验所用模具体积为m3，所有用量应乘以一个体积换算系数0.002688得混凝土配制中的实际用量。在实际配制中，试验拌合过程中混凝土会有一定的损失，为了弥补这一损失本试验加上1%的混凝土损失量。表2.1.3中列出了本文试验设计的混凝土中各种骨料、用水量、水泥及砂率的值，用水量固定不变，水泥用量随着强度的增长逐渐增多。表2.1.3 混凝土各材料使用质量混凝土标号水泥标号水泥（kg）砂率（%）砂（kg）小石（kg）中石（kg）水（kg）C2132.50.9639%1.891.211.810.58C220.981.881.201.800.58C231.011.871.201.790.58C241.051.861.191.780.58C251.131.781.191.780.58C261.161.771.181.770.58C271.191.761.171.760.58C281.221.741.161.740.58C291.251.731.161.730.58C3042.51.011.901.191.780.58C311.031.891.181.770.58C321.051.881.181.760.58C331.081.871.171.760.58C341.101.861.161.750.58C351.1238%1.781.191.780.58C361.151.771.181.770.58C371.171.761.181.760.58C381.191.751.171.750.58C391.221.751.161.750.58C401.241.741.161.740.58C411.261.731.151.730.58C421.291.721.151.720.58C431.311.711.141.710.58C441.331.701.131.700.58C451.361.691.121.690.58C461.421.671.111.670.58C471.441.661.111.660.58C481.471.651.101.650.58C491.491.641.101.640.58C501.521.631.091.630.582.1.2试样制备2.1.2.1水泥和水试验中C21C29强度等级的混凝土采用中国湖北省黄石市生产的华新牌32.5复合硅酸盐水泥（GB175-2007 XK23-201-03374）；C30C50强度等级的混凝土则用中国湖北省赤壁市生产的华新牌42.5普通硅酸盐水泥（GB175-2007 XK08-001-00037）。混凝土拌合用水则采用瑞康牌纯净水满足规范要求4。2.1.2.2粗、细骨料细骨料采用湖北省宜昌市产的人工砂，其公称粒径315m筛孔的颗粒含量大于等于20%，表观密度为2564kg/m3，吸水率为0.67%，针片状含量为2.1%。人工砂如图2.1所示。 图2.1 人工砂 图2.2 花岗岩骨料粗骨料采用湖北省宜昌市三峡库区产的花岗岩如图2.2所示，密度2.6352.931g/ml，用点荷载试验测出花岗岩粗骨料强度77.57Mpa。2.1.2.3模具本试验采用自制木模，MHL-320X70X120mm。自己木模内表面光滑且平整，无砂眼、裂纹及划痕等。组装后内部尺寸误差为公称尺寸的0.18%，且小于1mm。自制木模组装后其相邻侧面和各侧面与底板上表面之间的夹角成90直角，误差小于0.3，连接处的缝隙宽度最大值小于0.2mm。 图2.3 试验中所用自制木模示意图2.1.3混凝土试块养护本试验按照规范普通混凝土试验力学性能试验方法标准GB/T50081-2002中5.2章节规定，混凝土试块制备完成后在室内温度为20的环境中静置24小时。拆模后立即放入准备好的水箱中养护28d（此时间从搅拌加水开始计时），水箱中为饱和的Ca(OH)2溶液，温度控制在202。水箱内有足够的空间确保每块混凝土放置的位置间隔23cm。2.1.4试验试块分别在每种强度混凝土试块的基础上钻取五个圆柱体50X100的混凝土试样。作为一种人工制作的建筑材料，混凝土在制作过程中不可避免的会有人为影响因素参杂在里面，导致混凝土中存在气泡、孔洞等不可避免的因素。在高围压的条件下，混凝土试样表面的气泡等缺陷会损坏试验中所用的外橡胶套，导致液压油进入橡胶套内层从而影响环向应变的测量值。为避免此类影响因素，采用相对混凝土试块强度高一等级的砂浆进行第一次修补，在的Ca(OH)2的饱和溶液中养护3d（此时间从第一次修补砂浆搅拌加水开始计时）。后对试样进去磨平、第二次修补，再在的Ca(OH)2的饱和溶液中养护3d（此时间从第二次修补砂浆搅拌加水开始计时）。图2.4 混凝土试验块正视图 图2.5 混凝土试验块俯视图2.2试验仪器本试验采用的TOP INDUSTRIE自适应全自动岩石三轴试验机由法国TOP INDUSTRIE公司生产如图2.6。是一套多功能的精密仪器设备，可用于岩石和混凝土等材料的力学实验，该系统可应用于土木工程、水电、石油和地矿等测试领域，可以完成的试验包括：（1） 常规的岩石（混凝土）力学试验；（2） 单轴压试验；（3） 排水或不排水静水压力压缩试验和三轴压缩试验；（4） 岩石力学和常规渗透试验；（5） 岩石力学-化学耦合试验；（6） 三轴压缩条件下的渗透试验；（7） 岩石力学流变试验；（8） 静水压力压缩流变试验；（9） 单轴和三轴压缩流变试验；（10） 温度条件下的岩石力学试验和岩石力学-化学耦合试验；TOP INDUSTRIE自适应全自动岩石三轴试验机采用3台压力/体积控制高压液压泵分别用于控制轴向应力（偏应力），径向应力（围压）和孔隙压力（反压）。该实验机主要的技术参数如下：1）三轴实验机（1） 最大围压：600bar；（2） 最高操作温度：90；（3） 偏压室承受最大压力：1000bar；2个LVDT传感器和1个环向位移传感器用于测量试样的实际变形。2）高压液压泵（1） 轴向高压液压泵：1000bar；（2） 围压和孔压高压液压泵：600bar；（3） 体积容量：56ml；（4） 最大流速：16.7ml/mn；（5） 轴向高压液压泵最小流速：0.00084ml/mn；（6） 围压和孔压高压液压泵最小流速：0.00063ml/mn。图2.6 TOP INDUSTRIE自适应全自动岩石三轴实验机 图2.7 岩石三轴实验机操作面板 图2.8 岩石三轴实验机控制电脑2.3试验方案本试验主要进行了围压为0Mpa、5Mpa和10Mpa情况下的单轴试验及假三轴试验，其试验条件及试样个数如表2.1.4：表2.1.4 本试验试验方案 围压混凝土标号0Mpa5Mpa10MpaC213个3个3个C223个3个3个C233个3个3个C243个3个3个C253个3个3个C263个3个3个C273个3个3个C283个3个3个C293个3个3个C303个3个3个C313个3个3个C323个3个3个C333个3个3个C343个3个3个C353个3个3个C213个3个3个C363个3个3个C373个3个3个C383个3个3个C393个3个3个C403个3个3个C413个3个3个C423个3个3个C433个3个3个C443个3个3个C453个3个3个C463个3个3个C473个3个3个C483个3个3个C493个3个3个C503个3个3个2.4小结本章主要对本试验所制作混凝土试样的粗细骨料、拌合用水、水泥等材料的选择标准及物理参数进行说明。同时阐述混凝土试样配比设计计算公式和混凝土试样制作详细过程。在试验开始前，対已钻好的圆柱体50X100混凝土试样进行筛选、修补、养护、再修补进行简单的介绍并测得了室内温度条件下圆柱体50X100混凝土试样的基本物理参数。详细的说明了TOP INDUSTRIE自适应全自动岩石三轴试验机的工作原理、设备性能及技术参数等。为后续试验提供支持。3试验结论及数据分析钢筋和混凝土这两种性质完全不同的材料构成了桩基础中混凝土结构，它们共同承担和传递来至上部建筑物或构筑物施加的荷载。混凝土的强度等级和自身变形性能是设计和分析钢筋混凝土结构的基础。普通混凝土是以水泥为主要胶凝材料，按照相应的配合比加入细骨料、粗骨料和水，有时还根据不同的目的添加不同的外加剂。目前国内外通过大量的试验研究表明混凝土材料不是一种线弹性材料（非线弹性材料），其应力-应变的曲线关系现在已经有很多的研究成果。许多规范上都给出了混凝土弹性模量Ec的常值，此Ec值只能用以分析混凝土结构在受力初期弹性阶段的应力-应变关系，但是混凝土在受压情况下的受压去塑性变形、钢筋屈服和混凝土达到抗压强度后的应力下降等一些列曲线变形都无法有单一的弹性模量值来解释。因此需要用曲线上的特殊点和线来对混凝土受压性能变化全过程曲线进行描述。画出混凝土受压应力-应变曲线，其原点处的切线所确定的斜率即为原点模量E0（也就是规范中所说的弹性模量Ec、）；曲线上任一点的切线所确定的斜率即为该点的切线模量Es；原点与曲线上任一一点的割线所确定的斜率即为该点的割线模量Es；原点沿着环向应变曲线所做切线的斜率即为切线泊松比。通过以上几个模量参数可以很好的描述混凝土的应力-应变曲线。规范上所采用的圆柱体试块尺寸一般为100X200mm、150X300mm、200X400mm三种，其高度是直径的2倍3。本试验所采用的混凝土试样直径为50mm，其高度为100mm，直径与高度之比为0.55。通过大量试验表明试验方法和所选用的试验机械对混凝土的抗压强度有相当大的影响。试样在试验过程中单相受压时，试样轴向压缩，环向扩张，由于混凝土与TOP INDUSTRIE自适应全自动岩石三轴试验机垫片力学性能存在差异，TOP INDUSTRIE自适应全自动岩石三轴试验机垫片的环向应变明显小于混凝土的环向应变。垫片通过其接触面上的摩擦力约束混凝土试件的环向应变，导致垫片附近混凝土试样处于非单轴受压状态，离垫板越近环向约束越大，混凝土破坏时形成两个对顶的角锥形破坏面，抗压强度的试验值比没有约束的情况高。为减小混凝土试件与三轴试验机垫片之间的摩擦力，在混凝土试样两端表面涂一些润滑油（本试验采用的是液压油），可以近似的看作环向变形不受约束，整个试件近似处于单向受压状态，将沿平行于压力的作用方向产生条形裂缝而破坏 6。 3.1混凝土单轴试验3.1.1混凝土单轴试验理论许多学者和工程师们所做的混凝土强度试验研究成果表明，试样形状及试样尺寸对混凝土抗压强度实测值有较大的影响。虽然同种强度混凝土采用的试样形状和试样尺寸不同时，混凝土试样的破坏过程和形态大致相同，但得到的抗压强度实测值值因试件受力条件不同和尺寸效应而有所差别。大量试验研究指出混凝土试样的尺寸越小，其测得的强度值越高；加载速度对混凝土试样强度也有影响，加载速度越快，测得的强度值越高；混凝土成型后的龄期及混凝土试样所处环境对混凝土试样的强度也有一定的影响，混凝土的抗压强度随着混凝土龄期的增长而增长，增长速度开始较快，后来逐渐变慢。混凝土试样单轴受压的应力-应变本构关系对研究混凝土结构的抗压强度和受力变形都是很重要的依据，同时也是二轴及三轴混凝应力-应变本构关系研究的基础。本试验采用单调加载方式，即荷载从初始值开始单调增加至试件破坏。在本试验仪器上测得混凝土应力-应变的上升段。如图3.1所示A点为比例极限点（0.3c0.4c），此时混凝土内部应力较小，骨料和水泥石的接触面上形成了微裂隙，这是由粗细骨料和水泥结晶体受力产生的弹性变形引起的，因此微裂隙又称为粘结裂隙 5。图3.1 混凝土应力-应变曲线随着应力逐渐增大，混凝土试样中的水泥凝胶体出现塑性变形，微裂缝逐渐发育并伴随着新裂缝的出现，混凝土表现出明显的塑性性能。如图3.1（混凝土应力-应变曲线）所示B点为阶段临界点（0.8 c 0.9 c），此点可作为混凝土长期荷载作用下抗压强度值。在B点处混凝土试样中存在的弹性应变能大于裂隙发展所需的能量，从而形成裂隙快速扩展，这时裂隙处于不稳定状态，直至极限点C。虽然在这一阶段的应力值变化不大，但是裂缝发展迅速，变形速度加快。这时的峰值应力peak就作为混凝土的抗压强度c，峰值应力peak对应的应变称为峰值轴向应变peak。 许多研究人员及工程师为了分析混凝土结构的真实受力情况，需要准确的绘制混凝土受压应力-应变关系曲线，为了拟合出混凝土受压应力-应变关系曲线，提出了不同的曲线方程的数学表达式。其中比较简单实用，也是目前较常用的有美国Hognestad建议的方程和德国Rusch建议的方程。为本试验测得的是上升段的试验数据所以只列出了两个建议方程的上升段部分。Hognestad应力-应变曲线建议方程和Rusch应力-应变曲线建议方程两者的上升段相同，即：上升段： p时： = c 2 / p - ( / p )2 （3.1.1）在研究混凝土结构的应力分布中，以下几种模量分析研究不可缺少的参数，欧洲国际混凝土委员会CEB和国际预应力混凝土协会FIP中提到过峰值应力peak与峰值轴向应变peak的比值的意义。其实峰值应力peak与峰值轴向应变peak的比值在混凝土的应力-应变关系曲线图上相对其他几种模量可以直观的确定。本文将峰值应力peak与峰值轴向应变peak的比值定义为一种特殊的变形模量即视模量。视模量的关系式将在下面给出。3.1.1.1混凝土的弹性模量 此处所说的混凝土的弹性模量实质上是混凝土的初始弹性模量，它与混凝土弹性模量在数值上近似相等。混凝土在混凝土试样单轴试验的应力-应变关系曲线上做原点处的切线，此切线的斜率即可看做混凝土的初始弹性模量E0（原点切线模量）如图3.1所示，OA直线的斜率，OA与x轴的夹角为0，E0的计算公式见式3.1.2：E0 = tan0 （3.1.2）式中：0为图3.1中直线OA与x轴的夹角。 中国建筑科学研究院对混凝土试验块做了大量试验来研究分析混凝土弹性模量，给出了混凝土弹性模量与相应的立方体抗压强度标准值cu之间的关系：E0 = 105 / ( 2.2 + 34.7 / cu,k ) （3.1.3） 欧洲国际混凝土委员会CEB和国际预应力混凝土协会FIP也给出了混凝土弹性模量与相应的圆柱体抗压强度标准值c之间的关系式。其关系式与中国建筑科学研究院给出的关系式还是有一定的差异5。3.1.1.2混凝土的切线模量随着应力的逐渐大混凝土已进入了下一阶段（即弹塑性阶段），起先的变形模量（初始的弹性模量E0）已不能准确反映这时的混凝土试样的应力-应变关系。因此应采用切线模量Es来反映混凝土的应力-应变情况，如在应力-应变曲线图上所示，在曲线上任一点处做切线NM，直线NM的斜率即为该点的切线模量，记为Es，表达式为: Es = tan = d / d （3.1.4）混凝土的切线模量是一个随着混凝土强度等级增大而减小的变值。应力很小时，其值与混凝土的初始弹性模量近似相等；而在应力-应变曲线的峰值点，其值为零。在混凝土应力-应变关系曲线的上升段，切线模量为正值。3.1.1.3混凝土的割线模量 对于这个变形模量，规范及许多学者已给出了很明确的概念6-8。原点O至曲线任一点B处直线OB的斜率，称为任意点的割线模量Es或变形模量。它的表达式为：Es = tan 1 = E0 (3.1.5)式中：为混凝土的受压变形塑形系数。与混凝土所受应力的大小有关，其值可由应力-应变曲线方程计算确定，它随应变的增大而单调减小7。3.1.1.4混凝土视模量混凝土应力-应变关系曲线上可以准确的确定峰值应力peak的值和峰值轴向应变peak的值。视模量实际上就是混凝土轴向应力达到峰值应力peak与其对应的轴向应变（峰值轴向应变peak）时的坐标与原点O连线OC所确定斜率。公式如3.1.6：EL= tan 2 = peak / peak （3.1.6）不同围压下不同强度等级混凝土对应的最大轴向（偏压）应力-轴向应变关系曲线见图3.128。3.1.2桩身混凝土围压为0MPa时试验数据 围压为0MPa时混凝土试验应力-应变关系曲线图如下： 图3.2 C21混凝土应力-应变关系曲线 图3.3 C22混凝土应力-应变关系曲线 图3.4 C23混凝土应力-应变关系曲线 图3.5 C24混凝土应力-应变关系曲线 图3.6 C25混凝土应力-应变关系曲线 图3.7 C26混凝土应力-应变关系曲线 图3.8 C27混凝土应力-应变关系曲线 图3.9 C28混凝土应力-应变关系曲线 图3.10 C29混凝土应力-应变关系曲线 图3.11 C30混凝土应力-应变关系曲线 图3.12 C31混凝土应力-应变关系曲线 图3.13 C32混凝土应力-应变关系曲线 图3.14 C33混凝土应力-应变关系曲线 图3.15 C34混凝土应力-应变关系曲线 图3.16 C35混凝土应力-应变关系曲线 图3.17 C36混凝土应力-应变关系曲线 图3.18 C37混凝土应力-应变关系曲线 图3.19 C38混凝土应力-应变关系曲线 图3.20 C39混凝土应力-应变关系曲线 图3.21 C40混凝土应力-应变关系曲线 图3.22 C41混凝土应力-应变关系曲线 图3.23 C42混凝土应力-应变关系曲线 图3.24 C43混凝土应力-应变关系曲线 图3.25 C44混凝土应力-应变关系曲线 图3.26 C45混凝土应力-应变关系曲线 图3.27 C46混凝土应力-应变关系曲线 图3.28 C47混凝土应力-应变关系曲线 图3.29 C48混凝土应力-应变关系曲线 图3.30 C49混凝土应力-应变关系曲线 图3.31 C50混凝土应力-应变关系曲线图3.32 围压0MPa时C21C50混凝土应力-应变关系曲线全图当围压为0MPa时的混凝土试验也就是混凝土单轴压缩试验。单轴抗压强度不仅是决定混凝土强度等级的唯一依据，还是确定最基本、最重要的力学特性指标，如初始弹性模量（E0）、峰值轴向应变（peak）、切线泊松比（）、延性指数、破坏形态、多轴强度和变形等的特征和数值的最主要因素和参数。从围压为0MPa混凝土单轴抗压试验得出的数据可以看出以下两点规律。随着混凝土等级的提高，混凝土材料的弹性模量（E0）、切线模量（ES）、割线模量（ES）、峰值轴向应变（peak）和切线泊松比（）增加。3.2混凝土三轴试验数据在实际的桩基础工作情况中，桩身混凝土结构大部分处于两轴或三轴的复杂应力状态，只有极少情况下桩身混凝土处于单一的单轴压应力或拉应力状态。在设计或验算桩身混凝土结构的承载力时，如果采用混凝土的单轴抗压强度，其结果必然有以下两点：1) 过低地给出多轴混凝土结构抗压强度，造成混凝土等材料的浪费；2) 过高地估计多轴混凝土压应力状态的强度，埋下安全的隐患。因此研究复合应力状态下混凝土的破坏规律和强度，对经济合理利用混凝土的力学性能，保证钢筋混凝土结构的安全有重要意义。三轴受压状态下混凝土的强度比单轴受压状态下混凝土的强度要高出很多，这主要是由于围压效应所致。混凝土围压越大，其强度提高越显著。3.2.1桩身混凝土围压为5MPa时三轴试验数据 围压为5MPa时混凝土的三轴试验应力-应变关系曲线图如下： 图3.33 C21混凝土应力-应变关系曲线 图3.34 C22混凝土应力-应变关系曲线 图3.35 C23混凝土应力-应变关系曲线 图3.36 C24混凝土应力-应变关系曲线 图3.37 C25混凝土应力-应变关系曲线 图3.38 C26混凝土应力-应变关系曲线 图3.39 C27混凝土应力-应变关系曲线 图3.40 C28混凝土应力-应变关系曲线 图3.41 C29混凝土应力-应变关系曲线 图3.42 C30混凝土应力-应变关系曲线 图3.43 C31混凝土应力-应变关系曲线 图3.44 C32混凝土应力-应变关系曲线 图3.45 C33混凝土应力-应变关系曲线 图3.46 C34混凝土应力-应变关系曲线 图3.47 C35混凝土应力-应变关系曲线 图3.48 C36混凝土应力-应变关系曲线 图3.49 C37混凝土应力-应变关系曲线 图3.50 C38混凝土应力-应变关系曲线 图3.51 C39混凝土应力-应变关系曲线 图3.52 C40混凝土应力-应变关系曲线 图3.53 C41混凝土应力-应变关系曲线 图3.54 C42混凝土应力-应变关系曲线 图3.55 C43混凝土应力-应变关系曲线 图3.56 C44混凝土应力-应变关系曲线 图3.57 C45混凝土应力-应变关系曲线 图3.58 C46混凝土应力-应变关系曲线 图3.59 C47混凝土应力-应变关系曲线 图3.60 C48混凝土应力-应变关系曲线 图3.61 C49混凝土应力-应变关系曲线 图3.62 C50混凝土应力-应变关系曲线图3.63 围压5MPa时C21C50混凝土应力-应变关系曲线全图从围压为5MPa混凝土假三轴抗压试验得出的数据可以看出以下两点规律。试验过程中围压增加到5MPa，混凝土材料的弹性模量（E0）、切线模量（ES）、割线模量（ES）和切线泊松比（）呈现减小趋势，其中相比围压为0MPa时弹性模量（E0）降低了2.3843.704GPa、切线泊松比降低了0.020.04。峰值应力（peak）和峰值轴向应变（peak）与围压为0MPa时相比分别增大了6.214.2MPa和0.0004730.00072。3.2.2桩身混凝土围压为10MPa时试验数据 围压为10MPa时混凝土的三轴试验应力-应变关系曲线图如下： 图3.64 C21混凝土应力-应变关系曲线 图3.65 C22混凝土应力-应变关系曲线 图3.66 C23混凝土应力-应变关系曲线 图3.67 C24混凝土应力-应变关系曲线 图3.68 C25混凝土应力-应变关系曲线 图3.69 C26混凝土应力-应变关系曲线 图3.70 C27混凝土应力-应变关系曲线 图3.71 C28混凝土应力-应变关系曲线 图3.72 C29混凝土应力-应变关系曲线 图3.73 C30混凝土应力-应变关系曲线 图3.74 C31混凝土应力-应变关系曲线 图3.75 C32混凝土应力-应变关系曲线 图3.76 C33混凝土应力-应变关系曲线 图3.77 C34混凝土应力-应变关系曲线 图3.78 C35混凝土应力-应变关系曲线 图3.79 C36混凝土应力-应变关系曲线 图3.80 C37混凝土应力-应变关系曲线 图3.81 C38混凝土应力-应变关系曲线 图3.82 C39混凝土应力-应变关系曲线 图3.83 C40混凝土应力-应变关系曲线 图3.84 C41混凝土应力-应变关系曲线 图3.85 C42混凝土应力-应变关系曲线 图3.86 C43混凝土应力-应变关系曲线 图3.87 C44混凝土应力-应变关系曲线 图3.88 C45混凝土应力-应变关系曲线 图3.89 C46混凝土应力-应变关系曲线 图3.90 C47混凝土应力-应变关系曲线 图3.91 C48混凝土应力-应变关系曲线 图3.92 C49混凝土应力-应变关系曲线 图3.93 C50混凝土应力-应变关系曲线图3.94 围压10MPa时C21C50混凝土应力-应变关系曲线全图围压继续增大到10MPa时，混凝土假三轴抗压试验数据显示的趋势与围压5MPa时试验数据显示的趋势相同。混凝土材料的弹性模量（E0）、切线模量（ES）、割线模量（ES）和切线泊松比（）仍呈现减小趋势，峰值应力（peak）和峰值轴向应变（peak）继续呈现增大趋势。相比围压为5MPa时弹性模量（E0）降低了1.52236.20GPa、切线泊松比降低了0.01710.02。峰值应力（peak）和峰值轴向应变（peak）与围压为5MPa时相比分别增大了12.748219.1568MPa和0.000474650.003106。相比围压为0MPa时弹性模量（E0）降低了3.9247.324GPa、切线泊松比降低了0.0310.06。峰值应力（peak）和峰值轴向应变（peak）与围压为0MPa时相比分别增大了21.1631830.90095MPa和0.00038280.003828。3.2.3同种强度混凝土在不同围压下应力应变曲线比较综合上述三种围压情况，对同种强度等级混凝土在围压值为0MPa、5MPa、10MPa的情况下进行比较，如下图：图3.95 不同围压情况下C21混凝土应力-应变关系曲线图3.96 不同围压情况下C22混凝土应力-应变关系曲线图3.97 不同围压情况下C23混凝土应力-应变关系曲线图3.24 不同围压情况下C24混凝土应力-应变关系曲线图3.99 不同围压情况下C25混凝土应力-应变关系曲线图3.100 不同围压情况下C26混凝土应力-应变关系曲线图3.101 不同围压情况下C27混凝土应力-应变关系曲线图3.102 不同围压情况下C28混凝土应力-应变关系曲线图3.103 不同围压情况下C29混凝土应力-应变关系曲线图3.104 不同围压情况下C30混凝土应力-应变关系曲线图3.105 不同围压情况下C31混凝土应力-应变关系曲线图3.106 不同围压情况下C32混凝土应力-应变关系曲线图3.107 不同围压情况下C33混凝土应力-应变关系曲线图3.108 不同围压情况下C34混凝土应力-应变关系曲线图3.109 不同围压情况下C35混凝土应力-应变关系曲线图3.110 不同围压情况下C36混凝土应力-应变关系曲线图3.111 不同围压情况下C37混凝土应力-应变关系曲线图3.112 不同围压情况下C38混凝土应力-应变关系曲线图3.113 不同围压情况下C39混凝土应力-应变关系曲线图3.114 不同围压情况下C40混凝土应力-应变关系曲线图3.115 不同围压情况下C41混凝土应力-应变关系曲线图3.116 不同围压情况下C42混凝土应力-应变关系曲线图3.117 不同围压情况下C43混凝土应力-应变关系曲线图3.118 不同围压情况下C44混凝土应力-应变关系曲线图3.119 不同围压情况下C45混凝土应力-应变关系曲线图3.120 不同围压情况下C46混凝土应力-应变关系曲线图3.121 不同围压情况下C47混凝土应力-应变关系曲线图3.122 不同围压情况下C48混凝土应力-应变关系曲线图3.123 不同围压情况下C49混凝土应力-应变关系曲线图3.124 不同围压情况下C50混凝土应力-应变关系曲线图3.125 不同强度等级混凝土在不同围压的情况下初始切线模量数值变化曲线图3.126 不同围压情况下不同强度等级混凝土对应的最大轴向（偏压）应力变化曲线图3.127 不同强度等级混凝土在不同围压的情况下切线泊松比初始值变化曲线图3.128 不同围压下不同强度等级混凝土峰值应力对应的峰值应变图3.129 不同围压情况下不同强度等级混凝土对应的最大轴向（偏压）应力-环向应变关系曲3.3小结从总体趋势来看，砼为围压敏感性材料，随着围压的升高，其抗压强度明显提高。这是由于对混凝土试验块加设围压是混凝土材料内部的裂隙、气泡、水泥和集料接触面处应力集中现象减小，只是微裂隙难以发展以至贯通。混凝土强度等级对混凝土材料的围压效应有一定的影响。当混凝土强度等级较低时，围压使混凝土的强度增长较为明显，反之时相对较弱。对比三种不同围压试验数据可知，在围压增大的趋势下，混凝土试验块的弹性模量（E0）、切线模量（ES）、割线模量（ES）和切线泊松比（）呈现出减小的趋势；峰值应力（peak）和峰值轴向应变（peak）继续呈现增大趋势。其增大与减小值已在上述数据中有所体现。在整个试验过程中，混凝土试件体积先呈减小趋势后呈增大趋势，在10MPa围压情况下，最小体积处应力与峰值应力非常接近8-20。混凝土试验块在初始弹性阶段，其切线泊松比值基本保持不变，随着荷载进一步增加至60%65%极限荷载时切线泊松比值开始增大，约在极限荷载的80%90%是切线泊松比值增大趋势明显，之后随着荷载的增大，切线泊松比值进一步增大。4混凝土在桩基础中的应用4.1桩基础的研究现状4.1.1连续介子力学方法连续介质力学方法是基于连续介质力学理论及其框架来建立桩基力学特性分析的数学模型，其中，桩基和土体的材料可以是弹性、黏弹性和弹塑性材料等。这种理论和方法概念清晰、理论性强，因而得到比较广泛的认同。Tajimi21首先采用连续体模型模拟土体，在以后的一段时间里许多学者对这一理论方法做了更多研究。Mattes和Poulos假设土体为连续弹性体，在弹性半空间中求得了竖直和水平单位荷载作用下土体位移的Mindlin积分解，并讨论了基桩的力学特征。Novak22基于平面应变假设，将土体看成线性黏弹性半空间，首先运用连续介质力学理论，研究了在线性黏弹性土体的假设下桩-土的相互作用，并在气候的文献中进一步发展和完善了这一理论。Novak和Aoul-Ella在假设桩-土完全接触不分离和小变形等条件下，求得了桩周土体的动刚度和阻尼参数的表达式。Kuhlemeyer23对土体模型进行了讨论，给出了桩基纵向振动复刚度，并将所得到的解析结果和有限元计算结果做了对比。结果显示，在工程上感兴趣的频率范围内，二者吻合较好。Novak和EI Sharnouby认为，在一定条件下，Novak的土体平面应变模型可以被常系数黏滞阻尼和频率无关线性弹簧并联（Vogit体和Maxwell体）模型近似等效代替。Anestis24在Novak模型的基础上提出了非线性黏弹性模型，得到了在非线性黏弹性情况下桩-土的互相作用。Roesset25基于土体的非线性均匀假设，对桩基进行了动力学及参数的研究，并发展了相应的有限元方法。Aboal-Ella26将土的均匀平面应变方法推广到层状介质，得到了一个既简单又多用途的解。Nogami和Novak在考虑了桩-土纵向共同作用的基础上，假设桩周土体无径向位移，波同时从桩基表面以纯剪切波的形式向桩周土体径向辐射传播，桩头为刚体支撑，求得了桩基、土体复刚度及其位移和频率的表达式。Rajapakse27采用格林函数法分析了弹性半空间中桩基和土体的动力学特性。Poulos和Davis研究了土体的屈服、土体的有限深度和非均匀土层对桩基力学特性的影响。Sen等、Kishnan等、Rajapakse和Shah、Mamoom等也分别用解析法或数值方法研究了在成层土或非均匀土的条件下桩基的简谐振动。Liu和Novak采用有限元方法分析了横观各向异性成层土中桩基的动力响应。Chow28和宫全美将一维桩基和土体的Mindlin积分解耦合求解了桩基的力学特性。Xu和Poulos总结了运用弹性理论来求解单桩和群桩的计算方法。Koo等研究了在SH波下，桩-土-结构间的相互作用。Chau和Yang在此基础上研究了具有差异性的两桩之间的线性相互作用因子。Wong和Poulos假设嵌岩桩桩周土体的内层土是非线性的，而内层土之外的土体为线性黏弹性土体，建立了一种分析圆柱型桩基在水平振动下的桩-土非线性相互作用下的力学模型。程昌鈞等将桩-土系统看成一个嵌入桩基的黏弹性半空间，在空间柱坐标系中建立了非线性桩-土相互作用的数学模型，并在频域内研究了水平振动下桩基的非线性动力学特性，考察了参数对桩基