超长大直径群桩基础沉降计算

超长大直径群桩基础沉降计算

1计算方法1b土壤切变模量w在半无限的弹性体中，模块伦的集中负荷可以是由均质土中的点决定的。w=Q16πG(1-υ)[3-4υR1-8(1-υ)2-(3-4υ)R2+(z-c)2R31+(3-4υ)(z-c)2-2czR32+6cz(z-c)2R52](1)w=Q16πG(1−υ)[3−4υR1−8(1−υ)2−(3−4υ)R2+(z−c)2R31+(3−4υ)(z−c)2−2czR32+6cz(z−c)2R52](1)式中:υ为土的泊松比;G为土的切变模量;Q为集中力荷载,其余为变量,见图1.2桩顶与桩端分担pb的荷载范围当桩端阻力为集中力时,如图2所示,Geddes利用上述Mindlin集中力作用下的位移解,得到桩端集中力引起的位移,即w=Q16πG(1-υ)[3-4υR1-8(1-υ)2-(3-4υ)R2+(z-L2)2R31+(3-4υ)(z-L2)2-2L2zR32+6L2z(z-L2)2R52]=Q16πGL2(1-υ)×[3-4υA-8(1-υ)2-(3-4υ)B+(m-1)2A3+(3-4υ)(m-1)2-2mB3+6m(m-1)2B5]=ΡbL2Κb(2)w=Q16πG(1−υ)[3−4υR1−8(1−υ)2−(3−4υ)R2+(z−L2)2R31+(3−4υ)(z−L2)2−2L2zR32+6L2z(z−L2)2R52]=Q16πGL2(1−υ)×[3−4υA−8(1−υ)2−(3−4υ)B+(m−1)2A3+(3−4υ)(m−1)2−2mB3+6m(m−1)2B5]=PbL2Kb(2)式中:A2=n2+(m-1)2;B2=n2+(m+1)2;n=r/L2;m=z/L2;L2为桩入土深度;Pb为桩端集中力,即桩端分担由桩顶荷载按端阻比传递的荷载;Kb为桩端集中力位移影响系数,Κb=116πG(1-υ)[3-4υA-8(1-υ)2-(3-4υ)B+(m-1)2A3+(3-4υ)(m-1)2-2mB3+6m(m-1)2B5]Kb=116πG(1−υ)[3−4υA−8(1−υ)2−(3−4υ)B+(m−1)2A3+(3−4υ)(m−1)2−2mB3+6m(m−1)2B5]3变化参数2r2,2r2-3,3,5-4,3,5-,3,5.如图3,设桩侧摩擦阻力为三角形分布图.桩侧摩擦阻力总的合力为P,三角形底部的荷载为2P/l,因此dh段内的荷载为dq=(2P/l2)hdh.该种情况下土体中任一点A(r,z)的竖向位移为w=∫L20dq16πG(1-υ)[3-4υR1-8(1-υ)2-(3-4υ)R2+(z-h)2R31+w=∫L20dq16πG(1−υ)[3−4υR1−8(1−υ)2−(3−4υ)R2+(z−h)2R31+(3-4υ)(z-h)2-2hzR32+6L2z(z-h)2R52]=(3−4υ)(z−h)2−2hzR32+6L2z(z−h)2R52]=∫L20Ρdh8πGL22(1-υ)[3-4υR1-8(1-υ)2-(3-4υ)R2+(z-h)2R31+(3-4υ)(z-h)2-2hzR32+6L2z(z-h)2R52]=ΡL2Κt(3)∫L20Pdh8πGL22(1−υ)[3−4υR1−8(1−υ)2−(3−4υ)R2+(z−h)2R31+(3−4υ)(z−h)2−2hzR32+6L2z(z−h)2R52]=PL2Kt(3)式中:Kt为三角形分布的位移影响系数,Κt=18πG(1-υ){(5-4υ)A+[8(1-υ)2+(3-υ)]B+8(υ-2)(1-υ)F+m-1A-(3-4υ)(m+1)-4mB-2m3(m+1)n2B+2m(m+1)2[m2(m+1)+n2(m-1)]n2B3+4m(1-υ)lnF-mA-m+1+[8(1-υ)2-4]mlnF+mB+m+1}Kt=18πG(1−υ){(5−4υ)A+[8(1−υ)2+(3−υ)]B+8(υ−2)(1−υ)F+m−1A−(3−4υ)(m+1)−4mB−2m3(m+1)n2B+2m(m+1)2[m2(m+1)+n2(m−1)]n2B3+4m(1−υ)lnF−mA−m+1+[8(1−υ)2−4]mlnF+mB+m+1}其中:F2=n2+m2.4群桩沉降受荷计算根据试验提供的桩端和桩侧的承担荷载比及桩侧摩擦阻力形式,分别计算由两者引起的位移,然后向群桩中心进行叠加.由于桩端下地基的成层性,应按分层总和法计算,每层的沉降为层顶和层底的位移之差.2考虑试验结果的层桩群桩,即基根据Mindlin位移解的基本原理和群桩沉降计算方法,对18根群桩和苏通大桥1/2主桥索塔群桩(64根)沉降量进行计算,如图4.桩长114m,桩径2.5m,横向桩间距6.75m,纵向桩间距6.41m.苏通大桥的实际地基非常复杂,为了便于与离心模型试验的结果比较,本文理论计算亦采用离心试验时的地基模型,如表1所列.根据试验研究,得到成桥阶段对18根群桩和1/2主桥索塔群桩桩顶荷载和桩端阻力比,如表2所列.由于这两类群桩都是超长群桩,根据试验的结果表明这两类群桩为摩擦型群桩.因此,对于这两类群桩中各根基桩的桩侧摩擦阻力分布形式,都可以假定为沿桩身线性增长呈三角形分布,则可分别按照式(2)和(3)求出各自分布形式的位移影响系数Kb和Kt.由于这两类群桩的布桩沿横向和纵向都具有对称性,因此,在计算沉降量过程中取群桩中1/4的基桩数量按表2提供各基桩的荷载进行,最后在计算各分层土位移量汇总时再乘以4倍即可.各分层土的沉降量为层顶计算点和层底计算点的位移之差.两类群桩在模型地基条件下按照变形比法确定的压缩土层计算深度所对应的沉降量理论计算值和试验值见表3.由表3可见,沉降量理论计算值都低于试验值:对于18根群桩基础而言,低16.8%;对于1/2主桥索塔群桩基础而言,低39.9%.同时,基于Mindlin位移解计算18根群桩的沉降量理论计算值虽然略低于离心模型试验的沉降值,但二者比较接近,这也说明该理论计算值是可以接受的.3沉降影响分析1)按照Mindlin位移解进行沉降计算,对于桩长相同而桩数不同的群桩,其计算精度也不相同.在模型地基条件下,与离心模型试验结果相比,基于Mindlin位移解,按照变形比法确定的压缩土