基于自平衡静载试验的单桩承载性能分析

2016-12-30刘江磊

铁道勘察 2016年6期

关键词：转换法试桩阻力

刘江磊

(铁道第三勘察设计院集团有限公司，天津 300251)

基于自平衡静载试验的单桩承载性能分析

刘江磊

(铁道第三勘察设计院集团有限公司，天津 300251)

建立自平衡试桩与传统静载荷试验的分析模型，采用有限元法模拟桩土受力体系。根据实测轴向力分布曲线和荷载-位移曲线反演拟合出双曲线力学模型参数。将反演得到的模型参数应用于同等条件下桩顶加载试桩的分析模型中，确定出等效荷载-位移曲线，并与简化转换法和精确转换法确定的荷载-位移曲线进行可靠性和适用性评价。结果表明，根据有限元法得到的荷载-位移曲线与按相关规范、简化法、精确法确定的极限承载力都很接近，三种数据转换方法均合理。

自平衡试桩法有限元模拟极限承载力荷载沉降曲线

自平衡静载荷试验[1-3]是由基桩自身反力平衡来测定单桩承载力的一种测试方法。通过预埋在桩身截面处的荷载箱加压，上、下两段桩体会受到一对大小相等，方向相反的作用力，且分别同时产生上、下位移，调动桩侧摩阻力与下段桩底端阻力发挥，从而实现试桩的自身反力平衡，试验原理如图1所示。

图1 桩承载力自平衡试验示意

根据试验数据绘制“力-位移”关系图，从而确定单桩承载力。与传统的测试方法相比，该方法不需要压重平台或反力支架，不受场地环境的限制，且不需准备压重物，整个过程省时省力。

1 工程概况

图2 桩土剖面(单位：m)

某铁路跨黄河特大桥项目的自平衡试桩TSZ1场地桩土布置如图2所示，沿桩深共穿过18个土层。设计桩长90 m，桩径1.8 m，实际桩长91.987 m，实际平均桩径1.825 m。荷载箱埋深于高程为25～25.5 m位置。荷载共分8级加载，各级加载量分别为3 814 kN、5 721 kN、7 628 kN、9 536 kN、11 443 kN、13 350 kN、15 258 kN、17 164 kN。测得荷载-位移曲线见图3，加载到各级荷载桩身轴力分布曲线见图4。

图3 TSZ1自平衡静载荷试验Q-s拟合曲线

图4 TSZ1试桩轴力

2 有限元分析模型建立

2.1 基本假设

桩土体系分析模型见图5和图6。

图5 自平衡测试法模型及单元划分

图6 传统静载试验模型及单元划分

(1)采用平面轴对称模型模拟桩体和桩周土体；

(2)荷载箱位置为空单元，上下段桩所受载荷相同，分别作用于上段桩桩底和下段桩桩顶；

(3)桩身混凝土单元为连续均质弹性体，材料类型设为线弹性材料；

(4)土体假设为均质地基，材料类型为非线性弹性模型，本构模型选用邓肯-张模型；

(5)考虑土体与桩体的接触，分析过程中桩体与土体之间摩擦系数不变。

2.2 本构模型

(1)桩身本构模型

桩身为线弹性体，采用C30混凝土，弹性模量选为3.0×104MPa。

(2)土体本构模型

桩周土体通常采用弹塑性模型或线弹性模型，模型选用邓肯-张模型[4，5]，邓肯-张双曲线模型的本质在于假定土应力应变之间的关系具有双曲线性质。

(3)接触面力学模型

桩土接触面采用无厚度的Goodman单元，并采用双曲线形剪应力-切向位移差的力学模型，设桩土接触面间的剪应力为τ，接触面两侧的切向位移差为Δu，则两者之间满足如下关系[6]

其中a=1/Kτ，max，b=1/τult，式中，Kτ，max为初始切线刚度，τult为最终剪应力，如图7所示。

图7 τ～Δu关系曲线

式中，ΔUr—参考位移。

在此应指出，常规计算方法中桩的极限侧摩阻力τf与上述公式中最终剪应力τult的关系为

式中，Rf为破坏比，一般取值范围为0.8～0.9。

3 分析步骤和结果

首先建立自平衡试桩桩土分析计算模型，拟合自平衡试桩实测得到的桩身轴力和荷载位移曲线，确定出桩周土力学模型及桩阻力参数。将这些参数应用于桩顶加载计算模型，确定出桩顶加载的荷载位移曲线，对精确转换法、有限元法及简化转换法三种方法确定的极限承载力进行比较。

3.1 桩-土接触面模型参数确定

由于桩身两个断面之间轴向力差值等于这两个断面间的桩侧阻力，则桩侧阻力沿深度的分布可以根据桩轴力沿深度的变化确定。通过桩身轴力曲线的拟合，可以确定桩土接触面模型参数，也保证了桩端阻力和桩侧阻力分布与实际情况吻合。

采用5 721 kN、11 443 kN、17 164 kN三个等级荷载数值模拟轴向力分布曲线，得到自平衡桩的轴向力分布曲线(如图8所示)。其中相对应的桩-土接触面的力学模型参数见表1。

图8 TSZ1试桩轴向力分布曲线

表1 TSZ1试桩接触面的力学模型参数

3.2 桩侧土模型参数确定

可以根据荷载-沉降曲线拟合调整参数，最终确定参数。采用初始参数模拟得到的桩顶-沉降曲线一般与实际测试结果不同，再对参数进行调整，通过数值模拟，最后得到的荷载位移曲线与实际测试结果如图3，计算曲线能够与实测曲线很好地拟合。反演得到的桩周土体邓肯-张模型参数见表2。

表2 TSZ1试桩桩周土邓肯-张本构模型参数

3.3 等效荷载-沉降曲线的确定及对比

通过以上自平衡试桩的模拟分析，得到桩周土体及桩-土接触面的本构模型参数，相同土层条件下，加载方式改为桩顶加载，即可得到整桩等效桩顶加载荷载-位移曲线。由于上段桩受力状态的改变，上段桩所受负摩阻力转变为正摩阻力及松土效应消失，在桩顶加载的数值模拟时，上段桩的接触面极限侧摩阻力取表1的极限侧摩阻力除以一个系数λ，其他土体参数和接触面参数与自平衡试桩加载方式时相同。其中λ按如下方法取值：粉土0.8，粉砂0.7，细砂0.7，粉质黏土0.8。下段桩接触面的极限侧阻力值直接采用表1中相应的极限侧阻力拟合值，不考虑加载方式变化的影响。由整桩模拟分析得到的整桩荷载沉降曲线如图9所示。图9中也同时给出了按精确转换法和简化转换法[7，8]确定的整桩荷载位移曲线。比较三种方法确定的整桩荷载位移曲线可发现：

(1)采用有限元分析得到的等效荷载-位移曲线提供了一条经过弹性线性段到弯曲过渡段，最后沉降急剧增加至破坏的完整等效桩顶加载的荷载-位移曲线，曲线完整，能够适应各种相关规范标准。

(2)由简化转换法和精确转换法确定的等效桩顶加载的荷载-位移曲线很接近，同时，该两种方法得到的荷载位移曲线与自平衡模拟得到的荷载位移曲线也基本重合。由此可得，这三种方法用于自平衡试桩结果向桩顶加载结果的转换具有一定的可靠性。