桩顶柔性约束下非均质饱和土中管桩扭转振动研究
发布时间：2021-10-31 21:57
基于Biot波动方程及Novak薄层法理论,采用非线性弹簧模型近似代替上部结构对管桩的柔性约束,并考虑土体剪切模量沿深度的非均质变化,在求得桩周土和桩芯土扭转动力阻抗的基础上,将管桩扭转振动方程离散成差分格式,最终获得了桩顶柔性约束下非均质饱和土中端承管桩扭转振动的频域响应。研究表明:随着柔性约束参数n、Mu的增大,桩顶实刚度在两个参数高、低区段内数值不变,中间随n、Mu逐渐增大,而T0的影响则与之相反;动阻尼随n、Mu、T0的变化呈现出近似的正态曲线分布模式;增大土层非均质系数a,将使桩顶实刚度逐渐增大,动阻尼迅速减小,且最终保持不变。
【文章来源】：振动与冲击. 2020,39(12)北大核心EICSCD
【文章页数】：9 页
【部分图文】：
桩顶柔性约束下管桩扭转振动计算模型
为验证上述理论推导的正确性,分别与张智卿等[24]的实心桩结果和Zheng等的管桩结果进行对比。参数取值为:a=0,Ki=10-10N·m/rad,Mu=10-10N·m,n=10-10,h=0.1 m。其中,对比实心桩时,参数同文献[24],具体取H=20 m,r1=1 m,r2=10-4m,η=0.45,ρs=2 600 kg/m3,ρf=1 000 kg/m3,kd=10-1m/s,G0=G∞=5.033 6 MPa, ρ p =2500kg/m 3 ,G p = 12.1GΡa, a 0 =ωΗ ρ/G , k ′ Τ =k Τ Η/G p J p ) ;对比管桩时,土体为黏弹性介质,参数同文献[12],具体为:剪切模量为3 MPa,黏性系数为5 000 N·s/m,即G0=G∞=3×106+5 000 iω。其他参数为:H=10 m,r1=0.5 m,r2=0.38 m,ρs=2 650 kg/m3,ρf=1 000 kg/m3,η=0.2,kd=10-7 m/s,ρp=2 500 kg/m3,Gp=10 GPa。由图2和3可知,两类情况下,本文得到的桩顶阻抗与对比文献的结果均具有良好的一致性。图3 与粘弹性土中管桩结果对比
图2 与饱和土中实心桩结果对比以下建立了钢管桩-土相互作用的有限元模型(如图4)。其中,管桩及土体均采用三维八结点缩减积分单元(C3D8R),并在土体单元四周设置无限元吸收边界;模型范围取60倍桩径;桩与土接触面采用tie约束,土体及桩端均采用固定约束。分析步采用动态隐式分析步。在桩顶圆心处设置参考点,并与桩顶进行运动耦合约束,通过参考点施加简谐扭矩。借助参考点先在桩顶添加线性弹簧,然后通过修改弹簧转角和扭矩关系,将线性弹簧改为非线性弹簧。取n=1,Ki=105kN·m/rad,Mu=103kN·m,其他参数同下述4.2节算例。获得角位移时程曲线后,通过数据拟合得到相位差?,并根据下式可求得桩顶动力阻抗[25]。图5为数值模拟结果与理论解的对比。总的说来,两者结果较为吻合,再次验证了本文理论推导的正确性。
【参考文献】：
期刊论文
[1]海上风机大直径单桩水平-摇摆耦合振动特性[J]. 陶文艳,贺瑞,郑金海. 河海大学学报(自然科学版). 2018(03)
[2]基于多孔介质理论的径向非均质饱和土中管桩的扭转振动[J]. 闫启方,刘林超,牛洁楠. 信阳师范学院学报(自然科学版). 2018(02)
[3]Torsional vibration of a pipe pile in transversely isotropic saturated soil[J]. Zheng Changjie,Hua Jianmin,Ding Xuanming. Earthquake Engineering and Engineering Vibration. 2016(03)
[4]成层土中管桩的扭转振动特性研究[J]. 靳建明,张智卿. 应用基础与工程科学学报. 2015(04)
[5]饱和土中管桩的扭转振动特性研究[J]. 靳建明,张智卿,吴章土,李西斌. 振动与冲击. 2015(11)
[6]不同桩头约束下水平受荷单桩简化计算方法[J]. 姜丽红,孔令刚,蔺港,陈云敏. 工程力学. 2014(11)
[7]考虑桩头约束的水平受荷单桩响应分析[J]. 孔令刚,姜丽红,陈仁朋,陈云敏. 应用力学学报. 2014(03)
[8]基于桩土相互作用的管桩桩顶扭转复刚度研究[J]. 杨文领,刘世美,林滨滨. 郑州大学学报(工学版). 2012(01)
[9]饱和土层中桩的扭转振动响应分析[J]. 张智卿,王奎华,谢康和. 浙江大学学报(工学版). 2006(07)
本文编号：3468927
【文章来源】：振动与冲击. 2020,39(12)北大核心EICSCD
【文章页数】：9 页
【部分图文】：
桩顶柔性约束下管桩扭转振动计算模型
为验证上述理论推导的正确性,分别与张智卿等[24]的实心桩结果和Zheng等的管桩结果进行对比。参数取值为:a=0,Ki=10-10N·m/rad,Mu=10-10N·m,n=10-10,h=0.1 m。其中,对比实心桩时,参数同文献[24],具体取H=20 m,r1=1 m,r2=10-4m,η=0.45,ρs=2 600 kg/m3,ρf=1 000 kg/m3,kd=10-1m/s,G0=G∞=5.033 6 MPa, ρ p =2500kg/m 3 ,G p = 12.1GΡa, a 0 =ωΗ ρ/G , k ′ Τ =k Τ Η/G p J p ) ;对比管桩时,土体为黏弹性介质,参数同文献[12],具体为:剪切模量为3 MPa,黏性系数为5 000 N·s/m,即G0=G∞=3×106+5 000 iω。其他参数为:H=10 m,r1=0.5 m,r2=0.38 m,ρs=2 650 kg/m3,ρf=1 000 kg/m3,η=0.2,kd=10-7 m/s,ρp=2 500 kg/m3,Gp=10 GPa。由图2和3可知,两类情况下,本文得到的桩顶阻抗与对比文献的结果均具有良好的一致性。图3 与粘弹性土中管桩结果对比
图2 与饱和土中实心桩结果对比以下建立了钢管桩-土相互作用的有限元模型(如图4)。其中,管桩及土体均采用三维八结点缩减积分单元(C3D8R),并在土体单元四周设置无限元吸收边界;模型范围取60倍桩径;桩与土接触面采用tie约束,土体及桩端均采用固定约束。分析步采用动态隐式分析步。在桩顶圆心处设置参考点,并与桩顶进行运动耦合约束,通过参考点施加简谐扭矩。借助参考点先在桩顶添加线性弹簧,然后通过修改弹簧转角和扭矩关系,将线性弹簧改为非线性弹簧。取n=1,Ki=105kN·m/rad,Mu=103kN·m,其他参数同下述4.2节算例。获得角位移时程曲线后,通过数据拟合得到相位差?,并根据下式可求得桩顶动力阻抗[25]。图5为数值模拟结果与理论解的对比。总的说来,两者结果较为吻合,再次验证了本文理论推导的正确性。
【参考文献】：
期刊论文
[1]海上风机大直径单桩水平-摇摆耦合振动特性[J]. 陶文艳,贺瑞,郑金海. 河海大学学报(自然科学版). 2018(03)
[2]基于多孔介质理论的径向非均质饱和土中管桩的扭转振动[J]. 闫启方,刘林超,牛洁楠. 信阳师范学院学报(自然科学版). 2018(02)
[3]Torsional vibration of a pipe pile in transversely isotropic saturated soil[J]. Zheng Changjie,Hua Jianmin,Ding Xuanming. Earthquake Engineering and Engineering Vibration. 2016(03)
[4]成层土中管桩的扭转振动特性研究[J]. 靳建明,张智卿. 应用基础与工程科学学报. 2015(04)
[5]饱和土中管桩的扭转振动特性研究[J]. 靳建明,张智卿,吴章土,李西斌. 振动与冲击. 2015(11)
[6]不同桩头约束下水平受荷单桩简化计算方法[J]. 姜丽红,孔令刚,蔺港,陈云敏. 工程力学. 2014(11)
[7]考虑桩头约束的水平受荷单桩响应分析[J]. 孔令刚,姜丽红,陈仁朋,陈云敏. 应用力学学报. 2014(03)
[8]基于桩土相互作用的管桩桩顶扭转复刚度研究[J]. 杨文领,刘世美,林滨滨. 郑州大学学报(工学版). 2012(01)
[9]饱和土层中桩的扭转振动响应分析[J]. 张智卿,王奎华,谢康和. 浙江大学学报(工学版). 2006(07)
本文编号：3468927
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