变荷载下悬浮TDM桩复合地基固结分析
发布时间：2022-01-06 05:12
T形水泥土搅拌（TDM）桩是具有扩大头的变直径搅拌桩,T形水泥土搅拌桩复合地基的固结机理较传统的等直径水泥土搅拌桩复合地基复杂得多,固结计算也更为困难。为了获得悬浮T形水泥土搅拌桩复合地基的固结计算模型,基于加固区桩-土等竖向应变假设,推导出变荷载作用下悬浮T形水泥土搅拌桩复合地基的一维固结控制方程和求解条件。将固结方程和求解条件进行函数变换,利用3层地基一维固结理论建立单级加荷条件下T形水泥土搅拌桩复合地基的固结解析解,包括加固区、桩间土和下卧层土中的平均超静孔隙水压力解答和复合地基整体平均固结度解答。然后,通过与固结度有限元数值计算结果的对比,验证固结解析解的合理性。最后,利用固结度解析解对影响复合地基固结速率的主要因素进行分析,研究悬浮T形水泥土搅拌桩复合地基的固结特性。研究结果表明:复合地基固结度的解析解与有限元数值解较为一致;悬浮T形水泥土搅拌桩复合地基的固结速率随水泥土搅拌桩贯入比、压缩模量、下部小直径搅拌桩的置换率以及下卧层土压缩模量的增加而增大,搅拌桩贯入比、下卧层的刚度对复合地基固结速率的影响更为显著;扩大头尺寸和刚度的变化对T形水泥土搅拌桩复合地基固结速率的影响很小...
【文章来源】：中国公路学报. 2020,33(09)北大核心EICSCD
【文章页数】：9 页
【部分图文】：
图２附加应力随时间变化曲线Ｆｉｇ．２σ（ｔ）－ｔＣｕｒｖｅ
结特性本节将通过参数分析研究悬浮ＴＤＭ桩复合地基的固结特性，基准参数如下：Ｈ＝２５ｍ，Ｈ１＝４ｍ，Ｈ２＝１６ｍ，Ｈ３＝５ｍ，ｍ＝０．０４，ρ＝２，Ｅｓ１＝Ｅｓ２＝３ＭＰａ，Ｅｓ３＝２０ＭＰａ，ｋｖ１＝ｋｖ２＝ｋｖ３＝１０－８ｍ·ｓ－１，Ｅｐ１＝Ｅｐ２＝ＥＰ＝１５０ＭＰａ。图４解析解与有限元解的比较Ｆｉｇ．４ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆＡｎａｌｙｔｉｃａｌＲｅｓｕｌｔｓｗｉｔｈＦＥＭＲｅｓｕｌｔｓ图５给出了ＴＤＭ桩贯入比β＝（Ｈ１＋Ｈ２）／Ｈ的变化对复合地基固结度曲线（Ｕｓ－Ｔｕ）的影响，计算时取Ｅｓ１＝Ｅｓ２＝Ｅｓ３＝３ＭＰａ，Ｈ１＝４ｍ，β＝０时为天然地基计算结果。从图５可以清楚地看到，悬浮ＴＤＭ复合地基的固结速率随ＴＤＭ桩贯入比的增加而增大，且固结速率的增加率逐渐增大，如Ｔｕ＝０．１２９６（ｔ＝３１２ｄ），β从０．５增大到０．６５时固结速率仅增加４．２％，而β从０．８增大至０．９５时固结速率增幅则达到１５．８％。ＴＤＭ桩贯穿软土时复合地基的固结速率达到最大值。由图５还可看出，只有图５β对固结速率的影响Ｆｉｇ．５ＩｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆβｏｎＣｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎＲａｔｅ当β＞０．７时悬浮ＴＤＭ桩复合地基的固结才会快于天然地基，反之则慢于天然地基。这个结果与杨涛等［５，８］分析悬浮等直径不排水桩复合地基固结时的结果规律基本一致，说明ＴＤＭ桩以贯穿软
图７ｍ对固结速率的影响Ｆｉｇ．７ＩｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｍｏｎＣｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎＲａｔｅ图８ρ对固结速率的影响Ｆｉｇ．８ＩｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆρｏｎＣｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎＲａｔｅ从图８可见，悬浮ＴＤＭ桩复合地基的固结速率随大头扩径比ρ的增加逐渐减小，其原因在于扩大头直径的增加导致其下方不能竖向排水的土体截面积增大从而使得复合地基的固结速率变小，但固结速率的减小幅度非常小，各曲线近乎重合，固结速率非常接近常规的悬浮水泥搅拌桩复合地基。计算表明，在ρ≤２情况下增加扩大头的直径对悬浮ＴＤＭ复合地基固结速率几乎没有影响。图９给出了扩大头长度Ｈ１的变化对悬浮ＴＤＭ桩复合地基固结速率的影响，此时ＴＤＭ桩的半径保持不变。图９清楚地表明，扩大头长度Ｈ１从２ｍ增加到１０ｍ，相应的复合地基固结度曲线几乎重合。计算表明，搅拌桩上部扩大头长度的变化对悬浮ＴＤＭ桩复合地基固结速率的影响很小，可以忽略。考虑扩大头的刚度与其下小直径搅拌桩不同，图１０给出了悬浮ＴＤＭ桩复合地基固结速率随二者压缩模量比η＝Ｅｐ１／Ｅｐ２变化曲线，计算中下部小直径搅拌桩的压缩模Ｅｐ２＝１５０ＭＰａ保持不变。图１０表明，悬浮ＴＤＭ桩复合地基的固结速率随扩大头压缩模量的增大而增大，但增加率逐渐减小，η≥３后扩大头压缩模量的增加对复合地基固结速率的影响较小。图１１给出了下卧层与加固区土体压缩模量比图９Ｈ１对固结速率的影响Ｆｉｇ．９ＩｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆＨ１
【参考文献】：
期刊论文
[1]钉形水泥搅拌桩复合地基一维固结解析解[J]. 杨涛,盛志成,王恒栋. 工业建筑. 2020(03)
[2]多元不排水长短桩复合地基固结解析解[J]. 杨涛,李超,阮一舟. 岩土工程学报. 2017(12)
[3]变荷载下双层不排水桩复合地基一维固结分析[J]. 赵明华,吴岳武,郑玥. 公路交通科技. 2016(11)
[4]Simplified method for predicating consolidation settlement of soft ground improved by floating soil-cement column[J]. 龚晓南,田效军,胡文韬. Journal of Central South University. 2015(07)
[5]水泥土搅拌桩复合地基固结机理室内模型试验[J]. 章定文,范礼彬,刘松玉,范连成,邓永锋. 中国公路学报. 2014(12)
[6]钉形搅拌桩复合地基工程应用及其沉降计算方法[J]. 易耀林,刘松玉,杜延军. 解放军理工大学学报(自然科学版). 2009(05)
[7]路堤荷载下不排水端承桩复合地基固结分析[J]. 杨涛,李国维. 岩土工程学报. 2007(12)
[8]路堤荷载下不排水桩复合地基固结特性的数值分析[J]. 杨涛,李国维. 工业建筑. 2007(11)
[9]水泥土的渗透特性[J]. 侯永峰,龚晓南. 浙江大学学报(工学版). 2000(02)
本文编号：3571802
【文章来源】：中国公路学报. 2020,33(09)北大核心EICSCD
【文章页数】：9 页
【部分图文】：
图２附加应力随时间变化曲线Ｆｉｇ．２σ（ｔ）－ｔＣｕｒｖｅ
结特性本节将通过参数分析研究悬浮ＴＤＭ桩复合地基的固结特性，基准参数如下：Ｈ＝２５ｍ，Ｈ１＝４ｍ，Ｈ２＝１６ｍ，Ｈ３＝５ｍ，ｍ＝０．０４，ρ＝２，Ｅｓ１＝Ｅｓ２＝３ＭＰａ，Ｅｓ３＝２０ＭＰａ，ｋｖ１＝ｋｖ２＝ｋｖ３＝１０－８ｍ·ｓ－１，Ｅｐ１＝Ｅｐ２＝ＥＰ＝１５０ＭＰａ。图４解析解与有限元解的比较Ｆｉｇ．４ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆＡｎａｌｙｔｉｃａｌＲｅｓｕｌｔｓｗｉｔｈＦＥＭＲｅｓｕｌｔｓ图５给出了ＴＤＭ桩贯入比β＝（Ｈ１＋Ｈ２）／Ｈ的变化对复合地基固结度曲线（Ｕｓ－Ｔｕ）的影响，计算时取Ｅｓ１＝Ｅｓ２＝Ｅｓ３＝３ＭＰａ，Ｈ１＝４ｍ，β＝０时为天然地基计算结果。从图５可以清楚地看到，悬浮ＴＤＭ复合地基的固结速率随ＴＤＭ桩贯入比的增加而增大，且固结速率的增加率逐渐增大，如Ｔｕ＝０．１２９６（ｔ＝３１２ｄ），β从０．５增大到０．６５时固结速率仅增加４．２％，而β从０．８增大至０．９５时固结速率增幅则达到１５．８％。ＴＤＭ桩贯穿软土时复合地基的固结速率达到最大值。由图５还可看出，只有图５β对固结速率的影响Ｆｉｇ．５ＩｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆβｏｎＣｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎＲａｔｅ当β＞０．７时悬浮ＴＤＭ桩复合地基的固结才会快于天然地基，反之则慢于天然地基。这个结果与杨涛等［５，８］分析悬浮等直径不排水桩复合地基固结时的结果规律基本一致，说明ＴＤＭ桩以贯穿软
图７ｍ对固结速率的影响Ｆｉｇ．７ＩｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｍｏｎＣｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎＲａｔｅ图８ρ对固结速率的影响Ｆｉｇ．８ＩｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆρｏｎＣｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎＲａｔｅ从图８可见，悬浮ＴＤＭ桩复合地基的固结速率随大头扩径比ρ的增加逐渐减小，其原因在于扩大头直径的增加导致其下方不能竖向排水的土体截面积增大从而使得复合地基的固结速率变小，但固结速率的减小幅度非常小，各曲线近乎重合，固结速率非常接近常规的悬浮水泥搅拌桩复合地基。计算表明，在ρ≤２情况下增加扩大头的直径对悬浮ＴＤＭ复合地基固结速率几乎没有影响。图９给出了扩大头长度Ｈ１的变化对悬浮ＴＤＭ桩复合地基固结速率的影响，此时ＴＤＭ桩的半径保持不变。图９清楚地表明，扩大头长度Ｈ１从２ｍ增加到１０ｍ，相应的复合地基固结度曲线几乎重合。计算表明，搅拌桩上部扩大头长度的变化对悬浮ＴＤＭ桩复合地基固结速率的影响很小，可以忽略。考虑扩大头的刚度与其下小直径搅拌桩不同，图１０给出了悬浮ＴＤＭ桩复合地基固结速率随二者压缩模量比η＝Ｅｐ１／Ｅｐ２变化曲线，计算中下部小直径搅拌桩的压缩模Ｅｐ２＝１５０ＭＰａ保持不变。图１０表明，悬浮ＴＤＭ桩复合地基的固结速率随扩大头压缩模量的增大而增大，但增加率逐渐减小，η≥３后扩大头压缩模量的增加对复合地基固结速率的影响较小。图１１给出了下卧层与加固区土体压缩模量比图９Ｈ１对固结速率的影响Ｆｉｇ．９ＩｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆＨ１
【参考文献】：
期刊论文
[1]钉形水泥搅拌桩复合地基一维固结解析解[J]. 杨涛,盛志成,王恒栋. 工业建筑. 2020(03)
[2]多元不排水长短桩复合地基固结解析解[J]. 杨涛,李超,阮一舟. 岩土工程学报. 2017(12)
[3]变荷载下双层不排水桩复合地基一维固结分析[J]. 赵明华,吴岳武,郑玥. 公路交通科技. 2016(11)
[4]Simplified method for predicating consolidation settlement of soft ground improved by floating soil-cement column[J]. 龚晓南,田效军,胡文韬. Journal of Central South University. 2015(07)
[5]水泥土搅拌桩复合地基固结机理室内模型试验[J]. 章定文,范礼彬,刘松玉,范连成,邓永锋. 中国公路学报. 2014(12)
[6]钉形搅拌桩复合地基工程应用及其沉降计算方法[J]. 易耀林,刘松玉,杜延军. 解放军理工大学学报(自然科学版). 2009(05)
[7]路堤荷载下不排水端承桩复合地基固结分析[J]. 杨涛,李国维. 岩土工程学报. 2007(12)
[8]路堤荷载下不排水桩复合地基固结特性的数值分析[J]. 杨涛,李国维. 工业建筑. 2007(11)
[9]水泥土的渗透特性[J]. 侯永峰,龚晓南. 浙江大学学报(工学版). 2000(02)
本文编号：3571802
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