CN105064419A

CN105064419A - 海上大直径钢管桩极限抗拔承载力的估算方法

Info

Publication number: CN105064419A
Application number: CN201510470586.2A
Authority: CN
Inventors: 狄圣杰; 汪明元; 潘登; 侯靖
Original assignee: PowerChina Huadong Engineering Corp Ltd
Current assignee: PowerChina Huadong Engineering Corp Ltd
Priority date: 2015-08-04
Filing date: 2015-08-04
Publication date: 2015-11-18

Abstract

本发明涉及一种海上大直径钢管桩极限抗拔承载力的估算方法。本发明的目的是提出一种海上大直径钢管桩极限抗拔承载力的估算方法，该方法在考虑桩基自重和外侧摩阻力影响的同时，还将同时考虑土芯有效自重和内侧摩阻力的影响，以此作为海上大直径钢管桩极限抗拔承载力的简化计算方法。本发明的技术方案是：海上大直径钢管桩极限抗拔承载力的估算方法，该估算方法考虑了大直径钢管桩内具有与地层相对应的桩内土芯，在上拨荷载的作用下，大直径钢管桩在顶层土、第i层土及持力层分别产生桩外极限侧摩阻力、在桩内土芯分别产生的桩内极限侧摩阻力或者是桩内土芯有效自重、以及上部结构和基桩自重，则计算公式如下：桩基极限抗拨承载力T_k＝T_k1+T_k2。

Description

海上大直径钢管桩极限抗拔承载力的估算方法

技术领域

本发明涉及一种海上大直径钢管桩极限抗拔承载力的估算方法。适用于近海海洋工程、水利工程、港口通航工程等涉海项目中桩径大于1.5m的大直径钢管桩抗拨承载力的估算。

背景技术

我国已制定建设海洋强国的基本国策，目前涉海工程中如港口码头、钻采平台、跨海大桥、高压输电线塔、海上风电场、海上潮汐潮流电站等建设工程大量应用大直径钢管桩，其具备较高的承载能力、较强的抗弯能力及相对适宜海上作业的施工工艺等优势。海上构筑物除承受竖向荷载、水平向荷载外，同时某些工况还承受竖向的上拔荷载，其竖向抗拔承载力对桩径大小、埋深及工程材料用量起到至关重要的影响。海上钢管桩桩基直径较大，一般大于1.5m，甚至达到6～7m。如此之大的桩径，其极限抗压和抗拔设计与传统管桩有本质力学性能和荷载传递的区别。如《建筑桩基技术规范》与《港口工程桩基规范》中对极限抗拔承载力的计算均是以各层土的极限外侧摩阻力乘以抗拔系数后求和，再加上桩与桩内土的有效自重而得，上述方法显然未考虑大直径桩基形成的内部土芯的侧摩阻力大小，即内极限侧摩阻力影响，与海上试桩成果相差甚远，同时内极限侧摩阻力与土芯有效自重如何区别对待，何种情况下分别考虑内极限侧摩阻力和土芯有效自重，也是值得关注并急需解决的问题。

发明内容

本发明要解决的技术问题是：鉴于上述分析，在基于大量的海上大直径钢管桩试桩实测分析资料的基础上，提出一种海上大直径钢管桩极限抗拔承载力的估算方法，该方法在考虑桩基自重和外侧摩阻力影响的同时，还将同时考虑土芯有效自重和内侧摩阻力的影响，以此作为海上大直径钢管桩极限抗拔承载力的简化计算方法。

本发明所采用的技术方案是：海上大直径钢管桩极限抗拔承载力的估算方法，其特征在于：该估算方法考虑了大直径钢管桩内具有与地层相对应的桩内土芯，在上拨荷载的作用下，大直径钢管桩在顶层土、第i层土及持力层分别产生桩外极限侧摩阻力、在桩内土芯分别产生的桩内极限侧摩阻力或者是桩内土芯有效自重、以及上部结构和基桩自重，则计算公式如下，

桩基极限抗拨承载力T_k＝T_k1+T_k2

T_k1为按常规方法只考虑上部结构和基桩自重和桩外极限侧摩阻力，表达式为：

T_{k 1} = G_{0} + π D \cdot (q_{s k 1 w} \cdot H_{1} \cdot λ_{]} + q_{s k i w} \cdot H_{i} \cdot λ_{i} + q_{s k n w} \cdot H_{n} \cdot λ_{n}) = G_{0} + π D \cdot Σ_{i = 1}^{n} q_{s k i w} \cdot H_{i} \cdot λ_{i};

T_k2为桩内极限侧摩阻力与桩内土芯有效自重的较小值，表达式为：

\begin{matrix} T_{k 2} = π d \cdot {(q_{s 1 k n} \cdot h_{1} \cdot λ_{1} + q_{s i k n} \cdot h_{i} \cdot λ_{i} + q_{s n k n} \cdot h_{n} \cdot λ_{n}, G_{1} + G_{i} + G_{n})}_{\min} \\ = π d \cdot {(Σ_{i = 1}^{n} q_{s i k n} \cdot h_{i} \cdot λ_{i}, Σ_{i = 1}^{n} G_{i})}_{\min} \end{matrix};

只考虑T_k1对于海上大直径钢管桩而言，受力不完整，需考虑土芯有效自重或桩内极限侧摩阻力对抗拔力的贡献T_k2，故建立的统一方法可表述为：

T_{k} = T_{k 1} + T_{k 2} = G_{0} + π D \cdot Σ_{i = 1}^{n} q_{s k i w} \cdot H_{i} \cdot λ_{i} + π d \cdot {(Σ_{i = 1}^{n} q_{s i k n} \cdot h_{i} \cdot λ_{i}, Σ_{i = 1}^{n} G_{i})}_{\min}

式中，

D为大直径钢管桩外径，d为大直径钢管桩内径，H_i为i层的大直径钢管桩入土深度，h_i为i层的桩内土芯长度，G₀为上部结构和基桩自重，q_skiw为i层的桩外极限侧摩阻力，q_sikn为i层的桩内极限侧摩阻力，λ_i为i层的地层抗拔系数，G_i为i层的桩内土芯的土芯有效自重。

本发明的有益效果是：1、计算方法综合考虑了大直径钢管桩桩内土芯的影响，包括地层分布特征下土芯有效自重和桩内极限侧摩阻力；2、计算方法在常规计算方法的基础上，比选了土芯有效自重和桩内极限侧摩阻力的大小，更符合大直径钢管桩荷载传递和受力状态，计算方法简便，可操作性好。

附图说明

图1是本发明实施例的立面受力状况示意图。

具体实施方式

海上大直径钢管桩的桩基极限抗拔承载力可分解为三部分：一、上部结构和基桩自重，二、地层对桩基产生的向下的桩外极限侧摩阻力(表示为q_skw)，三、地层对桩基产生的向下的桩内极限侧摩阻力(表示为q_skn)或桩内的土芯有效自重(表示为G)。其中前两项对于小直径桩和闭口桩均产生作用，但第三项只针对大直径钢管桩产生作用。

但桩内极限侧摩阻力(q_skn)和土芯有效自重(G)在同一时刻不可能同时发挥作用，如果桩内极限侧摩阻力的总和大于土芯有效自重的总和，则土芯仍锁定在桩管内，土芯不会产生向下的滑移，此时土体与桩体仍属于界面间的极限摩擦状态，桩内极限摩擦力可按土芯有效自重考虑；反之，如果桩内极限侧摩阻力的总和小于土芯有效自重的总和，锁定力不足，土芯则会在重力作用下向下滑移，此时的桩内极限摩擦力则等于桩内极限侧摩阻力。下面通过具体实施方法来进一步加以说明：

如图1所示，大直径钢管桩1打入至海床泥面2下，穿越顶层土3，第i层土4，桩底到达持力层5至设计标高，上部结构和基桩自重可表示为G₀，此时在大直径钢管桩1内会产生与地层相对应的桩内土芯6。

在上拔荷载7的作用下，大直径钢管桩1在顶层土3内桩长为H₁，产生桩外极限侧摩阻力Ⅰ8，其值表示为q_s1kw，在第i层土4内桩长为H_i，产生桩外极限侧摩阻力Ⅱ9，其值表示为q_sikw，在持力层5内桩长为H_n，产生桩外极限侧摩阻力10Ⅲ，其值表示为q_snkw。

此时，大直径钢管桩1在顶层土3内壁亦有可能产生桩内极限侧摩阻力Ⅰ11，其值表示为q_s1kn，对应抗拔系数为λ₁，对应桩内土芯6长度为h₁；在第i层土4产生桩内极限侧摩阻力Ⅱ12，其值表示为q_sikn，对应抗拔系数为λ_i，对应桩内土芯6长度为h_i；在持力层5产生桩内极限侧摩阻力13，表示为q_snkn，对应抗拔系数为λ_n，对应桩内土芯长度为h_n。

同时，大直径钢管桩1桩内土芯6会产生重力作用，其顶层土3的土芯有效自重Ⅰ14表示为G₁，第i层土4的土芯有效自重Ⅱ15表示为G_i，持力层5的土芯有效自重Ⅲ16表示为G_n。

第一步，按常规方法只考虑上部结构和基桩自重、桩外极限侧摩阻力，则桩基的极限抗拔承载力T_k1为：

T_{k 1} = G_{0} + π D \cdot (q_{s k 1 w} \cdot H_{1} \cdot λ_{]} + q_{s k i w} \cdot H_{i} \cdot λ_{i} + q_{s k n w} \cdot H_{n} \cdot λ_{n}) = G_{0} + π D \cdot Σ_{i = 1}^{n} q_{s k i w} \cdot H_{i} \cdot λ_{i};

第二步，桩内土芯6产生极限抗拔承载力T_k2为桩内极限侧摩阻力与桩内土芯有效自重的较小值：

\begin{matrix} T_{k 2} = π d \cdot {(q_{s 1 k n} \cdot h_{1} \cdot λ_{1} + q_{s i k n} \cdot h_{i} \cdot λ_{i} + q_{s n k n} \cdot h_{n} \cdot λ_{n}, G_{1} + G_{i} + G_{n})}_{\min} \\ = π d \cdot {(Σ_{i = 1}^{n} q_{s i k n} \cdot h_{i} \cdot λ_{i}, Σ_{i = 1}^{n} G_{i})}_{\min} \end{matrix};

则海上大直径钢管桩1的极限抗拔承载力T_k为上部结构和基桩自重、桩外极限侧摩阻力、桩内极限侧摩阻力与桩内土芯有效自重的较小值的总和：

T_{k} = T_{k 1} + T_{k 2} = G_{0} + π D \cdot Σ_{i = 1}^{n} q_{s k i w} \cdot H_{i} \cdot λ_{i} + π d \cdot {(Σ_{i = 1}^{n} q_{s i k n} \cdot h_{i} \cdot λ_{i}, Σ_{i = 1}^{n} G_{i})}_{\min}

对于海上大直径钢管桩的极限抗压承载力的计算与本发明方法类似，此处不再赘述。

Claims

1.一种海上大直径钢管桩极限抗拔承载力的估算方法，其特征在于：该估算方法考虑了大直径钢管桩(1)内具有与地层相对应的桩内土芯(6)，在上拨荷载(7)的作用下，大直径钢管桩(1)在顶层土(3)、第i层土(4)及持力层(5)分别产生桩外极限侧摩阻力、在桩内土芯(6)分别产生的桩内极限侧摩阻力或者是桩内土芯(6)有效自重、以及上部结构和基桩自重，则计算公式如下：

桩基极限抗拨承载力T_k＝T_k1+T_k2

T_{k 1} = G_{0} + π D \cdot (q_{s k 1 w} \cdot H_{1} \cdot λ_{1} + q_{s k i w} \cdot H_{i} \cdot λ_{i} + q_{s k n w} \cdot H_{n} \cdot λ_{n}) = G_{0} + π D \cdot Σ_{i = 1}^{n} q_{s k i w} \cdot H_{i} \cdot λ_{i};

T_k2为桩内极限侧摩阻力与桩内土芯(6)有效自重的较小值，表达式为：

\begin{matrix} T_{k 2} = π d \cdot {(q_{s 1 k n} \cdot h_{1} \cdot λ_{1} + q_{s i k n} \cdot h_{i} \cdot λ_{i} + q_{s n k n} \cdot h_{n} \cdot λ_{n}, G_{1} + G_{i} + G_{n})}_{\min} \\ = π d \cdot {(Σ_{i = 1}^{n} q_{s i k n} \cdot h_{i} \cdot λ_{i}, Σ_{i = 1}^{n} G_{i})}_{\min} \end{matrix};

只考虑T_k1对于海上大直径钢管桩而言，受力不完整，需考虑土芯(6)有效自重或桩内极限侧摩阻力对抗拔力的贡献T_k2，故建立的统一方法可表述为：

T_{k} = T_{k 1} + T_{k 2} = G_{0} + π D \cdot Σ_{i = 1}^{n} q_{s k i w} \cdot H_{i} \cdot λ_{i} + π d \cdot {(Σ_{i = 1}^{n} q_{s i k n} \cdot h_{i} \cdot λ_{i}, Σ_{i = 1}^{n} G_{i})}_{\min}

式中，

D为大直径钢管桩(1)外径，d为大直径钢管桩(1)内径，H_i为i层的大直径钢管桩(1)入土深度，h_i为i层的桩内土芯(6)长度，G₀为上部结构和基桩自重，q_skiw为i层的桩外极限侧摩阻力，q_sikn为i层的桩内极限侧摩阻力，λ_i为i层的地层抗拔系数，G_i为i层的桩内土芯(6)的土芯有效自重。