静压桩基施工对邻近地下工程结构的影响

'分类号——UDC密级学校代码!鲤鱼Z劣j矮程歹大署学位论文题目整压桩基旌王过玺运丝王王猩结捡的髭喧英文一Theeffectofstaticpressurepilefoundationconstructionon一题目垒鱼j垒璺曼垡旦坠鱼曼!兰匹坠坠鱼曼坠gi坠曼星煎垒g业!!匹!堡研究生姓名指导教师郭呖姓名星竖仨职称塾拯学位奎型副指导教师单位名称学位．邮编430070申请学位级别三堂亟±学科专业名称固签力堂论文提交日期呈Q!墨!垒论文答辩日期学位授予单位武这堡王太堂学位授予日期答辩委员会主席邀宣槿塾援评阅人隆至明塾握陵基洼量4塾援2013年5月 独创性声明本人声明，所呈交的论文是本人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。尽我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得武汉理工大学或其他教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。学位论文使用授权书期：2翌璺：箜：皇本人完全了解武汉理工大学有关保留、使用学位论文的规定，即学校有权保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权武汉理工大学可以将本学位论文的全部内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存或汇编本学位论文。同时授权经武汉理工大学认可的国家有关机构或论文数据库使用或收录本学位论文，并向社会公众提供信息服务。(保密的论文在解密后应遵守此规定)研究生c㈣：部面导师c签名哆嘎仁日期2粥．臼 摘要某地下人防工程为整体浇筑钢筋混凝土梁板结构，由于邻近新建建筑物采用桩基础，并用静压桩机进行沉桩施工，在施工过程中，静压桩机自重以及桩挤土效应，会在地下人防工程紧邻新建建筑物部分的墙板及底板结构上产生荷载，其荷载将引起地下结构的变形和应力，为了了解桩基础在沉桩过程中，对地下人防工程造成的影响程度，对地下人防工程紧邻新建建筑物的墙板以及底板结构进行监测。本文在分析总结了前人的研究成果以及实际工程的基础上，做了如下工作：(1)提出将地下人防工程紧邻桩基施工的墙体及底板结构简化为连续多跨四边固支板的力学模型，并对四边固支板的理论计算方法进行简化，采用圆孔扩张理论对沉桩施工过程中桩的挤土效应进行分析，认为静压桩机自重，静止土压力以及桩端挤土效应为地下人防工程所受到的主要力，对力学模型进行受力分析，发现其危险截面并对其进行监测；(2)对实际工程结构进行监测，主要集中在墙体结构的应力和变形以及地下人防工程的底板应力和变形，利用收敛计对支护结构墙片中央的挠度进行监测，利用振弦式应变传感器对该点的应力进行监测，对于底板的变形利用铟钢尺以及水准仪进行监测，底板的应力仍利用应变传感器进行监测；(3)提出在监测过程中以混凝土轴心抗拉强度设计值为极限强度，由于目前规范上对混凝土受弯构件的变形及应力允许值都是以钢筋屈服强度为极限值，即在结构不完全破坏之前，认为其仍可使用。而对于一般的钢筋混凝土结构来说，其适筋破坏是由受拉区先产生裂缝，而后发展到受拉区钢筋屈服，最后受压区混凝土被压碎，钢筋混凝土结构破坏，对于地下人防工程来说，正常使用时是不宜产生裂缝的，若结构有裂缝存在，则可能造成地下人防工程漏水，从而不能使用。因此在对地下人防工程进行监测时，主要目的是防止钢筋混凝土结构受拉区表面出现裂缝。(4)对简化后力学模型根据其受力进行计算，并与实际监测的地下结构挠度与应力数据进行对比，验证简化后力学模型正确性，以及以抗裂度为控制量监测方法的可行性。(5)对土体以及支护结构进行ANSYS有限元模拟分析，验证其地下结构的位移分布与应力分布是否与实际工程监测结果和理论分析计算结果相符。关键词：地下工程，静力压桩，抗裂度，监测，挤土效应，有限元 AbstractUndergroundcivilairdefenseengineeringwasthewholepouringreintbrcedconCretebe锄andslabstructure．DuetotheadjacentnewstructuresusedtheP1lefoundationaIldthestaticpressurepilemachineconstruction·Intheprocessotconst九lCtion，theweightofstaticpressurepilemachineandeffectofthepile，wouldcausemeloadonthepartstmctureofthewallpanelandfloorpanel，intheunder田．oundcivilairdefenseprojectwhichadjacenttothenewbuilding·TheloadwillcausedefonnationandstressofuIldergroundstructures·Inordertounderstandmede酉eeofeffectsontheundergroundcivilairdefenseprojectintheprocessofP1lefounda：tionconstruction，monitoredthewallandfloorstructureoftheundergroundcivilairdefenseprojectthatisadjacenttothenewbuilding·Inthispaper,basedontheanalysissummarizedonthepredecessors’researchresultsandtheact吼lengineering，dothefollowingwork：(1)Proposedthewallandfloorsnllctureclosetotheplle士’ound8‘nonconstmctionontheundergroundcivilairdefenseprojecttosimplifytocontinuousmultispallfouredgesclampedplatemechanicsmodel，andsimplifythecalCulationmethodtheoryofthefouredgesclampedplate．Adoptingcavityexpanslonm弛odtheoryanalyzedintheprocessofpile·sinkingconstructioncompactionefiectofP1le·Tllillkthewei蛳ofstaticpressurepilemachine；staticsoilpressureandtheetiectmmetopofpilewerethemainforceofthe吼d昭oundcivilairdefenseproject，也既mlalvzedthestressofmechanicalmodel．Foundthedangeroussectionandmonltor钮it．(2)Tomoni白0ractualengineeringstructures，mainlyconcentratedinthestressanddef．onnationofwalls缸1lc嘶andfloorstructureofundergroundcivilairdefenseengineering．Usedconvergencemeteronsupportings仃uctureallpiecemthec饥terofthedeflectionmonitoring，usedthevibratingstringtypestrainsensortormoIlitoringmatpoints’stress．Forthefloorplatedeformation，usedindiumsteelruleaIldl“el，mestressoffloorplatestillusedvibratingstringtypestrainsellsors·(3)PutfonⅣardmatusedconcreteaxialtensilestrengthdesignvaluefortheII ult油atestrellgthintheprocessofmonitoring．Becauseoftheconcreteallowablevaluesofmes们】曲】restressanddeformationoncurrentspecification，werebasedonsteelyieldstrengthfortheultimatestrength．Inotherwords，beforethestmcturesaredes仃oved，thilll【itcouldstillbeused．Forgeneralreinforcedconcretestmc时es，theoptiIIlald锄ageisproducedbythetensionzonetocrack，andthenthesteeloft。nslonzonedevelopmcnttoyield，finallycrushedconcrete，andreinforcedcon盯吼es仃u咖resd锄age．Forundergroundcivilairdefenseproject，normalused1sno‘producedthecracks．Ifthestructures’cracksexist，maybecausetheundergroundc1Ⅵlairde氮跚seengineemgleakingandcallnotbeused·Sowhenmomtonngundef舯蚰dcivilairdefenseproject，mainlypurposeistoprevent刚撇贸acksappearedinthetensionzoneofmer咖forcedconcrete咖ctu∞·．(4)Accofdingtothestresscalculationofsimplifiedmechanicalmodel，andcomparebe呐eeIltheactualmonitoringdataoftheundergrounds觚cturedetlectlonaIlds仃essdataarldtlletlleoreticalcalculationdata，provethevalidityofthesimplifiedmechallicalmodel，andrelyonthecracksresistanceofthefeasibilityofthecontrolvolumemonitoringmethod。(5)ANSYfinitee1锄entsimulationanalysiswascarriedoutonthesoil8nsupport咖c眦，andverifyitsdisplacementandstressdistributionof吼d髓gro姐ds咖ctures，isconsist耐withactual饥啦e洫gmollitomgresultsandthe廿1eoreticalanalysisandcalculationresults．Keyw。rds：undergroundengineering，thestaticpressurepile，crackresist觚∞，mo血toring，compactioneffect,thefiniteelement·III 目录摘要⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯IABSTRACT⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯II第1章绪论⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．11．1研究背景和意义⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．11．2国内外研究现状⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．31．3研究方法和目的⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．4第2章地下工程的计算模型与受力分析⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯62．1横截面计算模型⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．62．2侧向计算模型⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．72．3土压力⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯72．4静压桩机自重的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．92．5挤土效应计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯102．5．1圆孔扩张理论的弹性区域⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯122．5．2圆孔扩张理论的塑性区域⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯152．6小结⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．16第3章工程实例⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．183．1工程概况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯183．2监测原理与目的⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯193．3监测项目⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯203．3．1人防工程底板竖向位移观测⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯203．3．2人防工程南侧外墙水平位移观测⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯213．3．3人防工程南侧外墙及地板应力观测⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯233．3．4人防工程南侧外墙及底板表面裂缝观测⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯243．4现场控制量⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯253．4．1挠度控制⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯253．4．2J立力控制⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯283．4．3裂缝宽度控制⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯293．5监测工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯293．6小结⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．29第4章主要监测数据和理论分析⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯314．1静压桩机自重计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯314．1．1按双向板的理论计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯33 4．1．2按梁的理论计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯344．2挤土效应的实际计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯374．2．1地下人防工程墙板计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯374．2．2地下工程结构底板计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯444．3多跨梁的计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯464．4小结⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯47第5章有限元计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯。505．1计算模型⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯505．2土体竖向位移图⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯525．3地下人防工程墙体位移分析⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯535．4地下人防工程墙体应力分析⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯545．5地下人防工程底板挠度分析⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯555．6地下人防工程底板应力分析⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯555．7小结⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯56第6章结论与展望⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．58j$【谢⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．61参考文献⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．62攻读学位期间获得与学位论文相关的科研成果目录⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．65附录A⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．66Ij付录B⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．68附蜀乏C⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．74附录D⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．75V 武汉理工大学硕士学位论文1．1研究背景和意义第1章绪论地下工程结构是指在建造在地面以下的地下土木工程，主要是对深入地面的空间资源进行开发和利用，主要包括地下房屋和地下构筑物，地下铁道，公路，通道，隧道，人防工程等等。其优点主要为：(1)具有良好的稳定性；(2)具有一定的密闭性；(3)具有一定的防护和抗灾性能；(4)具有良好的环境效益。然而，地下工程结构也有一定的缺点j其一在于施工困难，地下工程结构往往受力较为复杂，在施工过程中，支护结构是不可缺少的，因此地下工程结构的施工周期较长，而且资金投入也较高；其二，地下工程结构设计也要比地面结构复杂的多，在设计时应充分考虑地下工程结构的通风以及湿度情况；其三，地下工程结构破坏后不易修复，由于其特殊的环境，当地下工程结构被破坏时，加固和修复工作均难以进行【lJ。近年来，在世界人口以及人们生活需求无止境的增长，而自然条件日益恶化和自然资源日趋枯竭的宏观背景下，城市建筑越来越偏向于高层、超高层以及地下工程，特别是在经济发达的地区或者商业地段，越来越多的建筑向着高层和地下两端发展。为了解决城市日趋拥堵的交通情况，地下空间的开发已经成为目前市政建设的热点之一，主要原因是相对于高层建筑来说，地下工程结构空间更为广阔，其空间利用更为便捷。而我国地下空间工程发展仍在起步阶段，仍有很大的地下资源没有被利用，随着越来越多的地下空间工程的运用，地下工程结构的施工技术以及监测检测等方面也受到越来越多学者的关注【2]。地下空间工程对我们的生存和发展有重要的影响，通过利用地下空间，能够解决土体稀缺，交通拥挤等现象，充分利用地下空间已经逐渐成为国际节能的新趋势，在这种趋势下，研究地下工程结构附近土体的变动(如地震、沉桩等)【3J对地下工程结构造成的影响已经成为目前亟需解决的问题之一。 武汉理工大学硕士学位论文因为地震等自然灾害属于偶然情况且其对土体的影响不可预知，因此对地下工程结构的研究主要集中在附近基坑施工或者沉桩等人为因素对其造成的影响。由于地下工程结构受力主要来自于附近土体，因此在地下工程结构附近有基坑施工或者沉桩等因素，容易对地下工程结构产生较大的荷载，使结构产生变形或较大的应力，相对于地面结构来说，地下工程结构由于其所处环境特殊，当结构出现裂缝，挠度过大等问题，会造成结构漏水，甚至可能出现破坏，坍塌等不可使用的情况。如果地下工程结构附近有基坑开挖等情况，地下工程结构受到的土体应力从静止土压力逐渐减小，还有可能出现土与结构分离的情况，造成结构上所受土压力减小，但此时较危险的地方主要在基坑边坡附近，基坑边坡容易出现土体滑移或者倾斜的现象【4J，因此对地下工程结构来说，基坑开挖对其造成的影响没有桩基施工过程中对其造成的影响大pJ。桩基础是一种古老的基础形式，由于桩基础具有承载力高、稳定性好、抗震性能优异、沉降小且较为均匀的特点，在高层建筑、地震区、软土低级以及公共建筑中活荷载较大等地方均有应用【6】。国内外目前桩基础主要为高强钢筋混凝土桩，根据其施工方法可分为灌注桩和预制桩，灌注桩需要先对施工场地进行钻孔，而后放入钢筋并浇灌混凝土；预制桩则是将预制的桩用振动法、锤击法或者静力压桩法沉入地下【7】。由于预制桩采用的静力压桩法优点是无噪声无污染，因此大部分城市基础建设均采用静力压桩法施工峭J。虽然采用静力压桩法施工对周边环境影响较小，但这种方法仍要配备大配重的静压桩机施工，静压桩机的吨位可高达300吨．800吨，这样一来在施工中虽然没有突变力，静压桩机自重对岩土层产生的压力较大，在沉桩过程中管住压入的位置由于土体并未被排出，桩基础在沉入时仍会将土体“挤”开，从而对地下工程结构有挤土效应影响pJ。地下工程结构受到的主要作用力来源于土体围岩，土体有别于其他材料的最明显的特征就在于土体的性质各异，各个地区的土体均有其不同的特点，甚至在同一个地方，不同土层的性质也不尽相同。正是由于土体性质各异，在沉桩过程中，挤土效应对地下工程结构造成的影响也不尽相同，因此如何将挤土效应对地下工程结构的影响减小，及其在沉桩过程中的力学特性，比如裂缝、应力、挠度等方面控制在地下工程结构能够正常使用的范围，一直都是困扰工程界的一个难题【J⋯。 武汉理工大学硕士学位论文1．2国内外研究现状地下结构和地面结构一样都是一种结构体系，但是两者有着明显的差异，地面结构体系一般由结构和地基组成，而地下结构体系则由地层和约束结构组成，其中，约束结构仅用来约束地层，不至于产生过大的变形而破坏、坍塌，因此，地下结构主要承受的荷载来自结构体系的本身——地层，而由于地质环境的复杂性，其受力较为复杂，而土体本身的物理特性，化学特性以及力学特性也不尽相刚¨J，因此应用当前现有的力学模型还不能完全反应出其真实性态，也就是说当前的理论分析结果还达不到十分准确的水平。钢筋混凝土的破坏首先是受拉区出现裂缝，进而受拉区钢筋屈服，最后受压区混凝土被压碎，此时认为钢筋混凝土结构已破坏。目前我国规范对钢筋混凝土结构使用的极限状态是将钢筋屈服强度设计值作为极限值，即达到钢筋屈服强度值时，混凝土结构受压区即将破坏，认为此时钢筋混凝土结构不能继续使用，否则将破坏¨2l。相对于地面结构，地下工程结构因其特殊的环境，要求其不能出现裂缝，否则会导致地下工程结构漏水从而不能正常使用，因此目前的规范认为混凝土不能正常使用时，也就是在受压区混凝土即将被压碎破坏时，此时受拉区的混凝土早已出现裂缝，对于地下工程结构来说，出现裂缝就意味这不能正常使用，因而靠规范的允许值控制已经达不到地下工程结构能够继续使用的要求。桩基施工过程中，管桩会对四周土体结构造成扰动，一般表现为表层土体的隆起以及深层土体的横向挤压作用，其原因主要是管桩压入土体中，管桩土体占用了之前土体的空间，使得桩周土体向四周排开【l引，目前国内外对于挤土效应的研究，主要有以下几种理论：(1)圆孔扩张法，BishopR．E．，HillR．，MohN．E(1945)【14J提出了圆柱孔扩张的理论方法，但最初该方法被用于金属成型方面的研究，之后圆孔扩张法才被运用到模拟沉桩过程中。圆孔扩张法采用平面轴对称模型，假设土体是理想的弹塑性土体，将桩的沉入过程看作圆柱形孔的不排水过程，认为在无限土体中，具有初始半径与桩径相同的柱形或者球形孔，将沉桩力以及管桩自重当作该柱形或者球形孔的内应力，在逐渐沉入的过程中，内应力不断增大，将土体扩张，形成弹性区域和塑性区域。这种方法将平面应变问题简化为一维问题，形式简单，易于求解，因此在目前得到广泛的应用，但由于圆孔扩张法中假设沉桩过程是轴对称或者是球对称的，且将沉桩的实际三维轴对称问题转换为一 武汉理工大学硕士学位论文维的圆孔扩张进行计算，且忽略孔壁竖向摩擦力对桩周土体造成的应力和位移，因此圆孔扩张理论提出的土体假设与实际情况不相符，不能很好的对沉桩过程进行模拟；(2)应力路径法，1980年前后，麻省理工学院Baligh(1985)【l5J等学者总结出一种主要应用于分析深基础问题的方法，应力路径法，这个方法主要基于如下假设，在沉桩过程中土体不排水，并且不考虑土的本构关系，将管桩视为一个刚形体稳定的压入土体中，这种方法比较准确的确定了土地的位移场，利用一个点源和一个均匀的竖直方向流场相结合，将沉桩过程模拟成一个光滑圆头桩的沉入。然而，应变路径法同样有其缺陷，即该方法忽略了基础的表面效应，也忽略了土单元在沉入过程中存在的旋转，因此应变路径法只适用于桩端附近的应变场，对于较远端的桩端应变场得出的结果较为不合理；(3)有限单元法，CarterJPetal(1979)[16J首先提出用有限元对沉桩进行小变形有限元模拟分析，仍假设土体为理想弹塑性模型，用此方法可以求解排水或不排水沉桩过程及沉桩后任意时刻的桩周土压力及孔压，而后经过发展，采用了大应变有限元进行分析，考虑大变形比小变形更为全面。有限元分析的优点在于模拟过程较为准确，将桩的压入模拟为桩端土体逐渐开裂的过程，最后结构与试验数据相比更为接近，但也存在理论推导及编程复杂，计算精度控制依赖于参数的选定，其精度要求也较高，因此不适合在工程中应用。这三种方法是目前国内外对挤土效应研究的主要方法，均有着各自的优缺点，但对于实际工程中的挤土效应问题大多采用圆孔扩张理论进行分析，但就目前来说，仍没有一套比较完善的理论对沉桩过程进行模拟分析。1．3研究方法和目的本文在分析总结前人的研究成果以及对实际桩基施工附近的地下人防工程进行监测的基础上，将已有地下工程简化为可计算的力学模型，并认为在桩基施工时，地下工程结构主要受到土体白重引起的压力、桩机自重对地下工程结构引起的荷载以及沉桩过程中的挤土效应引起的压力，将会对地下工程的墙板结构产生水平推力，而沉桩过程中岩土层的摩擦作用会使土壤起拱，对地下工程的底板也会产生竖直压力。通过对地下工程结构进行力学模型的抽象，将地下工程结构的挡土墙体看为多跨连续且四边固支板结构，并对其进行受力分析，根据地下工程结构的特 武汉理工大学硕士学位论文殊要求，为保证其能正常使用，从而采用钢筋混凝土结构的抗裂度作为控制度，即在沉桩过程中，保证地下工程结构不会开裂，应以混凝土的轴心抗拉强度设计值为控制度，计算出在受拉区钢筋混凝土即将出现裂缝时的最大的应力和挠度值，并以此为极限值，监测沉桩过程中，地下工程结构的应力和挠度是否达到此极限值，以免地下工程结构不能正常使用的情况出现。通过对力学模型的理论计算，与实际工程的观测数值进行对比，证明其力学模型、受力分析的正确性以及以抗裂度为地下工程结构控制量的可行性。最后通过使用ANSYS有限元软件对沉桩过程中地下工程结构的进行模拟分析，观测其与理论计算和实际监测中的应力或者位移趋势是否吻合。 武汉理工大学硕士学位论文第2章地下工程的计算模型与受力分析2．1横截面计算模型地下工程在承受荷载过程中的力学行为时地下结构设计和研究的基础，而地下工程的力学模型要充分考虑到地下结构的受力特点，总的来说，地下结构的受力特点主要有以下几点：(1)正常使用时承受的荷载(如设备重量，隧道中行驶车辆的重量等)；(2)周围岩土体和地下水作用，这往往是地下结构的主要荷载；(3)由于地层的成拱效应，结构的竖向压力主要为上覆地层的自重压力；(4)周边环境施工过程中的荷载。如图2．1，图2．2所示，为两种常见的地下结构横截面受力情况及变形特点[17】。图2．1矩形地下结构受力特点及变形曲线图2．2马蹄形地下结构受力特点及变形曲线其中地下结构上部竖向荷载主要为上覆地层的自重压力，侧向水平荷载主要为周围岩体压力，表现为主动围岩压力和被动围岩反力，主动围岩压力是在围岩向着地下结构的变形和松动时因受到结构的约束而作用在结构上的力，被动围岩反力是结构向着围岩变形时受到的约束力。从图上可以看出，两种常见的地下结构(矩形和马蹄形地下结构)在受到围岩压力或周边施工产生的挤土力的水平向荷载以及成拱效应时上覆地层白重的竖直压力等作用下，产生的变形曲线相似，均为顶部结构向下弯曲，侧面结目目3邑 武汉理工大学硕士学位论文构上方向外弯曲变形，下方向内弯曲变形的特点。地下结构的横截面形状多种多样，而由于矩形横截面具有代表性，因此，均可以近似的将地下结构的计算模型等同于一个矩形截面。2．2侧向计算模型如果将常见的横截面等同于矩形截面进行计算，则计算模型是一个轴对称面。而一般来说，桩基在沉桩过程中，往往只对地下工程结构(地下通道)的其中一面墙板结构影响较大，另一边影响较小，因此，主要计算面可集中于对称横截面的其中一半来进行计算，地下工程结构的墙体一般由钢筋混凝土墙、梁和柱构成，若将其中单片墙体看为四边支承在梁、柱或者底板上的钢筋混凝土预制板，则由多个墙片构成的墙面可看作一个多跨连续四边固支板结构，其中柱结构视为连续板的支承点，从而使计算简便【1引。如图2．3，图2．4所示。柱地下工程结构地面图2-3墙体受力示意图图2．4墙体简化模型示意图沉桩过程中，地下工程结构的墙体(连续板)所受到的力主要由静止土压力，静压桩机自重以及沉桩过程中的挤土压力组成。2．3土压力地下工程结构部分或者全部处于地面以下，其受力状况较为复杂，但由于沉桩过程中，挤土压力及静压桩机自重造成的水平推力较大，可近似的认为地下结构在沉桩过程中仅受到垂直于墙体结构方向的挤土压力、静止土压力以及 武汉理工大学硕士学位论文静压桩机自重产生的荷载。因此，挡土墙受到的压力大小并不是一个常数，而是随着深度，地下工程结构的墙体变形以及沉桩过程变化的，可以按照土体处于侧限条件下的弹性平衡状态进行计算。在进行静力压桩前，需要对建筑物基线以外4～6m以内的整个区域及桩机行驶路线范围内的场地进行平整、夯实，地面坡度不得大于1％，以利于静压桩机在施工过程中的工作面保持平整。地下工程结构处于地面以下，其结构上必然有土自重产生的压力作用，对于已建好或者正在使用的地下工程结构来说，结构并无向土体靠拢，或者远离的趋势，且认为结构没有变形，因此作用在地下工程结构上的土压力应采用静止土压力的计算方法来进行计算。如图2-5，在半无线土体中取一个竖直切面，在这个竖直切面上深度为Z处取一个土单元体，在静止土压力状态下，作用在该土体单元垂直方向的主应力就是土体的自重应力，则有【19J：0"l2yzV盯，2西盯t2五弦设K=上1-v贝0盯3=K盯l=Koyz其中：砀——静止土压力系数；1一土的泊松比；广土的重度；r单元体深度。土壤表面图2-5土单元体初始应力状态(2．1)(2．2)(2．3)(2．4)静止土压力系数也可通过经验公式或查表得出，对于砂土、正常固结土来说妊=1一sin々o’；对于粘性土有K=0．95-sin々o’。式中缈。为土体有效内摩擦角。 武汉理工大学硕士学位论文可通过土体实验得出。根据规范给出的参考值‘201，有下表2．1。静止土压力仅仅是由土的自重所产生，其强度随深度线性增加㈨。表2．1不同土体静止土压力系数取值土名岛砾石(卵石)粉土粉质粘土粘土砂土0．200．350．45O．55O．252．4静压桩机自重的影响由于沉桩过程中有静压桩机的存在，通常静压桩机自重吨位可高达300．800吨，因此不能忽视静压桩机在沉桩过程中对地下工程结构的影响。而静压桩机位于土体表面，施工场地的土体较为平整，认为静压桩机处于水平面上工作，故可将静压桩机的荷载作用看作一个均布荷载。当土体表面有均布荷载g作用时，均布荷载g在土中产生的上覆压力将沿地下工程结构的墙体竖直方向呈矩形分布，其分布强度仍然为g，如图2-6(a)所示。p—白p—■q(桩机自重)口(桩机自童)(a)(b)图2-6桩机白重对挡土墙影响示意图9 武汉理工大学硕士学位论文图(a)中仅为附加应力的扩散角，口=45。+罢，其中伊为土体内摩擦角；z为地面至土中附加应力计算点的深度；g为静压桩机均布荷载；m为静压桩机距离地下工程结构墙体边缘的最小距离；n为静压桩机荷载宽度。』生≤z≤竺坐(2．5)——R。，如图2．10所示，对管桩进行受力分析可得出，桩身与土之间作用的oh即为桩身表面处的应力，这部分应力由两部分组成，土体内的初始应力go和由桩端扩张引起的应力O"L。其中cr0=Ko?z，而桩端扩张引起的应力观可由下式得出[27]：旷·a23pI匮2-3警一3警可4vt-纠掣一掣)](2．12)其中口——管桩横截面半径；广桩端扩张压力；￡——桩入土深度；R1=4a2+(z一三)2，R2=4a2+(z+三)2。若设静压桩机的压桩力为Q1，管桩自重为Q2，假定压力P在桩端扩张圆球边界上均匀分布，则有下式：Q1+Q2=4zca2PL+F(2—13)其中仇为球心位置位于三处桩端球体扩张力，认为其在扩张球体内均匀分布，F为桩身沉桩过程中的摩擦力，由于圆孔扩张理论是基于桩端在“刺入”土体时使得土体扩张圆孔，其桩身摩擦力有下式：F2上倒2JofzcDdz(2-14) 武汉理工大学硕士学位论文0图2．10静压桩挤土过程示意图式中厂为单位面积上的摩擦力，彳为桩侧入土表面积，桩身受到的摩擦力与桩体入土深度和桩体半径有关，对于单位面积上的摩擦力，利用摩擦力的公式，可知单位面积上的摩擦力厂与桩土之间的应力(桩身表面的应力)以及桩土间摩擦角有关，由于在圆孔扩张的区域，其土体有排开的过程，也可以看作桩体对土体有～个扰动的区域，摩擦力值应做一定的修正，即f=掣·吒=a17^·tanqD’(2—15)6c——修正系数；∥——桩土间的摩擦系数；妒’——桩土间的滑动摩擦角，有∥=tan9’。其中修正系数根据不同土体受到的扰动程度不同采用相应的值，根据文献中对桩侧摩擦力的修正公式，可得出口取值范围在0．1～0．3之间【281，灵敏度较高的土体受到扰动后土体强度变化较大，可取小值。取参数计算进行分析：土体泊松比为O．3，土体重度为17kN／m3．桩土间滑动摩擦角矽’=200，压桩力与桩自重之和为300kN，桩体直径为500ram，修正系数取0．3，静止土压力系数取0．25(砂土)，桩入土深度为10m，其摩擦力和桩端扩张压力数值如图2．11。从图中分析，在桩未入土部分，即深度为0m时，桩土尚未接触，压桩力与桩自重合力300kN全部作为桩端的扩张压力作用在土中，随着深度加深，土压力ao逐渐增大，由其引起的摩擦力也逐步增大，而桩端扩张引起的摩擦力较小，摩擦力总体增大，使得桩扩张的压力逐渐减小。在达到一定深度时，摩擦力将与压桩力与管桩自重平衡，此时除非增大压桩力，否则管桩将不能继续压入。由于桩端扩张引起的摩擦力在桩身部分变化不大，对桩端扩张压力阢影响较小， 武汉理工大学硕士学位论文因此在桩身部分，其计算式可近似为：300250缀缀霪c麓瓣㈣§瀚g獭淤麟删嚣粼鬻鬃㈧瓣薹蒌霎黪鐾z200纛囊嚣鹱粼。黧湖一鞘藤斧㈤麓鬻缀缓麓嚣麓鬻奋m§《《鬻黪i囊辫瓣蠹蠹}i黝+桩端扩张引起的摩擦力隧麓鬣瓣麓鬣蕊l|垂甏囊勰囊￡§鬃100嚣鬃鬟鬣鬃鬻鬻麓蘩l50獬％黼麟聪辣蠢e鳓III谨瓣群霪荔粼瓣黪缫㈥l㈥獬麟㈧搿骥巍瓣爨燃§瓣誊澎茹罐塑笺謦U一一一一——O0．71．52．233．74．55．266．77．58．29深度／m图2．11压桩时土体上的压力分布p￡=—Q1+—Q：、-2a7zaK—oyL2"]u(2—16)计算得出m值后即可求出桩端扩张的应力。若利用平衡微分方程求解圆孔扩张理论的弹性区域，则认为在进行静压桩施工之前，土体初始孔径为0，经过扩张后，最终孔径为凰，在弹性区域内，均满足平面基本方程，在极坐标下，对应的平衡微分方程如下：一do"r+![鱼：0(2．17)咖r几何方程如下：如。sr2苫s。：生(2．18)S日=2LZ。16，“r其中，尺。——圆孔的扩张半径；仉一径向挤土应力；啊一切向挤土应力；r计算点到桩轴线的距离；岛——径向应变；￡厂切向应变；“，一径向位移。在弹性区域内土壤符合广义胡克定律，有：14 武汉理工大学硕士学位论文轳半卜铷)旷半卜半盯，]协∽其中，卜弹性区土体的杨氏模量；∥——弹性区土体的泊松比。边界条件为：当r=a时仃，=％当，|一oo时盯，=盯。将边界条件及应变￡r，￡日代A平衡方程式中，可得出弹性土体区域内任意一点的应力值如下[29]：旷(小盯。=一(詈]3·p=一盯，(2-20)2．5．2圆孔扩张理论的塑性区域在圆孔扩张理论的塑性区域，且口R<，．<彤范围内，1阪定在饱和软土中进仃沉桩，且沉桩过程中饱和软土为不可压缩(v=0．5)，土体服从Mohr-Coulomb屈服条件，其中屈服条件可表示为【30】：仃，～盯日=(盯，+盯日)sin9+2ccos妒(2—21)在边界条件为，=R。时，盯，=P的情况下，同样可导出塑性区域内径向竖向的应力表达式：旷¨抛飞㈣旷旷拉飞纠沼22，且可以推1ti塑性区域半径与扩张孔半径比为：生：E．(2-23，V咒一2"(1+ilk,,7其中C。为土的不排水剪切强度，根据软粘土室内试验的结果，一般淤泥质粘十的刚度比为[31]： 武汉理工大学硕士学位论文旦≈150～380巳因此塑性区域扩张孔半径比值生≈7～11咒也就是说塑性区半径约为桩半径的7～11倍，若取桩径为500mm，桩半径250mm的桩进行计算，其塑性区半径仅为1．75～2．75m，在实际施工过程中，一般需留有静压桩机的施工作业面，为减小影响，静压桩机不能位于地下工程结构的上方，因此管桩和地下工程结构的距离一般不会低于3~4m【321，而且塑性区土体变化复杂，地下工程结构若处于塑性区，容易造成破坏，因而在对沉桩过程对地下工程结构的影响进行计算时，可认为地下工程结构处于挤土效应的弹性区域内。2．6小结本章主要目的在于将地下工程结构简化为力学模型，以方便计算，对于地下工程结构来说，其截面主要有两种比较常见形式，一种为矩形截面，一种为马蹄形截面，而对于常见的两种地下工程结构，它们受到荷载产生的变形曲线均较为相似，均有顶部结构向下弯曲，而侧面结构上方向外弯曲，下方向内弯曲的特点，因此通常将地下工程结构的横截面视为常见的矩形截面。在沉桩过程中，主要是地下工程结构的侧面结构受到影响，其中地下工程结构的侧面结构主要为约束结构，也就是地下工程结构的墙体部分，通常墙体由钢筋混凝土浇筑而成，支承在梁、柱以及底板上，因而可将地下工程结构的单片墙体看为四边固支混凝土预制板，因此多片墙体就可以看为多跨连续四边固支钢筋混凝土板结构，认为其是一种受弯构件。而在沉桩过程中，考虑静压桩机对地下工程结构墙体不一定有影响，则有以下结论：地下工程结构墙体上无静压桩机荷载分布影响时：盯o27zKo墙体上有静压桩机荷载分布影响时：盯：=(弘+g蛾或仃涪)"zKo+面百晒q丽。 武汉理工大学硕士学位论文其中，静止土压力系数K。=÷，也可查表或用经验公式得出。由于根据岩土力学以及规范中的方法得出静压桩机自重对地下工程结构墙体的影响范围以及大小略有不同，因此需要对两种方法分别进行验证。沉桩过程中，桩身表面的应力由静止土压力和桩端扩张力组成，桩身表面应力引起沉桩过程中的摩擦力，由于桩端扩张压力引起的摩擦力较小，则桩端扩张压力可由下式得出：。Q1+Q2—2axaKo∥。∥，7，==一。‘4zca2桩端扩张力引起的应力为：旷啪-3警一3警可4vI-纠掣一半]]考虑弹性区域的土体平衡方程亦可求出沉桩过程中任意一点的应力：旷(小旷料．p可以看出，两式均有较为相同的形式，均与管桩横截面半径的三次方成正比，不同的地方在于利用弹性区域内的土体平衡方程得出的极坐标计算式较为简便，且考虑在不同位置沉桩时挤土效应的影响，即考虑沉桩过程中，同一根桩的挤土效应引起的应力大小与计算点，也就是地下工程结构到桩轴线的距离成反比。而采用另一种公式计算则更多的考虑同一根管桩在沉桩到不同位置时的挤土效应，也就是同一根桩在沉桩到不同深度时引起的应力大小均有不同。因此，同样需要对两种方法分别进行验证。在实际工程计算过程中，常常出现不同土层分布的情况，因此若有土层分布，则应按土层的不同参数分层进行计算‘331。由于塑性区域主要集中在管桩周围，综合考虑实际工程问题，一般沉桩位置不可能紧贴在地下工程结构旁，因此对于沉桩过程中挤土效应引起的压力只应考虑土体的弹性区。 武汉理工大学硕士学位论文3．1工程概况第3章工程实例某地区拟建图书馆，图书馆东西南--倾,U均为道路，北侧紧邻中心广场，其下为地下人防工程，平时作为地下停车场使用。地下人防工程为整体现浇钢筋混凝土结构，其南侧外墙自东向西总长125m，柱距6．6m一8．8m，与新建图书馆建筑@轴平行，距离为6．2m，图书馆@轴最外边桩中心距离人防工程外墙5．74m，如图3．1所示。人防地下工程外墙边goN∞m——．r、————△——f)_△—一)n—e‘一一——0——e—一e-，、，、．，、图3-1人防工程外墙边与桩轴位置示意图①图书馆桩基础采用预应力管桩，型号为PHC500ABl00，沉桩方法为静力压桩法。图书馆桩基施工场地自然地面标高与北侧广场地面标高基本相同。静压桩机在图书馆@轴进行沉桩时，施工作业面最小距离为4．5m，压桩机边至人防外墙边的距离为1．24m，如图3．2所示。桩机型号为ZYJ680液压静力压桩机，由于静压桩机的自重较大(整机重量682吨)及沉桩施工时的挤土效应，特别是临近地下人防工程结构南侧墙体的进行沉桩施工时，桩轴线距离地下人防工程距离最近，因此在@轴沉桩时对地下人防工程结构产生的影响最大，可能使结构构件产生过大的变形、拉应力或裂缝。地下人防工程为C30钢筋混凝土结构，人防工程结构总高约为4．75m，通道宽为8．4m，项板厚度为250mm，底板厚度为450mm，南侧墙体厚度为300mm，上覆土层厚度为0．5m，根据地下人防工程的高度，重点对拟建图书馆场地的埋深0．．qom的土质情况进行勘测如表3．1。 武汉理工大学硕士学位论文r—旦盟—_11肾』坩2如图3．2人防工程与桩机施工时位置示意图表3-1工程地质分层表3．2监测原理与目的钢筋混凝土受弯构件破坏主要是受拉区混凝土出现裂缝，进而钢筋发生屈服，最后发展到受压区混凝土边缘达到极限压应变，混凝土被压碎，此时即为钢筋混凝土结构极限承载力。对于地下工程结构，受力较为复杂，而且属于正在使用中建筑结构，若仍采用一般的监测方法，也就是跨度lo受弯构件的允许出现的挠度限制为to／200(to<7m)和lo／250(7m≤lo≤9m)(《混凝土结构设计规范(GB50010-2010)))19 武汉理工大学硕士学位论文3．4．3)【34|，地下人防工程最短一跨的跨度为6．6m，规范允许挠度约为33mm，则人防地下工程墙板结构挠度达到规范允许值时，混凝土受拉区早已出现裂缝，由于结构处于地表以下，出现开裂等情况将会导致墙体及地板漏水，使之不能正常使用，因此对地下工程结构来说，一般监测方法已经不再适用。在对地下工程结构受力分析的基础上，提出以地下工程结构的抗裂度为控制量，也就是利用混凝土的轴心抗拉强度设计值作为极限强度进行计算，而不是应用钢筋的屈服强度强度作为极限强度计算。主要监测的方法是在沉桩过程中，地下工程结构表面应力是否达到钢筋混凝土抗拉强度的设计值，或者挠度是否达到混凝土即将出现裂缝时的挠度。此时地下工程结构的混凝土受拉区处于将要或刚出现裂缝，这样可以避免地下工程结构因桩基施工造成地下人防工程不能正常使用。3．3监测项目对桩基静压施工时邻近的地下人防工程结构，需要在人防工程的南侧外墙及地板处进行变形、应力以及裂缝的监测。根据混凝土的抗拉强度设计值计算出测点的应力应变，以此作为应力和变形的监测预警值。对于钢筋混凝土预制板来说，一般挠度以及应力最大值位于板中央，即1／2跨长，以及1／2高度的位置处，因此地下工程结构的墙板应力及挠度主要观测点应布置在板中央，而地下工程的底板靠近沉桩位置的地方也应布置位移观测点，底板中央布置应力以及裂缝观测点，以防底板出现裂缝(各监测点位置见附录A)。3．3．1人防工程底板竖向位移观测人防工程底板靠近沉桩场地处土体会有较大的隆起量，对于底板有较大的应力，此处主要对竖向位移情况进行监测，对底板做计算简化，仍将底板看成多跨连续四边固支板，将柱作为支承点，其受力及变形特点如图3．3所示[35】。可以看出，底板在受到挤土效应产生的垂直方向的土压力，其变形挠曲线主要规律为，两柱间跨中的变形最大，会向上“抬起”[36】。 武汉理工大学硕士学位论文图3-3底板受力变形图因此，在布置测点时，应在1／2柱距处，为便于测量，在距离人防工程外墙向内0．5m布置观测点，用冲击钻在地面上钻孔，并锤入测量钉【37]，根据实际墙宽，测点布置距为6．6m～8．4m，测点位置如图3．4所示。66m8‘m拟建图书馆场地图3．4底板竖向位移测点示意图(单位：m)总共布置12个测点，并于人防工程外沉桩影响以外的稳定区域布置基准点，认为基准点不受施工影响，其高程值不变。测点布置完毕后采取保护措施，避免在施工过程中遭到破坏。沉桩前，利用水准仪和铟钢尺通过基点水准测出12个沉降观测点的初始高程凰，在沉桩过程中测出高程为％，则高程差AH=Ha一风为观测点的竖向位移‘381，也就是地下工程底板位于该点的挠度值。3．3．2人防工程南侧外墙水平位移观测人防工程南侧外墙受到桩机自重，静止土压力和挤土效应的影响，在墙体受到的荷载中，桩机自重为均布荷载，静止土压力为梯形荷载，而挤土效应引起的荷载在沿墙体的垂直方向上不变，水平方向上有递增或者递减的变化，如图3．5，其荷载有如下特点，距离桩轴线越近，即，．值越小，其荷载值越大。因此对于地下工程墙板结构，其最大应变应视沉桩位置而定，为便于监测，均将人防工程南侧外墙水平位移观测点布置于墙体1／2柱距，1／2高度处，而在部分外墙墙板(分别是⑧～⑨轴与⑨～⑩轴之间的墙板)位于1／2柱距，高度为1．0m处各增加布置一个水平位移观测点，其作用一在于佐证同一位置不同高度的位移是否遵循理论分析的应力变化规律，其二可能出现荷载作用点位于地下F而㈣毹面一 武汉理工大学硕士学位论文工程结构墙板的下方也就是高度为O～h／2的地方，为防止荷载作用点附近挠度过大，先于中心点开裂，造成中心点处的位移监测滞后的情况出现。瓯图3．5挤土效应引起的土压力分布图在布置测点时，用冲击钻在人防工程南侧外墙与相对位置的北墙上钻孔，并锤入膨胀钩，用于悬挂收敛训391，测点位置如图3-6，图3．7。如水平位移测点图3-6人防工程外墙水平位移测点位置局部剖面示意图(单位：m)l6．6＼二／6．6，一，／堑王人防工程地下室外墙外墙水平位移测点／{f＼一rjr—d，／∑N弋db■翼N图3—7人防工程外墙水平位移测点位置局部立面示意图(单位：m) 武汉理工大学硕士学位论文共布置12个中心观测点和2个墙体下部观测点，总共14个观测点。在沉桩前，先用收敛计读取两墙问初始距离So，沉桩时监测值为＆，假设沉桩过程中北侧墙体无位移，则二者距离差彳s=‰一S。为该点水平位移，也就是南侧墙体在该点处的挠度。3．3．3人防工程南侧外墙及地板应力观测为便于对不同工况进行监测，同样对于人防工程南侧外墙中心处作为应力应变最大点来监测，因此应力应变测点布置在人防工程地下室外墙1／2高度及1／2柱距交点的内侧墙面t-t柏1，测点布置间距为6．6m～8．4m，测点布置如图3．8。沿南侧外墙轴线方向，共布置12个垂直方向应力应变测点；在⑥～@轴之间的墙面上增加7个水平方向应力测剧411，如图3-9。l』壁兰墨堡篓人防工程外墙。‘。。。。。。。。。。__。。^____●_。_"。_。_‘——表面钢弦式应变传感器图3．8人防工程南侧外墙应变传感器安装位置示意图(单位：m)图3-9人防工程外墙⑥～@轴之间应变传感器安装位置示意图(单位：m) 武汉理工大学硕士学位论文在⑧～⑨轴、⑨～@轴之间的地面上布置4个应力测点(2个东西方向测点与2个南北方向测点)[421，如图3．10，共计21个应力测点。_L／于-L-L■|一m—m■一■一P一’’人防工程地下室地面}l应变传感器安装点l应变传感器安装自I、r——一，—Icp1_lR6l6．6l图3．10人防工程地下室地面④～0轴之间应变传感器安装位置示意图(单位：m)应力测试元件采用振弦式应力传感器【43】，在沉桩前先在墙面中心点附近，需要安装传感器的位置去除大约IOOX30mm范围内的抹灰层，露出钢筋混凝土表面，并用冲击钻打孔，安装应力传感器【州，将应力传感器调整为初值不为0的状态，并记录初值为Oo，沉桩过程中记录数值为％，其差值Ao"=盯。一盯。为该点在沉桩过程中的应力值【45H461。3．3．4人防工程南侧外墙及底板表面裂缝观测人防工程南侧外墙表面裂缝主要靠外观观测，沉桩前若发现墙体有裂缝，应去除表面抹灰层，观测其裂缝是否为结构裂缝，如果在去除抹灰层后，钢筋混凝土表面无裂缝，则裂缝不属于结构裂缝，应是抹灰层的裂缝，如果确定有结构裂缝，应用电子裂缝宽度观测仪记录其裂缝宽度值而，沉桩过程中对裂缝宽度值比进行监测，则其差值zld=d。一民为裂缝变化值。当该值即将达到预警值时预警，停止施工。底板裂缝主要利用人防工程地面由梁格划分的底板已有缝隙(膨胀伸缩缝)上，测点埋设时，用冲击钻在人防工程地下室的地面上钻孔，然后锤入测量钉。裂缝测点选在人防工程⑥～@轴之间底板已有伸缩缝两侧，其宽度测量采用游标卡尺进行观测。沉桩前先用游标卡尺紧卡住两侧测量钉十字丝中央，读出初值24 武汉理工大学硕士学位论文而’，沉桩时监测值为do’，其差值彳d’=以一d：即为裂缝变化值【471，共布置7个裂缝观测点，如图3．11所示。图3．11人防工程地下室地面裂缝观测点位置示意图(单位：m)3．4现场控制量地下人防工程为C30钢筋混凝土结构，由于钢筋的抗压强度大于混凝土的抗拉强度，当受拉区混凝土出现裂缝时，受拉区钢筋仍未到其屈服强度，因此抗裂度应以混凝土的轴心抗拉强度设计值Z来计算，根据规范C30混凝土的轴心抗拉强度设计值为1．43N／mm2，弹性模量历为3．0x104N／mm2。3．4．1挠度控制对板的挠度极限值进行计算时，取该板在该点水平向和垂直向宽度b为1的板带，将其看为两端固支的受弯构件，如图3．12，根据手册【4引对其进行挠度计算，得出板带1在该点处的挠度为口，1，板带2在该点处的挠度口72，则计算点挠度为：盘，=以，l+口，2(3·1)其中挠度以荷载同向为正，即地下工程结构南侧墙板外侧受到压力时，南侧墙板向北面弯曲，挠度为正值，墙板向着南面弯曲时挠度为负值时。应力则以拉应力为正，压应力为负。文中挠度与应力的方向均以此判断正负。 武汉理工大学硕士学位论文囊1——么一l霪＼‘昔1＼塑坠!／么杉∥么杉∥么杉∥么么杉形么衫形夕衫么杉∥么衫么杉∥么杉么≯∥形∥殄图3．12混凝土双向板挠度计算示意图因为观测点位于混凝土墙板中心处，因此可在l／2柱高处，取一条宽度b为单位长度1的板带，而在1／2柱间距处同样取一条宽度b为1的板带，根据受弯构件的受力情况，其截面及应变分布如图3．13。hO=iQl＆j图3．13截面及其应变分布假设此时处于受拉区混凝土的表面将要出现裂缝，阴影部分为钢筋混凝土结构受压区，易为此时的受压区高度，则此时的弯矩称为开裂弯矩极限值％，受压混凝土边缘应变值sm，在混凝土受拉区，混凝土即将开裂时的受拉变形模量有：E：0．5．E，则有‘49】：铲每=矗=普协2，在混凝土受拉区边缘有：口m=∥(3—3)开裂弯矩极限值为：M，砜∥听墨：华(3-4)根据结构的受力情况及约束情况，查《建筑结构静力计算手册》，得出墙体在受到荷载时产生最大的弯矩，其值不能超过尬，，在最大弯矩为必，的地方， 武汉理工大学硕士学位论文将有极限挠度值afmax，当挠度值超过afmax以后，墙体受拉区边缘混凝土将出现裂缝，容易造成人防工程结构因出现裂缝而漏水，造成结构不能正常使用。由于单片墙简化为四边固支的混凝土板，而人防地下工程中单片墙体跨度，为6．6m～8．4m，墙体高度h为4．5m，则有：三≤坠：1．87<2h4．5可以按双向板进行计算。对于四边固支的双向板，其水平向或者垂直向均可简化为两端固定，长为，的受弯构件，假如受弯构件受到满布的均匀荷载q(满布的荷载对挠度或者应力的影响最大)，则跨中处有最大挠度口励烈，如图3—13，弯矩图如图3．14，弯矩画在受拉一侧【5⋯。口R。L————j———一R。图3．13构件受力变形图R彳、上【l』／图3．14构件弯矩图根据结构静力计算手册，有：心=％=q12，M一=M占一警其中最大弯矩值位于跨中有：‰=告鲋，最大挠度也位于跨中有：‰=面q14=笛≤笛其中，为矩形截面惯性矩，，=百bh3，将％以及，的表达式代入式(3·4)则有：bhvt+2J，一t‰。≤纛．122面f,12根据上式分析，其挠度极限值与跨度成正比，为控制最小跨度的墙体不产牛裂缝．应该桉镱跨来取信，即应取两柱间距最小跨来计算，其柱间距最小值 武汉理工大学硕士学位论文为6．6m，且矩形截面高度为墙体厚度，为300mm，墙体高度为4．5m。将其代入上式，则有沿墙体宽度方向的板带挠度：‰⋯，≤』型粤生蛑堕：0．86515mm”，1雌一8×3．0x104N／mm2×300mm。沿墙体高度方向上的板带挠度：％⋯≤』坐驾堕坐掣：0．40219mm”／2懈一8×3．0×104N／mm2×300mm。挠度最大值为af]础+口f2蚴≤0．86515+0．40219mm=1．27mm可近似认为，墙体的挠度控制量为1．20mm。同样，对人防工程底板也可由柱划分为不同板片，同样也取出两个方向上单位宽度的板带，人防地下工程通道宽度为8．4m，长度仍沿柱间距方向，因此仍取柱间距最小跨6．6m为计算跨度，底板厚度为450mm，则有沿柱间柱方向上板带的挠度：‰⋯。≤』坐粤堕坚掣：o．57677mm”·71麟一8×3．0x104N／mm2×450mm⋯⋯⋯⋯由于观测点位于人防工程南侧外墙向内O．5m处，沿地下人防工程通道的宽度方向来说，观测点并非位于跨中，其挠度也不是最大值，则位于x处的挠度值有下式：驴荔(·一班等(·一铲等1-铲等㈦2则沿底板宽度方向上的板带挠度：≤—————_————盲——————一×一一‘：f22x1．43N／mm2x(500mm)2fl500mm／0．04685mmaDmmS—————●————：——————一×一一23×104N／mm2×450mm＼8400mm／底板观测点挠度最大值口rl一十af2一≤0．57677+0．04685mm=0．62362mm近似认为，底板挠度控制量为0．60mm。当墙体挠度或者底板挠度达到上述值时，认为其处于即将开裂的状态，此时预警并停止沉桩，待土体固结恢复，减小对墙体或者底板的压力使挠度值变小再继续施工。3．4．2应力控制人防工程外墙混凝土强度等级为C30，C30等级的混凝土轴心抗拉强度设计 武汉理工大学硕士学位论文值Z为1．43N／mm2，因此，在地下人防工程墙体表面的应力观测点观测到的应力应以1．43N／珈瞰2为限值，当其应力值达到预警值时，表明此时墙体混凝土即将出现裂缝，应立即预警停止施工，待应力恢复后再继续施工。3．4．3裂缝宽度控制在人防工程已有伸缩缝上也埋设观测点，主要是观测已有缝隙是否扩张到极限值，也就是底板受到挤土效应影响引起弯曲时，受拉区边缘的变形量，由于观测点沿宽度方向布置，通道宽度为8．4m，伸缩缝位于中轴线上，即伸缩缝到挡土墙距离为4．2m，则缝隙变化极限值可认为是长为4．2m(人防地下工程通道宽度的一半)的受弯钢筋混凝土构件变形量，可按下式计算15lJ：酣二铒卜等=竽黯警-o．4mill近似认为，底板裂缝变化值的控制量为0．4mm对于墙体或者底板其他已有裂缝，其计算跨度均大于或者等于4．2m，因此已有裂缝变化值的控制量均为0．4mm。而对于之前没有裂缝的位置，其控制量应为0mm，即不允许出现新的裂缝，当出现明显裂缝时预警，并对裂缝进行实时监测，确认裂缝不再扩张或者对人防工程结构无影响时，方可继续施工。3．5监测工况人防工程结构的应力、变形和裂缝监测工况根据图书馆桩基的施工顺序进行，当桩机在⑨轴，⑩轴，⑩轴沉桩时，对人防工程结构的各个测点进行实时监测，监测频率为桩机每施工完成一根桩进行一次测量，且在⑦轴(距离人防工程最近的轴)加大监测频率。本次监测工况共计57个，各种测点共54个，监测时间跨度为桩机进场前至桩基础施工完毕后6天，监测日期从2012年6月7日至2012年7月2日。(各监测工况见附录B)3．6小结本章对实际工程结构概况做出简要介绍，并根据桩基施工过程中地下工程29 武汉理工大学硕士学位论文对结构可能出现危险的地方做出监测与控制，主要监测项目为地下人防工程墙体中央的挠度与应力，底板靠近桩基施工场地部分的挠度以及中央应力与裂缝。由于地下工程结构的特殊环境，提出以抗裂度为控制量，即采用C30钢筋混凝土的轴心抗拉强度设计值／：为应力监测限值，应力监测限制为1．43N／mm2，通过7：计算出混凝土受拉区表面应力达Nf,时各监测点的最大挠度，即为挠度监测限值，地下人防工程墙体挠度限值为lmm，底板挠度限值为0．6mm，通过混凝土受拉区表面应力达到石时，混凝土表面的应变值￡m来计算地下人防工程底板伸缩缝的限值，为0．4mm。在监测过程中，该点监测值超过上述限值时预警，待确认监测值变小后再继续进行施工。 武汉理工大学硕士学位论文第4章主要监测数据和理论分析根据前文对地下工程结构的力学模型简化及受力分析，选取其中几个工况对人防工程结构的墙体挠度以及应力进行计算，并与实际数据进行比对。4．1静压桩机自重计算附录B中，工况1为监测初值，此时拟建图书馆场地已进行平整，并用杂填土回填。工况2“为静压桩机进场，但尚未施工，静压桩机位于④～⑤轴线外墙的外侧且位于图书馆的@轴线上，此时人防地下工程主要受到静止土压力和静压桩机自重。静压桩机型号为ZYJ680，其工作状态长为14m，宽8．36m，高3．15m，整机重量为682t，最大压桩力为680tf(顿力)，即6．8×103kN，其自重主要由两只静压桩机靴传到地面，每只静压桩机靴宽lm，可认为每只静压桩机靴上有宽为lm，长14m，总重为341t的均布荷载，其最小工作面距离人防地下工程结构墙体1．24m，根据土壤实验得出其每层土层的参数，并将土层分布情况做出简化，如下表5．1，土层、桩机与人防地下工程的尺寸如图5-1所示。此时，人防工程墙板上受到的荷载主要为静止土压力以及静压桩机自重，静压桩机进场前，墙体受到的力为静止土压力，此时观测初值为0，在静压桩机进场后，可以认为墙体上所受的荷载仅有静压桩机自重引起的荷载。其中土中初始应力为静止土压力，以式(2．4)来确定，其中凰以式(2．3)确定：凰：』生≈0．18“1—0．15表4-1土层参数 武汉理工大学硕士学位论文oIo。l、于lo{c)r--------_一1晔L』幽—蚂1240洲雕杂填土300豳强豳明盈固缝幽——粘土蚕}粘土图4-1土层、静压桩机与地下工程结构尺寸图则静压桩机自重的面荷载为：q：—341x1—04N≈243．6kPa首先以土力学的计算方法确定静压桩机自重对地下工程结构的的影响，在地下工程结构墙体上的影响范围以式(2．5)来确定，对位于北侧(靠近地下人防工程墙体)的静压桩机靴影响范围有：—罢竺一≤z≤—罢拿L，即1．177m≤zQ126mt叫堡-I-45。)一一tan(鲨-I-45。)～”⋯⋯‘～通过计算可得知，位于南侧(远离地下人防工程墙体)的静压桩机靴对墙体无影响，因此在墙体埋深1．177m-2．126m范围内有静压桩机自重影响，．其值为：t7：=Koq=o．18x243．6kN／m2=43．8kPa在单位宽度的板带上，荷载值(线荷载)应用面荷载乘以单位宽度1。采用规范中的方法进行计算，则静压桩机自重在墙体上的影响范围以式(2．9)确定，则北侧静压桩机靴影响范围有：—1．24—m≤z≤—4．7—2m，即1．24m图4．4桩端应力与深度变化图名地下工程结构<图4．5桩端扩张应力引起的荷载近似示意图●tL5踩O0●￡z3d45 武汉理工大学硕士学位论文静压桩机自重引起的荷载单独作用产生的挠度仍为：a九=0．151lmm桩端扩张单独作用产生的挠度为：a，，=0．2075mm板中点挠度值为a，=a，1+a，，=O．3586mm板中点垂直向应力为0．4838N细IIIl2，水平向应力为0．2213N／mm2。若将桩端扩张应力引起的荷载近似为三角形荷载，其特征值取挡土墙上最大荷载，即深度为5．25m(O．5m+0．25m+4．5m)处桩端扩张引起的应力为652．0Pa，也就是最大值为652．0Pa的三角形荷载作用于两端国支梁上，而水平方向上，仍为大小为最大值一半即326．0Pa的矩形均布荷载，因此桩端扩张力简化为三角荷载单独作用时的挠度值为：a，，=0．1850mm则板中点挠度值为a，=a，，+a，：=0．3361mm板中点垂直向应力为0．4483N／mm2，水平向应力为0．1809N／nlIIl2。若将桩端扩张应力引起的荷载近似为梯形荷载，则应求出墙体顶部(埋深O．5m)处以及底部(埋深5．25m)处的荷载特征值，分别为277．7Pa和652．0Pa，梯形荷载仍然可以分成一个大小为277．7Pa的矩形荷载和一个最大值为652．0Pa-277．7Pa=374．3Pa的三角形荷载，因此桩端扩张力简化为梯形荷载单独作用时挠度大小为：a，，=0．2509mm板中点挠度值为a，=ar1+ar2=0．4020mm垂直向应力为0．5242N／mm2，水平向应力为0．2767N／mm2。工况26挠度实际观测点为B7，垂直向应力观测点为C10，水平向应力观测点为C11。若将桩端扩张力等效为三种不同荷载形式作用在地下人防工程墙板上，其挠度、垂直向应力和水平向应力与实测值对比如下表4．2。可以看出，将桩端扩张力引起的荷载等效为常见的荷载形式与实际观测值均较为接近，但挠度以及应力均比实测值大，这是由于在沉桩过程中，管桩附近土体处于塑性变形区域，即在R，<，