沉入式圆筒结构的静力分析

沉入式圆筒结构的静力分析

沉降圆结构是沉降地下无底空心结构。与传统的埋基有机基质或自然基质的低重力结构相比，其破坏形式具有很大的不同。结构材料和土壤的相互作用机不同。国内外许多研究表明,该结构的破坏不会像重力式结构那样表现为滑动和倾倒,而是体现为结构有过大的变位。现在虽然能通过简化计算或数值计算方法定量计算圆筒变位,但圆筒变位控制值,以及它受哪些因素的制约,至今尚未探讨。因此开展这方面的研究,并确定圆筒结构变位控制值是十分必要的。1量测筒土压力和基底压力模型为三个并列的圆筒,中间为量测筒,两边筒用于克服试验槽壁阻力以构成平面受力状态。圆筒外径D=0.8m、内径Do=0.7m、筒高H=2.0m。为量测圆筒变位,在筒顶和筒底安设5个位移传感器,1#、2#与5#位移传感器垂直距离Ho=1.85m,用以量测圆筒水平位移u和转角θ,3#、4#传感器量测筒的竖向位移v,同时又可校核转角θ。另外,为分析圆筒结构在变位过程中的受力状态,在筒前、筒后、筒内和筒底共布设192个土压力盒,以量测筒前、筒后、筒内土压力和筒底基底压力。试验用地基土为海滨细砂,天然重度γ=15kN/m3,内摩擦角φ=32°,相对密实度Dr=0.57。筒内填料采用三种:(1)海滨细砂,物理力学指标同上;(2)级配碎石,粒径d=1～3cm,重度γ=15.8kN/m3,内摩擦角φ=41.2°,孔隙率n=0.40;(3)均匀碎石,粒径d=2cm,重度γ=14.6kN/m3,内摩擦角φ=39.3°,孔隙率n=0.45。本次共进行二项试验。(1)推杆推力的计算圆筒埋入地基中,筒内填满料,在筒后连续施加水平荷载,直至圆筒破坏为止。筒内回填料为三种:海滨细砂、级配碎石和均匀碎石,当为细砂时圆筒埋深分为5种,即h=0.4、0.6、0.8、1.0和1.2m。当为碎石时埋深分2种,h=0.8和1.0m。水平推力点位于筒高中点,即距筒底距离Z=1.0m处。采用2根推杆施加推力,推力PH值由连在推杆上的压力传感器测定。推力试验量测圆筒在各级荷载作用下的变位u、v和θ值,同时量测圆筒在整个变位过程中,筒前、筒后、筒内土压力和筒底压力,以分析圆筒变位与抗倾有效比和筒底基底压力的变化规律,并确定圆筒结构变位控制值。试验简图见图1(a)。(2)筒后加u3000石其试验简图如图1(b)所示,埋深分0.8和1.0m两种。首先圆筒埋入地基中,筒内填满砂,然后筒后填砂至筒顶,再在筒后砂面上施加qo=6kN/m2和12kN/m2两种均布超载。因此,整个试验分二组六种工况:埋深0.8m为Ⅰ组,埋深1.0m为Ⅱ组;圆筒埋入地基中,筒内填满砂,筒后填砂至筒顶为工况1,筒后加超载qo=6kN/m2为工况2,筒后加超载qo=12kN/m2为工况3。其工况编号为Ⅰ—1、2、3;Ⅱ—1、2、3。2后壁摩阻力分布在圆筒结构计算中,内填料和地基土参加抗倾工作的有效比η是个重要参数,该参数对结构稳定影响很大,同时又与圆筒转角θ密切相关。内填料和地基土参加抗倾工作是以其与筒壁间摩阻力形式体现的。在水平推力为零,即θ=0时,内填料和地基土与筒壁的摩阻力沿圆周是对称分布的,对圆筒前趾而言,其抗倾有效比η=FfR/QR。式中,R为半径;Q为内填料重力,包括填料顶面均布荷载产生的重力;Ff为内填料和地基土与筒壁的摩阻力。根据受力平衡条件,Ff=Pb-G,其中G为圆筒自重力,Pb为圆筒基底反力,可由筒底压力盒实测得到。在施加水平荷载时,圆筒结构将产生转角θ变位。在倾斜过程中,圆筒前壁由于前趾应力增大,地基局部塑变而下沉,后壁由于筒身倾斜而上拔,造成筒前、后壁上部分摩阻力反向。这种摩阻力反向分布现象破坏了原先荷载对称状态,此时摩阻力Ff不仅数值发生变化,而且其合力点位置也从圆心向后壁移动。由于摩阻力偏心,使在筒内产生了一附加力矩Mr,它可由下式确定。Mr=MH+MEa-MEP-Mσ式中:MH、MEa、MEP和Mσ分别为水平推力PH、主动土压力Ea、被动土压力EP和筒底压力σ对圆心点O的力矩,这些量均可由试验的实测值得到,因此应用上式可求出Mr。圆筒在倾斜过程中由于产生了附加力矩Mr,此时内填料和地基土的抗倾有效比η=n+i,其中n=FfR/QR,为合力位于圆筒中心的摩阻力Ff产生的抗倾有效比;i=Mr/QR,为由附加力矩Mr产生的抗倾有效比。试验实测得到的n、i和η与转角θ间的关系见图2和图3。由于篇幅所限,这里只给出内填料为细砂、埋深为0.8和1.0m两种埋深的曲线图,其它埋深和填料的曲线图与此变化规律相同。由图中曲线可看出,在加荷初期(一般θ≤0.025°)h值有所增大,以后便随倾斜程度的加大而减小,但减小程度趋缓。这说明在圆筒倾斜变位微小时,前壁向上的摩阻力增幅较小,而后壁向下的摩阻力却能充分发挥,增幅较大,故n值增大。之后,随倾斜变位的增大,前壁向上的摩阻力增幅加大,后壁向下的摩阻力增幅减小。当二者摩阻力相等时n值与θ=0(即未加水平荷载)时的n值相等;当前者大于后者时,n值将逐渐减小。i值变化曲线与n值变化规律是对应的,加荷初期向上和向下的摩阻力都增大,致使附加力矩Mr有较大增长,故i值增大较快;随后后壁向下摩阻力增幅减小直至发挥殆尽,前壁向上摩阻力虽然增长,但增幅由大变小,致使Mr增大趋缓,故i值曲线也渐缓。η值为n和i值之和,由η值曲线看出,在转角θ<0.1°时η值增大较快,在0.1°≤θ≤0.25°时η值达到最大且保持不变,在θ>0.25°时η值逐渐减小。应该指出,各种填料、各种埋深的η值曲线都是在转角θ≈0.2°时达到最大值,由筒底实测基底压力可知,此时圆筒后趾刚好脱空,见图中标有X点。因此,无论从圆筒的最佳抗倾状态还是从后趾基底应力不宜出现负值来看,转角θ=0.2°都是一个重要指标。3mh—推力矩MH与转角θ关系曲线在水平推力PH或推力矩MH作用下,圆筒结构将产生水平位移u、竖向位移v和转角θ。其中转角θ对圆筒结构变位影响最大,因此转角θ是最重要的一个位移量。θ角是圆筒绕其中心线产生的转角,其值θ=arctg(S2-S5)/Ho;S2和S5分别为2#和5#传感器实测水平位移,Ho为两传感器之距,Ho=1.85m。PH对筒底中点的推力矩MH=PHZ,Z为PH距筒底的距离,Z=1.0m。由试验1实测得到的MH—θ关系曲线(见图4),为细砂填料、埋深0.8和1.0m时的曲线图。其它填料和埋深时的关系曲线和此图的变化趋势类似。由实测的曲线可以看出其线型可分为三段:小倾角直线段、过渡段和陡降段。一般来说,当转角θ<0.1°时为小倾角直线段,当0.1°≤θ≤0.25°时为过渡段,当θ>0.25°时为陡降段。MH—θ曲线之所以呈现三段不同的线型,这与圆筒变位过程中的填料和地基土的抗倾有效比η值有关。由上节对η值变化规律的分析可知,在加荷初期(即θ<0.1°)随推力矩的增大,地基土和内填料参加抗倾工作的有效比η处于陡升阶段,这样抗倾力矩迅速增大以阻止圆筒转动,因此该阶段圆筒转角θ增大缓慢,使MH—θ曲线处于小倾角直线段。加荷中期(0.1°≤θ≤0.25°)随推力矩增大,抗倾有效比η基本维持常量,因此该阶段在推力矩作用下圆筒转角θ值增量将增大,这样MH—θ曲线处于过渡段。在加荷后期(θ>0.25°)随推力矩增加,内填料和地基土的抗倾有效比η非但不增加,反而减小,因此圆筒转角θ将迅速增大,直至圆筒破坏止,该阶段MH—θ曲线处于陡降段。为了进一步分析MH与θ间的变化规律,将不同内填料不同埋深的MH与θ间的对应关系列成表1。由表1可得到两点规律:(1)相同力矩MH作用下,随圆筒埋深h的增大,圆筒转角θ逐渐减小。例如,当MH=4750N·m时,埋深40cm的θ=0.5°,此时圆筒变位已达到破坏;而埋深120cm的θ=0.11°,此时圆筒刚刚进入过渡段。(2)在相同埋深情况下,内填料的物理力学指标越好,其θ值也愈小。此次试验级配石填料的θ值最小,均匀石填料的θ值次之,而细砂填料的θ值最大。这是因为在相同埋深情况下,内填料的物理力学指标越好,其抗倾有效比η值也愈大,如级配石和均匀石的η值分别比细砂填料的η值大11%和7%,因此转角θ也愈小。4埋深对填料v值的影响在水平荷载或推力矩作用下,圆筒变位除转角θ外,还有水平位移u和竖向位移v。u为筒底中心点的水平位移,向前为正;v为筒底中心点的竖向位移,向下为正。由试验1实测得到的各种埋深不同填料的θ与u、v对应关系见表2。表中数据显示,u、v均随θ角增大而增加,但u值为正,v值为负,即筒体中心点相对地基土和内填料产生上拔。由表2可看出:(1)在相同的θ角情况下,与其对应的u值随埋深的增大而逐渐减小,而与其对应的v值(上拔量)却随埋深的增大而逐渐增大。例如在θ=0.2°情况下,埋深40cm时u=0.9mm、v=-0.2mm,而埋深120cm时u=0.6mm、v=-0.3mm。(2)不同内填料,其相同的θ角所对应的u、v值略有差异。碎石填料的θ角所对应的u值比细砂填料对应的u值略小,而碎石填料所对应的v值(上拔量)比细砂填料所对应的v值略大,即圆筒中心点的上拔量略大。筒体上拔量越小,地基土和内填料相对筒壁产生的向下摩阻力发挥越充分,其抗倾有效比η值也越大。因此,从圆筒变位也可看出埋深越大,内填料物理力学指标越好,则地基土和内填料的η值也越大。由试验2实测得到的圆筒变位值列于表3。由表中数值看出其规律性与推力试验相同,即在相同θ角情况下,与其对应的u值随埋深的加大而减小,与其对应的v值(上拔量)随埋深的增大而增大。但v为正值且u、v值均大于推力试验值,这是因试验条件有所不同造成的。应该指出,由试验1和试验2所实测的v值,概念是不同的。试验1时由于地基土没有任何垂直荷载,处于相对静止状态,因而实测的v值是筒体中心点与地基土的相对位移值;而试验2实测的v值是筒体本身的位移值,因筒后地基土上作用有填砂和超载,其地基土本身要产生沉降,筒体位移与地基土沉降之差才是筒体与地基土的相对位移值。5确定后趾基底压力在圆筒θ、u、v三个位移量中,转角θ是影响最大的位移量。以埋深为1.0m的实测数据为例,由转角θ产生的筒顶水平位移和筒前、后的竖向位移分别比实测水平位移u和竖向位移v大10倍左右;试验2实测数据也表明由转角θ产生的水平位移比实测u值大7倍。因此圆筒结构变位可以圆筒转角θ来表征。如前所述实测的MH—θ曲线分为三段,即直线段、过渡段和陡降段。当θ>0.25°时曲线进入陡降段,此时内填料和地基土的抗倾有效比η逐渐减小。通过对筒底实测基底压力分析发现,此时圆筒后趾已脱空,其基底压力出现负值。尤其当θ>0.5°时内填料和地基土的抗倾有效比减至最小,后趾大面积脱空,其基底压力的合力点距前趾之距ξ<D/5(D为圆筒直径),且筒前地基土表面出现明显隆起现象,此时圆筒已破坏。当0.1°≤θ≤0.25°时曲线处于过渡段,此时η值已达到最大且保持常量,圆筒后趾基底压力以压力向拉力过渡,此阶段圆筒抗倾状态