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影响复合地基应力扩散的因素_徐洋

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影响复合地基应力扩散的因素徐 洋 谢康和(浙江大学岩土工程研究所 杭州 310027)徐志峰(南京水利科学研究院 南京 210024)摘 要:采用有限元对复合地基的应力扩散性质进行了分析。

计算结果表明,复合地基是否具有应力扩散的效应受很多因素影响,如加固层的几何性质、荷载分布的几何性质等。

因此,应具体分析工程中遇到的实际问题,不能一概而论。

关键词:复合地基 应力扩散 附加应力 有限元FACTORS INF LUENCING THE STRESS DISPERSION OF COMPOSITE GROUNDX u Yang Xie Kanghe(Ins ti tute of Geotechnical Engineering,Zheji ang Universi ty Hangzhou 310027)Xu Zhi feng(Nanjing Hydraulic Research Institute Nanji ng 210024)Abstract :FEM is used for analyzing the stress di spersion of compos ite ground.It can be seen from the res ults that the properties of s tressdi spersion of composite ground are affected by many fac tors,such as geometrical properties of reinforced layer and load.So it is s ugges ted that the actual proble ms of a project s hould be analyzed s pecifically.Keywords :composite ground di spersion of s tress additional stres s FEM第一作者:徐 洋 男 1976年7月出生 博士研究生收稿日期:2002-05-01在我国东南沿海地区,软土层往往比较深厚。

从经济的角度考虑,在加固时、在沉降允许的范围内常使桩体长度小于软土层的厚度,即为工程中的悬桩。

对于这种情况,复合地基沉降量较为一致的计算方法是用加固层的沉降量加上下卧层沉降量作为复合地基的总沉降。

目前一些近似计算复合地基下卧层沉降的方法均为探求合适的下卧层附加应力分布,然后按照分层总和法计算其沉降。

常用的求解下卧层附加应力分布的方法有应力扩散法、等效实体法、当层法等,这些方法都是将加固层看作一个整体,与Mindlin -Geddes 法的单桩分析思路有所不同。

整体分析法中的应力扩散法和当层法实质上是将加固层看作双层地基,因此加固层对下卧层的附加应力产生了扩散作用。

对于能否将复合层看作双层地基一直是争论的焦点问题,龚晓南用有限元法作了系统的分析[1],计算了复合层加固深度和复合模量变化时下卧层附加应力的分布规律,并与双层地基、均质地基进行了对比。

本文即针对文献[1]中的某些观点进行了一些补充。

1 有限元模型及程序验证1 1 模 型根据对称性取地基的一半进行线弹性计算分析,几何模型如图1所示。

表1列出了计算中用到的变量的含义及取值情况。

图1 计算用几何模型表1 变量的符号定义及取值变量名称取值加固层半宽l m 加固层厚度h m 8 0地基半宽L m 40 0地基厚度H m 32 0荷载顶部半宽l u m 荷载底部半宽l d m4 0加固层宽度与荷载底宽之比b i 荷载底宽与顶宽之比c i 加固层宽度与厚度之比d i计算点深度与加固层厚度之比 附加应力系数 加固层模量E 1 MPa 24加固层泊松比 10 25下卧层模量E 2 MPa 3下卧层泊松比 20 35或0 49注:1)表中空格表示取值为变化值;2)文中提到的下卧层附加应力系数是指 =1 0时的上下层交界面上的附加应力系数。

36 Industrial Construction 2003,Vol 33,No 1工业建筑 2003年第33卷第1期1 2 程序验证分析前先对文中程序的准确性进行验证。

图2为用Boussinesq 解答和用该程序计算的平面应变条形荷载作用下地基的附加应力分布对比曲线,图2同时列出了泊松比取0 35和0 49时的结果差异。

图3为采用与文献[1]相同的参数(地基土体压缩模量为3MPa 和泊松比为0 49)的计算结果与原文计算值的对比曲线。

从图2、图3中可以看出,用本文中程序计算的结果和Boussinesq 理论解答、龚晓南计算结果很接近,说明用该程序进行分析是可信的。

图2 本文计算结果与Bous sinesq 解析解答的对比曲线Bouss inesq 解答; 本文有限元计算结果( =0 49);本文有限元计算结果( =035)图3 本文计算结果与文献[1]计算结果的对比曲线文献[1]计算结果; 本文计算结果2 附加应力影响因素的有限元分析2 1 泊松比对附加应力分布的影响2=0 49对应的是地基不排水时,即体应变为零时的应力分布。

为了进行对比,文中取 2=0 35以模拟工程中遇到的实际情况。

从图4、图5中可图4 2=0 49时附加应力系数随加固层宽度的变化曲线(c i =1 0) 均质地基; 复合地基(b i =1 0); 复合地基(b i =1 25); 复合地基(b i =1 5); 复合地基(b i =1 75); 复合地基(b i =2 0);双层地基(b i )以看出,泊松比取不同值时对曲线的规律性没有大图5 2=0 35时附加应力系数随加固层宽度的变化曲线(c i =1 0) 均质地基; 复合地基(b i =1 0); 复合地基(b i =1 25); 复合地基(b i =1 5); 复合地基(b i =1 75); 复合地基(b i =2 0);双层地基(b i )的影响,但对应力值的大小有一定的影响,其取值越大,加固层下的应力集中现象越明显。

下面的计算分析将建立在 2=0 35的基础上。

2 2 加固层宽度对附加应力分布的影响图5中b i =1 0对应于荷载边缘正好位于加固层边缘的极限情况,此时加固层下应力集中的现象比较明显,随着b i 的增大,即加固层宽度的增大,应力集中的深度开始下移,且当增大到一定程度时应力集中现象消失,为更清晰地描述这种现象,文中做出了下卧层附加应力系数和b i 的关系曲线,如图6所示。

从图6可以看出,当b i =1 065时加固层下的附加应力等于均质地基;随着b i 的进一步增大,应力扩散作用不断加大;当b i 1 5时,复合地基在整个计算范围内表现为应力扩散;当b i 3 0时即可视为双层地基,这与文献[2]指出的 当层法适用于复合土体加固面积远大于荷载面积观点是一致的。

图6 加固层下附加应力系数与b i 的关系曲线上面的计算反映出,判断复合地基是否具有应力扩散作用要考虑到加固层宽度的影响,在实际工程中,加固的范围不仅仅局限于荷载作用的边缘,而往往大于荷载作用范围,这样就创造了有利于复合地基应力扩散的条件。

2 3 荷载分布形式对附加应力分布的影响前面讨论了加固层宽度的影响,从中发现荷载与加固层形心的相对位置对附加应力有一定的影响,因此自然会想到荷载分布形式也会引起荷载形37影响复合地基应力扩散的因素 徐 洋,等心位置的改变,下面就此进行计算分析。

前面已经定义了c i ,c i 越大说明荷载越向轴线集中,其产生的效果和加固层宽度的增大是一样的,这可以从图7、图8中看出。

图7 c i 对附加应力系数的影响曲线 均质地基; 双层地基;复合地基(c i =1 0); 复合地基(c i =1 333);复合地基(c i =20)图8 加固层下附加应力系数随荷载分布形式(c i )的变化曲线2 4 加固层宽度与厚度比值对附加应力分布的影响从图9中可以看出,当c i =b i =1 0时,加固层厚度保持不变而宽度增大时,将使得附加应力向地基深度传递的同时,下卧层附加应力集中的趋势变得越来越不明显,也就是说,大宽厚比的复合地基比小宽厚比的复合地基更接近于板体的性质。

3 结 论本文用有限元法分析了一些影响复合地基下卧图9 d i 对附加应力系数的影响曲线d i =1 0时的复合地基; d i =1 5时的复合地基; d i =2 0时的复合地基; d i =1 0时的均质地基; d i =1 5时的均质地基; d i =2 0时的均质地基层附加应力分布的因素。

计算结果表明,复合地基是否具有应力扩散性质不但与加固层模量[1]有关,还与加固层、堆载的几何性质有关,当加固层形心位置离中轴线距离较堆载形心远时,附加应力分布向双层地基应力场分布靠近。

很多实际工程中复合地基表现出的应力扩散性质可能与该性质有关。

因此在评价复合地基应力场的时候,应全面衡量影响因素,避免得出片面的结论。

参考文献1 龚晓南,陈明中.关于复合地基沉降计算的一点看法.地基处理,1998,(2):10~182 何广讷,王大为.散体材料桩复合地基计算的探讨.岩土工程师.2001,13(1):9~133 何广讷.复合地基沉降计算实用法的分析.地基处理.1998,9(2):3~94 刘一林,谢康和,潘秋元.水泥搅拌桩复合地基变形特性的有限元分析.见:第六届全国土力学与基础工程学术会议论文集.上海:同济大学出版社,1991:665~6685 徐 洋,谢康和,梁仕华.复合地基的平面应力扩散效应.土木工程学报,2002,35(2)(上接第35页)而桩的有效桩长越长。

当D 从0 4m 变化到1 0m 时,水泥搅拌桩有效桩长增长超过了35%,因而,桩径对水泥搅拌桩有效桩长影响较大。

4 结 语1)以设计荷载确定水泥搅拌桩桩顶荷载,采用线弹塑性荷载传递函数,按桩顶沉降控制法确定水泥搅拌桩有效桩长,具有明确的工程意义。

2)K 0、K 、D 及U m 对水泥搅拌桩有效桩长均有一定或较大的影响,而 对其影响不大。

3)水泥搅拌桩在桩的刚度系数较大且整根桩都搅拌得较均匀的条件下,能把其承受的荷载传递到桩身20m 以下,即水泥搅拌桩有效桩长可大于20m 。

参考文献1 何开胜,袁文明.超长水泥土搅拌桩的承载能力和临界桩长.工业建筑,2000,30(1):287~2922 舒 翔,黄 雨.基桩有效桩长的确定方法.工业建筑,2001,31(1):72~743 张忠坤,殷宗泽,曹正康.复合地基临界桩长的研究.岩土工程学报,1999,21(2):184~1884 陈善雄.柔性桩荷载传递性能的探讨.岩土工程师,1995(3)5 费勤发,马海龙.桩长及水泥掺入量对柔性桩承载力等的影响.岩土力学,1997,18(1):54~596 叶观宝,叶书麟.水泥土搅拌桩加固软基的试验研究.同济大学学报,1995,23(3):270~2757 罗惟德.单桩承载机理分析与载荷-沉降曲线的理论推导.岩土工程学报,1990,12(1):35~448 曾友金,章为民.水泥搅拌桩有效桩长的确定.水利水运工程学报,2002,(3):14~209 桩基工程手册 编写委员会.桩基工程手册.北京:中国建筑工业出版社,1995.144~15610 何开胜,宣芝锦.深层软土中水泥土桩制桩技术的试验研究.水利水运科学研究,1998(1):19~2738工业建筑 2003年第33卷第1期。

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潘正风《数字测图原理与方法》(第3版)章节题库(土中应力)【圣才出品】

潘正风《数字测图原理与方法》(第3版)章节题库(土中应力)【圣才出品】

第四章土中应力一、名词解释1．附加应力[兰州理工大学2011年]答：附加应力是指土体受外荷载（包括建筑物荷载、交通荷载、堤坝荷载等）以及地下水渗流、地震等作用下附加产生的应力增量，它是产生地基变形的主要原因，也是导致地基土的强度破坏和失稳的重要原因。

2．地基附加应力[苏州大学2014年]答：地基附加应力是指基底压力与基底处建造前土中自重应力之差。

二、判断题1．算土体自重应力，以内外土体平均地平计算。

（）【答案】错误【解析】土体自重应力以实际地面计算，基础埋深以内外土体平均地平计算2．地下水位的升降不会引起地基中土自重应力的变化。

（）【答案】错误【解析】当土体位于地下水位以上时，地下水的下降对土中的自重应力没有影响。

当土体位于地下水位以下时，地下水的下降使土中的自重应力变大。

3．中心荷载下的基础，其所受荷载的合力通过基底形心。

（）【答案】正确4．土中附加应力的计算公式为，因此在同样的地基上，基底附加压力p 0相同的两个建筑物，其沉降值应相同。

（）【答案】错误【解析】基础的沉降量除与基底附加压力p0有关外，还与基础的埋深以及基础底面积等有关。

三、填空题1．地基土中除有作用于水平面的竖向自重应力σcz外，还有作用于竖直面的侧向自重应力_____和_____。

【答案】σcx；σcy2．地下水位的升降会引起土中自重应力的变化，地下水位升高则引起土体中的有效自重应力，地下水位下降引起土体中的有效自重应力。

【答案】减小；增大3．水位上升会引起地基承载力的_____ 、湿陷性土的_____现象。

【答案】减小；塌陷4．基底压力的大小和分布状况，与荷载的大小和分布、_____、_____以及_____等多种因素有关。

【答案】基础的刚度；基础的埋置深度；地基土的性质四、单选题1．某场地自上而下的土层分布为：第一层粉土，厚3m，重度γ=18kN/m3；第二层粘土，厚5m，重度γ=18.4kN/m3，饱和重度γsat=19kN/m3，地下水位距地表5m，试求地表下6m处土的竖向自重应力为（）。

复合地基的平面应力扩散效应

复合地基的平面应力扩散效应


映双层地基所不同于均匀状态的受力模式，特别的，
当ｕ＝３时式（３）就退化为Ｂ㈣ｉｎｅｓｑ解答。
分别用弹性地基粱理论、Ｇ础ｆｉｔｈ理论计算均匀地 基和双层地基在外荷载ＪＤ作用下上、下两土层交界
面上ｓ点的附加应力值（如图２所示），通过对比宋 文刚得到天然双层地基集中指数的隐式表达式（４）。
｛
Ｕ＝２俜■川一Ⅻ，ｒ 。ａｄａ
文中用弹性地基粱理论分析了平面应变条件下柔
应力简便计算初步讨论［Ｊ］．工程勘察，１９９３，（６）：
７～１４
性或半刚性桩复合地基应力扩散效应机理并推导了其
… Ｋ．太沙基理论土力学［Ｍ］．北京：地质出版社，
应力扩散系数计算公式，该公式结构简单，参数易
１９印
得，结合分层总和法可计算下卧层沉降，因此便于推
ｍ 陈仲颐，叶书一．基础工程学［Ｍ］．北京：中目建筑
宋文刚““已提出了天然双层地基应力扩散系数
的计算方法，并引用了ＧｆｉｔＥｔｈ理论““：
巩＝卷．＿．口ｃｄ“口
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式（３）中 ｚ为地基中任一点的深度，日为地基中
任一点和荷载作用点Ｐ的连线与垂直方向的夹角；ｕ
称为集中指数，其取值必须满足条件：弹性体内每一
万方数据
水平面上的总压力等于点荷载Ｐ，因此通过ｕ能够反
Ｆｏｕｎｄａｔｉｔｍ Ｅｎｏｎｅｅｒｈｇ．日Ｄ∞目ｄａＩ＿ｌ：Ｂａｌｋｅｍａ，１９８５：５９１—
５９６
嘲 杨果林．含软弱下卧层的双层地基工程特性试验研究 ［Ｊ］．工程勘察，１９粥，（Ｊ）：ｌ一５
㈨ 郝传教，陈国靖．硬壳层软土地基的工程特性［Ｊ］．
中罾公路学报。１９９３，６（２）：鹋～７４
呈ｌ 宋文刚．房兆祥，王晓化．古软弱下卧层双层地基内
沿海地区软弱下卧层地基处理方式浅析

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第4期(总264期)2021年4月URBAN ROADS BRIDGES&FLOOD CONTROL管理施工D01:10.16799/ki.csdqyfh.2021.04.046沿海地区软弱下卧层地基处理方式浅析李雪峰，徐辉，孙晨然(中国市政工程华北设计研究总院限公，天津市300202)摘要：沿海地区的软弱土以及不良土是工程建设中常遇到并且比较棘手的问题，特别是处理场地受限于轨道交通等地下构筑物限界时，难度更大。

拟处理的软卧地基为江苏沿海某城市规划轨道交通线上的软弱地基，由于地基下埋设远期规划的轨道交通线,处理深度受限,最终处理方式确定为咬合排桩方式,设计验算采用实体深基础方法并运用MIDAS gts软件进行复核性验算。

关键词'软土地基土桩中图分类号：TU447文献标志码：B文章编号：1009-7716(2021)04-0170-030引言在土木工程建设中常常将下述地基土称为软弱土和不良土：软土工土土土以及土土等。

沿海地区常到较的地基土为软黏土，土为期的海三角洲相、溺谷相和湖泊相的黏性土等沉积物或河物。

软黏土大处于，其特为天大，比大，度，，V土用下，并且较大。

土的地基处理方式有，i法、排物处理桩桩等)⑴。

法、排的地基处理方法将地处理，利用从刚度向刚度的原理获得足够的地基)物处理则是通过桩将荷载卸到周边的土中，并最终传递到土层中[2]v常规的地基处理按照既定的设计方案从上述方法进行优选即可，但对特殊场地条件下的地基处理则可能需上述方法进行综合考虑V1工程背景本文以江苏一处靠近海边的一个箱涵地基处理为例进行论证，箱涵尺寸为x N x16IX15IX 6I，经计算需要地基为100kPa。

根据现状地基资料揭示土体的3为该次设计坐落的土，收稿日期：2020-06-05作者简介：李雪峰(1976—),男，本科，高级工程师，主要从事道路桥梁的设计研究工作。

承载力容许值为60kPa。

此层土的工程性质如下：灰色〜灰黑色，塑，饱和。

苏通大桥群桩基础应力扩散角反演分析

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苏通大桥群桩基础应力扩散角反演分析薛涛;刘文淑;姚宇阗;陈志坚;万许辉【摘要】等代墩基法是群桩沉降计算的一种简化模式,在计算超长大直径钻孔灌注群桩基础最终沉降量时,得到的理论值往往偏大,经沉降经验系数修正后其值又偏小,而且按照从外围基桩以σ~-/4(σ~-为平均摩擦角)来考虑应力扩散作用显然不适用于深水群桩基础沉降计算.鉴于此,利用苏通大桥地基基础安全监测系统实时在线监测数据,考虑钢护筒与桩身共同作用,采用等代墩基法模型反演不同施工阶段应力扩散角,得到荷载传递过程中应力扩散角随时间的变化规律,从而给出用等代墩基法计算深水群桩基础沉降时应力扩散角的取值范围,为桩基设计提供一定的理论依据.【期刊名称】《河海大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2010(038)001【总页数】4页(P76-79)【关键词】苏通大桥;群桩基础;等代墩基法;沉降;应力扩散角;在线监测【作者】薛涛;刘文淑;姚宇阗;陈志坚;万许辉【作者单位】河海大学土木工程学院,江苏,南京,210098;南京大学地球科学系,江苏,南京,210093;河海大学土木工程学院,江苏,南京,210098;河海大学土木工程学院,江苏,南京,210098;河海大学土木工程学院,江苏,南京,210098【正文语种】中文【中图分类】U443.15为了满足承载力、沉降以及整体稳定性的要求,大型建筑、道路桥梁等工程的桩基往往设计为群桩基础.然而,群桩基础沉降变形性状在荷载传递过程中因承台、桩、土的相互作用会变得非常复杂,国内外学者也因此对群桩沉降计算方法进行了大量的研究[1-5].事实上,工程建设中广泛采用的是规范推荐的等代墩基法[6-8].该法是群桩沉降计算的一种简化模式.考虑到深基础的荷载-沉降关系与浅基础不同,各规范[9-11]都从附加应力分布、附加应力扩散、实体基础底面位置等方面做了相应修正.但该模式假定等代范围内的桩间土不产生压缩变形,不考虑桩身压缩量,桩侧阻力扩散由放大的等代墩基替代,且应力扩散角通常按/4(为平均摩擦角)取值,这就使得理论计算结果较实测值偏大.本文结合苏通大桥的工程特点,针对其超大群桩基础沉降计算中的一些问题,利用信息化监测系统的结果,在对桩端压力盒实测数据进行计算、修正的基础上,考虑钢护筒的共同作用、冲刷防护层对地基土层的改良作用、桩端后压浆对桩底土层的挤密作用[12]等来反演沉降变形过程中的应力扩散角,从而分析应力扩散角随时间的变化规律,并给出用等代墩基法计算群桩基础沉降时应力扩散角的取值范围.苏通大桥采用主跨1088m的双塔双索面斜拉桥,其主塔基础由131根长约120m 的D2.8m/D2.5m钻孔灌注桩组成,自重约1.0GN,从而形成目前世界上最大的高桩承台群桩基础[5].用等代墩基法对该基础进行沉降计算时,考虑群桩外围侧面剪应力的扩散作用,扩散角从桩土交界处外围按 /4向下扩散,且假想实体深基础底面相交的面积为实体深基础的底面积F(在此视为矩形布置的群桩基础),其模型可表示为式中:a,b——群桩桩顶外围矩形面积的长度和宽度;a′,b′——假想实体深基础桩底面积扩大后的长度和宽度;l——入土部分的桩长.苏通大桥群桩基础处于深水环境,河床面以上基桩自由段长达19m,加之河床覆盖层松软,故基桩上部设置55m长、壁厚25mm的钢护筒,并作为永久性结构参与桩基础共同受力.因此,在推导反演公式前,给出以下假定:(a)哑铃型群桩基础概化为矩形基础;(b)等代墩基础基底附加应力近似等于群桩基础桩底附加应力(即实测附加应力);(c)设置钢护筒段土层的摩擦角无提高作用,即扩散角的提高是由钢护筒底面以下土层摩擦角的提高作用形成的.按国内规范[9-11]通用公式,桩端基底附加压力计算公式为(注:不同规范对于N的取值有所不同)式中:pz——桩端基底附加应力;N——上部结构荷载;A——桩端底面积.由此推出式中:p——实测基底附加压力;F——扩散后的基础底面积.联立式(1),(3)得解得α,则摩擦角¯φ=4α即为所求.其中α为扩散角.考虑钢护筒所在桩身不涉及桩周土的加强作用,而钢护筒下部桩身涉及桩周土的加强作用.由于式中:φi——第 i层土的摩擦角,i=1,2,…,k-1,k,…,n;η——摩擦角提高系数;li——第 i 层土中桩的伸入长度,i=1,2,…,k-1,k,…,n.苏通大桥主4号墩基桩监测始于2004年7月,考虑到外加荷载的准确性和实测数据的完整性,选择2005年1月11日钢套箱抽水后到2007年8月13日成桥后这段时间的实测数据作为分析依据.由于传感器实测数据会受到大气温度、日照辐射、风、水流、潮位等环境因素的影响,因此要对实测数据进行预处理,并对计算后的桩端应力值进行修正.对于测值变化较大的异常值,通过绘制监测响应量的时间过程曲线,并依据经验判别法直接消除.而对于那些变化不明显且规律性较强的异常值,本文通过以下修正手段进行消除.首先为了消除水流、温度及风对应力大小的影响,以承台纵向轴线为对称轴,将1号和77号桩测点、29号和100号桩测点、64号和126号桩测点的应力值进行算术平均;其次以承台横桥向中心轴为对称轴将南、北两侧的应力值进行算术平均,以消除太阳直射及风对桩端附加应力的影响;最后根据不同工况潮位变化对桩端附加应力测值和荷载进行修正,用水头变化修正压力盒测值所受潮位的影响,用浮力修正上部荷载所受潮位的影响.水头变化对桩底孔隙水压力具有一定的影响,因此分析压力盒潮位影响时须用水头变化乘以水头影响系数来修正测值.经过相同工况不同潮位的桩底压力盒数据的对比分析,得出本工程地质条件下水头影响系数为0.1.通过以上处理可以得到不同工况下的桩端平均附加应力.再根据推导出的公式计算内摩擦角的提高系数,计算结果见表1.由表1可以看出,随着施工进度的变化,基底附加应力呈增长趋势,应力扩散角却逐渐减小.因为在施工过程中,随着荷载的逐渐增加和时间的推移,桩间土及其周围土层在超孔隙水压力作用下不断发生排水固结作用,基础不断沉降,基础土层应力状态不断发生变化,进而导致等代墩基础扩散角不断发生变化,并且变化趋势越来越小,最终将会稳定在某个特定值上.鉴于此,等代墩基法模型的应力扩散角也在不断发生变化.扩散角提高系数及摩擦角提高系数η随时间变化及函数拟合曲线分别如图1和图2所示.为了获取应力扩散角的取值范围,按设计期限100a对所得扩散角提高系数分别进行了对数和乘幂的函数拟合(图1),由此得到的提高系数分别是1.30和1.32,综合考虑后,将该基础的扩散角提高系数取为1.3.同时对η取值也分别做了对数和乘幂的函数拟合(图2),按设计期限100a进行计算,得出的η值分别是0.48和0.56,因此η取值为0.4～0.6.以苏通大桥主5号墩群桩基础在线监测数据对上述反演结果进行了验证,结果见表2.由表2可以看出,利用本文反演结果计算得出的基底附加应力与实测值比较接近,这对于超大群桩基础沉降变形计算研究很有意义.a.应力扩散角的变化是基础土层应力状态不断发生变化的结果.b.苏通大桥主4号墩计算结果显示,反演计算后的扩散角相对于规范计算扩散角有较大的提高.实际应用中若按规范取¯φ/4的扩散角进行计算,则须对钢护筒以下的土层摩擦角进行修正,修正系数为(1+η),η取值为0.4～0.6.c.利用反演得到的应力扩散角来计算桩底附加应力,所得结果与实测值比较接近,能比较真实地反映基底实际受力情况,并且利用此值计算出的群桩基础沉降也与实测值比较接近.d.反演群桩基础应力扩散角时,实测数据的精度尤为重要,故还需进一步研究数据的信噪分离技术.【相关文献】[1]田美存,徐永福.荷载传递法在群桩分析中的应用[J].河海大学学报,1997,25(1):62-67.(TIAN Mei-cun,XU Yong-fu.Application of load transfer method to analysis of group piles[J].Journal of Hohai University,1997,25(1):62-67.(in Chinese))[2]FRANCESCO C,MICHELE M.Simplified nonlinear analysis for settlement prediction of pile groups[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,2002,128(1):76-84.[3]林琼,叶邦庆,司漪,等.桩土刚度比对群桩沉降的影响[J].河海大学学报:自然科学版,1999,27(增刊1):120-123.(LIN Qiong,YE Bang-qing,SI Yi,et al.The influence of pile-soil stiffness ratio on the settlement of pile groups[J].Journal of Hohai University:NaturalSciences,1999,27(S1):120-123.(in Chinese))[4]陈振建,王建华,史丽军.承台刚性变化对群桩沉降的影响[J].河海大学学报:自然科学版,1999,27(增刊1):124-127.(CHEN Zhen-jian,WANG Jian-hua,SHI Li-jun.The influence of pile cap stiffness change on the settlement of pile groups[J].Journal of Hohai University:Natural Sciences,1999,27(S1):124-127.(in Chinese))[5]张雄文,董学武,李镇.苏通大桥主塔墩基础群桩效应研究[J].河海大学学报:自然科学版,2006,34(2):200-203.(ZHANG Xiong-wen,DONG Xue-wu,LI Zhen.Pile group effect of main pylon foundation of Sutong Bridge[J].Journal of Hohai University:Natural Sciences,2006,34(2):200-203.(in Chinese))[6]胡德贵,罗书学,赵善锐.竖向荷载作用下群桩沉降的一种实用计算方法[J].四川建筑科学研究,2001,27(2):32-33.(HU De-gui,LUO Shu-xue,ZHAO Shan-rui.An approach for settlement prediction of vertically loaded pile group[J].Building Science Research ofSichuan,2001,27(2):32-33.(in Chinese))[7]韩煊,李勐,李宁.北京采用等代墩基法计算桩基础沉降的适宜性分析[J].西部探矿工程,2005,11:19-21.(HAN Xuan,LI Meng,LI Ning.Suitability analysis about the settlement of pile groups calculated by using equivalent pier method adopted by Beijing[J].West-China Exploration Engineering,2005,11:19-21.(in Chinese))[8]邓友生,龚维明,袁爱民.超长大直径群桩沉降计算方法探讨[J].铁道学报,2007,29(4):87-90.(DENG You-sheng,GONG Wei-ming,YUAN Ai-min.Research on calculating methods for settlement of extra-long large-diameter pile group[J].Journal of the China Railway Society,2007,29(4):87-90.(in Chinese))[9]GJG94—94,建筑桩基技术规范[S].[10]GB50007—2002,建筑地基基础设计规范[S].[11]JTJ024—85,公路桥涵地基与基础设计规范[S].[12]陈志坚,韩学伟,白炳东.大直径超长钻孔灌注桩桩端后压浆机理探讨[J].河海大学学报:自然科学版,2007,35(4):409-412.(CHEN Zhi-jian,HAN Xue-wei,BAI Bing-dong.Discussion on post grouting mechanism at end of super long large-diameter bored piles[J].Journal of Hohai University:Natural Sciences,2007,35(4):409-412.(in Chinese))。