低承台管桩纵向自由振动特性分析
带承台单桩耦合体系纵向振动的重正化解法研究_李洪江
始计量，以 ui(i = 0，1，2，···，i，···，N−1)表示每 个桩单元块体的坐标，hi 为第 i 层土埋深，uN 则是 承台坐标，本文假定桩端嵌固，u0 = 0。对图 1(a) 进行离散化后得图 1(b)，将单桩离散成弹簧和单元 块体的耦合振动问题，本质上也是弹性介质中波的 传播问题，弹簧本身考虑了相邻块体间的联系。 图 1(b)为离散化的单元块体–弹簧–侧土模型 图，离散模型将要研究的连续桩体看成一根由 N−1 个弹簧耦合 N 个单元块体组成的多自由度链式结 构，承台与桩顶的连接刚度由桩身材料体现，也用 同等刚度弹簧进行连接，共计 N 个弹簧和 N+1 个单 元块体。每个桩单元块体运动范围内又受到桩周土 的侧摩阻力，桩侧土视为黏弹性体，由非线性弹簧 和线性黏壶进行表征，桩单位块体质量 mN = m/N， 相邻块体间的自然长度 a = L/N，块体间连接弹簧刚 度 kp = KN，其中，K 为单桩总弹性刚度。以上离散 化，从宏观尺度讲，仍满足桩身质量的连续性，只 要微观尺度 a 足够小，作为弹簧串联，其行为仍具 有单桩整体弹性刚度特征，二者相等效。 下面给出自由振动时桩单位块体的纵向运动平 衡方程： 2 ui ( z，t ) mN g kp up ( z，t ) t 2 us ( z，t ) ( z，t ) C Ku (1) s t 为 为第 i 层土平均当量弹簧刚度(kN/m)；C 式中： K mN
• 1282 •
岩石力学与工程学报
2016 年
相互作用系统。重正化法以其处理复杂体系的优越
1
引
言
性和准确性，近些年在岩土工程领域也得到了越来 越多的应用[14-17]。本文计算结果表明，重正化法可 以很好地应用到带承台单桩耦合体系的纵向振动分 析上，并具有较高的计算精度。
低桩承台桩基的内力分析与检算
低桩承台桩基的内力分析与检算摘要：作者结合国外某一铁路工程项目的实际情况，应欧洲某一咨询公司结构工程师的要求，采用中国现行实施的标准对该项目上使用的低桩承台桩基的结构进行分析。
为此，我们选择具有代表性桥墩的钻孔柱桩基础作为检算对象，通过借助铁路桥梁工程师2.0软件进行建模，再采用位移法计算弹性桩的方法求出桩顶内力和桩身各截面的弯矩，最后完成对桩基强度、配筋及其稳定性的验算，帮助咨询更容易理解和确认我公司的设计，从而达到较快批复图纸的目的。
关键词：低桩承台桩基内力检算calculating object, through the help of the railway bridge engineer 2.0 software modeling, and then using displacement method to calculate the method of elastic pile out of the internal force for pile top and pile body each section of the bending moment, finally complete to pile foundation intensity, reinforcement and the stability analysis, help consulting easier to understand and confirm our design, so as to achieve the purpose of fast reply drawings.Key words: low pile cap by calculating of internal force of the pile foundation1、工程概况该单线曲线桥为该铁路全线项目的控制性工程，桥长443.8m，曲线半径2500m，设计最高行车速度为150km/h。
饱和土中非完全黏结管桩纵向振动特性研究
饱和土中非完全黏结管桩纵向振动特性研究作者：官文杰吴文兵蒋国盛梁荣柱刘浩来源：《湖南大学学报·自然科学版》2021年第01期摘要：基于Biot动力固结方程和Kelvin模型，考虑了土体三维波动效应及土塞与管桩之间的小变形相对滑移，研究了饱和土中非完全黏结管桩的纵向振动特性. 首先，引入势函数，结合桩侧土及土塞的初始和边界条件，采用Laplace变换技术、Helmholtz分解法及分离变量法，分别求解出桩侧土和土塞的纵向振动解. 结合桩土系统的耦合条件，进一步求解出管桩顶部的复刚度、速度响应频域解析解及速度响应时域半解析解. 将本文解分别退化为实心桩解和无相对滑移解，并与已有研究进行对比，验证了本文解的合理性. 然后，采用参数分析法初步确定了Kelvin模型参数的合理取值区间. 最后，分别分析了管桩桩长和土塞的渗透系数、孔隙率、剪切模量以及黏性阻尼系数对饱和土中非完全黏结管桩纵向振动特性的影响规律. 研究结果表明，桩长越短，土塞与管桩之间的黏结程度对饱和土中非完全黏结管桩纵向振动特性的影响越明显;土塞的孔隙率和黏性阻尼系数对饱和土中非完全黏结管桩的纵向振动特性有明显影响，土塞的剪切模量和渗透系数对饱和土中非完全黏结管桩的纵向振动特性的影响较小，可以忽略不计.关键词：饱和土;端承管桩;Biot动力固结方程;Kelvin模型;相对滑移中图分类号：TU 473 文献标志码：A文章编号：1674—2974（2021）01—0046—13Abstract：Based on the Biot dynamic consolidation equation and the Kelvin model， the vertical vibration characteristics of the incompletely bonded pipe pile in saturated soil are investigated by considering the three dimensional effect of soil and the relative slip between the soil plug and pipe pile. Firstly， by introducing the potential functions and combining with the initial conditions and boundary conditions of the pile surrounding soil and soil plug， the vertical vibration solutions of the pile surrounding soil and soil plug are obtained by the Laplace transform method， Helmholtz decomposition method and separation variable method， respectively. Then， combining with the coupling conditions of pile-soil system， the complex stiffness， the frequency domain solution of the velocity and the semi-analytical solution of the velocity in the time domain of pipe pile top are obtained. Next， the degenerate solutions of this paper are compared with the corresponding existing solution to verify the rationality of the solution of this paper. Similarly， a parametric sensitivity analysis of the Kelvin model is conducted to preliminarily obtain the suitable values of the parameters of Kelvin model. Finally， the influence of the length of pipe pile， the permeability coefficient，porosity， shear modulus and viscous damping coefficient of soil plug on the vertical vibration characteristics of the incompletely bonded pipe pile in saturated soil are studied. The results show that， the shorter length of pipe pile leads to more obvious influence of the degree of bond between the soil plug and pipe pile on the vertical vibration characteristics of pipe pile in the saturated soil. The porosity and viscous damping coefficient of the soil plug have obvious influence on the vertical vibration characteristics of incompletely bonded pipe pile in saturated soil， and the influence of shear modulus and permeability coefficient of soil plug are too small to be neglected.Key words：saturated soil;end-bearing pipe pile;Biot dynamic consolidation equation;Kelvin model;relative slippage基桩动力特性一直是工程界的热点问题之一[1-2].随着我国海洋强国战略的推行，各类大直径管桩凭各自的特点和优点而被广泛应用于高桩码头、海洋平台、跨海桥梁、风电机组、输电塔等海洋工程中. 在大直径开口管桩沉桩过程中，管桩内部会形成土塞，与桩侧土相比，土塞由于受到管桩内壁的约束，使土塞与管桩内壁间的相互作用更加复杂. 国内学者针对大直径管桩的静动力特性展开了大量的研究，刘汉龙等[3-4]提出了振动沉模现浇混凝土管桩（Large Diameter Pipe Pile by using Cast-in-place Concrete，PCC）技术，并对其静动特性展开了一系列的理论及模型试验研究[5-6]. 基于刘汉龙等的研究，费康等[7-8]对PCC桩的单桩承载性能、荷载传递机理及其在低应变检测中的三维效应等问题进行了研究. Ding等[9-10]针对低应变检测法在PCC桩中的适用性和管桩的纵向振动特性等问题进行了研究. Zheng等[11-12]研究了不同土体本构模型下管桩的纵向及水平振动特性. 吴文兵等[13-17]考虑了土塞质量的影响及土塞与管桩之间位移的相位差，提出了附加质量模型来模拟土塞与管桩之间的动力相互作用，采用模型试验对该理论模型进行了验证，并系统研究了管桩的纵向及扭转振动特性，研究表明单相介质中管桩与土塞之间存在相对位移差的假设具有合理性.但上述研究均将土体视为单相介质，在海洋工程中，土体处于完全饱和，不能简单地假设为单相介质，而是由固相-液相组成的两相介质. 刘林超等[18]结合饱和多孔介质理论与平面应变模型，研究了成层饱和土中管桩的纵向振动特性;郑长杰等[19]基于Biot动力固结方程，研究了饱和土中管桩的水平振动特性;靳建明等[20]基于Biot动力固结方程，研究了饱和土中管桩的扭转振动特性;Zheng等[21]研究了土体的横观各向同性对饱和土中管桩的扭转振动特性影响规律. 以上关于饱和土体中管桩动力特性的研究均假设桩侧土和土塞与管桩之间完全接触，无相对滑移. 然而，当管桩沉桩时土塞呈完全闭塞状态，土塞与管桩黏结程度极强，此假设符合工程实际，但当管桩沉桩时土塞呈非完全闭塞状态，此假设实际上夸大了管桩与土塞之间的相互作用. 与桩侧土体相比，土塞的质量较小，当管桩沉桩时土塞呈非完全闭塞状态，在动力作用下，土塞与管桩的接触面之间更容易产生相对滑移，且与单相介质土相比，由于水的存在，也更易使土塞与管桩之间产生小变形相对滑移. 因此，在研究饱和土中管桩动力特性时，考虑土塞与管桩之间的相对滑移显得十分必要. 本文基于Biot动力固结方程，考虑土体三维波动效应，采用与频率无关的Kelvin模型模拟土塞与管桩之间的相对滑移，研究了饱和土中非完全黏结管桩的纵向振动特性.1 计算模型及基本假设饱和土中非完全黏结管桩的纵向振动特性研究模型简图如图1 所示. 管桩桩长为H，外、内半径分别为r1、r2，管桩顶部作用有任意激振荷载p（t）;采用线性弹簧和线性阻尼器并联组成的Kelvin模型来模拟土塞与管桩之间的相对滑移，动刚度系数和动阻尼系数分别用kf和cf表示.桩土振动系统满足如下基本假设：1）桩侧土和土塞均为均质、各向同性的两相饱和介质，管桩底部为刚性支撑.2）桩土系统纵向耦合振动为小变形，管桩外壁与桩侧土完全接触;采用Kelvin模型来模拟土塞与管桩之间存在的小变形相对滑移.3）管桩为一维、弹性、圆环形均质杆件.2 桩土系统控制方程的建立2.1 土体振动方程及求解根据Biot提出的饱和土动力固结方程，轴对称条件下土体的纵向振动方程可表示为：4 Kelvin模型参数分析根据Randolph等[25]提出的桩侧土动态Winkler模型经验公式：kf = 2.75G/2πr，cf =G/Vs，结合土塞的基本参数可得：kf = 1.46 × 107 N·m-3，cf = 1.40 × 105 N·m-3·s. 基于附加质量模型，Wu等[14]通过模型桩试验，反演出管桩纵向振动时附加质量模型中的Voigt模型参数的取值：kf = 7.85 × 105 N·m-3，cf = 1.53 × 105 N·m-3·s. 土塞受到管桩内壁的约束，其边界条件与桩侧土边界条件不同，因此连接土塞与管桩的Kelvin模型参数值不能仅根据Randolph等[25]提出Winkler模型经验公式选取. 已有研究表明，桩土相互作用阻尼系数在饱和土中的取值小于单相介质中的取值[26]，因此本文中Kelvin模型参数也不能仅参照Wu等[14]研究取值. 综上分析，Kelvin模型动刚度和动阻尼系数的上限值可初步设置为：kf = 1.46×107 N·m-3，cf = 1.53 × 105 N·m-3·s.首先，分析动刚度系数kf对饱和土中管桩纵向振动特性的影响. 动阻尼系数cf = 0，动刚度系数kf分别设置为1 × 102、1 × 104、1 × 106、1 × 107、1.46 × 107 N·m-3. 由图5可知，当kf ≤ 1.46 × 107 N·m-3时，随着动刚度系数的增大，管桩顶部动刚度、动阻尼、速度频域及时域曲线均基本一致. 以上现象表明，动刚度系数在該区间内变化时，kf对管桩纵向振动特性的影响可以忽略. 因此，后续分析中，动刚度系数参照Wu等[14]研究取值：kf = 7.85×105 N·m-3.Key words：saturated soil;end-bearing pipe pile;Biot dynamic consolidation equation;Kelvin model;relative slippage基桩动力特性一直是工程界的热点问题之一[1-2].随着我国海洋强国战略的推行，各类大直径管桩凭各自的特点和优点而被广泛应用于高桩码头、海洋平台、跨海桥梁、风电机组、输电塔等海洋工程中. 在大直径开口管桩沉桩过程中，管桩内部会形成土塞，与桩侧土相比，土塞由于受到管桩内壁的约束，使土塞与管桩内壁间的相互作用更加复杂. 国内学者针对大直径管桩的静动力特性展开了大量的研究，刘汉龙等[3-4]提出了振动沉模现浇混凝土管桩（Large Diameter Pipe Pile by using Cast-in-place Concrete，PCC）技术，并对其静动特性展开了一系列的理论及模型试验研究[5-6]. 基于刘汉龙等的研究，费康等[7-8]对PCC桩的单桩承载性能、荷载传递机理及其在低应变检测中的三维效应等问题进行了研究. Ding等[9-10]针对低应变检测法在PCC桩中的适用性和管桩的纵向振动特性等问题进行了研究. Zheng等[11-12]研究了不同土體本构模型下管桩的纵向及水平振动特性. 吴文兵等[13-17]考虑了土塞质量的影响及土塞与管桩之间位移的相位差，提出了附加质量模型来模拟土塞与管桩之间的动力相互作用，采用模型试验对该理论模型进行了验证，并系统研究了管桩的纵向及扭转振动特性，研究表明单相介质中管桩与土塞之间存在相对位移差的假设具有合理性.但上述研究均将土体视为单相介质，在海洋工程中，土体处于完全饱和，不能简单地假设为单相介质，而是由固相-液相组成的两相介质. 刘林超等[18]结合饱和多孔介质理论与平面应变模型，研究了成层饱和土中管桩的纵向振动特性;郑长杰等[19]基于Biot动力固结方程，研究了饱和土中管桩的水平振动特性;靳建明等[20]基于Biot动力固结方程，研究了饱和土中管桩的扭转振动特性;Zheng等[21]研究了土体的横观各向同性对饱和土中管桩的扭转振动特性影响规律. 以上关于饱和土体中管桩动力特性的研究均假设桩侧土和土塞与管桩之间完全接触，无相对滑移. 然而，当管桩沉桩时土塞呈完全闭塞状态，土塞与管桩黏结程度极强，此假设符合工程实际，但当管桩沉桩时土塞呈非完全闭塞状态，此假设实际上夸大了管桩与土塞之间的相互作用. 与桩侧土体相比，土塞的质量较小，当管桩沉桩时土塞呈非完全闭塞状态，在动力作用下，土塞与管桩的接触面之间更容易产生相对滑移，且与单相介质土相比，由于水的存在，也更易使土塞与管桩之间产生小变形相对滑移. 因此，在研究饱和土中管桩动力特性时，考虑土塞与管桩之间的相对滑移显得十分必要. 本文基于Biot动力固结方程，考虑土体三维波动效应，采用与频率无关的Kelvin模型模拟土塞与管桩之间的相对滑移，研究了饱和土中非完全黏结管桩的纵向振动特性.1 计算模型及基本假设饱和土中非完全黏结管桩的纵向振动特性研究模型简图如图1 所示. 管桩桩长为H，外、内半径分别为r1、r2，管桩顶部作用有任意激振荷载p（t）;采用线性弹簧和线性阻尼器并联组成的Kelvin模型来模拟土塞与管桩之间的相对滑移，动刚度系数和动阻尼系数分别用kf和cf表示.桩土振动系统满足如下基本假设：1）桩侧土和土塞均为均质、各向同性的两相饱和介质，管桩底部为刚性支撑.2）桩土系统纵向耦合振动为小变形，管桩外壁与桩侧土完全接触;采用Kelvin模型来模拟土塞与管桩之间存在的小变形相对滑移.3）管桩为一维、弹性、圆环形均质杆件.2 桩土系统控制方程的建立2.1 土体振动方程及求解根据Biot提出的饱和土动力固结方程，轴对称条件下土体的纵向振动方程可表示为：4 Kelvin模型参数分析根据Randolph等[25]提出的桩侧土动态Winkler模型经验公式：kf = 2.75G/2πr，cf =G/Vs，结合土塞的基本参数可得：kf = 1.46 × 107 N·m-3，cf = 1.40 × 105 N·m-3·s. 基于附加质量模型，Wu等[14]通过模型桩试验，反演出管桩纵向振动时附加质量模型中的Voigt模型参数的取值：kf = 7.85 × 105 N·m-3，cf = 1.53 × 105 N·m-3·s. 土塞受到管桩内壁的约束，其边界条件与桩侧土边界条件不同，因此连接土塞与管桩的Kelvin模型参数值不能仅根据Randolph等[25]提出Winkler模型经验公式选取. 已有研究表明，桩土相互作用阻尼系数在饱和土中的取值小于单相介质中的取值[26]，因此本文中Kelvin模型参数也不能仅参照Wu等[14]研究取值. 综上分析，Kelvin模型动刚度和动阻尼系数的上限值可初步设置为：kf = 1.46×107 N·m-3，cf = 1.53 × 105 N·m-3·s.首先，分析动刚度系数kf对饱和土中管桩纵向振动特性的影响. 动阻尼系数cf = 0，动刚度系数kf分别设置为1 × 102、1 × 104、1 × 106、1 × 107、1.46 × 107 N·m-3. 由图5可知，当kf ≤ 1.46 × 107 N·m-3时，随着动刚度系数的增大，管桩顶部动刚度、动阻尼、速度频域及时域曲线均基本一致. 以上现象表明，动刚度系数在该区间内变化时，kf对管桩纵向振动特性的影响可以忽略. 因此，后续分析中，动刚度系数参照Wu等[14]研究取值：kf = 7.85×105 N·m-3.Key words：saturated soil;end-bearing pipe pile;Biot dynamic consolidation equation;Kelvin model;relative slippage基桩动力特性一直是工程界的热点问题之一[1-2].随着我国海洋强国战略的推行，各类大直径管桩凭各自的特点和优点而被广泛应用于高桩码头、海洋平台、跨海桥梁、风电机组、输电塔等海洋工程中. 在大直径开口管桩沉桩过程中，管桩内部会形成土塞，与桩侧土相比，土塞由于受到管桩内壁的约束，使土塞与管桩内壁间的相互作用更加复杂. 国内学者针对大直径管桩的静动力特性展开了大量的研究，刘汉龙等[3-4]提出了振动沉模现浇混凝土管桩（Large Diameter Pipe Pile by using Cast-in-place Concrete，PCC）技术，并对其静动特性展开了一系列的理论及模型试验研究[5-6]. 基于刘汉龙等的研究，费康等[7-8]对PCC桩的单桩承载性能、荷载传递机理及其在低应变检测中的三维效应等问题进行了研究. Ding等[9-10]针对低应变检测法在PCC桩中的适用性和管桩的纵向振动特性等问题进行了研究. Zheng等[11-12]研究了不同土体本构模型下管桩的纵向及水平振动特性. 吴文兵等[13-17]考虑了土塞质量的影响及土塞与管桩之间位移的相位差，提出了附加质量模型来模拟土塞与管桩之间的动力相互作用，采用模型试验对该理论模型进行了验证，并系统研究了管桩的纵向及扭转振动特性，研究表明单相介质中管桩与土塞之间存在相对位移差的假设具有合理性.但上述研究均将土体视为单相介质，在海洋工程中，土体处于完全饱和，不能简单地假设为单相介质，而是由固相-液相组成的两相介质. 刘林超等[18]结合饱和多孔介质理论与平面应变模型，研究了成层饱和土中管桩的纵向振动特性;郑长杰等[19]基于Biot动力固结方程，研究了饱和土中管桩的水平振动特性;靳建明等[20]基于Biot动力固结方程，研究了饱和土中管桩的扭转振动特性;Zheng等[21]研究了土体的横观各向同性对饱和土中管桩的扭转振动特性影响规律. 以上关于饱和土体中管桩动力特性的研究均假设桩侧土和土塞与管桩之间完全接触，无相对滑移. 然而，当管桩沉桩时土塞呈完全闭塞状态，土塞与管桩黏结程度极强，此假设符合工程实际，但当管桩沉桩时土塞呈非完全闭塞状态，此假设实际上夸大了管桩与土塞之间的相互作用. 与桩侧土体相比，土塞的质量较小，当管桩沉桩时土塞呈非完全閉塞状态，在动力作用下，土塞与管桩的接触面之间更容易产生相对滑移，且与单相介质土相比，由于水的存在，也更易使土塞与管桩之间产生小变形相对滑移. 因此，在研究饱和土中管桩动力特性时，考虑土塞与管桩之间的相对滑移显得十分必要. 本文基于Biot动力固结方程，考虑土体三维波动效应，采用与频率无关的Kelvin模型模拟土塞与管桩之间的相对滑移，研究了饱和土中非完全黏结管桩的纵向振动特性.1 计算模型及基本假设饱和土中非完全黏结管桩的纵向振动特性研究模型简图如图1 所示. 管桩桩长为H，外、内半径分别为r1、r2，管桩顶部作用有任意激振荷载p（t）;采用线性弹簧和线性阻尼器并联组成的Kelvin模型来模拟土塞与管桩之间的相对滑移，动刚度系数和动阻尼系数分别用kf和cf表示.桩土振动系统满足如下基本假设：1）桩侧土和土塞均为均质、各向同性的两相饱和介质，管桩底部为刚性支撑.2）桩土系统纵向耦合振动为小变形，管桩外壁与桩侧土完全接触;采用Kelvin模型来模拟土塞与管桩之间存在的小变形相对滑移.3）管桩为一维、弹性、圆环形均质杆件.2 桩土系统控制方程的建立2.1 土体振动方程及求解根据Biot提出的饱和土动力固结方程，轴对称条件下土体的纵向振动方程可表示为：4 Kelvin模型参数分析根据Randolph等[25]提出的桩侧土动态Winkler模型经验公式：kf = 2.75G/2πr，cf =G/Vs，结合土塞的基本参数可得：kf = 1.46 × 107 N·m-3，cf = 1.40 × 105 N·m-3·s. 基于附加质量模型，Wu等[14]通过模型桩试验，反演出管桩纵向振动时附加质量模型中的Voigt模型参数的取值：kf = 7.85 × 105 N·m-3，cf = 1.53 × 105 N·m-3·s. 土塞受到管桩内壁的约束，其边界条件与桩侧土边界条件不同，因此连接土塞与管桩的Kelvin模型参数值不能仅根据Randolph等[25]提出Winkler模型经验公式选取. 已有研究表明，桩土相互作用阻尼系数在饱和土中的取值小于单相介质中的取值[26]，因此本文中Kelvin模型参数也不能仅参照Wu等[14]研究取值. 综上分析，Kelvin模型动刚度和动阻尼系数的上限值可初步设置为：kf = 1.46×107 N·m-3，cf = 1.53 × 105 N·m-3·s.首先，分析动刚度系数kf对饱和土中管桩纵向振动特性的影响. 动阻尼系数cf = 0，动刚度系数kf分别设置为1 × 102、1 × 104、1 × 106、1 × 107、1.46 × 107 N·m-3. 由图5可知，当kf ≤ 1.46 × 107 N·m-3时，随着动刚度系数的增大，管桩顶部动刚度、动阻尼、速度频域及时域曲线均基本一致. 以上现象表明，动刚度系数在该区间内变化时，kf对管桩纵向振动特性的影响可以忽略. 因此，后续分析中，动刚度系数参照Wu等[14]研究取值：kf = 7.85×105 N·m-3.Key words：saturated soil;end-bearing pipe pile;Biot dynamic consolidation equation;Kelvin model;relative slippage基桩动力特性一直是工程界的热点问题之一[1-2].随着我国海洋强国战略的推行，各类大直径管桩凭各自的特点和优点而被广泛应用于高桩码头、海洋平台、跨海桥梁、风电机组、输电塔等海洋工程中. 在大直径开口管桩沉桩过程中，管桩内部会形成土塞，与桩侧土相比，土塞由于受到管桩内壁的约束，使土塞与管桩内壁间的相互作用更加复杂. 国内学者针对大直径管桩的静动力特性展开了大量的研究，刘汉龙等[3-4]提出了振動沉模现浇混凝土管桩（Large Diameter Pipe Pile by using Cast-in-place Concrete，PCC）技术，并对其静动特性展开了一系列的理论及模型试验研究[5-6]. 基于刘汉龙等的研究，费康等[7-8]对PCC桩的单桩承载性能、荷载传递机理及其在低应变检测中的三维效应等问题进行了研究. Ding等[9-10]针对低应变检测法在PCC桩中的适用性和管桩的纵向振动特性等问题进行了研究. Zheng等[11-12]研究了不同土体本构模型下管桩的纵向及水平振动特性. 吴文兵等[13-17]考虑了土塞质量的影响及土塞与管桩之间位移的相位差，提出了附加质量模型来模拟土塞与管桩之间的动力相互作用，采用模型试验对该理论模型进行了验证，并系统研究了管桩的纵向及扭转振动特性，研究表明单相介质中管桩与土塞之间存在相对位移差的假设具有合理性.但上述研究均将土体视为单相介质，在海洋工程中，土体处于完全饱和，不能简单地假设为单相介质，而是由固相-液相组成的两相介质. 刘林超等[18]结合饱和多孔介质理论与平面应变模型，研究了成层饱和土中管桩的纵向振动特性;郑长杰等[19]基于Biot动力固结方程，研究了饱和土中管桩的水平振动特性;靳建明等[20]基于Biot动力固结方程，研究了饱和土中管桩的扭转振动特性;Zheng等[21]研究了土体的横观各向同性对饱和土中管桩的扭转振动特性影响规律. 以上关于饱和土体中管桩动力特性的研究均假设桩侧土和土塞与管桩之间完全接触，无相对滑移. 然而，当管桩沉桩时土塞呈完全闭塞状态，土塞与管桩黏结程度极强，此假设符合工程实际，但当管桩沉桩时土塞呈非完全闭塞状态，此假设实际上夸大了管桩与土塞之间的相互作用. 与桩侧土体相比，土塞的质量较小，当管桩沉桩时土塞呈非完全闭塞状态，在动力作用下，土塞与管桩的接触面之间更容易产生相对滑移，且与单相介质土相比，由于水的存在，也更易使土塞与管桩之间产生小变形相对滑移. 因此，在研究饱和土中管桩动力特性时，考虑土塞与管桩之间的相对滑移显得十分必要. 本文基于Biot动力固结方程，考虑土体三维波动效应，采用与频率无关的Kelvin模型模拟土塞与管桩之间的相对滑移，研究了饱和土中非完全黏结管桩的纵向振动特性.1 计算模型及基本假设饱和土中非完全黏结管桩的纵向振动特性研究模型简图如图1 所示. 管桩桩长为H，外、内半径分别为r1、r2，管桩顶部作用有任意激振荷载p（t）;采用线性弹簧和线性阻尼器并联组成的Kelvin模型来模拟土塞与管桩之间的相对滑移，动刚度系数和动阻尼系数分别用kf和cf表示.桩土振动系统满足如下基本假设：1）桩侧土和土塞均为均质、各向同性的两相饱和介质，管桩底部为刚性支撑.2）桩土系统纵向耦合振动为小变形，管桩外壁与桩侧土完全接触;采用Kelvin模型来模拟土塞与管桩之间存在的小变形相对滑移.3）管桩为一维、弹性、圆环形均质杆件.2 桩土系统控制方程的建立2.1 土体振动方程及求解根据Biot提出的饱和土动力固结方程，轴对称条件下土体的纵向振动方程可表示为：4 Kelvin模型参数分析根据Randolph等[25]提出的桩侧土动态Winkler模型经验公式：kf = 2.75G/2πr，cf =G/Vs，结合土塞的基本参数可得：kf = 1.46 × 107 N·m-3，cf = 1.40 × 105 N·m-3·s. 基于附加质量模型，Wu等[14]通过模型桩试验，反演出管桩纵向振动时附加质量模型中的Voigt模型参数的取值：kf = 7.85 × 105 N·m-3，cf = 1.53 × 105 N·m-3·s. 土塞受到管桩内壁的约束，其边界条件与桩侧土边界条件不同，因此连接土塞与管桩的Kelvin模型参数值不能仅根据Randolph等[25]提出Winkler模型经验公式选取. 已有研究表明，桩土相互作用阻尼系数在饱和土中的取值小于单相介质中的取值[26]，因此本文中Kelvin模型参数也不能仅参照Wu等[14]研究取值. 综上分析，Kelvin模型动刚度和动阻尼系数的上限值可初步设置为：kf = 1.46×107 N·m-3，cf = 1.53 × 105 N·m-3·s.首先，分析动刚度系数kf对饱和土中管桩纵向振动特性的影响. 动阻尼系数cf = 0，动刚度系数kf分别设置为1 × 102、1 × 104、1 × 106、1 × 107、1.46 × 107 N·m-3. 由图5可知，当kf ≤ 1.46 × 107 N·m-3时，随着动刚度系数的增大，管桩顶部动刚度、动阻尼、速度频域及时域曲线均基本一致. 以上现象表明，动刚度系数在该区间内变化时，kf对管桩纵向振动特性的影响可以忽略. 因此，后续分析中，动刚度系数参照Wu等[14]研究取值：kf = 7.85×105 N·m-3.Key words：saturated soil;end-bearing pipe pile;Biot dynamic consolidation equation;Kelvin model;relative slippage基桩动力特性一直是工程界的热点问题之一[1-2].随着我国海洋强国战略的推行，各类大直径管桩凭各自的特点和优点而被广泛应用于高桩码头、海洋平台、跨海桥梁、风电机组、输电塔等海洋工程中. 在大直径开口管桩沉桩过程中，管桩内部会形成土塞，与桩侧土相比，土塞由于受到管桩内壁的约束，使土塞与管桩内壁间的相互作用更加复杂. 国内学者针对大直径管桩的静动力特性展开了大量的研究，刘汉龙等[3-4]提出了振动沉模现浇混凝土管桩（Large Diameter Pipe Pile by using Cast-in-place Concrete，PCC）技术，并对其静动特性展开了一系列的理论及模型试验研究[5-6]. 基于刘汉龙等的研究，费康等[7-8]对PCC桩的单桩承载性能、荷载传递机理及其在低应变检测中的三维效应等问题进行了研究. Ding等[9-10]针对低应变检测法在PCC桩中的适用性和管桩的纵向振动特性等问题进行了研究. Zheng等[11-12]研究了不同土体本构模型下管桩的纵向及水平振动特性. 吴文兵等[13-17]考虑了土塞质量的影响及土塞与管桩之间位移的相位差，提出了附加质量模型来模拟土塞与管桩之间的动力相互作用，采用模型试验对该理论模型进行了验证，并系统研究了管桩的纵向及扭转振动特性，研究表明单相介质中管桩与土塞之间存在相对位移差的假设具有合理性.但上述研究均将土体视为单相介质，在海洋工程中，土体处于完全饱和，不能简单地假设为单相介质，而是由固相-液相组成的两相介质. 刘林超等[18]结合饱和多孔介质理论与平面。
频率相关域的桩基结构竖向水平振动特性分析
龙源期刊网 频率相关域的桩基结构竖向水平振动特性分析作者：熊辉来源：《湖南大学学报·自然科学版》2012年第12期摘要：导出了一种可考虑土的分层以及桩顶轴向力参与作用的计算土介质中群桩动力相互作用因子的方法，进一步增强了SR简化模型的应用效能利用子结构理论，可计算任意构型、桩数、土层属性下的群桩结构系统动力反应，其计算工作量较小，便于工程应用.通过一桥梁墩基结构的地震反应分析表明：考虑竖向振动附加影响的水平激振作用会产生相当的附加变位，致使水平群桩阻抗效应减少；同时桩间动力相互作用影响也较单一水平力作用时有明显规律性的增强；桩土子结构的柔性参与在一定程度上可降低体系水平动力反应.关键词：桩承结构；土结构相互作用；桩间效应；群桩阻抗；动力反应中图分类号： TU473.1 文献标识码：A近二三十年以来，由于桩基承载结构在工程中的广泛应用，而考虑共同作用主要是强调基础所产生的埋置效应对整个体系的动力行为影响，故除了核电站这类本身具有埋置特性的结构外，引入带桩结构作为相互作用理论、试验以及观测研究的对象占据了主导方向.根据对土域的模拟方法，（桩基）土结构物动力相互作用分析途径可以分为两类：基于构建时域内动力积分方程的直接有限元法和基于时、频域内变换的子结构法.J.Guin利用混合有限元边界元技术，对基础面以上运用频域内的动力子结构法，而采用等效线性方法来计算自由场地震反应，该法既可计算整体式桩筏基础、也可用于分离式桥墩基础的动力反应分析刘立平等对常用的刚结模型、铰结模型、接触模型、简化模型和弹簧模型五种桩土动力相互作用分析模型进行了对比研究，认为不同的分析模型有不同的适用范围，在桩土动力相互作用分析时应根据所关心的问题选用不同的分析模型，并给出了选择模型的建议Makris等采用上部桥台与桥面板的6自由度集中参数简化模型分析了桥梁结构与分离式桩基础的共同作用，并根据现场震动记录验证了按考虑其与频率无关的近似阻抗进行的时程分析预测的一致性Darbre则通过混合时频分析法对具有滑移类型独立基础的反应堆建筑进行了动力分析，并引入拟线性系统解决了非线性迭代过程频域内进行的问题，由三种场地上的各种介质模型的分析结果表明结构反应并没有受到与频率相关的基础刚度太大的影响，验证了在特定情形下应用常量基础刚度所得时域内结果的有效性.本文建立了考虑轴向力参与作用影响时桩的水平振动动力平衡方程式，较为全面地揭示了群桩分层土系统中各桩间的动力相互作用影响，可以较为精确地求得基桩的各项随频轴向力影响下的动力相互因子、动力阻抗以及其桩身的动内力反应并将这种群桩效应反映到与上部结构的惯性相互作用中，形成了上、下部结构共同作用运动方程.通过便捷的计算过程即可得到水平地震作用下不同布桩方式及数量、土层与土性条件下群桩土结构体系的动力反应.。
《强震下PHC管桩与承台连接节点的抗震性能及设计方法研究》
《强震下PHC管桩与承台连接节点的抗震性能及设计方法研究》篇一一、引言近年来，随着国内外地震频发，对于建筑物、基础设施等结构在地震下的安全性和稳定性研究日益成为热点。
PHC管桩作为一种重要的基础工程结构，其与承台连接节点的抗震性能及设计方法研究显得尤为重要。
本文将针对强震下PHC管桩与承台连接节点的抗震性能进行深入研究，并探讨其设计方法。
二、PHC管桩与承台连接节点的基本概念PHC管桩是一种预应力高强度混凝土管桩，具有承载力强、稳定性好等优点，在桥梁、公路、房屋等基础设施建设中广泛应用。
承台则是连接桩和上部结构的桥梁，起着重要的过渡作用。
两者之间的连接节点是结构中承上启下的关键部分，其抗震性能直接关系到整个结构的安全性。
三、强震下PHC管桩与承台连接节点的抗震性能分析（一）节点类型及特点PHC管桩与承台连接节点主要包括端板连接、钢筋搭接和混凝土锚固等形式。
端板连接形式简单、施工方便，但承载力受节点强度和刚度的影响；钢筋搭接可提高节点的整体性，但需考虑钢筋的滑移和锚固问题；混凝土锚固则具有较强的承载力和稳定性，但施工难度较大。
（二）抗震性能分析在强震作用下，PHC管桩与承台连接节点需具备较好的抗震性能。
通过有限元分析、振动台试验等方法，对不同类型节点的抗震性能进行深入研究。
结果表明，合理的节点设计可以有效提高结构的抗震能力，减少地震对结构的影响。
四、PHC管桩与承台连接节点的设计方法（一）设计原则在设计PHC管桩与承台连接节点时，应遵循“强节点、弱构件”的原则，确保节点具有足够的承载力和稳定性。
同时，还需考虑施工方便、经济合理等因素。
（二）设计步骤1. 根据工程地质条件、设计荷载等要求，确定管桩和承台的尺寸及材料。
2. 根据节点类型，确定端板、钢筋、混凝土等材料的规格和布置方式。
3. 通过有限元分析、振动台试验等方法，对节点进行抗震性能分析，确保节点在强震作用下具有较好的抗震性能。
4. 根据分析结果，对节点进行优化设计，提高节点的承载力和稳定性。
打桩振动分析及防治措施
打桩振动分析及防治措施集团企业公司编码：（LL3698-KKI1269-TM2483-LUI12689-ITT289-打桩振动分析及防治措施摘要通过分析研究打桩振动机理、打桩振动对周围建筑物产生的不良影响，提出施工中应采取的防治措施，以期有效地预防和减轻打桩振动影响。
关键词打桩振动振动影响防治措施1引言桩基础是常见的基础形式，它解决了建筑物软土地基容易产生过大沉降和不均匀沉降等问题。
预制桩因施工快速方便、质量容易保证、适宜于极软弱地基等优点经常被采用，常用的预制桩有混凝土方桩、PHC管桩及钢管桩等。
桩基础的施工通常都离不开振动型机械，桩锤对桩身的冲击不但产生噪声，而且引起桩身及桩周围附近土体的强烈振动，这种振动以弹性波的形式向更远范围的土体扩散传播，造成打桩区及其邻近土体的水平位移和竖向位移，对周围建筑物产生损伤，影响建筑物的安全和正常使用，对地下管线的正常使用和安全造成影响，对人们的正常工作、生活造成严重影响。
2打桩振动机理分析打桩振动是一种脉冲衰减的瞬间锤击强迫振动，振动波向四周辐射，形成了振动影响场，其等振线呈封闭环形，类似平静湖面投入一石子，形成涟漪，逐渐散开、消失。
打桩时，锤击能量只有很小的一部分损失在锤垫和桩垫的压缩及桩的弹性变形和桩与土的摩擦上，大部分打桩能量通过桩尖和桩侧向外扩散、传递振动,能量转化为体波(压缩波、剪切波)和面波(瑞利波)传到土里，首先压缩波到达，剪切波次之，瑞利波后到，振动能量压缩波占7%，剪切波占26%，瑞利波占67%，且体波衰减比面波快。
面波是影响振动程度的主导波，并且随着距离的增加而影响增大。
在离振源一定距离以外，对于位于或接近于地面的建筑物及其基础，面波在振动中起主导作用。
随着桩入土深度的增加，打桩振动在地面的影响范围也增大。
由于打桩是连续施加的，具有一定振幅的振波叠加使土体孔压增加，总应力增大，应变能累积加大，从而引起地面建筑物的振动烈度增大，出现地面隆起、变形和位移等现象。
层状地基中刚柔性承台群桩基础竖向振动特性研究的开题报告
层状地基中刚柔性承台群桩基础竖向振动特性研究的开题报告一、研究背景与意义近年来，城市化进程不断加快，建筑物越来越高、越来越重，对地基承载能力和稳定性提出了更高的要求。
桩基础是一种广泛应用于高层建筑和大型深基坑工程中的基础形式，具有承载能力高、抗侧力能力强等特点，是大型建筑物的首选基础形式。
然而，桩基础也面临一些挑战，如土体的非均匀性以及建筑物在地震等自然灾害下产生竖向振动会对桩基础的稳定性和承载能力造成影响。
因此，研究桩基础竖向振动特性，对于完善桩基础设计、提高建筑物抗震能力和安全性，具有重要意义。
本文将研究层状地基中刚柔性承台群桩基础竖向振动特性，主要包括以下研究内容：（1）桥墩的振动特性首先，将对刚柔性承台群桩基础系统进行动力响应分析，研究群桩基础系统的振动特性。
研究不同刚度比的刚柔性承台群桩基础系统的共振频率、振幅等参数，为后续研究奠定基础。
（2）桥梁的振动特性然后，建立层状地基与刚柔性承台群桩基础系统的有限元数值模型，研究在不同铺设方式下背填土对桩基础系统的影响。
通过有限元分析，探讨背填土的软硬度对桥墩的振动特性的影响，并对桥梁的整体稳定性进行分析。
（3）振动控制最后，针对层状地基中刚柔性承台群桩基础系统的振动特性，提出相应的振动控制方法。
通过有限元数值模拟，分析不同控制方法对系统的振动特性的影响，优化桩基础设计，提高桥梁的稳定性和抗震能力。
二、研究方法与技术路线（1）研究方法采用数值分析方法，建立层状地基与刚柔性承台群桩基础系统的有限元模型，并对系统进行建模和分析。
在模拟过程中，需要考虑土体的非均匀性、桩与土的粘结力和桩身自身的自振特性。
（2）技术路线①拟定研究方案和技术路线；②建立层状地基与刚柔性承台群桩基础系统的三维有限元模型；③分析系统的静力特性和动力响应特性；④探讨背填土的软硬度对桥墩的振动特性的影响；⑤提出相应的振动控制方法，验证其有效性。
三、预期研究结果通过研究层状地基中刚柔性承台群桩基础系统的竖向振动特性，本文预期达到以下研究成果：（1）分析不同刚度比的刚柔性承台群桩基础系统的共振频率、振幅等参数，为后续研究奠定基础；（2）探究背填土的非均匀性对桥墩的振动特性的影响，为桥梁稳定性分析提供参考；（3）提出相应的振动控制方法，通过数值模拟验证其有效性。
《不同轴力作用下PHC管桩-承台连接劲性节点抗弯承载性能数值分析》范文
《不同轴力作用下PHC管桩-承台连接劲性节点抗弯承载性能数值分析》篇一一、引言随着建筑技术的不断进步，PHC（预应力高强度混凝土）管桩因其优异的力学性能和良好的经济性，在各类工程项目中得到了广泛应用。
PHC管桩与承台之间的连接劲性节点是整个结构中的重要组成部分，其抗弯承载性能直接关系到整体结构的稳定性和安全性。
本文旨在通过数值分析方法，研究不同轴力作用下PHC管桩-承台连接劲性节点的抗弯承载性能。
二、研究背景及意义在建筑工程中，PHC管桩因其良好的承载能力和较低的造价，被广泛应用于各类基础工程中。
而其与承台之间的连接劲性节点，是传递荷载、保证结构整体稳定性的关键部位。
因此，对PHC管桩-承台连接劲性节点的抗弯承载性能进行研究，对于提高工程结构的安全性、优化设计具有重要的理论意义和实际应用价值。
三、数值分析方法及模型建立1. 数值分析方法本文采用有限元分析方法，通过建立精确的数值模型，对不同轴力作用下的PHC管桩-承台连接劲性节点进行数值模拟分析。
2. 模型建立（1）PHC管桩模型：根据实际工程中的管桩尺寸和材料性能，建立PHC管桩的数值模型。
（2）承台模型：根据承台的几何尺寸和材料性能，建立承台的数值模型。
（3）连接劲性节点模型：根据实际工程中的连接方式和构造特点，建立PHC管桩-承台连接劲性节点的数值模型。
四、不同轴力作用下的抗弯承载性能分析1. 轴力对抗弯承载性能的影响在不同轴力作用下，对PHC管桩-承台连接劲性节点的抗弯承载性能进行分析。
结果表明，随着轴力的增大，节点的抗弯承载能力逐渐提高，但增长速率逐渐减缓。
2. 劲性节点的应力分布特点在轴力作用下，劲性节点出现明显的应力集中现象。
通过数值分析，可以清晰地看到应力在节点各部位的分布情况，为优化设计提供依据。
3. 参数分析通过改变劲性节点的构造参数（如连接方式、尺寸等），分析其对抗弯承载性能的影响。
结果表明，合理的构造参数可以提高节点的抗弯承载能力。
考虑桩-土相互作用的粘弹性土中管桩的纵向动力阻抗分析
Ｏ 引 言
管桩 基础 是海 洋及 海岸 工程 中常被 采用 的一 种结构 形式 ， 管桩 基础 在海 上风力 发 电机 、 海洋平 台等工
程 有着广 泛 的应用 ． 管桩 作 为一种 地基 处理及 桩 基础形 式从 上 个世 纪 初产 生 到 现在 已经得 到 了很 大 的发
展， 在各 种建 筑基础 中得 到广 泛 的应用 ， 发 挥 着 巨大 的作 用 ¨ ． 工 程应 用 中 ， 常 会 遇 到各 种 各 样 的 并 在 经 动力 问题 ， 桩基 纵 向动力 振动 特性 的研究 一直 是岩 土工 程 中的一个 重要课 题 ， 也是 动力 基础设 计 的一项关
Ｃｏ ｓｄｅ ｉ ｇ ＳｏｌＰｉｅ Ｉ ｅ ａ ｔｏ ｎ ｉ ｒｎ ｉ－ ｌ ｎｔｒ ｃ ｉｎ
Ｌ Ｕ０ ｅ — ｅ ． ＡＮ Ｑｉ ａ ｇ Ｗ ｎｈ Ｙ — ｎ ｆ
（ ．Ｈ ｎｎＷａｄ ｏｄａｄＢｉｇ ｒｕ ｏ ｔ． ｉｙｎ ， ｅａ ６０ ０ ｈｎ ； １ ｅａ ｎ ａＲ ａ ｎ ｒ ｅＧｏｐＣ ．Ｌｄ ，Ｘｎａｇ Ｈ ｎｎ４ ４０ ，Ｃ ｉａ ｄ ２ Ｓｈｏ ｏ Ｃｖ ｎｉｅｒ ｇ Ｘｎ ａｇＮ ｒ ｌ ｏｅｅ ｉｙｎ ， ｅａ ０ ７ ， ｈｎ ） ．ｃｏｌ ｆ ｉｌ ｇ ｅｉ ， ｉ ｎ ｏ ｌ ｇ ，Ｘｎａｇ Ｈ ｎｎ２ ０ ２ Ｃ ｉ ｉＥ ｎ ｎ ｙ ｍａ Ｃ ｌ ａ
比对管桩 竖 向动 力 阻抗 的影 响． 关键 词 ： 离变量 法 ； 向振 动 ； 分 纵 动力 阻抗 ； 粘弹性
中图分类 号 ： Ｕ ３ 文 献标识 码 ： 文 章编 号 ：０ ７— ５ ｘ ２ １ ） ５— ０ ８— ５ Ｔ ４５ Ａ １ ０ ８ ５ （ ０ ０ ０ ０ ２ ０ Ｖｅ ｔｃ ｌＤｙ ａ ｉ ｍ ｐ ｄａ ｃ ｆＰｉ ｅ Ｐｉ ｎ Ｖｉｃ ｅ ａ ｔｃ Ｓ ｉ ｒ ｉａ ｎ ｍ ｃ Ｉ ｅ ｎ ｅ ｏ ｐ ｌ ｉ ｓ ｏ ｌ ｓ ｉ ｏ ｌ ｅ
标准线性体条件下桩的纵向振动特征响应
域及 时域响应解 析解或 半解析解 的方面取 得 了众 多的成果 ，
但其大部分 均将 重点放在桩侧土 的边界条件 。而对于桩底土 ，
这些研 究基本 都是 将桩底 土对桩 的作用 简化 为分布 的 Ｖ ｏ ｉ ｇ ｔ
体（ 一个线 性弹簧和一个 牛顿 粘壶并联 ） ［ １ ＇ 或 者是分布 的线性 弹簧来表示 。实际上 ， 桩底 土在经过施工 的过程 中， 经过一定 的挤压 。其性质 用标 准线性体描述 可能更准确地 反映实际振 动特性 。本文对桩底 土为标 准线性体 ， 桩侧 土为双 Ｖ ｏ ｉ ｇ ｔ 作 用 下桩 的纵 向振动理论研究。
标 准 线 性体 条 件 下桩 的纵 向振 动 特 征 响应
李栋 崔武文 韩红 霞
摘要： 本文研究了桩侧土为双Ｖ ｏ ｇ ｉ ｔ 体， 桩底 土为标准线
性体条件 下， 桩土 系统 的振 动特性 ， 并求得 了桩 顶在瞬 态半 正 弦脉 冲荷 载作用下 ， 桩 的时域纵 向响 应的半解析解 ， 同时结合 机械 阻抗法， 重点研 究了桩底 土模型 中的主要参数对 于频 域曲 线 的影 响， 经过分析判 断在 此模型 中， 桩底 土的刚度 因子 对于
ｏ ｆ ｔ ｈ ｅ ｒ ｕ ｂ ｂ ｅ ｒ ｃ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ｃ ｏ ｎ ｃ ｒ ｅ ｔ ｅ
许 少楠 Ｘｕ Ｓ ｈ ａ ｏ ｎ ａ ｎ 李艳春 Ｌ Ｉ Ｙ ａ ｎ ｃ ｈ ｕ ｎ
擅要 ： 将经过 Ｃ ａ ｃ ｌ ２ 溶液及 Ｎ ａ ｏ Ｈ溶液预处理的 ４ ０目、 ６ ０
四． 定解问■的求解
１ ． 桩 身所 受到的侧摩擦力 ： 如图 １ 所 示 ，桩侧土对这一位 置桩身侧 面单 位面积作 用力为
尼 系数 为ｎ １ 、Ｉ １ ２ （ 图１ ） 。
钢筋混凝土桩式桥台的振动特性分析与优化
钢筋混凝土桩式桥台的振动特性分析与优化钢筋混凝土桥台是桥梁结构中至关重要的组成部分，它承载了桥面荷载并将荷载传递给桥墩和桩基。
在桥台的设计中，考虑桥台的振动特性是非常重要的，因为它直接关系到桥梁的安全性和舒适性。
本文将对钢筋混凝土桩式桥台的振动特性进行分析，并提供一些优化措施。
首先，为了分析桥台的振动特性，需要研究桥台的固有频率和模态形态。
固有频率是桥台在没有外部激励下自由振动的频率，它受到桥台的几何形状、材料特性和支座条件等因素的影响。
通过有限元方法，可以对桥台进行数值模拟，得到桥台的固有频率和模态形态。
其次，桥台的振动特性还与桥台的动力响应有关。
当桥面承受交通载荷时，桥台会产生动力响应。
动力响应主要包括挠度和加速度等参数。
挠度是指桥台在受力作用下发生的变形，而加速度则是桥台在受力作用下的加速度变化。
通过对桥台的动力响应进行分析，可以评估桥梁结构的舒适性和振动水平。
在优化钢筋混凝土桩式桥台的振动特性时，有几个关键点需要考虑。
首先是桥台的几何形状设计。
桥台的几何形状对桥台的固有频率和模态形态有直接的影响。
通过调整桥台的几何形状，可以改变桥台的振动特性。
其次是桥台的材料选择。
不同的材料具有不同的刚度和阻尼特性，影响着桥台的振动响应。
合理选择材料可以减小桥台的振动。
还有就是桥面荷载的分布和大小。
桥面荷载是桥台振动的主要激励源，通过合理分布和控制荷载大小可以降低桥台的振动水平。
除了上述优化点外，还可以采取一些降低桥台振动的措施。
例如，在桥台和桥墩之间加装减振装置，如弹性支座、减振器等。
这些装置可以吸收桥台振动的能量，减小桥台的振动幅度。
此外，还可以采用适当的施工工艺和结构加固措施来提高桥台的刚度和阻尼特性，进一步降低振动。
综上所述，钢筋混凝土桩式桥台的振动特性分析与优化是提高桥梁结构安全性和舒适性的重要措施。
通过对桥台的固有频率和模态形态的分析，可以了解桥台的振动特性；通过对桥台的动力响应分析，可以评估桥梁结构的舒适性和振动水平。
打桩振动分析及防治措施
仅供参考[整理] 安全管理文书打桩振动分析及防治措施日期：__________________单位：__________________第1 页共6 页打桩振动分析及防治措施摘要通过分析研究打桩振动机理、打桩振动对周围建筑物产生的不良影响，提出施工中应采取的防治措施，以期有效地预防和减轻打桩振动影响。
关键词打桩振动振动影响防治措施1 引言桩基础是常见的基础形式，它解决了建筑物软土地基容易产生过大沉降和不均匀沉降等问题。
预制桩因施工快速方便、质量容易保证、适宜于极软弱地基等优点经常被采用，常用的预制桩有混凝土方桩、PHC 管桩及钢管桩等。
桩基础的施工通常都离不开振动型机械，桩锤对桩身的冲击不但产生噪声，而且引起桩身及桩周围附近土体的强烈振动，这种振动以弹性波的形式向更远范围的土体扩散传播，造成打桩区及其邻近土体的水平位移和竖向位移，对周围建筑物产生损伤，影响建筑物的安全和正常使用，对地下管线的正常使用和安全造成影响，对人们的正常工作、生活造成严重影响。
2 打桩振动机理分析打桩振动是一种脉冲衰减的瞬间锤击强迫振动，振动波向四周辐射，形成了振动影响场，其等振线呈封闭环形，类似平静湖面投入一石子，形成涟漪，逐渐散开、消失。
打桩时，锤击能量只有很小的一部分损失在锤垫和桩垫的压缩及桩的弹性变形和桩与土的摩擦上，大部分打桩能量通过桩尖和桩侧向外扩散、传递振动,能量转化为体波(压缩波、剪切波)和面波(瑞利波)传到土里，首先压缩波到达，剪切波次之，瑞利波后到，振动能量压缩波占7%，剪切波占26%，瑞利波占67%，且体波衰减比面波快。
面波是影响振动程度的主导波，并且随着距离的增加第 2 页共 6 页而影响增大。
在离振源一定距离以外，对于位于或接近于地面的建筑物及其基础，面波在振动中起主导作用。
随着桩入土深度的增加，打桩振动在地面的影响范围也增大。
由于打桩是连续施加的，具有一定振幅的振波叠加使土体孔压增加，总应力增大，应变能累积加大，从而引起地面建筑物的振动烈度增大，出现地面隆起、变形和位移等现象。
《强震下PHC管桩与承台连接节点的抗震性能及设计方法研究》范文
《强震下PHC管桩与承台连接节点的抗震性能及设计方法研究》篇一一、引言随着地震灾害的频发，建筑结构的抗震性能成为了重要的研究课题。
PHC管桩作为一种常用的基础结构形式，其与承台连接节点的抗震性能对于整个建筑结构的稳定性具有至关重要的作用。
本文将重点研究强震下PHC管桩与承台连接节点的抗震性能，以及提出相应的设计方法。
二、PHC管桩与承台连接节点概述PHC管桩是一种预应力高强度混凝土管桩，具有承载力高、施工方便等优点，在桥梁、码头、建筑等工程中得到广泛应用。
承台则是连接桩与上部结构的桥梁，其与管桩的连接节点是整个结构的关键部位。
在强震作用下，该节点将承受巨大的荷载和振动，因此其抗震性能的优劣直接影响到整个建筑结构的稳定性和安全性。
三、抗震性能研究（一）试验研究为研究强震下PHC管桩与承台连接节点的抗震性能，可通过实验室试验和现场试验相结合的方法进行。
在实验室中，可通过模拟地震振动台对节点进行加载试验，观察其在不同地震烈度下的反应和破坏模式。
在现场，可对实际工程中的节点进行地震监测和记录，分析其在强震作用下的实际表现。
（二）破坏模式分析通过试验研究，可以分析出PHC管桩与承台连接节点在强震作用下的破坏模式。
常见的破坏模式包括管桩与承台的相对位移过大、节点处混凝土开裂、钢筋屈服等。
这些破坏模式将直接影响节点的承载能力和抗震性能。
（三）抗震性能评估根据试验结果和破坏模式分析，可以对PHC管桩与承台连接节点的抗震性能进行评估。
评估指标包括节点的位移、应力、耗能能力等。
通过对比不同节点在相同地震烈度下的表现，可以得出节点的抗震性能优劣。
四、设计方法研究（一）设计原则针对PHC管桩与承台连接节点的设计，应遵循“强柱弱梁、多道防线”的设计原则。
即通过合理的设计，使节点在地震作用下能够形成多道防线，提高整个结构的抗震能力。
同时，应保证节点的承载力和耗能能力，以应对强震作用。
（二）设计方法1. 优化节点构造：通过优化节点构造，提高其承载力和耗能能力。
刚性桩筏基础的竖向振动特性分析
刚性桩筏基础的竖向振动特性分析利用桩筏基础作为支撑，经常用于建设桥梁、洞隧、铁路等高度的地面建筑物。
由于桩筏基础的竖向振动受到交通荷载、结构振动和节奏荷载的影响，因此，对竖向振动的分析和控制显得格外重要。
本文将从理论和实际研究两个方面，介绍桩筏基础竖向振动的分析特性。
一、桩筏基础竖向振动分析理论（1）基础弹性分析桩筏基础竖向振动分析要从基础弹性分析入手，通过弹性力学理论和振动学理论，对基础振动特性进行研究和分析，求出其竖向振动的特性和振动参数。
（2）动力学分析动力学分析是桩筏基础振动特性分析的重要内容。
通过动力学方法，可以更精确的研究基础的振动特性，如刚度矩阵、质量矩阵和荷载矩阵，求出基础的振动模态信息，以及各振动模态的有效振动频率。
（3）数值模拟数值模拟是桩筏基础竖向振动分析的重要手段之一，其目的是通过计算机模拟实际工程环境中的振动情况，从而对振动的发展和演变有更进一步的分析，求出基础的模态性能及其发展趋势。
二、实际工程研究（1）桩筏基础动力和静力分析根据桩筏基础的荷载模型，可以通过静力分析和动力分析，求出桩筏基础的受力性能，以及满足设计要求时的最优参数；（2）桩筏基础振动试验为了更进一步的分析桩筏基础的竖向振动特性，需要进行振动试验，通过模拟实际的振动环境，测试桩筏基础的振动情况，以及振动幅值、频率、振型等性能参数。
（3）振动性能优化根据实际的振动试验结果，可以对桩筏基础的振动性能进行优化，如增加基础的刚度，增加基础的质量，降低基础的振动参数等，以达到改善振动性能的目的。
三、结论通过以上分析，可以得出以下结论：1、桩筏基础竖向振动特性分析应以理论和实际两方面进行研究，使用基础弹性分析、动力学分析和数值模拟等方法；2、应进行实际工程研究，进行桩筏基础的动力和静力分析，并进行振动试验，以便更准确地了解基础的振动特性，进而改善其振动性能；3、桩筏基础竖向振动分析是一个复杂而详细的过程，需要平衡理论分析、实际试验和应用优化，才能获得最佳的振动效果。
桩基的振动及动力优化
桩基的振动及动力优化桩基的振动及动力优化摘要：桩基是土木工程中常用的重要基础形式之一，具有承载能力强、适应性广等优点。
然而，在实际应用中，桩基的振动问题一直备受关注。
本文以桩基的振动问题为切入点，从桩基的振动机理、动力影响因素以及优化措施等方面进行了探讨和研究。
一、桩基的振动机理桩基振动的机理可分为两类：一是桩身振动和土体共振导致桩基整体振动；二是桩顶施加的动力载荷引起桩基振动。
具体来说，当桩体受到外力作用时，力会通过桩顶传导到桩身，进而引起桩身振动。
土体共振主要指土体在振动作用下形成共振，并传导给桩身。
这两类机理综合作用下，会导致桩基整体发生振动。
二、动力影响因素桩基振动的影响因素较多，主要包括以下几个方面：1. 桩体的固有频率：桩体的固有频率与其刚度、质量以及几何尺寸有关。
当外力频率与桩体固有频率接近时，会引起共振现象，导致桩基振动加剧。
2. 动力载荷：施加在桩顶的动力载荷是引起桩基振动的主要原因之一。
动力载荷的大小和频率都会对桩基振动产生重要影响。
3. 土体性质：不同土体具有不同的弹性模量和耗散能力，这会直接影响到桩基振动特性。
4. 邻近结构物：邻近结构物的存在也会对桩基振动产生影响。
当结构物受到桩基振动的影响时，会产生共振反应，进一步加剧振动。
三、桩基振动的优化措施针对桩基振动问题，为了减小振动影响并确保基础结构的安全稳定，可以采取以下优化措施：1. 降低桩体固有频率：通过调节桩身的刚度和质量，可使桩体固有频率远离外力频率，减小共振发生的可能性。
2. 减小动力载荷：采取减少桩顶施加的动力载荷，或通过减小外力频率来避免共振的发生。
3. 改善土体性质：选择合适的土体，提高土体的耗散能力和阻尼比，以减小土体共振的影响。
4. 采取隔振措施：在桩与土体之间引入隔振装置，如橡胶垫、弹簧等，以降低振动传递。
5. 考虑邻近结构物：在设计过程中要充分考虑邻近结构物对桩基振动的影响，采取有效的控制措施，避免共振效应。
纵向振动桩侧壁切应力频率域解及其应用
纵向振动桩侧壁切应力频率域解及其应用
纵向振动桩是一种常用的地基加固技术，其在工程实践中具有广泛的
应用。
然而，由于桩身的振动会引起桩侧壁的切应力，因此需要对其
进行频率域解析，以便更好地控制其应力状态，保证工程的安全性和
可靠性。
在纵向振动桩的侧壁切应力频率域解析中，主要涉及到桩身的振动特
性和侧壁的应力分布。
桩身的振动特性可以通过有限元分析或试验测
量得到，而侧壁的应力分布则需要进行频率域解析。
在频率域解析中，可以采用传统的有限元方法或者基于波动理论的方法。
其中，基于波
动理论的方法具有更高的精度和更广泛的适用性，因此在实际工程中
更为常用。
在纵向振动桩侧壁切应力频率域解析的应用中，主要包括以下几个方面：
1. 桩身的设计和优化。
通过对桩身的振动特性和侧壁的应力分布进行
频率域解析，可以确定桩身的设计参数，如桩径、壁厚、材料等，以
满足工程的要求。
2. 桩身的监测和评估。
通过对桩身的振动特性和侧壁的应力分布进行
频率域解析，可以实时监测桩身的状态，及时发现和处理潜在的问题，保证工程的安全性和可靠性。
3. 工程的优化和改进。
通过对桩身的振动特性和侧壁的应力分布进行
频率域解析，可以发现工程中存在的问题和不足之处，进而进行优化
和改进，提高工程的效率和质量。
总之，纵向振动桩侧壁切应力频率域解析是一项重要的工程技术，其
应用范围广泛，可以有效地保证工程的安全性和可靠性。
在实际应用中，需要结合具体的工程要求和实际情况，选择合适的解析方法和工具，以达到最佳的效果。
成层非饱和土中桩的纵向振动特性分析（精品）
成层非饱和土中桩的纵向振动特性分析张智卿!王奎华!谢康和!周开茂浙江大学土木工程系 杭州3l0027摘要!基于Bishop 有效应力公式 单相流固结理论 以及阻抗函数递推方法研究了三维轴对称条件下成层简化的非饱和土中变截面桩的纵向振动特性O 在频域中 求得了桩顶位移和速度的响应函数O 利用傅里叶逆变换 得到了瞬态半正弦脉冲荷载作用下桩顶时域响应的半解析解O 通过数值计算 分析了土层模量变化\土层饱和度变化以及桩身截面变化对桩顶频域和时域响应曲线的影响O 结果表明 土层模量变化对桩顶频域和时域响应有一定的影响 土层饱和度变化基本没有影响 桩身截面变化影响较大O关键词!非饱和土!阻抗函数!纵向振动!导纳!反射波中图分类号!TU-43文献标识码!A文章编号!l00l -7ll9(2007)0l -0088-09A Study on Longitudinal Vibration Behavior of Inhomogeneous PileEmbedded in Layered Unsaturated SoilsZHANC Zhi !ging,WANC Kui !hua,XIE Kang !he,ZHOU Kai !maoDepartment of Civii Engineering,Zhejiang University,Hangzhou 3l0027,ChinaAbstract:Based on Bishop s effective stress formuia,the dynamic response of an inhomogeneous piie embedded in iayered simpiified unsaturated soii and subjected to a verticai ioad is theoreticaiiy investigated.And the corresponding soiutions of the dispiacement and veiocity response function at the piie head are derived in freguency domain.Then,a semi -anaiyticai soiution for the veiocity response of the piie subjected to a semi -sine wave exciting force is derived by using invert Fourier transform.Through numericai caicuiation,the infiuences of the variations of the moduius and degree of saturation of soii iayer and cross -section of the piie on the response are anaiyzed.It is shown that the variation of the moduius of soii iayer has some infiuence on the response,that of the degree of saturation of the soii iayer has noinfiuence on the response and the change of cross -section of the piie has remarkabie infiuence on the response.Key words:unsaturated soii;impedance function;verticai vibration;admittance;refiective wave收稿日期!2005-08-09基金项目!国家自然科学基金资助项目 批准号150279047 浙江省自然科学基金资助项目 批准号1Yl044l3 作者简介!张智卿 l982- 男 河北邢台人 博士研究生O第23卷第l 期2007年l 月BULLETIN OF SCIENCE AND TECHNOLOGYVoi.23No.l Jan.2007第1期!引言桩的纵向振动理论是桩的各种动态测试方法的理论基础开展桩纵向振动理论的研究对于进一步弄清动力试桩的机理以及正确分析桩的测试曲线是非常重要的O近几十年来桩的纵向振动理论有了很大的发展O Novak[1]提出了简化的平面应变模型之后在此基础上利用文克尔土模型求得了单层和成层土中完整桩的桩顶阻抗函数[2]O Miiitatno[3]在忽略切向剪应力的条件下对成层土中桩的纵向振动时域特性进行了分析O王腾[45]在考虑桩端土和桩侧土作用下求得了粘弹性有限长三段变阻抗桩桩顶的阻抗(动刚度)的解析解及任意段变模量桩桩顶速度时域响应的解析解O王奎华[6]在考虑桩身材料阻尼\桩侧土采用广义Voigt模型条件下分析了成层土中不均匀桩的纵向振动特性O以上分析都是基于单相介质然而多数情况下尤其在地下水位埋深较大的地区土体一般为非饱和三相介质将土视为单相介质势必不能精确地描述土的真实特性O文献[7]把土可以简化的情况分为三种1一是饱和度在90%以上的气封闭状态一是饱和度较低只考虑孔隙气流的情况一是饱和度适中可以忽略排气过程的情况O 因此本文仅针对饱和度适中的土体从BiS op 提出的非饱和土中的有效应力原理[8]出发并且按照单相流固结理论及阻抗函数递推的方法用解析的方法研究了变截面桩在成层简化的非饱和土层中的纵向振动特性O这不仅在理论上而且在基桩质量检测工作中均有重要的意义O"计算简图及基本假定本文研究成层简化的非饱和土层中变截面桩受到桩顶竖向激振力作用时桩土纵向耦合振动问题计算简图如图l所示O桩长!桩顶激振力"0t)桩周土对桩身单位面积的侧摩阻力为f(z)O桩土系统根据桩材料性质\截面尺寸的变化或土层参数的不同共分为m层自下而上分别标识为1 2 m各段桩长分别为h1h2h m相应的桩径为r1r2r m O对于第i(1!i!m)桩土层桩材料密度为!p i杨氏模量为E p i桩纵波速为ci横截面面积为A p i桩截面半径为r i O土剪切波速为VS i土体的密度为!i土颗粒密度为!S i土层剪切模量为Gi厚度为h i O并假设下列条件成立11桩周土为均质\各向同性的三相非饱和介质底部简化为分布式winkieI地基pbl表示桩底土对桩的弹性支承系数Sbl表示土层底部的反力系数2土层之间的相互作用简化为winkieI弹性地基第i层土的上层及下层对该土层的作用分别以分布式弹簧系数St i和Sb i来表示且假定St i=Sb(i+l)3土的固体颗粒不可压缩土体饱和度适中但排气通畅即相对于排水过程而言排气过程可忽略土体中各处的气体压力均等于大气压力因此仅考虑在水力梯度和吸力梯度作用下孔隙水的流动也即满足单相流条件且忽略空气的质量[7]4桩为弹性圆形均质杆按一维杆件处理桩土体系振动为小变形桩土之间完全接触#基本控制方程在柱坐标下第i层土体的平衡方程可以表示为径向1""ri"r+"#zri"z+"ri-"$ir!"""t"(!i u ri+!w i w ri)l图l桩土共同作用动力学模型fig.1Dynamic modei of Soii#piie inteIaction 张智卿等.成层非饱和土中桩的纵向振动特性分析89科技通报第23卷纵向1!O zi!z +!T zri!r+T rzir=!2!t2(p i U zi+p w i w zi)(2)式中,Uri 与wri分别是第i层土骨架和孔隙水相对于土骨架的径向位移;Uzi 与wzi分别是第i层土骨架和孔隙水相对于土骨架的纵向位移;pw i与p S i分别是第i层流体和土颗粒的质量密度;p i= (1-n i)p S i+n i S1i p w i,其中p i是第i层土体的质量密度, n i和S ri分别是第i层土体的孔隙率和饱和度O 土体中的应力关系可以用BiShop公式来表示O I=O*+X S(3) {O*}={O}-U a{6I}(4)当孔隙中气体压力始终为大气压时,孔隙气压Ua可取为O O把(3)式代入(4)式中可得{O}={O I}_X(-U w){6I}={O I}+X(U w){6I}(5)式中,O I与O*分别表示土体的有效应力和净应力;{O}表示土体的总应力,Ua 与Uw分别表示土体的孔隙气压力和土体的孔隙水压力,S为吸力, {6I}={1 1 1 0 0 0}T,X为吸力折减系数O于是,第i层土体的应力应变关系可以表示为O ri=/i i+2G i!U ri!r+X i U w i(6a)O9i=/i i+2G i U rir+X i U w i(6b)O zi=/i i+2G i!U zi!z+X i U w i(6c)T zri=G i(!U ri!z +!U zi!r)(6d)式中,/i,G i为第i层土骨架的Lame常数;i=!U ri !r +U rir+!U zi!z为第i层土体固相的体应变,Xi和U w i分别为第i层土体的吸力折减系数和孔隙水压力O把(6)式分别代入(1)和(2)式中,可得(/i+G i)!i!r +G i!2U ri-G i U rir2+!(X i U w i)!r=!2!t2(p i U ri+p w i w ri)(7)(/i+G i)!i!z +G i!2U zi+!(X i U w i)!z=!2!t2(p i U zi+p w i w zi)(8)根据文献[9],另假设激振瞬间土体饱和度和孔隙率在空间上变化很小,第i层孔隙水连续方程可以写为! !t (S1i n i)+n i S1i(!W~xi!x+!W~yi!y+!W~zi!z)=0(9)式中,W~ki=!W ki!t,(k=x,y,z)表示第i层土体中液体在k方向上的绝对速度O根据文献[10],液相相对于固相的渗流速度可以表示为w~i=n i S1i(W~i-U~i)(10)考虑ni=n0i+!U xi!x+!U yi!y+!U zi!z=n0i+i,以及!S1i!t=!S1i!S i!S i!t=-1H wi!U w i!t,把(10)式代入(9)式中,可得!U w i!t=H w in i[(n i+1)S1i!i!t-!Z i!t](11)式中,Zi=_(!w xi!x+!w yi!y+!w zi!z)为第i层土体液相的体应变;1H w i为第i层土体吸力状态曲线的斜率,采用Van Genuchten公式[11]进行计算,在一定范围内Hw i可看成常量;Si为第i层土体的吸力O第i层土体中流体的平衡方程为(忽略体力及气相与流相间相互作用力)径向1!U w i!r=p w in i S1i!2w ri!t2+p w i!2U ri!t2+p w i gI i!w ri!t(12)纵向1!U w i!z=p w in i S1i!2w zi!t2+p w i!2U zi!t2+p w i gI i!w zi!t(13)式中,ni为第i层土体的孔隙率,Ii为第i层土体中液体的渗透系数O把式(11)分别代入式(7)\(8)\(12)\(13)得成层简化的非饱和土体的基本控制方程1(/c i+G i)!i!r+G i!2U ri-G i U rir2-X i M i!Z i!r=p w i!2w ri!t2+p i!2U ri!t2(14)(/c i+G i)!i!z+G i!2U zi-X i M i!Z i!z=p w i!2w zi!t2+p i!2U zi!t2(15)U i M i!i!r-M i!Z i!r=m i!2w ri!t2+p w i!2U ri!t2+6i!w ri!t(16)U i M i!i!z-M i!Z i!z=m i!2w zi!t2+p w i!2U zi!t2+6i!w zi!t(17)式中,Mi=H win i;U i=S1i(1+n i);6i=p w i gI i;m i=p w in i S1i;/c i=/i+X i U i M i O第i层非饱和土层的边界条件1水平方向无限远处位移\应力为零,90第1期U ri(!,z)=T rzi(!,z)=O(18a>顶层自由表面正应力为零,Tzm(r,O)=O(18D>第i土层底部边界条件,E S i a U zia z(r,H i-1)+k SD i U zi(r,H i-1)=O(18c>第i土层顶部边界条件,E S i a U zia z(r,H i)+k St i U zi(r,H i)=O(18d>桩土接触面衔接条件Z桩土接触面不透水,wri(r i,z)=O(18e>桩土接触面径向位移为零,Uri(r i,z)=O(18f>桩土接触面两侧的力连续,Tzri(r i,z)=-f(z)(18g>桩土完全接触条件,Uzi(r i,z)=w D i(z)(181>式中,ri为第i桩土层桩的半径O第i段桩的纵向振动控制方程ZE p i!r i2a2w D ia z2-2!r i f(z)=P p i!r i2a2w D ia t2(18i>桩身的边界条件Za w D ia z z=H i "!i(t)E p i!r i2,(E p i!r i2a w D ia z+k pD i w D i)z=H i-1=O(18j>式中Z Pi(t)为第i+1桩段对第i桩段顶部的作用力,kpD i为第i桩段底部的地基反力系数O!桩土耦合问题求解!"#非饱和土层振动问题的解对第i土层固相位移和液相位移分别引入势函数U ri=a"sia r +a2l sia z a r,U zi=a"sia z-1raa r(r a l sia r)(19>w ri=a"Fia r +a2l Fia z a r,w zi=a"Fia z-1raa r(r a l Fia r)式中,"si(r!z!t),l si(r!z!t),"Fi(r!z!t)和l Fi(r!z!t)分别为固相及液相的位移标量势,将势函数代入(14> ~(17>式,并对时间域作Lapiace变换,记为Zf(r!z!s)"!#I f(r!z!t)e-st d t,并假定土层初始状态为静止"si(r!z!$)"a"sia t(r!z!O)=O"Fi(r!z!$)"a"Fia t(r!z!O)=Ol si(r!z!$)"a l sia t(r!z!O)=Ol Fi(r!z!$)"a l Fia t (r!z!O)=\ \ \\%\\\\O (2O>可以得到(/c i+2G i)"2"si+X i M i"2"Fi=P i s2"si+P w i s2"Fi(21>G i"2l si=P i s2l si+P w i s2l Fi(22>G i M i"2"si+M i"2"Fi=m i s2"Fi+6i s"Fi+P w i s2"si(23>m i s2l Fi+P w i s2l si+6i s l Fi=O(24>式中,"si,"Fi,l si和l Fi分别是"si,"Fi,l si和l Fi的拉氏变换,s为时间的拉氏变换量O对上式进行无量纲处理得到(/c i*+2G i*)2-6i2]"si+(X i M i*"2-P i*6i2)"Fi=O(G i M i*2-P i*6i2)"si+(M i*"2-m i*6i2-6i*6i)"Fi={O(25>(G i*"2-6i2)l si-P i*6i2l Fi=OP i*6i2l si+(m i*6i2+6i*6i)l Fi={O(26>式中Z/c i*=/c iG O=/iG O+X i G i M iG O=/i*+X i G i M i*,P i*"P w iP i,6i=P iG O\sr O,m i*=m i P i,6i*=6i r O P i G O\,#i*=$iG O其中,坐标也进行了无量纲化,r=r/rO,z=z/r O O对(25>式进行解耦得("2-B1i2)("2-B2i2)%si=O(27>("2-B1i2)("2-B2i2)"Fi=O(28>式中B21i!2i=d1i%d1i2-4d2i\2其中d1i=(/c i*+2G i*)(m i*6i2+6i*6i)-M i*P i*6i2(O i+X i)+M i*6i2M i*(/i*+2G i*)d2i=(m i*-P i*2)6i4+6i*6i3M i*(/i*+2G i*)根据算子分解理论有Z"si="s1i+"s2i(29>其中,"s1i,"s2i满足下式Z("2-B1i2)"s1i=O(3O>("2-B2i2)"s2i=O(31>式(3O>,(31>为Heim1oitz方程,对于轴对称情况,可以写成如下形式Za2"s1ia2+1ra"s1ia r+a2"s1ia2-B21i"s1i=O(32>采用分离变量法求解,令Z"s1i=R1(r)z1(z),代入上式可得ZR1(r)=A1i I O(g11i r)+B1i K O(g11i r)(33>z1(z)=C1i e g12iz+D1i e-g12iz(34>""r z张智卿等.成层非饱和土中桩的纵向振动特性分析91科技通报第!3卷式中,g 211i +g 212i=B 1i 2;I 0(gr ),K 0(gr )分别为第一类和第二类虚宗量BeSSel 函数,A 1i ,B 1i ,C 1i ,D 1i 为待定常数O同理,令!s 2i =R 2(r )z 2(z ),可以得到另一组解为R 2(r )=A 2i I 0(g 21i r )+B 2i K 0(g 21i r )(35>z 2(z )=C 2i eg 22iz+D 2i e-g 22iz(36>式中,g 221i +g 222i=B 2i 2,A 2i ,B 2i ,C 2i ,D 2i 为待定常数0根据边界条件(18a >,结合虚宗量BeSSel 函数在r !"时的性质,有A 1i =A 2i =0(37>于是,位移势函数可分别表示为!si =!s 1i +!s 2i =K 0(g 11i r )(C 1i eg 12iz+D 1i e-g 12iz)+K 0(g 21i r )(C 2i eg 22iz+D 2i e-g 22iz)(38>!Fi =!F 1i +!F 2i =K 0(g 11i r )(C 3i eg 12iz+D 3i e-g 12iz)+K 0(g 21i r )(C 4i e g 22iz +D 4i e -g 22iz)(39>同理,方程(26>解耦可得(!2-Y i 2)l si =0(40>(!2-Y i 2)l Fi =0(41>式中,Y i 2=-P i *6i 4+m i *6i 4+6i *6i 3(m i *6i 2+6i *6i )G i *令l si =R 5(r )z 5(z ),l Fi =R 6(r )z 6(z ),同上述求解过程可得l si =K 0(h 11i r )(C 5i eh 12iz+D 5i e-h 12iz)(42>l Fi =K 0(h 11i r )(C 6i eh 12iz+D 6i e-h 12iz)(43>式中:h 211i +h 212i=Y i 2,C 5i ,D 5i ,C 6i ,D 6i 为待定系数0按照求得的势函数可求得非饱和土的位移和应力场,具体表达式略0式(25>~(26>为耦合方程,具有相关性,存在如下相关关系:C 3i =/1i C 1i C 4i=/2iC 2i",D 3i =/1i D 1i D 4i=/2iD 2i",C 6i=/5i C5i D 6i=/5iD5i"(44>式中/ji =- i M i *B ji 2+P i *6i2M i *B ji 2-(m i *6i 2+6i *6i ),j =1,2/5i =-P i *6i 2m i *6i 2+6i *6i第i 层非饱和土中的位移场可表示为:U zi ="#i g 12i eg 12izK 0(g 11i r )-D $i g 12i e-g 12izK 0(g 11i r )+"2i g 22i eg 22izK 0(g 21i r )-D 2i g 22i e -g 22izK 0(g 21i r )(45>-"5i h 211ie h 12izK 0(h 11i r )-D 5i h 211ie -h 12iz K 0(h 11i r )对边界条件(18c >~(18d >进行拉氏变换和无量纲化可得:(#zi #+k Sb i U zi )$z= i-1=0(46>(#zi #+k St i U zi )$z= i =0(47>式中: i =H i /r 0, i-1=H i-1/r 0,k Sb i =k Sb i r 0/e S i ,k St i =k St i r 0/e S i将式(45>代入(46>和(47>,可得g 12i ,g 22i ,h 12i(记为h ni >满足同一超越方程,(h ni +k Sb i )eh ni i -1-(h ni -k Sb i )61ni e-h ni i -1=0(48>其中:61ni =(h ni +k St i )(h ni -k St i )e2h ni i且有:D 1i =-61ni C 1i ,D 2i =-61ni C 2i ,D 5i =61ni C 5i(49>将U ri ,w ri 代入桩土接触面衔接条件,同时记:g 11i ~g 1ni ,g 21i ~g 2ni ,h 11i ~h 1ni 可得:g 1ni C 1i K 1(g 1ni r i )+g 2ni C 2i K 1(g 2ni r i )+h 1ni h ni C 5i K 1(h 1ni r i )=0(50>/1i g 1ni C 1i K 1(g 1ni r i )+/2i g 2ni C 2i K 1(g 2ni r i )+/5i h 1ni h ni C 5i K 1(h 1ni r i )=0(51>式中:r i %r i /r 0消去C 2i ,C 5i ,将桩土接触面处的剪应力写成无穷级数形式得:zri r=r i=#!n =$% 1ni C 1ni (e h niz +61ni e -h niz)(52>式中, 1ni =G i*(1+h 21ni h 2ni)/1i -/2i /2i -/5i g 1ni h ni K 1(g 1ni r i )桩土接触面处土层振动位移形式为:U zi r=r i %#n =1%2niC 1ni (e h niz +61ni e -h niz )(53>式中:2n =h ni K 0(g 1ni r i )-(/1i -/5i )g 1ni h ni K 1(g 1ni r i )K 0(g 2ni r i )(/2i -/5i )g 2ni K 1(g 2ni r i )-(/1i -/2i )g 1ni h 1ni K 1(g 1ni r i )K 0(h 1ni r i )(/2i -/5i )h ni K 1(h 1ni r i )!"#桩纵向振动问题求解对桩的纵向振动控制方程(18i >进行Laplace 变换及无量纲化后得:$*b i i 2w 6i iz 2-P *b i6i 2w b i =-2r irzi r=r i(54>U zU z92第1期式中!!*b i=E pi /G 0!p *b =p p i /p i "方程#54$的通解为w b i =A eK iz+B e-K iz+!n =1!-2n 1ni C 1ni E *bi r i (h 2ni -K i2)(eh niz+61ni e-h niz)#55$将#53$和#55$式代入桩土完全接触条件#18h $!可得%A e K iz +B e -K iz =!n =1!(n "ni +2n 1ni E *bi r i (h 2ni -K i2))C 1ni (e h niz +61ni e -h niz )#56$利用(eh niz+61ni e-h niz)在任一桩段区间[G i -1,G i 1为正交函数!根据正交函数的性质!可以得到待定系数C 1ni 与A 和B 的关系%C 1ni =AE ni +BF ni#57$其中%E ni =S 1/S 2!F ni =S 3/S 2S 1=E *b i r i (h ni -K i )[e (h ni +K i )G i-1-e (h ni +K i )G i1-61ni (h ni +K i )[e (K i -h ni )G i-1-e (K i -h ni )G i1}S 2=[E *bi r i (h 2ni -K i 2)n 2ni +2n 1ni 1#[261ni (G i-1-G i )+e 2h ni G i-1-e 2h ni G i2h ni-621ni (e -2h ni G i-1-e -2h ni G i )2h ni1S 3=E *b i r i (h ni +K i )[e -(K i -h ni )G i-1-e -(K i -h ni )G i1-61ni (h ni -K i )[e-(K i +h ni )G i-1-e -(K i +h ni )G i1}桩身的竖向位移可以表达为%w bi (z )=A [e K iz+!n =1!-2n 1ni E ni (e h niz +61ni e -h niz)E *b i r i (h 2ni -K i 2)1+B [e-K iz+!n =1!-2n 1ni F ni (e h niz +61ni e -h niz)E *b i r i (h 2ni -K i 2)1#59$对桩的边界条件#18j $进行拉氏变换和无量纲化得%d w b i d zz=G i =p i (s )!(d w b i d z +k pb i w b i )z=G i-1=0#60$其中%p i (s )=p i (s )G 0E *b i!r i2!k pb i =k pb i r 0E p i !r i2利用桩的边界条件!可以得到%A =S 4/S 5!B =S 6/S 5#61$其中%S 4=p i (s )[(k pb i -K i )e -K i G i-1+!n =1!-2n 1ni F ni G ni E *bi r i (h 2ni -K i 2)1S 5=(K i e -K i G i -F ")[(k pb i +K i )e K i G i-1+!n =1!-2n 1ni E ni G ni E *b i r i (h 2ni -K i 2)1+(K i e K i G i +E ")[(k pb i -K i )e -K i G i-1+!n =1!-2n 1ni F ni G ni E *b i r i (h 2ni -K i 2)1S 6=-p i (s )[(k pb i +K i )e K i G i-1+!n =1!-2n 1ni E ni G ni E *b i r i (h 2ni -K i 2)1G ni =(h ni +k pb i )e h ni G i-1-61ni (h ni -k pb i )e -h ni G i-1E $=!n =1!-2n 1ni E ni h ni (e h ni G i -61ni e -h ni G i)E *b i r i (h 2ni -K i 2)F $=!n =1!-2n 1ni F ni h ni (eh ni G i-61ni e-h ni G i)E *b i r i (h 2ni -K i 2)则可以得到第i 段桩顶复阻抗为%Z d i =p i (s )/w b i (G i )=p i (s )/S 7#62$其中%S 7=A [e K i G i +!n =1!-2n 1ni E ni (e h ni G i +61nie -h ni G i)E *b i r i (h 2ni -K i 2)1+B [e -K i G i +!n =1!-2n 1ni F ni (e h ni G i +61ni e -h ni G i)E *b i r i (h 2ni -K i 2)1由于最上层非饱和土层的顶面满足自由边界条件#18b $!因此h nm 满足的超越方程与前面的有所不同!具体形式如下%h nm sinh(h nm G m -1)+k sb m cOsh(h nm G m -1)=0#63$所以根据阻抗函数递推原理!依次类推!并令s =i w #其中!i=-1"$!可得到桩顶复阻抗的函数表达为%k d (i w )=p m (s )/S 8#64$其中%S 8=A [e k m G m +!n =1!-2n 1nm E nm (e h nm G m +61nm e -h nm G m)E *bm r m (h 2nm -K m 2)1+B [e -k m G m +!n =1!-2n 1nm F nm (e h nm G m +61nm e -h nm G m)E *bm r m (h 2nm -K m 2)1张智卿等.成层非饱和土中桩的纵向振动特性分析93科技通报第23卷桩顶位移响应为G u =l/k d (i !)(65 桩顶速度幅频响应为H 1(i !)=i !/k d (i !)(66)当桩顶作用半正弦瞬态力时 可以得到桩顶的速度时域响应V (t )= FT H 1(i !)!O maX !l+e -"S/!!2+S2] 67)!桩土体系的振动特性桩土体系的动力作用可以由桩顶速度幅频和时域响应来反映 根据上文所得成层土中的解 即可对纵向荷载作用下成层非饱和土层中 双层变模量土层\双层变饱和度土层及双层变截面桩以及工程中经常出现的三层变截面桩进行特性分析0首先分析变模量土层的影响 取土层为高度相等的两层 桩底为刚性支承0第一种情况 上层土模量小于下层的土模量 即上软下硬 其具体参数取为k sbl =l.0 k stl =0.0l k pbl =l.0 h =20m h 2/h l =l.0 g 2/g l =0.25 r l =r 2=0.5m #p =2500kg/m 3 s r =0.7 $s =2700kg/m 3 $w =l 000kg/m 3 n =0.45 %=0.8 h w =-5X l05pa b =l0l0N s/m 4 E p =36.l Gpa E p /g l =2000 c=3800m/s 9第二种情况 上层土模量大于下层的土模量 即上硬下软 其中上下土层模量比变为 !2/!I I4 其他参数取值同情况l 9第三种情况 上下土层硬度相同 即!2/!I II 其他参数取值同情况l 0图形中的横坐标t "=t/T c 为无量纲时间因子 其中T c =m!i =l !h i /E pi /$pi "为弹性纵波从桩顶到桩尖的传播时间0由图2可见 三种情况下的速度幅频曲线有着明显的不同 上软下硬土层的初始刚度最大 速度幅频曲线的振荡幅度最大 上硬下软土层的初始刚度最小 速度幅频曲线的振荡幅度最小0同时可以看出土层变模量情况下速度幅频曲线出现大峰夹小峰的现象 而土层上下模量相同的情况下 除第一阶共振峰外 其余各阶共振峰值基本相等0在图3时域反射波曲线上 上软下硬土层和上硬下软土层都出现了明显的界面反射 其中前者的界面反射向下倾斜 后者的界面反射向上倾斜 同时由于土层模量的变化造成了桩底反射幅值的变化 前者使桩底反射的幅值增大 后者使桩底反射的幅值减小 这说明上土层土越硬 土层界面对信号的反射越强 达到桩底的信号越弱 因此桩底反射幅值越小0由于实际工程中 在土层分层的情况下 往往上层土的饱和度要小于下层土的饱和度 所以下面分析上下土层饱和度变化对速度幅频及反射波曲线的影响0具体参数取为 上土层饱和度#r2=0.5 下土层饱和度#rl =0.7 其他参数取值同情况l 0由图4\5可见 随着土层饱和度的变化 速度幅频曲线及反射波曲线在桩土分界面上并没有明显的变化 其特征与图2\3中饱和度及土层模量不变情况下完整桩 情况3 曲线的基本特征是一致的0这说明了土层饱和度的变化对速度幅频曲线及反射波曲线不会引起象土层模量变化变化那样的结果 也就是说土层饱和度的变化在判断缺陷的角度上对速度幅频和反射波曲线是没有影响的0图2三种情况下桩顶的速度幅频曲线fig.2The amplitude of freguency curve at the pile topcorresponding to three cases图3三种情况下桩顶的反射波曲线fig.3The reflective curve at the pile top corresponding tothree cases94第1期下面将分析变截面桩对幅频曲线及时域反射波曲线的影响9桩分为高度相等的两段9桩底为刚性支承0第一种情形9下半段桩的半径大于上半段桩的半径(扩径桩)9其中部分参数取为!1:0.5m9!2:0.3m9其他参数取值同情况19第二种情形9下半段桩的半径小于上半段桩的半径(缩径桩)9部分参数取为!1:0.5m9!2:0.7m9其他参数取值同情况19第三种情形9上下半段桩的半径相等(完整桩)9部分参数取为!1:0.5m9 !2:0.5m9其他参数取值同情况10由图6可见9在速度幅频曲线上9缩径桩\扩径桩和完整桩图形有着明显的区别0扩径和缩径桩都存在着大峰夹小峰的现象9因此根据导纳曲线是不能准确判断究竟是扩径还是缩径桩0同时也可以看出三种桩导纳曲线的振荡幅度不同9扩径桩振荡幅度最大9缩径桩振荡幅度最小0在图7时域反射波曲线上9缩径和扩径桩都有着明显的特征9缩径桩的第一次反射信号和入射脉冲同相位9而扩径桩的第一次反射信号和入射脉冲反相位0同时可以看出9扩径桩的桩底反射幅值低于完整桩的幅值9这是因为9扩径桩的二次反射和桩底反射反相位9从而二者的叠加使桩底反射信号幅值减小0同时我们参考图2和图39可以得出土层界面的变化对时域反射波曲线的影响与桩截面变化的影响相比很小9也就是说9如果在实测信号中出现了缩径信号9就可以判断为是桩身的缩径引起的而不是土层模量变化导致的0对于实际工程9往往桩都是经历先缩径再扩径或者先扩径再缩径9而且主要分析时域反射波曲线的特征0因此可以把这种情况简化为三段桩的模型9并取桩底为刚性支承0工况19参数取为"St1:0.59"St2:0.!9!1:!3:0.5m9!2:0.45m9#: 20m9#1:10m9#2:5m9其他参数取值同情况19工况29"St1:0.59"St2:0.19!1:!3:0.5m9!2:0.55m9 #:20m9#1:10m9#2:5m9其他参数取值同情况10并且记桩身截面第一次及第二次发生变化位置的深度对桩长的比值分别为!$1:0.25和!$2: 0.50图4饱和度变化对桩顶速度幅频曲线的影响fig.4VariationS of amplitude of freguency curvewith degree of Saturation图5饱和度变化对桩顶反射波曲线的影响fig.5VariationS of reflective curve with degree of Saturation图6三种情形下缺陷桩的速度幅频曲线fig.6The amplitude of freguency curve of defected pilecorreSponding to three caSeS图7三种情形下缺陷桩的反射波曲线fig.7The reflective curve of defected pilecorreSponding to three caSeS张智卿等.成层非饱和土中桩的纵向振动特性分析95科技通报第!3卷由图8可见 对于工况l 可以看出 第一个反射信号是和入射脉冲是反相位的 而且峰值的位置对应的无量纲时间约为0.5 说明桩身四分之一的地方发生了扩径 而第二次反射信号是和入射脉冲是同相位的 而且峰值位置对应的无量纲时间约为l 说明桩身一半的地方发生了缩径0同时也反映了桩身是先发生扩径后再缩径的现象0同理 对于工况2 也反映了桩身发生了先缩径后扩径的现象0!结语"D 从三维轴对称振动模型出发 利用阻抗函数递推的方法 分析了成层简化的非饱和土层中变截面桩的纵向振动特性 为基桩质量动态检测分析提供了理论支持0!)通过数值计算 分析了双层变模量土层~双层变饱和度土层及双层变截面桩对桩顶动力响应的影响 结果表明 扩径和缩径桩在导纳曲线上都存在着大峰夹小峰的现象 因此不能用导纳曲线来准确地判断桩是否缩径;同时 土层界面的变化对时域反射波曲线的影响与桩截面变化的影响相比很小 也就是说 土层模量的变化不会对时域反射波曲线有太大的影响;而土层饱和度的变化在判断缺陷的角度上对幅频及反射波曲线基本上是没有影响的O#)通过对三层变截面桩的数值分析 得到先缩径后扩径桩及先扩径后缩径桩的时域反射波曲线0由曲线可以看出 先缩径后扩径桩的时域反射波曲线先出现与入射脉冲同相位的信号 再出现与入射脉冲反相位的信号 而先扩径后缩径桩的时域反射波曲线先出现与入射脉冲反相位的信号 再出现与入射脉冲同相位的信号0参考文献!U l UNovak M,Nogami T,EIIa F A.Dynamic soiI reactions for pIane strain case [J].JournaI of the Engineering Me $chanics Division,ASCE,l978,l04(4):953-959.U 2U Novak M.Dynamic stiffness and damping of piIes [J].Canadian GeotechnicaI JournaI,l974,ll(4):574-598.U 3UMiIitano G,Rajapakse R K N D.Dynamic response of a piIe in a muIti $Iayered soiI to transient torsionaI and axi $aI Ioading[J].Geotechnigue,l999,49(l):9l-l09.U 4U王腾 王奎华 谢康和.变截面桩速度导纳的解析解[J].岩石力学与工程学报 2002,2l(4):573-576.U 5U 王腾,王奎华,谢康和.任意段变模量桩纵向振动的解析解[J].固体力学学报,2002,23(l):40-46.U 6U王奎华.成层广义Voigt 地基中粘弹性桩纵向振动分析与应用[J].浙江大学学报(工学版),2002,36(5):565-57l.U 7U 沈珠江.理论土力学[M].北京:中国水利水电出版社,2000:230-250.U 8Ubishop A W,bIight G E.Some aspects of effective stress in saturated and unsaturated soiIs.Geotechnigue,l963,l3(3):l77-l97.U 9U 陈正汉 谢定义 刘祖典.非饱和土固结的混合物理论[J].应用数学和力学,l993(2):l27-l37.U l0ULi X,Zienkiewicz 0C,Xie Y.A numericaI modeI for immiscibIe two phase fIuid fIow in a porous medium and its time domain soIution [J].InternationaI JournaI for NumericaI Method in Engineering,l990,30:ll95-l22l.U ll UVan Genuchten M Th.A cIosed $form eguation for pre $dicting the hydrauIic conductivity of unsaturated soiIs [J].SoiI Science Society of America JournaI l980 44(5):892-898.图8两种工况下缺陷桩的反射波曲线Fig.8The refIective curve of defected piIe corresponding totwo work conditions96。
基于黏性阻尼模型复杂非均质土中管桩纵向振动分析方法[发明专利]
![基于黏性阻尼模型复杂非均质土中管桩纵向振动分析方法[发明专利]](https://img.taocdn.com/s3/m/3117cd46284ac850ac0242bd.png)
专利名称：基于黏性阻尼模型复杂非均质土中管桩纵向振动分析方法
专利类型：发明专利
发明人：赵密,崔春义,许成顺,杜修力
申请号：CN201710955103.7
申请日：20171013
公开号：CN107604957A
公开日：
20180119
专利内容由知识产权出版社提供
摘要：本发明公开了基于黏性阻尼模型复杂非均质土中管桩纵向振动分析方法，属于土建理论分析领域。
首先将管桩‑土耦合振动系统沿纵向分成任意个层段，纵向每个层段桩周土体沿径向划分为内部扰动区域和外部区域，并将内部扰动区域沿径向划分任意个圈层，每一圈层土体各自为均质、各向同性线性粘弹性体，外部区域土体径向无限延伸，土体材料阻尼采用黏性阻尼；桩土界面及各圈层土界面两侧位移连续、应力平衡，且桩土系统振动为小变形；桩身混凝土为线弹性，应力波在桩身中的传播满足平截面假定；建立桩周、桩芯土体和桩身纵向振动方程并求解三个振动方程，并利用纵向层段间桩身阻抗函数的传递性得到任意激振力作用在桩顶的时域速度响应函数。
申请人：北京工业大学
地址：100124 北京市朝阳区平乐园100号
国籍：CN
代理机构：北京思海天达知识产权代理有限公司
代理人：沈波
更多信息请下载全文后查看。
PHC桩在沉桩过程中出现纵向裂缝的原因分析及相应对策
PHC桩在沉桩过程中出现纵向裂缝的原因分析及相应对策胡东;黄松涛【摘要】PHC桩在沉桩过程中经常出现纵向裂缝,桩直径越大、锤型越重产生纵向裂缝的几率越大.通过对沉桩过程中的作用机理进行分析,提出采用外加钢抱箍的工程措施可以有效避免纵向裂缝的产生.【期刊名称】《水运工程》【年(卷),期】2011(000)005【总页数】6页(P141-146)【关键词】PHC桩;纵向裂缝;钢抱箍【作者】胡东;黄松涛【作者单位】中交水运规划设计院深圳有限公司,广东深圳,518067;中交水运规划设计院深圳有限公司,广东深圳,518067【正文语种】中文【中图分类】U655.54+41 工程概况深圳前海片区某码头位于深圳港妈湾港区燃机电厂以北、大铲湾南岸规划岸线上，岸线的方位角为9°59′50″～189°59′50″（图 1）。
本工程设计岸线长为200 m，陆域纵深为300 m。
码头南侧与电厂码头和陆域接壤，北侧未建码头。
图1 码头区域位置2 结构方案码头总长200 m，桩台宽29.1 m。
码头结构采用高桩梁板式结构。
码头上的门机轨距10.5m，前轨距码头前沿线3 m。
码头基桩采用全直桩结构，排架间距9.0m，前后轨道梁下双桩布置，采用2根准1 000 PHC桩，其余基桩采用准1 200 PHC 桩，每榀排架4根准1 000 PHC桩，3根准1 200 PHC桩（图2）。
靠近电厂陆域处，由于在陆域形成时抛了大量块石，故采用准1 200的钻孔灌注桩。
后来经过地基加固好挖泥，并探明部分区域已经没有石头后，局部区域改为准1 200PHC 桩。
图2 码头结构断面桩端以强风化岩为持力层，当强风化岩层较薄时（厚度小于3 m），按穿透强风化岩层，直接到中风化岩顶面。
码头上部结构，从下到上分别位为桩帽、现浇横梁、预制纵梁轨道梁、叠合面板。
桩帽及横梁施工采用整体现浇的施工方法，轨道梁、纵向联系梁采用叠合梁。
面板为叠合板，预制厚度0.28 m，现浇厚度0.27m。
- 1、下载文档前请自行甄别文档内容的完整性，平台不提供额外的编辑、内容补充、找答案等附加服务。
- 2、"仅部分预览"的文档,不可在线预览部分如存在完整性等问题,可反馈申请退款(可完整预览的文档不适用该条件!)。
- 3、如文档侵犯您的权益，请联系客服反馈,我们会尽快为您处理(人工客服工作时间：9:00-18:30)。
扌商 要：基于广义Vagt模型和附加质量模型,研究了低承台管桩的纵向自由振动特性。首先，根据承台和管桩周
围土体的性质，建立了承台、管桩、桩侧土以及土塞纵向自由振动的控制方程;然后，结合承台-管桩-土系统的耦合条件，
采用Laplace变换技术及阻抗函数传递法，求解得到了承台纵向自由振动位移的频域解析解及时域半解析解。最后，分析
Abstract: Based on the generalized Voigt model and additional mass model， veCicai free vibration features of a pipepiiewiih iowcushion cap was in ees iiga ied. Fi es iiy accoedingiopeopeeiieso_soiisu eoundingpipepiieand cushion cap，vertical tree vibration governing equations of cushion cap，piqv pile, soil surrounding piqv pile and soil plug were esiab ished.Then& consideeingcoup ingcondiiionsoocushion cap-pipe pi e-soi sys iem& usingLap aceieansooemaiion technique and the impedance function transfer method，the frequency domain anWyticai solutionand the time domain semianayiicaHsoHuiion ioiheeeeiicaHoeeeeibeaiion disp acemenioocushion cap weeeobiained.Finay sensiiieiiyinieeeasooe paeameieesooVoigimodeHin iheaddiiionaHmasmodeHweeeanayzed& and iheeaiionaiiyooiheobiained soHuiionswas verified through compaCng deyradations of these solutions with the existing solutions. Effect laws of pipe pOv ' s paeam5ies soiipiug soiisu eounding pip5pi i and soiisu eoundingcushion cap on e5eiicaioe5eibeaiion oaiue5sooih5 low cushion cap-piqx pile-soilsystem were investigWed. The results showed that parameters of pipe pile，soil plug, soit surrounding pipe pOv and soil surrounding cushion cap have signiOcant effects on veCicai free vibration features of the pipe poiewoih iowcushoon cap iopeoeodeaceeiaon iheoeeiocaibasosoeseosmocdesogn o_popepoieswoih iowcushoon cap.
关键词：管桩;低承台;纵向自由振动;桩侧土; 土塞;承台底土;承台侧土;附加质量模型
中图分类号：TU43
文献标志码：A
D0I：10. 13465//cnki.jvs.2019.17.005
Vertical free vibration features of a pipe pile with low cushion cap
38 17
振动与冲击 JOURNALOFVIBRATIONANDSHOCK
Voi.38 No.17 2019
低承台管桩纵向自由振动特性分析
官文杰1,吴文兵"，蒋国盛S梁荣柱S徐宝军3
(1.中国地质大学工程学院岩土钻掘与防护教育部工程研究中心，武汉430074；2.广西大学土木建筑工程学院 广西防灾减灾与工程安全重点实验室，南宁530004；3.山东省城乡建设勘察设计研究院，济南250031)
GUAN Wenjie1， WU Wenbing1，2，JIANG Guosheeg，LIANG Rongzhu1，XU Baojun3
( 1 .MOEEngineeeingReseaech CenieeooRock-SoiiDeiiing Eicaeaiion and Peoieciion& FacuiiyooEngineeeing ChinaUnieeesiiyoo Geosciences, Wuhan 430074，China; 2. Guangxi Provincial Key Lab of Disaster Prevention and Structural SWety, Colleye of Civil EngineeCng and Architecture, Guangxi University, Nanning 530004，China; 3. Shandong Province Investigation & Sumey Design Institute of Urban & Rumi Construction，Jinan 250031，China)
了附加质量模型中Vagt模型参数的敏感性区间，并将该解退化与已有解进行对比，验证了该解的合理性;讨论了桩身参
数、土塞、桩侧土及承台周围土体对低承台管桩纵向自由振动特性的影响规律。结果表明:桩身参数、土塞、桩侧土及承台
周围土体对低承台管桩纵向自由振动特性有明显影响，为低承台管桩基础的防震减震设计提供了一定的理论依据。