砂桩端轴承能力不仅是影响土的压缩性,剪切刚度、和力量,而且车锥度角的堆。很少有研究者已经注意到车锥度角的影响在端轴承阻力向下渗透在摩擦模式( 1]。桩型的形状变化从阿基米德圆柱形状锥形类型,而桩附件的重量和体积在地上,机制也发生了变化。因此,逐渐减少的影响时,必须考虑评估锥形桩的端轴承能力( 2, 3]。主要有两种方法来评估端轴承能力:一种半经验的方法使用SPT-N价值观和理论方法基于地质因素。所有地质力学的理论方法,圆孔扩张理论尤其欢迎geotech专家( 4- - - - - - 6]。Yasufuku等人得到成功的评估技术端轴承能力nondisplacement直圆柱桩使用封闭的球形空腔膨胀理论解决方案( 7, 8]。这项研究声称使用球形空腔膨胀理论作为一种评估锥形桩的端轴承能力基于轴圆柱模型测试。逐渐减少的角度插入端轴承极限能力的分析模型来评估之前假设的球形空腔膨胀理论的Yasufuku et al。 7, 8]。该模型然后被预测和验证其他原型和实数类型桩引用数据来估计端轴承能力。

镀铬三钢piles-one直(S)和两个taper-shaped (t - 1和2)-用于模型试验(表 1地面上建模),分别有60%和80%的相对密度(表 2)。模型桩有相同平等的长度和直径。模型室的尺寸1000毫米高度和直径750毫米,由图如图所示 1(一)。

1224年日本工业系统(JIS)和日本岩土标准(0161年舵机)( 9)被用来确定金沙的最大和最小干密度,以确定相对密度(表 2)。多个筛选技术被用来准备模型在一个适当的相对密度下降的高度和喷嘴直径。喷嘴面积的变化和/或多个筛分直径确定地面当粒子的相对密度下降在一个特定的高度,反之亦然 10]。在这种方法中,下降的高度决定通过保持一个恒定的喷嘴面积。两个砂,K-7和Toyoura金沙(),被允许通过多种筛选从1400毫米和700毫米的高度,分别。桩是安装在从底部的高度710毫米,和土壤进一步涌入的高度930毫米,由图如图所示 1 (b)。在这之后,一个地静压力( σ v )50 kPa的垂直穿过上板,和桩安装200 mm 5毫米/分钟的速度,以便在灌注桩承载力状况。最少需要15小时应力松弛后安装。后来,一堆载荷试验进行0.4结算比例。在加载测试、负载细胞被安装在桩端和桩的头,与绳。在加载过程中,桩端可以直接测量负载细胞的端承桩的能力。

图 2直接显示证据从模型试验获得的结果和K-7锥形桩和砂。这些测试表明,当车锥度角的增加,桩端阻力增加的金沙规范化结算比例。在这里, 年代 和 D 是沉降和桩端直径,分别。归一化总端轴承能力已经绘制除以平均有效压力 σ ′ 横向和纵向应力的均值(例如, σ ′ = ( σ 0 + σ v ) / 2 )。通常为巩固土壤,外侧压力可以由选择0.5价值在横向关系和上覆岩层压力(例如, σ 0 = K 0 σ v ′ ), K 0 有关的静止土压力系数与地面的干容重及其深度。图 3显示了金沙的归一化总端轴承能力在不同相对密度。结果增加了端轴承的逐渐减少的影响机制,增加逐渐减少角。这通过小模型试验获得的证据解释了在锥形桩的优点。有鉴于此,有必要开发一个分析模型来评估端轴承的能力,它必须检查验证的有效性和责任与原型和真实的桩引用,这将在下一节中讨论。

土的压缩性、抗剪刚度和强度都会影响桩端轴承金沙的能力。压缩被认为有很大的不同,从不可压缩硅砂高可压缩碳酸盐砂为不同类型的土壤。球形空腔膨胀的解决方案已经合并估计圆柱直桩的端轴承能力在封闭形式由Yasufuku et al。 7, 8]。这种评估技术的基础上,该模型通过引入先进的角度逐渐减少对锥形桩的端轴承能力进行评估。数据 4(一)和 4 (b)解释一个修改失败机制使用球形空腔膨胀理论最初假设的Yasufuku et al。 7, 8]因为摩擦土壤与腔扩张的压力 p u 提出Vesic [ 4)确定极限承载力 问 p 卡尔 。在锥形桩的改性机理,它假定一个刚性锥的土壤存在的桩端下角 Ψ ′ ( = π / 4 + ϕ ′ / 2 + α ) 锥形区域外,欧元区受到各向同性压力等于腔扩张的压力 p u 。此外,主动土压力条件 σ 一个 ( = 问 p 卡尔 { ( 1 - - - - - - 罪 ( ϕ 简历 ′ + 2 α ) ) / ( 1 + 罪 ( ϕ 简历 ′ + 2 α ) } ] 立即被认为存在桩端下沿平面交流。然后,在B点,创建如图所示图 4腔扩张的压力 p u ,最终端轴承的压力 问 p 卡尔 ,主动土压力 σ 一个 ( 3]。然后,极限承载力 问 p 卡尔 锥形桩可以用这个公式来解决 (1) 问 p 卡尔 = 1 1 - - - - - - 罪 ( ϕ 简历 ′ + 2 α ) p u 。

腔扩张压力 p u Vesic理论的基础上( 4可以写成 (2) p u = F 问 ( 1 + 2 K 0 ) 3 σ v ′ , 在哪里 (3) F 问 = 3 ( 1 + 罪 ϕ 简历 ′ ) ( 3 - - - - - - 罪 ϕ 简历 ′ ) ( 我 r r ] ( 4 罪 ϕ 简历 ′ ) / 3 ( 1 + 罪 ϕ 简历 ′ ) , 我 r r = 我 r 1 + 我 r Δ av , 我 r = 3 G ( 1 + 2 K 0 ) σ v ′ 棕褐色 ϕ 简历 ′ , 在哪里 F 问 , 我 r r , 我 r 被称为无量纲球形空腔膨胀因素,降低刚度指数和刚度指数分别与摩擦角相关联 ϕ ′ 、剪切刚度 G ,平均体积应变 Δ av 腔周围塑性区,静止土压力系数 K 0 和上覆岩层压力 σ v ′ 。 我 r 提供了一种剪切刚度比的力量,和 我 r r 是一个参数代替土壤压缩,剪切刚度,抗剪强度和平均体积应变的总和。继续, σ v ′ 基本上是作为一个平均计算单位重量吗 γ av ( = γ av z ) 。的基础上理论与塑料平衡,落( 11]推导临界状态的摩擦角 ϕ 简历 ′ 作为 (4) K 0 = 1 - - - - - - 罪 ϕ 简历 ′ 。

断言 ϕ 简历 ′ 在实际应用中是有效和理性作为强度参数( 12- - - - - - 15),摩擦角保证相同的初始条件下的最小剪切强度和土壤密度、初始结构和围压被认为是独立的。的价值 ϕ 简历 ′ 金沙几乎等于最大摩擦角在高围压应力下,将动员桩端以下( 16, 17]。因此, ϕ 简历 ′ 建议估算桩端轴承金沙的能力。与此同时,一个经验方程 G = 7.0 N 0.72 用于预测 G 价值的应变水平10⁻³从测量 N 值( 18MPa)。贯入阻力认为增加广场的相对密度和直接成正比的有效地静压力和孔隙比成反比 19),这样 (5) N = 9 我 D 2 ( e 马克斯 - - - - - - e 最小值 ) 1。7 { σ v ′ 98年 } 0.5 , 在哪里 我 D 是相对密度和 e 马克斯 和 e 最小值 最大和最小的孔隙率。重新排列的值 N 从( 5),经验相关性可以表示为 (6) G = 7.0 { 9 我 D 2 ( e 马克斯 - - - - - - e 最小值 ) 1。7 { σ v ′ 98年 } 0.5 } 0.72 。

经验方程 Δ av = 50 ( 我 r ) - - - - - - 1。8 是一个函数的 我 r 以简单的方式( 6]。重新安排的 3),的函数 G , K 0 , σ v ′ , ϕ 简历 ′ 可以写在这张表吗 (7) Δ av = 50 { ( ( 1 + 2 K 0 ) / 3 ) σ v ′ 棕褐色 ϕ 简历 ′ G } 1。8 。

方程( 7)措施平均体积污渍 Δ av 腔周围塑性区,在地面上覆岩层压力的增加而增加。这个方程的重排地址端承桩极限能力的评价如下: (8) 问 p 卡尔 = 一个 ′ 1 - - - - - - 罪 ( ϕ 简历 ′ + 2 α ) { G / σ v ′ B ′ + D ′ ( G / ( σ v ′ ) ) - - - - - - 0.8 } C ′ σ v ′ , 在哪里 ( 8 ) 一个 ′ = 3 ( 1 + 罪 ϕ 简历 ′ ) ( 3 - - - - - - 罪 ϕ 简历 ′ ) ( 1 + 2 K 0 3 ) , B ′ = ( 1 + 2 K 0 3 ) 棕褐色 ϕ 简历 ′ , C ′ = 4 罪 ϕ 简历 ′ 3 ( 1 + 罪 ϕ 简历 ′ ) , D ′ = 50 { ( 1 + 2 K 0 3 ) 棕褐色 ϕ 简历 ′ } 1。8 。

Kondner类型的双曲曲线可用于预测nondisplacement桩的荷载沉降曲线在处女加载 20.- - - - - - 22]。假设一个简单的双曲函数估算应用桩端应力之间的关系, 问 卡尔 和相应的归一化桩端沉降, 年代 / D ,因为 (9) 问 卡尔 = 年代 / D n + 米 ( 年代 / D ) , 在哪里 n 和 米 实验参数的逆值对应合适的初始剪切刚度和极限桩应力,分别。

当引入参考位移 ( 年代 / D ) 裁判 = 0.25 ,由Hirayama 22),这是经验在金沙nondisplacement成堆,表示为规范化的解决方案 年代 / D 需要动员端轴承极限能力的一半 问 p 卡尔 ,初始剪切刚度的倒数表示等 (10) 问 卡尔 = 年代 / D { 0.25 + 年代 / D } 问 p 卡尔 。

模型的有效性验证后检查它与一个小模型和原型桩材料,包括与不同来源的数据。K-7砂砂的参数和桩材料已从Manandhar et al。 1)和范肖砖砂Sakr et al。 23- - - - - - 25]。本研究采用圆柱形纤维增强聚合物(FRP) FC桩和three-tapered玻璃钢复合锥形桩,这是一个现成的管平均直径162.4毫米,厚度55°角。这些制造玻璃钢锥形桩使用六层的玻璃纤维缠绕(GFW)被放置在厚度角度0°(桩平行轴)和90°(箍层)( 23)(表 1)。范肖砖砂桩安装是局限于一个低压(LP)的初始径向应力30 kPa和60个kPa的垂直压力,以及高压(HP)与60 kPa的初始径向应力和垂直压力在不同深度和动员120 kPa 0.4规范化结算比率。砂的基本岩土属性设置在桌子上 2。获得的垂直压力可以通过使用简单的公式在前一节中讨论。图 5显示,增加总端轴承能力增加逐渐减少角度时封闭腔扩张形式的解决方案。大总端轴承阻力由高密度地反映。同样,高支承能力获得了在一个较高的径向应力在同一密度,如图所示图 6。

此外,总端轴承能力以kN (11) P B = 问 卡尔 π r b 2 , 在哪里 r b 桩头的半径在嵌入式桩截面的中间点。

下面的安排可以通过替换的值 问 卡尔 使用( 1),( 2),( 10)和( 11)( 10): (12) P B = 年代 / D { 0.25 + 年代 / D } 1 1 - - - - - - 罪 ( ϕ 简历 ′ + 2 α ) × 一个 ′ { G / σ v ′ B ′ + D ′ ( G / σ v ′ ) - - - - - - 0.8 } C ′ σ v ′ π r b 2

假设 ( P B ) α = 0 连续的总端轴承能力成堆。当锥形桩的总端轴承能力规范化的总端轴承能力直桩通过它们之间的比率,获得以下关系: (13) P B ( P B ) α = 0 = 1 / ( 1 - - - - - - 罪 ( ϕ 简历 ′ + 2 α ) ) 1 / ( 1 - - - - - - 罪 ϕ 简历 ′ ) 。

这个方程显示内摩擦角之间的关系在一个临界状态和车锥度角的相互依赖的功能评价的总端轴承能力锥形桩。这种验证端轴承能力取决于临界状态的内摩擦角的车锥度角和条件桩。当有角的变化逐渐减少,支承能力也将改变独立于上覆岩层压力、围压和剪切模量的土壤。因此,数据 7, 8, 9正在策划,以证实这种机制的规范化总端轴承不同砂能力的比率。有明显增加总端轴承能力0.1结算比率对所有类型的土壤和桩材料。

此外,不同车锥度角断言理解在金沙端轴承的行为能力。本研究采用模型试验、原型测试描述Sakr et al。 23- - - - - - 25和真正的类型Rybnikov 26桩。Rybnikov额尔齐斯河巴布洛达地区进行测试使用的前苏联和无聊场铸锥形桩。的孔桩与无尽的螺丝钻。七种不同桩完成有长度4.5米,构成五个锥形桩和两个圆柱形桩理解直锥形桩对桩的行为。在这项研究中,只考虑桩材料的几何分析,与土壤属性的假设通过沙子如表所示 2。

图 10代表的影响逐渐减少角在四种不同类型的桩材料和土壤除以总直桩支承能力的锥形桩。结果显示近10%的支承能力的增加最大的圆锥角,表明支承能力的影响逐渐减少角和内摩擦角。

然后,最终的测量和计算结果 承载力是策划来验证模型。该模型验证的各种参考数据。的测量和预测数据端轴承的能力,以kPa,如表所示 3和 4,分别。图 11表明该模型符合得非常好,它是有效评估端轴承能力时的各种数据。测量和计算结果绘制在一个1:1比,证明了模型的有效性和使用不同类型的桩几何参数和金沙。

从小型锥形桩通过证据的好处在实验室模型试验导致的分析模型的发展锥形桩的端轴承能力的评估。车锥度角的断言在分析球形空腔膨胀理论是成功的锥形桩支承能力的评估。提出的模型是通过模型试验的验证,验证原型测试和真实类型桩测试。使用各种提出模型的主要结论进行了总结如下。 (1)

参数研究逐渐减少的关键变量的角度表明,该模型有效地维持锥形桩在评估的一般行为端轴承。