高炉炉渣堆积场建筑稳定性研究_图文

发布于:2021-05-12 23:27:59

2(102年第2l卷第1期94~99页

云南地质

CN53—1041/P

ISSNl004—1885

高炉炉渣堆积场建筑稳定性研究

华 杨晓祥
昆明650051)

(昆明勘察设计研究院,云南

摘要:本项目为国内首例对钢渣堆积体的工程力学性质、稳定性及建筑性能诸方面,采 用以现场原位测试工程物探为主要手段,进行试验、研究、评估。 关键词:静力载荷;抗剪强度;原位测试;渣体、渣液;攀枝花西渣场 中图分类号:P642文献标识码:A文章编号:1004—1885(2002)Ol一06




言^
攀枝花钢铁公司因生产需要,亟望利用长年堆放高炉炉渣的西渣场作为建盖仓库等建筑

物的拟建场地,委托重庆钢铁设计研究院作设计。为此,重庆钢铁设计院提出了西渣场渣体 稳定性研究任务书,要求查明渣体的主要物理力学性质(7,R,E0,C,秽,f)、水文地质


条件及其场地稳定性,并对拟建建(构)筑物适宜性作出评价。 据此,我院采用工程地质测绘、钻探、现场原位试验、渣体颗粒分析、容重试验j静力 载荷试验、抗剪强度试验和工程物探地震勘探等技术手段对该渣场进行勘察研究。

1研究场地概况







西渣场位于金沙江东岸,在弄弄坪沟ISl以北地带沿江边排列。目前,渣体堆填高度超过 江面约100m左右,前缘渣坡较陡,约45。~500,已形成长约900m、宽40m一200m的*台。 *面上呈一北窄南宽的汤匙状,台面地势*坦,地面标高介于1
103.75~1

107.05m之间。

金沙江为一幼年期“V”字型河谷,两岸山高谷深,切割强烈。勘察地段东岸山体略呈

NS走向,山顶标高为l 350m,高出江面约350m,具中~高山构造剥蚀山地地貌特征。西渣场 正位于山体西面山麓斜坡地带,原始地形下部*缓,坡角100~15。,上部较陡,可达40。左
右。

从*台后开挖边坡观察,渣体主要位于三叠系炳南组底砾岩(夹砂、泥岩)及中生代正 长岩之上。整个地段内,沉积岩走为NE420~65。,倾向SE,倾角35。~400,呈一单斜构造。 根据地质档案资料:渡口地区的构造体系,以新华夏系NNE或NEE向断裂为主,在场 地之南北部位见F207及F208压性断裂出露。展布较长,北起弄弄沟沟谷地带,南越金沙江, 经施家坪向纳拉箐方向延伸。F20v断层走向为NS转至NE400,倾向E~SE,倾角3
1 o~53。;

收稿13期:200l—lO一09;改回:2001—10—12 作者简介:曹华(1963一),女,云南昆明人,毕业于昆明工学院,土程师,长期从事岩t工程工作


万   方数据

1期

曹华等:高炉炉渣堆积场建筑稳定性研究

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F獬断层走向NE55。~77。,倾向SE,倾角39。~57。。在本地段内两断层的上盘皆为中生代正 长岩,下盘为三叠系砾岩,即正长岩逆冲于砾岩之上,属逆断层。破碎带宽度较小,一般为

2m~5m,局部述10m左右,组成物质在大部分未胶结呈散体状。
上述两条逆断层为区域内纳拉箐和弄弄坪主于断裂伴生的一级构造,*面上大致呈*行

排列,应属同一个时期的产物。



2地层结构及岩性特征
据揭露,场地地层结构为人工土、第四系第一冰期冰碛.冰水沉积的卵石、圆砾及三叠
系炳南组砾岩所构成,各岩性特征按其层序从上至下描述如下:

2.1人工填土层:由两部分组成
①人工土(Q…11):由含铁渣块组成,黑灰一灰黑色,偶见淡黄一绿黄色薄膜,夹铁块呈 薄层状(厚1CIYI。3era),或呈团块状,粒径一般为lcm~3cm及5cm~15cm,含焦渣、渣块, 多具密集的蜂窝状气孑L(孔径0.1cm~0.5cm,大者约lcm)。钻进过程中,整个渣体严重漏 水,岩芯采取率极低,仅5~10%左右。在深度42.3m~45m以上,渣体被铁质胶结,一般

较坚硬;以下多松散,易掉块,塌坍。其厚度变化较大,随原始地面坡降而异,、介于3m~
68.6m之间。

②人工土(Q…12):由卵石含块石组成,成份为砾岩、砂、泥岩、亚圆形,一般粒径上 部为3era~15cm,下部lcm一5cm,充填棕褐色粘性土约45(o%,结构松散。据了解,为*期
四高炉整*场*炼鸦伞T谠孪伦昕啄诩剑裨迹玻玻怼

2.2第四系:冰期冰碛.冰水沉积(Q球+妞1),叉可分两层
①卵石:成份为正长岩、花岗岩、砂岩,亚圆形,一般粒径lOcm~15cm。含漂石,充 填砂及粘性土约30%,紧密,钻入厚1.2m~6.5m。 ’②圆砾:成份主要以砂岩为主,亚圆形,一般粒径0.2cm~0.5cm。含小卵石,充填粘 性土及砂约30%,中密,厚1.8m。


2.3三叠系炳南组砾岩(T3p1) 紫色、夹紫红色砂、泥岩,中等风化,砾石成份为玄武岩、花岗岩、正长岩,大小为 3cm~15cm。硅质强胶结,节理裂隙一般不发育,岩体完整、坚硬,岩芯大部分呈柱状,长 一 !Ocm~30cm。场地北端出露T3p2砂岩。
根据钻探结果,场地内未见到地下水。

3渣体物理力学性质
根据工程地质勘察任务书的要求,参照《水利电力工程岩石试验规程》与《土的静力载 荷试验规程》等有关技术资料,拟定试验程序及其实施情况如下: 3.1试验点的布置和试样制备 在勘探线上的钻孔与钻孔之间,或在钻孔侧面布置野外原位测试槽4条(编号为Dl~
D4),并在槽内进行静力载荷试验共2处(编号为Ll及L2),试验深度2m一2.5m;大面积

剪力试验共9组(其中渣体峰值强度为4组,单点及多点残余强度各J组,混凝土与渣体摩
擦试验为3组),试验深度1.5m~2.5m。

万   方数据









2l卷

静力载荷试验采用刚性圆形(d=8t.91cm)整体式承压板,面积为5 266.76cm2。以粗砂 (厚3cm)作垫层,压力达5kg/cnf;2后,于试坑底部供水,保持水位高度10cm~15cm。大面
积剪切试验剪力盒尺寸为50cm×50cm×20cm,试块尺寸略小于剪力盒,间缝隙用水泥沙浆 充填,试样制备系采用手工制作,共36块。

3.2试验经过 ①静力载荷试验采用荷重法。用电动油泵、液压千斤顶(200t)施加荷重,以精度0.33
级压力表测量压力,竖向压力分为l、2、3、4、5……11.6kg/cm2。每级荷重一次施加,变

形测量采用百分表和位移传感器,加荷速率以时问和变形综合控制。各级压力稳定标准为每
小时变形不超过0.11TUTI,连续2小时小于0.2rmn,历时40.5h~48.5h,变形总沉降量为
0.645cm~1.242cm。

②抗剪强度试验采用*推直剪法。以斜支撑作竖向反力装置,法向压力采用1、2、3、 4、5k∥cm2,每级荷重一次施加。横向剪切荷重为连续均匀施加,直至剪损。其余仪表装置 及其稳定标准同①。
多点及单点残余强度试验是在天然强度测定后,卸除荷重并将试体复位,.然后检查调整 仪表,再用同样方法进行多次剪损,一般剪损l~4次。

3.3原位测试试验成果
渣 试验项


体 一般值

渣砾(午H当于角砾) 最小一最大值 /件数
21.4

混凝土与渣体摩擦试验 最小一最大值 /件数 一般值

最小一最大值 /件数

一般值

容重7^6,/m3 比例界限PoI<a 变形模量E0
Mp

24.9~27.6/8

25

大于1

160

66.53~107.2

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l期

曹华等:高炉炉渣堆积场建筑稳定性研究

上述试验结果看出:

①高温熔融渣液自然冷凝后,渣体上部被铁质胶结,不仅承载力大,而且抗剪强度高。 但变形模量变化特大,反映了渣体分布极不均一。渣体的不均一性与地震勘探反映出来的波
速试验成果一致。

②经多次剪损后的单点残余强度,其值略高于无粘性碎石土的天然休止角。


4渣体稳定性评价
4.1渣体堆填方式及其物质成分
据r解,高炉每昼夜出渣约30余次,用渣罐列车输送至西渣场,倾倒时温度高达


000。C以上熔融渣液,自然冷凝后即成渣体。之后对倾倒渣体的边缘进行大爆破,一般间
0001Tl以

隔一天爆破一次。或者采用推土机在边缘上推出降深JOm~15m,宽lOre一20m,长l

上的带状地段,同时将经爆破或推土机铲推而形成的松散渣块往坡下堆积,使坡脚向下延 伸。然后,又重新拨轨,再倾倒,往复循环。渣体逐渐由东向西,即由里向外推移,形成今 日最宽处约200m的台面。

渣体物质成份略可分为两类:剽灰色碱性渣及酸性渣。化学成份主要为玻璃质的氧化
硅、氧化钙等,前者大部呈板状物,后者多为块状,易风化。由于渣液是在高温下倾倒,冷

凝后的渣体具有瀛层状构造,产状随渣液倾倒在边缘不同部位而有所变化一总走向大致由
NS转至Nw26。一490,倾向Sw,倾角360~52。。

4.2地裂缝产生原因分析



据地面观察,由渣体组成的台面上出现地裂缝,大者约12条,均分布在后缘。而在堆
放耐火材料简易棚前的2条,长约90m,一般宽0.5m~llql,最宽处为I.5m,可见深度0.5m ~4n,。至今未被掩盖,保存完整,按其出露部位应属早期发生。分布在前缘地段的地裂缝 为*期发生,长约200m,一般宽约O.8m~1.5m,最宽达2.50m,可见深度一般为lm~5m; 最深处约8m。 上述地裂缝,从形态上看,似呈弧形,都是顺坡向展布。主要是在高温后自然冷凝,先

产生细微收缩缝,由于渣体表面凹凸不*,不易被人们所发现。因大量倾倒渣液,不仅使边
缘重量不断增加,而且在纵断面上呈一上陡下缓悬坡,当堆至一定高度,阻碍了渣罐列车的

倾倒时,才进行大爆破。这一外因促使渣体本身在重力作用下,沿收缩缝以及受具有一定走
向的流层面所控制而拉开。同时,在频繁的爆破震动作用下,使地裂缝得以加宽加深,*

走向延长,随着渣体向外推移,在*面上残留下有一定间距、又大致*行的多条裂缝,按性
质应属拉张裂缝。拉张裂缝不论早期或*期发生在渣体台面上,‘均未发现有“错台”现象, 说明渣体整体或局部都未产生滑动。

4.3稳定性验算
综上所述,西渣场渣体为直接覆盖在第四系第一冰期沉积的卵石、圆砾及三叠系砾岩之 上:由于受上述渣『本堆填方式的控制,在渣体与原始地丽的接触带上,一般都先铺垫一层松 散的渣块。经颗粒分析结果,该松散渣体块层由粒经大于2tin、占令重66.7~84.3%的块体 组成,不含粘土颗粒.属散体碎石土。 根据地质岩性剖面图进行渣体的整f::丰=稳定性及局部稳定性捡算:整体稳定性最不利条件

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21卷

是顺原始地面坡线产生滑动;而局部稳定性最不利的模式为以渣体的前缘第一条地裂缝为不
稳定体的后缘周界,滑面假设完全沿均质的渣体内部呈*似圆弧形滑动。在选择抗剪强度计 算参数时,因为渣体与原始地面的接触带以及渣体前缘部位均以散体碎石(渣块)土为主,

所以在坡体的抗滑力中,起主导作用的是由擦摩系数引起的摩阻力,而凝聚力引起的抗滑作

用较小,可略而不计。按散体碎石的休止角妒=320,渣体*均容重丫=25Kn/m3计算结果,
整体稳定系数F。>2以上,局部稳定系数F。一】.5,说明渣体整体或局部都处于稳定状态。

5结论与建议
1.西渣场位于弄弄沟以北,在金沙江东岸沿江边堆放。目前,渣场已形成最宽处约200
米的台面,其地势*坦,地面标高介于l
103.75m.1

107.05m之间。场地地质构成中,在第

四系第一期沉积的卵石、圆砾及三叠系砾岩之上,直接被渣体(人工填土层)所覆盖,最厚 处约70m左右。 2.据揭露,渣体下部虽处于松散状态,但经坡俸稳定性检算结果,整个渣体处于稳定 状态。由此可认为渣场适宜作建筑场地,但在台地|_二进行大面积堆载时,应根据堆载情况重 新进行检算。 3‘.根据野外原位测试结果,渣体地基强度及其主要物理力学指标,建议采用如下值:

承载力[f]:100Ka,变开模量Eo=70Mpa,容重7=25/0t/m3,内摩擦角①=550,F,I聚 力c=IOOKa,混凝十_与渣体摩擦系数f=J.192。
参考文 献

[1]张成恭.工程地质学[M].北京:地质出版社,1979年. [2]华南工学院、南京工学院、浙江大学、湖南大学,等.地基及基础[M].北京:中国建筑出版社,
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[3]庄乐和.土力学[M].北京:地质出版社,1982年.
[4]贺同兴卢良兴李树勋

玉琦,等.变质岩石学[M].北京:地质出版社,1980年.

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『61中国有色金属工业总公司.岩土工程技术文集[M].西安交通大学出版社,1989年.

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曹华等:高炉炉渣堆积场建筑稳定性研究

A STUDY oN THE STRABILITY oF BUILDING ON THE SLAG PILE SITE oF BLAST FURNACE

CAO Hua

YANG Xiao—xiang

(硒Ⅲ,,矗,酱htstitlLte of Exploration and 1)esi印zing,Kfuning,65005 I)

.Abstract:The

project


is dm first expet-iment and stud)’on the engineering mechanics,stabilit)’and
on—

architectural ability of the—spot in China. Key

slag pile h)’the main measure of the testing enginerfing physical exploration

Words:Static

Load;Shear

Resistance;On—the—spot’Festing;Slag,Slag Liquid;West

Slag Site of Panzhihua

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高炉炉渣堆积场建筑稳定性研究
作者: 作者单位: 刊名: 英文刊名: 年,卷(期): 被引用次数: 曹华, 杨晓祥 昆明勘察设计研究院,云南,昆明,650051 云南地质 YUNNAN GEOLOGY 2002,21(1) 0次

参考文献(6条) 1.张咸恭 工程地质学 1979 2.华南工学院.南京工学院.浙江大学.湖南大学 地基及基础 1980 3.庄乐和 土力学 1982 4.贺同兴.卢良兴.李树勋.玉琦 变质岩石学 1980 5.同济大学.重庆建筑工程学院.哈尔滨建筑工程学院 工程地质 1979 6.中国有色金属工业总公司 岩土工程技术文集 1989

相似文献(2条) 1.学位论文 钱德玲 新型挤扩支盘桩的数值模拟及其在优化设计中的应用研究 2001
本文在静力载荷试验的基础上,利用实测资料,重点研究了以下几个方面的内容。 1.挤扩支盘桩的成桩机理挤扩支盘桩的成桩机理首先是利用桩周中下部较好的土层,将荷载通过支盘传递到土层上去,即分层承受荷载,逐一卸荷 。如此一来,不仅扩大了承载面积,而且还减少了桩端荷载,从而大幅度提高了承载力。由于分层承受荷载,在工作荷载作用下,传至桩端的荷载很小 ,因而保证了桩端土的稳定性。其次,利用专制的挤扩设备在钻孔孔壁上挤扩成支状或盘状腔模,然后再放入钢筋笼,浇灌砼后即成支盘桩。挤扩结果 ,使支盘上下端土体受到压密,减少了压缩量,提高了内摩擦角和压缩模量,其物理力学性质必然高于原状土。在承力时,由于支盘周边土体预先得到 压密,类似于“预应力”作用,减小了土体的压缩量,结果使土体的竖向承载力及抗拔力都成倍地提高。 2.支盘桩的孔穴扩张理论挤扩支盘桩在成孔时,采用了扩孔成型机。这种挤扩设备在挤扩过程中所形成的支盘腔模类似于球穴扩张。因此,用球形 孔穴扩张理论来描述挤扩过程中土体的应力场及位移场的变化是非常合适的。 本文主要采用Vesic(1974)关于球形孔穴扩张问题的一般解。Vesic假设土体是理想弹塑性体,材料服从Tresca屈服准则或Mohr-Coulomb屈服准则 ,根据弹塑性理论给出无限土体内、具有初始半径为R0的球形孔被均匀分布的内压力P所扩张的一般解。 3.支盘桩的承载力理论成桩工艺和桩型的不同,荷载传递性状也不同。挤扩支盘桩在成桩工艺和造型上与直杆桩不同,从而使得支盘桩在荷载传递 性状方面别具一格。支盘桩的轴力传递特征、荷载一沉降关系、桩侧摩阻力发挥性状及端阻力的特性均反映了支盘桩在荷载作用下桩—土体系荷载传递 的过程,这一过程说明了支盘桩具有承载力高、沉降量小及抗震稳定性能好的根本原因。 (1)竖向荷载传递性状1)轴力传递特性通过静力载荷试验,本文根据实测数据进行计算,了解了支盘桩的轴力随深度变化的规律,即:支盘桩的荷载 传递曲线与直杆桩明显不同,有其独特的形态。轴力分布曲线在支盘上下端位置发生了急剧的变化,轴力明显降低,其耗损的轴力完全由支盘所承担 ,并将其转嫁到支盘底部的土层上,从而使桩端阻力明显降低。这是支盘桩承力的特性,也是支盘桩高承载力的原因所在。 2)支盘端承力性状承力盘在承力时,由于盘底土体性质不同,达到极限承载力的时间也不同。若盘底土体强度较低,则首先达到极限状态,而施加 其上的荷载则转嫁到其它承力盘上。从承力盘受力相互转嫁的关系上,本文提出:支盘桩的受力特征类似于“接力赛”,一旦上部承力盘受力至极限值 时,下部承力盘依次接替并承担荷载的增量,以此达到补偿和均衡作用,这就是支盘桩荷载传递性状的特殊之处。 3)桩侧摩阻力性状通过计算分析,本文证明了当支盘端承力不再承受荷载时,该支盘下的桩侧摩阻力则发挥积极承力的作用,弥补支盘端承力的不 足,并承担支盘失去的端承力。同样,当支盘承受荷载时,由于支盘下土体受到应力叠加效应或产生较大的压缩时,桩侧摩阻力则减小。因此,从支盘 端承力和侧摩阻力的对应关系上看,它们存在互补关系,也进一步证实了当支盘间距较小时,支盘间存在着应力叠加效应,侧摩阻力降低。 4)桩端阻力性状试验结果说明,当桩端产生位移时,桩端阻力才开始发挥,位移达到最大值时,其桩端阻力也为最大值。本文通过计算分析发现 :桩端阻力充分发挥时所对应的桩项沉降约为6.5%的桩径,这比钻孔灌注桩要小的多,也比Veisc认为桩端阻力要充分发挥时所需的桩项沉降约为 8%~30%的桩径要小,这是支盘桩的一个特性。也说明了桩体设置了支盘后,不仅承载力比直杆状钻孔灌注桩提高了70%~100%,而且沉降量也比直 杆桩要小。 5)桩侧摩阻力、桩端阻力及支盘端承力综合分析试验证明:QP、Qs、qp几乎同时发挥,但支盘端承力QP明显高于侧摩阻力Qs,并随着桩项荷载Q的增 加而增加。从计算结果上看,QP增长率要高于Qs,说明在加载过程中,荷载主要是靠支盘承力,侧摩阻力分担较少的荷载。桩端阻力qp在加载初期增长 率较小,但在加载后期,沉降较大时,桩端阻力增长较大,因此,本文提出桩端阻力为“沉降硬化”。从承力机理上分析,端阻力小,支盘端承力大是 支盘桩的重要特性。 (2)竖向承载力的计算1)荷载传递函数法为了推测由于锚桩(作为工程桩)*瘟渴艿较拗苹蛎疃狭阎率乖睾墒匝橹罩苟薹ㄈ范ㄊ宰募蕹性亓 ,本文在数理统计的基础上,采用最小二乘法原理,对荷载—沉降曲线进行回归处理,以判定系数r最大为接受条件,并经假设检验,计算结果证明:拟 合曲线与实测曲线非常吻合。 2)经验公式计算方法根据静载试验结果进行计算分析:由于挤扩支盘桩在支盘成型时主要是通过挤扩机挤压土体,使支盘周围的土体受到挤密,土 的密度、内摩擦角及压缩模量均增大,其承载力也相应地提高,在荷载作用下,支盘与土体已形成一个扩大的桩-土共同工作区。在用经验公式计算支盘 端承力时,为了提高支盘端阻力的计算值,应乘·以一个大于1的综合修正系数,尽量接*实测值;同理,由于支盘间应力叠加效应以及支盘上端的拉张 裂缝区(松动区)的存在,势必影响桩侧摩阻力的正常发挥,其值必然要小于同桩径、桩长的钻孔灌注桩。特别是支盘的临界间距hcr小于3~4倍的主桩径 时,支盘的上下端土体一定范围内摩阻力降低尤其突出。 (3)抗拔承载力的计算挤扩支盘桩自问世以来,一直都作为承压基础,在抗拔方面的研究和应用都很少,常被人忽视它的抗拔性能。 4.支盘桩沉降量的计算分层总和法是假定单桩的沉降主要由桩端下土层的压缩变形所构成。对于支盘桩的结构来说,利用桩端处的附加应力来计算 地基土层的压缩量较为合适。 5.支盘桩的破坏机理关于桩端土体破坏滑裂面的形态,国外学者建立了很多模式,假设不同的破坏滑动面的形态,就可以导出不同桩端阻力的极限 承载力理论表达式。对于支盘桩而言,根据荷载传递规律及受力性状的分析,桩端土体的破坏形态以Vesic、Janbu假设的滑移面较为合适。 支盘桩在竖向荷载作用下,桩端土体以压密变形为主,桩端阻力呈“沉降硬化”现象,支盘桩的极限承载力也随之加大。桩端阻力Qp可采用Vesic的 极限承载力公式计算。 6.支盘桩的数值模拟土体的应力-应变关系是非线性、非弹性和依赖于应力水*,因此本文的数值模拟采用非线性有限单元法。根据支盘桩的几何形

状、荷载性质和两种材料的应力一应变关系,建立了力学模型,通过数值分析了解支盘桩在竖向荷载作用下的应力场及位移场的变化,从而判断支盘桩 的受力特性、支盘设置的最佳间距及群桩的最佳中心距,为支盘桩的设计和施工提供一个可量化的设计依据。 该方法具有以下几个方面的优点: (1)高度的灵活性。可以按照实际桩基础的几何尺寸及土层的力学性质指标,外力和约束条件直接根据物理过程进行求解。 (2)在每级荷载的作用下,或不同的应力水*作用下能够清楚地了解各部位应力场及位移场在时间及空间上的变化即动态过程。 (3)能够模拟复杂的应力体系,如支盘部位的拉张及冲剪等特征。 (4)根据数值分析结果,可为工程最优化设计提拱相当准确可靠的设计依据。 7.支盘桩的优化设计(1)最佳盘间距、桩间距根据三维数值模拟结果,在极限荷载6656kN作用下,压应力(3~4Mpa左右)在各盘下扩散范围均不等 ,第一盘在盘下扩散深度大约为2D(D为支盘直径),第四盘在盘下扩散深度为0.5~0.6D,也就是说,第一承力盘承受的荷载最大,轴力的变化率也最大 ,盘下土体的附加应力值也为最大,这完全与实测结果一致。因此,按第一盘的压应力值扩散深度取值,其临界盘间距为2D。考虑到盘下土体位移量的 大小及摩阻力的减少程度,最佳盘间距为≥2D。 (2)最佳支盘数及支盘形状支盘数的确定直接影响到支盘桩承载力的发挥程度。根据一些试验测试数据,并考虑到盘间净间距,本文提议:桩长30米 左右,支盘数一般为4~6个最佳。单支形状不同,受力性状也不同。不等支臂形状比等支臂单支形状受力条件好,且有利于承力盘的抗冲剪能力,故而 采用不等支臂的单支形状。为了提高支盘的抗剪强度及承载力,支盘的高度与臂长投影之比应大于1.2。 (3)适用条件挤扩支盘桩适应于粘土、粉质粘土、粉土和粉细砂以及它们的交互层。因为在这些土层中,挤扩设备较容易将土层挤扩成盘状腔模,土 层的粘结力和泥浆护壁不易造成腔模内土体塌落。特别是长江中下游地区、长江三角洲冲积*原、沿海地区、山前倾斜*原以及盆地地区,基岩埋藏很 深,第四纪沉积物很厚,采用挤扩支盘桩作为桩基,即减少了工程量、降低了造价,又提高了单桩的承载力及桩基的稳定性。可以说,挤扩支盘桩为这 些地区的基本建设带来了福音,同时,又为挤扩支盘桩开创了应用前景。 8.结论与建议通过对挤扩支盘桩的静载试验,本文全面系统地分析了支盘桩的荷载传递特性、沉降特性、抗拔特性及破坏特性。根据支盘桩不同的 破坏情况,分别计算了承载力及沉降量。采用了三维有限元数值模拟,成功地再现了支盘桩的受力机理、荷载传递规律和荷载作用下应力场及位移场的 变化。在此基础上,对支盘桩的设*辛擞呕萦α拔灰瞥”浠姆段В赋隽俗罴雅碳渚嗪妥渚唷

2.学位论文 李邦旭 毛乌素沙漠风积砂地基力学特性研究 2009
毛乌素沙漠是我国12大沙漠之一,有着丰富的石油、天然气、煤等自然资源。随着西部大开发的深入,沙漠地区油气田开发、基础设施、工民建筑 等工程建设得到长足发展,沙漠与工程建设的结合越来越紧密。在大量工程建设过程中,必须系统、全面、深入的认识毛乌素地区特殊的风积砂地基 ,了解风积砂地基力学特性,探讨科学有效的地基处理方法。 本文以彭建兵教授所承担的长庆石油勘探局“毛乌素沙漠岩土工程及工程应用研究”科研项目为依托,对毛乌素地区最常见的风积砂层地基力学特 性进行系统、深入研究。通过对所设计的不同含水量不同干密度风积砂模拟地基进行静力载荷试验,运用3D-σ有限元软件对风积砂地基进行数值分析 ,从地基极限承载力、地基附加应力和地基变形破坏三个方面探讨风积砂地基力学特性。并对毛乌素地区工程建设中最常用的两种地基处理方法--水坠 法和水坠振密法进行研究,揭示其作用机理。 通过对同一千密度不同含水量工况试验结果分析,风积砂含水量对地基承载力的影响是砂颗粒间毛细作用结果,含水量较低时地基承载力会随着含 水量的增大而增大并趋于稳定,且增幅较小,当风积砂含水量小于10%,地基极限承载力会随着含水量的增大呈增大趋势,但增幅较小,当风积砂含水 量大于10%,地基极限承载力趋于稳定,不再随含水量的增大而增大; 通过对同一含水量不同干密度工况试验结果分析,地基极限承载力随着风积砂干密度的增大而增大,但在不同干密度范围内,地基极限承载力增幅 有明显区别,当干密度ρ≤1.53g/cm3时,地基极限承载力很小且随风积砂干密度增大增幅很小,当干密度1.62≤ρ≤1.54g/cm3时,地基极限承载力随 风积砂干密度增大而增大,增幅变大,当干密度ρ≥1.62 g/cm3时,地基极限承载力随风积砂干密度增大而大幅度增加,提高风积砂干密度是提高风积 砂地基承载力的重要途径。 水坠法和水坠振密法处理风积砂地基实质是水的渗透作用和饱和环境中在震动荷载作用下砂颗粒重新排列,改变颗粒接触状态(由不稳定转为稳定 ),使地基整体结构由松散变为密实,试验结果表明水坠振密法处理风积砂地基能有效提高地基承载力。 本文对十种试验工况地基变形破坏形式进行分类分析,并根据典型工况地基标志层变化,研究风积砂地基沉降变形特征。 通过对静载试验中地基附加应力观测,本文以最典型试验工况--水坠振密工况为例,从不同角度详细分析风积砂地基竖向、水*附加应力分布变化 特征,风积砂地基竖向附加应力随着地基深度的增加而减小,应力衰减量减小,传递深度不随上部荷载的增加而增大;水*附加应力随上部荷载的增大 而增大。对于毛乌素地区附加应力影响范围内由单一风积砂构成地基发生整体破坏时,构成地基风积砂的抗剪强度是影响地基极限承载力的主要因素。 本文利用3D-σ有限元计算软件对所设计十种风积砂地基进行数值模拟,得出各试验工况竖向、水*附加应力分色图,地基竖向位移分色图。研究表 明地基竖向、水*附加应力最大值与地基极限承载力呈良好的线性关系。风积砂含水量、干密度不影响地基竖向附加应力的扩散深度,且竖向附加应力 的扩散深度不随上部荷载的增大而增大。 水*附加应力影响范围较浅,基础下风积砂侧向变形主要发生于浅层,基础边缘下风积砂容易发生剪切滑动而首先出现塑性变形区。通过对风积砂 地基附加应力实测结果与数值计算结果对比分析,中心附加应力实测值、计算值与上部荷载有良好的线性关系,中心附加应力实测值是计算值的 2.2~3.6倍。 研究表明风积砂地基变形模量不是常数,不同密实度情况其变形模量会有很大差异,密实度越大变形模量越大,静载荷试验中风积砂变形模量随风 积砂密实度、含水量的变化而改变。 静载荷试验地基变形模量与地基数值模拟计算采用的变形模量存在较大差异是导致附加应力实测值与计算值差异的主要原因。 通过本次对风积砂地基的研究,更加全面了解风积砂地基力学特性,为毛乌素沙漠地区工程建设在涉及风积砂地基设计处理方面提供理论参考。

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