多種強度混凝土連續(xù)澆筑樁基礎可行性研究

1、2實驗準備工作2.1實驗試樣的制作本試驗所涉及的混凝土配合比參考了中華人民共和國混凝土配合比行業(yè)標準2中有關計算混凝土配合比的相關內容，本試驗自主設計出了規(guī)范內所不包含的其他二十四種混凝土配合比。在混凝土所用水泥、粗細骨料、拌合用水和模具選用及制作嚴格按照混凝土試驗力學性能試驗規(guī)范3中所提出的要求執(zhí)行，經檢測試驗及測量水泥、粗細骨料、拌合用水及模具基本滿足規(guī)范要求。2.1.1配合比的選取本試驗為接軌實際工程，所用混凝土的配合比按泵送混凝土要求設計，這符合國內外樁基施工所用混凝土的實際施工情況。本試驗所用混凝土采用普通硅酸鹽水泥，且每方用量大于等于300kg；粗骨料采用連續(xù)二級配的碎石（粗骨料只

2、含有小石和中石），針片狀顆粒含量符合規(guī)范要求其值小于9%。目前國內所用泵送混凝土機械所用輸送管管徑一般為125mm或150mm，本文假設樁基工程上所用的泵送混凝土機械輸送管管徑為150mm，泵送高度50m，粗骨料粒徑滿足骨料最大公稱粒徑與輸送管徑之比1：3的要求；細骨料采用中砂（人工砂），其公稱粒徑在315m篩孔的篩子中過，其顆粒含量大于20%，砂率在35%45%之間。試配時坍落度按下式計算： Ts = Tr +T （2.1.1）式中：Ts為本文設計的泵送混凝土所要達到的坍落度值； Tr 為施工現場混凝土入泵時的坍落度值； T為試驗測得的混凝土出拌合樓到入泵之間內的坍落度損失值。結合中國四川省

3、西昌市錦屏二級水電站引水隧洞施工中的混凝土澆筑工程經驗，本試驗泵送坍落度（T s）確定為170mm。本試驗所用混凝土標號有C21、C22、C23、C24、C25、C26、C27、C28、C29、C30、C31、C32、C33、C34、C35、C36、C37、C38、C39、C40、C41、C42、C43、C44、C45、C46、C47、C48、C49及C50等30種強度。配制強度按下式計算： cu，0cu，k+1.645 （2.1.2）式中：cu，0為混凝土配制強度（MPa）； cu，k為混凝土試驗塊抗壓強度標準值，這里取設計泵送混凝土強度等級值（MPa）； -混凝土強度標準差（MPa），C2

4、1C45取5.0，C45C50取6.0。混凝土水膠比按下式計算： W / B = ( a × b ) / ( cu,0 + a × b × b ) (2.1.3）式中：W / B 為每立方米混凝土拌合用水的質量與所用膠凝材料質量比值； a、b 為回歸系數，a 取0.53、b取0.20； b 為膠凝材料28d膠砂強度， b =1.1 × f × s × ce,g,其中本試驗沒用用到粉煤灰和?；郀t礦渣粉，所以、s 粉煤灰影響系數f和?；郀t礦渣粉影響系數s的值都取1.0。ce,g 為試驗用水泥強度等級值（Mpa）。本試驗混凝土用水量按照

5、規(guī)范上的計算公式，公式見（2.1.4）：mw=mws ( 1 - ) （2.1.4）式中：mw為每立方米混凝土用水量（kg）；mws為滿足實際坍落度要求的每立方米混凝土用水量（kg）。 規(guī)范中給出90mm坍落度的用水量見表2.1.1，以此為基礎計算，混凝土坍落度每增大20mm相應用水量則要增加5kg。本試驗混凝土坍落度根據工程經驗取值為170mm，骨料最大粒徑40.0mm(本試驗取值40.0mm)，相應的mws取值為215kg；為外加劑的減水率（%），本試驗值取0。表2.1.1 坍落度取值表拌合物稠度碎石最大粒徑（mm）項目指標16.020.031.540.0坍落度（mm）1030200185

6、175165355021019518517555702202051951857590230215205195注：此表來源于JGJ55-2011普通混凝土配合比設計規(guī)程。本試驗所設計的混凝土42.5水泥和32.5水泥用量（mc）按下式計算：mc= mw / ( W / B ) （2.1.5）規(guī)范中要求混凝土坍落度大于60mm時的砂率，坍落度增大20mm、砂率增大1%的幅度予以調整。最終砂率的選取按表2.1.2進行調整后取值。表2.1.2 水膠比（W/B）值選取表水膠比（W/B）碎石最大粒徑（mm）16.020.040.00.403035293427320.503338323730350.6036

7、41354033380.70394438433641 注：此表來源于JGJ55-2011普通混凝土配合比設計規(guī)程。 砂率的計算公式： Ss = ms / ( mg+ms ) × 100% (2.1.6)式中 Ss 為砂率（%）； mg為每立方米混凝土粗骨料用量（kg）；ms為每立方米混凝土細骨料用量（kg）。采用質量法計算粗骨料及細骨料用量，按下式計算：mc+mg+ms+mw=ma （2.1.7）式中mc為每立方米混凝土水泥的用量（kg）； mg為每立方米混凝土小石和中石的用量（kg）； ms為每立方米混凝土人工砂（中砂）的用量（kg）； mw為每立方米混凝土用水的量（kg）； ma

8、為每立方米混凝土的實測總質量（kg），該值取用了三峽大學土木與建筑學院彭剛教授所測出的結果，ma取值在24002500kg之間。本試驗所用模具體積為m3，所有用量應乘以一個體積換算系數0.002688得混凝土配制中的實際用量。在實際配制中，試驗拌合過程中混凝土會有一定的損失，為了彌補這一損失本試驗加上1%的混凝土損失量。表2.1.3中列出了本文試驗設計的混凝土中各種骨料、用水量、水泥及砂率的值，用水量固定不變，水泥用量隨著強度的增長逐漸增多。表2.1.3 混凝土各材料使用質量混凝土標號水泥標號水泥（kg）砂率（%）砂（kg）小石（kg）中石（kg）水（kg）C2132.50.9639%1.89

9、1.211.810.58C220.981.881.201.800.58C231.011.871.201.790.58C241.051.861.191.780.58C251.131.781.191.780.58C261.161.771.181.770.58C271.191.761.171.760.58C281.221.741.161.740.58C291.251.731.161.730.58C3042.51.011.901.191.780.58C311.031.891.181.770.58C321.051.881.181.760.58C331.081.871.171.760.58C341.101

10、.861.161.750.58C351.1238%1.781.191.780.58C361.151.771.181.770.58C371.171.761.181.760.58C381.191.751.171.750.58C391.221.751.161.750.58C401.241.741.161.740.58C411.261.731.151.730.58C421.291.721.151.720.58C431.311.711.141.710.58C441.331.701.131.700.58C451.361.691.121.690.58C461.421.671.111.670.58C471.4

11、41.661.111.660.58C481.471.651.101.650.58C491.491.641.101.640.58C501.521.631.091.630.582.1.2試樣制備2.1.2.1水泥和水試驗中C21C29強度等級的混凝土采用中國湖北省黃石市生產的華新牌32.5復合硅酸鹽水泥（GB175-2007 XK23-201-03374）；C30C50強度等級的混凝土則用中國湖北省赤壁市生產的華新牌42.5普通硅酸鹽水泥（GB175-2007 XK08-001-00037）?；炷涟韬嫌盟畡t采用瑞康牌純凈水滿足規(guī)范要求4。2.1.2.2粗、細骨料細骨料采用湖北省宜昌市產的人工砂，

12、其公稱粒徑315m篩孔的顆粒含量大于等于20%，表觀密度為2564kg/m3，吸水率為0.67%，針片狀含量為2.1%。人工砂如圖2.1所示。 圖2.1 人工砂 圖2.2 花崗巖骨料粗骨料采用湖北省宜昌市三峽庫區(qū)產的花崗巖如圖2.2所示，密度2.6352.931g/ml，用點荷載試驗測出花崗巖粗骨料強度77.57Mpa。2.1.2.3模具本試驗采用自制木模，MHL-320X70X120mm。自己木模內表面光滑且平整，無砂眼、裂紋及劃痕等。組裝后內部尺寸誤差為公稱尺寸的±0.18%，且小于±1mm。自制木模組裝后其相鄰側面和各側面與底板上表面之間的夾角成90°直角，

13、誤差小于±0.3°，連接處的縫隙寬度最大值小于0.2mm。 圖2.3 試驗中所用自制木模示意圖2.1.3混凝土試塊養(yǎng)護本試驗按照規(guī)范普通混凝土試驗力學性能試驗方法標準GB/T50081-2002中5.2章節(jié)規(guī)定，混凝土試塊制備完成后在室內溫度為20的環(huán)境中靜置24小時。拆模后立即放入準備好的水箱中養(yǎng)護28d（此時間從攪拌加水開始計時），水箱中為飽和的Ca(OH)2溶液，溫度控制在20±2。水箱內有足夠的空間確保每塊混凝土放置的位置間隔23cm。2.1.4試驗試塊分別在每種強度混凝土試塊的基礎上鉆取五個圓柱體50X100的混凝土試樣。作為一種人工制作的建筑材料，混凝

14、土在制作過程中不可避免的會有人為影響因素參雜在里面，導致混凝土中存在氣泡、孔洞等不可避免的因素。在高圍壓的條件下，混凝土試樣表面的氣泡等缺陷會損壞試驗中所用的外橡膠套，導致液壓油進入橡膠套內層從而影響環(huán)向應變的測量值。為避免此類影響因素，采用相對混凝土試塊強度高一等級的砂漿進行第一次修補，在的Ca(OH)2的飽和溶液中養(yǎng)護3d（此時間從第一次修補砂漿攪拌加水開始計時）。后對試樣進去磨平、第二次修補，再在的Ca(OH)2的飽和溶液中養(yǎng)護3d（此時間從第二次修補砂漿攪拌加水開始計時）。圖2.4 混凝土試驗塊正視圖 圖2.5 混凝土試驗塊俯視圖2.2試驗儀器本試驗采用的TOP INDUSTRIE自適

15、應全自動巖石三軸試驗機由法國TOP INDUSTRIE公司生產如圖2.6。是一套多功能的精密儀器設備，可用于巖石和混凝土等材料的力學實驗，該系統(tǒng)可應用于土木工程、水電、石油和地礦等測試領域，可以完成的試驗包括：（1） 常規(guī)的巖石（混凝土）力學試驗；（2） 單軸壓試驗；（3） 排水或不排水靜水壓力壓縮試驗和三軸壓縮試驗；（4） 巖石力學和常規(guī)滲透試驗；（5） 巖石力學-化學耦合試驗；（6） 三軸壓縮條件下的滲透試驗；（7） 巖石力學流變試驗；（8） 靜水壓力壓縮流變試驗；（9） 單軸和三軸壓縮流變試驗；（10） 溫度條件下的巖石力學試驗和巖石力學-化學耦合試驗；TOP INDUSTRIE自適應全

16、自動巖石三軸試驗機采用3臺壓力/體積控制高壓液壓泵分別用于控制軸向應力（偏應力），徑向應力（圍壓）和孔隙壓力（反壓）。該實驗機主要的技術參數如下：1）三軸實驗機（1） 最大圍壓：600bar；（2） 最高操作溫度：90；（3） 偏壓室承受最大壓力：1000bar；2個LVDT傳感器和1個環(huán)向位移傳感器用于測量試樣的實際變形。2）高壓液壓泵（1） 軸向高壓液壓泵：1000bar；（2） 圍壓和孔壓高壓液壓泵：600bar；（3） 體積容量：56ml；（4） 最大流速：16.7ml/mn；（5） 軸向高壓液壓泵最小流速：0.00084ml/mn；（6） 圍壓和孔壓高壓液壓泵最小流速：0.00063

17、ml/mn。圖2.6 TOP INDUSTRIE自適應全自動巖石三軸實驗機 圖2.7 巖石三軸實驗機操作面板 圖2.8 巖石三軸實驗機控制電腦2.3試驗方案本試驗主要進行了圍壓為0Mpa、5Mpa和10Mpa情況下的單軸試驗及假三軸試驗，其試驗條件及試樣個數如表2.1.4：表2.1.4 本試驗試驗方案 圍壓混凝土標號0Mpa5Mpa10MpaC213個3個3個C223個3個3個C233個3個3個C243個3個3個C253個3個3個C263個3個3個C273個3個3個C283個3個3個C293個3個3個C303個3個3個C313個3個3個C323個3個3個C333個3個3個C343個3個3個C3

18、53個3個3個C213個3個3個C363個3個3個C373個3個3個C383個3個3個C393個3個3個C403個3個3個C413個3個3個C423個3個3個C433個3個3個C443個3個3個C453個3個3個C463個3個3個C473個3個3個C483個3個3個C493個3個3個C503個3個3個2.4小結本章主要對本試驗所制作混凝土試樣的粗細骨料、拌合用水、水泥等材料的選擇標準及物理參數進行說明。同時闡述混凝土試樣配比設計計算公式和混凝土試樣制作詳細過程。在試驗開始前，対已鉆好的圓柱體50X100混凝土試樣進行篩選、修補、養(yǎng)護、再修補進行簡單的介紹并測得了室內溫度條件下圓柱體50X100

19、混凝土試樣的基本物理參數。詳細的說明了TOP INDUSTRIE自適應全自動巖石三軸試驗機的工作原理、設備性能及技術參數等。為后續(xù)試驗提供支持。3試驗結論及數據分析鋼筋和混凝土這兩種性質完全不同的材料構成了樁基礎中混凝土結構，它們共同承擔和傳遞來至上部建筑物或構筑物施加的荷載。混凝土的強度等級和自身變形性能是設計和分析鋼筋混凝土結構的基礎。普通混凝土是以水泥為主要膠凝材料，按照相應的配合比加入細骨料、粗骨料和水，有時還根據不同的目的添加不同的外加劑。目前國內外通過大量的試驗研究表明混凝土材料不是一種線彈性材料（非線彈性材料），其應力-應變的曲線關系現在已經有很多的研究成果。許多規(guī)范上都給出了混

20、凝土彈性模量Ec的常值，此Ec值只能用以分析混凝土結構在受力初期彈性階段的應力-應變關系，但是混凝土在受壓情況下的受壓去塑性變形、鋼筋屈服和混凝土達到抗壓強度后的應力下降等一些列曲線變形都無法有單一的彈性模量值來解釋。因此需要用曲線上的特殊點和線來對混凝土受壓性能變化全過程曲線進行描述。畫出混凝土受壓應力-應變曲線，其原點處的切線所確定的斜率即為原點模量E0（也就是規(guī)范中所說的彈性模量Ec、）；曲線上任一點的切線所確定的斜率即為該點的切線模量Es；原點與曲線上任一一點的割線所確定的斜率即為該點的割線模量Es；原點沿著環(huán)向應變曲線所做切線的斜率即為切線泊松比。通過以上幾個模量參數可以很好的描述混

21、凝土的應力-應變曲線。規(guī)范上所采用的圓柱體試塊尺寸一般為100X200mm、150X300mm、200X400mm三種，其高度是直徑的2倍3。本試驗所采用的混凝土試樣直徑為50mm，其高度為100mm，直徑與高度之比為0.55。通過大量試驗表明試驗方法和所選用的試驗機械對混凝土的抗壓強度有相當大的影響。試樣在試驗過程中單相受壓時，試樣軸向壓縮，環(huán)向擴張，由于混凝土與TOP INDUSTRIE自適應全自動巖石三軸試驗機墊片力學性能存在差異，TOP INDUSTRIE自適應全自動巖石三軸試驗機墊片的環(huán)向應變明顯小于混凝土的環(huán)向應變。墊片通過其接觸面上的摩擦力約束混凝土試件的環(huán)向應變，導致墊片附近混

22、凝土試樣處于非單軸受壓狀態(tài)，離墊板越近環(huán)向約束越大，混凝土破壞時形成兩個對頂的角錐形破壞面，抗壓強度的試驗值比沒有約束的情況高。為減小混凝土試件與三軸試驗機墊片之間的摩擦力，在混凝土試樣兩端表面涂一些潤滑油（本試驗采用的是液壓油），可以近似的看作環(huán)向變形不受約束，整個試件近似處于單向受壓狀態(tài)，將沿平行于壓力的作用方向產生條形裂縫而破壞 6。 3.1混凝土單軸試驗3.1.1混凝土單軸試驗理論許多學者和工程師們所做的混凝土強度試驗研究成果表明，試樣形狀及試樣尺寸對混凝土抗壓強度實測值有較大的影響。雖然同種強度混凝土采用的試樣形狀和試樣尺寸不同時，混凝土試樣的破壞過程和形態(tài)大致相同，但得到的抗壓強度

23、實測值值因試件受力條件不同和尺寸效應而有所差別。大量試驗研究指出混凝土試樣的尺寸越小，其測得的強度值越高；加載速度對混凝土試樣強度也有影響，加載速度越快，測得的強度值越高；混凝土成型后的齡期及混凝土試樣所處環(huán)境對混凝土試樣的強度也有一定的影響，混凝土的抗壓強度隨著混凝土齡期的增長而增長，增長速度開始較快，后來逐漸變慢?；炷猎嚇訂屋S受壓的應力-應變本構關系對研究混凝土結構的抗壓強度和受力變形都是很重要的依據，同時也是二軸及三軸混凝應力-應變本構關系研究的基礎。本試驗采用單調加載方式，即荷載從初始值開始單調增加至試件破壞。在本試驗儀器上測得混凝土應力-應變的上升段。如圖3.1所示A點為比例極限點

24、（0.3c0.4c），此時混凝土內部應力較小，骨料和水泥石的接觸面上形成了微裂隙，這是由粗細骨料和水泥結晶體受力產生的彈性變形引起的，因此微裂隙又稱為粘結裂隙 5。圖3.1 混凝土應力-應變曲線隨著應力逐漸增大，混凝土試樣中的水泥凝膠體出現塑性變形，微裂縫逐漸發(fā)育并伴隨著新裂縫的出現，混凝土表現出明顯的塑性性能。如圖3.1（混凝土應力-應變曲線）所示B點為階段臨界點（0.8 c 0.9 c），此點可作為混凝土長期荷載作用下抗壓強度值。在B點處混凝土試樣中存在的彈性應變能大于裂隙發(fā)展所需的能量，從而形成裂隙快速擴展，這時裂隙處于不穩(wěn)定狀態(tài)，直至極限點C。雖然在這一階段的應力值變化不大，但是裂縫發(fā)

25、展迅速，變形速度加快。這時的峰值應力peak就作為混凝土的抗壓強度c，峰值應力peak對應的應變稱為峰值軸向應變peak。 許多研究人員及工程師為了分析混凝土結構的真實受力情況，需要準確的繪制混凝土受壓應力-應變關系曲線，為了擬合出混凝土受壓應力-應變關系曲線，提出了不同的曲線方程的數學表達式。其中比較簡單實用，也是目前較常用的有美國Hognestad建議的方程和德國Rusch建議的方程。為本試驗測得的是上升段的試驗數據所以只列出了兩個建議方程的上升段部分。Hognestad應力-應變曲線建議方程和Rusch應力-應變曲線建議方程兩者的上升段相同，即：上升段： p時： = c 2 / p -

26、( / p )2 （3.1.1）在研究混凝土結構的應力分布中，以下幾種模量分析研究不可缺少的參數，歐洲國際混凝土委員會CEB和國際預應力混凝土協(xié)會FIP中提到過峰值應力peak與峰值軸向應變peak的比值的意義。其實峰值應力peak與峰值軸向應變peak的比值在混凝土的應力-應變關系曲線圖上相對其他幾種模量可以直觀的確定。本文將峰值應力peak與峰值軸向應變peak的比值定義為一種特殊的變形模量即視模量。視模量的關系式將在下面給出。3.1.1.1混凝土的彈性模量 此處所說的混凝土的彈性模量實質上是混凝土的初始彈性模量，它與混凝土彈性模量在數值上近似相等。混凝土在混凝土試樣單軸試驗的應力-應變關

27、系曲線上做原點處的切線，此切線的斜率即可看做混凝土的初始彈性模量E0（原點切線模量）如圖3.1所示，OA直線的斜率，OA與x軸的夾角為0，E0的計算公式見式3.1.2：E0 = tan0 （3.1.2）式中：0為圖3.1中直線OA與x軸的夾角。 中國建筑科學研究院對混凝土試驗塊做了大量試驗來研究分析混凝土彈性模量，給出了混凝土彈性模量與相應的立方體抗壓強度標準值cu之間的關系：E0 = 105 / ( 2.2 + 34.7 / cu,k ) （3.1.3） 歐洲國際混凝土委員會CEB和國際預應力混凝土協(xié)會FIP也給出了混凝土彈性模量與相應的圓柱體抗壓強度標準值c之間的關系式。其關系式與中國建筑

28、科學研究院給出的關系式還是有一定的差異5。3.1.1.2混凝土的切線模量隨著應力的逐漸大混凝土已進入了下一階段（即彈塑性階段），起先的變形模量（初始的彈性模量E0）已不能準確反映這時的混凝土試樣的應力-應變關系。因此應采用切線模量Es來反映混凝土的應力-應變情況，如在應力-應變曲線圖上所示，在曲線上任一點處做切線NM，直線NM的斜率即為該點的切線模量，記為Es，表達式為: Es = tan = d / d （3.1.4）混凝土的切線模量是一個隨著混凝土強度等級增大而減小的變值。應力很小時，其值與混凝土的初始彈性模量近似相等；而在應力-應變曲線的峰值點，其值為零。在混凝土應力-應變關系曲線的上升

29、段，切線模量為正值。3.1.1.3混凝土的割線模量 對于這個變形模量，規(guī)范及許多學者已給出了很明確的概念6-8。原點O至曲線任一點B處直線OB的斜率，稱為任意點的割線模量Es或變形模量。它的表達式為：Es = tan 1 = E0 (3.1.5)式中：為混凝土的受壓變形塑形系數。與混凝土所受應力的大小有關，其值可由應力-應變曲線方程計算確定，它隨應變的增大而單調減小7。3.1.1.4混凝土視模量混凝土應力-應變關系曲線上可以準確的確定峰值應力peak的值和峰值軸向應變peak的值。視模量實際上就是混凝土軸向應力達到峰值應力peak與其對應的軸向應變（峰值軸向應變peak）時的坐標與原點O連線O

30、C所確定斜率。公式如3.1.6：EL= tan 2 = peak / peak （3.1.6）不同圍壓下不同強度等級混凝土對應的最大軸向（偏壓）應力-軸向應變關系曲線見圖3.128。3.1.2樁身混凝土圍壓為0MPa時試驗數據 圍壓為0MPa時混凝土試驗應力-應變關系曲線圖如下： 圖3.2 C21混凝土應力-應變關系曲線 圖3.3 C22混凝土應力-應變關系曲線 圖3.4 C23混凝土應力-應變關系曲線 圖3.5 C24混凝土應力-應變關系曲線 圖3.6 C25混凝土應力-應變關系曲線 圖3.7 C26混凝土應力-應變關系曲線 圖3.8 C27混凝土應力-應變關系曲線 圖3.9 C28混凝土應

31、力-應變關系曲線 圖3.10 C29混凝土應力-應變關系曲線 圖3.11 C30混凝土應力-應變關系曲線 圖3.12 C31混凝土應力-應變關系曲線 圖3.13 C32混凝土應力-應變關系曲線 圖3.14 C33混凝土應力-應變關系曲線 圖3.15 C34混凝土應力-應變關系曲線 圖3.16 C35混凝土應力-應變關系曲線 圖3.17 C36混凝土應力-應變關系曲線 圖3.18 C37混凝土應力-應變關系曲線 圖3.19 C38混凝土應力-應變關系曲線 圖3.20 C39混凝土應力-應變關系曲線 圖3.21 C40混凝土應力-應變關系曲線 圖3.22 C41混凝土應力-應變關系曲線 圖3.23

32、 C42混凝土應力-應變關系曲線 圖3.24 C43混凝土應力-應變關系曲線 圖3.25 C44混凝土應力-應變關系曲線 圖3.26 C45混凝土應力-應變關系曲線 圖3.27 C46混凝土應力-應變關系曲線 圖3.28 C47混凝土應力-應變關系曲線 圖3.29 C48混凝土應力-應變關系曲線 圖3.30 C49混凝土應力-應變關系曲線 圖3.31 C50混凝土應力-應變關系曲線圖3.32 圍壓0MPa時C21C50混凝土應力-應變關系曲線全圖當圍壓為0MPa時的混凝土試驗也就是混凝土單軸壓縮試驗。單軸抗壓強度不僅是決定混凝土強度等級的唯一依據，還是確定最基本、最重要的力學特性指標，如初始彈

33、性模量（E0）、峰值軸向應變（peak）、切線泊松比（）、延性指數、破壞形態(tài)、多軸強度和變形等的特征和數值的最主要因素和參數。從圍壓為0MPa混凝土單軸抗壓試驗得出的數據可以看出以下兩點規(guī)律。隨著混凝土等級的提高，混凝土材料的彈性模量（E0）、切線模量（ES）、割線模量（ES）、峰值軸向應變（peak）和切線泊松比（）增加。3.2混凝土三軸試驗數據在實際的樁基礎工作情況中，樁身混凝土結構大部分處于兩軸或三軸的復雜應力狀態(tài)，只有極少情況下樁身混凝土處于單一的單軸壓應力或拉應力狀態(tài)。在設計或驗算樁身混凝土結構的承載力時，如果采用混凝土的單軸抗壓強度，其結果必然有以下兩點：1) 過低地給出多軸混凝土

34、結構抗壓強度，造成混凝土等材料的浪費；2) 過高地估計多軸混凝土壓應力狀態(tài)的強度，埋下安全的隱患。因此研究復合應力狀態(tài)下混凝土的破壞規(guī)律和強度，對經濟合理利用混凝土的力學性能，保證鋼筋混凝土結構的安全有重要意義。三軸受壓狀態(tài)下混凝土的強度比單軸受壓狀態(tài)下混凝土的強度要高出很多，這主要是由于圍壓效應所致?；炷羾鷫涸酱?，其強度提高越顯著。3.2.1樁身混凝土圍壓為5MPa時三軸試驗數據 圍壓為5MPa時混凝土的三軸試驗應力-應變關系曲線圖如下： 圖3.33 C21混凝土應力-應變關系曲線 圖3.34 C22混凝土應力-應變關系曲線 圖3.35 C23混凝土應力-應變關系曲線 圖3.36 C24混

35、凝土應力-應變關系曲線 圖3.37 C25混凝土應力-應變關系曲線 圖3.38 C26混凝土應力-應變關系曲線 圖3.39 C27混凝土應力-應變關系曲線 圖3.40 C28混凝土應力-應變關系曲線 圖3.41 C29混凝土應力-應變關系曲線 圖3.42 C30混凝土應力-應變關系曲線 圖3.43 C31混凝土應力-應變關系曲線 圖3.44 C32混凝土應力-應變關系曲線 圖3.45 C33混凝土應力-應變關系曲線 圖3.46 C34混凝土應力-應變關系曲線 圖3.47 C35混凝土應力-應變關系曲線 圖3.48 C36混凝土應力-應變關系曲線 圖3.49 C37混凝土應力-應變關系曲線 圖3

36、.50 C38混凝土應力-應變關系曲線 圖3.51 C39混凝土應力-應變關系曲線 圖3.52 C40混凝土應力-應變關系曲線 圖3.53 C41混凝土應力-應變關系曲線 圖3.54 C42混凝土應力-應變關系曲線 圖3.55 C43混凝土應力-應變關系曲線 圖3.56 C44混凝土應力-應變關系曲線 圖3.57 C45混凝土應力-應變關系曲線 圖3.58 C46混凝土應力-應變關系曲線 圖3.59 C47混凝土應力-應變關系曲線 圖3.60 C48混凝土應力-應變關系曲線 圖3.61 C49混凝土應力-應變關系曲線 圖3.62 C50混凝土應力-應變關系曲線圖3.63 圍壓5MPa時C21C

37、50混凝土應力-應變關系曲線全圖從圍壓為5MPa混凝土假三軸抗壓試驗得出的數據可以看出以下兩點規(guī)律。試驗過程中圍壓增加到5MPa，混凝土材料的彈性模量（E0）、切線模量（ES）、割線模量（ES）和切線泊松比（）呈現減小趨勢，其中相比圍壓為0MPa時彈性模量（E0）降低了2.3843.704GPa、切線泊松比降低了0.020.04。峰值應力（peak）和峰值軸向應變（peak）與圍壓為0MPa時相比分別增大了6.214.2MPa和0.0004730.00072。3.2.2樁身混凝土圍壓為10MPa時試驗數據 圍壓為10MPa時混凝土的三軸試驗應力-應變關系曲線圖如下： 圖3.64 C21混凝土應

38、力-應變關系曲線 圖3.65 C22混凝土應力-應變關系曲線 圖3.66 C23混凝土應力-應變關系曲線 圖3.67 C24混凝土應力-應變關系曲線 圖3.68 C25混凝土應力-應變關系曲線 圖3.69 C26混凝土應力-應變關系曲線 圖3.70 C27混凝土應力-應變關系曲線 圖3.71 C28混凝土應力-應變關系曲線 圖3.72 C29混凝土應力-應變關系曲線 圖3.73 C30混凝土應力-應變關系曲線 圖3.74 C31混凝土應力-應變關系曲線 圖3.75 C32混凝土應力-應變關系曲線 圖3.76 C33混凝土應力-應變關系曲線 圖3.77 C34混凝土應力-應變關系曲線 圖3.78

39、 C35混凝土應力-應變關系曲線 圖3.79 C36混凝土應力-應變關系曲線 圖3.80 C37混凝土應力-應變關系曲線 圖3.81 C38混凝土應力-應變關系曲線 圖3.82 C39混凝土應力-應變關系曲線 圖3.83 C40混凝土應力-應變關系曲線 圖3.84 C41混凝土應力-應變關系曲線 圖3.85 C42混凝土應力-應變關系曲線 圖3.86 C43混凝土應力-應變關系曲線 圖3.87 C44混凝土應力-應變關系曲線 圖3.88 C45混凝土應力-應變關系曲線 圖3.89 C46混凝土應力-應變關系曲線 圖3.90 C47混凝土應力-應變關系曲線 圖3.91 C48混凝土應力-應變關系

40、曲線 圖3.92 C49混凝土應力-應變關系曲線 圖3.93 C50混凝土應力-應變關系曲線圖3.94 圍壓10MPa時C21C50混凝土應力-應變關系曲線全圖圍壓繼續(xù)增大到10MPa時，混凝土假三軸抗壓試驗數據顯示的趨勢與圍壓5MPa時試驗數據顯示的趨勢相同?；炷敛牧系膹椥阅Ａ浚‥0）、切線模量（ES）、割線模量（ES）和切線泊松比（）仍呈現減小趨勢，峰值應力（peak）和峰值軸向應變（peak）繼續(xù)呈現增大趨勢。相比圍壓為5MPa時彈性模量（E0）降低了1.52236.20GPa、切線泊松比降低了0.01710.02。峰值應力（peak）和峰值軸向應變（peak）與圍壓為5MPa時相比分

41、別增大了12.748219.1568MPa和0.000474650.003106。相比圍壓為0MPa時彈性模量（E0）降低了3.9247.324GPa、切線泊松比降低了0.0310.06。峰值應力（peak）和峰值軸向應變（peak）與圍壓為0MPa時相比分別增大了21.1631830.90095MPa和0.00038280.003828。3.2.3同種強度混凝土在不同圍壓下應力應變曲線比較綜合上述三種圍壓情況，對同種強度等級混凝土在圍壓值為0MPa、5MPa、10MPa的情況下進行比較，如下圖：圖3.95 不同圍壓情況下C21混凝土應力-應變關系曲線圖3.96 不同圍壓情況下C22混凝土應力

42、-應變關系曲線圖3.97 不同圍壓情況下C23混凝土應力-應變關系曲線圖3.24 不同圍壓情況下C24混凝土應力-應變關系曲線圖3.99 不同圍壓情況下C25混凝土應力-應變關系曲線圖3.100 不同圍壓情況下C26混凝土應力-應變關系曲線圖3.101 不同圍壓情況下C27混凝土應力-應變關系曲線圖3.102 不同圍壓情況下C28混凝土應力-應變關系曲線圖3.103 不同圍壓情況下C29混凝土應力-應變關系曲線圖3.104 不同圍壓情況下C30混凝土應力-應變關系曲線圖3.105 不同圍壓情況下C31混凝土應力-應變關系曲線圖3.106 不同圍壓情況下C32混凝土應力-應變關系曲線圖3.107

43、 不同圍壓情況下C33混凝土應力-應變關系曲線圖3.108 不同圍壓情況下C34混凝土應力-應變關系曲線圖3.109 不同圍壓情況下C35混凝土應力-應變關系曲線圖3.110 不同圍壓情況下C36混凝土應力-應變關系曲線圖3.111 不同圍壓情況下C37混凝土應力-應變關系曲線圖3.112 不同圍壓情況下C38混凝土應力-應變關系曲線圖3.113 不同圍壓情況下C39混凝土應力-應變關系曲線圖3.114 不同圍壓情況下C40混凝土應力-應變關系曲線圖3.115 不同圍壓情況下C41混凝土應力-應變關系曲線圖3.116 不同圍壓情況下C42混凝土應力-應變關系曲線圖3.117 不同圍壓情況下C4

44、3混凝土應力-應變關系曲線圖3.118 不同圍壓情況下C44混凝土應力-應變關系曲線圖3.119 不同圍壓情況下C45混凝土應力-應變關系曲線圖3.120 不同圍壓情況下C46混凝土應力-應變關系曲線圖3.121 不同圍壓情況下C47混凝土應力-應變關系曲線圖3.122 不同圍壓情況下C48混凝土應力-應變關系曲線圖3.123 不同圍壓情況下C49混凝土應力-應變關系曲線圖3.124 不同圍壓情況下C50混凝土應力-應變關系曲線圖3.125 不同強度等級混凝土在不同圍壓的情況下初始切線模量數值變化曲線圖3.126 不同圍壓情況下不同強度等級混凝土對應的最大軸向（偏壓）應力變化曲線圖3.127

45、不同強度等級混凝土在不同圍壓的情況下切線泊松比初始值變化曲線圖3.128 不同圍壓下不同強度等級混凝土峰值應力對應的峰值應變圖3.129 不同圍壓情況下不同強度等級混凝土對應的最大軸向（偏壓）應力-環(huán)向應變關系曲3.3小結從總體趨勢來看，砼為圍壓敏感性材料，隨著圍壓的升高，其抗壓強度明顯提高。這是由于對混凝土試驗塊加設圍壓是混凝土材料內部的裂隙、氣泡、水泥和集料接觸面處應力集中現象減小，只是微裂隙難以發(fā)展以至貫通?；炷翉姸鹊燃墝炷敛牧系膰鷫盒幸欢ǖ挠绊?。當混凝土強度等級較低時，圍壓使混凝土的強度增長較為明顯，反之時相對較弱。對比三種不同圍壓試驗數據可知，在圍壓增大的趨勢下，混凝土試驗

46、塊的彈性模量（E0）、切線模量（ES）、割線模量（ES）和切線泊松比（）呈現出減小的趨勢；峰值應力（peak）和峰值軸向應變（peak）繼續(xù)呈現增大趨勢。其增大與減小值已在上述數據中有所體現。在整個試驗過程中，混凝土試件體積先呈減小趨勢后呈增大趨勢，在10MPa圍壓情況下，最小體積處應力與峰值應力非常接近8-20?；炷猎囼瀴K在初始彈性階段，其切線泊松比值基本保持不變，隨著荷載進一步增加至60%65%極限荷載時切線泊松比值開始增大，約在極限荷載的80%90%是切線泊松比值增大趨勢明顯，之后隨著荷載的增大，切線泊松比值進一步增大。4混凝土在樁基礎中的應用4.1樁基礎的研究現狀4.1.1連續(xù)介子力

47、學方法連續(xù)介質力學方法是基于連續(xù)介質力學理論及其框架來建立樁基力學特性分析的數學模型，其中，樁基和土體的材料可以是彈性、黏彈性和彈塑性材料等。這種理論和方法概念清晰、理論性強，因而得到比較廣泛的認同。Tajimi21首先采用連續(xù)體模型模擬土體，在以后的一段時間里許多學者對這一理論方法做了更多研究。Mattes和Poulos假設土體為連續(xù)彈性體，在彈性半空間中求得了豎直和水平單位荷載作用下土體位移的Mindlin積分解，并討論了基樁的力學特征。Novak22基于平面應變假設，將土體看成線性黏彈性半空間，首先運用連續(xù)介質力學理論，研究了在線性黏彈性土體的假設下樁-土的相互作用，并在氣候的文獻中進一

48、步發(fā)展和完善了這一理論。Novak和Aoul-Ella在假設樁-土完全接觸不分離和小變形等條件下，求得了樁周土體的動剛度和阻尼參數的表達式。Kuhlemeyer23對土體模型進行了討論，給出了樁基縱向振動復剛度，并將所得到的解析結果和有限元計算結果做了對比。結果顯示，在工程上感興趣的頻率范圍內，二者吻合較好。Novak和EI Sharnouby認為，在一定條件下，Novak的土體平面應變模型可以被常系數黏滯阻尼和頻率無關線性彈簧并聯（Vogit體和Maxwell體）模型近似等效代替。Anestis24在Novak模型的基礎上提出了非線性黏彈性模型，得到了在非線性黏彈性情況下樁-土的互相作用。R

49、oesset25基于土體的非線性均勻假設，對樁基進行了動力學及參數的研究，并發(fā)展了相應的有限元方法。Aboal-Ella26將土的均勻平面應變方法推廣到層狀介質，得到了一個既簡單又多用途的解。Nogami和Novak在考慮了樁-土縱向共同作用的基礎上，假設樁周土體無徑向位移，波同時從樁基表面以純剪切波的形式向樁周土體徑向輻射傳播，樁頭為剛體支撐，求得了樁基、土體復剛度及其位移和頻率的表達式。Rajapakse27采用格林函數法分析了彈性半空間中樁基和土體的動力學特性。Poulos和Davis研究了土體的屈服、土體的有限深度和非均勻土層對樁基力學特性的影響。Sen等、Kishnan等、Rajap

50、akse和Shah、Mamoom等也分別用解析法或數值方法研究了在成層土或非均勻土的條件下樁基的簡諧振動。Liu和Novak采用有限元方法分析了橫觀各向異性成層土中樁基的動力響應。Chow28和宮全美將一維樁基和土體的Mindlin積分解耦合求解了樁基的力學特性。Xu和Poulos總結了運用彈性理論來求解單樁和群樁的計算方法。Koo等研究了在SH波下，樁-土-結構間的相互作用。Chau和Yang在此基礎上研究了具有差異性的兩樁之間的線性相互作用因子。Wong和Poulos假設嵌巖樁樁周土體的內層土是非線性的，而內層土之外的土體為線性黏彈性土體，建立了一種分析圓柱型樁基在水平振動下的樁-土非線性相互作用下的力學模型。程昌鈞等將樁-土系統(tǒng)看成一個嵌入樁基的黏彈性半空間，在空間柱坐標系中建立了非線性樁-土相互作用的數學模型，并在頻域內研究了水平振動下樁基的非線性動力學特性