某超大型海水冷卻塔地基基礎(chǔ)設(shè)計計算案例概述目錄TOC\o"1-3"\h\u21165某超大型海水冷卻塔地基基礎(chǔ)設(shè)計計算案例概述 1123191.1地基基礎(chǔ)設(shè)計方案 1177401.1.1廠址條件 1274351.1.2初步方案 2162641.1.3經(jīng)濟性比對 3199591.1.4最終方案 3101831.2計算模型 3214881.2.1塔身 320141.2.2環(huán)基 4213181.2.3人字柱、支墩、上環(huán)梁 5189781.2.4樁 6282281.2.5剛性約束 6276361.2.6邊界條件 7266411.3樁基布置方案 8148171.1.1樁的直徑 9166201.1.2環(huán)基剛度 924411.1.3最終確定的樁基方案 10237811.4樁基計算 10184061.4.1豎向承載力驗算 11208831.4.2抗拔承載力驗算 1399021.4.3水平承載力 141.1地基基礎(chǔ)設(shè)計方案1.1.1廠址條件本核電廠冷卻塔區(qū)域廠坪標高為6.3m，本區(qū)原始地形標高一般為1.0m～1.5m，廠坪時需要回填2.8m～1.3m，冷卻塔基礎(chǔ)埋深為4.3m，基礎(chǔ)底面標高2m。各土層厚度見表3-1。表3-1冷卻塔區(qū)地基地層編號地層名稱承載力特征值土層厚度fak(kPa)（m）回填土3②粉質(zhì)黏土1201.3+1.81③1粉土和粉砂互層1508.2③2淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土908.2④粉質(zhì)黏土17012.2⑤粉質(zhì)黏土1405.93⑥粉質(zhì)黏土20011.36⑦粉砂2504.4⑨沉火山角礫巖20001.1.2初步方案本論文的海水冷卻塔塔高198.87m，屬于超大型冷卻塔，塔體重量比較大，環(huán)基處的基底壓力預(yù)計約500kPa。根據(jù)地質(zhì)勘察報告，從地基穩(wěn)定性角度看，廠區(qū)廠坪標高暫定為1.5m，水工構(gòu)筑物區(qū)現(xiàn)狀自然地面標高為1.0m～1.0m，建筑物基礎(chǔ)埋深為3m，基礎(chǔ)底面為第②層粉質(zhì)黏土、第③1層粉砂、第③2層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土，承載力特征值分別為120kPa、150kPa、90kPa，均不能滿足海水冷卻塔承載力要求，天然地基不能作為水工構(gòu)筑物區(qū)建筑物基礎(chǔ)持力層，地基穩(wěn)定性差，需要采取樁基或其它地基處理措施來滿足承載力要求。從地基均勻性看，冷卻塔構(gòu)筑物區(qū)建筑物基礎(chǔ)底面存在三種巖性，分別為第②層粉質(zhì)黏土、第③1層粉砂、第③2層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土。1#機組冷卻塔基礎(chǔ)底面位于第③2層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土中，其下部第③1層粉砂底面坡度大于10%，判斷為不均勻地基；2號機組冷卻塔基礎(chǔ)底面存在第③1層粉砂、第③2層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土兩種物理力學性質(zhì)相差較大的土層，判斷為不均勻地基；3號至6號機組冷卻塔基礎(chǔ)底面存在第②層粉質(zhì)黏土和第③1層粉砂兩種物理力學性質(zhì)相差較大的土層，判斷為不均勻地基。綜合而言，水工構(gòu)筑物區(qū)地基均勻性較差，應(yīng)進行地基處理，以免發(fā)生差異沉降，造成建筑物傾斜及變形。從地基變形角度看，水工構(gòu)筑物區(qū)的建筑物地基巖性復(fù)雜多變，各種巖土體的力學強度存在比較明顯的差異，這種不同力學強度的巖土體共存的地基，若采用天然地基，地基會發(fā)生不均勻變形，故設(shè)計時應(yīng)充分注意地基的差異沉降問題。綜上所述，冷卻塔區(qū)的地基需要通過樁基或地基處理的方式來解決其承載力和變形沉降問題。樁基方案采用灌注端承嵌巖樁，根據(jù)地勘報告，廠址天然地基埋深41.6m處存在中風化玄武巖，可以作為端承樁的支撐面。地基處理方案將第②層粉質(zhì)黏土、第③1層粉砂、第③2層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土全部換填[4]。1.1.3經(jīng)濟性比對冷卻塔地基處理樁基方案與地基換填方案的造價如表3-2所示：表3-2方案造價樁基地基換填處理面積（㎡）1847224700總造價（萬元）36007000平均造價（萬元/㎡）0.190.281.1.4最終方案通過兩種方案的經(jīng)濟對比可以看出，冷卻塔的地基處理采用樁基方案不論總造價還是平均造價都要低于地基換填方案，同時樁基方案可以解決不均勻沉降問題，因此最終采用樁基方案。1.2計算模型確定采用樁基作為冷卻塔地基處理的最終方案后，需要進行樁基的詳細設(shè)計，以確定最終的樁基布置方案，并按照現(xiàn)行規(guī)范的規(guī)定進行受力驗算，以確定方案的可行性。由于本文研究的超大型冷卻塔結(jié)構(gòu)形式特殊，受力復(fù)雜。因此采用國際上廣泛應(yīng)用的大型通用有限元分析軟件ANSYS，建立有限元模型，通過施加荷載并對荷載效應(yīng)進行組合和分析，得到冷卻塔各工況下的受力結(jié)果[6]。計算的總假定如下：所有的計算都是基于材料線彈性性能（胡克定律）。有限元模型的計算不包括次級效應(yīng)。有限元計算的模型是基于結(jié)構(gòu)沒有幾何缺陷的。采用殼中截面和梁中心線來定義模型和施加荷載。由于混凝土徐變的長期效應(yīng)采用有效模量，所以長期負載如自重、風及溫度都采用長期彈性模量。定義溫度作用時，施加溫度和參考溫度是不同的。參考溫度為零應(yīng)力狀態(tài)的溫度。[12][13]1.2.1塔身塔身采用殼單元和梁單元模擬，為3D有限元模型。其中殼體采用線性4節(jié)點的殼單元（shell181），其是基于Kirchhoff理論具有膜力和彎曲能力[14]。剪切變形不考慮。每節(jié)模板高度方向劃分一份，環(huán)向劃分若干分形成四邊形的單元使得單元的高寬比統(tǒng)一。第一階模板子午向劃分2到3份使得單元的高寬比小于2或3保證結(jié)果的準確性。這一部分劃分精細首先可以精確的表示此部分厚度的變化，其次可以更加精確的計算出柱端引起的應(yīng)力集中分布。詳見圖3-1、3-2。圖3-1冷卻塔整體模型Lintel6liftsLintel6lifts圖3-2下環(huán)梁1.2.2環(huán)基環(huán)基采用實體單元進行模擬。環(huán)基沿高度方向劃分為4層，沿徑向劃分為15個單元，沿環(huán)向劃分為1024個單元，共有4×15×1024=61440個單元。詳見圖3-3。圖3-3環(huán)基的網(wǎng)格劃分1.2.3人字柱、支墩、上環(huán)梁人字柱、支墩和上環(huán)梁采用2節(jié)點的梁單元（BEAM188）進行模擬，基于歐拉理論計算等效剛度。單元的剪切變形不考慮，但是剪切變形采用剪切系數(shù)乘以(1/0.89)進行考慮。每個人字柱沿高度等間距劃分20個單元。支墩劃分3份。人字柱和支墩的幾何關(guān)系圖見圖3-4[6]：圖3-4支撐結(jié)構(gòu)圖1.2.4樁樁也采用2節(jié)點的梁單元（BEAM188）進行模擬，基于歐拉理論計算等效剛度。共有52×8=416根樁，樁長50米，每根樁沿高度等間距劃分100個單元。1.2.5剛性約束1.2.5.1殼與人字柱為了避免應(yīng)力集中，通過定義剛性區(qū)域，連接殼底與人字柱。人字柱頂與環(huán)基的交點及周邊兩個節(jié)點，成一字形剛性連接，剛性區(qū)域面積和人字柱截面面積基本相等。見圖3-5。圖3-5人字柱與殼體的剛性域連接圖1.2.5.2支墩、樁與環(huán)基為了避免應(yīng)力集中，通過定義剛性區(qū)域，建立約束方程，連接支墩與環(huán)基、樁與環(huán)基。支墩、樁與環(huán)基的交點及周邊八個節(jié)點，成米字形剛性連接。見圖3-6、3-7。圖3-6支墩與環(huán)基的剛性域連接圖圖3-7樁與環(huán)基的剛性域連接圖1.2.6邊界條件環(huán)基的側(cè)向約束，通過在每個節(jié)點處建立沿徑向的只壓不拉的桿單元來實現(xiàn)；樁與土的變形協(xié)調(diào)，采用線性彈簧來模擬，其中在樁身的每個節(jié)點處均建立水平線性彈簧來模擬土的側(cè)向壓力，在樁底固結(jié)。如圖3-8所示：環(huán)基桿單元彈簧樁環(huán)基桿單元彈簧樁圖3-8地基模型圖土剛度的大小和分布是通過計算得到的，目前主要的計算理論有4種，分別是常數(shù)法，k值法，m值法，c值法，其中m值法是樁基規(guī)范使用的方法，本設(shè)計也采用m值法，利用有限元的方法來實現(xiàn)規(guī)范的樁基內(nèi)力計算問題。m值法計算樁基土彈簧的公式如下：K=ab1mz（3-1）其中：a：樁身周邊各土層的厚度b1：樁的寬度投影m：地基土的比例系數(shù)z：各單元中心點與地面的距離[5]由上公式可以進一步求得各節(jié)點處水平彈簧及剛性桿的彈性模量。1.3樁基布置方案根據(jù)以往的設(shè)計經(jīng)驗，影響到樁頂內(nèi)力的主要因素有三個方面，即：1、 樁的直徑；2、 側(cè)向約束大?。ㄍ翆兜乃郊s束、土對環(huán)基的水平約束、土M值取值）；3、 環(huán)基剛度（高度、寬度）。其中土的M值是通過樁基試驗確定的常數(shù)，而另外兩個影響因素需要進一步進行敏感性分析，確定基礎(chǔ)方案。1.1.1樁的直徑分別采用1m和1.2m兩種樁徑進行受力計算，內(nèi)力計算結(jié)果見表3-3。計算結(jié)果顯示，當樁徑增大的時候，樁的剛度加大，由于總的水平力值一定，根據(jù)內(nèi)力的分配與剛度成正比的原則，樁所分配到的水平剪力值也相應(yīng)增加。表3-3改變樁徑后，樁頂內(nèi)力值的對比分析環(huán)基寬（m）環(huán)基高（m）樁數(shù)樁徑（m）荷載組合豎向軸力（KN）最大水平剪力（KN）X向水平最大剪力（KN）Y向水平最大剪力（KN）84711.1D+1.9W4298109591098471.21.1D+1.9W4373147771471.1.2環(huán)基剛度來自冷卻塔上部的荷載是通過環(huán)基傳給樁基的，但在自重+風荷載的作用下，環(huán)基發(fā)生翹曲變形，詳見圖3-9。由于環(huán)基變形，使得樁頂?shù)乃郊袅Ψ植疾痪鶆?，影響樁基受力。a.正視角環(huán)基位移b.側(cè)視角環(huán)基位移圖3-9自重+風荷載作用下，環(huán)基豎向位移云圖對不同尺寸的環(huán)基進行計算比對，計算結(jié)果見表3-4、表3-5。從結(jié)果中可以看出，環(huán)基越高越寬，環(huán)基的剛度增大，翹曲變形減小，樁頂?shù)淖畲笏郊袅σ搽S之減小。表3-4改變環(huán)基寬度時，樁頂內(nèi)力值的對比分析環(huán)基寬（m）環(huán)基高（m）樁數(shù)樁徑（m）荷載組合豎向軸力（KN）最大水平剪力（KN）X向水平最大剪力（KN）Y向水平最大剪力（KN）7.54711.1D+1.9W42211086710884711.1D+1.9W429810959109表3-5改變環(huán)基高度時，樁頂內(nèi)力值的對比分析環(huán)基寬（m）環(huán)基高（m）樁數(shù)樁徑（m）荷載組合豎向軸力（KN）最大水平剪力（KN）X向水平最大剪力（KN）Y向水平最大剪力（KN）8271.21.1D+1.9W38163601923608371.21.1D+1.9W40722291202298471.21.1D+1.9W4373147771471.1.3最終確定的樁基方案考慮經(jīng)濟性最終確定的樁基方案如圖3-10所示，樁身直徑1.2m，嵌巖深度1m，采用C40混凝土。圖3-10樁基布置1.4樁基計算確定了樁基方案后，需根據(jù)樁基規(guī)范的規(guī)定進行樁的承載力驗算。驗算分為豎向承載力驗算，抗拔承載力驗算和水平承載力驗算三部分。1.4.1豎向承載力驗算按照樁基規(guī)范中5.2.1條的規(guī)定，在軸心豎向力作用下應(yīng)滿足下式的規(guī)定：N（3-2）在偏心豎向力作用下初應(yīng)滿足上式，還要滿足下式的規(guī)定：N（3-3）式中：QUOTENkNk--樁頂平均豎向力；QUOTENkmaxNkmax--樁頂最大豎向力；R—樁基豎向承載力特征值[5]。1.4.1.1上部結(jié)構(gòu)傳下來的豎向力樁承受的豎向力由上部結(jié)構(gòu)傳下來的豎向力和樁身承受的負摩阻力引起的下拉力共同組成。單樁承受的上部結(jié)構(gòu)傳下來的軸心豎向力為4549.3KN，計算偏心豎向力時地震工況不是控制工況，按冷卻塔規(guī)范考慮為5728.3KN。1.4.1.2樁身承受的下拉力依照樁基規(guī)范中5.4.4條的下列公式計算各層土的負摩阻力標準值：q（3-4）σ（3-5）σ（3-6）式中：QUOTEξniξni—第i層土的負摩阻力系數(shù)；QUOTEγeγe、QUOTEγiγi—分別為第i計算土層和其上第e土層的重度，地下水位以下取浮重度；QUOTE?ze?ze、QUOTE?zi?zQUOTEpp—地面均布荷載[5]。根據(jù)廠址地勘報告，地下水位隨季節(jié)變化，最低值為1.84m，地下水位以下土重度按浮重度考慮。負摩阻力標準值計算結(jié)果如表3-6，其中負摩阻力系數(shù)取自廠址地勘報告，回填土負摩阻力系數(shù)按土層中最大值考慮。表3-6冷卻塔區(qū)各層土負摩阻力標準值計算結(jié)果土層編號土層厚度（m）浮重度（KN/m3）負摩阻力系數(shù)負摩阻力標準值（KPa）回填土1.0020.000.412.60②1.319.200.322.19②1.8119.200.331.15③18.2010.310.465.38④12.209.880.379.79⑤5.939.040.2588.26根據(jù)樁基規(guī)范中5.4.4條的有關(guān)規(guī)定，負摩阻力標準值取值不得大于土的極限側(cè)阻力，因此各層土的負摩阻力標準值取公式計算結(jié)果與土的極限側(cè)阻力兩者中較小的[5]。巖層的側(cè)摩阻力以及樁端阻力按試樁報告取值。最終取值見表3-7。表3-7各層土負摩阻力標準值以及巖層阻力最終取值土層編號土層厚度（m）負摩阻力標準值（KPa）試樁報告地層摩阻力值（KPa）根據(jù)試樁報告地層負摩阻力標準值最終取值（KPa）②1.322.1941.0022.19②1.8131.1541.0031.15③18.2065.3836.0036④12.2079.79101.0079.79⑤5.9388.2656.0056.00⑨1487⑨樁端阻力（MPa）11.8依照樁基規(guī)范中5.4.4條的有關(guān)規(guī)定，樁身承受的由負摩阻力引起的下拉力計算結(jié)果為Qcn=u1.4.1.3試驗樁承載力單樁豎向極限承載力標準值按第⑨層提供的側(cè)阻力極限值與端阻力極限值之和計算，第⑨層側(cè)阻力按試樁報告取1487kPa，樁端阻力按試樁報告取11.8MPa。計算得到單樁豎向承載力特征值Ra=11161.57kN。1.4.1.4結(jié)論樁身直徑1.2m，嵌巖深度1m，豎向承載力驗算結(jié)果見表3-8：表3-8承載力驗算結(jié)果上部傳下來的力（kN）樁身承受負摩阻產(chǎn)生的拉力（kN）樁頂平均/最大豎向力（kN）樁基豎向承載力特征值（kN）1.2倍樁基豎向承載力特征值（kN）軸心4549.36245.4610794.7611161.5713391.88偏心5728.311971.76該方案滿足樁基豎向承載力的問題。1.4.2抗拔承載力驗算提取ANSYS模型中的上拔力，單樁最大上拔力為926KN，群樁計算時取一對人字柱下承受上拔力的樁為一組，最大上拔合力為3051KN。計算得到單根樁自重為Gp=531.40kN。1.4.2.1非整體破壞抗拔承載力計算基樁的抗拔極限承載力標準值(根據(jù)《樁基規(guī)范》5.4.6式5.4.6-1)（3-7）Tuk=8404.889kN根據(jù)《樁基規(guī)范》5.4.5式5.4.5-2計算基樁抗抗承載力Tu=Tuk/2+Gp=4731.84kN。非整體