单桩分析

单桩分析（共8篇）

单桩分析 篇1

竖向荷载下单桩的荷载沉降计算是桩基设计的一项重要内容,实际设计时需要考虑影响荷载沉降的各个因素,主要有荷载传递函数、桩长、桩径、桩身材料弹性模量、桩侧阻力、桩端阻力等。设计前需要清晰了解各因素对荷载沉降的影响,才能做到省时省力,减少不必要的重复工作量,达到优化桩基设计的目的。基于此,本文采用荷载传递法对桩基荷载沉降进行数值分析计算,采用Matlab编制相应计算程序,分析各因素对单桩荷载沉降的不同影响,以用于指导工程设计。

1 荷载传递法

荷载传递法是利用给定的荷载传递函数来分析桩的受力情况,其基本概念是把桩划分为许多弹性单元,各单元及桩端处与土体之间用非线性弹簧联系,用于模拟桩-土之间的荷载传递关系,该关系一般称为传递函数。当给出荷载传递函数后,利用荷载传递法的基本微分方程,便可以分析桩的荷载沉降特性,其基本微分方程为

式中:U——桩截面周长;

A、E——桩截面积及弹性模量;

f(s)——桩侧摩阻力函数,也即传递函数;

s——为z断面桩身位移。

求解该方程可采用位移协调法,位移协调法是将桩按需要精度划分成多个单元体,并考虑各单元内力与位移相互协调,求解桩的荷载沉降关系。该方法的基本步骤是先假定一桩端沉降量,考虑该单元与上一单元的内力与位移相互协调,反推出上一单元的顶部沉降及轴力大小,遍历所有单元后,最终可求得桩顶沉降及荷载大小;重复假定不同的桩端位移,便可得到桩的Q-s曲线。

由式(1)可知,桩顶的荷载沉降必然会受到桩的荷载传递函数影响,参考文献[3]方法,各地区的荷载传递函数参数选取可通过统计地区试桩报告优化得出。在选择了荷载传递函数之后,通过给出的桩长、桩径、桩身材料弹性模量、桩侧阻力、桩端阻力等参数,利用位移协调法即可求得Q-s曲线。

2 影响荷载沉降因素分析

为了分析和比较方便,讨论时假定荷载传递函数不变,桩处于均质土中,但参数qsk和qpk可独立变化,所以也可以说是两层土,这里参数qsk和qpk分别为土的极限侧摩阻力和极限桩端阻力。当qpk较小时为摩擦桩,qpk较大时相当于端承桩。根据荷载传递法,利用matlab程序设计软件编制出计算程序,通过给定不同的初始条件,分别计算得出单桩P-s曲线与桩长L、直径D、桩身材料弹性模量E和桩端阻力qpk的关系。

2.1 P-s曲线与桩长L的关系

图1给出了不同桩长条件下的P-s曲线。可以看出,对于短桩,出现第二拐点时桩的沉降较小;桩较长时,开始沉降较快,但后来荷载还能增加不少,曲线出现第二拐点时,桩已有较大沉降。也就是说,随着桩长的增加,P-s曲线的第二拐点就往下推移。图1(a)为qpk=2 MPa的情况,相当于摩擦桩;图1(b)为qpk=8 MPa的情况,相当于端承摩擦桩。端承桩的第二拐点往下推移的现象更加明显,甚至于没有第二拐点。这就说明,无论是摩擦桩和端承桩,如果是长桩,桩都要沉降到一定程度后,承载力才能充分发挥,这表明对于较长的桩,在设计确定单桩承载力时,必须考虑和计算桩的位移。

2.2 P-s曲线与直径D的关系

图2给出的曲线表明:不同直径D对曲线形态变化的影响不大,第二拐点往下推移也不多。但是直径越大,则对应于相同桩身位移时,桩顶的荷载也越大。因此,在一定范围内,可以用增大桩径的方法提高桩的承载力,降低沉降。

2.3 P-s曲线与桩身材料弹性模E的关系

图3给出E对P-s曲线的影响。E越小,曲线第二拐点就越往下推移。就P-s曲线特征的影响来说,减小E相当于增加桩长。当E很小时,P-s曲线基本呈直线状。常用的钢混凝土桩和钢桩的E值大致在20-210 GPa范围内,由图中可以看出,此范围内E对P-s曲线的影响比较小;但对于近来采用越来越多的水泥搅拌桩,E值小于20 GPa,对P-s曲线的影响较大。并且随着弹性模量的减少,曲线由突变型变为缓变型。

2.4 P-s曲线与桩端阻力qpk的关系

图4在一定条件下给出不同端阻力qpk条件下桩的P-s曲线。对于短桩,桩端阻力qpk的变化对P-s曲线的影响较大,而对长桩的影响就较小。

图4也表明了摩擦桩与端承桩的差别,即对于摩擦桩来说,可尽量提高桩长,对于端承桩可尽量加大桩端阻力。

3 结论

以上分析了影响荷载沉降的因素,指出桩的荷载沉降曲线受多方面影响,与土的力学性质有关,也与桩本身的参数如桩长、桩径有关,还与桩的弹性模量有关,当然也与荷载传递函数有关。对于某一固定地区或固定土型,荷载传递函数可以选取一经验参数,可认为是固定不变的。因此可以在实际工程中改变桩及桩周土本身的这些相关的参数,以相应的改变桩的荷载沉降曲线,达到桩的荷载沉降要求。例如可通过桩的后压浆技术,来改变桩或桩周土的某些相关参数,如:注浆后扩大桩径形成变截面桩身形式,挤密压实桩周土体等,改变桩端阻力与桩侧摩阻力的大小,达到提高桩的承载力,降低沉降的目的。

参考文献

[1]林天健,熊厚金,王利群.桩基础设计指南[M].北京:中国建筑工业出版社,1999

[2]JGJ 94-2008,建筑桩基技术规范[S]

[3]党发宁,刘娜,何文安.西安地区单桩荷载传递双曲线模型与工程应用[J].岩土工程学报,2007,29(9)

单桩分析 篇2

摘 要：本文介绍了单桩水平承载力研究的发展和基于P-Y曲线法的单桩水平承载力计算方法。

关键词：P-Y曲线；水平承载力；有限元法

中图分类号：TE832 文献标识码：A

Abstract：This paper introduces the development of single pile lateral load capacity research and calculation method of single pile lateral load capacity based on P-Y curves.

Key words：P-Y curves； Lateral load capacity； FEM

1 概述

20世纪50年代以前，建筑物的水平力一般由斜桩来承受，直桩不考虑水平力的作用。20世纪60年代以后，由于采用了钻孔灌注桩，因桩多为竖直的，考虑桩的水平承载力势在必行，铁路和公路桥梁首次采用了m法、C法，港工桩基规范也采用了m法和常数法。但上述方法均为单一参数法，对桩在地面处的挠度、转角和桩身弯矩及其所在位置与试桩实测值只能拟合到较近似的程度而不能全部符合。20世纪80年代吴恒立教授提出了综合刚度原理的双参数法，改进了上述各法的缺陷和不足，但必须要有试桩资料。20世纪70年代美国石油协会广泛采用P-Y曲线来设计海上平台的桩基，挪威在海上平台桩基设计中也采用了P-Y曲线；20世纪80年代我国也对P-Y曲线进行了研究，并引入到海上桩基工程的设计。

P-Y曲线法保证了桩土之间的变形协调，适用于线性与非线性、静载与循环载荷，避免了现行单一参数法的缺陷。只要土工参数取值可靠，在不做试桩的情况下，均可获得与桩的实际受力相近似的成果。

2 计算桩基水平承载力的方法

2.1 极限地基反力法

土处于极限状态时地基反力的分布形状是事先假定的，并按照作用在桩上的外力及其平衡条件来求桩的横向抗力。地基反力p只是桩入土深度的函数，与桩的挠度y没有直接关系。根据土反力分布规律的不同假设，此法又分为：（1）土反力按二次抛物线分布的方法，如恩格尔——物部法；（2）土反力按直线分布的方法，如冈部法、雷斯法、斯奈特科法、布罗姆斯法；（3）土反力为任意分布的方法，如挠度曲线法等。

2.2 弹性地基反力法

国内外计算弹性长桩的方法很多，通常采用弹性地基反力法，即假定土为弹性体，用梁的弯曲理论来求桩的水平抗力。

2.3 复合地基反力法

对于桥台、桥墩等桩结构物，桩的水平位移较小，一般可认为作用在桩上的载荷与位移呈线性关系，采用线弹性地基反力法求解。但在港口工程和海洋工程中，栈桥、码头系缆浮标、开敞式码头中采用钢桩的靠船墩、系泊基础的钢管桩等允许桩顶有较大的水平位移，有的甚至希望桩顶产生较大的水平位移来吸收水平撞击能量。此时除采用非线性弹性地基反力法外，还常用复合地基反力法（即弹塑性分析法）。

长桩桩顶受到水平力后，桩附近的土从地表面开始屈服，塑性区逐渐向下扩展。复合地基反力法在塑性区采用极限地基反力法，在弹性区采用弹性地基反力法，根据弹性区与塑性区边界上的连续条件求桩的水平抗力。由于塑性区和弹性区水平地基反力分布的不同假设，复合地基反力法又有长尚法、竹下法、斯奈特科法和目前应用较广的P-Y曲线法。本文只介绍P-Y曲线法。

3 P-Y曲线的确定

P-Y曲线与土质、深度及载荷性质等有关。获取P-Y曲线的最佳方法是现场实测，即沿桩的不同入土深度实测出该深度处桩的挠度与对应的土反力。缺乏资料时，可参考使用相关的规范和行业标准推荐的方法绘制P-Y曲线，其中CCS《海上固定平台入级与建造规范》中就有软粘土和砂性土的P-Y曲线绘制方法。

4 P-Y曲线法的使用

4.1 无量纲迭代法

1）初次假定一个T值，T值即为桩的相对刚度，按下式求得：

2）通过弹性地基反力法中的m法，计算出桩身泥面下各深处的挠度y；

3）根据求出的y值，从P-Y曲线上求得相应的土反力p，找出沿桩身各截面的pi/yi；

4）绘出土反力模量与深度之间的相关图，用最小二乘法找出Es-z相关性较好的直线斜率m=Es/z=p/xy；

5）由m计算相对刚度系数T，反复进行迭代，直到假定的T值等于或接近于计算所得的值为止，即Ti=Ti-1；

6）根据最后得到的T，按m法沿桩身求得水平位移y、截面弯矩M等。

4.2 有限差分法

将桩身划分为若干个单元或分段，对各个单元的划分点以差分式近似代替桩身的弹性曲线微分方程中导数式，可将其转变成一组代数差分方程组，其形式如下：

将一根桩分成n段，每段长度h，用上式的形式可以写出n+1个方程式，然后在桩顶以上和桩底以下各加两个虚拟的点，根据桩顶和桩底的边界条件得出另外四个附加方程式，共计n+5个方程，用矩阵格利塞法联立求解，就可以得出沿桩长各点挠度，并算出各点的转角、弯矩和剪力。

对于常用的长桩，桩顶和桩底的边界条件为：

联立求解n+5个方程时，需先假定土反力模量Es沿桩身的分布。每一个计算点m假定一个Esm值，然后解方程求出ym值。由ym值查P-Y曲线，得pm值，从而得出一个新的Esm值。重复上述过程进行迭代，直到假定的与计算的Esm值接近时为止。

4.3 有限元法

由于土的水平抗力p与桩的挠曲变形y的非线性关系，用解析法来求解桩的弯曲微分方程是困难的，主要体现在多次迭代需要的巨大计算量。在实际工程中，我们可以借助非线性有限元分析软件帮助我们简化这一计算过程。endprint

在建立计算模型的时候，用梁单元模拟桩体，土反力用非线性弹簧单元模拟。非线性弹簧单元的应力-应变曲线必须与对应位置的土的P-Y曲线所反映的应力-应变曲线一致，桩体在土下部分的每个单元节点处都应该有一非线性弹簧单元与之对应，单元划分越细，计算的结果越精确。在模型的边界添加适当的约束后，即可加载进行计算。

以下算例为用ANSYS14.5分析某系泊系统桩基受水平载荷的计算过程。

4.3.1 设计输入

根据现场的实际钻探测量结果，取得钻孔的P-Y资料。

4.3.2 计算模型

计算模型如图1所示，模型的长度单位为mm，力的单位为N，不考虑重力。钢管桩使用BEAM188单元模拟，方向沿Z轴，取每段单元长度为1 000 mm，与P-Y曲线数据中的P-Y值各点深度相对应，确保土下1 m到18 m间每1 m处的位置都有一个节点与之对应，在这些节点上添加沿X轴方向的COMBIN39单元，桩的底端约束Y向、Z向的位移自由度和X轴、Z轴的旋转自由度。

本计算的关键在于COMBIN39单元的使用。这是一个非线性弹簧单元，使用时只要将相应的P-Y值定义为单元的实常数即可。

桩顶受到的水平载荷由水动力计算中的极端工况计算结果确定，根据CCS《海上单点系泊装置入级与建造规范》（1996）第8.2.3.5节的规定，桩基的容许承载力为极限承载力除以安全系数K（K取1.5），在本计算模型加载水平力的时候应按要求放大至1.5倍后加载。

4.3.3 计算结果

根据计算结果可知，桩体受载后没有发生刚体位移，桩体最大应力σ=286.23 N/mm2，小于CCS《海上单点系泊装置入级与建造规范》（1996）第6.4.1节中规定的极端工况许用应力[σ]=0.92σs=326.6 N/mm2，计算结果满足要求。

5 小结

在众多计算桩基水平承载力的方法中，P-Y曲线法能较好地反映桩土共同作用的变形特性，它考虑了土的非线性特征、分层结构、不同土类及载荷类型等因素，在分析水平载荷作用下位移较大的桩结构物时具有良好的适用性，特别是在地质资料充分的情况下，其分析结果具有较高的准确性。

随着对P-Y曲线法的深入研究，人们已经可以用P-Y曲线法计算群桩的水平承载力和循环载荷下的桩基水平承载力。借助于非线性有限元分析软件，P-Y曲线法的计算过程大大简化，在实际工程中具有广阔的应用前景。

参考文献

[1] 杨克己等.实用桩基工程.[MJ.人民交通出版社，2004.

[2] CCS.海上固定平台入级与建造规范[SJ.1992.

[3] CCS.海上单点系泊装置入级与建造规范[SJ.1996.

[4] API.Design and Analysis of Stationkeeping Systems for Floating Structures，

单桩分析 篇3

关键词：有粘结强度桩复合地基,自由单桩,静载荷试验

0前言

根据《建筑地基处理技术规范》 (JGJ 79-2012) [1]规定, 有粘结强度桩复合地基施工后, 需进行复合地基承载力和桩身完整性检测, 采用单桩或多桩复合地基静载荷试验确定复合地基承载力, 采用低应变动力试验检测桩身完整性。目前不少工程检测时, 虽然复合地基静载荷试验全部满足设计要求, 但由于单桩静载荷试验不满足设计要求 (尤其是搅拌桩) , 地基处理因此被评为不合格。针对目前实际工程中存在的这一情况, 笔者结合算例, 分别对自由单桩和复合地基中单桩的受力性状进行了对比分析, 以期揭示自由单桩和复合地基中单桩的承载力和桩体强度之间的差异, 为如何处理类似的工程问题和开展模拟桩在复合地基中的实际受力状态的研究以及进行单桩静载荷试验方法的研究提供理论依据。

1 自由单桩在竖向荷载作用下的受力性状

一般情况下, 自由单桩受竖向荷载后, 桩侧阻力为正摩阻力[2~4], 见图1。

取自由单桩桩顶部位的微元体进行受力分析, 见图2, 其三向受力状态相当于σ1>σ2=σ3=0的单向受压状态 (σ1为大主应力, σ2为中主应力, σ3为小主应力) , 其中:

式中:Q为桩顶轴力 (k N) ;A为桩截面积 (m2) 。

由于自由单桩在竖向荷载下最大轴力位于桩体顶部, 因而桩体易在顶部破坏。

2 有粘结强度桩复合地基中单桩在竖向荷载作用下的受力性状

对于有粘结强度桩复合地基, 由于褥垫层的设置, 任一竖向荷载水平下桩顶的沉降、桩间土表面的沉降以及基础的沉降均不相同。如图3所示, 无论桩端落在软土层还是硬土层上, 从加荷一开始桩就存在一中性点, 中性点以上桩侧阻力为负摩阻力, 中性点以下为正摩阻力 (图3 (a) ) 。中性点以上, 桩的轴向应力随深度增加而增大, 中性点以下桩的轴力随深度增加而减小, 最大轴向应力发生在中性点z0处 (图3 (b) ) 。随着荷载增加, 中性点上移, 正、负摩阻区和桩的轴向应力场也随之发改变。

有粘结强度桩复合地基中单桩侧摩阻力沿深度的分布如图4 (a) 所示, 图4 (b) 为其简化分布形式[5]。

由于桩体最大轴力位于中性点处, 取中性点处的微元体进行分析, 如图5所示。

图5中, 曲线1为桩间土自重应力产生的侧向土压力沿深度的分布, 当z=z0时, 其值为k0γz0;曲线2为桩间土表面作用的应力σs产生的侧向附加应力沿深度的分布, 当z=z0时, 其值为曲线3为侧向土压力与侧向附加应力之和, 当z=z0时, 其值为

按图4 (b) 复合地基中单桩的侧摩阻力简化形式计算桩体轴力增加量:

式中:ΔQ为桩体由于负摩阻力增加的桩身轴力 (k N) ;为负摩阻力平均值 (k Pa) ;u为桩体周长 (m) 。

那么, 复合地基中单桩在中性点处的三向受力状态为:

式中:σxz0为桩间土表面作用的应力σs在中性点z0处产生的侧向附加应力 (k Pa) 。

3 有粘结强度桩复合地基中单桩与自由单桩对比分析

3.1 承载力的差异

与自由单桩相比 (见图6 (a) ) , 有粘结强度桩复合地基中的单桩 (图6 (b) ) 除桩顶应力σp作用外, 还有桩间土表面作用的应力σs (自由单桩桩间土表面应力σs=0) , 必然在桩侧土中产生附加应力σz, 桩身则受到一个正向应力增量σxz (图6 (b) 中曲线2) , 导致桩的侧阻增加;同时, 在桩端产生的附加应力增量, 形成桩端边载效应, 减少了主应力差, 增加了桩的端阻力。

尽管桩间土对桩还有负摩阻力作用, 但试验表明[1], 其综合效应是复合地基中桩的荷载—沉降曲线无明显拐点, 呈加工硬化型, 在超过自由单桩极限承载力后, 还可以继续承担较大的荷载增量 (见图7) 。因此, 有粘结强度桩复合地基中单桩承载力要比自由单桩承载力大。

3.2 桩体强度的差异

(1) 低粘结强度桩

对于低粘结强度桩复合地基, 虽然由于褥垫层的作用产生了负侧摩阻力, 但由于桩体压缩量也大, 因而负侧摩阻力的范围较小 (如搅拌桩, 负侧摩阻力的范围非常小[7], 其影响可以忽略) 。因此, 低粘结强度桩复合地基中单桩桩体最大轴力处仍位于桩体顶部 (见图8 (b) ) 。

那么, 低粘结强度桩复合地基中单桩在最不利位置的三向受力状态为:

式中:Q为低粘结强度桩复合地基中单桩桩顶轴力 (k N) ;σx0为桩间土表面作用的应力σs在桩顶z=0处产生的侧向附加应力 (k Pa) 。

低粘结强度的自由单桩桩体轴力最大处为其最不利位置, 位于顶部 (图8 (a) ) , 则其最大剪应力为:

式中:τmax为低粘结强度的自由单桩桩体所受最大剪应力 (k Pa) 。

低粘结强度桩复合地基中单桩最不利位置也位于顶部 (图8 (b) ) , 则其最大剪应力为:

式中:'τmax为低粘结强度桩复合地基中单桩桩体所受最大剪应力 (k Pa) 。

比较式 (7) 、式 (8) 可知:

因此, 低粘结强度桩复合地基中单桩较自由单桩不易破坏。

(2) 高粘结强度桩

对于高粘结强度桩复合地基, 由于桩体压缩量较小, 因而负侧摩阻力存在的范围较大, 不可忽略其影响。与自由单桩相比 (图9 (a) ) , 高粘结强度的复合地基中单桩由于受负摩阻力的影响, 桩体最大轴力位置不在桩顶部位, 而是位于中性点z0处 (图3 (b) ) , 且使最大轴力增大, 但负摩阻力使桩体轴力的增加一般有限。

与自由单桩最不利位置的无侧向约束作用相比 (图9 (a) ) , 复合地基中单桩最不利位置即中性点z0处, 由于桩间土表面作用的应力σs (图9 (b) ) 在桩侧土体的中性点z0处产生附加应力桩身则受到一个侧向附加应力增量 (图9 (b) 中曲线2, z=z0时) , 使桩体横向受到约束, 从而桩体抗压强度得到提高[8];此外, 在中性点z0处, 桩身还受桩间土的自重产生的侧向土压力k0γz0 (图9 (b) 中曲线1, z=z0时) , 使桩体抗压强度进一步得到提高。

4 算例

某工程地上20层、地下2层, 基础面积为20m×20m, 结构型式为剪力墙结构, 基础采用筏板基础, 基础埋深为5.4m。基底持力层为粉质粘土, fak=210k Pa, 地下水位距地表8.0~10.0m, 结构设计要求修正前复合地基承载力特征值不小于280k Pa, 由于采用天然地基承载力和变形均不能满足设计要求, 采用CFG桩复合地基方案进行处理。经复合地基设计, 确定桩长9.5m, 桩径400mm, 混凝土强度C20, 正方形布桩, 桩距2.0m。CFG桩施工采用长螺旋钻孔, 管内泵压混凝土成桩工艺。施工完毕并达到检测龄期后, 进行单桩、单桩复合地基载荷试验及低应变动力测试。

(1) 单桩受力分析

单桩静载荷试验得到承载力极限值为Qu=800k N, 则单向受压状态下桩顶竖向应力为:

该三向受压状态下 (σ1>σ2=σ3=0) , 按《混凝土结构设计规范》 (GB 50010-2010) [9]附录C可知, 其三向受压状态的抗压强度f1为:

式中:fc为混凝土轴心抗压强度设计值 (MPa) ;f1为混凝土的三轴抗压强度 (MPa) 。

(2) 单桩复合地基中单桩受力分析

进行单桩复合地基静载试验时, 荷载板尺寸为2.0m×2.0m。该地区, 对一般粘性土, CFG桩复合地基中性点至桩顶的距离一般为1.0m左右[10,11]。本文假定中性点z0=1.0m, 桩侧负摩阻力平均值为30k Pa, 静止土压力系数k0为0.4, 则单桩复合地基中, 中性点处由于负摩阻力增加的桩身轴力为:

则单桩复合地基中, 因负摩阻力引起的桩身轴力增加百分比为:

则中性点处桩身竖向应力为:

其侧向约束 (如图10) 为:

那么, 按《混凝土结构设计规范》 (GB 50010-2010) [9]附录C可知, 其三向受压状态的三轴抗压强度f1为:

即单桩复合地基中单桩的中性点处桩体抗压强度较无侧限抗压强度提高了8.23%。

(3) 工作状态复合地基中单桩受力分析

对工作状态下的复合地基, 其单桩承载力发挥系数取0.9, 桩间土承载力发挥系数取1.0。仍假定中性点z0=1.0m, 桩侧负摩阻力平均值q珋s为30k Pa, 静止土压力系数k0为0.4, 则该建筑物中心桩的中性点处由于负摩阻力增加的桩身轴力为:

则工作状态下复合地基中单桩, 因负摩阻力引起的桩身轴力增加百分比为:

则中性点处桩身竖向应力为:

其侧向约束 (如图11所示) 为:

那么, 按《混凝土结构设计规范》 (GB 50010-2010) [9]附录C可知, 其三向受压状态的三轴抗压强度f1为:

即工作状态下复合地基中单桩的中性点处桩体抗压强度较无侧限抗压强度提高了46.57%。

(4) 对比分析

由以上分析可知, 尽管单桩复合地基静载荷试验中的单桩由于负摩阻力的影响, 使其轴向轴力增加了4.71%, 但受桩间土的附加应力及土的自重应力产生的侧向约束作用, 使其桩体抗压强度提高了8.23%;对工作状态下的复合地基, 其中心桩由于负摩阻力的影响, 使其轴向轴力增加了10.47%, 但受桩间土的附加应力及土的自重应力产生的侧向约束作用, 使其桩体抗压强度提高了46.57%。

可见, 不论是单桩复合地基中的单桩, 还是实际工作状态下复合地基中的单桩, 较自由单桩, 其桩体抗压强度均偏于安全。

5 结论

通过以上对有粘结强度桩复合地基中的单桩和自由单桩的受力性状对比分析, 可以得出以下结论。

(1) 与自由单桩相比, 复合地基中的单桩, 由于有侧向附加应力的作用 (通俗地讲, 称之为“抱桩力”) , 其单桩承载力要大于自由单桩的承载力。

(2) 检测时复合地基静载荷试验满足设计要求, 自由单桩静载荷试验则有可能不能满足设计要求。其原因主要是自由单桩最大轴力处位于桩顶, 该部位无侧向压力约束作用, 其桩体强度为无侧限强度, 因而桩体易在顶部破坏 (尤其是桩身粘结强度低的搅拌桩) , 从而影响复合地基承载力试验结果;而复合地基静载荷试验中的单桩, 其最大轴力处位于顶部 (低粘结强度桩) 或离桩顶不远的中性点处, 桩体在该处不仅受桩间土自重应力产生的侧向土压力, 还受附加应力产生的侧向附加应力的作用, 其桩体强度为有侧限强度, 较无侧限强度得以提高, 检测时不至因桩体破坏而影响复合地基承载力试验结果。

(3) 不论是单桩复合地基中的单桩, 还是实际工作状态下复合地基中的单桩, 与自由单桩相比, 承载力和桩体强度均偏于安全。

单桩分析 篇4

文中结合某工程实例, 提出了一种基于单桩承载力计算CFG桩复合地基沉降的方法, 为软基的设计计算提供了一种思路。

1 加固区沉降量S1的计算方法

公路规范[1]规定采用面积加权模量法计算加固区沉降。计算公式如下:

其中, Pz, Pzl分别为复合土层顶、底面附加应力值;l, m分别为复合土层厚度、桩土面积置换率;Ep, Es分别为桩体压缩模量计算值、土体压缩模量计算值, Ep可按下式计算:

式 (1) , 式 (2) , 式 (3) 适用于搅拌桩、砂石桩等柔性桩体复合地基, 但在CFG桩复合地基中, 由于桩体能达到C5～C25混凝土的强度等级, 由式 (2) 求出的Esp将比一般土的模量大数十倍甚至上百倍之多, 由此得到的加固区沉降很小 (<2 cm) , 这与实际情况不符。由此看出, 如果继续用式 (2) 进行软基沉降计算, Ep值不能直接采用桩体的实际压缩模量值, 而必须作出某些修正。

在柔性桩复合地基中, 地基破坏时, 桩体往往出现鼓胀破坏, 在设计中, 柔性桩体的单桩承载力往往由桩体强度控制。随着桩体刚度的增加, 地基破坏模式开始由桩体的鼓胀破坏转为刺入破坏, 单桩承载力也逐渐由桩周土体的的摩阻力和端阻力控制。鉴于此, 文中认为按单桩承载力计算Ep值比较合理, 计算式如下:

其中, α为待定系数;Q, A分别为单桩设计承载力和桩体截面积。

2 系数α的推导

根据建筑工程中的经验, 文献[2]提出按下式计算各复合土层的当量压缩模量:

其中, fak为天然地基承载力特征值;fspk为复合地基承载力特征值。fspk按下式计算:

其中, fsk为加固处理后的桩间土承载力特征值;β为桩间土承载力折减系数。

假定复合地基为单层土体, 并偏安全的假定fsk=fak。联立式 (5) , 式 (6) 可得:

假定β=1, 将式 (4) 代入式 (7) , 并联立式 (2) , 可得:

当复合地基为多层土时, 可取附加应力系数沿各土层的积分值进行加权平均, 可表示为下式:

其中, Ai为附加应力系数沿各土层的积分值;fi为各层土进行深度修正后的承载力特征值, 为简便计算, 可按下式计算:

其中, γt, lt分别为第t层土的重度和厚度。

3 下卧土层沉降量S2的计算方法

复合地基下卧土层沉降量S2一般用分层总和法计算, 可参照有关规范进行。

4 工程实例分析[3]

某工程软土路基试验段, 采用CFG桩处理。

1) 地基各层土物理力学指标如表1所示。

2) CFG桩穿透软土, 桩长27.5m, 桩直径0.5 m, 桩间距2 m×2 m, 正方形布置, 桩顶铺设0.3 m厚碎石垫层, 垫层内铺设一层双向土工格栅, 设计抗拉强度大于80 kN/m。

3) 路基顶面宽14.2 m, 路基高度3.6 m, 边坡坡率1∶1.5。

4) 路基填料重度19 kN/m3, 路基填筑时间为80 d, 路基顶荷载53.2 kPa。

5) 单桩极限承载力为600 kN, 取安全系数2, 得单桩承载力特征值Q=300 kN, 实测桩土应力比为8。

填筑完成约16个月后, 按文献[2]方法和本文方法的计算值以及实测地基沉降数据, 如表2所示。

cm

上述计算结果表明, 本文方法概念明确, 应用也较简便, 与实测值也较接近。

5结语

1) 文中通过对单桩承载力进行分析, 提出对桩体的压缩模量当量计算值进行改进, 为CFG桩等刚性桩复合地基的沉降分析提供了一种思路。

2) 由工程实例表明, 文中提出的沉降计算方法精度基本满足工程需要。

参考文献

[1]JTG D30-2004, 公路路基设计规范[S].

[2]JGJ 79-2002, 建筑地基处理技术规范[S].

[3]王炳龙, 杨龙才, 周顺华, 等.CFG桩控制深厚层软土地基沉降的试验研究[J].铁道学报, 2006, 28 (6) :112-116.

单桩分析 篇5

DX桩是一种新型的径向多节挤扩灌注桩。这种挤扩桩由桩身和扩径体组成。桩身荷载可通过扩径体传递到周围土体，改善桩周围土体的应力状态，较大幅度地提高单桩的承载力，减小沉降量，从而获得良好的技术经济效果。

挤扩桩已在基础工程中得到了较广泛的应用。Shen[1]、Ergun et al[2]、史鸿林等[3]、吴兴龙等[4,5]以及董庆增等[6]多位学者对挤扩桩的承载性状进行了研究，得出了许多有益的结论。但这些研究工作主要还是通过工程实例、测桩试验、经验公式及简化的计算分析等手段来进行的。扩径体的存在使挤扩桩的桩周土受力状况较为复杂。仅通过试验条件难以精确控制、影响因素复杂的原位试验或者通过无法模拟实际工程重力场的室内模型试验，还难以揭示挤扩桩的承载力机理。运用有限元法可以快速、方便地进行应力变形分析，对挤扩桩的承载力机理进行研究。为能了解DX桩的承载性状和桩周土的受力机理，为工程应用提供依据，本文结合实际工程，利用大型有限元软件ABAQUS建立了挤扩支盘桩的二维模型，对中石油江苏LNG接收站T-1202储罐桩基工程中的部分试桩与桩周土的相互作用进行了模拟分析，结合现场试桩结果进行对比，分析其受力情况，其分析结果对于优化设计和指导工程实践具有一定的现实意义。

1 工程概况及计算模型

1.1 工程概况

中石油江苏LNG接收站T-1202储罐桩基工程位于江苏省南通市如东县北渔乡东约16km的西太阳沙。场区位于南通市如东县黄海海滨辐射沙洲的西太阳沙人工岛。接收站位于整个人工岛的东北侧，拟建面积约为400×700m2（约0.3 km2），主要由工艺系统、辅助生产系统和公用工程系统组成，包括3座储存容积为16万立方米的全包容储罐及其配套的接收、储存、加压和气化输出设施，以及相关的构筑物等。

人工岛从2007年3月开始吹填，于当年11月中旬结束，所用抛石和大型充装袋、吹填的土方共计1050万立方米，储罐区处原泥面高程0.1～0.9m（理论最低潮），现场地表为新近吹填的海砂层，场地标高9.53～10.86m（理论最低潮）。储储罐基础拟采用高承台桩基，直径1.0～1.5m，单桩承载力特征值需至少达到6500kN（不包括负摩阻力的影响）。

1.2 有限元模型

为分析多个DX桩的受力特点与单个DX桩的区别，计算模型共分两组建立。模型一包含两个DX桩，桩轴之间的间距按设计规定为4.2m，模型二包含一个DX桩。计算模型中，DX桩包含三个扩径体，桩的具体尺寸如图1所示。根据工程经验以及其他学者的一些研究结果，对于该工程计算模型取120m高80m宽即可忽略边界效应对计算结果的影响。所以模型一的局部有限元网格如图2所示。

根据现场的勘察报告，计算模型中土体分为5层，计算参数见表1。采用摩尔-库仑本构关系计算。DX桩为C40混凝土，按弹性本构计算，计算参数见表1。

在进行竖向加载时，根据试桩情况进行加载[7]，在桩顶对DX桩分级施加竖向荷载。加载等级参照实际工程中测桩试验的规定，按照最大荷载的10%施加，共分十级加载。最大˜²荷载根据试桩结果，在模拟计算中取20MN。

2 计算结果及分析

2.1 位移场分析

求解过程中，在每一个DX桩顶施加分级荷载，由于模型二中有两个DX桩，所以施加的荷载最大值为40MN，而在模型一中，施加的荷载最大值为20 MN。计算模型的位移云图（局部）如图3所示。由图可知：

由于在整个模型上所施加的最大荷载不同，致使计算结果中的最大位移值有所区别。模型一（具有单桩的计算模型）的最大位移为3.354cm，模型二（具有两个DX桩的计算模型）的最大位移为5.253cm。虽然最大位移值不同，但所出现的位置相似，均出现在DX桩的底部。另外，在两个DX桩之间的土体，由于DX桩的摩擦作用，其位移等值曲线基本为水平线。

经过与模型一中的等效应力结果进行对比发现，等效应力最大处的位移并不是最大；而具有最大位移的位置，桩的等效应力也不具有最大值。经过分析可知：由于计算模型中考虑了不同的土层，而土层计算参数对位移和桩体应力的影响规律不同。

2.2 应力场分析

在桩基抗压试验中，只对单根桩进行试验，一般表现为土体受压剪切破坏，或者是桩体材料破坏，对于挤扩支盘桩，由于其特殊的结构，在抗压过程中支盘提供了较大的承载力，因此较容易发生支盘下端土体的受压破坏和支盘本身的强度破坏。对于模型二，由于有两个桩共同受力，其受力破坏机理与单根桩有所区别。

图4为单根桩第一个扩径体和第二个扩径体的有效应力云图。通过对图4第一个和第二个扩径体有效应力的分析发现，扩径体内的有效应力沿径向向外逐渐减小，在支盘与主桩结合部分应力比较大，某些部位出现了应力集中现象.通过对比还可以看出，第一个扩径体内的有效应力要明显大于第二个扩径体，且应力梯度也较第二个扩径体大。

图5为两根DX桩受力后，具有最大等效应力位置处的等效应力云图，由图可知：在扩径体处的应力尽管也比较大，但具有最大等效应力的位置出现在DX桩下部的外侧。

两个DX桩同时受力后，因应力叠加效应，使其受力行为明显不同于单根桩的受力行为，但应力叠加效应的大小与桩间距有密切的关系。多个DX桩在共同承受荷载情况下的受力机理需要进一步研究。

3 结论

(1）土体应力场分析显示第一个扩径体下的土体压应力大于第二个扩径体下的土体压应力。因此，在设计时要特别注意上支盘的位置。

(2）两根桩同时受力时，其受力最大的位置出现在DX桩最下部扩径体的外侧。

(3）两个或多个DX桩同时受力时，其受力机理与单桩有较大区别。应力叠加效应的大小以及影响因素，有待进一步研究。

参考文献

[1]Shen Baohan.The Evaluation for Vertical Bearing Capacity of Multi-Reamed Pile.Proc.3rd.Conf.Sol.Mec.Foun.Eng.Of CHINA, 1979, 354-364.

[2]Ergun, M.U.and Akbulut, H..Bearing capacity of shaft-expanded driven model piles in sand[J].Geotechnique.1995, 45 (4) , 715-718.

[3]史鸿林, 胡林忠, 王维雅, 周志强.新型挤压分支桩的计算与试验研究[J].建筑结构学报, 1997, 18 (1) , 49-54.

[4]吴兴龙, 闫军, 魏章和等.多节挤扩灌注桩的挤扩效应及形成机理[J].岩土工程技术, 2000, (1) , 29-32.

[5]吴兴龙, 李光茂, 魏章和.DX桩单桩承载力设计分析[J].岩土工程学报, 2000, 22 (5) , 581-585.

[6]董庆增, 刘运亮.喷翼、沉管成桩法与侧翼结构桩[J].地基基础工程, 2000, 10 (1) , 32-37.

单桩分析 篇6

对于柔性桩, 由于桩长较长 (大于临界桩长) , 对桩顶水平变位起到控制性影响的土层一般在一定的深度范围以内, 如桩基规范[2]中给出了经典m法水平反力系数取值计算深度范围为2 (d+1) , 但由于实际土水平反力成非线性分布, 其取值深度便有待于商榷, 基于此本文在考虑顶层土反力系数影响下, 分析了深层土反力系数对桩身响应的影响关系。

1 基于经典m法的虚拟桩法

1.1 直线反力法的经典弹性解析解

虚拟桩法简图见图1。桩身弹性理论的平衡微分方程为:

当桩顶水平位移小于土体的屈服位移y*时, 则弹性理论通解为:

式中:无量纲桩深变量为X=αx;直线反力系数法的桩特征值α= (m b/EI) 0.2;参数函数Ai、Bi、Ci、Di均为关于深度无量纲量X的函数, 均可依据文献[1]、[2]查阅;待定参数X1、X2、X3、X4可根据桩顶边界条件及深层桩响应为0条件确定。

1.2 基于拟合理论的虚拟桩法桩顶变位解析解

依据文献[1]知, 地面以下任意一深度X桩身的位移与应力为:

依据桩顶水平力、弯矩等荷载边界条件, 联立2方程解得:

代入式 (3) 即知:

其中虚拟桩法中的X0=αx0, x0为地基水平反力系数k=m (x+x0) 中的参数。依据规范[2], 本文采用“CurveExpert1.3”软件对主要参数进行了数学拟合分析得:

1.3 顶层土水平反力系数对桩身响应的影响分析

依据无量纲公式 (3) 、公式 (4) 可推求得柔性长桩桩身无量纲位移、无量纲弯矩随无量纲深度、相对偏心距之间的关系曲面见图2~图4。

由图2~图4可知: (1) 桩顶水平位移随桩顶荷载的增加而线性增加, 桩身水平位移随深度的增加而快速减小, 当无量纲深度=2时, 该处桩身的位移仍小于桩顶水平位移的2%, 桩深最大弯矩随桩顶荷载的增加而线性增加, 并且桩身最大弯矩位置随桩顶弯矩荷载的增加而向桩顶近似线性关系移动。 (2) 桩顶土水平反力系数越大, 桩身最大位移、最大弯矩均越小, 但最大弯矩减小幅度较小。

2 线性反力与常数反力组合法下的桩身响应影响分析

2.1 常反力段弹性解析解

如图5所示, 对于常反力系数时, 依据平衡微分方程 (1) 可知, 桩身位移通解为:

无量纲桩桩长变量为X=βx, 常数法中桩的特征值β= (k b/4 EI) 0.25。

内力通解为:

2.2 桩身响应的耦合解求解

依据桩顶边界条件、反力系数分别点处的响应连续条件, 即得6阶线性方程组:

当桩顶自由时, 以上矩阵分别为:

以上为桩顶自由时的耦合方程。当桩顶固端时, 以上矩阵分别为:

其他参数同上文。

2.3 顶层土反力系数、深层反力系数对桩身响应影响分析

通过方程 (9) , 分析不同X0、Xm、无量纲偏心距影响下, 桩身最大位移与虚拟桩法最大位移 (即Xm=+∞时) 比值、桩身最大弯矩与虚拟桩法最大弯矩 (即Xm=+∞时) 关系, 见图6~图8。

通过以上成果分析知:

(1) 当深层地基水平反力系数为非减函数时, 顶层土水平相对反力系数X0越大, 对桩身响应起影响作用的土层深度就越小, 其中当桩顶水平相对反力系数X0=0时, 地基影响深度为1.25/α, 即地基1.25/α以下深度土的水平反力系数分布 (常数分布、直线分布、幂函数分布等) 对桩顶响应影响不大 (<1.7%) ;而当桩顶水平相对反力系数X0=0.5时, 地基水平反力影响深度为0.8/α。

(2) 当顶层土水平相对反力系数无量纲值X0=0时, 即为退化经典的m法;当线性反力系数区无量纲长Xm=0时, 即退化经典的常数法。在弹性理论下, 桩顶最大水平位移与桩顶荷载 (水平力、弯矩) 成线性函数, 增长系数只有桩顶层土水平相对反力系数X0、线性反力系数区相对长Xm有关。

(3) 当线性反力系数区相对长Xm<1.25时, 采用虚拟桩法 (X0≠0时) 计算所得的桩顶水平位移比本文线性反力与常数反力组合法成果偏小 (而桩身最大弯矩相比则偏大) , 且Xm越小 (→0) 时, 则线性反力与常数反力组合法成果越接近于常数法成果, 反之Xm越大 (→1.25) 时, 则线性反力与常数反力组合法成果越接近于虚拟桩法成果。

(4) 基于以上分析结论可知:在弹性理论下, 无论常数法、经典m法、c法还是文献[3]的幂函数反力系数法, 当桩侧土反力系数为非减函数时, 对桩身响应起主导作用的桩侧土深度为1.25/α, 即桩侧土1.25/α深度以下土反力系数分布状况对桩身响应影响不大。

笔者通过进一步分析, 对于考虑桩顶土塑性变形影响时, 同样也可认为对桩身响应起主导作用的桩侧土深度为:塑性区深度+1.25/α。

因此, 对于一般水平受荷桩, 只要对塑性区深度+1.25/α深度范围内的土层进行水平反力线性拟合分析, 均可归结为虚拟桩法求解。

3 算例分析

取文献[3]中的算例进行分析, 设桩长20 m, 直径为0.61m, 抗弯刚度EI=1.702×105 kPa, 桩侧土水平反力系数满足非线性函数关系kx=m0 (x0+x) n, 其中参数m0=4×104 kN/m3.8、n=0.8、x0=0.2 m。水平荷载Q0=200kN, 弯矩M0=200kN·m。

依据本文结论, 可采用线性反力系数拟合任意分布反力系数, 即可取1.25/α深度范围内的水平反力系数进行高精度线性拟合, 通过试算得m=3.5×104 kN/m4、X0=0.22、α=0.77m-1, 即本文理论得出的土层主要影响深度为1.25/α=1.62m, 而规范[2]建议主要影响深度为2 (d+1) =3.22 m, 偏大。采用本文虚拟桩法半经验解析解求得成果见表1。

通过计算可知, 与文献[3]中算法相比, 本文算法可以通过Excel结合手算实现, 而文献[3]中则需通过高级语言编写数值计算程序, 故本文方法较文献[3]法更具有优势, 且本文方法计算成果与文献[3]成果基本一致, 基本满足工程实践要求。

4 结语

本文基于经典m法级数解及常数法解析解理论, 分析了深层土反力系数对桩身响应的影响关系, 主要结论如下:

(1) 基于虚拟桩法及数值拟合理论给出了桩顶水平位移解析解。通过无量纲法及数值理论, 分析了顶层土反力系数对桩身响应的影响关系, 给出了曲面关系图, 并认为顶层土反力系数越大, 桩身响应就越小, 但对桩身弯矩的影响较小。

(2) 基于经典m法级数解及常数法解析解理论, 分析了桩侧深层土反力系数对桩身响应的影响关系, 并与虚拟桩法成果进行了对比分析, 给出了曲面关系图;认为当桩侧土反力系数为非减函数时, 对桩身响应起主导作用的桩侧土深度为1.25/α (其中α为桩特征值) , 即桩侧土1.25/α深度以下土反力系数的分布状况对桩身响应影响不大 (<1.7%) , 而08版桩基规范推荐深2 (d+1) 过于偏保守, 导致在该深度内线性回归法推求m值时相关系数会偏小, 从而影响计算精度。

摘要：基于经典m法级数解及常数法解析解理论, 分析了深层土反力系数对桩身响应的影响, 并与虚拟桩法成果进行了对比, 认为当桩侧土反力系数为非减函数时, 对桩身响应起主导作用的桩侧土深度为1.25/α (α为桩特征值) , 即桩侧土1.25/α深度以下土反力系数的分布状况对桩身响应影响不大 (<1.7%) , 而08版桩基规范推荐深2 (d+1) 过于偏保守, 导致在该深度内线性回归法推求m值时相关系数会偏小, 从而影响计算精度。同时分析了顶层土反力系数对桩身响应的影响关系, 认为顶层土反力系数越大, 桩身响应就越小, 但对桩身弯矩的影响较小。

关键词：地基水平反力系数,虚拟桩法通解,常数法通解,线性反力与常数反力组合法

参考文献

[1]刘金砺.桩基础设计与计算[M].北京:中国建筑工业岀版社, 1990.

[2]JGJ94-2008, 建筑桩基技术规范[S].

[3]张磊, 龚晓南.水平荷载单桩计算的非线性地基反力法研究[J].岩土工程学报, 2011, 33 (2) :309-314.

[4]MATLOCK H.Correlations for design of laterally loaded piles in soft clay[C]∥Proceedings of the 2nd Annual Offshore Technology Conference, Houston.1970:577-594.

[5]吴恒立.计算推力桩的综合刚度原理和双参数法[M].2版.北京:人民交通出版社, 2000.

单桩分析 篇7

1 工程实例

1.1 工程概况

项目为中石化江苏油库,位于南京市化学工业园区,扬巴路东侧,LNG项目西侧。主要包括8座10 000 m3内浮顶油罐(直径30 m、高14 m)和6座5 000 m3内浮顶油罐(直径20 m、高8 m)。油罐地基均拟采用桩基,桩型拟采用PHC—500 (100) AB—C80。为了给设计提供较准确的单桩极限承载力,以实现安全、经济的目标,选择了具代表性的地段进行试桩静载试验。

1.2 场地工程地质条件[2]

拟建场地邻近长江,地势平坦,地面标高为4.41～6.31 m(吴淞高程),属长江低漫滩地貌单元。试桩之前进行了详细勘察工作,根据《江苏成品油管道(江南线)工程配套设施——玉带油库详细勘察报告》,场地浅部地层主要为长江沉积的淤泥、淤泥质土,具体为:

①层,素填土:

灰黄色-灰色,松散,主要由粘性土组成,含植物根茎,少量碎石,不均匀。

②1层(淤泥质)粉质黏土:

灰黄色-黄灰色,软塑-流塑,含铁质浸染,欠均质,干强度中等,韧性中等,无摇振反应。

②2层淤泥质粉质黏土:

灰色,流塑,含腐植物碎片,局部夹粉砂、粉土,层面-薄层状,具水平层理。干强度中低,无摇振反应。

②3层粉土夹粉砂:

灰色,中密,很湿-饱和,夹薄层状粉质黏土,水平层理较发育。干强度低,韧性低,摇振反应中等。②(4(淤泥质)粉

②4(淤泥质)粉质黏土层:

灰色,流塑-软塑,含腐植物碎片,夹粉砂、粉土,局部夹淤泥质粉质黏土,层面-薄层状,具水平层理。干强度中低,韧性中低,无摇振反应。

②5层粉土夹粉砂:

灰色,中密,湿-饱和,夹薄层状粉质黏土,水平层理较发育。干强度低,韧性低,摇振反应中等。

②6层粉质黏土与粉砂互层:

灰色,流塑-软塑,粉土中密状,局部为淤泥质粉质黏土,夹薄层状粉砂,含腐植物碎片。水平层理发育。干强度中低,韧性中低,摇振反应中等。

②7层粉砂:

灰色,中密,夹薄层状粉质黏土、粉土,含云母碎片,具水平层理。

②8层粉质黏土:

灰色,软塑-流塑,含腐植物碎片,夹层面-薄层状粉砂、粉土,具水平层理。干强度中低,韧性中低,无摇振反应。

③层中细砂夹卵砾石:

灰色,中密-密实,卵砾石含量5%—25%不等,直径一般在2—5 cm左右,局部达10 cm以上,次圆状,石英质。

④层泥岩(强风化):

紫红色,岩芯为密实砂土状,手捏易散碎,遇水极易软化,局部间夹中风化岩碎块。岩体基本质量等级为V级。

各层埋藏条件和承载力特征值见表1。

勘察过程中采用野外钻探、原位测试(标准贯入试验、静力触探试验、钻孔波速试验)和室内土工试验(除进行常规物理性质试验外,还进行了压缩试验、直接快剪(q)、固结快剪(cq)、、颗粒分析、渗透试验)相结合的勘察手段。通过对比与分析,正确反映场地地基土的岩土工程性质。勘察工程师根据《建筑桩基技术规范》(JGJ 94—2008)表5.3.5-1,5.3.5-,2提出了桩基设计参数,各土层物理力学性质指标及桩基参数见表2所示。

1.3 单桩竖向极限承载力估算[3]

本次试桩3根桩长26 m的位于JC22#孔附近、3根桩长46 m的位于JC2#孔附近,钻孔层位数据见表3。根据《建筑桩基技术规范》(JGJ94—2008)第5.3.5条公式(即本文中公式(1))计算的单桩竖向极限承载力标准值见表4。

式(1)中Quk—单桩竖向极限承载力标准值;

qsik一桩侧第i层土的极限侧阻力标准值;

qpk一桩端土极限端阻力标准值;

u一桩身周长;

li一桩周第i层土的厚度;

Ap一桩端面积。

1.4 静载试验方案与成果

1.4.1 试桩位置

本次试桩选择了具代表性的地段,在10 000 m3油罐T101与T102之间试桩3根(桩号为4～6号),桩长46 m,桩顶标高4.50 m;在4个5 000 m3油罐之间试桩3根(桩号为1～3号),桩长26 m,桩顶标高4.50 m.具体位置详见图1。

1.4.2 静载试验设计要求

根据设计单位要求,进行单桩竖向极限承载力和桩身完整性试验[4],试桩要求:

(1)检测目的为判定单桩竖向极限承载力,;

(2)检测依据《建筑基桩检测技术规范(JGJ106-2003)》;

(3)桩型为PHC—500 (100) AB-C80,设计桩长分为26.0 m和46 m两种,桩端持力层26 m桩长为②6层粉质黏土与粉土互、46 m桩长为③层中细砂夹卵砾石;

(4)检测桩数:26 m桩长3根,46 m桩长3根;

(5)桩长26 m的预估单桩承载力特征值为900kN,要求最大试验荷载2 700 kN;桩长46 m的预估单桩承载力特征值为1 900 kN,要求最大试验荷载5 700 kN;

(6)检测方法:单桩竖向抗压静载试验(慢速维持荷载法)

(7)用反射波法检测桩(小应变法试验)身是否存在缺陷及其位置,判定桩身完整性。

1.4.3 静载试验方法

(1)加载方式

现场试验采用慢速维持荷载法采用手动加压千斤顶逐级加载,根据预估单桩承载力特征值的3倍荷载进行试桩检测,共分10级加载和5级卸载,第一级按两倍分级荷载加载。采用混凝土预制块作为反力装置,最大压重量为6 000 kN。具体加载分级见表5。

(2)荷载及沉降测量

荷载值通过压力表测量;试桩沉降则通过对称正向布置于桩头百分表测量,所有百分表均用磁性表座固定,基准梁在独立的基准桩上安装。安装示意图见图2。

(3)慢速维持荷载法试验步骤

①每级荷载施加后按第5、15、30、45、60 min测读桩顶沉降量,以后每隔30 min测读一次。

②试桩沉降相对稳定标准:每一小时内的桩顶沉降量不超过0.1 mm,并连续出现两次(从每级荷载施加后第30 min开始,由三次或三次以上每30min的沉降观测值计算)。

③当桩顶沉降速率达到相对稳定标准时,再施加下一级荷载。

(4)当出现下列情况之一时,可终止加载

①某级荷载作用下,桩顶沉降量大于前一级荷载作用下沉降量的5倍。

注:当桩顶沉降能稳定且总沉降量小于40 mm时,宜加载至桩顶总沉降量超过40 mm。

②某级荷载作用下,桩顶沉降量大于前一级荷载作用下沉降量的2倍,且经24 h尚未达到稳定标准。

③桩身破坏。

④当荷载～沉降曲线呈缓变型时,可加载至桩顶总沉降量60～80 mm;在特殊情况下,可根据具体要求加载至桩顶累计沉降量超过80 mm。

1.4.4 试桩成果

桩身通过反射波法检测,不存在缺陷,桩身完整,均为I类桩。静载试验成果见表6。

1～2#试桩试验加载到1 620 kN、3#试桩试验加载到1 800 kN和4～6#试桩试验加载到4 500 kN时,本级沉降均超过上级沉降的5倍,Q-s曲线出现陡降段,s-lgt曲线尾部明显向下弯曲,基桩已达极限破坏状态,终止加载。1～6#试桩Q-s曲线图见图3—图8。

根据《建筑基桩检测技术规范》(JGJ 106-2003),建议该场地:单桩竖向极限承载力取其低值为1 350 kN (设计桩长26.0 m);单桩竖向极限承载力取其低值为4 000 kN(设计桩长46.0 m)。

2 静载试验成果与估算单桩极限承载力对比分析[5]

2.1 静载试验成果与估算单桩极限承载力对比

根据表7可以看出1～3#试桩静载试验实测值均比勘察报告估算值要高,高出117～367 kN,占勘察报告估算值的9.5%～29.7%,其中1#、2#桩估算值与实测值比较接近,但是静载试验实测值均比设计预估值(1 800 kN)要低,并且低得很多,偏于不安全;4#～6#试桩静载试验实测值均比勘察报告估算值低34 kN,可以说非常接近,但静载试验实测值均比设计预估值(3 800 kN)要高,但是总的差距不大,有一定余量。

2.2 成果分析

2.2.1 差异产生的原因

静载试验实测值一般情况下与勘察报告估算值、设计值会存在差异,差异的产生可能是:

(1)因地基土组成复杂,空间分布极度不均匀,场地土性指标具有较大的随机性、离散型和变异性,根据勘察报告很难准确估算单桩极限承载力。因此静载试验实测值与勘察报告估算值只能近似接近而不能完全相同;

(2)由于试验本身的荷载分级问题使静载试验存在一定误差,误差范围通常在5%～10%之间;

(3)勘察手段单一(或许与勘察成本有关,目前每米进尺的勘察价格在50～100之间),对原位测试成果与桩侧桩端的阻力的相关的经验总结较少,更谈不上作相关的试验研究以验证实际桩侧桩端阻力与经验值之间的差异,因此,取值偏于谨慎;

(4)勘察工程师对勘察当地的地区经验未做搜集整理工作,为了谨慎,提出的桩基参数大多数情况都是取低值,甚至小于低值。

2.2.2 减小差异的方法

在勘察阶段就能较精确地估算单桩承载力,这个需要有多方面的努力,勘察是这一系统工程的重要环节,在相关规范和规程中已经指出了方向:勘察手段要多样性,要侧重于原位测试。

(1)桩基岩土工程勘察宜用钻探和触探以及其他原位测试相结合的方式进行,对软土、粘性土、粉土和砂土的测试手段,宜采用静力触探和标准贯入试验,对碎石土宜采用重型或超重型圆锥动力触探。对于室内试验,为估算桩端、侧阻力规定宜进行三轴剪切试验和无侧限抗压强度试验(对于土)和饱和单轴抗压强度试验(对于基岩)。对于原位测试,可根据静力触探资料、圆锥动力触探试验,标准贯入试验、十字板剪切试验,再利用地区经验可估算单桩承载力

(2)静载试验加荷分级可以在原有的基础上更细化,这样可以减小误差,使数据更接近实际,更准确。

(3)勘察工程师应对勘察地区的勘察经验进行搜集整理工作,提出的参数更符合当地的经验值。

3 结论

单桩极限承载力对建(构)筑物结构的安全性、经济性都有着重大的影响。结合中石化江苏油库工程实例,说明了根据勘察报告估算单桩极限承载力与静载试验存在一定差异,分析产生差距的原因,提出单桩极限承载力的估算应手段要多样性,要侧重于原位测试,注重搜集地区施工经验。

静载荷试验是准确确定单桩承载力唯一允许的手段。建议试桩应加载至破坏,为设计提供准确的单桩极限承载力,为工程桩设计做好充分准备,这样对整个工程是经济和安全的。

建议工程建设管理职能规范勘察市场,遏制不正当竞争,建立勘察质量评判机制,鼓励勘察采用新技术,甚至可将确定单桩极限承载力的工作交由勘察单位完成。

参考文献

[1]中华人民共和国建设部.GB 50021—2001(2009版)岩土工程勘察规范.北京:中国建筑工业出版社,2009

[2]江苏省地质工程勘察院江苏成品油管道(江南线)工程配套设施——玉带油库详细勘察报告,2009

[3]中华人民共和国建设部.JGJ 94—2008建筑桩基技术规范.北京:中国建筑工业出版社,2008

[4]中华人民共和国建设部.JGJ 106—2003建筑基桩检测技术规范.北京:中国建筑工业出版社,2003

单桩竖向承载力取值探讨 篇8

纵观建筑桩基在基础中的作用,主要以承受竖向压力为主,它将上部结构荷载直接传递到深层稳定土层中,从而大幅度地减小基础沉降和建筑物的不均匀沉降,提高结构的整体稳定性,因此单桩竖向抗压承载力取值的大小,直接关系到基础工程的安全性、适用性和经济性。

1 单桩竖向承载力的理论计算

规范[1]对单桩竖向承载力特征值的确定提出了4条要求,详见8.5.5。实际工程中,设计人员一般根据地质勘探报告提供的相关参数,按照规范提供的经验公式计算桩基承载力,即套用公式Ra=qpaAp+μp∑qsiali(8.5.5-1)直接计算单桩承载力特征值;并按照第8.5.9条要求,套用公式Q≤ApfcΦc(8.5.9)验算桩身的抗压承载力设计值是否满足要求。

单桩竖向承载力特征值与抗压承载力设计值之间,可用经验公式做近似换算:Q=(1.25～1.35)Ra,如上部结构活荷载偏大,系数取大值;上部结构活荷载偏小,系数取小值;稳妥起见,设计人员通常近似取1.35;最后取Ra与Q/1.35两者中的小值作为设计用的承载力特征值,并据此进行工程桩的布置。

2 单桩竖向承载力的试验取值

规范[2]第9.1.1条明确:桩基工程应进行桩位、桩长、桩径、桩身质量和单桩承载力的检验。从规范[3]表3.1.2检测方法及检测目的可以看出,对单桩承载力检测可以采用竖向抗压静荷载试验、高应变法等,对桩身质量检验可以采用钻芯法、低应变法、声波透射法。复杂地质条件下的工程桩竖向承载力的检验宜采用静载荷试验,检验桩数不得少于同条件下总桩数的1%,且不得少于3根[1]。

静荷载试验是目前确定单桩竖向抗压承载力最直观和最可靠的方法,规范[1]附录Q明确了试验的要点,当符合Q.0.8中条件之一时,可终止加载,根据极限承载力Qu值,换算得到单桩承载力特征值Ra=Qu/2。

3 单桩竖向承载力理论计算与静载试验之间的相互联系

3.1 当单桩承载力由桩身抗压强度控制时,静载试验极限承载力的取值

前述分析,单桩桩身承载力按照规范[1]公式(8.5.9)计算,转换成特征值近似为Ra≤ApfcΨc/1.35;根据静荷载试验计算的承载力特征值Ra=Qu/2。因此,当单桩承载力由桩身抗压强度控制时,满足Qu/2≤Apfcψc/1.35,即Qu≤1.48Apfcψc。

很明显,试桩时,当加压荷载接近至1.48Apfcψc时,桩身强度将受到挑战。ψc为工作条件系数,规范[2]第5.8.3条明确:预制桩取0.85,干作业非挤土灌注桩取0.9,泥浆护壁和套管护壁非挤土灌注桩、部分挤土灌注桩取0.7～0.8,软土地区挤土灌注桩取0.6。

由于影响ψc的因素众多、变异性较大,因此当试验荷载在达到桩身强度允许值1.48Apfcψc附近时,应加强检测,当出现规范[1]附录Q.0.8中条件之一时,即可终止加载,此时的荷载即作为单桩竖向极限承载力,它与桩本身的强度、均匀性、完整性等因素有关,而与桩周土体的性质、指标没有多大关系,因为地基土对桩体的承载能力并没有得到充分发挥。

破坏形式:通常静荷载试验加载时,桩顶会突然发生大量沉降,为明显的桩身材料破坏特点、或桩身压屈破坏。

3.2 当单桩承载力由地基土控制时,静载试验极限承载力的取值

前述分析,单桩承载力特征值按照规范[1]公式(8.5.5-1)计算,因此静载试验主要检测桩周土体对桩身提供的支承力,或者说检测地基土为阻止桩体在桩顶荷载作用下向下运动时提供的最大反力。由Ra=Qu/2可以得到:Qu=2(qpaAp+μpΣqsiali)

当试验荷载在达到地基土允许承载力2(qpaAp+μpΣqsia li)附近时,应加强检测,如出现规范[1]附录Q.0.8中情形时,即可终止加载,此时的荷载值即为单桩竖向极限承载力。很明显,极限承载力只与桩周土体的性质、指标和桩型、桩径等因素有关,因为桩身强度并没有得到充分发挥。

破坏形式:通常静荷载试验在加载后期,会出现沉降明显加速的趋势,说明地基土在最大加载量下已达到或接近破坏状态。

4 单桩承载力静载试验的进一步分析

4.1 单桩承载力的验证性试验

规范[2]第9.1.1条对工程桩基的检测要求,属于验证性试验。验证性试验在工程桩完成后进行,采用地质资料数据按照经验公式计算获得的桩承载力估算值作为试验终止荷载,因此竖向变形往往较小,桩身强度和地基土对桩身提供的支承力没有得到充分发挥,静载试验难以得到单桩极限承载力,与工程设计的经济性要求相差较远。

例文献[4]通过对三百多项工程近千根工程桩的单桩竖向承载力静载试验数据进行统计分析,发现绝大部分预应力管桩在最大试验荷载(按照2倍承载力特征值取值)作用下累计沉降量在10～15 mm范围内,且普遍在最后二、三级荷载作用下,沉降量有收敛的现象,说明这些桩的承载力远未达到极限状态。

4.2 单桩承载力的破坏性试验

破坏性试验适用于确定一个区域范围内的单桩竖向承载力。由于破坏性试验的基桩需要在工程桩施工前进行,且静荷载试验过程时间周期较长,大部分工程由于进度较紧、规模较小等因素,不做破坏性试桩。通过破坏性试验可以得到单桩极限承载力,修正理论计算承载力与实际承载力之间的差异,指导整个区域范围内的桩基工程,实现优化设计和施工的目的。

例文献[5]通过对攀枝花地区新九和安宁河流域德昌蒲坝的昔格达岩层中13根灌注桩的静载试验分析,无论是人工挖孔桩还是冲孔灌注桩,极限承载力均高于设计理论计算值甚多,以至部分试桩出现了材料压屈破坏,而土层的承载能力还未充分发挥的现象。

4.3 影响静载试验单桩承载力的因素分析

影响静载试验单桩承载力的因素很多,需要具体分析。除了通常所说桩的因素(桩体的几何尺寸、材料强度和质量等)、土的因素(地基土产生的桩侧摩阻力和桩端支承力等)、试验因素(检测设备、加载方式等)外,施工因素(施工机械、施工方法、最后桩长与贯入度的控制等)常常左右着静荷载试验承载力的大小,而同类型桩的成桩方式不同,对承载的影响也很大。

如打人式管桩,单桩承载力明显高于理论计算承载力。原因:规范采用的地基土桩侧摩阻力和桩端支承力,根据非打人式桩的经验数据确定,而管桩在施打过程中,对桩周土和桩端土有挤密作用,使土体的抗压强度有增强的趋势[6]。

人工挖孔桩的承载力明显高于钻孔灌注桩。原因:人工挖孔桩对土层的扰动较小,且孔壁较粗糙,混凝土浇注质量容易保证;而钻孔灌注桩在成孔过程中难以避免泥浆的影响,桩周土的阻抗自然大幅度降低。

5 结语

桩基设计是工程结构设计过程中非常重要的一个环节,由于地质勘察采用的现场静力触探和室内土工试验等手段取得的数据,与基桩在基础土中的实际受力模式之间存在着一定的差异,另外地质资料参数取值过程中,受地区和勘探单位经验的影响,保留的安全储备也不尽相同。因此,通过经验公式计算所得的估算值与实际场地静载试验结果之间有一定程度的富裕偏差,纯属正常现象,但与工程建设的经济性要求不符。而采用现场破坏试验的方式取得的单桩承载力,既安全可靠,又在一定程度上达到了优化设计、节约投资的目的,有必要大力提倡。

参考文献

[1] 建筑地基基础设计规范(GB 50007-2002) .北京:中国建筑工业出版社,2002

[2] 建筑桩基技术规范(JG J94-2008) .北京:中国建筑工业出版社,2008

[3] 建筑基桩检测技术规范(JG J106-2003) .北京:中国建筑工业出版社,2003．

[4] 张曙辉,等.关于预应力混凝土管桩承载力的探讨[J].内蒙古质量技术监督.2000,(6) :38-41

[5] 吴兴序,等.昔格达软岩中灌注桩单桩竖向承载力试验研究[J].西南交通大学学报,2006,(6) :669-674