复合基桩

2024-06-17

复合基桩（共4篇）

复合基桩篇1

CFG复合地基桩复合地基是90年代初出现的一种地基处理新技术。CFG复合地基桩用少量的水泥加粉煤灰、石屑或砂及碎石, 加水搅拌, 用普通振动式沉管桩机施工的具有高粘结强度的桩。CFG复合地基桩与桩间土和桩顶与基底间的褥垫层共同组成复合地基, 属刚性桩复合地基。

1 CFG复合地基桩施工方法

CF复合地基桩施工建议采用先两边后中间、隔排跳打法, 施工新桩与已打桩时间间隔不少于7天。

1.1 施工准备

平整场地, 清除障碍物及垃圾土, 施工场地应挖除地表种植土后, 换填普通土至设计标高并采用压路机分层碾压密实, 场地高程应高出设计CFG复合地基桩设计桩顶标高10--20cm, 压实后的检测压实质量标准应达到:K>0.9, K30>80MPa.CFG复合地基桩作业场地应在部桩范围外结合永久排水设施开挖临时排水沟。

根据设计桩长和场地高程, 确定长螺旋桩机的装配长度, 在桩机架上画出以0.5 m为单位的长度标记, 以便钻进时观察、记录钻杆的入土深度, 方便现场施工人员控制桩长。

现场复核测量基线及水准点, 根据设计图纸准确放出CFG复合地基桩的桩位点, 并插竹竿加白灰标记, 施工时桩位插1.2米长的钢筋, 为了确保施工中长螺旋钻进中的出渣掩埋附近桩位, 测量桩位高程, 作好测量原始纪录, 以便施工控制。

1.2 CFG复合地基桩施工工艺

CFG复合地基桩钻机就位后, 应用钻机塔身的前后和左右的垂直标杆检查塔身导杆, 校正位置, 使钻杆垂直对准桩位中心, 确保CFG复合地基桩垂直度容许偏差不大于1%。

混合料搅拌混合料由集中拌和站生产, 按实验室下发的配合比进行配料, 拌合时间不得少于1min。混合料加水量和坍落度根据采用的施工方法按工艺试验确定。在泵送前混凝土泵料斗应备好混合料。

1.3 钻进成孔

(1) CFG复合地基桩施打顺序:横向从线路中心向两侧顺序横向推进, 纵向从有结构物或分界点顺线路方向纵向推进。

(2) 钻孔开始前, 应仔细检查芯管顶部的气眼是否通畅、混凝土输送软管是否接头良好、是否有扭曲现象。如果存在以上情况, 必须检查纠正。

(3) 钻孔开始时, 关闭钻头阀门, 向下移动钻杆至钻头触及地面时, 启动马达钻进。一般应先慢后快, 这样既能减少钻杆摇晃, 又容易检查钻孔的偏差, 以便及时纠正。在成孔过程中, 如发现钻杆摇晃或难钻时, 应放慢进尺, 否则较易导致桩孔偏斜、位移, 甚至使钻杆、钻具损坏。当钻头到达设计桩长预定标高时, 在动力头底面停留位置相应的钻机塔身处作醒目标记, 作为施工时控制桩深的依据。当动力头底面达到标记处时, 继续钻进50cm, 确保桩头已进入硬质土层。

1.4 灌注及拔管

CFG复合地基桩成孔到设计标高后, 停止钻进, 开始泵送混合料, 当钻杆心充满混合料后 (施工前要试验或者计算泵量来确定) 开始拔管, 严禁先提管后泵料。成桩的提拔速度宜控制在2-3m/min, 成桩过程宜连续进行, 应避免因后台供料慢而导致停机待料。灌注过程中由专人负责记录砼流量, 灌注量不能小于设计砼量, CFG复合地基桩超灌量控制在30--50cm, 由于混凝土塌落度较大, 部分桩头出现"下座"情况时, 应及时补浆。灌注成桩完成后, 桩顶采用湿黏土封顶, 进行保护, 不允许车辆进入已施工的部位, 以免造成断桩。钻机就位-成孔-钻杆内灌注混凝土-提升钻杆-灌注孔底混凝土-边泵送边提升钻杆→成桩→钻机移位。

(1) 为检验CFG复合地基桩施工工艺、机械性能及质量控制, 核对地质资料, 在工程桩施工前, 应先做不少于2根试验桩, 并在竖向全长钻取芯样, 检查桩身混凝土密实度、强度和桩身垂直度, 根据发现的问题, 修订施工工艺。

(2) 长螺旋钻孔、管内泵压混合料, 施工在钻至设计深度后, 应准确掌握提拔钻杆时间, 混合料泵送量应与拔管速度相配合, 遇到饱和砂土或饱和粉土层, 不得停泵待料;沉管灌注成桩施工拔管速度应按匀速控制, 拔管速度应控制在1.2-1.5m/min左右, 如遇淤泥土或淤泥质土, 拔管速度可适当放慢。

(3) 控制好混合料的坍落度。大量工程实践表明, 混合料坍落度过大, 会形成桩项浮浆过多, 桩体强度也会降低。坍落度控制在3-5cm, 和易性好, 当拔管速率为1.2-1.5m/分时, 一般桩顶浮浆可控制在10cm左右, 成桩质量容易控制。

(4) 通常桩顶混凝土密实度差, 强度低, 现场地质条件和施打顺序等综合确定, 一般不应比设计标高于0.5m。

(5) 为做到水下成桩, 要求钻杆钻至设计标高后不提钻, 先向空心钻杆内灌注约8m高的混凝土, 然后再提钻进行桩底混凝土灌注。之后, 边灌注边提钻, 保持连续灌注, 均匀提升, 可基本做到钻头始终埋入混凝土内1m左右。严禁采用先提钻后灌注混凝土, 形成往水中灌注混凝土的错误作法。

(6) 成桩过程中, 抽样做混合料试块, 每台机械一天应做一组 (3块) 试块 (边长150mm立方体) , 标准养护, 测定其立方体28d抗压强度。

(7) 清土和截桩时, 不得造成桩顶标高以下桩身断裂。

2 CFG复合地基桩施工质量控制要点。

2.1 CFG复合地基桩, 桩径Φ500mm, 有效桩长按区分为6、7、8、9m, 设计桩顶高26.

6m, 正方形布置, 间距2m×2m。CFG复合地基桩持力层进入硬塑状态, 粉质黏土不少于1.5m。施工时, 垂直偏差不应大于1%, 桩径误差不得大于20mm;按配合比配制混合料。桩体强度不小于C20, CFG复合地基桩采用振动沉管工艺。

2.2 施工桩顶标高高出设计桩顶标高不少于0.5m, 桩体连续密实, 不得有断桩、缩劲等缺陷。

2.3 砂石桩桩径Φ500mm, 有效桩长按区域分为4、4.5、5、5.5、

6.5、7m, 设计桩顶标高26.6m, 正方形布置, 间距1.6m×1.6m。施工时桩位水平偏差不大于0.3倍套管外径, 导管垂直偏差不大于1%, 桩径误差不得大于25mm, 砂石桩施工采用振动沉管沉桩法。

2.4 CFG复合地基桩施工完毕, 人工清理桩头后, 铺设300mm碎石褥层和桩土共同承担荷载, 减少沉降。

2.5 现场试验。

为了检验CFG复合地基桩在高含水量、高压缩性、抗剪强度低、渗透性小、高灵敏度、易导致路基较大沉降和失稳的软土中应用的效果, 进行了一系列的现场试验如:复合地基的静载试验、桩间土的静力触探试验、桩身抽芯试验、桩身完整性试验以及设置沉降观测点。静力触探试验结果表明在CFG复合地基桩施工后, 桩间土的强度降低, 说明在这种高灵敏度的软土桩间土强度提高系数α<1。静载试验预估复合地基的承载力特征值为160k Pa, 根据标准以及路堤施工与观测 (荷载试验) 确定, 分析各试验点的复合地基承载力特征值。通过静载试验和近期沉降变形观测试验, 其结果表明复合地基承载力及沉降变形满足设计要求

3 结束语

总之, 根据CFG复合地基桩复合地基的特点, 根据场地和土层条件, 选择适宜的施工方法, 掌握CFG复合地基桩复合地基施工技术, 才能获得最大的经济效益和社会效益。

摘要：随着社会经济的发展, 人们对建筑的要求也越来越高, CFG复合地基桩复合地基具有可使地基承载力提高幅度大并具有很大可调性的优点而得到大面积推广。本文主要探讨了CFG复合地基桩复合地基施工工艺, 并深入地研究了其质量控制。

关键词：CFG,复合,地基,质量,控制

管桩复合地基桩土受力研究篇2

关键词：管桩复合地基,应力比,沉降

现浇混凝土薄壁管桩[1]常被用来处置饱和软土、一般粉土、粘土和松~中密砂, 依托沉管灌注桩的基础上改进发展而成的一种新桩型, 薄壁管桩属于弱挤土桩, 既克服了沉管灌注桩挤土效应强, 不利于周边环境、桩径过小和承载力太低等缺点, 又避免了钻孔灌注桩孔底部沉渣、废泥浆弃置困难的不足, 因此管桩的发展前景十分广阔, 社会经济价值也十分巨大。大量工程实践和理论研究表明:在软土地基地段采用现浇混凝土薄壁管桩效果是很好的, 能达到工程的要求。

1 工程概况

沿海城市某新建路段经过软土区域, 桩号里程为K97+250~K98+650, 绝大部分都是潟湖相、海相沉积的软土地段, 普遍有较深较厚的软土。以该软土局部地段K97+350~K98+410长60 m为试验段, 该地段土层上部分有较浅亚粘土硬土层, 厚度约3~6 m, 下部分有较厚淤泥高压缩性软土层, 厚度约20~30 m, 对场地各土层采用钻孔详细勘察, 天然地基土层的各物理和力学指标见表1。

2 数值模拟方案

桩间土、管桩桩土和褥垫层三部分组成复合地基[3], 其基本特征为上部荷载通过基础及垫层传递, 传递来的荷载由桩体和桩间土共同承担。由于褥垫层的存在, 竖向荷载作用下, 桩顶和桩底端分别发生向褥垫层和下卧层的刺入, 在管桩复合地基中, 每根桩顶部还带有独立的承台, 使桩、土的受力性状更为复杂。以有限元程序方法建立的模型为基础, 运用下面几种方案对管桩复合地基的桩、土受力和沉降特性等做了相关研究。

(1) 桩长变化。褥垫层模量60 MPa, 荷载为3.5 m填土, 桩间距3.2 m长, 分别为19、23、27、31、35 m。

(2) 桩间距变化。褥垫层模量60 MPa, 桩长31m, 桩间距分别为2.1、2.5、2.9、3.3 m。

(3) 褥垫层模量变化。桩长19 m, 间距3.2 m, 褥垫层模量为15、30、60、75、105 MPa。

3 桩、土应力比研究

复合地基中桩土应力比是反应桩体和桩间土协同工作的一项重要指标。能够影响桩土应力比的因素很多, 比如桩长、荷载水平、褥垫层模量、置换率和桩土模量比等。实际上在计算中往往只考虑主要因素, 下面研究每个因素的影响程度和规律。

3.1 桩长与桩土应力比的关系

如图1所示, 荷载水平不同条件时, 管桩复合地基桩土应力比与桩长之间的变化关系。不同桩长, 桩土应比力变化表现出基本相同的规律, 荷载水平提高, 桩土应比力也随之增大。桩长为17 m, 桩端在软土层, 应力比在整个加载范围内都比较小。桩长从17 m增加到30 m的过程中, 应力比增加幅度很小, 尤其当荷载水平较低时, 桩土应力比基本不变。但桩长为30 m时, 桩土穿透软土地基之后, 在全部加载范围之内, 桩土应力比有大幅度的增加。

3.2 桩间距与桩土应力比的关系

如图2所示, 荷载水平不同条件时, 管桩复合地基桩土应力比与桩间距之间的变化关系。桩土应力比受桩间距变化的影响要大于受桩长改变的影响。桩土应力比随着荷载水平增大而增大、随桩间距增大而减小。一旦桩间距很大时, 桩土应力比随荷载水平增大而减小的幅度会下降。当桩间距达到3.2m时, 桩土应力比变化量很小, 逐渐趋于稳定。

桩间距增大, 面积转换率减小, 桩间土的受荷面积增大, 加载初期分担的作用较大。如图所示, 桩间距在2.4 m~3.2 m时, 加载初期, 桩土应力比基本一致。这主要是桩顶承台的原因, 由于承台面积较大, 荷载水平较低时, 桩顶的刺入变形基本相同, 从而桩土的应力比也基本一致。随着荷载的增大, 桩间土产生的压缩量也越大, 褥垫层也随着桩间土下沉。荷载慢慢向桩体转移, 桩土应力比也随之增大。

3.3 褥垫层模量与桩体应力比的关系

如图3所示, 荷载水平不同条件时, 管桩复合地基桩土应力比与褥垫层模量之间的变化关系。桩土应力比受褥垫层模量的变化影响较大, 且成正比。但如果褥垫层模量相同, 应力比随荷载水平的改变量比较微弱。垫层模量从14 MPa~30 MPa时, 桩土应力比的值提升较快;30 MPa后, 桩土应力比的值提升变慢。

管桩复合地基在同等荷载作用下, 随褥垫层模量增大而桩间土变形就减小, 褥垫层的协调变形的能力也随之降低, 就会使桩体承担更多的荷载。当褥垫层垫层模量变化到很大时, 表现出刚性基础的性质, 桩间土的发挥效果逐渐消失。

4 总结

通过对管桩复合地基的桩土受力研究, 得出下列结论:

(1) 桩土应力比和桩长成正比;桩土应力比和桩间距成反比;桩土应力比和褥垫层模量成正比, 且增加幅度较大。桩土应力比的范围一般在10~25之内。

(2) 管桩复合地基桩土应力比受褥垫层模量的改变较大, 应力比受桩长改变的影响较小。

(3) 管桩复合地基中, 桩身轴力存在中性点。由于桩顶承台能够在一定程度上限制承台下土与桩的相对位移, 所以中性点的位置随桩长、荷载水平和桩间距的变化较小。

参考文献

[1]阮起楠.预应力混凝土管桩[M].北京:中国建筑工业出版社, 2000.

[2]金形平.预应力管桩承载力性状的研究[D].杭州:浙江大学, 2002.

[3]李作勤.复合地基桩土应力比和优化设计[J].岩土力学, 1995, 16 (4) :30-7.

复合地基桩土应力比的计算及应用篇3

关键词：复合地基,桩土应力比,塑性硬化

水泥土桩复合地基一般是处理软土、粉土和含水量较高且地基承载力较低的黏性土等地基。如何计算桩土应力比是复合地基设计的重要内容。同时,也是复合地基工作性状的一个重要参数。如何计算桩土应力比是复合地基设计的重要内容,同时也是复合地基工作性状的一个重要参数的反映。

1 桩—土体系的简化力学模型

水泥土桩在工程中广泛用作加固软土地基,一般为纯摩擦桩。桩侧摩阻力是随着桩土的相对位移逐步发挥的。简化的桩和桩侧摩阻力—桩土相对位移的关系如图1所示,图中λ1和λ2分别是桩侧土弹性极限位移su前、后对应的抗剪刚度系数(kN/m3)。在均质地基中,当桩顶受到轴向压力作用时,桩体各截面的轴力和沉降将随深度的增加而减小。因此,随着桩顶荷载的增大,桩侧土将由浅向深逐渐进入塑性硬化阶段直至破坏。为了便于本文计算,作如下假设:1)地基土为均匀介质;2)桩体为均质弹性杆件;3)土体中含水率低,对桩土应力的影响可忽略;4)桩—土的力学性能均可用“压力=刚度系数×变形”公式表示。

2 桩土应力比公式的推导

桩土应力比n是指复合地基中桩顶应力与桩间土应力的比值,即:

n=σp/σs (1)

其中,σp为桩顶应力;σs为桩间土应力。

2.1 桩周土全部处于弹性阶段

当荷载较小时,桩周土全部处于弹性状态,且无相对位移。桩侧摩阻力传递函数在线弹性状态下为:

τ=λ1s(x) (2)

根据桩—土体系的简化力学模型,其微分方程为:

$E A \frac{d^{2} s}{d x^{2}} - u λ_{1} s (x) = 0$ (3)

式(3)的解为:

s(x)=c1eb1x+c2e-b1x (4)

其中, $b_{1} = \sqrt{\frac{λ_{1} u}{E A}}$ 。

根据桩体微单元力平衡关系和边界条件:

∫ $_{0}^{x}$ dN=-∫ $_{0}^{1}$ uλ1s(x)dx;N(x=0)=Pp (5)

将式(4),式(5)合并可得:

$Ν (x) = Ρ_{p} - \frac{u λ_{1}}{b_{1}} [c_{1} (e^{b_{1} x} - 1) - c_{2} (e^{- b_{1} x} - 1)]$ (6)

通常情况下,桩体本构关系以及边界条件可列式为:

$\int_{0}^{1} d s = - \int_{0}^{1} \frac{Ν (x)}{E A} d x$ (7)

且s(x=0)=sp(桩顶位移),s(x=l)=sb(桩底位移)。

将式(6)代入式(7)可得:

$c_{1} = \frac{b_{1} l s_{p} + \frac{Ρ_{p} l}{E A}}{2 b_{1} l} ‚ c_{2} = \frac{b_{1} l s_{p} - \frac{Ρ_{p} l}{E A}}{2 b_{1} l}$ (8)

将式(8)代入式(6)以及边界条件N(x=l)=0并化简得:

$\frac{Ρ_{p}}{s_{p}} = \sqrt{u λ_{1} E A} t h (b_{1} l)$ (9)

对式(9)进行简化:

$\frac{Ρ_{p}}{s_{p}} = b_{1} E A t h (b_{1} l)$ 或 $\frac{σ_{p}}{s_{p}} = b_{1} E t h (b_{1} l)$ (10)

可采用双曲线函数模拟软土的应力—应变关系,此时,桩周土荷载可以表征为:

$\frac{σ_{s}}{s} = \frac{1}{c + b s}$ (11)

其中,σs为土体所承受的荷载,kPa;s为基础沉降,cm;c为σs—s曲线的初始斜率的倒数,cm/kPa,又称初始切向压缩模量的倒数;b为σs极限值的倒数,1/kPa。当水泥土桩复合地基尚未达到极限强度时,可认为桩土顶面处变形协调,即有:

s=sp=ss (12)

将式(10)～式(12)代入式(1),导出考虑桩—土相互作用的桩土应力比:

n=b1Eth(b1l)(c+bsp) (13)

2.2 桩周土部分进入塑性硬化阶段

当桩周土的ss小于桩顶沉降sp时,继续增大荷载将会使桩周土由浅至深逐渐进入塑性状态。下面以图2中塑性段长度段为参变量来说明桩顶荷载和沉降曲线的解析算法,先将图2截面C以下桩段的影响用该截面轴力和沉降来反映。显然,在0<l2<l条件下,sc=su。由于图2中BC段桩周土处于弹性阶段,将式(13)中的l以l—l2代替,易求Pc;然后再由BC段桩的微分方程和边界条件,求出AC段的桩顶荷载和沉降值,从而导出考虑桩—土相互作用的桩土应力比的解析算式。

于是,由图2中AC段的微分方程和边界条件可得:

$\begin{array}{l} E A \frac{d^{2} s}{d x^{2}} - u λ_{1} s_{u} - u λ_{2} (s - s_{u}) = 0 ‚ E A \frac{d s}{d x} |_{x = l_{2}} = - Ρ_{c} ‚ \\ s (x = l_{2}) = s_{c} = s_{u} (14) \end{array}$

将式(14)化简,得桩周土部分进入塑性状态后的桩顶荷载和沉降值为:

其中, $Κ_{c} = \frac{Ρ_{c}}{s_{c}} = \frac{Ρ_{c}}{s_{u}} = b_{1} E t h [b_{1} (l - l_{1})]$ ; $β = \frac{λ_{1}}{λ_{2}}$ 。

将式(15)转化为:

将式(11)、式(12)、式(16)代入式(1),导出桩—土相互作用的桩土应力比:

$n = [\frac{E^{2} b_{2}^{2} A β_{1} s h (b_{2} l_{2}) + E b_{2} Κ_{c} c h (b_{2} l_{2})}{E A b_{2} β_{1} c h (b_{2} l_{2}) + Κ_{c} s h (b_{2} l_{2}) + (1 - β_{1}) E A b_{2}} (c + b s_{p})]$ (17)

2.3 桩周土全部进入塑性硬化阶段

在该阶段,图2中C截面和桩底B重合。桩的荷载—沉降关系仍可按上节的递推法求解,即采用式(16),只是其中有关参数需作变动:l2=l,Kc=0(因为N(x=l)=0)。所以,桩周土全部进入塑性硬化状态后的桩顶荷载和沉降值,可求得:

Pp=[Eb2β1sh(b2l)]su;sp={β1[ch(b2l)-1]+1} (18)

将式(11)、式(12)、式(18)代入式(1),导出桩—土相互作用的桩土应力比为:

$n = [\frac{E b_{2} β_{1} s h (b_{2} l_{2})}{β_{1} c h (b_{2} l) - β_{1} + 1}] (c + b s_{p})$ (19)

3 公式结语

通过用双折线线形荷载传递函数对地基土的荷载沉降曲线进行模拟,推导了一种考虑桩—土相互作用下桩土应力比的一组解析解,对复合地基设计有一定的参考价值。对桩周土在3个阶段下的水泥土桩复合地基桩土应力比分析表明,它不仅与桩周土特性有关,而且还受到桩体尺寸、弹性模量和复合地基所受的总荷载的影响。桩土应力比随荷载的增加而增加,并最终趋于一个极限值。桩土应力比随基础的沉降而增加,当沉降较小时,桩土应力比成线性关系,当沉降较大时,则成非线性关系。由此认为,即使地基土性质完全相同,对于不同尺寸或不同强度的水泥土桩,其复合地基中桩土应力比也是不同的。这也从另一个角度说明,用刚度(地基土)去推求桩周土不同阶段下的桩土应力比一般只能算是一种近似或经验做法。

4 结语

水泥土桩应用已经非常广,笔者通过关注理论与实际结合的经验,理论与实际有一些不相符,并且分析了原因,希望有一定的借鉴作用。

参考文献

[1]秦然,陈征宙,董平.水泥土桩复合地基桩土应力比的一种解析算法[J].岩土力学,2001,22(1):96-98.

[2]段继伟,龚晓南.水泥土搅拌桩的荷载传递规律[J].岩土工程学报,1994,16(4):1-8.

[3]黄英,刘保战.水泥土搅拌桩在软土地基处理中的应用[J].山西建筑,2008,34(17):119-120.

复合基桩篇4

CFG桩—筏复合地基是我国20世纪80年代末开发的一项新的地基加固技术, 由于其良好的经济性和适用性, 在建筑物地基处理方面得到了广泛的应用, 但其理论研究落后于工程实践, 特别是桩土应力比的研究还处于起步阶段, 其计算方法主要还是借鉴其他桩型的桩土应力比公式进行计算。通常将桩顶的平均应力与桩间土的平均应力的比值叫做桩土应力比, 它是反映桩体和桩间土协同工作的一个很重要的指标, 也是复合地基承载力和沉降计算的重要参数。针对上述问题, 本文对荷载作用下CFG桩复合地基的变形特性进行了分析, 在此基础上探讨了桩侧摩阻力与桩土相对变形的关系, 引入“等沉面”概念, 假定桩与桩间土均是理想线弹性体, 桩侧摩阻力沿桩长直线分布, 进而根据桩-土-垫层变形协调条件, 推导得到CFG桩—筏复合地基桩土应力比计算新公式。

1 计算模型及基本假定

1.1 现场试验

对某工程CFG桩-筏复合地基进行现场试验, 现场土层地质条件如表1所示。

该试验区段桩径0.5 m, 桩间距1.8 m, 正方形布置。桩长23.35 m, 桩顶设0.15 m厚碎石垫层, 其上设0.5 m厚钢筋混凝土筏板。随荷载施加, 该工程桩身轴力监测结果如图1所示:

由图1可以看出, 曲线在9 m处形成极值点, 若以此深度为零点, 桩身轴力曲线可以近似看成关于深度的二次方曲线, 与本章公式推导过程中式2-11桩身应力公式的曲线基本吻合, 此图为桩侧摩阻力曲线方程的假定提供了依据。

1.2 等沉面深度概念

CFG桩-筏复合地基, 当荷载作用于筏板上时, 随着桩间土的固结下沉, 桩顶产生向上刺入褥垫层的变形, 而桩尖处也会产生桩尖向下刺入持力层的变形。当桩身发生上、下刺入变形时, 在复合地基一定深度处必存在一个桩与土沉降相等的面, 可称之为等沉面。在等沉面以上, 桩间土沉降大于桩体沉降, 桩侧产生负摩阻力;在等沉面以下, 桩间土沉降小于桩体沉降, 桩侧产生正摩阻力。等沉面上、下桩与土的受力和变形特性不同, 因此可将等沉面作为刚性桩复合地基的一个上下分界面。等沉面相对深度系数为β, 当桩长为L时, βL为等沉面深度。本次现场试验等沉面深度Z1为9 m, 此时相对深度系数β为0.385, 在类似工程、地质情况下, 相对深度系数β可参照此值选取, 也可按其他相关工程经验或研究成果取值。

1.3 计算模型及基本假定

由1.2节可知, CFG桩身发生上、下刺入变形时, 桩两端的桩土相对位移均较大, 且上部产生负摩阻力, 而等沉面处桩土相对位移为零。可知桩侧摩阻力在桩顶处为负的最大值, 而在桩尖处为正的最大值, 在等沉面处为零。结合1.1节试验结果, 为简化计算, 可假定桩侧摩阻力为直线分布。桩侧摩阻力分布示意图如图2所示:

取如图3所示的群桩复合地基中某根桩及其周围以跨中线为界的桩间土为单元薄片进行分析。在如图4所示的桩土相互作用等效单元薄片立面图中, pp为桩顶的均布荷载, ps为桩间土表面的均布荷载, Z为土微元体的深度, dz为所取土微元体的厚度, σsz为土微元体上表面应力, σsz+dσsz为其下表面应力。设L0为等沉面深度, L为桩长, 即为计算土层总厚度。为简化计算作如下基本假定:

(1) 桩、桩间土均为理想的线弹性体;

(2) 桩侧摩阻力沿桩长直线分布, 方程为:τ=kZ, 如图2所示。Z坐标零点位置在等沉面处。设等沉面位于Z1深度处, 则桩顶Z坐标值为-Z1。

2 公式推导

2.1 等沉面以上部分

由图4得, 桩间土的竖向静力平衡条件为:

ASσSZ-AS (σSZ+dσSZ) +πdpτdz=0 (2-1)

式中 AS为单元薄片桩间土面积;dp为桩的直径。

桩侧摩阻力:

τ=kZ (2-2)

式中 k为常数, Z为沿桩长方向坐标。

将 (2-2) 式代入 (2-1) 式, 整理, 得到:

undefined (2-3)

解之, 得桩间土应力:

undefined (2-4)

当Z=-Z1时, σSZ=ps, 代入 (2-4) 式, 得到:

undefined (2-5)

式中 ps为桩间土表面的均布荷载。

将 (2-5) 式代入 (2-4) 式, 得到:

undefined (2-6)

Z深度处土压缩量的一般表达式:

undefined

式中 ES为桩间土的压缩模量, 当地基为分层土时, ES取各土层的加权压缩模量。

等沉面以上部份, 即Z=0时, 土压缩量:

undefined (2-8)

桩顶刺入基础中的变形Sc1为:

Sc1=C0 (pp-ps) (2-9)

式中 pp为桩顶的均布荷载;C0为桩顶面作用于垫层单位压力时的竖向刺入变形, 可按下式计算:

C0=HC/EC (2-10)

式中 Hc为垫层厚度;Ec为垫层的压缩模量。

桩体中的应力:

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式中 Ap为单元薄片中桩的面积。

桩体的压缩量:

undefined

式中 Ep为桩的弹性模量;σpz为Z坐标深度处桩体中应力。等沉面以上部份, 即Z=0时, 桩体压缩量:

undefined (2-13)

知等沉面以上部份, 即Z=0时, 桩—土—垫层竖向变形协调条件:

SS1=SP1+SC1 (2-14)

将2-8式、2-9式及2-13式代入2-14式中, 得到:

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设复合地基上部结构传至垫层顶面的均布荷载为p, 桩体面积置换率为m, 则:

undefined

将2-17式代入2-15式, 得到:

undefined

化简, 得到桩间土表面的均布荷载:

undefined

将2-18式代入2-15式, 得到:

undefined

化简, 得到桩顶的均布荷载:

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由2-19式、2-20式, 得到桩土应力比:

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分析上式可知, C0、ES、EP、AS、AP、dp、p、m均为已知, 仅Z1和k为未知参数。即, n由τ直线决定。

2.2 等沉面以下部分

由2-7式, 当Z=L-Z1时, 得桩间土总压缩量:

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等沉面以下部份, 即Z=0到Z=L-Z1范围, 土压缩量:

undefined

由2-12式, 当Z=L-Z1时, 得桩体总压缩量:

undefined

等沉面以下部份, 即Z=0到Z=L-Z1范围, 桩体压缩量:

undefined

由2-11式, 当Z=L-Z1时, 得桩端应力:

undefined

由2-6式, 当Z=L-Z1时, 得桩端平面处土体应力:

undefined

桩端刺入地基变形量:

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式中 C1为桩底端作用于下卧层单位压力时的竖向刺入变形, 可按下式取值:

C1=1/K (2-29)

式中 K为桩端土体基床系数, 可按下式计算:

undefined (2-30)

式中 E0为下卧层土的变形模量;v为下卧层土的泊松比;ω为沉降影响系数;A为桩的底面积。

又知等沉面以下桩—土竖向变形协调条件:

SS2=SP2+SC2 (2-31)

将2-23式、2-25式、2-28式代入2-31式, 得到:

整理后, 得到:

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令2-33式左侧为λ, 即:

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将2-34式代入2-33式, 得到:

undefined

将2-17式代入2-35式, 得到:

得到桩间土表面的均布荷载:

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将2-18式代入2-35式, 得到:

undefined

得到桩顶的均布荷载:

undefined

由2-37式、2-39式, 可得到桩土应力比:

undefined

分析上式可知, 同2-21式一样, C1、ES、EP、AS、AP、dp、p、m均为已知, 仅Z1和k为未知参数。即, n由τ直线决定。

2.3 最终表达式

由2-21式、2-40式, 可得到:

将2-42式～2-47式代入2-41式, 得到:

undefined (2-48)

化简后, 得到系数k表达式:

undefined (2-49)

将2-42式～2-47式代入2-21式, 得到桩土应力比:

undefined (2-50)

分析2-50式可知, 此计算公式比较全面的反应了桩土应力比的影响因素。此计算公式综合考虑了桩间土的压缩模量ES、桩身的弹性模量EP、单元薄片中桩间土面积AS、桩的面积AP、桩的直径dp、垫层顶面的均布荷载p、桩体面积置换率m、褥垫层厚度Hc、褥垫层的压缩模量Ec、持力层土的变形模量E0、持力层土的泊松比v的影响, 而等沉面深度Z1与桩长L有关。

3 计算实例

3.1 计算参数确定

以如前所述现场试验为计算模型, 对CFG桩-筏复合地基桩土应力比进行计算。详细参数选取见表2。

表2中, Es取各土层的加权平均值;荷载p为平均值, 以桩顶平面上总荷载除以地基处理面积得到;持力层地基基床系数按下式算得:

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分析图1, 可得到等沉面深度z1为9 m。

3.2 计算过程及结果

计算过程及结果见表3:

表3中面积置换率m按下式计算:

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3.3 计算结果与现场实测结果比较

由表4可以看出, 计算值和实测值之间还存在误差, 这是由于最终计算值结果是在假定简化的基础上求解得出的, 与实际情况有些出入, 但从计算结果与实测值的比较来看, 差值与实测值之比小于5%, 数值比较接近, 因此本公式具有一定的参考价值。

3.4 解析计算结果与有限元模拟结果比较

在现场试验的基础上, 对桩土应力比解析计算式的应用范围进行了进一步分析。对CFG桩—筏复合地基的桩土应力比按照不同加固区土层模量、不同桩身模量、不同褥垫层模量、不同桩间距、不同桩径分别进行计算, 并按相同参数进行Plaxis有限元数值模拟, 计算结果与有限元数值模拟结果比较。具体计算结果见图5～图9:

由图5到图9所示, 不同加固区土层模量、不同桩身模量、不同褥垫层模量、不同桩间距、不同桩径时, 解析计算结果与数值模拟结果均吻合较好, 桩土应力比变化趋势一致, 各计算数值偏差不大。说明本解析计算公式有一定的参考价值。

4 结论

(1) 本文通过对桩身轴力现场试验结果进行分析, 建立了计算模型, 在考虑桩土相互作用及CFG桩上刺入、下刺入的情况下, 推导出CFG桩—筏复合地基桩土应力比的解析表达式。

(2) 将解析表达式计算结果与现场实测值比较, 桩土应力比计算值比实测值偏大, 偏于安全, 且差值与实测值之比小于5%, 差距不大, 表明解析表达示计算结果可以接受。

(3) 在其它参数不变的条件下, 对CFG桩-筏复合地基桩土应力比在不同加固区土层模量、不同桩身模量、不同褥垫层模量、不同桩间距、不同桩径下分别按解析表达式进行计算, 并与有限元模拟计算结果比较, 发现各曲线吻合较好, 桩土应力比变化趋势一致, 各计算数值偏差不大。说明本解析计算公式具有一定的参考价值。

参考文献

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