复合地基沉降控制研究

复合地基沉降控制研究（精选8篇）

复合地基沉降控制研究 第1篇

关键词：沉降特性,控制技术

随着城市交通的迅速发展, 交通荷载作用下地基的长期沉降成为一个不可忽视的工程问题。许多工程实测资料表明, 在长期循环荷载作用下软土地基会产生较大的附加沉降。

Barksdales在1972年, 提出了一个预测循环荷载作用下路基土的永久变形的实验公式:

式中所有的参数都是在加有循环循环N0下实验所得。参数C、φ、Rr、σ等是土的结构、强度和应力条件, 系数m则决定了变形的累积速率。

1974年, Guirguis提出了一个方程来预测永久变形:

其中:

式中, mlogep/N-log N曲线上的绝对值;

A (D, W) 车辙系数, 取决于轴差应力D和含水量W, 与动力模量|E*|相关, E*动力模量, 用来描述材料性质的, 由含水量、密度以及土的结构综合影响。

K、S由施加的动应力所决定的参数。

研究表明, 系数m在0.85-0.90之间变化。系数A与动力参数E*有内在的相关联系。这个模型同样适用于沥青混凝土表层和基层以及路基土。

Monismith等在1975年, 通过大量的实验, 提出一个模型来预测路基对车辙的影响:

式中, ep永久变形或塑性变形;

N循环荷载加载次数;

A、b材料系数 (从试验数据中得出的回归系数) 。

大多数研究者认为, 系数b仅与土的类型有关。而参数A, 在路基土永久变形概念的提出和发展的过程中, 起到异常关键的作用。它包含了许多影响因素, 如应力历史、饱和度等。

Majidzedeh于1978年提出的Ohio Model是一个应用较多的车辙模型。研究采用了三种淤泥质粘土和两种低塑限粘土。提出的方程如下:

其中:

式中, ep永久变形或塑性变形;

A、m车辙系数;

R、C材料常量;

E*回弹动力模量 (Guirguis, 1974) 。

1978年, Poulsen在6个国家16个位置采集的未扰动样进行了循环荷载试验, 包括AASHO试验点, 提出了预测永久变形的方程:

式中, e1、e2、e3材料特征常量;

β是破坏度。

试验结果表明, 当间隔时间大于0.33秒时, 会出现永久变形或者回弹变形。

1979年, Lentz通过试验研究了Michigan路基砂, 给出了永久应变与循环荷载次数的关系:

式中, a、b材料系数。

1982年, Diyaljee和Raymond (1982) 在静止应力一应变数据和反复荷载试验的最小循环次数数据的基础上, 建立了一个预测长期反复荷载作用下永久变形的形式, 具体如下:

式中, B=ep (N1, X0) 第一次循环时应变在X=0时的值;

X在静荷载作用下对应于破坏轴差应力的反复轴差应力速率;

n、m回归系数。

研究发现, 在X小于60%的条件下, 不同的围压不会明显改变应变。

1986年, Pumphrey和Lentz对Floriada路基砂进行了实验, 在反复荷载达到10250次循环的条件下, 在不同界限应力的压缩下、轴差应力、含水量和干容重的条件下。给出累计应变的发展可以近似的用下式来表示:

对于Florida砂试验, n=0.1531, =1.1941。Lentz测的Michigan砂的n和m分别为0.1970和0.9591 (Lentz, 1979) 。Pumphrey和Lentz发现在低应力率下 (小于0.60至0.70) , 围压并不会改变永久变形。在大应力率条件下, 可以观测到永久变形的明显降低。影响永久变形累积的重要因素包括密度和含水量。

1996年, Li等人提出了一个扩展的能量模型以便于预测路基土中累积的塑性应变。可以用下面这个方程来表示;

式中, a、b、m是材料常数, 其中β=Sd/SS (轴差应力/静止固结度) 。该参数受含水量、密度、土的结构等因素的影响。

同样是在1996年, Behzadi和Yandell采用矩形波的形式进行加载, 提出一个预测路基土永久变形的模型:

式中, A、B材料常数;

Sd轴差应力;

Slogep-log N曲线的斜率;

N循环振次。

研究发现, 参数S取决于应力状态和密度, 而且有可能仅仅与含水量有关系。加载频率对于永久变形没有明显影响。但随着加载频率的增长以及循环荷载持续的时间的增长, 永久变形也随之增长。

1996年, 周健提出动荷载作用下软土残余变形的计算模式:

式中, d为30天的实验参数, η*为有效应力比。

2001年, 蒋军利用循环加载试验, 探讨了不同加载波形作用下软黏土的一维沉降特征, 将各加载循环的累积应变值分为可逆应变eix和不可逆应变ex:

他将循环荷载作用下的固结变形分为四个阶段, 其中仅第四阶段的变形和静载有明显不同。2002年的试验研究表明: (1) 在循环荷载作用下, 粘土的应变速率随时间的增大而减小, 且近似为一次关系 (未破坏前) ; (2) 在循环荷载作用下, 加载频率和应变速率有相同的变化关系, 一个变大, 则另一个也变大; (3) 土的应变速率衰减率仅与超固结度有关。

AC-Flexible Team, ASU, 2002 (ASU柔性沥青混凝土研究组) 在2002TRB设计规范中给出永久变形预测模型:

式中, N循环加载次数;

T温度。

2002年, 钟辉虹通过一系列循环三轴试验, 分析研究了软粘土在不排水条件下受荷载循环作用时的累积残余变形规律。

2006年, 黄茂松等通过不同静偏应力和动应力组合情况下的饱和软粘土不排水循环三轴试验, 引入相对偏应力水平参数, 分析了累积变形特征:

一、复合地基沉降分布规律

通过FLAC进行数值模拟计算, 主要得到复合地基的沉降分布规律。分别对DK1233+183、DK1234+25和DK1234+600三个断面进行数值模拟计算。

(一) 断面DK1233+183

图1、2分别为DK1233+183断面填筑完成、预压完成的路基沉降云图, 图3为卸荷后路基剩余沉降云图。

为了能全面反映路基复合地基的沉降规律, 分别对路堤顶面、路堤底面、桩顶、桩底、下卧层 (CFG桩下2m) 各面上各点的沉降进行监测。

由路基中心向路基边坡方向均匀布点, 并依次编号为1, 2, 3。路堤顶面布置14个监测点, 剩余各面设置17个监测点。除路堤顶面外, 其余各面上偶数号监测点与桩同在一个竖直平面内, 奇数号监测点位于两桩之间的竖向平面内, 各监测面沉降值如表1所示。

图4为路堤顶面和路堤底面的沉降分布。图中横轴表示监测点与路基中心的距离, 纵轴表示各监测点的沉降量。

图4表明:路堤表面和路堤底面在水平方向上的沉降量由路基中心向路基边坡逐渐减小。路堤表面平均沉降12.2mm, 最大沉降差3.1mm;路堤底面平均沉降9.1mm, 最大沉降差9.8mm。这说明路堤在静荷载作用下出现一个“沉降盆”, 即路基中心沉降最大, 路肩处最小, 不均匀沉降现象较明显。

竖直方向上, 路堤填料在自重和预压荷载作用下被压密, 路基中心处压缩量最小, 约为0.9mm, 向路肩方向压缩量逐渐增大, 路堤的平均压缩量约为3.1mm。沉降的竖向分布规律说明, 路基中心的整体下沉现象明显, 远离中心处仅是路堤顶面沉降明显, 而底部沉降相对较小。

通过对桩顶、桩底、下卧层 (CFG桩下2m) 面的沉降计算成果进行分析, 得到CFG桩复合地基不同深度处的沉降分布曲线, 纵轴代表沉降, 横轴代表监测点号, 如图5所示。

由图5可知:在桩顶部位, 同一平面内桩的沉降量小于其相邻桩间土。主要原因在于, 当CFG桩复合地基, 顶部受到上部荷载作用时, 由于桩的模量远大于桩间土, 所以桩的压缩量小于桩间土的压缩量, 进而表现为桩顶端的沉降小于桩间土的沉降。伴随桩、土不均匀沉降现象发生的同时, 褥垫层材料调整补充到原桩间土部位, 以保证桩间土能始终承受上部荷载, 因此就出现一定深度内桩间土的沉降量大于桩的沉降量的现象。随着褥垫层材料不断补充到原桩间土位置, 桩顶就表现为“上刺”入褥垫层中, 桩的刺入变形、褥垫层的调整和桩间土的压缩变形是一个反复循环、协调的过程, 这个过程同时还伴随着土体压密和强度增长的过程, 这种协调过程最终会达到平衡。

与复合地基上部桩、土沉降规律不同的是, 桩底面的沉降值大于其相邻桩间土的沉降值, 主要由于桩的刚度大于土体, 其压缩性远小于桩间土, 在附加荷载作用下, 桩间土可通过压缩变形使自身达到平衡状态, 而桩只能通过整体下移使自身平衡, 因此复合地基加固区底部桩的沉降大于其相邻桩间土的沉降, 以上分析正是桩出现“下刺”入持力层现象的内在机理。另外, 基岩面的平均沉降仅为0.6mm, 这证明在计算路基沉降时, 性质良好的下卧层基岩沉降可忽略不计。

通过数值模拟计算, 结果表明:复合地基在施工荷载作用下最大沉降发生在路基中心处, 为12.4mm, 最小沉降发生在坡脚处, 为3.1mm, 最大沉降差为9.3mm, 平均沉降量为9.1mm, 与实测数据基本吻合。

路堤填筑和堆载预压是出现最终沉降稳定的中间过程, 在这一过程中, 路基逐渐向沉降稳定状态发展, 其值也趋近于卸荷稳定后的沉降值, 并且路基各处的沉降分布规律与卸荷稳定时的沉降分布规律一致。

(二) 断面DK1234+25

图6、7分别为DK1233+183断面填筑完成、预压完成的路基沉降云图, 图8为卸荷后路基剩余沉降云图。

方法同断面DK1233+183, 得到断面DK1234+25的路堤顶面、路堤底面、桩顶面、桩底面及下卧层沉降分布曲线, 如图9和10所示。

图9表明:断面DK1234+25与断面DK1233+183有相同的沉降规律。路基中心沉降最大, 路肩处最小, 不均匀沉降现象较明显。竖直方向上, 路堤填料在自重和预压荷载作用下被压密, 路基中心处压缩量最小, 向路肩方向压缩量逐渐增大。

由图10可知:在桩顶部位, 同一平面内桩的沉降量小于其相邻桩间土, 桩底面的沉降值大于其相邻桩间土的沉降值, 基岩面的平均沉降为1.005mm。

(三) 断面DK1234+600

通过数值计算得到DK1233+183断面填筑完成、预压完成以及卸荷后路基剩余沉降云图, 见图11、12、13。

由图10至图15可知:断面DK1234+600前两个断面的沉降规律基本相同。路基中心沉降最大, 路肩处最小, 不均匀沉降现象较明显。竖直方向上, 路堤填料在自重和预压荷载作用下被压密, 路基中心处压缩量最小, 向路肩方向压缩量逐渐增大。

在桩顶部位, 同一平面内桩的沉降量小于其相邻桩间土, 桩底面的沉降值大于其相邻桩间土的沉降值, 基岩面的平均沉降为0.64mm。

二、总结

(一) 通过对三个不同断面的沉降观测数据进行分析, 整个填筑过程中地基的沉降的发展过程与填土阶段相对应。由于地层的特点 (粘土层厚度不同) , 造成三个断面沉降量的差异。

(二) 数值计算表明:三个断面虽然地层性质不同, 但都在路堤顶面出现不均匀沉降, 路基中心沉降最大, 路肩处最小, 不均匀沉降现象较明显。竖直方向上, 路堤填料在自重和预压荷载作用下被压密, 路基中心处压缩量最小, 向路肩方向压缩量逐渐增大。

(三) 桩、土之间沉降不均匀, 二者沉降差异依靠褥垫层协调一致;CFG桩发生明显“上刺”与“下刺”现象。

(四) CFG桩复合地基出现不均匀沉降, 最大值出现在路基中心, 最小值出现在坡脚处。

参考文献

[1]铁道部科学研究院高速铁路技术研究总体组.高速铁路技术[M].北京:中国铁道出版社, 2005.

[2]铁道部高速铁路办公室.京沪高速铁路简介[G].2000.

复合地基沉降控制研究 第2篇

关键词：　沉降 软弱粘性土 水泥搅拌桩 复合地基

软弱粘性土（即我们俗称的软土）是淤泥、淤泥质粘土以及淤泥质亚粘土的总称。从软弱粘性土的组成结构方面上来说，这种土质最大的特性在于其有着极高的天然含水量，优越的压缩性能、较低的承载能力以及较少的腐殖质物质。从软弱粘性土的层次构造角度来说，其多为泻湖相、河相以及海相沉积层。在现阶段技术条件支持之下，相关工作人员在对复核地基沉降程度加以计算的过程当中所采取的计算方式多为：将总沉降分为包括下卧层以及加固层在内的两个部分。下卧层选用分层总和法对该层次结构的压缩模量以及压缩指数参数加以计算，而加固层则选用复合模量法对该层次结构的相关压缩指标参数进行计算。这种计算方式所得出计算结果指之所以与实际测定结果差异较大，其关键在于下卧层计算方式下沉降值测定误差，加固层现有运算方式的运算可靠性比较高且所计算结果与实际测定结果之间的差异性并不显著，再次不多做累述。由此可见，下卧层计算正是相关工作人员下一步研究的重点。笔者在对深厚软土水泥搅拌桩复合地基沉降以及相关控制方式加以分析的过程当中，一并提出了一种能够精确计算下卧层沉降参数的计算方式。现对其做详细分析与说明。

1　深厚软土水泥搅拌桩复合地基沉降及其计算分析

A城市位于我国东南部沿海地区，为我国最典型的深厚软土地区。从土层地质构造形式角度上来说，土层上部为滨海相淤积土土层，下部为湖海相沉积层。该市水利工程建设事业发展迅速。软土厚度参数基本可以达到30m左右。20世纪80年代后期，大量水利工程建设项目开始在应用单轴深层水泥搅拌桩对深厚软土地基进行加固的基础之上，成功构建了一批稳定性极高的水利装置设备。这部分装置设备在投入水利建设的过程当中由相关部门针对其沉降结构加以实时观测。对相关观测结果加以统计，可作出如下几点判定：（1）在应用深层水泥搅拌桩针对软土地基进行加固的背景之下，软土地基上部水利设备的沉降程度较小，沉降变化表现均匀且能够在较短时间内恢复稳定状态。该批水利建设项目在工程竣工时已基本完成了90％甚至以上指标的沉降量，符合相关标准规范当中有关水利建筑竣工期间沉降量指标的要求；（2）对于水利建设过程当中持续应用时间较长的水利建设设备而言，尽管其在建设施工过程当中所承受的载荷作用力较大，但在水泥搅拌桩桩体长度、桩径参数以及置换比率的调整作用之下，建筑物荷载对于软土地基基础的特殊性要求依然能够得到较好的满足，从而确保水利建筑地基沉降量能够始终控制在较低水平当中。

选取该批次水利建筑当中某建设单位在运行的水利装置为例，按照上文所述的传统计算方式，针对该水利建筑的沉降程度及指标参数进行运算可按照以下步骤实现：首先，对于加固层而言，我们可以将整个水泥搅拌桩桩群视作一个实体基础，该实体基础在建筑并接受载荷过程当中所产生的压缩变形量同加固层在深厚软土地基作用之下发生的沉降参数是均等的。根据相关实地测定结构可得知加固层　的　沉　降　为　33mm。其　次　，对　于　下　卧　层　而言，在分层总和法与水利建筑周边沉降程度实际观测点布置位置的作用之下，可参照压缩模量以及压缩指数对沉降程度的影响，得知下卧层的沉降为214mm。由此的推导出整个水利建筑物的总沉降参数为　加　固　层　沉　降　与　下　卧　层　沉　降　的　和　，即为247mm。然而这一计算结果与实际测定结构之间的差异可以达到3倍以上，并且由下卧层计算差异所导致的差异比重占到了85％以上，值得重视。

2　软土结构性及建筑物沉降控制分析

何谓软土的结构性表现呢？一般来说，包括土层颗粒、空隙形状表现、颗粒之间的相互性作用力以及组构形式均属于软土结构性表现的研究范畴当中。根据有关A市土层相关实验结果所得出数据的分析，我们可以得知有关该城市深厚软土的几方面结构性表现：（1）空隙比高。对于薄壁土样而言，这种空隙比甚至可以达到1.9左右；（2）透水性好。同样是对于薄壁土样而言，其测定得出的竖向固结系数最大限度参数在正常情况下是同等测定状态下重塑土样竖向固结系数最大限度参数的9倍左右。

依照深厚软土地基当中薄壁土样实验中e-lgP的曲线表征及自适应矫正示意图来说，在相关曲线变化参数的作用之下我们可以对该深厚软土土体结构的屈服应力的一种新型确定方法加以研究与论证。首先，我们应当明确的问题在于——何谓土体屈服应力。对于深厚软土土体而言，其所表现出的结构屈服应力主要是指原状土在接受压缩作用力的过程当中，以土骨架弹性压缩为主的土体结构变形以基本结束，土体当中的粒间与组构联系位置开始呈现出破坏状态时所产生的应力。我们知道：对于深厚软土水泥搅拌桩所涉及到的复合型地基设计而言，为充分满足沉降及承载作用力的需求，且凸显沉降控制的重要意义，对于加固层及下卧层的沉降控制是极为关键的。由上述分析我们不难得知：在建筑物特别是水利建筑荷载作用力正常状态之下，加固层所表现出的沉降作用力是比较小的，一般而言其始终控制在30mm范围之内。针对e-lgP的曲线表征及自适应矫正示意图反映出的地基沉降会在固结压力大于土体结构屈服应力的状态之下发生严重变化，并给整个水利建设施工的正常运行造成严重危害，其关键在于针对水泥搅拌桩的相关设计参数加以合理调整与控制，始终确保土体结构屈服应力应当始终大于下卧层自重应力与附加应力的总和。以e-lgP的曲线表征及自适应矫正示意图为例，在这一条件作用之下，实际的压缩路径会较为精确的落在e-lgP曲线的平稳曲段当中，进而确保下卧层的沉降状态能够达到有效控制。经由沉降计算表明，这种以控制下卧层沉降测误差为主的计算方式能够最大限度的缓解传统计算方式之下计算结果与实际测定结果之间的误差，确保沉降控制的直接有效，值得大范围推广。

3　结语

伴随着现代科学技术的蓬勃发展与经济社会现代化建设进程日益完善，社会大众持续增长的物质文化与精神文化需求同时对新时期的水利建设事业提出了更为全面与系统的发展要求。本文针对深厚软土地基状态之下水利建设事业的关键——水泥搅拌桩复合地基沉降及控制分析这一中心问题展开了简要分析与说明，并据此论证了做好地基沉降控制工作在进一步提高水泥搅拌桩施工质量与施工效率的过程中所起到的至关重要的作用与意义。

参考文献

1吴海宝.　换填法建筑地基处理的工程实录[J].　有色冶金设计与研究，2004，03

2姜规模.　湿陷性黄土地区高层建筑地基处理方法探讨[J].　中国勘察设计，2009，02

复合地基沉降控制研究 第3篇

关键词：水池,软土地基,复合桩基

软土地基采用桩基础设计的原因有2种:一是地基承载力的不足, 用桩基将上部结构的荷载传递到深层有效的持力土层中去;二是天然地基发生较大的沉降变形, 需采用桩基来减少沉降量。不能采用天然地基的原因往往并不是天然地基强度的明显不足, 而是高压缩性地基产生的大沉降。沉降控制复合桩基设计是桩基础设计中的一个重要分支。它以沉降量控制为原则, 考虑桩基与承台共同承担上部结构荷载的一种设计方法, 能在节省用桩量的前提下确保沉降量控制在容许范围内。本文结合某污水处理厂SBR生物池结构设计, 主要介绍在上部集中荷载作用下, 通过人工调节桩基支承刚度的沉降控制复合桩基设计。

1工程概况

某污水处理工程位于浙江省一沿海小岛, 沿海海岸为滨海地带, 地貌单元属浙东丘陵滨海岛屿区, 工程建设规模处理污水能力为近期2.5 万m3/d、中期5 万m3/d、远期10 万m3/d, 土建部分按 5 万 m3/d考虑。

主要的水处理构筑物有进水泵房、细格栅及旋流沉砂池、絮凝反应池、SBR生物池、储泥池、紫外线消毒池等共8类单体, SBR生物池为其中平面尺寸最大的单体, 为1组2座设计。

2工程地质及水文地质

场地位于岛屿西侧, 为天台山北延余脉, 在微地貌上场地属于海岛滨海平原地带, 地面绝对标高为-3.80～1.38 m (1985国家高程基准) , 场地平缓, 原为盐田, 覆盖层普遍较厚, 主要为第四纪海相沉积的软弱土层。

勘察期间实测稳定水位埋深为0.00～0.95 m, 在钻探所达深度范围内, 场地地层层序及岩土分别为①层粉质黏土, 层厚0.20～0.60 m, 层顶埋深0.00～0.00 m;②层淤泥质粉质黏土, 层厚17.00～37.50 m, 层顶埋深0.00～0.60 m;③1层淤泥质黏土, 层厚1.00～26.50 m, 层顶埋深17.00～33.30 m;③2层黏土, 层厚0.70～17.40 m, 层顶埋深26.30～44.20 m。各层地基承载力及桩基设计参数见表1。

表中, Es为地基土压缩模量;fak为地基承载力特征值;qsa为桩周土摩阻力;qpa为桩端土阻力。根据勘察报告, 该场地土含水量高, 软弱土埋深达40 m左右, 埋深40 m以下是③2层持力土层。

3结构布置

SBR生物池为1组2座设计, 单座水池内净尺寸为49.40 m44.95 m, 池高6.30 m, 2座水池间净距2.90 m。设计地面标高3.20 m, 池顶标高7.55 m, 水池底板顶面标高1.25 m, 底板顶埋深为1.95 m。池壁厚度为0.55 m, 底板外挑0.50 m, 属典型的矩形敞口浅埋水池。池体横向设1道变形缝, 竖向设1道后浇带。图1为单池平面图, 图2为单池立面图。

由于拟建场地环境敏感, 要求池顶加设永久顶盖, 上部建筑专业限于顶盖跨度较大, 所以须在池内设1排独立ϕ500 mm圆柱。根据最不利荷载组合计算, 上部建筑独立单柱竖向荷载为770 kN, 独立双柱竖向荷载达2450 kN, 而池内底板均布荷载 (水重+底板重) 在84 kN/m2左右, 地基承载力已不能满足规范及正常运行要求, 结构沉降在344 mm左右;如采用③2层淤泥质黏土为持力层的桩基, 经计算, 单池需采用450 mm450 mm42 m的钢筋混凝土方桩720根, 单池土建与设备的造价比远远超过正常值。

4设计思想和设计理论

根据理论分析及荷载试验表明, 对于软土中承台与土始终保持接触, 桩和承台共同承担外荷载的复合桩基, 其荷载与沉降的关系一般如图3所示, 这一关系也可简化用图3中的折线OABC表示。

图3中Pa近似为桩基中各单桩承载力之和, P为外荷载, Pu为桩基极限承载力总和, 在与Pa相对应的A点处有较明显的转折。关于桩与承台分担外荷载的规律比较复杂, 且会随着时间与外荷载的大小而变化。若不考虑时间因素, 在沉降达到基本稳定的条件下, 当荷载较小时, 主要由桩承担外荷载、承台居次要地位;随着荷载的增大, 承台逐步发挥作用。当荷载 (P) 超过桩基中各单桩极限承载力之和 (Pu) 后, 桩始终承担Pa, 而承台则承担外荷载超过Pa的余下部分。此时复合桩基的沉降包括两部分:即群桩承担荷载所产生的沉降及承台承担荷载所产生的沉降, 这两部分沉降可分别按常规刚性群桩和天然地基上浅基础情况进行沉降计算, 两者的叠加即为复合桩基的沉降。

桩基沉降S1 通常采用以Mindlin 应力公式为依据的单向压缩分层总和法进行计算。根据沉降计算荷载, 采用Geddes基于Mindlin应力公式积分得出的单桩荷载在半无限体地基中的应力计算公式, 考虑群桩在土体中产生的附加应力叠加, 求得桩端平面以下地基中竖向附加应力, 再采用分层总和法计算桩基的沉降:

undefined

式中:ψp为沉降计算经验系数, 根据软土地区复合桩基沉降计算经验, 取ψp=1.0;Q为桩基竖向荷载准永久组合作用下的附加荷载;l为桩长;m为桩端平面以下压缩层范围内的土层数;Esj, i为桩端平面以下第j层土在自重应力至自重应力加附加应力作用段的压缩模量;nj为桩端平面以下第j层土的计算分层数;hj, i为桩端平面以下第j层土的第i个分层厚度;n为桩数;α为桩端阻力比, 即桩端阻力与桩的附加荷载之比; Ip, k为第k根桩桩端阻力引起桩端平面以下第j层土第i个分层的附加应力系数;Is2, k为第k根桩桩侧摩阻力引起桩端平面以下第j层土第i个分层的附加应力系数。承台地基沉降S2 按天然地基上浅基础情况进行计算:

undefined

式中:ψs 为地基沉降计算经验系数;n为承台下压缩层范围内的土层数;P0 为竖向荷载准永久组合作用下的承台底附加压力;Esi为基底下第i层土的压缩模量, 按实际应力范围取值;zi、zi-1分别为基础底面至第i层土及第 (i-1) 层土底面的距离;undefined、undefined分别为平均竖向附加应力系数。

5调整桩基支承刚度分布的沉降计算

由于本设计中的池内柱下集中荷载与由结构自重及池内水重所引起的均布荷载相差较大, 均匀布桩将引起底板受力的不平衡及差异沉降。设计时, 在确定总桩数的情况下, 通过合理布桩对桩基刚度在平面内的分布进行人为调整, 并结合桩数的调整, 使桩顶与基底的联合反力分布更加合理, 进一步综合优化复合桩基设计。

桩基支承刚度在平面上分布的基本原则是支承刚度大的区域与上部荷载集度大的区域相对应, 以有利于减少整体沉降, 同时减少或完全消除局部的不均匀沉降, 达到减少基础内力的目的[1]。

桩基支承刚度分布可以采取调整桩径、桩间距和桩长等数据, 实现多种组合。本工程中桩基布置根据上部荷载情况采用了等径不等距的组合方式。根据上部建筑中柱、边柱、角柱的不同荷载情况, 局部采用了分别按4桩承台、2桩承台等不同的布桩形式;同时, 中心柱下4桩承台局部加厚以提高承台刚度, 通过上述措施来实现减少结构沉降及差异沉降的目标。

选用350 mm350 mm26 m国标预制方桩, 单桩承载力特征值为250 kN, 均布荷载处按6～7倍桩距的复合桩基布桩。采用相关桩基础设计计算软件, 考虑相邻基础沉降影响, 1组2座水池一并计入计算, 得出设计最大沉降量约68.5 mm, 最大沉降位于横向变形缝处的独立柱下。桩位布置及沉降计算结果见图4。

本工程已顺利竣工, 正常运行期实测的SBR池沉降在30～35 mm之间, 完全满足规范及设计要求。

6结语

在底板承台承受多种不同形式荷载共同作用的情况下, 采用集中布桩与均匀布桩协调配置的桩基布置形式, 人为调节桩基支承刚度分布的概念, 为复合桩基优化设计的实现提供了可靠途径, 在进一步解决复合桩基设计“质”的问题方面给出了具有工程意义的设计方法。

参考文献

复合地基沉降控制研究 第4篇

1 塑料套管混凝土桩简介

塑料套管混凝土桩[2,3,4,5](简称TC桩),其成桩方法为:将塑料套管按一定的间距采用专用设备逐根跟管打入需要加固的地基中,套管为底部封闭,顶部开口,待分段区块塑料套管全部打设完毕后,再统一对埋设在地基中的套管内用混凝土连续浇筑成桩,套管不再取出,套管与填充物就形成了地基加固桩,桩顶设置盖板,并铺设垫层和土工格栅,形成桩承式加筋路堤系统。TC桩由预制桩尖、螺纹塑料套管、混凝土、盖板等组成。塑料套管混凝土桩与水泥搅拌桩、预应力管桩、各种振动沉管桩相比,它的主要优点在于先有套管成模,后集中现浇,不会因为振动挤土而引起断桩,打设机械可以连续施工和混凝土可以连续浇筑而降低施工费用,采用现浇工艺不需要像预制桩一样采用大量钢筋和大型运输以及打设机械。而与柔性桩相比其刚性大,承载力高且质量容易控制,整体造价较低,其桩周带有螺纹,能产生较大的桩侧摩阻力。

2 地基处理沉降分析

软土地基在荷载作用下,沉降可分为:瞬时沉降量Sd(也称初始沉降)、主固结沉降Sc以及次固结沉降Ss三部分,即总沉降量S是三部分之和,即:

S=Sd+Sc+Ss (1)

在实际工作中将瞬时沉降、主固结沉降、次固结沉降三者截然分开是困难的。如次固结并非是在主固结完成之后才发生的,而是与主固结同时发生的。

采用塑料套管桩进行处理后的复合地基的沉降S可视为加固范围内的压缩变形S1和下卧层变形S2两部分组成。可采用分层总和法分别计算加固区和下卧层的变形量。加固范围内采用复合模量计算。

$S=S{}_1+S{}_2={\rm M}{}_{S{}_1}{\displaystyle \sum _{i=1}^{n{}_1}\frac{\sigma {}_{z(i)}}{E{}_{spi}}}h{}_i+{\rm M}{}_{S{}_2}{\displaystyle \sum _{i=n{}_1+1}^n\frac{\sigma {}_{z(i)}}{E{}_{spi}}}h{}_i$ (2)

其中,S为地基总沉降量,cm;n1为加固区分层数;n为总分层数;σz(i)为荷载在第i层产生的平均附加应力,kPa;Espi为加固区内第i层桩土复合压缩模量:

Espi=mEp+(1-m)Esi (3)

其中,hi为第i层土的分层厚度;m为面积置换率;MS1,MS2均为沉降计算经验修正系数。

本文主要借助大型通用分析软件ABAQUS对TC桩复合地基进行数值模拟,分析了PTCC桩复合地基的加固机理以及桩径和桩间距确定的前提下桩长对路堤沉降的影响,在对数值模拟结果和实测沉降值进行深入分析的基础上,探讨控制地基沉降的方法。

3 数值计算模型

3.1 计算断面的工程地质情况

宁波东外环路A标路段位于海积平原,地表分布厚约1.0 m～2.8 m的粘土硬壳层,其下分布厚度3.4 m～43.5 m不等的海积淤泥质土,具有高压缩性、低强度、固结缓慢的特点。表1为典型断面的土层分布及土体物理力学参数。

从表1可以看出,②1层和②2层为本工程主要压缩层,为提高地基承载力、减少工后沉降,对该路段采用TC套管桩复合地基方案,设计填土高度为1.75 m,路堤处理宽度约为44 m。桩、盖板浇筑完成后在盖板顶铺设一层双向钢塑格栅,在双向钢塑格栅上铺设约30 cm的碎石垫层。桩、桩帽、格栅、桩间土和碎石垫层一起构成复合地基,可以减少基础地面的应力集中,调整桩土荷载分担比,充分发挥桩体和桩间土的承载力。

3.2 数值模拟模型的建立和计算

选择计算断面,采用通用有限元分析软件ABAQUS进行数值模拟。计算分析中将地基和路堤简化为弹性平面应变问题,考虑到对称性,取设计断面的一半建立计算模型。桩体的弹性模量值根据空间正方形布置条件下的纵向桩、土弹性模量等效换算得到。考虑路堤的填筑高度,地基土层尤其是压缩性高的软土层的分布,并且考虑尽量减小边界效应的影响,计算域取为45 m×30 m,路肩放坡按1∶1.5计,重点考虑填筑区路堤路面填筑及路面行车荷载(取37.879 kPa均布荷载)作用下的变形情况。模型左侧为路堤中心线,左右两侧的边界条件为ux=0,底部边界条件为ux=0,uy=0。模型上部土层为位移自由、孔压固定的透水边界,图1为有限元计算模型图。

分析计算过程分地应力平衡、填筑区填筑加载和路面车辆荷载作用三个步骤,主要给出加载后竖向变形及路面中点的竖向位移值。

计算断面路堤填土高度为1.24 m,地基土层的分布根据表1确定。按照拟定的地基处理方案,采用TC套管桩,桩径0.16 m,桩间距1.5 m,正方形布置。

3.3 结果分析

路面中心点即图1中G点的竖向位移值为计算的最大沉降量对应点,其结果如表2所示。从表2中可以看出,随桩长由10 m增加到25 m过程中,竖向沉降逐渐减小,在填筑完成时,沉降值由374 mm减小到160 mm;在考虑路面车辆荷载作用后,沉降值由727 mm减小到314 mm。说明桩长从10 m增加到25 m,沉降量减小了一半以上。

4 结语

由于复合地基由桩体和桩周土共同承受荷载,随着桩长的增加,桩体发挥的置换作用更加明显,桩承担的荷载比增加,土体承担的荷载比减小,路堤表面沉降减小。可见增加桩体打设深度对减小地基沉降有一定的作用,但考虑到工程投资,需要对具体工程找出其最佳桩长。根据数值模拟分析,能充分反映该路段深厚软基采用不同桩长的沉降等变化情况。结合该路段深厚软基的特点,对采用TC桩处理建议如下:1)以1.5 m桩间距作为设计控制指标是合理可行的;2)对于埋深20 m以上软土层路段或TC桩未至相对硬土层,桩长在施工工艺及TC桩自身技术条件许可的前提下,尽可能增加有效处理深度,加大桩长;3)TC桩路段处理参数设计应以沉降控制为主,结合承载力指标,并在设计中给出主要控制断面设计成果。

参考文献

[1]黄生文.公路工程软基处理手册[M].北京:人民交通出版社,2005.

[2]邵建军,金寒睿.TC在路基软基处理中的应用与研究[J].福建建材,2010(5):39-41.

[3]芮扬,邵俊华.单臂螺纹塑料套管现浇混凝土桩施工技术[J].建筑施工,2010(2):210-212.

[4]徐平原.塑料套管桩在高速公路软基处理中的应用[J].城市道桥与防洪,2008,10(1):129-132.

[5]徐平原.塑料套管桩在申嘉湖杭高速公路软基中的应用[J].路基工程,2009,5(1):186-187.

复合地基沉降控制研究 第5篇

关键词：复合地基,变刚度,数值模拟,沉降

1引言

在高层建筑筏板基础的地基处理中,常采用CFG桩等刚性桩[1]。对于上部结构荷载差异较大的结构形式,如框-筒结构,其筏下地基处理可采用变刚度布桩[2]。即在基础荷载较大的核心筒区域,筏下布较密的桩。在基础荷载较小的区域稀疏布桩。根据现有的研究成果,复合地基筏下均匀布桩,其承载力验算和沉降估算可采用规范方法。而筏下变刚度布桩复合地基的基础沉降分布、沉降影响范围、桩土荷载分担等还有待进一步研究。本文以大型通用有限元软件ABAQUS为工具,建立筏下变刚度布桩复

合地基模型,对其沉降性状进行计算机仿真分析,总结变化规律,以期为工程实践提供参考。

2计算模型及计算方案

为了对比筏下变刚度布桩复合地基的减沉加固效果,同时进行天然地基支撑筏板(模型A)、核心筒下局部布桩复合地基(模型B)和变桩距满堂布桩复合地基(模型C)的沉降计算,进行对比分析。模型A为天然地基,筏下无布桩;模型B仅在核心筒区域局部布桩,布桩16根;模型C在整个筏板下进行变桩距满堂布桩。

模型C分析对象为筏板下变刚度布桩复合地基,计算模型桩的平面布置见图1。

本模型模拟复合地基共有52根桩,筏板长×宽×厚为26.6m×26.6m×0.5m。图1所示,中心框为核心筒区桩布置较密,往外依次为内区和边区布桩依次渐疏。模型加载时,分核心区、内区、边区、角区施加大小不同荷载,最大总荷载为6000kN。为了减少计算机计算强度,利用对称性原理取实际模型的1/4进行有限元分析计算。有限元计算模型平面如图2所示。

为了既满足计算精度,又节省计算时间。计算模型土体底部刚性边界设在离地表面3倍桩长处,X轴、Y轴侧向计算边界取在离板边界4B处。模型底部为固定支撑,对称面上采用对称支撑,其余周边为竖向活动支撑,上边界为自由边界[3]。本文采用八节点的六面体减缩积分单元,即C3D8R单元。计算模型网格划分如图3所示。桩和筏板的情况见图4。

本文采用总应力法进行分析计算;桩体和筏板均为线弹性体;土体为连续的弹塑性体,符合Drucker-Prager模型,计算土层简化为单一土层,各材料的基准参数见表1;桩土界面采用面-面摩擦接触,接触面的摩擦类型为库伦摩擦。利用initial conditions进行土体整体初始地应力平衡。在后续分析步中用modelchange杀死桩孔位置土单元,并加入桩体。

3数值模拟结果分析

3.1基础荷载沉降特性

数值计算中,各模型均分为7级加载,对筏板分为中心点,板轴线1/4点,筏边中点和角点四个特征点进行沉降测试。计算结果基础荷载与各特征点的沉降关系如图5所示。

从图5中可以看出:

1)同一基础模型数值计算结果表明,筏板中心点的沉降最大,角点的沉降最小,其余点的沉降介于两者之间。各点的荷载沉降关系曲线基本相似。基础沉降总体上呈现为蝶形特征。

2)在7级荷载下,天然地基上筏板基础A的沉降最大值为35.32mm,复合地基模型B和复合地基模型C的沉降最大值分别为19.88mm、11.92mm,仅为天然地基的56.29%和33.75%,复合地基沉降量随筏下布桩数量的增加而减少。

3)天然地基上筏板基础A的最大沉降差为22.88mm,复合地基模型B和复合地基模型C的最大沉降差分别为7.92mm和8.38mm,仅为天然地基的34.60%和36.65%。对上部结构荷载较大的区域布置相对较密的桩,而对上部结构荷载较小的区域布置相对较稀疏的桩,将更有效地减小基础的沉降差。

3.2复合地基筏板基础周边地基土变形

筏下群桩复合地基的沉降对筏板周边地表沉降的影响范围值得关注。本文各计算模型基础筏板外围地表沉降如图6所示。

从图6中看出:

1)不同荷载水平下,复合地基筏板基础外围的地表沉降随与筏边距离的增加而减少的趋势大致相同,只是地表沉降的数值随荷载水平的提高而增加。

2)相同荷载作用下,不同布桩的复合地基筏板基础水平影响范围与趋势大致相同,但天然地基筏板对周边的沉降量影响明显大于复合地基基础。

4结论

本文通过对天然地基筏板基础和变刚度布桩复合地基沉降性状的数值仿真分析得出以下结论:

1)高层建筑复合地基筏下布桩对周边的影响比天然地基筏板基础对周边的影响小。

2)在上部结构荷载较大区域局部加密布桩、在上部结构荷载较小区域稀疏布桩或不布桩,可以充分发挥基桩承载能力,更有效的减少基础沉降差。

参考文献

[1]龚晓南.复合地基理论与实践[M].杭州:浙江大学出版社,1992.

[2]张武,高文生.变刚度布桩复合地基模型实验研究[J].岩土工程学报,2009,31(6):905-910.

复合地基沉降控制研究 第6篇

目前, 随着我国交通运输建设的发展, 建设项目必然要经过大量的软土地基区域, 而碎石桩复合地基加固技术由于沉降小、适应快速加荷等特点而被广泛采用[1,2,3,4,5,6,7,8,9]。在目前复合地基加固区常用的压缩量计算方法为复合模量法。采用复合压缩模量Ec来评价复合土体的压缩性, 用分层总和法计算加固区土层压缩量。此时, 复合模量取值对沉降计算结果有决定性的影响。然而, 目前Ec的求解至今还没有统一的, 并且切合工程实际的方法[7]。

本文在分析总结前人方法的不足基础上, 提出考虑应力扩散效应影响的弹性力学分析方法。

1 复合模量Ec现行计算方法

目前常用的复合模量计算方法主要有以下三种: 规范方法、弹性理论分析方法、经验法。

但三种方法均有其不完善之处: 规范法实质为面积加权, 但其忽略了桩与桩间土的侧向挤压作用; 张土乔 ( 1992) 利用弹性理论导出了复合地基压缩模量的弹性理论解析解[9], 但其假定的应力场与真实应力场之间存在差别; 黄国璋 ( 1995) [6]、阎明礼 ( 1996) 均推导出在规范基础上乘以一个桩间土承载力提高系数, 但该系数由工程经验所得, 不确定性较大。

2 弹性力学分析方法改进

本文假定: 复合地基总是作用于半无限空间的地基中, 所受到的应力由于应力扩散现象存在会随深度的增加而减小 ( 见图1) 。理论分析要考虑到地基所处的实际应力场状况。

如图1, 图2 所示, 在复合地基中取典型单元段进行分析。该复合圆柱体上作用轴向压力 σz时, 侧向产生膨胀力q0= kσz ( 定义k为侧压力系数) 。根据能量守恒原理, 复合地基水平方向产生的力越大, 则竖向应力扩散越快。从而k值的大小反映了应力扩散情况。k值越大, 则竖向应力扩散越显著。

在分析单元变形时, 仿效文献[9], 假设复合圆柱体产生一个均匀的竖向压缩, 即桩和桩间土压缩量相等而且 εz= 常量。这样, 问题简化为广义平面应变问题。又因为单元轴对称, 故在进行分析时, 采用圆柱坐标表示各分量。下面给出解答过程。

引进Airy应力函数 Ф, 则应力分量为:

应力分量还要满足下面的双协调方程式:

上述结果对桩体及桩间土体均适用, 分别用A, B, C, D表示积分常数, 有:

土体中应力:

桩体中应力:

当r = 0 时, 桩体应力必为有限值, 故得到C = 0。

由边界条件和连续性条件可确定余下的积分常数: 在土的边界: r = R, σsr= q0; 在桩土界面: r = rp, σsr= σpr; 在桩土界面: r = rp, usr=upr。

由上述三个条件, 可解得:

其中:

结合广义虎克定律, 根据复合地基总的应变能等于桩体的应变能和桩间土的应变能之和, 即:

将上述推导所得的桩体和土体的应力和应变值代入上式, 经化简即可得复合模量的表达式。为区别复合模量, 令: 面积加权法得到的复合模量为Ec0, 张土乔法得到的复合模量为Ec1, 本文方法得到的复合模量为Ec2。最终得到的Ec2计算式如下:

其中,

本文分析认为, k值一般小于0. 3。对于碎石桩复合地基, 将各常用参数代入式 ( 8) , 计算实践表明: 式 ( 8) 得到的两个解中, 有一个解大于Ec1的102倍, 舍去, 另一个解略大于Ec1。另外, Ec1, Ec0两者相对误差量级为10- 4, 张土乔法复合模量计算式中多出的第三项可以忽略不计。

在知道复合模量解答略大于Ec1的情况下, 式 ( 8) 可化成如下形式进行代值求解:

具体算法: 计算中首先假设Ec2= Ec0, 代入式 ( 9) , 容易知道, 此时式中左边大于右边 ( 说明: 式中各参数均为正数) , 比较两边差值大小。然后按一定的倍数不断增大Ec2, 直到式 ( 9) 中左右两边差值在一定精度范围内, 此时的Ec2即为解答。

3 提高系数影响因素分析

定义: 复合模量提高系数 η = Ec2/ Ec0。复合模量系数表明了本文方法得到的复合模量较规范法得到的复合模量比值关系。下面对影响 η 值的各因素进行分析。计算中参数取值: Es=5 MPa, Ep= 20 MPa, vs= 0. 4, vp= 0. 2, rp= 0. 25 m, R = 0. 7 m。

3. 1 侧压力系数k影响

首先考虑侧压力系数k对复合模量提高系数的影响。基于前文分析, 使侧压力系数k值在0 ~ 0. 3 之间变化, 得到图3。

由图3 可以得到: 模量提高系数随着侧压力系数增大而增大, 且影响显著; 当k值在0 ~ 0. 3 之间时, 模量提高系数在1. 0 ~1. 5 之间; 当侧压力系数很小时, 用面积加权法计算复合模量有足够的精度, 这种情况对应桩周土很软弱或碎石桩桩长较短且穿透软弱层。

3. 2 桩土模量比影响

改变桩间土模量取值, 使桩土应力比在2 ~ 15 之间变化, 得到图4。

由图4 可以得到: 模量提高系数与桩土模量比成正比关系。

3. 3 土泊松比影响

土泊松比对模量提高系数的影响如图5 所示。

由图5 可知: 模量提高系数随着土泊松比增大而增大, 且影响显著。

3. 4 置换率影响

改变桩间距, 使置换率在通常范围内, 得到图6。

由图6 可知: 模量提高系数随着置换率增大而减小, 但这种影响较小。

4 结语

本文用弹性力学方法计算得到碎石桩复合地基的复合模量, 并考虑了应力扩散的影响。得到以下主要结论:

1) 碎石桩复合地基复合模量计算要考虑复合地基中应力扩散的影响。应力扩散越明显, 则复合模量计算值较规范方法得到的模量提高系数越大。

2) 土泊松比、桩土模量比、置换率对模量提高系数取值均有影响, 其中桩间土泊松比影响显著。实际工程中复合模量提高系数取值为1. 0 ~ 1. 5。并且当桩土模量比大、土泊松比大、置换率小时取大值, 反之取小值。

摘要：介绍了几种常用的复合模量计算方法, 提出了考虑应力扩散影响的弹性力学分析方法, 并对该方法进行了改进计算, 从侧压力系数、桩土模量比、土泊松比等因素入手, 分析了其对复合模量提高系数的影响, 指出应力扩散对复合模量取值影响显著。

关键词：复合模量,复合地基,提高系数,影响因素

参考文献

[1]曾国熙, 卢肇均, 蒋国澄, 等.地基处理手册[M].北京:中国建筑工业出版社, 1988.

[2]李杰.沪宁城际铁路软土路基地基处理设计综述[J].铁道勘察, 2015 (2) :33-35.

[3]万广臣, 朱琦.水泥土搅拌桩在铁路地基处理中的应用[J].铁道勘察, 2012, 38 (1) :19-20.

[4]盛崇文.碎石桩复合地基的沉降计算[J].土木工程学报, 1986 (1) :72-80.

[5]张定.散体材料桩复合地基的沉降分析与计算[J].铁道学报, 1998 (6) :98-104.

[6]黄国璋, 兰燕.振冲碎石桩复合地基应用研究[J].福州大学学报, 1995 (6) :97-100.

[7]郑俊杰.一种求解复合地基压缩模量的新方法[J].铁道工程学报, 2003 (1) :117-120.

[8]Goughour R.R.Settlement of vertical loaded stone columns in softground.Proc.of 8 ECSMFE, 1983 (1) :235-240.

柔性基础下复合地基沉降特性分析 第7篇

桩式复合地基由于具有很好的经济性和适用性,因此被广泛应用于软土地基处理。目前复合地基的承载力和沉降计算理论都是在刚性基础假定的基础上提出来的,未考虑基础刚度对复合地基性状的影响,而工程实践和理论分析都表明基础刚度对复合地基的承载力和沉降都有很大的影响[1,2,3]。

刚性基础下复合地基的理论,假设基础为刚性,在荷载作用下基底处桩与桩间土的竖向变形协调,并且在复合地基内部任一水平截面上桩与桩间土的竖向变形一致。而在填土路堤和堤坝工程中,路堤和堤坝的刚度较小,应视为柔性基础[4]。在填方荷载与交通荷载作用下,由于加固区桩体压缩模量大于桩间土压缩模量,桩体会刺入填方路堤,桩与桩间土沉降不一致,从而导致柔性基础下复合地基与刚性基础下复合地基的沉降特性不同[5]。软土地基上的高填方路堤或堤坝具有总体沉降大、沉降不均匀的特点,极易对路堤或堤坝整体稳定产生破坏性影响,目前复合地基的设计控制指标也逐渐由承载力控制转变为沉降量控制[6],因此柔性基础下复合地基沉降变形特性的研究具有一定的理论和现实意义。

本文利用ADINA软件,对路堤填土下复合地基进行有限元分析。对比分析了运行荷载施加后地基的沉降规律的异同。从沉降控制的角度出发,分析了影响柔性基础下复合地基的沉降特性的因素及其影响规律,供柔性基础下复合地基的设计和实践提供参考。

1计算模型的建立

1.1 工程概况

本文以某公路段填土路堤下碎石桩复合地基为研究对象,建立ADNIA有限元计算模型。

由地质勘查可知,该地基土层分布为:0～5 m为淤泥质软黏土,下卧土层(5 m以下)为黏土和沙砾互层,淤泥质土层为主要加固区。填土路堤基底宽22 m,顶宽7 m,填土路堤高度5 m,边坡坡度取1∶1.5。路堤断面设计图见图1。采用碎石桩进行地基加固,碎石桩呈正方形布置,桩距1.5 m,桩长5 m,穿透软黏土层。为便于计算,按等面积原则将桩体折算成正方形柱体考虑,折算后得到计算桩体直径为0.5 m。

采用“先桩后土”的施工工序。路堤下复合地基的施工过程主要有两种:“先桩后土”和“先桩后土”。“先桩后土”施工顺序为:在软弱地基中先打孔成桩,再填筑路堤。“先土后桩”施工顺序则相反,是先依次填筑垫层和上部路堤,待路堤填筑完毕后,进行桩体成孔填石形成桩体。

1.2 计算模型的确定

将桩假设为连续墙,复合地基简化为平面应变问题进行数值计算。

计算范围:考虑到计算结果的可视性,取全幅路堤作为研究对象,在路堤两侧各延伸1.5倍的路堤高度,即共50 m,在地基竖向深度取10 m(即桩底1倍桩长)作为分析边界。

边界条件:地表为透水边界。下边界设为不透水边界,允许水平方向的位移,但控制其垂直方向位移。左右边界均为不透水边界,控制其水平方向的位移。

路堤填土、垫层、桩体及下卧层土体均采用Mohr-Coulomb弹性-完全塑性模型进行有限元分析,计算参数见上表1。淤泥质软土层为主要变形层,采用修正剑桥模型按弹塑性计算,考虑其压硬性和多孔介质属性以提高计算分析的精度,模型参数见表2。

为考虑桩与土之间的相对滑移,在桩与桩间土、垫层与桩界面设置接触面单元。摩擦系数根据土体的抗剪强度曲线确定,一般情况下选用桩与土体的摩擦系数等于土体的内摩擦角,分别取0.20、0.6。利用ADINA软件提供的“单元生死”技术,模拟施工加载过程:按照实际施工平均填土0.2 m/d的速度,将碎石垫层和子坝分为每0.2 m一层的水平层,逐层生出。采用4节点等参单元进行网格剖分,如图2所示。

2计算结果分析

2.1 路堤整体沉降变形特点

计算得到路堤最后时刻(即开始施工以后65 d)的位移等值线图见图3所示。从图3中水平向位移等值线图可以看出,地基最大水平位移发生在路堤底部两侧靠近路肩的部位,表明地基在上覆自重荷载的作用下向两侧挤压,符合一般规律。从图中垂直方向等值线图可以看出,地基最大沉降发生在路堤中部垫层与软黏土层交界处,由路堤中部向两侧路肩逐渐减小,与实际测量的结果规律性一致,如图4所示。

图4表示在地表面(高程336.5 m)最后时刻实测与数值计算沉降分布曲线,由图4可以看出,两者局部变形分布规律基本一致,最大沉降基本相等,证明计算与实测是相互吻合的,给出的数学模型是正确的。

2.2 运行荷载下沉降预测

根据公路和铁路有关交通荷载的规定,在数值计算模型的路堤顶部施加20 kPa的均布压力,来模拟交通或者其他运行荷载,该荷载在路堤填筑完成后施加,即第15 d开始加载,本文计算最后时刻65 d。

图5表示加载前和计算最后时刻加载、不加载时,路堤中轴线断面沉降分布规律(以原地表水平高程为原点)。由图5可以看出,无论加载与否,纵断面上地基的沉降都主要集中在地表上下1/3路堤高度范围内。不加载时,从施工结束到计算最后时刻,地基工后沉降量不大。运行荷载施加后,计算最后时刻地基总沉降为8.98 cm,较不加载时的7.22 cm,增大了24.4%。加载主要增大了路堤填土的沉降,是填土自身再压密的结果。垫层处由于垫层比填土的压缩模量大,沉降相对较小。

2.3 复合地基沉降影响因素分析

2.3.1 桩土模量比

桩土模量比决定着复合地基加固区复合弹性模量的大小,是影响复合地基沉降的主要因素。保持土体的模量不变,只改变桩体的模量(n=1～500)来反映桩土模量比的变化,对柔性基础下碎石桩复合地基进行计算。图6为不同桩土模量比与复合地基沉降量得关系曲线。

由图6可以看出,经过桩体加固后的复合地基沉降远小于天然地基(n=1)沉降,随着桩土模量比的增大,复合地基的总沉降逐渐减小。当桩土模量比n从1增大到10时,对减小地基沉降的效果最显著;n=50之后再继续增大桩体模量,对于减小地基沉降已没有意义。所以从经济的角度考虑,复合地基桩土模量比宜选用n=10～50。

2.3.2 基础或垫层

2.3.2.1 基础和垫层模量

表3表示不同垫层模量下地基的沉降,其中当垫层模量为14 MPa(等于路堤填土垫层模量)时,表示未铺设垫层。由表3可以看出,随着垫层模量的增大,复合地基总体沉降呈现减小的趋势,但是减小幅度很小,垫层模量为500 MPa时仅比不铺设垫层时的沉降较小了9%。同时随着垫层模量的增大,桩体的上刺入量逐渐减小,说明上部桩、土的变形趋于一致。由此也证明了刚性基础下桩、土变形基本协调,而柔性基础下桩、土变形不一致。桩体下刺入量随着垫层模量的增大而增大,说明垫层的模量越大,桩体分担的荷载越多。由此可见,在实际工程中,对于柔性基础下复合地基,应选用较上覆填土刚度大的垫层,协调桩、土沉降,使桩和土的承载力都得到发挥。

2.3.2.2 垫层厚度对沉降的影响

图7分别是垫层厚度0、0.25、0.50、0.75、1.0 m时,桩间土与桩的差异沉降量与时间关系曲线。

由图7可知,随着土层的逐级填筑,桩间土的沉降越来越大于桩体的沉降;在路堤填土与地基之间设置垫层后,桩、土差异沉降减小;垫层厚度为0.25 m时,差异沉降量大幅度减小;垫层厚度增加到0.75 m后,继续增大垫层厚度,桩、土的差异沉降基本不再减小。综上可知,综合经济因素考虑,垫层的厚度控制在0.2～0.3 m时,可有效地协调桩、土沉降,使复合地基中的桩体更好地发挥作用,从而减小地基整体沉降。

2.3.3 施工工序

施工顺序是影响路堤下复合地基沉降的重要因素, 采用不同施工顺序其沉降,尤其是工后沉降截然不同。工后沉降是建筑物从发挥使用功能到使用期结束,地基在建筑物使用平面上发生的沉降量[8]。本文将从施工结束到计算最后时刻的沉降定义为工后沉降。

为了比较施工过程对沉降特性的影响,本文对比了两种施工过程的碎石桩复合地基,分别为“先桩后土”和“先桩后桩”。为方便计算,以下分别简称为“方案1”和“方案2”。

2种工序下复合地基沉降量随时间变化的曲线如图8所示。由图8可知,2种方案的到得总沉降值有较大的差别。其中采用方案1时,复合地基最大沉降量仅为7.22 cm,而方案2最大沉降量为12.55 cm,前者仅为后者的58%。方案1总沉降值较小,但是沉降固结稳定较慢,在施工结束后仍持续下降,沉降在路堤填筑完成后60 d以后才基本达到稳定;而方案2虽然总的沉降较大,但是固结稳定较快,在桩体填石完成后(15 d),短时间内地基就发生了较大的固结沉降,之后迅速固结稳定,地基工后沉降很小,仅为总沉降的8.2%。

综上所述,方案1由于早期桩体发挥作用,地基的总沉降得到有效的控制,但是存在地基固结缓慢,工后沉降的缺点,方案2总沉降大,说明土体得到了很好的压密,并且沉降主要发生在施工期内,工后沉降较方案1小得多,地基后期固结沉降快,有利于工后沉降的控制。适合于不以总沉降量控制的路堤、土坝等建筑物。

3结语

由上述数值分析,可以得到如下结论:

(1)柔性基础下复合地基的沉降主要发生在柔性基础中部周围基础底层与软弱地基浅层。施加运行荷载后,沉降规律与不加载时基本一致,工后沉降主要是由于上部柔性基础得到了进一步压密。

(2)桩体的模量宜控制在加固区土体模量的10～50倍,过度的增大桩体刚度,对减小柔性基础下复合地基沉降的幅度有限,同时造价显著提高。

(3)柔性基础下复合地基设置垫层很有必要。垫层的设置可以有效地协调桩土的沉降变形,改善复合地基的工作性状,减小复合地基沉降。柔性基础下复合地基一般采用具有一定刚度的垫层,如灰土垫层和土工格栅,垫层厚度以0.2～0.3 m为宜。

(4)对于以总沉降量控制的构筑物,宜采用“先桩后土”的施工工序,能有效控制总沉降。而对于土坝、路堤等以工后沉降为控制标准的构筑物,宜采用“先土后桩”的施工工序,使地基迅速固结压密,承载力提高,工后沉降减小。

摘要：探究柔性基础下复合地基的沉降特性及规律,为以沉降控制的高填方堤坝下复合地基的设计和施工提供参考。以某路堤下复合地基为例,通过在桩土之间设置接触单元来考虑桩土间的相对位移,用“单元生死”技术模拟复合地基施工过程,运用ADINA软件对复合地基进行了沉降特性有限元分析。在不加载情况下,将数值计算的沉降结果与实际测量的沉降结果进行了对比,验证了数值模型的正确性。预测了加载情况下,地基沉降的进一步发展规律,考虑了桩土模量比、垫层和基础、施工工序对柔性基础下复合地基沉降的影响。计算结果表明:运行荷载下地基沉降规律与不加载时基本一致;垫层有协调桩土沉降的作用;不同施工工序下地基沉降规律有着很大差异。因此,对于柔性基础下复合地基,应设置0.2～0.3m的垫层,使桩体模量比n为10～50,采用“先土后桩”的施工工序以满足沉降控制要求。

关键词：柔性基础下复合地基,沉降特性,桩土模量比,施工工序,工后沉降

参考文献

[1]龚晓楠,褚航.基础刚度对复合地基性状的影响[J].工程力学,2003,(4):71-77.

[2]吴慧明.不同基础刚度下复合地基性状研究[D].杭州:浙江大学,2000.

[3]张爱军,谢定义.复合地基三维数值分析[M].北京:科学出版社,2004.

[4]冯瑞玲,谢永利.柔性基础下复合地基的数值分析[J].中国公路学报,2003.

[5]朱云升,胡幼常.柔性基础下复合地基力学性状的有限元分析[J].岩土力学,2003.

[6]单国锋,王曙光.高填方路堤施工沉降控制数值模拟分析[J].公路工程,2009,(5).

[7]Roscoe K H,Burland J B.On the generalized stress-strain behav-ior of wet clay[M].Cambridge:Cambridge University Press,1968.

浅析条形基础复合地基的沉降计算 第8篇

相对于筏板基础而言, 条形基础采用复合地基进行地基处理后, 其沉降计算要考虑相邻条形基础间的相互影响, 计算过程更加繁琐, 沉降计算结果具有更大的不确定性。以实际工程为例, 依据现有工程设计规范, 就条形基础复合地基沉降的计算方法进行了分析和探讨。

1工程案例

某工程为地下1层, 地上8层建筑, 框剪结构, 条形基础, 设计要求复合地基承载力特征值, 复合地基设计参数如表1所示。

注: * 为经验值。

基础落在第3层黄土状粉土层上, 天然地基承载力特征值fak= 120 k Pa, 经深宽修正后, 天然地基承载力仍不满足要求。地基的湿陷等级为I级 ( 轻微) , 可按一般地区的规定设计。综合考虑, 本工程采用夯实水泥土桩进行地基处理。夯实水泥土桩设计桩长4. 70 m, 施工桩长5. 00 m, 保护桩长0. 30 m, 桩径350 mm, 桩端进入4层粉土。桩体材料为水泥和土的混合料, 水泥与土的体积比为1 ∶ 6。水泥采用P. S. a32. 5级矿渣硅酸盐水泥。夯实水泥土桩单桩竖向承载力特征值取84 k N, 置换率取12. 57% , 计算复合地基承载力特征值fspk= 204. 23 k Pa, 满足设计要求。

2沉降计算分析

2. 1复合地基沉降计算方法

目前通常的做法是将复合地基沉降量分为两部分: 复合地基加固区变形量和加固区下卧层变形量, 按照《建筑地基处理技术规范》 ( JGJ79 - 2012) [1], 《建筑地基基础设计规范》 ( GB50007 - 2011) [2], 变形计算采用应力面积法。该计算方法简单, 在现阶段复合地基沉降计算中应用普遍, 沉降计算过程如下:

S—地基最终变形量 ( mm) ;

ΨS—沉降计算经验系数;

p0—对应于荷载效应准永久组合式的基础底面处的附加压力;

Esi—基础地面下第i层土的压缩模量;

zi、zi - 1—基础底面至第i、i - 1层土底面的距离;

—基础底面到第i层和第i - 1层土底面范围内的平均附加应力系数;

加固区下卧层压缩模量选取对应附加压力段的土层压缩模量, 复合土层的压缩模量可按下式计算:

以基础外轮廓线的左下角作为坐标原点建立坐标系, 将条形基础按纵、横向划分成若干个矩形基础, 按照应力叠加原理, 采用角点法进行计算。

2. 2条形基础复合地基沉降计算

在不考虑相邻基础影响的情况下, 选取较宽的条形基础进行沉降计算, 本次计算选用1点所在横向基础; 仅考虑横向基础影响时, 选取4个横向基础进行沉降计算; 当横向和纵向的基础影响均考虑时, 选取所有的横向和纵向基础进行计算, 此时应做好基础划分, 避免因横向和纵向基础交叉部位荷载的重复叠加导致沉降计算结果偏大情况的出现。

此外, 选取整个基础外轮廓所包围的基础范围, 按照筏板基础进行了沉降计算, 以期更好的分析基础间相互影响的大小。沉降计算时, 尽可能选取相邻位置勘察钻孔的土层资料, 计算了基础偏中间位置的4个点位和基础偏外侧的2个点的沉降, 沉降计算结果如表2所示。

3沉降计算结果分析

通过对上述计算结果进行分析, 可以得出以下几点:

( 1) 基础间的相互影响对于偏中间点位置的影响明显大于偏外侧的沉降计算点;

( 2) 条形基础复合地基沉降计算的重点是怎么划分条形基础, 避免荷载的重复叠加;

( 3) 条形基础复合地基沉降计算时, 应避免过度简化。即便如本工程这种条形基础面积占基础外轮廓所围成的面积达到72. 13% 的情况下, 简化成筏板基础进行沉降计算仍存在较大偏差, 除初步核算沉降量外, 沉降计算仍应按照基础实际形状, 合理划分沉降计算单元后再进行计算, 以免因沉降计算超出设计允许值而增加置换率或增加桩长, 造成复合地基设计过于保守, 增加工程成本, 产生浪费。

4结语

在目前地基基础设计对沉降要求越来越重视的情况下, 在进行条形基础下的地基沉降计算时, 应尽可能做好基础的划分, 使其更接近真实的基础形状, 避免因沉降计算的过度简化。同时, 鉴于目前地基变形计算理论仍有很大发展空间, 沉降计算理论值和实际沉降监测结果之间还有较大差距, 作为工程技术人员, 需要更好的将理论与实践相结合, 总结地区的设计经验, 更好地为工程建设服务。

摘要：条形基础下的复合地基沉降计算通常存在过度简化的问题, 本文通过一个工程案例, 计算了几种简化情况下的复合地基沉降量, 并对沉降计算结果进行了一定程度的分析和总结。

关键词：复合地基,沉降计算,条形基础

参考文献

[1]JGJ79-2012.建筑地基处理技术规范[M].北京:中国建筑工出版社, 2012.