軟土地區(qū)膠結(jié)樁復(fù)合地基技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)圖書目錄

摘 要：預(yù)應(yīng)力混凝土薄壁（PTC）管樁復(fù)合地基作為常見的基礎(chǔ)型式在軟土地區(qū)具有良好的實(shí)用價(jià)值和應(yīng)用前景。在實(shí)際工程中，復(fù)合地基下臥層附加應(yīng)力的確定一直是重點(diǎn)和難點(diǎn)，因此對(duì)PTC管樁復(fù)合地基應(yīng)力擴(kuò)散效應(yīng)的研究具有十分重要的意義。針對(duì)天津軟土地區(qū)進(jìn)行了3組不同墊層厚度的復(fù)合地基現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)，基于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)建立并驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法，對(duì)比研究了該型式復(fù)合地基的承載特性；通過(guò)已建立的數(shù)值模擬方法研究了不同工況下PTC管樁復(fù)合地基的應(yīng)力擴(kuò)散現(xiàn)象，結(jié)合復(fù)合地基應(yīng)力擴(kuò)散理論確定了擴(kuò)散角的取值范圍，分析了土質(zhì)、加固深度和外荷載對(duì)擴(kuò)散角的影響規(guī)律。計(jì)算結(jié)果可為工程設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

關(guān) 鍵 詞：PTC管樁復(fù)合地基；現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)；應(yīng)力擴(kuò)散；承載機(jī)制

1 引 言

目前，復(fù)合地基在我國(guó)土木工程中已經(jīng)得到廣泛應(yīng)用。作為基礎(chǔ)工程學(xué)的重要內(nèi)容，復(fù)合地基的發(fā)展與創(chuàng)新促進(jìn)了基礎(chǔ)工程學(xué)的發(fā)展，PTC管樁復(fù)合地基是其重要的組成部分。然而在實(shí)際工程中根據(jù)已有的計(jì)算方法得到的沉降值與實(shí)測(cè)值相差較大，且由于PTC管樁復(fù)合地基中設(shè)置的加固體不同，其承載機(jī)制與其他復(fù)合地基也不完全相同。

隨著基礎(chǔ)工程的不斷發(fā)展，學(xué)者們針對(duì)剛性復(fù)合地基的工作性狀進(jìn)行了不同程度的研究，且取得了許多有價(jià)值的成果：楊濤[1]基于加固前后下臥層附加應(yīng)力的有限元模擬和模型試驗(yàn)成果，提出了下臥層壓縮量的計(jì)算方法；吳慧明等[2]通過(guò)水泥攪拌樁復(fù)合地基模型試驗(yàn)，研究了樁體荷載集中系數(shù)、樁土應(yīng)力、地基破壞機(jī)制；徐洋等[3]運(yùn)用彈性地基梁理論推導(dǎo)了復(fù)合地基附加應(yīng)力擴(kuò)散系數(shù)的簡(jiǎn)化公式；劉麗萍等[4]利用半解析數(shù)值計(jì)算原理研究了復(fù)合地基的加固效果及沉降影響因素；易耀林等[5]通過(guò)三維有限差分方法分析了釘形攪拌樁復(fù)合地基參數(shù)對(duì)附加應(yīng)力擴(kuò)散的影響，提出了下臥層附加應(yīng)力的計(jì)算模型；鄭俊杰等[6]通過(guò)數(shù)值模擬方法對(duì)復(fù)合地基附加應(yīng)力的擴(kuò)散模式進(jìn)行了研究，并給出了應(yīng)力擴(kuò)散角的取值建議；亓樂(lè)等[7]通過(guò)多組復(fù)合地基室內(nèi)模型試驗(yàn)，研究了加固體和下臥層的荷載傳遞規(guī)律；張敏靜等[8]根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)數(shù)據(jù)，對(duì)地基沉降計(jì)算系數(shù)進(jìn)行了修正。以上研究成果對(duì)復(fù)合地基的發(fā)展具有良好的參考價(jià)值，但由于PTC管樁復(fù)合地基的加固體不同，其承載機(jī)制和應(yīng)力擴(kuò)散現(xiàn)象等問(wèn)題并沒(méi)有明確的結(jié)論。

本文基于天津?yàn)I海新區(qū)3組PTC管樁復(fù)合地基靜載試驗(yàn)，研究了該復(fù)合地基的承載特性，建立并驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法，運(yùn)用該方法確定了不同地質(zhì)條件下復(fù)合地基下臥層附加應(yīng)力擴(kuò)散角取值，進(jìn)一步分析了土體參數(shù)、加固深度、外荷載等因素對(duì)擴(kuò)散效應(yīng)的影響，對(duì)實(shí)際工程有一定的指導(dǎo)意義。

2 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)方案共3組，每組包括兩次平行試驗(yàn)，如表1所示。各方案中樁長(zhǎng)均為18 m，鋼筋混凝土預(yù)應(yīng)力管樁外徑均為400 mm，壁厚均為50 mm。

表1 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)剖面布置如圖1所示，管樁頂端與正方形樁帽連接，樁帽底面以下10 cm為粗砂墊層，頂面上為30 cm碎石墊層，墊層上表面放置剛性荷載板，無(wú)墊層試驗(yàn)中，荷載板直接放置在樁帽上，荷載板尺寸均為3.0 m×3.0 m。

2.2 試驗(yàn)場(chǎng)地地質(zhì)條件

試驗(yàn)場(chǎng)地位于天津?yàn)I海新區(qū)西外環(huán)高速公路旁，該區(qū)域軟土層較厚，其地層結(jié)構(gòu)及物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。

2.3 試驗(yàn)設(shè)備及加載條件

試驗(yàn)采用慢速維持荷載法，油壓千斤頂加荷，壓重平臺(tái)提供反力，每級(jí)加載30 kPa，第1級(jí)取分級(jí)荷載的2倍；沉降變形均由對(duì)稱放置在荷載板上邊面的兩個(gè)百分表量測(cè)。當(dāng)荷載板在某級(jí)荷載作用下沉降量超過(guò)前一級(jí)荷載作用下沉降量的5倍時(shí)，或在某級(jí)荷載作用下樁頂沉降量大于前一級(jí)荷載作用下沉降量的2倍，且經(jīng)24 h尚未達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)，停止加載，極限荷載根據(jù)沉降隨荷載變化特征確定。

圖1 試驗(yàn)布置圖

表2 土層參數(shù)表

2.4 試驗(yàn)結(jié)果分析

PTC管樁復(fù)合地基荷載板p-s實(shí)測(cè)曲線如圖2所示。

由圖2可知，同一墊層厚度復(fù)合地基荷載板p-s曲線較為接近，試驗(yàn)結(jié)果較為可靠。6條曲線均存在明顯的直線段和曲線段，拐點(diǎn)較為明顯，可作為判斷其極限承載力的標(biāo)準(zhǔn)。與單樁靜載試驗(yàn)破壞較為明顯的陡降段相比，PTC管樁復(fù)合地基靜載試驗(yàn)的p-s曲線變化較緩，說(shuō)明荷載是樁土共同承擔(dān)的，地基具有較好的完整性，隨著荷載加大，復(fù)合地基發(fā)生整體破壞。PTC管樁復(fù)合地基承載力及對(duì)應(yīng)沉降量如表3所示。

由表3可知，無(wú)墊層復(fù)合地基平均承載力為257 kPa；30 cm墊層復(fù)合地基平均承載力為263 kPa；60 cm墊層復(fù)合地基平均承載力為255 kPa。

(a) A組試驗(yàn)

(b) B組試驗(yàn)

(c) C組試驗(yàn)

圖2 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)荷載-位移曲線

表3 極限承載力及其沉降

3 數(shù)值模擬

3.1 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的數(shù)值模擬

為進(jìn)一步對(duì)復(fù)合地基中應(yīng)力擴(kuò)散問(wèn)題進(jìn)行研究，以現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果為校核標(biāo)準(zhǔn)，運(yùn)用通用有限元軟件ABAQUS建立數(shù)值模擬模型并進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

為減小邊界效應(yīng)影響，模擬土體選取為半徑為8 m，高度為54 m的圓柱體，管樁、樁帽及荷載板均按現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)尺寸選取，模型中將正方形荷載板及樁帽簡(jiǎn)化成等面積圓形以利于網(wǎng)格劃分，數(shù)值模型見圖3。

圖3 數(shù)值模型圖

該數(shù)值模擬模型的難點(diǎn)在于碎石墊層本構(gòu)模型和參數(shù)的選取。結(jié)合學(xué)者們的成果和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)[10－13]，確定選用Mohr-Coulomb本構(gòu)進(jìn)行模擬，取其彈性模量為100 MPa，泊松比為0.22。樁土之間的接觸為切向摩擦接觸，法向硬接觸、摩擦系數(shù)選取為0.4。其余土體物理力學(xué)參數(shù)見表2；PTC管樁取混凝土參數(shù)，樁帽和荷載板板采用鋼材的材料屬性，見表4。

表4 數(shù)值模擬模型材料參數(shù)

模型建立完成后，按照現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)步驟在荷載板上施加相應(yīng)荷載，提取荷載板荷載-位移曲線，并與實(shí)測(cè)值比較，如圖4所示。

由圖4可知，試驗(yàn)3實(shí)測(cè)極限荷載值為256 kPa，對(duì)應(yīng)沉降為12 mm，模擬極限荷載值為260 kPa，對(duì)應(yīng)沉降為33 mm；試驗(yàn)5實(shí)測(cè)極限荷載值為251 kPa，對(duì)應(yīng)沉降為12 mm，模擬極限荷載值為255 kPa，對(duì)應(yīng)沉降為23 mm。數(shù)值模擬得到極限荷載與實(shí)測(cè)值較為接近，與實(shí)測(cè)曲線能夠較好吻合，說(shuō)明該方法能夠較好地模擬試驗(yàn)。與實(shí)測(cè)值相比，模擬值極限荷載對(duì)應(yīng)沉降較大，分析其原因：一是由于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)未等到沉降完成便進(jìn)行下一級(jí)加載，二是模擬時(shí)墊層沉降較大。

圖4 復(fù)合地基荷載-位移曲線

3.2 應(yīng)力擴(kuò)散角及其確定方法

復(fù)合地基下臥層的沉降多采用分層總和法進(jìn)行計(jì)算，而附加應(yīng)力的確定是設(shè)計(jì)中的難點(diǎn)。目前，主要運(yùn)用應(yīng)力擴(kuò)散法和等效實(shí)體法確定附加應(yīng)力，而應(yīng)力擴(kuò)散法中擴(kuò)散角的合理選用是重中之重。將三維問(wèn)題簡(jiǎn)化為二維平面問(wèn)題，如圖5所示。

圖5 應(yīng)力擴(kuò)散法示意圖

如圖5所示，若復(fù)合地基上作用荷載為P，作用長(zhǎng)度為B，下臥層距基礎(chǔ)表面深度為h，復(fù)合地基加固區(qū)壓力擴(kuò)散角為，根據(jù)受力平衡原理，作用在下臥層上的荷載可用下式計(jì)算：

利用數(shù)值模擬方法可得到，則應(yīng)力擴(kuò)散角可按下式計(jì)算得到：

3.3 數(shù)值模型及研究方案

影響擴(kuò)散角的因素較多，如土質(zhì)、墊層厚度H、加固深度h、相對(duì)剛度即樁間距d等。為了系統(tǒng)地確定應(yīng)力擴(kuò)散角的取值，并找到影響擴(kuò)散角的特征參數(shù)，建立擴(kuò)散角的相關(guān)計(jì)算關(guān)系，本文采用單一變量法設(shè)計(jì)了研究方案，研究方案見表5。

表5 試驗(yàn)方案

通過(guò)數(shù)值模擬方法完成該研究方案，運(yùn)用3.1節(jié)中驗(yàn)證的建模方法建立單排復(fù)合樁基計(jì)算模型，每排均為12根PTC管樁。具體模型見圖6。

圖6 數(shù)值模型圖

為消除邊界效應(yīng)，選取長(zhǎng)度為160 m，深度為54 m，厚度為1倍樁間距的單一土層長(zhǎng)方體土體進(jìn)行計(jì)算。樁帽和管樁均為線彈性理想本構(gòu)模型，樁帽為鋼材材質(zhì)，管樁為混凝土材質(zhì)，物理力學(xué)參數(shù)見表2。土體采用Mohr-Coulomb模型，密度均為2 000 kg/m3，為研究不同土體的擴(kuò)散角，選取不同土質(zhì)進(jìn)行計(jì)算，土體參數(shù)見表6。模型建立完成后，在荷載板頂面施加均布?jí)簭?qiáng)荷載。

3.4 應(yīng)力擴(kuò)散角取值

計(jì)算完成后，分別提取荷載為0、50、100、150及200 kPa時(shí)下臥層土體應(yīng)力。不同時(shí)刻應(yīng)力與荷載為0時(shí)刻的差值，即為下臥層的附加應(yīng)力。將該數(shù)值代入式（2），即可得到應(yīng)力擴(kuò)散角。

表6 土體參數(shù)表

不同土體內(nèi)摩擦角、外荷載P及加固深度h下復(fù)合地基應(yīng)力擴(kuò)散角取值見表7。

表7 應(yīng)力擴(kuò)散角取值

由表7可知，PTC管樁復(fù)合地基的應(yīng)力擴(kuò)散角取值范圍為8.1°～26.9°，該取值與《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范GB50007－2011》[14]和《建筑樁基技術(shù)規(guī)范JGJ 94－2008》[15]中的規(guī)定相比較大。規(guī)范[14－15]中規(guī)定了條形基礎(chǔ)、方形基礎(chǔ)和群樁基礎(chǔ)的壓力擴(kuò)散角，由于該類型基礎(chǔ)剛度較大，地基土體的附加應(yīng)力較大，而復(fù)合地基由樁土共同承擔(dān)外荷載，且部分算例中存在墊層，總體變形較大，傳遞給下臥層的附加應(yīng)力較小，故而擴(kuò)散角較大。不同條件下應(yīng)力擴(kuò)散角有較大的變化，需進(jìn)一步研究其影響規(guī)律及敏感參數(shù)。

4 應(yīng)力擴(kuò)散效應(yīng)影響因素研究

4.1 土質(zhì)對(duì)擴(kuò)散角的影響

選取不同土質(zhì)中的應(yīng)力擴(kuò)散角進(jìn)行對(duì)比分析，研究土質(zhì)對(duì)擴(kuò)散角的影響。分析表明在相同荷載作用下，同一方案在不同土質(zhì)中的應(yīng)力擴(kuò)散規(guī)律較為相似。僅對(duì)3種方案在150 kPa外荷載作用下的擴(kuò)散現(xiàn)象進(jìn)行舉例分析。應(yīng)力擴(kuò)散角隨土體內(nèi)摩擦角的變化如圖7所示。由圖可知，不同樁長(zhǎng)的PTC管樁復(fù)合地基在同一外荷載作用下，擴(kuò)散角取值規(guī)律較為相似。隨著土體內(nèi)摩擦角的增大，土體抗剪強(qiáng)度增大，上部荷載傳遞到周邊土體的荷載增大，傳遞到下臥層土體的平均附加應(yīng)力減小，從而擴(kuò)散角增大，即擴(kuò)散角隨著土體內(nèi)摩擦角的增大而具有變大的趨勢(shì)。

圖7 不同土體擴(kuò)散角變化圖

4.2 樁長(zhǎng)對(duì)擴(kuò)散角的影響

選取不同樁長(zhǎng)復(fù)合地基在同一外荷載作用下的應(yīng)力擴(kuò)散角進(jìn)行對(duì)比分析，研究樁長(zhǎng)對(duì)擴(kuò)散角的影響。研究表明，不同方案在不同土體中的應(yīng)力擴(kuò)散規(guī)律較為相似，僅取150 kPa外荷載作用下的擴(kuò)散現(xiàn)象進(jìn)行舉例分析。擴(kuò)散角隨樁長(zhǎng)的變化如圖8所示。

圖8 不同加固深度擴(kuò)散角變化圖

由圖8可知，在150 kPa外荷載作用下，擴(kuò)散角取值規(guī)律較為明顯，隨著樁長(zhǎng)的增大，復(fù)合地基附加應(yīng)力擴(kuò)散角增大。管樁復(fù)合地基中樁長(zhǎng)的增加，使得加固區(qū)域能夠承擔(dān)較大荷載，從而傳遞給下臥層頂面的平均附加應(yīng)力變小，進(jìn)而擴(kuò)散角增大。

4.3 外荷載對(duì)擴(kuò)散角的影響

在其他條件均一致的條件下，對(duì)不同外荷載作用下的復(fù)合地基進(jìn)行擴(kuò)散角比較分析，研究外荷載對(duì)擴(kuò)散角的影響。取加固深度為12 m的復(fù)合地基進(jìn)行舉例分析。擴(kuò)散角隨外荷載的變化如圖9所示。由圖可知，加固深度為12 m的復(fù)合地基，外荷載對(duì)其擴(kuò)散角的影響規(guī)律較為一致：隨著外荷載的增大，擴(kuò)散角取值減小。荷載較小時(shí)，加固體和周圍土體能夠較好地承擔(dān)外荷載，故傳遞到下臥層的附加應(yīng)力較小，造成擴(kuò)散角較大；當(dāng)外荷載增大后，超過(guò)加固體和周圍土體能夠承擔(dān)的最大荷載，較大的平均附加應(yīng)力傳遞至下臥層，擴(kuò)散角較小。

圖9 不同外荷載作用下擴(kuò)散角變化圖

5 結(jié) 論

基于天津軟土地基3組現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，建立了有效的數(shù)值模擬方法，研究了PTC管樁復(fù)合地基承載特性，確定了不同地質(zhì)條件下的附加應(yīng)力擴(kuò)散角。主要結(jié)論如下：

（1）PTC管樁復(fù)合地基整體性較好，樁土共同承擔(dān)外荷載，設(shè)置墊層對(duì)提高承載力效果明顯，但墊層厚度不宜過(guò)大。

（2）建立并通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)校準(zhǔn)數(shù)值模擬方法，得到了能夠較為準(zhǔn)確地模擬PTC管樁復(fù)合地基承載特性的數(shù)值模擬方法，確定了不同地質(zhì)條件下復(fù)合地基應(yīng)力擴(kuò)散角的取值范圍為8.1°～26.9°。

（3）隨著內(nèi)摩擦角的增大，擴(kuò)散角增大，樁長(zhǎng)的增加，引起復(fù)合地基附加應(yīng)力擴(kuò)散角增大，擴(kuò)散角取值隨著外荷載的增大而減小。

End