軟土中群樁承載變形特性與減沉復合疏樁基礎設計計算

1、第30卷 第1期 巖 土 工 程 學 報 Vol.30 No.1 2008年 1月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering Jan., 2008軟土中群樁承載變形特性與減沉復合疏樁基礎設計計算劉金礪，邱明兵（中國建筑科學研究院，北京 100013）摘 要：根據(jù)大型現(xiàn)場模型試驗，分析了軟土中群樁承臺、樁、土相互作用特性。試驗表明：隨樁距增大，承臺土抗力和樁側(cè)阻力增大，而端阻力減?。划敇毒嘣鲋?d 時，側(cè)阻力趨近于單樁，端阻力仍高于單樁，承臺土抗力發(fā)揮率（承臺效應系數(shù)）僅為50%左右，明顯小于其他類土；樁基沉降變形特征表現(xiàn)為樁端刺入和樁間土壓縮為主導

2、；不同于小樁距群樁的樁、土整體變形特征。根據(jù)軟土中疏樁基礎承載變形特征，提出減沉復合疏樁基礎簡化設計方法，以計算樁間土壓縮及樁土相互作用效應確定樁基沉降，并以十余項實際工程進行了驗證。 關鍵詞：群樁；軟土；減沉復合疏樁基礎；簡化設計方法；沉降計算中圖分類號：TU473 文獻標識碼：A 文章編號：10004548(200801005105作者簡介：劉金礪(1933 ，男，研究員，博士生導師，長期從事淺基礎和深基礎的研究和開發(fā)工作。E-mail: liujinli8。Bearing capacity and deformation behaviour of pile groups in soft

3、soil and designof composite foundation with settlement-reducing pilesLIU Jin-li, QIU Ming-bing（China Academy of Building Research, Beijing 100013, China）Abstract: Based on the field model tests on a pile group in soft soil, the cap-pile-soil interaction behaviour was analyzed. It was indicated that

4、lateral friction of the pile group and soil reaction beneath the pile cap increased with the in crease of pile spacing, and the point resistance increased with the decrease of pile spacing the compared with single pile. When the pile spacing increased to 6d , the lateral friction of the pile group t

5、ended to equal to that of single pile, but the point resistance of pile group was still larger than that of single pile. The soil reaction beneath the pile cap increased with the increase of the pile spacing, and when the pile spacing increased to 6d , the soil reaction beneath the pile cap only dev

6、eloped 50% which was less than that of other kinds of soil. The settlement of the pile group with large pile spacing was mainly caused by pile punching and soil compression beneath the pile cap, obviously defferent form block deformation of pile groups with small pile spacing. Based on the above-men

7、tioned characteristics of the pile group with large pile spacing, a simple design method for composite foundation with settlement-reducing piles was proposed to calculate compression of soil beneath the pile cap and pile-soil interaction in order to obtain the settlement of composite pile foundation

8、. The proposed method had been verified with more than ten practical engineering projects.calculationKey words: pile group; soft soil; composite foundation with settlement reducing piles; simple design method; settlement0 引 言深厚軟土地基多層建筑在天然地基承載力滿足要求或相差不大的情況下，為減小沉降而采用疏布摩擦型樁，由樁和樁間土共同承擔荷載（相應的承臺面積減?。Q此為減

9、沉復合疏樁基礎或沉降控制復合樁基。上海地區(qū)自20世紀80年代末由黃紹銘等倡導推廣應用這種基礎形式以來，目前已成功建成數(shù)百萬平米多層建筑，溫州、天津等地也相繼應用，并積累了一定經(jīng)驗1-2。該種基礎形式由Zeevaert 3于1973年提出，其后Burland 4在第九屆國際土力學與基礎工程會議的綜合報告中也曾提及。上述論文中均未涉及具體的設計計算方法，但提到這種樁應具備足夠的“韌性”，即當沉降增至很大（s 1020 cm）時，其樁身受壓承載力仍能確保土提供的支承阻力能發(fā)揮至極限。這就要求樁身承載力具有較高的可靠性，樁端持力層不能太剛硬，容許樁端發(fā)生較大刺入變形。關于減沉復合收稿日期：200701

10、0552 巖 土 工 程 學 報 2008年疏樁基礎的設計計算方法目前尚不統(tǒng)一，主要原因是對這種樁基在工作荷載下樁土承臺的相互作用機理、承臺和樁的荷載分擔、沉降性狀等的研究還相對滯后。就設計框架而言，大體可分為兩大類：按簡化模式求沉降樁數(shù)曲線，確定樁數(shù)，然后計算樁基承載力和沉降，如上海市地基基礎設計規(guī)范5；以承載力控制為先導，沉降量計算為后續(xù)6。顯然，兩類方法都應滿足承載力和變形兩類極限狀態(tài)。本文以軟土地基大型模型試驗為依據(jù)，對復合疏樁基礎的承載力和沉降變形特性進行分析，提出減沉復合疏樁基礎的設計、沉降計算模式，最后以實際工程進行驗證。極限承載力p u 16q u ，但群樁效應導致沉降遠大于單

11、樁，其p u s 轉(zhuǎn)化為緩變型。這種性狀變化對復合疏樁基礎工程而言是有利的，上述側(cè)阻和端阻的群樁效應說明疏樁基礎的承載力可取單樁承載力之和確定。 1 軟土地基復合疏樁基礎的承載力與沉降特性1.1 軟土地基群樁模型試驗簡介1圖2 單、群樁平均端阻沉降Fig. 2 Average point resistance vs. settlement of pile groups andsingle piles試驗場地地層為淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土，承載力特征值f ak 40 kPa；樁為100 mm鋼管，樁長4.5 m，l /d =45；先鉆80 mm孔，然后靜壓沉樁；樁距s a =3d ，4d ，6d ，樁數(shù)n

12、 =33，44；每組群樁有對應單樁試驗。試驗樁由5段無縫鋼管組成，接頭處設置荷載傳感器，側(cè)定樁頂、樁端、樁身荷載；承臺底埋設壓力盒測定土壓力；采用SONDEX 沉降儀結(jié)合予埋于樁間土中蛇形管測試分層沉降。1.2 復合疏樁基礎承載力性狀從圖1，2看出，軟土中群樁的平均極限側(cè)阻力平均值隨樁距增大而增大，極限端阻力平均值隨樁距增大而減小。也就是說，承臺樁土相互作用對側(cè)阻力產(chǎn)生削弱效應，對端阻產(chǎn)生增強效應。樁距6d 條件下，這種群樁效應仍然存在，但主要表現(xiàn)為發(fā)揮側(cè)阻和端阻極限值所對應的位移加大，其側(cè)阻極限值接近于單樁，端阻極限值仍高于單樁。 圖3 不同樁距群樁的p s 和相應的單樁16q s 曲線 F

13、ig. 3 Curves of load-settlement of pile groups (p s and singlepile (nq s 圖4 不同樁距群樁承臺及平板試驗土反力沉降曲線 Fig. 4 Average soil reaction vs. settlement beneath pile cap and圖1 單、群樁平均側(cè)阻沉降Fig. 1 Average lateral friction vs. settlement of pile groups andsingle pilesplate of loading test1.3 承臺土抗力特性圖4所示為不同樁距承臺（樁距s a

14、 =3 d 、4 d 、6 d ，樁數(shù)n =44，承臺面積A =1.2 m1.2 m，1.5 m1.5 m ，2.1 m2.1 m）和平板（A =1.5 m1.5 m）載荷試由圖3所示，不同樁距群樁的p s 和相應單樁nq s （群樁樁數(shù)n =16）曲線可見，樁距s a =6d 群樁的第1期 劉金礪，等. 軟土中群樁承載變形特性與減沉復合疏樁基礎設計計算53驗的平均土反力沉降關系。從中看出，承臺與平板平均土反力沉降曲線型態(tài)不同，前者隨沉降增大而增強，后者隨沉降增大而逐漸屈服。這種現(xiàn)象隨樁距增大而更趨明顯，這對發(fā)揮疏樁基礎樁間土的荷載分擔作用是有利的。另外，圖4還表明，大樁距（s a =6d ）

15、的承臺效應系數(shù)c 最大值（對應于s =40 mm）僅為0.5左右，遠低于一般黏性土、粉土承臺效應系數(shù)c 0.70.9。這可能由于軟土靈敏度大且受到擾動，以及澆注承臺前沉樁引起的超孔隙水壓力尚未消散所致。 1.4 復合疏樁基礎沉降變形特性根據(jù)分層沉降測試結(jié)果，將大、小樁距樁間土、樁底平面以下土的分層沉降表示于圖5。從中看出，對于小樁距（3 d ）群樁，在工作荷載（p =p u /2=205 kN）下，樁間土基本無壓縮變形，即樁、土呈整體沉降；超過該荷載后，樁端以上約1/3樁長范圍內(nèi)樁間土出現(xiàn)壓縮，并隨荷載增大而增大；對于大樁距（6d ）群樁，在工作荷載（p =p u /2=320 kN）下，樁間

16、土的壓縮引起的沉降占90%以上。 但同時在調(diào)整承臺面積后，應滿足承載力和變形兩種極限狀態(tài)。由于沉降計算需在承臺面積和樁數(shù)確定條件下進行，故先行按承載力公式確定承臺面積和樁數(shù)，然后計算沉降，計算結(jié)果不符合要求再調(diào)整樁數(shù)。 2.1 復合疏樁基礎承載力計算復合疏樁基礎的極限承載力可為p u =nq u +c f u A ， (1由式（1）左右邊除以樁數(shù)和安全系數(shù)k =2，得復合基樁承載力特征值：R =R a +c f ak A c ， (2式（1）、（2）中，n 為樁數(shù)，q u 為單樁極限承載力，c 為承臺效應系數(shù)，f u 為軟土地基極限承載力，f ak 為地基承載力特征值，R a 為單樁承載力特征

17、值，R a =q u /2，A 為承臺總面積，A c 為單一基樁對應的承臺面積。 2.2 樁數(shù)確定減沉復合疏樁基礎通常將承臺設計為條形，面積控制系數(shù)取0.60（筏形承臺1.0），由此得承臺總面積：F +G k， (3 A =kf ak 復合樁基承載力應滿足：F k +G k nR a +c f ak A ， (4由此得樁數(shù)：F +G k c f ak A n k 。 (5R a 式（3），（5）中，F(xiàn) k ，G k 分別為荷載效應標準組合下作用于承臺頂面的豎向力和承臺及其上土重標準值。3 復合疏樁基礎設計步驟之二：沉降的計算3.1 計算模式鑒于復合樁基承臺底樁、土沉降協(xié)調(diào)，由圖5可以看出，大樁

18、距條件下，樁基沉降計算可取兩種模型：如同常規(guī)樁基那樣，計算樁端以下土的壓縮量；計算樁間土的沉降。對于前者要涉及樁端塑性刺入，在理論上難以解決，而復合疏樁基礎樁間土的壓縮占總沉降量的絕大部分，故采用計算樁間土的壓縮沉降模型。樁間土的沉降為承臺底附加壓力壓縮量s s 與樁土相互作用增沉量s sp 之和。復合疏樁基礎中點沉降為s =(s s +s sp 。 (6（1）Boussinesq 解計算承臺底土反力引起的壓縮量s s式（5）中承臺底土反力產(chǎn)生的沉降為圖5 大、小樁距群樁的分層沉降Fig. 5 Settlement of pile groups with small and large pil

19、e spacing2 復合疏樁基礎設計步驟之一：承臺面積和樁數(shù)確定顯然，減沉復合疏樁基礎是以減小沉降為目標，54 巖 土 工 程 學 報 2008年s s =4p 0i =1mz i i z (i 1 (i 1E si， (7F nR a。 (8 A式（6）（8）中：z i ，z i 1為基底至第i 層、第i 1層；i ，i 1為基底至第i 層、第土底面的距離（見圖6）i 1層土層底范圍內(nèi)的角點平均附加應力系數(shù)；根據(jù)承臺等效面積的計算分塊矩形長寬比a /b 及深寬比z i /b =2z /B ，由有關規(guī)范附錄表確定；取承臺等效寬度B c =L ，A 為承臺總面積，B ，L 為建筑物基礎外緣平面

20、的寬度和長度；引入承臺總等效寬度和長度E s i 為基底的目的在于簡化承臺荷載相互影響的計算；以下第i 層土的壓縮模量，應取自重壓力至自重壓力與附加壓力段的模量值；m 為地基沉降計算深度范圍的土層數(shù)；沉降計算深度按z =0.1c 確定（z 為附p 0=p。 最大半徑，軟土r m =8 d （d 為樁直徑）將式（9）積分得樁側(cè)碟形位移體積：2r m r rV sp =00r ln m d r d o r 0G r s2r 02r 0r m r 02ln + 。 (1042r m 4由于有一定剛度的承臺對土位移起均化作用，故樁土相互作用引起的承臺平均沉降，可將樁側(cè)位移體2r 02 求得，當r m

21、大于等效樁積除以碟形沉降面積(r m距a 時，引入近似重疊系數(shù)(r m /a 2，且令0=su ，則2V sp r ms sp =2(r m r 02 220r 0=G sa加應力，z =a j p 0j ，其中p 0j 為1/4分塊平均附加j =1m28(1+ 0r 0r 02r 0r m r 02ln +22r m 44r m E s 2 。 (11 =2(r m r 02 sa壓力，a j 為j 分塊角點下附加應力系數(shù)）；p 0為按荷載效應準永久值組合計算的假想天然地基平均附加壓力；F 為荷載效應準永久組合下作用于基底的總附加荷載；p 為考慮基樁刺入變形對承臺土反力的影響系粉土為1.15

22、，數(shù)；按樁端持力層土質(zhì)確定，砂土為1.0，黏性土為1.30；為沉降計算經(jīng)驗系數(shù)，無當?shù)亟?jīng)驗 時，可取1.0?？紤]到r m =8d r 0，且v =0.4，式（11）可簡化為280q su d s sp = ， (12 2E s (s a /d 式中，d 為樁徑，方形樁d =1.25 b （b 為方形樁截面邊長），a /d 為等效距徑比，對于 圓形樁，s a /d =nd ，方形樁，s a /d =nb ）。一般地，q su =30 kPa，樁側(cè)E s =2 MPa，s a /d =6，d =0.4 m 。由式（11）得 3010.4=0.047m 。 (13 2103363.2 沉降計算方法工

23、程驗證s sp =280對收集到的14項減沉復合疏樁基礎工程實測沉降與按本文方法計算結(jié)果對比列于表1。結(jié)果表明，計算值與實測值符合程度較好。圖6 復合疏樁基礎沉降計算的分層示意圖 Fig. 6 Calculation of soil compression beneath pile cap（2）樁土相互作用增沉量s sp 計算樁土相互影響，由于摩擦型樁的端阻力很小，僅考慮側(cè)阻力的影響。由剪切位移法，離樁中心線r 處的豎向位移為r r m d r 0r 0r w r =00=ln m ， (9G s r r G s r4 復合疏樁基礎設計步驟之三：樁身受壓承載力計算減沉復合疏樁基礎自加載起，存在

24、樁頂荷載與樁間土荷載一定程度的轉(zhuǎn)換，故樁身滿足承載要求至關重要。樁身受壓承載力驗算式為N c f c A ps +0.9f y A s 。 (14式中 N 為荷載效應基本組合下的樁頂軸向壓力設計值；c 為基樁成樁工藝系數(shù)，預制樁c =0.85，泥漿護壁灌注樁c =0.8；f c 為混凝土軸心抗壓強度設計值，A ps 為樁身橫截面面積；f y 為縱向主筋抗壓強度設計值，A s 為縱向主筋截面面積；當樁頂以下5d 范圍內(nèi)箍筋未加密時，不宜計入縱筋的承壓作用。式中，0為樁側(cè)阻力平均值，r 0為樁半徑，G s 為土的剪切模量G s =E 0/2(1+v ，v 為泊松比，軟土取2v 2v =0.4，E

25、0為土的變形模量，E 0=1E s(10.5E s ，E s 為土的壓縮模量，r m 為樁側(cè)土剪切位移第1期 劉金礪，等. 軟土中群樁承載變形特性與減沉復合疏樁基礎設計計算表1 軟土地基減沉復合疏樁基礎計算沉降與實測沉降Table 1 Calculated settlements compared with mesured values of composite foundation with settlement-reducing piles 地點 上海 上海 上海 上海 上海 紹興 上海 天津 天津 天津 天津 天津 天津 天津建筑物層數(shù)(地基礎平面尺寸樁徑d/樁長L 承臺埋深/樁數(shù)下/附

26、加壓力 /(mm 6/61210 1.6/161 5311.7 0.20.2/16 6/52100 1.6/148 52.511 0.20.2/16 6/49718 1.6/118 4211 0.20.2/16 6/43076 1.6/139 4010 0.20.2/16 6/45490 1.6/250 5812 0.20.2/16 6/49505 1.45/142 3510 0.4/12 6/43500 1.27/152 409 0.20.2/161.7/161 /56864 4616 0.42/101.7/176 /62507 5215 0.42/101.7/224 /74017 6215

27、 0.42/101.5/127 /62000 5214 0.350.35/171.5/220 /106840 8415 0.350.35/171.5/135 /64200 5414 0.350.35/171.5/155 /82932 5618 0.350.35/12.5樁端持力層 黏土黏土 黏土 黏土 黏土 粉土 黏土夾砂 黏質(zhì)粉土 黏質(zhì)粉土 黏質(zhì)粉土 粉質(zhì)黏土 粉質(zhì)黏土 粉質(zhì)黏土 粉質(zhì)黏土55計算沉降 按實測推算的/mm 最終沉降/mm108 77 76 81 120 69 76 76 132 127 55 50 158 150 63.7 40 62 50 55 50 100 80 100

28、90 95 90 161 120試驗研究C/第六屆全國土力學及基礎工程學術會議論5 結(jié) 論（1）軟土地基復合樁基的平均側(cè)阻力因群樁效應而削弱，平均端阻力因群樁效應而增強。當樁距增大其側(cè)阻力極限值趨近于單樁，端阻力極限值到6d 時，仍高于單樁，但發(fā)揮至極限值所需沉降均大于單樁。（2）軟土地基群樁承臺土抗力發(fā)揮值隨樁距增大其承臺效而增大，但在6d 樁距條件下仍受樁的影響，應系數(shù)c 僅為50%左右，低于一般黏性土、粉土和砂土。承臺土抗力與平板不同，呈現(xiàn)沉降硬化現(xiàn)象。（3）減沉復合疏樁基礎的極限承載力可取各單樁極限承載力之和，再加上樁間土極限承載力乘以承臺效應系數(shù)。（4）軟土復合疏樁基礎的沉降變形性狀

29、明顯不同于小樁距群樁，后者在工作荷載下，樁、土基本呈整體沉降；復合疏樁基礎受荷后即出現(xiàn)樁間土壓縮，樁端刺入變形明顯，在工作荷載下樁間土壓縮引起的沉降占絕大部分，樁端平面以下土的壓縮沉降較小。（5）軟土復合疏樁基礎的設計可簡化為按復合樁基承載力確定樁數(shù)，然后計算樁基沉降。（6）根據(jù)復合疏樁基礎的沉降變形特性，以計算樁間土地基壓縮量與樁土相互作用增沉量之和，取代傳統(tǒng)的計算樁端以下土體壓縮的計算模式，更符合實際，并可回避計算樁端塑性刺入的困難和不確定性。參考文獻：1 劉金礪, 黃 強, 李 華, 胡文龍. 軟土中群樁承載性能的文集. 上海: 同濟大學出版社, 1991. (LIU Jin-li, HUANG Qiang, LI Hua, HU Wen-long. Experiment on the behaviour of pile groups under vertical loadC/ Proc 6th National Symposium on Soil Mecha