一種計(jì)算復(fù)合樁基沉降的新方法(完整版)實(shí)用資料

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第23卷第12期一種計(jì)算復(fù)合樁基沉降的新方法（完整版）實(shí)用資料(可以直接使用，可編輯完整版實(shí)用資料，歡迎下載）巖石力學(xué)與工程學(xué)報23(12:???~???2004年6月ChineseJournalofRockMechanicsandEngineeringJune,20042003年6月10日收到初稿,2003年10月18日收到修改稿。*江蘇省六大人才高峰首批資助項(xiàng)目。一種計(jì)算復(fù)合樁基沉降的新方法——修正簡化應(yīng)力調(diào)整法余闖1,2宰金珉2王旭東2(1東南大學(xué)巖土工程研究所南京210096(2南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院南京210009摘要根據(jù)復(fù)合樁基的理論分析和試驗(yàn)結(jié)果,結(jié)合有限元的模擬分析,提出了一種計(jì)算復(fù)合樁基沉降計(jì)算的新方法——修正簡化應(yīng)力調(diào)整法,并對3個工程實(shí)例進(jìn)行了計(jì)算。該方法考慮了樁間土的壓縮,符合復(fù)合樁基的變形特征,計(jì)算結(jié)果和實(shí)測數(shù)據(jù)的對比分析表明該方法計(jì)算簡單,概念清楚,具有一定的計(jì)算精度,便于在工程中的應(yīng)用。關(guān)鍵詞土力學(xué),復(fù)合樁基,沉降計(jì)算,修正簡化應(yīng)力調(diào)整法,有限元法分類號TU473,TU43文獻(xiàn)標(biāo)識碼A文章編號1000-6915(200412-2059-06NEWMETHODFORCALCULATINGSETTLEMENTOFCOMPOSITEPILEFOUNDATION——MODIFIEDSIMPLIFIEDSTRESSMETHODYuChuang1,2,ZaiJinmin2,WangXudong2(1InstituteofGeotechicalEngineering,SoutheastUniversity,Nanjing210096China(2CollegeofCivilEngineering,NanjingUniversityofTechnology,Nanjing210009ChinaAbstractOnthebaseofthetheoreticalanalysis,experimentresultsandnumericalsimulations,anewmethodforcalculatingthesettlementofcompositepilefoundation,modifiedsimplifiedstressmethod,isputforwarded,whichisappliedtoanalyzethreecases.Accordingtothedeformationcharacteristicofcompositepilefoundation,thismethodtakesthecompressionofsoilbetweenpilesintoaccount.Thecomparisonbetweencalculatedresultsandmeasureddatashowsthatthenewmethodenjoysmeritsofsimplifiedcalculation,clearphysicalconceptandcertainprecision.Itissuggestedthatthesimplifiedmethodisconvenienttoanalyzethepracticalcases.Keywordssoilmechanics,compositepilefoundation,settlementcalculation,modifiedsimplifiedstressmethod,finiteelementmethod?2060?巖石力學(xué)與工程學(xué)報2004年第23卷第12期余闖等.一種計(jì)算復(fù)合樁基沉降的新方法——修正簡化應(yīng)力調(diào)整法?2061??2062?巖石力學(xué)與工程學(xué)報2004年第23卷第12期余闖等.一種計(jì)算復(fù)合樁基沉降的新方法——修正簡化應(yīng)力調(diào)整法?2063??2064?巖石力學(xué)與工程學(xué)報2004年應(yīng)用，但有待進(jìn)一步的工程驗(yàn)證。參考文獻(xiàn)1陸培炎.樁基設(shè)計(jì)方法［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報，1994,13(4：375~3882賴瓊?cè)A.樁的P-S曲線確定方法［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2003,22(3：509~5133MandoliniA,ViggianiC.Settlementofpiledfoundations[J].Geotechnique,1997,47(4:791~8164PoulosHG.Piledraftfoundations:designandapplications[J].Geotechnique,2001,51(2:95~1135宰金珉.復(fù)合樁基沉降計(jì)算方法研究[J].南京建筑工程學(xué)院學(xué)報，2001，59(4：1～146宰金珉.復(fù)合樁基沉降計(jì)算的最終應(yīng)力法及其應(yīng)用[J].土木工程學(xué)報，2002，35(2：61～697宰金珉.復(fù)合樁基設(shè)計(jì)的新方法[A].見：第七屆全國土力學(xué)及基礎(chǔ)工程學(xué)術(shù)會議論文集[C].北京：中國建筑工業(yè)出版社，1994，611～6158宰金珉.樁土明確分擔(dān)荷載的復(fù)合樁基及其設(shè)計(jì)方法[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，1995，16(4：66～749KoizumiY，ItoK.Fieldtestswithregardtopiledrivingandbearingcapacityofpilefoundation[J].SoilandFoundation，1967，7(3：30～5310劉金礪，黃強(qiáng)，李華等.豎向荷載下群樁變形性狀及沉降計(jì)算[J].巖土工程學(xué)報，1995，17(6：1～1311佟世祥.亞粘土中群樁的承載能力及變形特性的模型試驗(yàn)[A].見：第三屆土力學(xué)基礎(chǔ)工程學(xué)術(shù)會議論文集[C].北京：中國建筑工業(yè)出版社，1981，374～38412余闖.復(fù)合樁基沉降計(jì)算和差異沉降控制研究[碩士學(xué)位論文][D].南京：南京工業(yè)大學(xué)碩士學(xué)位論文，200313龔曉南.復(fù)合地基理論及工程應(yīng)用[M].北京：中國建筑工業(yè)出版社，200214楊嶸昌，宰金珉.樁-土-承臺共同作用的受力機(jī)理[J].南京建筑工程學(xué)院學(xué)報，1994，28(1：1～7石灰樁用于深厚軟土地基的沉降計(jì)算分析胡春善(武鋼設(shè)計(jì)研究院,建筑分院,武漢430080提要:本文通過理論及算例分析了當(dāng)石灰樁用于深厚軟土地基處理時沉降的主要來源。指出當(dāng)石灰樁用于深厚軟土地基處理時,不僅要驗(yàn)算承載力的大小,沉降計(jì)算也是很重要的。關(guān)鍵詞:石灰樁,軟土地基,沉降一、前言:石灰樁處理軟弱地基是一項(xiàng)源于我國的地基處理工藝,具有使軟土迅速固化的特殊功能,它是我國悠久文化歷史的表征之一。石灰樁復(fù)合地基作用機(jī)理概括為:將不同比例的生石灰(塊或粉和摻合料(粉煤灰、爐渣、礦渣、鋼渣、火山灰、土等常用摻合料以及少量附加劑,如石膏、水泥等拌合后,用樁的形式灌入土中,通過樁體材料之間,以及這些材料與樁周土的一系列物理、化學(xué)反應(yīng),使樁具有一定強(qiáng)度,樁間土的力學(xué)性能得到改善,二者組成復(fù)合地基以承受荷載。四十年來,我國學(xué)者對石灰樁復(fù)合地基進(jìn)行了廣泛的研究和應(yīng)用,并且針對研究和應(yīng)用中的主要問題,開展了大規(guī)模的原位測試、室內(nèi)試驗(yàn)及微觀分析,進(jìn)行了大量的工程實(shí)踐和沉降觀測。經(jīng)過細(xì)致的分析研究,較全面地解決了作用機(jī)理、變形及應(yīng)力測試、設(shè)計(jì)計(jì)算理論等關(guān)鍵問題,完善了一套適合我國國情的簡便的施工工藝,使總體水平跨入國際先進(jìn)行列,在石灰樁基礎(chǔ)理論研究中處于國際先進(jìn)地位,為石灰樁技術(shù)的進(jìn)一步發(fā)展和應(yīng)用創(chuàng)造了條件。由于受設(shè)備能力的限制,石灰樁主要適用于6m內(nèi)的淺層加固。一般情況下,當(dāng)軟弱層厚度小于6m,且經(jīng)石灰樁處理以后,復(fù)合地基的沉降量很小(約3-5cm。因此,設(shè)計(jì)人員往往將注意力集中在對承載力的驗(yàn)算而忽視對沉降的計(jì)算。筆者認(rèn)為,當(dāng)軟土層厚度較小(6m以內(nèi),且石灰樁長度貫穿了軟土層時,沉降計(jì)算不是設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。但是,當(dāng)軟土層厚度很厚(即本文提出的深厚軟土層而石灰樁又未穿透軟土層時,沉降計(jì)算是必不可少的。本文通過理論分析及算例說明了這一點(diǎn)。二、沉降計(jì)算理論:石灰樁復(fù)合地基的變形由樁長范圍內(nèi)的變形和樁底以下下臥層變形兩部分組成。這兩部分的變形關(guān)系受樁、土模量、樁長、基礎(chǔ)尺寸、荷載水平等因素的影響。石灰樁復(fù)合地基,樁土的模量比一般情況下小于10(EP/ES<10,具有共同工作的條件。根據(jù)測試結(jié)果的分析和計(jì)算理論的實(shí)用性可作以下假設(shè):●石灰樁復(fù)合地基樁土變形協(xié)調(diào),樁與土之間無滑移現(xiàn)象,屬可壓縮性樁。基礎(chǔ)下樁、土在相同荷載下變形相等?！窈雎詷俄敵跏冀Y(jié)構(gòu)強(qiáng)度0σ的影響,并將樁、土、復(fù)合土層的模量一概視為壓縮模量。根據(jù)以上假設(shè),則有:'ssppEEσσ=('1spspEmmEE-+=([]'11sspEnmE+-=式中,pσ——樁頂應(yīng)力;sσ——基礎(chǔ)底面樁間土接觸應(yīng)力;spE——復(fù)合土層的復(fù)合壓縮模量;pE——樁體壓縮模量;'sE——樁間土壓縮模量;m——樁的置換率;n——樁土應(yīng)力比。三、算例分析:某七層磚混結(jié)構(gòu)住宅,采用片筏基礎(chǔ),基礎(chǔ)尺寸為mm1047?,基底壓力為140Kpa,基底標(biāo)高為-2.000m,地質(zhì)情況見圖1。采用石灰樁復(fù)合地基,樁長5m,僅對地表下5m內(nèi)KPafk100=的黏土進(jìn)行淺層處理。圖1地質(zhì)剖面圖下面我們進(jìn)行復(fù)合地基承載力的驗(yàn)算:基底附加壓力為122KPa,壓力擴(kuò)散角23=θ,壓力擴(kuò)散后下臥層頂面面積2651mA=。則下臥層頂面附加壓力KPaPz88=,下臥層頂面自重壓力KPaPcz88=,軟弱下臥層頂面處經(jīng)深度修正后地基承載力設(shè)計(jì)值KPaKPafz1762.177>=,即zczzfPP<+,因此,軟弱下臥層驗(yàn)算滿足要求。根據(jù)計(jì)算,要使復(fù)合地基承載力標(biāo)準(zhǔn)值達(dá)到150KPa,當(dāng)樁體的比例界限pkf取300KPa,樁間土的承載力skf取108KPa時,置換率219.0=m。所以,當(dāng)石灰樁置換率達(dá)到時0.219,不但上層被加固的地基承載力滿足要求,而且軟弱下臥層的承載力也滿足要求。接下來我們計(jì)算筏板基礎(chǔ)中心點(diǎn)及角點(diǎn)的沉降,并對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析。采用分層總和法進(jìn)行沉降計(jì)算,最終沉降量s(mm的計(jì)算公式如下:∑=---==niiiiisisszzEpss1110'(ααψψ式中s’——按分層總和法計(jì)算出的地基沉降量(mm;sψ——沉降計(jì)算經(jīng)驗(yàn)系數(shù),根據(jù)地區(qū)沉降觀測資料及經(jīng)驗(yàn)確定;n——地基沉降計(jì)算深度范圍內(nèi)所劃分的土層數(shù);p0——對應(yīng)于荷載標(biāo)準(zhǔn)值時的基礎(chǔ)底面附加壓力(KPa;Esi——基礎(chǔ)底面下第i層土的壓縮模量(MPa;zi、zi-1——基礎(chǔ)底面至第i層土、第i-1層土底面的距離(m;iα、1-iα——基礎(chǔ)底面的計(jì)算點(diǎn)至第i層土、第i-1層土底面范圍內(nèi)平均附加應(yīng)力系數(shù)。石灰樁復(fù)合地基壓縮模量:[]sspEnmE1(1-+=將m=0.219,n=3,Es=4.5MPa代入上式得Esp=6.5MPa沉降計(jì)算深度:(BBZnln4.05.2-=經(jīng)計(jì)算Zn取16m沉降計(jì)算結(jié)果見表1及表2。根據(jù)表1及表2將中心點(diǎn)及角點(diǎn)的沉降計(jì)算結(jié)果統(tǒng)計(jì)如下:加固區(qū)沉降Sf下臥層沉降Sx中心點(diǎn)角平點(diǎn)均74194725690173總沉降Sz330109220Sf/Sz22%17.4%21%Sf/Sz78%82.6%79%四、結(jié)論：通過計(jì)算分析，得到以下有益結(jié)論：1.如果采用石灰樁淺層加固深厚的軟土基礎(chǔ)，沉降計(jì)算應(yīng)予重視，而且沉降主要來自于軟弱下臥層，這部分沉降約占總沉降的80%，加固層沉降約為樁長的0.5-1%。2.沉降計(jì)算的理論值往往大于實(shí)測值，筆者認(rèn)為有以下幾點(diǎn)原因：(a基礎(chǔ)板對復(fù)合地基的沉降有一定的影響，可以明顯減小加固區(qū)的沉降，并對下臥層的沉降也有一定的減小作用。而我們的計(jì)算結(jié)果是沒有考慮基礎(chǔ)板這一有利作用的。(b地基變形是與時間有關(guān)系的，例如厚的飽和黏土層，其固結(jié)變形需要幾年甚至幾十年的時間才能完成。最終沉降通常是由瞬時沉降、固結(jié)沉降和次固結(jié)沉降三部分組成，我們的計(jì)算結(jié)果為最終沉降，而實(shí)際測得的往往為瞬時沉降。3.不能認(rèn)為地基已經(jīng)加固就忽視對基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)?；A(chǔ)要有較大的剛度及好的整體性，以保證其均勻下沉。如果采用條基，就更應(yīng)該注意條基的縱橫向拉接，否則容易造成較大的沉降差引起房屋的傾斜。參考文獻(xiàn):1．華南工學(xué)院等.地基及基礎(chǔ).中國建筑工業(yè)出版社,1991.2．建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范(GBJ10-89.北京中國建筑工業(yè)出版社,1989.3．閻明禮.地基處理技術(shù).中國環(huán)境科學(xué)出版社,1996.4．鄭俊杰等.石灰樁-粉煤灰樁在深厚軟土地基中的應(yīng)用.建筑結(jié)構(gòu),1997(4.6水泥土攪拌樁復(fù)合地基的設(shè)計(jì)和施工質(zhì)量檢驗(yàn)作者:王飛,陳如海計(jì)算公式:fspk=mRaAp+(1-mfsk單樁面積m2:處理面積m2:復(fù)合地基承載力fspk=mRaAp+β(1-mfsk面積置換率m地基承載力特征值攪拌樁單樁豎向承載力特征值估算過程表復(fù)合地基承載力計(jì)算表第33卷第3期巖土力學(xué)Vol.33No.32021年3月RockandSoilMechanicsMar.2021收稿日期:2021-09-20文章編號:1000-7598(202103-0906-07旋噴群樁復(fù)合地基承載特性的數(shù)值分析安關(guān)峰,張洪彬,劉添俊(廣州市市政集團(tuán),廣州510060摘要:旋噴樁加固軟土地基在各種地基處理工程中得到了廣泛應(yīng)用。對旋噴樁的研究多數(shù)集中在其施工工藝的改進(jìn)上,或者針對單樁的承載特性進(jìn)行研究,而對旋噴群樁的承載特性則研究不多。根據(jù)工程實(shí)際情況,采用基于MIDAS-GTS的三維有限元分析技術(shù),通過改變旋噴群樁的布置方式、樁彈性模量、樁長、樁徑、樁距等設(shè)計(jì)參數(shù)及樁-土接觸面等參數(shù)對旋噴群樁復(fù)合地基承載特性的影響進(jìn)行了研究。研究表明:旋噴樁加固軟土地基主要減小了地表至樁底深度范圍內(nèi)土體的豎向沉降,對樁底下方的土體沉降基本無影響;提高旋噴樁樁徑及材料強(qiáng)度會提高復(fù)合地基承載能力;不同旋噴樁布置方式、樁-土之間是否設(shè)置Goodman接觸面單元對地基承載能力基本無影響。關(guān)鍵詞:旋噴樁;復(fù)合地基;承載特性;三維數(shù)值分析中圖分類號:TU473.1文獻(xiàn)標(biāo)識碼:ANumericalanalysisofbearingcharacteristicsofcompositesubgradereinforcedbychemicalchurningpilegroupsANGuan-feng,ZHANGHong-bin,LIUTian-jun(GuangzhouMunicipalEngineeringGroup,Guangzhou510060,ChinaAbstract:Themethodofsoftsoilsubgradereinforcementwithchemicalchurningpileisusedmoreandmoreinprojectsofsubgradetreatment.Atpresent,theresearchesaboutchemicalchurningpileusuallyfocusonimprovementinconstructiontechniquesorbearingcharacteristicsofsinglepile.Butresearchaboutbearingcharacteristicsofchemicalchurningpilegroupsisnotmuch.BasedonMIDAS-GTSthree-dimensionalfiniteelementanalysis,theinfluenceofdesignparametersonbearingcharacteristicsofchemicalchurningpilegroupsisstudied.Thesedesignparametersofchemicalchurningpileincludelayout,elasticmodulus,length,diameterofpiles,anddistancebetweenpiles,theparametersofinterfacebetweenpilesandsoil.Theresultsshowthattheverticalsettlementofsoilwithintherangebetweensurfaceandpilebottomisreducedinsoftsoilsubgradereinforcedbychemicalchurningpiles;butthemethodhaslittleeffectontheverticalsettlementofsoilunderpilebottom.Largerpilediameterandhighermaterialstrengthcanimprovethebearingcapacityofcompositesubgrade.ButdifferentlayoutsofchemicalchurningpilesandwhethertosetupGoodmaninterfaceelementhavelittleinfluenceonbearingcapacityofcompositesubgrade.Keywords:chemicalchurningpile;compositesubgrade;bearingcharacteristics;three-dimensionalnumericalanalysis1引言高壓旋噴注漿法是將帶有特殊噴嘴的注漿管置于土層預(yù)定深度,以高壓噴射流將固化漿液與土體混合、凝固硬化加固地基的方法[1]。若在噴射的同時,噴嘴以一定的速度旋轉(zhuǎn)、提升,則形成噴漿液與土混合的圓柱形樁體,通常稱為旋噴樁[2]。高壓旋噴樁地基加固技術(shù)在20世紀(jì)70年代初發(fā)展起來,之后在國內(nèi)外發(fā)展十分迅速。目前,對旋噴樁的研究多數(shù)集中在工法的改進(jìn)上[3-4],或者針對單樁的承載特性進(jìn)行研究,而對旋噴群樁的承載特性則報道很少。本文根據(jù)工程實(shí)際情況,采用基于MIDAS-GTS的三維有限元分析技術(shù)對旋噴群樁復(fù)合地基承載特性進(jìn)行了研究。2有限元計(jì)算模型為了便于分析在旋噴群樁的布置方式、樁彈性模量、樁徑及樁距等設(shè)計(jì)參數(shù)及樁-土接觸面參數(shù)變化下復(fù)合地基的承載特性,本文建立了用于對比的基準(zhǔn)有限元分析模型,并通過改變基準(zhǔn)模型中的對第3期安關(guān)峰等:旋噴群樁復(fù)合地基承載特性的數(shù)值分析應(yīng)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算比較得出結(jié)論。基準(zhǔn)模型中,旋噴樁樁長為10m,樁徑為500mm,樁距為1m。土層共2層,其中上層的土層1厚度為6m。復(fù)合地基的上部荷載采用均布荷載,數(shù)值為90kPa。土層及旋噴樁樁體均采用M-C本構(gòu)材料模型。模型四周及底部均為對應(yīng)法向方向的平移約束?；鶞?zhǔn)模型的總體單元數(shù)量為98100個,節(jié)點(diǎn)數(shù)量為51956個,所有單元均為六節(jié)點(diǎn)五面體實(shí)體單元。基準(zhǔn)的有限元整體模型不考慮在樁-土之間設(shè)置Goodman接觸面單元[5-6](在3.6節(jié)中專門闡述了接觸面單元設(shè)置對計(jì)算結(jié)果的影響。整體及旋噴樁模型如圖1所示,旋噴樁及土層的相關(guān)參數(shù)如表1所示。(a整體模型(b旋噴樁網(wǎng)格模型圖1整體有限元分析模型及旋噴樁網(wǎng)格模型Fig.1Finiteelementmodelsoffoundationandchemicalchurningpiles表1旋噴樁樁體及土層材料參數(shù)表Table1Physicalparametersofsoilandchemicalchurningpile層號土類名稱彈性模量/MPa泊松比重度/(kN/m3黏聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°1旋噴樁104000.2021.5900382土層1150.3518.020102土層2400.3119.040203旋噴樁復(fù)合地基參數(shù)對地基承載特性的影響3.1旋噴樁布置方式對復(fù)合地基承載特性的影響圖2為旋噴樁矩形布置和梅花形布置示意圖。通過分析可知,在本文設(shè)定的參數(shù)條件下,當(dāng)旋噴樁布置方式為矩形布置時(見圖3,復(fù)合地基的最大豎向沉降為12.5mm,旋噴樁樁體的最大豎向應(yīng)力為634.9kPa;當(dāng)旋噴樁布置方式為梅花形布置時(見圖4,復(fù)合地基的最大豎向沉降為12.4mm,旋噴樁樁體的最大豎向應(yīng)力為637.8kPa(位置均在旋噴樁樁底上方1.5m的樁身位置。從數(shù)值上可以看出,在不同的布置方式下,豎向沉降量及旋噴樁豎向位移的差值與絕對數(shù)值的比值均在0.5%以內(nèi)。由此可以得出結(jié)論,在旋噴樁置換率一定的情況下,復(fù)合地基采用這兩種不同的旋噴樁布置方式時,其對復(fù)合地基的變形及受力特征影響很小,可以忽略不計(jì)。(a矩形布置(b梅花形布置圖2旋噴樁布置方式Fig.2Distributionsofchemicalchurningpiles(a地基沉降(b旋噴樁豎向應(yīng)力圖3矩形布置時地基的沉降及旋噴樁的豎向應(yīng)力分布Fig.3Settlementofsubgradeandverticalstressofchemicalchurningpilewithrectangledistribution(a地基沉降(b旋噴樁豎向應(yīng)力圖4梅花形布置時地基沉降及旋噴樁的豎向應(yīng)力分布Fig.4Settlementofsubgradeandverticalstressofchemicalchurningpilewithquincunxdistribution3.2旋噴樁樁長對復(fù)合地基承載特性的影響本文基準(zhǔn)模型中旋噴樁的樁長為10m。為了研沉降/mm-0.8-1.6-2.3-3.1-3.9-4.7-5.4-6.2-7.0-7.8-8.6-9.4-10.1-10.9-11.7-12.5沉降/mm-0.8-1.6-2.3-3.1-3.9-4.6-5.4-6.2-7.0-7.8-8.5-9.3-10.1-10.9-11.6-12.4-174.6-203.5-232.5-261.4-290.4-319.4-348.3-377.3-406.2-435.2-464.1-493.1-522.0-551.0-579.9-608.9-637.8應(yīng)力/kPa907巖土力學(xué)2021年究旋噴樁的樁長對復(fù)合地基承載特性的影響,分別建立了樁長為5~19m(以1m為增量的數(shù)值分析模型,并將計(jì)算結(jié)果與基準(zhǔn)模型結(jié)果進(jìn)行比較(見圖5。由圖5可知,在樁長不變的情況下,樁間土在地表的豎向沉降值最大;從地表至下方1m深度內(nèi)的土體豎向沉降有一定量的減少;從地表下方1m至樁底深度之間的土體沉降值基本不變;而從樁底深度往下豎向沉降值則呈線性遞減。在地面荷載一定的情況下,隨著旋噴樁樁長的增加,樁間土體地表處的豎向沉降呈線性減少趨勢。從圖5還可看出,在旋噴樁樁長改變的情況下,樁底下方土體的豎向沉降曲線是基本重合的。這也說明旋噴樁加固復(fù)合地基主要是減小了地表至樁底范圍內(nèi)土體的豎向沉降值,而對下方的土體沉降基本無影響。圖5不同樁長時樁間土豎向沉降隨埋深的變化曲線Fig.5Relationshipsbetweendepthandverticalsettlementofsoilbetweenpileswithdifferentpilelengths由圖6可知,在樁長一定的情況下,旋噴樁樁體的豎向應(yīng)力值在從地表至下方2m深度范圍內(nèi)的增速較大(該段范圍內(nèi)樁間土體豎向沉降比樁體的大,對旋噴樁產(chǎn)生了向下的摩擦力;之后從地表下方2m深度起至旋噴樁樁底上方1m范圍內(nèi)豎向應(yīng)力值繼續(xù)增加,但增速減小(該段范圍內(nèi)土體與樁體的豎向位移逐漸趨于一致,二者共同變形。從圖6可看出,在旋噴樁樁長改變的情況下,所有旋噴樁從地表至樁底上方1m范圍內(nèi)的豎向應(yīng)力增加曲線基本重合于同一條曲線。這說明樁長的不同并未改變旋噴樁樁身豎向應(yīng)力隨深度的分布趨勢。除了臨近樁底的部分以外,不同樁長的旋噴樁樁身豎向應(yīng)力隨深度的增加曲線基本重合于同一條曲線。圖6不同樁長時樁身豎向應(yīng)力隨樁身深度的變化曲線Fig.6Relationshipsbetweenverticalstressofpileanddepthwithdifferentpilelengths3.3旋噴樁彈性模量對復(fù)合地基承載特性的影響本文中基準(zhǔn)模型的彈性模量E=10400MPa。為了研究旋噴樁彈性模量對復(fù)合地基承載特性的影響,建立了彈性模量為0.25E、0.50E、0.75E及1.25E、1.50E的數(shù)值模型,并將計(jì)算結(jié)果與基準(zhǔn)模型結(jié)果進(jìn)行比較。由圖7、8可知,在地表均布荷載的作用下,旋噴樁樁身豎向應(yīng)力在地表附近(本文中為地表至地表下方1.5m深度范圍內(nèi)迅速增加,到達(dá)一定深度后增速減小,并在臨近樁底深度之前豎向應(yīng)力由增變減。相應(yīng)地,樁間土體豎向應(yīng)力在地表至下方1.5m范圍內(nèi)呈減小趨勢,再往下則是隨著深度的增加而增加,其中在旋噴樁樁底附近深度的增速較大。由圖7、8可知,旋噴樁彈性模量的變化對樁身豎向應(yīng)力及樁間土豎向應(yīng)力的分布趨勢影響均不大。圖9為旋噴樁彈性模量分別為0.25E、1.00E及1.50E時的復(fù)合地基整體豎向應(yīng)力分布情況。為了研究旋噴樁彈性模量對地基承載特性的影響,選取旋噴樁豎向應(yīng)力最大位置處(本文為地表7.5m處樁身豎向應(yīng)力進(jìn)行研究。圖10為該深度處旋噴樁樁身豎向應(yīng)力值隨彈性模量的變化曲線。由圖可知,隨著旋噴樁彈性模量的增加,同一位置處旋噴樁的豎向應(yīng)力也在增加,但增速呈減小趨勢。這說明提高旋噴樁材料的彈性模量會提高復(fù)合地基的承載能力。但旋噴樁材料強(qiáng)度與地基承載能力并不是呈線性關(guān)系,當(dāng)旋噴樁材料彈性模量達(dá)到一定值后,繼續(xù)增加對提高復(fù)合地基承載能力的貢獻(xiàn)不大。5m6m7m8m9m10m11m12m13m14m15m16m17m18m19m5m6m7m8m9m10m11m12m13m14m15m16m17m18m19m908第3期安關(guān)峰等:旋噴群樁復(fù)合地基承載特性的數(shù)值分析圖7不同彈性模量時樁身豎向應(yīng)力隨深度的變化曲線Fig.7Relationshipsbetweenverticalstressofpileanddepthwithdifferentmoduliofelasticity圖8不同彈性模量時樁間土體豎向應(yīng)力隨深度的變化曲線Fig.8Relationshipsbetweendepthandverticalstressofsoilbetweenpileswithdifferentmoduliofelasticity(a0.25E(b1.00E(c1.50E圖9不同彈性模量時復(fù)合地基的豎向應(yīng)力分布Fig.9Verticalstressesofcompositesubgradewithdifferentmoduliofelasticityofpile圖10埋深7.5m處樁身豎向應(yīng)力值隨彈性模量的變化曲線Fig.10Relationshipsbetweenverticalstressandmodulusofelasticityofchemicalchurningpilewithdepthof7.5m3.4旋噴樁樁徑對復(fù)合地基承載特性的影響本文中基準(zhǔn)模型的樁徑為0.5m。為了研究旋噴樁樁徑對復(fù)合地基承載特性的影響,分別建立了樁徑為0.4、0.6、0.8m的數(shù)值分析模型(樁間距均為1m,并將計(jì)算結(jié)果與基準(zhǔn)模型結(jié)果進(jìn)行比較。由圖11可知,在上部荷載一定的情況下,隨著樁徑的增加,樁身內(nèi)部的豎向應(yīng)力隨之降低。這是由于在樁徑較小時,由于復(fù)合地基置換率低,樁-土之間彈性模量的差異導(dǎo)致了旋噴樁承受了上部荷載的絕大部分,因此,樁身應(yīng)力比較高。由于樁徑的增加,旋噴樁復(fù)合地基的整體置換率提高,更多比率的旋噴樁樁體參與承擔(dān)上部荷載,因此,相對而言,樁身應(yīng)力就降低。進(jìn)一步分析可知,在旋噴樁樁距不變的情況下,隨著樁徑的增加,旋噴樁復(fù)合地基的承載能力也隨之提高。由圖12可知,地基在地表處的沉降值比較大。對于某一樁徑時的復(fù)合地基而言,從地表開始至下方較小深度范圍內(nèi)(本文中該范圍為0~-2m,地基沉降值迅速減小。隨著樁徑的增加,從地表開始至下方較小深度范圍內(nèi)的地基沉降值會逐漸減小;而再往下(本算例中為地表下方-2m深度以下的地基沉降值則基本不隨樁徑增加而變化?？梢?樁徑的改變主要影響地表至下方較小深度范圍內(nèi)的地基豎向沉降。應(yīng)力/kPa-37.2-72.6-108.1-143.6-179.0-214.5-250.0-285.4-320.9-356.4-391.8-427.3-462.8-498.3-533.7-539.2-604.7應(yīng)力/kPa634.6應(yīng)力/kPa-34.4-72.2-109.9-147.6-185.4-223.1-260.8-298.6-336.3-374.1-411.8-449.5-487.3-525.0-562.7-600.5-638.2樁身標(biāo)高/m樁身豎向應(yīng)力/kPa0-1-2-3-4-5-6-7-8-9-10100200300400土層標(biāo)高/m0.25E0.50E0.75E1.00E1.25E1.50E0-2-4-6-8-10-12-14-16土體豎向應(yīng)力/kPa909巖土力學(xué)2021年圖11不同樁徑時樁身豎向應(yīng)力值隨樁身深度的變化曲線Fig.11Relationshipsbetweenverticalstressanddepthwithdifferentpilediameters圖12不同樁徑時樁間土豎向沉降值隨深度的變化曲線Fig.12Relationshipsbetweendepthandverticalsettlementofsoilbetweenpileswithdifferentpilediameters為了研究隨著旋噴樁樁徑增加對復(fù)合地基承載特性的影響,選取樁間土的地表沉降進(jìn)行研究。圖13為樁間土的地表沉降值隨樁徑的變化曲線。由圖可知,隨著旋噴樁樁徑的增加,樁間土的地表沉降隨之減小,但減速呈降低的趨勢。這說明增加旋噴樁樁徑會減少復(fù)合地基土地表的豎向沉降。但旋噴樁樁徑的增加與地基抵抗豎向沉降的能力并不是呈線性關(guān)系,當(dāng)旋噴樁樁徑達(dá)到一定值后,繼續(xù)增大樁徑對提高地基抵抗豎向沉降能力的貢獻(xiàn)不大。圖13樁間土豎向沉降值隨樁徑的變化曲線Fig.13Relationshipbetweenverticalsettlementanddiameterofchemicalchurningpile3.5旋噴樁樁距對復(fù)合地基承載特性的影響本文中基準(zhǔn)模型的樁距為1m。為了研究旋噴樁樁距對復(fù)合地基承載特性的影響,分別建立了樁徑為0.5m,樁距為0.6、0.8、1.5m的數(shù)值分析模型,并將計(jì)算結(jié)果與基準(zhǔn)模型結(jié)果進(jìn)行比較。由圖14可知,在上部荷載一定的情況下,隨著樁距的增加,樁身內(nèi)部的豎向應(yīng)力隨之增加。這是由于在樁距較小時,由于復(fù)合地基置換率比較高,旋噴樁樁體的豎向應(yīng)力比較低。隨著樁距的增加,旋噴樁復(fù)合地基的整體置換率降低,旋噴樁承擔(dān)了更多的上部荷載,因此,相對而言,樁身應(yīng)力提高。當(dāng)樁距增加到一定距離后,樁體本身的豎向應(yīng)力會進(jìn)一步提高,直至達(dá)到抗壓強(qiáng)度而發(fā)生破壞。圖14不同樁距時樁身豎向應(yīng)力值隨深度的變化曲線Fig.14Relationshipsbetweenverticalstressanddepthwithdifferentpiledistances43211-0.4m2-0.5m3-0.6m4-0.8m1-0.4m2-0.5m3-0.6m4-0.8m123443211-1.5m2-1.0m3-0.8m4-0.6m910第3期安關(guān)峰等：旋噴群樁復(fù)合地基承載特性的數(shù)值分析911由圖15可知，在樁距較小情況下，地基在地表處的沉降值比較小。而隨著樁距的增加，地基在地表處的沉降值逐漸增大。特別是當(dāng)樁距增加到一定程度時（如本文算例中樁距為1.5m時），不僅在地表處的樁間土豎向沉降較大，在地表下方一定深度內(nèi)的豎向位移值較其他樁距（樁距為0.6、0.8、1m時）也更大。這說明當(dāng)樁距增大至一定數(shù)值時，旋噴樁同樁間土之間失去了整體變形協(xié)調(diào)的能力，復(fù)合地基的承載能力也大為降低。3.6樁-土界面單元對復(fù)合地基承載特性的影響為了研究在旋噴樁樁體與周邊土體之間設(shè)置Goodman接觸面單元對復(fù)合地基承載特性的影響，本文建立了考慮樁-土接觸的復(fù)合地基數(shù)值分析模型。其中接觸面參數(shù)的取值按照旋噴樁樁體以及周邊土體的特性并結(jié)合以往同類文獻(xiàn)的經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行選定，接觸面單元的法向剛度取值為5×106kN/m3，切向剛度的取值為5×105kN/m3。圖17為整體有限元模型中的接觸面單元網(wǎng)格。43211－1.5m2－1.0m3－0.8m4－0.6m圖17接觸面單元網(wǎng)格Fig.17Interfaceelementmeshes圖18、19分別為考慮樁-土接觸以及未考慮接觸時復(fù)合地基的沉降及豎向應(yīng)力分布。由圖可知，在考慮接觸面單元時，復(fù)合地基的最大豎向沉降為圖15不同樁距時樁身豎向沉降值隨深度的變化曲線Fig.15Relationshipsbetweenverticalsettlementanddepthwithdifferenepiledistances12.6mm，旋噴樁樁體的最大豎向應(yīng)力為632.6kPa；未考慮接觸面單元時，復(fù)合地基的最大豎向沉降為12.5mm，旋噴樁樁體的最大豎向應(yīng)力為634.6kPa。通過計(jì)算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)樁-土之間設(shè)置與未設(shè)置Goodman接觸面單元時相比地基的受力及變形情況均差別不大。但設(shè)置了接觸面單元的情況下，旋噴樁樁周土體的豎向應(yīng)力受樁體影響的區(qū)域相較未設(shè)接觸面時會相對小一些。沉降/mm0-0.8-1.6-2.4-3.2-3.9-4.7-5.5-6.3-7.1-7.9-8.7-9.4-10.2-11.0-11.8-12.6應(yīng)力/kPa-33.3-70.8-108.2-145.7-183.1-220.6-258.0-295.5-332.9-370.4-407.8-445.3-482.8-520.2-557.7-595.1-632.6為了研究隨著旋噴樁樁距增加對復(fù)合地基承載特性的影響，選取樁間土的地表沉降進(jìn)行研究。圖16為樁間土的地表沉降值隨樁距的變化曲線。由圖可知，隨著旋噴樁樁距的增加，樁間土的地表沉降隨之增加，且增速呈加快的趨勢。這說明增加旋噴樁樁距會加速增加復(fù)合地基的豎向沉降，旋噴樁復(fù)合地基承載能力加速降低。(a地基沉降(b地基豎向應(yīng)力圖16樁間土豎向沉降值隨樁距的變化曲線Fig.16Relationshipbetweenverticalsettlementanddistancebetweenpiles圖18考慮接觸時地基的沉降及豎向應(yīng)力分布（剖切圖）Fig.18Verticalsettlementandstressofsubgradeconsideringinterfaceelement912沉降/mm0-0.8-1.6-2.3-3.1-3.9-4.7-5.4-6.2-7.0-7.8-8.6-9.4-10.1-10.9-11.7-12.5巖應(yīng)力/kPa-34.7-72.2-109.7-147.2-184.7-222.2-259.6-297.1-334.6-372.1-409.6-447.1-484.6-522.1-559.6-597.1-634.6土力學(xué)2021年參考文獻(xiàn)[1]姚賢華,裴松偉,趙順波.高壓旋噴樁復(fù)合地基承載特性的有限元分析[J].華北水利水電學(xué)院學(xué)報,2021,30(1:93－95.YAOXian-hua,PEISong-wei,ZHAOShun-bo.Finiteelementanalysisofload-carryingcapacitywithcompositefoundationofhighpressurerotarygroutingpile[J].JournalofNorthChinaInstituteofWater(a地基沉降(b地基豎向應(yīng)力圖19未考慮接觸時地基的沉降及豎向應(yīng)力分布（剖切圖）Fig.19VerticalsettlementandstressofsubgradewithoutconsideringinterfaceelementConservancyandHydroelectricPower,2021,30(1:93－95.[2]《地基處理手冊》編寫委員會.地基處理手冊(第二版[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2000.[3]郝峰.高壓旋噴樁復(fù)合土釘墻Plaxis有限元分析[J].探礦工程(巖土掘進(jìn)工程,2021,36(9:52－55.HAOFeng.Plaxisfiniteelementanalysisofsupportingstructurewithhigh-pressurejetgroutingpileandcompositesoil-nailingwall[J].ExplorationEngineering(Rock&SoilDrilling&Tunneling,2021,36(9:52－55.[4]朱晞,王根會.鐵路橋梁旋噴樁復(fù)合地基的三維彈性有限元分析[J].鐵道學(xué)報,1996,18(6:95－99.ZHUXi,WANGGen-hui.3-DFEManalysisofcompositefoundationstrengthenedbywhirlysprayedcementpileofrailwaybridge[J].JournalofTheChinaRailwaySociety,1996,18(6:95－99.[5]許宏發(fā),吳華杰,郭少平,等.樁土接觸面單元參數(shù)分析[J].探礦工程,2002,5:10－12.XUHong-fa,WUHua-jie,GUOShao-ping,etal.Studyoftheparametersofpilesoilcontactsurfaceelement[J].ExplorationEngineering,2002,5:10－12.[6]錢曉麗,陶龍光,劉波.豎向載荷作用下單樁接觸面性能分析[J].遼寧工程技術(shù)大學(xué)學(xué)報,2007,26(1:59－61.QIANXiao-li,TAOLong-guang,LIUBo.Performanceanalysisofsinglepile-soilinterfaceunderverticalload[J].JournalofLiaoningTechnicalUniversity,2007,26(1:59－61.4結(jié)論（1）當(dāng)旋噴樁復(fù)合地基采用不同的旋噴樁布置方式時，其對復(fù)合地基的變形及受力特征影響很小，可以忽略不計(jì)。（2）在地面荷載一定的情況下，隨著旋噴樁樁長的增加，樁間土體地表處的豎向沉降呈線性減小趨勢。旋噴樁加固復(fù)合地基主要是減小了地表至樁底深度范圍內(nèi)土體的豎向沉降值，而對樁底下方的土體沉降基本無影響。除了樁底區(qū)域以外，不同樁長旋噴樁的樁身豎向應(yīng)力隨深度的增加曲線基本重合于同一條曲線。（3）提高旋噴樁材料的彈性模量會提高復(fù)合地基的承載能力，當(dāng)旋噴樁材料彈性模量達(dá)到一定值后，繼續(xù)增加對提高復(fù)合地基承載能力的貢獻(xiàn)不大。（4）隨著旋噴樁樁徑的增加，樁間土的地表沉降隨之減少，但減速呈降低的趨勢。當(dāng)旋噴樁樁徑達(dá)到一定值后，繼續(xù)增大樁徑對提高地基抵抗豎向沉降能力的貢獻(xiàn)不大。（5）隨著樁距的增加，旋噴樁樁身應(yīng)力提高。當(dāng)樁距增加到一定距離后，樁體本身的豎向應(yīng)力會進(jìn)一步提高直至達(dá)到抗壓強(qiáng)度而發(fā)生破壞。增加旋噴樁樁距會加速增大復(fù)合地基的豎向沉降，旋噴樁復(fù)合地基承載能力加速降低。（6）樁-土之間設(shè)置與未設(shè)置Goodman接觸面單元時相比，地基的受力及變形情況均差別不大，但樁周土體豎向應(yīng)力受影響的區(qū)域相較未設(shè)接觸面時會相對小一些。文章編號:10096825(200708001102長短樁復(fù)合地基設(shè)計(jì)計(jì)算分析收稿日期:20061016作者簡介:韓建剛(1975,男,博士后,副教授,海南大學(xué)土木工程系,海南?？?70228陳奕柏(1959,男,副教授,海南大學(xué)土木工程系,海南海口570228熊搖龍(1983,男,海南大學(xué)土木工程系本科生,海南海口570228韓建剛陳奕柏熊搖龍摘要:闡述了長短樁復(fù)合地基的設(shè)計(jì)思想,介紹了兩種常用的長短樁復(fù)合地基承載力和沉降的計(jì)算方法,并通過實(shí)際算例對兩種方法進(jìn)行了比較,得出了兩種方法的優(yōu)缺點(diǎn),為設(shè)計(jì)提供了參考依據(jù)。關(guān)鍵詞:長短樁復(fù)合地基,承載力,沉降中圖分類號:TU473.1文獻(xiàn)標(biāo)識碼:A引言目前的常規(guī)樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)理論,一般采用等長長樁,而當(dāng)這種樁基礎(chǔ)位于深厚軟土地基時,經(jīng)常會出現(xiàn)樁數(shù)過多,樁距過密的情況,不僅使工程造價提高而且不利于單樁承載力的發(fā)揮,同時由于施工過程中的擠土效應(yīng)容易造成樁身的損壞。隨著復(fù)合地基技術(shù)的發(fā)展和完善,基于樁體(如柔性樁、剛性樁在復(fù)合地基中的荷載傳遞機(jī)理和沉降變形控制的認(rèn)識,提出了由兩種不同類型(或兩種類型而長度不同的樁與地基土組成的組合型復(fù)合地基。雖然近年來巖土學(xué)者和工程師對長短樁復(fù)合地基進(jìn)行了一些理論和現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)研究,并取得了一些成果,且在工程實(shí)踐中也得以應(yīng)用。但在目前,對其作用機(jī)理的認(rèn)識還不夠全面和深入,也尚未形成完善的設(shè)計(jì)理論和設(shè)計(jì)方法,對其研究工作仍處于探索階段,有許多問題有待于深入地去研究和解決。文中介紹了兩種常用的長短樁復(fù)合地基承載力和沉降的計(jì)算方法,并通過實(shí)際算例對兩種方法進(jìn)行了比較,從而得出了兩種方法的優(yōu)缺點(diǎn),為設(shè)計(jì)提供了參考依據(jù)。1長短樁復(fù)合地基承載力計(jì)算方法1.1方法一長短樁復(fù)合地基承載力可按下式計(jì)算:fsp,k=m1Rdk1Ap1+1m2Rdk2Ap2+2(1-m1-m2fs,k(1其中,m1,m2為長、短樁置換率;1,2為長短樁樁間土的發(fā)揮系數(shù);Ap1,Ap2為長、短樁橫截面面積;fsp,k,fs,k為復(fù)合地基、樁間土的承載力標(biāo)準(zhǔn)值;Rdk1,Rdk2為長、短樁單樁承載力標(biāo)準(zhǔn)值。Rdk1,Rdk2可以由荷載實(shí)驗(yàn)來確定,也可按下式確定:Rdk=min{fcu,kAp,upqsili+Apqp}(2其中,fcu,k為與樁配方相同的立方體試塊在室內(nèi)的無側(cè)限抗壓強(qiáng)度;li為第i層樁周土的厚度;up為樁周長;qsi為第i層樁周土的摩擦力標(biāo)準(zhǔn)值;qp為樁端土地基承載力標(biāo)準(zhǔn)值;,為折減系數(shù)。1.2方法二長短樁復(fù)合地基的承載力可參照同一樁長復(fù)合地基承載力,第一步計(jì)算短樁復(fù)合地基承載力,然后視短樁復(fù)合地基為長樁復(fù)合地基的樁間土,計(jì)算長短樁復(fù)合地基的承載力。1短樁復(fù)合地基承載力用下式進(jìn)行估算:fsp,k1=1A1[fk(A1-Ap1+Rk1](3其中,fsp,k1為短樁復(fù)合地基承載力標(biāo)準(zhǔn)值;fk為天然地基承載力標(biāo)準(zhǔn)值;A1為每根短樁分擔(dān)的面積;Ap1為短樁單樁截面面積;為樁間土強(qiáng)度提高系數(shù);為樁間土強(qiáng)度發(fā)揮程度;Rk1為短樁單樁承載力標(biāo)準(zhǔn)值。2長短樁復(fù)合地基承載力可用下式進(jìn)行估算:fsp,k2=1A2[fsp,k1(A2-Ap2+Rk2](4其中,fsp,k2為長短樁復(fù)合地基承載力標(biāo)準(zhǔn)值;A2為每根長樁分擔(dān)的面積;Ap2為長樁單樁截面面積;Rk2為長樁單樁承載力標(biāo)準(zhǔn)值。2長短樁復(fù)合地基的沉降計(jì)算2.1方法一把復(fù)合地基沉降量分為兩部分,復(fù)合地基加固區(qū)壓縮量S1和下臥層壓縮量S2。于是,在荷載作用下復(fù)合地基的總沉降量S可表示為兩部分之和,即:S=S1+S2。在復(fù)合地基沉降的使用計(jì)算方法中,對下臥層壓縮量S2大部分采用分層總和法計(jì)算,而對加固區(qū)范圍內(nèi)土層的壓縮量S1主要采用復(fù)合模量法。加固區(qū)范圍內(nèi)土層的壓縮量S1的計(jì)算。將復(fù)合地基加固區(qū)中增強(qiáng)體和基體兩部分視為一復(fù)合土體,采用復(fù)合壓縮模量來評價復(fù)合土體的壓縮性,并采用分層總和法計(jì)算:S1=n1piEcsiHi(5其中,pi為第i層復(fù)合土上附加應(yīng)力增量;Hi為第i層復(fù)合土體的厚度。下臥層壓縮量S2的計(jì)算,即:S2=ni=1e1i-e2i1+e1iHi=n1piEcsiHi(62.2方法二長短樁復(fù)合地基變形計(jì)算采用復(fù)合模量法,計(jì)算時采用的復(fù)11第33卷第8期2007年3月山西建筑SHANXIARCHITECTUREVol.33No.8Mar.2007合土層分層除與天然地基相同外,短樁樁端位置、長樁樁端位置也作為復(fù)合土層的分層邊界,從而將加固區(qū)分為1,2兩部分(見圖1。加固區(qū)1內(nèi)復(fù)合土層的模量等于天然地基模量的1倍,加固區(qū)2內(nèi)復(fù)合土層的模量等于天然地基模量的2倍,復(fù)合土層和下臥層土體內(nèi)的應(yīng)力分布采用各向同性均質(zhì)的直線變形體理論,復(fù)合地基最終變形量可按下式計(jì)算:Sc=n1i=1p01Esi(Zii-Zi-1i-1+n2i=n1+1p02Esi(Zii-Zi-1i-1+n3i=n2+1p0Esi(Zii-Zi-1i-1(7其中,n1為加固區(qū)1范圍土層分層數(shù);n2為加固區(qū)1,2范圍土層分層數(shù);n3為沉降計(jì)算深度范圍內(nèi)土層總的分層數(shù);p0為對應(yīng)于荷載標(biāo)準(zhǔn)值時的基礎(chǔ)底面處的附加壓力;Esi為基礎(chǔ)底面下的第i層土的壓縮模量;Zi,Zi-1為基礎(chǔ)底面至第i層土、第i-1層土底面的距離;i,i-1為基礎(chǔ)底面計(jì)算點(diǎn)至第i層土、第i-1層土底面范圍內(nèi)平均附加應(yīng)力系數(shù);1為加固區(qū)1土的模量提高系數(shù),1=fsp,k2fsk;2為加固區(qū)2土的模量提高系數(shù),2=fsp,k2fsp,k1;為沉降計(jì)算修正系數(shù),根據(jù)地區(qū)沉降觀測資料及經(jīng)驗(yàn)確定。3實(shí)例計(jì)算3.1工程概況某商住樓工程,由兩棟主樓組成,中間為一層裙樓,建筑總面積約為2354m2,主樓十二層,地下室一層。主樓與裙樓均采用框架結(jié)構(gòu),采用樁箱基礎(chǔ),主樓與裙樓之間在施工時設(shè)置后澆帶。兩棟主樓基礎(chǔ)埋深分別為-4.4m和-2.4m,基礎(chǔ)尺寸分別為30.8m16.6m和30.8m20m,主樓上部設(shè)計(jì)荷載為233kPa。設(shè)計(jì)長樁為600鉆孔灌注樁,強(qiáng)度為C25,有效樁長為36.5m~38.5m,樁端持力層進(jìn)入中等風(fēng)化巖層1.0m,短樁與長樁間斷設(shè)置,采用600水泥攪拌樁,樁長為9.0m,水泥摻入量15%,兩棟主樓與裙樓共布置長樁179根,短樁149根。該工程場地地形平坦,地面標(biāo)高在海拔高程3.76m~4.02m之間,場地土屬第四系全新世沖海相沉積地層。場區(qū)淺部地下水為淺層孔隙潛水,主要接受大氣降水補(bǔ)充,與地表水水力聯(lián)系密切,對混凝土無侵蝕性。3.2承載力的計(jì)算方法一:長短樁復(fù)合地基承載力可按下式計(jì)算:fsp,k=m1Rdk1Ap1+1m1Rdk2Ap2+2(1-m1-m2fs,k=17.28+220.19+63.37=300.84kPa。由計(jì)算結(jié)果可知:長短樁復(fù)合地基的承載力滿足承載力設(shè)計(jì)值233kPa的要求。方法二:1短樁復(fù)合地基承載力用下式進(jìn)行估算:fsp,k1=[1.00.9570(511.28-12.44+8957.3]/511.28=82.40kPa。2長短樁復(fù)合地基承載力可用下式進(jìn)行估算:fsp,k2=1A2[fsp,k1(A2-Ap2+Rk2]=[1.00.9582.4(511.28-11.78+73244.7]/511.28=219.73kPa。3承載力的修正:fc,sp=fsp,k2+m(d-1.5=219.73+(4.4-1.5=277.73kPa。由計(jì)算結(jié)果可知:方法二的計(jì)算同樣滿足承載力設(shè)計(jì)值233kPa的要求。3.3沉降計(jì)算方法一:沉降計(jì)算結(jié)果S=Si=19.4mm。方法二:最后所得沉降為:Sc=[n1i=1p01Esi(Zii-Zi-1i-1+n2i=n1+1p02Esi(Zii-Zi-1i-1+n3i=n2+1p0Esi(Zii-Zi-1i-1]=8.0mm。4結(jié)語1通過兩種計(jì)算方法對算例的承載力計(jì)算結(jié)果得出,采用承載力計(jì)算方法一所得的承載力大于方法二計(jì)算的承載力。所以,在兩種計(jì)算方法都可行的情況下,方法二所得的設(shè)計(jì)值比方法一要偏于保守。從經(jīng)濟(jì)性來看,利用方法一進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算將比方法二更合理。而從工程可靠性方面來看,建議采用方法二進(jìn)行長短樁復(fù)合地基的承載力的設(shè)計(jì)計(jì)算。2從沉降計(jì)算結(jié)果看,方法一的沉降計(jì)算結(jié)果相對方法二的計(jì)算結(jié)果更接近實(shí)際沉降檢測結(jié)果。所以,建議采用第一種沉降計(jì)算方法進(jìn)行長短樁復(fù)合地基的沉降驗(yàn)算。3用柔性樁補(bǔ)充樁間土承載力不足,而剛性樁又對柔性樁起到保護(hù)作用,用剛性樁與柔性樁交叉布置,使加固地基形成整體,共同承受上部荷載壓力。從此工程效果來看,地基的設(shè)計(jì)達(dá)到了較為理想的狀態(tài)。4短樁的選擇具有較大的可調(diào)性,在設(shè)計(jì)考慮經(jīng)濟(jì)效果時,要特別注意短樁成樁質(zhì)量的可靠性。樁的有效長度不僅受樁身強(qiáng)度的影響,而且受樁身質(zhì)量的影響。實(shí)踐證明,當(dāng)樁身質(zhì)量可靠的情況下,混凝土攪拌樁的長度完全可以增加到20m以上。同時,剛性樁內(nèi)加入鋼筋又能增大剛性樁抵抗水平剪力的能力。參考文獻(xiàn):[1]閻明禮.地基處理技術(shù)[M].北京:中國環(huán)境出版社,1996.[2]龔曉南.復(fù)合地基[M].杭州:浙江大學(xué)出版社,1992.[3]葛祈聲,龔曉南,張先明.長短樁設(shè)計(jì)計(jì)算方法和探討[J].建筑結(jié)構(gòu),2002,32(7:34,7.[4]楊軍龍,龔曉南,孫邦臣.長短樁復(fù)合地基沉降計(jì)算方法探討[J].建筑結(jié)構(gòu),2002,32(7:810,26.[5]龔曉南.復(fù)合地基理論及工程應(yīng)用[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2002.3031.[6]劉海濤.剛?cè)嵝蚤L短樁復(fù)合地基工程性狀分析[D].杭州:浙江大學(xué),2004.TheanalysisofthelongshortpilecompositefoundationfordesignHANJiangangCHENYibaiXIONGYaolongAbstract:ThispapersummarizedthedesignmentalityofLongshortpilecompositefoundationfirstly.Then,twokindofcomputingmethodsareintroduced.Thetwomethodsarecomparedbytherealityengineeringexample,theadvantageandshortcominghasbeenobtained,whichwillbeusefulfordesigner.Keywords:longshortpilecompositefoundation,bearingcapacity,subsidence12第33卷第8期2007年3月山西建筑第36卷增刊(I2006年7月東南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版JOURNALOFSOUTHEASTUNIVERSITY(NaturalScienceEditionVol136Sup(IJuly2006一種新的重復(fù)自適應(yīng)摩擦補(bǔ)償方法及其在高精度伺服系統(tǒng)中的應(yīng)用楊松曾鳴蘇寶庫(哈爾濱工業(yè)大學(xué)控制科學(xué)與工程系,哈爾濱150001摘要:針對高精度轉(zhuǎn)臺直流力矩電機(jī)系統(tǒng)中存在的非線性動態(tài)摩擦及周期性波動力矩擾動,為提高轉(zhuǎn)臺位置的跟蹤精度,提出了一種新的重復(fù)自適應(yīng)摩擦補(bǔ)償方法,將重復(fù)控制機(jī)制引入到基于自適應(yīng)控制的摩擦補(bǔ)償策略中.電機(jī)中摩擦模型采用摩擦參數(shù)非一致性變化的LuGre動態(tài)模型.該方法的控制律包含一個參數(shù)自適應(yīng)律、等效PD控制律和一個重復(fù)控制律.其中,參數(shù)自適應(yīng)律用來估計(jì)未知模型參數(shù)并予以補(bǔ)償,而插入的重復(fù)控制器用來提高系統(tǒng)運(yùn)動曲線的跟蹤性能.Lyapunov方法證明該補(bǔ)償方法保證了閉環(huán)系統(tǒng)全局穩(wěn)定性和對期望位置信號的漸近跟蹤.最后,通過對高精度伺服系統(tǒng)的仿真研究證明了該改進(jìn)補(bǔ)償方法的有效性.關(guān)鍵詞:重復(fù)控制;摩擦補(bǔ)償;LuGre動態(tài)模型;跟蹤性能中圖分類號:TP27315文獻(xiàn)標(biāo)識碼:A文章編號:1001-0505(2006增刊(I-0074-05Newrepetitiveadaptivefrictioncompensationschemeinhigh-preciseservosystemYangSongZengMingSuBaoku(DepartmentofControlScienceandEngineering,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150001,ChinaAbstract:AnewrepetitiveadaptivecompensationschemeisproposedforthedynamicfrictionandperiodicripplemomentinaDC(directcurrentmotorsystem.Therepetitivecontrolschemeisaddedintotheadaptive-basedcompensationscheme.ALuGredynamicfrictionmodelwithnon-uniformvariationparametersisusedinthemotorsystem.ThecompensationalgorithmconsistsofaPD(proportiondifferentialcomponent,anadap-tivecomponentandarepetitivecomponent.Theadaptivecomponentisusedtoestimateandcompensateforun-knownmodelparameters,whiletheinducedrepetitivecontrollerismotivatedbytheattempttoimprovethesys-temmotiontrajectorytrackingperformance.Thesystemstabilityandtheuniformultimatepositiontrackingper-formanceareguaranteedbyutilizingtheLyapunovmethod.Finally,computersimulationsverifytheeffective-nessoftheproposedschemeforthehigh-precisionservosystem.Keywords:repetitivecontrol;frictioncompensation;LuGredynamicmodel;trackingperformance收稿日期:2006-04-20.基金項(xiàng)目:武器裝備預(yù)研基金資助項(xiàng)目(5145404HT01.,由于直流力矩電機(jī)系統(tǒng)的高效性、可靠性及易維護(hù)性,而被廣泛應(yīng)用于高精度伺服系統(tǒng)中.但是非線性動態(tài)摩擦和周期性波動力矩擾動的存在使得系統(tǒng)的性能進(jìn)一步惡化,因此消除或抑制系統(tǒng)中的非線性力矩擾動并進(jìn)一步提高系統(tǒng)運(yùn)動曲線跟蹤性能是現(xiàn)階段亟待解決的問題.針對系統(tǒng)中的非線性力矩擾動,一個行之有效的補(bǔ)償方法就是應(yīng)用在線的自適應(yīng)算法,不斷地估計(jì)辨識摩擦模型和波動力矩進(jìn)而補(bǔ)償所有未知參數(shù).目前,已經(jīng)提出了許多各有特點(diǎn)的自適應(yīng)補(bǔ)償方法.文獻(xiàn)[1]提出了一種自適應(yīng)魯棒控制器處理庫侖、粘滯加Stribeck項(xiàng)摩擦模型.在實(shí)際應(yīng)用中,這些靜態(tài)摩擦模型不能真實(shí)地反映實(shí)際摩擦對系統(tǒng)造成的非線性影響,所以不能應(yīng)用在高精度運(yùn)動控制系統(tǒng)中.文獻(xiàn)[2]提出了一種新的摩擦模型LuGre動態(tài)模型,該模型考慮了2個接觸表面之間彈性剛毛的平均偏移來表征摩擦的動態(tài)行為,從而可以描述大多數(shù)在應(yīng)用中觀察到的動、靜摩擦特性;進(jìn)而提出了2種自適應(yīng)補(bǔ)償方法,但是假設(shè)所有摩擦參數(shù)隨外界影響一致變化.近來,很多學(xué)者開始廣泛研究重復(fù)控制與非線性摩擦補(bǔ)償相結(jié)合的控制策略.基于內(nèi)模原理設(shè)計(jì)的改進(jìn)重復(fù)控制器[3]抑制系統(tǒng)中的非線性摩擦力矩并提高系統(tǒng)的跟蹤精度;Gi,等[4]提出一種包含重復(fù)控制算法的控制策略來跟蹤周期性參考輸入,依此提高了系統(tǒng)運(yùn)動曲線的跟蹤性能;文獻(xiàn)[5]從工程角度上討論了考慮Stribeck效應(yīng)的數(shù)字重復(fù)控制系統(tǒng)的設(shè)計(jì)方法,并且所提出的方法保證了速度跟蹤誤差快速收斂至零.為了更好地提高轉(zhuǎn)臺直流力矩電機(jī)系統(tǒng)的位置跟蹤精度,文獻(xiàn)[6]采用LuGre摩擦模型,并假設(shè)全部摩擦參數(shù)未知且隨外界條件非一致性變化,對系統(tǒng)中的摩擦進(jìn)行補(bǔ)償.本文在此基礎(chǔ)上提出一種新的重復(fù)自適應(yīng)摩擦補(bǔ)償控制律.該控制律包括參數(shù)自適應(yīng)律、等效PD控制律和重復(fù)控制律,其中,參數(shù)自適應(yīng)律用來估計(jì)和補(bǔ)償未知模型參數(shù),插入的重復(fù)控制器用來提高系統(tǒng)運(yùn)動曲線的跟蹤性能.最后Lyapunov方法和仿真結(jié)果證明該控制器保證了閉環(huán)系統(tǒng)的漸近穩(wěn)定性和對期望位置信號的漸近跟蹤,從而提高了轉(zhuǎn)臺搖擺工作狀態(tài)的控制精度.1考慮摩擦特性的簡化直流力矩電機(jī)模型簡化的直流力矩電機(jī)系統(tǒng)的傳遞函數(shù)框圖如圖1所示.圖1簡化無刷直流電機(jī)系統(tǒng)傳遞函數(shù)框架根據(jù)文獻(xiàn)[7]的推導(dǎo)結(jié)果得到簡化直流力矩電機(jī)系統(tǒng)動態(tài)方程b&x=a?x+u-Ff-Fr(1式中,a=-pke;b=3pkeL;Ff=3pkeLfric;Fr=3pkeLrip;x是轉(zhuǎn)子角位置;u是系統(tǒng)的綜合控制律;Ffric和Frip分別表示非線性動態(tài)摩擦力矩和周期性波動力矩;J,p,ke,R和L分別表示系統(tǒng)的轉(zhuǎn)動慣量、極對數(shù)、電壓常數(shù)、電樞電阻及等效增益.非線性動態(tài)摩擦力矩模型采用文獻(xiàn)[2]中介紹的LuGre動態(tài)模型dt=?x-g(?xz,Ffric=B0z+B1dt+B2?x(2式中,z為不可測的中間狀態(tài);B0,B1,B2為非一致性變化的摩擦力矩參數(shù),分別代表剛毛偏移強(qiáng)度、滑動阻尼系數(shù)及粘滯摩擦系數(shù);g(?x選擇為表述Stribeck效應(yīng)的方程,即g(?x=Fc+(Fs-Fce-x2(3式中,F代表庫侖摩擦和最大靜摩擦;v為Stribeck速率,其值按經(jīng)驗(yàn)選取.除了摩擦力矩,式(1中另外的擾動力矩為波動力矩.通常情況下,直流電機(jī)波動力矩一般認(rèn)為在某一轉(zhuǎn)速下,可以由固定頻率和幅值的正弦函數(shù)表示[8]Fr=Arsin(Xx+W=Ar1cos(Xx+Ar2sin(Xx(4式中,Ar,Ar1,Ar2,X,W均為正常數(shù).將式(2和(4代入式(1中,完整的直流力矩電機(jī)系統(tǒng)動態(tài)方程為b&x=a?x+u-H?x-B0z+B1g(?xz-Ar1cos(Xx-Ar2sin(Xx(5式中,H=(B1+B2>0.考慮到一般參考輸入的周期性,為了進(jìn)一步提高系統(tǒng)運(yùn)動曲線的跟蹤性能,我們將重復(fù)控制機(jī)制引入到基于自適應(yīng)控制的補(bǔ)償方法,進(jìn)而設(shè)計(jì)一個新的重復(fù)自適應(yīng)控制器來估計(jì)、補(bǔ)償這些未知參數(shù)并進(jìn)一步保證系統(tǒng)對期望位置信號的漸近跟蹤.2重復(fù)控制機(jī)制[9].,75增刊(I楊松,等:一種新的重復(fù)自適應(yīng)摩擦補(bǔ)償方法及其在高精度伺服系統(tǒng)中的應(yīng)用一個穩(wěn)定的反饋系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)對某一外激勵信號的穩(wěn)態(tài)無差跟蹤或抑制,則其充分必要條件是在系統(tǒng)回路內(nèi)設(shè)置這一信號的發(fā)生器.所謂信號發(fā)生器是指一個自治線性系統(tǒng),在一定初始條件下,其輸出為指定信號.Inoue[10]則根據(jù)內(nèi)模原理提出了重復(fù)控制機(jī)制:任何具有周期T的信號都會通過加在正反饋環(huán)內(nèi)的時滯環(huán)節(jié)產(chǎn)生.如果我們把這個環(huán)節(jié)加到穩(wěn)定的閉環(huán)系統(tǒng)中,它將跟蹤和/或抑制具有周期為T的外部參考輸入和/或擾動信號.一般情況,圖2中任何周期信號發(fā)生器KM均稱為重復(fù)控制器,而把包含該控制器的系統(tǒng)統(tǒng)稱為重復(fù)控制系統(tǒng).圖2任何周期信號的內(nèi)模3一種新的重復(fù)自適應(yīng)摩擦補(bǔ)償方法首先定義位置跟蹤誤差方程e1(t=x(t-xd(t(6e2(t=?e1(t+k0e1(t(7式中,xd(t為給定的期望位置信號,并認(rèn)為它是具有二階導(dǎo)數(shù)的平滑有界信號,k0為正值的反饋增益常數(shù).將式(6代入式(7中,可以得到e2=?x-xeq(8式中,xeq=?xd-k0e1.由于G(s=e1(se2(s=s+k0是一個穩(wěn)定的傳遞函數(shù),可以看出如果e2很小或者指數(shù)收斂到零,那么e1也會很小或者指數(shù)收斂到零.所以下面的目的就要使e2盡量地小