樁網(wǎng)復合地基樁土應(yīng)力比的確定-(完整版)實用資料

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樁網(wǎng)復合地基樁土應(yīng)力比的確定（完整版）實用資料(可以直接使用，可編輯完整版實用資料，歡迎下載）2007年第3期水文地質(zhì)工程地質(zhì)根據(jù)現(xiàn)場實測土工格柵延伸率,繪制其隨時間及填土高度變化關(guān)系曲線如圖6所示。圖中顯示,土工格柵各處延伸率隨填土高度的增加而增加;格柵變形穩(wěn)定時,樁帽邊緣處格柵延伸率較大,約7.6‰,樁間土中心處約3.05‰,樁頂中心處約3.5‰。圖6土工格柵延伸率一荷載關(guān)系曲線圖Fig.6ReIa緬n印臣phbe押∞ntl地eI∞ga廿蛐mt萱oofg∞technicgriuevSloadl一填土高度;2一延伸率表2中可以得出,計算結(jié)果與實測結(jié)果誤差較小,本文提出的理論公式符合工程實際。4結(jié)論(1路堤下管樁復合地基兼有“豎向增強體型”、“水平向增強體型”復合地基優(yōu)點,即具有樁體、墊層、擠密、加筋加固、排水等作用,能有效提高地基承載力、增強土體穩(wěn)定性、減小沉降和差異沉降;(2根據(jù)太沙基提出的土拱效應(yīng)存在條件,路堤填土中的土拱效應(yīng)是有條件并能夠存在的;(3基于樁間加筋墊層彎沉呈拋物線的假設(shè)和winkle彈性地基理論基礎(chǔ)上,推導出了加筋材料拉拔力、延伸率的計算公式,從而推導了加筋墊層對樁土荷載分擔比的調(diào)節(jié)作用的理論計算公式。參考文獻:[1]土工合成材料工程應(yīng)用手冊編寫委員會,土工合成材料工程應(yīng)用手冊[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社.1994.[2]’rerzaghiK.7nleoreticalsoilmechaIlics[M].NewYork:JohnWiley&Son,1943.[3]張建勛,陳福全.樁承土工織物加筋地基的研究與工程應(yīng)用綜述[J].福建工程學院學報,2003,11(3:10一15.[4]重慶建筑工程學院,同濟大學.巖體力學[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,1979:155—158.[5]賈海莉,王成華.李江洪,關(guān)于土拱效應(yīng)的幾個問題[J].西南交通大學學報,2003,138(4:398—402.Determi艦tionofthestressrat:ioofpileandsoilofpile—netcompositefbundationCHENJuanl,WUXi—chen2(1.劬i珊se踟覘瑚毋Q廠&∞cie耽e’s,耽危on430074,吼打m;2.事P如九8HDesj留n口nd兄ese口,℃A如s￡i￡I‘把妒Si∞coGf,甲P玨九nn爭30064,C矗inoAbstract:Pile—netcompositefoundationhassomemeritinbuildingupthereinforcementofcompositefoundationsi瑚Lultaneousinvenicalandhorizontaldirections,inenhaneingthebearingc印acityoffoundationsoil,andminishingthenon-unifo瑚settlement,especiallycontrollingthephenomenonofVehicledumppingonbddgeheadinthefoundationtreatmentoftmnsitionalsegment,whichispmvedbypractice.Thisanicleanalysesthereinforcementmechanism0fpile—netcompositefoundationmainly,combiningnaturalequilibriumarchtheoryandreinforcedcushiontensionmembmnetheorytodeducethecalculationforrnulaofthestressratioofpile-soilinthepile?netcompositefoundationunderembankment.Itisindicatedbythepmjectthatthecalculationfo瑚ulaofthestressmtioofpile—soilinthisarticleisapplicable.Keywords:pile-netcompositefoundation;stressratioofpileandsoil;effectofsoilarch;effecto“ensionmembI.ane編輯:王宏樁網(wǎng)復合地基樁土應(yīng)力比的確定作者:陳娟,吳西臣,CHENJuan,WUXi-chen作者單位:陳娟,CHENJuan(中國地質(zhì)大學工程學院,武漢,430074,吳西臣,WUXi-chen(武漢中漢巖土工程技術(shù)開發(fā)公司,武漢,430074刊名:水文地質(zhì)工程地質(zhì)英文刊名:HYDROGEOLOGY&ENGINEERINGGEOLOGY年,卷(期:2007,34(3被引用次數(shù):6次參考文獻(5條1.賈海莉;王成華;李江洪關(guān)于土拱效應(yīng)的幾個問題[期刊論文]-西南交通大學學報2003(042.重慶建筑工程學院;同濟大學巖體力學19793.張建勛;陳福全樁承土工織物加筋地基的研究與工程應(yīng)用綜述[期刊論文]-福建工程學院學報2003(034.TerzaghiKTheoreticalsoilmechanics19435.《土工合成材料工程應(yīng)用手冊》編寫委員會土工合成材料工程應(yīng)用手冊1994本文讀者也讀過(10條1.張繼文.李殿龍.曾俊鋮.童小東.涂永明CFG樁網(wǎng)復合地基樁土應(yīng)力荷載比試驗研究[期刊論文]-鐵道建筑2021(72.樁網(wǎng)復合地基樁土應(yīng)力比的影響因素分析[期刊論文]-山西建筑2021,35(293.葉陽升.蔡德鉤.閆宏業(yè).張千里樁網(wǎng)支承路基結(jié)構(gòu)的模型試驗方法[期刊論文]-鐵道建筑2021(74.肖宏.蔣關(guān)魯樁網(wǎng)結(jié)構(gòu)柔性拱效應(yīng)研究[期刊論文]-鐵道標準設(shè)計2021(125.陳凱杰.雷學文.CHENKai-jie.LEIXue-wen樁~網(wǎng)復合地基樁土應(yīng)力比的影響因素分析[期刊論文]-土工基礎(chǔ)2006,20(16.馬建林.劉俊飛.朱明.李寶林高速鐵路CFG樁網(wǎng)復合地基樁土承載特性試驗研究[期刊論文]-鐵道建筑2021(77.劉艷芬淺談樁-網(wǎng)復合地基[期刊論文]-山西煤炭管理干部學院學報2021,21(38.魏永幸.WEIYong-xing遂渝線無砟軌道樁-網(wǎng)結(jié)構(gòu)路基及其試驗研究[期刊論文]-鐵道工程學報2007,24(129.胡立科樁承加筋土復合地基性狀試驗研究與有限元分析[學位論文]202110.趙偉.楊果林.ZHAOWei.YANGGuo-lin路堤下樁-網(wǎng)復合地基樁土應(yīng)力現(xiàn)場試驗研究[期刊論文]-水文地質(zhì)工程地質(zhì)2021,36(3引證文獻(7條1.戴洪軍.劉欣良.任治軍.韋華圓形煤場中樁-網(wǎng)復合地基原體試驗研究[期刊論文]-巖土力學2021(22.楊果林.黃向京.趙偉紅粘土樁-網(wǎng)復合地基現(xiàn)場試驗研究[期刊論文]-水文地質(zhì)工程地質(zhì)2021(13.林德建.蔣軍.黃啟勝.羅宏文樁承加筋土復合地基土工格柵張拉力計算[期刊論文]-低溫建筑技術(shù)2021(44.高勝利.魏宏.劉天福路堤荷載下帶帽樁-網(wǎng)復合地基樁土應(yīng)力比研究[期刊論文]-鐵道建筑2021(125.樁網(wǎng)復合地基樁土應(yīng)力比的影響因素分析[期刊論文]-山西建筑2021(296.趙偉.楊果林路堤下樁-網(wǎng)復合地基樁土應(yīng)力現(xiàn)場試驗研究[期刊論文]-水文地質(zhì)工程地質(zhì)2021(37.劉艷芬淺談樁-網(wǎng)復合地基[期刊論文]-山西煤炭管理干部學院學報2021(3第33卷第3期巖土力學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,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上,或者針對單樁的承載特性進行研究,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)計參數(shù)及樁-土接觸面等參數(shù)對旋噴群樁復合地基承載特性的影響進行了研究。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度會提高復合地基承載能力;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;復合地基;承載特性;三維數(shù)值分析中圖分類號:TU473.1文獻標識碼: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)集中在工法的改進上[3-4],或者針對單樁的承載特性進行研究,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)對旋噴群樁復合地基承載特性進行了研究。2有限元計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)計參數(shù)及樁-土接觸面參數(shù)變化下復合地基的承載特性,本文建立了用于對比的基準有限元分析模型,并通過改變基準模型中的對第3期安關(guān)峰等:旋噴群樁復合地基承載特性的數(shù)值分析應(yīng)參數(shù)進行計算比較得出結(jié)論。基準模型中,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?；鶞誓Ｐ偷目傮w單元數(shù)量為98100個,節(jié)點數(shù)量為51956個,所有單元均為六節(jié)點五面體實體單元?；鶞实挠邢拊w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,當旋噴樁布置方式為矩形布置時(見圖3,復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;當旋噴樁布置方式為梅花形布置時(見圖4,復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,復合地基采用這兩種不同的旋噴樁布置方式時,其對復合地基的變形及受力特征影響很小,可以忽略不計。(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旋噴樁樁長對復合地基承載特性的影響本文基準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2021年究旋噴樁的樁長對復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,并將計算結(jié)果與基準模型結(jié)果進行比較(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合地基承載特性的影響本文中基準模型的彈性模量E=10400MPa。為了研究旋噴樁彈性模量對復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,并將計算結(jié)果與基準模型結(jié)果進行比較。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合地基的承載能力。但旋噴樁材料強度與地基承載能力并不是呈線性關(guān)系,當旋噴樁材料彈性模量達到一定值后,繼續(xù)增加對提高復合地基承載能力的貢獻不大。5m6m7m8m9m10m11m12m13m14m15m16m17m18m19m5m6m7m8m9m10m11m12m13m14m15m16m17m18m19m908第3期安關(guān)峰等:旋噴群樁復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旋噴樁樁徑對復合地基承載特性的影響本文中基準模型的樁徑為0.5m。為了研究旋噴樁樁徑對復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,并將計算結(jié)果與基準模型結(jié)果進行比較。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,由于復合地基置換率低,樁-土之間彈性模量的差異導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上部荷載,因此,相對而言,樁身應(yīng)力就降低。進一步分析可知,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。可見,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樁身標高/m樁身豎向應(yīng)力/kPa0-1-2-3-4-5-6-7-8-9-10100200300400土層標高/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合地基承載特性的影響,選取樁間土的地表沉降進行研究。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,當旋噴樁樁徑達到一定值后,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旋噴樁樁距對復合地基承載特性的影響本文中基準模型的樁距為1m。為了研究旋噴樁樁距對復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,并將計算結(jié)果與基準模型結(jié)果進行比較。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,旋噴樁復合地基的整體置換率降低,旋噴樁承擔了更多的上部荷載,因此,相對而言,樁身應(yīng)力提高。當樁距增加到一定距離后,樁體本身的豎向應(yīng)力會進一步提高,直至達到抗壓強度而發(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，復合地基的承載能力也大為降低。3.6樁-土界面單元對復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接觸面單元對復合地基承載特性的影響，本文建立了考慮樁-土接觸的復合地基數(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)合以往同類文獻的經(jīng)驗進行選定，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。通過計算發(fā)現(xiàn)，當樁-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合地基承載特性的影響，選取樁間土的地表沉降進行研究。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合地基的豎向沉降，旋噴樁復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2021年參考文獻[1]姚賢華,裴松偉,趙順波.高壓旋噴樁復合地基承載特性的有限元分析[J].華北水利水電學院學報,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.高壓旋噴樁復合土釘墻Plaxis有限元分析[J].探礦工程(巖土掘進工程,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.鐵路橋梁旋噴樁復合地基的三維彈性有限元分析[J].鐵道學報,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)大學學報,2007,26(1:59－61.QIANXiao-li,TAOLong-guang,LIUBo.Performanceanalysisofsinglepile-soilinterfaceunderverticalload[J].JournalofLiaoningTechnicalUniversity,2007,26(1:59－61.4結(jié)論（1）當旋噴樁復合地基采用不同的旋噴樁布置方式時，其對復合地基的變形及受力特征影響很小，可以忽略不計。（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合地基的承載能力，當旋噴樁材料彈性模量達到一定值后，繼續(xù)增加對提高復合地基承載能力的貢獻不大。（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。當旋噴樁樁徑達到一定值后，繼續(xù)增大樁徑對提高地基抵抗豎向沉降能力的貢獻不大。（5）隨著樁距的增加，旋噴樁樁身應(yīng)力提高。當樁距增加到一定距離后，樁體本身的豎向應(yīng)力會進一步提高直至達到抗壓強度而發(fā)生破壞。增加旋噴樁樁距會加速增大復合地基的豎向沉降，旋噴樁復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長短樁復合地基設(shè)計計算分析收稿日期:20061016作者簡介:韓建剛(1975,男,博士后,副教授,海南大學土木工程系,海南?？?70228陳奕柏(1959,男,副教授,海南大學土木工程系,海南?？?70228熊搖龍(1983,男,海南大學土木工程系本科生,海南?？?70228韓建剛陳奕柏熊搖龍摘要:闡述了長短樁復合地基的設(shè)計思想,介紹了兩種常用的長短樁復合地基承載力和沉降的計算方法,并通過實際算例對兩種方法進行了比較,得出了兩種方法的優(yōu)缺點,為設(shè)計提供了參考依據(jù)。關(guān)鍵詞:長短樁復合地基,承載力,沉降中圖分類號:TU473.1文獻標識碼:A引言目前的常規(guī)樁基礎(chǔ)設(shè)計理論,一般采用等長長樁,而當這種樁基礎(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、剛性樁在復合地基中的荷載傳遞機理和沉降變形控制的認識,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合地基。雖然近年來巖土學者和工程師對長短樁復合地基進行了一些理論和現(xiàn)場實驗研究,并取得了一些成果,且在工程實踐中也得以應(yīng)用。但在目前,對其作用機理的認識還不夠全面和深入,也尚未形成完善的設(shè)計理論和設(shè)計方法,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合地基承載力和沉降的計算方法,并通過實際算例對兩種方法進行了比較,從而得出了兩種方法的優(yōu)缺點,為設(shè)計提供了參考依據(jù)。1長短樁復合地基承載力計算方法1.1方法一長短樁復合地基承載力可按下式計算: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為復合地基、樁間土的承載力標準值;Rdk1,Rdk2為長、短樁單樁承載力標準值。Rdk1,Rdk2可以由荷載實驗來確定,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準值;qp為樁端土地基承載力標準值;,為折減系數(shù)。1.2方法二長短樁復合地基的承載力可參照同一樁長復合地基承載力,第一步計算短樁復合地基承載力,然后視短樁復合地基為長樁復合地基的樁間土,計算長短樁復合地基的承載力。1短樁復合地基承載力用下式進行估算:fsp,k1=1A1[fk(A1-Ap1+Rk1](3其中,fsp,k1為短樁復合地基承載力標準值;fk為天然地基承載力標準值;A1為每根短樁分擔的面積;Ap1為短樁單樁截面面積;為樁間土強度提高系數(shù);為樁間土強度發(fā)揮程度;Rk1為短樁單樁承載力標準值。2長短樁復合地基承載力可用下式進行估算:fsp,k2=1A2[fsp,k1(A2-Ap2+Rk2](4其中,fsp,k2為長短樁復合地基承載力標準值;A2為每根長樁分擔的面積;Ap2為長樁單樁截面面積;Rk2為長樁單樁承載力標準值。2長短樁復合地基的沉降計算2.1方法一把復合地基沉降量分為兩部分,復合地基加固區(qū)壓縮量S1和下臥層壓縮量S2。于是,在荷載作用下復合地基的總沉降量S可表示為兩部分之和,即:S=S1+S2。在復合地基沉降的使用計算方法中,對下臥層壓縮量S2大部分采用分層總和法計算,而對加固區(qū)范圍內(nèi)土層的壓縮量S1主要采用復合模量法。加固區(qū)范圍內(nèi)土層的壓縮量S1的計算。將復合地基加固區(qū)中增強體和基體兩部分視為一復合土體,采用復合壓縮模量來評價復合土體的壓縮性,并采用分層總和法計算:S1=n1piEcsiHi(5其中,pi為第i層復合土上附加應(yīng)力增量;Hi為第i層復合土體的厚度。下臥層壓縮量S2的計算,即:S2=ni=1e1i-e2i1+e1iHi=n1piEcsiHi(62.2方法二長短樁復合地基變形計算采用復合模量法,計算時采用的復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)復合土層的模量等于天然地基模量的2倍,復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,復合地基最終變形量可按下式計算: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為沉降計算深度范圍內(nèi)土層總的分層數(shù);p0為對應(yīng)于荷載標準值時的基礎(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)底面計算點至第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;為沉降計算修正系數(shù),根據(jù)地區(qū)沉降觀測資料及經(jīng)驗確定。3實例計算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)計荷載為233kPa。設(shè)計長樁為600鉆孔灌注樁,強度為C25,有效樁長為36.5m~38.5m,樁端持力層進入中等風化巖層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承載力的計算方法一:長短樁復合地基承載力可按下式計算:fsp,k=m1Rdk1Ap1+1m1Rdk2Ap2+2(1-m1-m2fs,k=17.28+220.19+63.37=300.84kPa。由計算結(jié)果可知:長短樁復合地基的承載力滿足承載力設(shè)計值233kPa的要求。方法二:1短樁復合地基承載力用下式進行估算:fsp,k1=[1.00.9570(511.28-12.44+8957.3]/511.28=82.40kPa。2長短樁復合地基承載力可用下式進行估算: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。由計算結(jié)果可知:方法二的計算同樣滿足承載力設(shè)計值233kPa的要求。3.3沉降計算方法一:沉降計算結(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通過兩種計算方法對算例的承載力計算結(jié)果得出,采用承載力計算方法一所得的承載力大于方法二計算的承載力。所以,在兩種計算方法都可行的情況下,方法二所得的設(shè)計值比方法一要偏于保守。從經(jīng)濟性來看,利用方法一進行設(shè)計計算將比方法二更合理。而從工程可靠性方面來看,建議采用方法二進行長短樁復合地基的承載力的設(shè)計計算。2從沉降計算結(jié)果看,方法一的沉降計算結(jié)果相對方法二的計算結(jié)果更接近實際沉降檢測結(jié)果。所以,建議采用第一種沉降計算方法進行長短樁復合地基的沉降驗算。3用柔性樁補充樁間土承載力不足,而剛性樁又對柔性樁起到保護作用,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)計達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)計考慮經(jīng)濟效果時,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度的影響,而且受樁身質(zhì)量的影響。實踐證明,當樁身質(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:[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.復合地基[M].杭州:浙江大學出版社,1992.[3]葛祈聲,龔曉南,張先明.長短樁設(shè)計計算方法和探討[J].建筑結(jié)構(gòu),2002,32(7:34,7.[4]楊軍龍,龔曉南,孫邦臣.長短樁復合地基沉降計算方法探討[J].建筑結(jié)構(gòu),2002,32(7:810,26.[5]龔曉南.復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短樁復合地基工程性狀分析[D].杭州:浙江大學,2004.TheanalysisofthelongshortpilecompositefoundationfordesignHANJiangangCHENYibaiXIONGYaolongAbstract:ThispapersummarizedthedesignmentalityofLongshortpilecompositefoundationfirstly.Then,twokindofcomputingmethodsareintroduced.Thetwomethodsarecomparedbytherealityengineeringexample,theadvantageandshortcominghasbeenobtained,whichwillbeusefulfordesigner.Keywords:longshortpilecompositefoundation,bearingcapacity,subsidence12第33卷第8期2007年3月山西建筑石灰樁用于深厚軟土地基的沉降計算分析胡春善(武鋼設(shè)計研究院,建筑分院,武漢430080提要:本文通過理論及算例分析了當石灰樁用于深厚軟土地基處理時沉降的主要來源。指出當石灰樁用于深厚軟土地基處理時,不僅要驗算承載力的大小,沉降計算也是很重要的。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。石灰樁復合地基作用機理概括為: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、化學反應(yīng),使樁具有一定強度,樁間土的力學性能得到改善,二者組成復合地基以承受荷載。四十年來,我國學者對石灰樁復合地基進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)試驗及微觀分析,進行了大量的工程實踐和沉降觀測。經(jīng)過細致的分析研究,較全面地解決了作用機理、變形及應(yīng)力測試、設(shè)計計算理論等關(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行列,在石灰樁基礎(chǔ)理論研究中處于國際先進地位,為石灰樁技術(shù)的進一步發(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,當軟弱層厚度小于6m,且經(jīng)石灰樁處理以后,復合地基的沉降量很小(約3-5cm。因此,設(shè)計人員往往將注意力集中在對承載力的驗算而忽視對沉降的計算。筆者認為,當軟土層厚度較小(6m以內(nèi),且石灰樁長度貫穿了軟土層時,沉降計算不是設(shè)計的關(guān)鍵。但是,當軟土層厚度很厚(即本文提出的深厚軟土層而石灰樁又未穿透軟土層時,沉降計算是必不可少的。本文通過理論分析及算例說明了這一點。二、沉降計算理論:石灰樁復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)果的分析和計算理論的實用性可作以下假設(shè):●石灰樁復合地基樁土變形協(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。●忽略樁頂初始結(jié)構(gòu)強度0σ的影響,并將樁、土、復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——復合土層的復合壓縮模量;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,基底標高為-2.000m,地質(zhì)情況見圖1。采用石灰樁復合地基,樁長5m,僅對地表下5m內(nèi)KPafk100=的黏土進行淺層處理。圖1地質(zhì)剖面圖下面我們進行復合地基承載力的驗算:基底附加壓力為122KPa,壓力擴散角23=θ,壓力擴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)計值KPaKPafz1762.177>=,即zczzfPP<+,因此,軟弱下臥層驗算滿足要求。根據(jù)計算,要使復合地基承載力標準值達到150KPa,當樁體的比例界限pkf取300KPa,樁間土的承載力skf取108KPa時,置換率219.0=m。所以,當石灰樁置換率達到時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。接下來我們計算筏板基礎(chǔ)中心點及角點的沉降,并對計算結(jié)果進行分析。采用分層總和法進行沉降計算,最終沉降量s(mm的計算公式如下:∑=---==niiiiisisszzEpss1110'(ααψψ式中s’——按分層總和法計算出的地基沉降量(mm;sψ——沉降計算經(jīng)驗系數(shù),根據(jù)地區(qū)沉降觀測資料及經(jīng)驗確定;n——地基沉降計算深度范圍內(nèi)所劃分的土層數(shù);p0——對應(yīng)于荷載標準值時的基礎(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)底面的計算點至第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沉降計算深度:(BBZnln4.05.2-=經(jīng)計算Zn取16m沉降計算結(jié)果見表1及表2。根據(jù)表1及表2將中心點及角點的沉降計算結(jié)果統(tǒng)計如下:加固區(qū)沉降Sf下臥層沉降Sx中心點角平點均74194725690173總沉降Sz330109220Sf/Sz22%17.4%21%Sf/Sz78%82.6%79%四、結(jié)論：通過計算分析，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.沉降計算的理論值往往大于實測值，筆者認為有以下幾點原因：(a基礎(chǔ)板對復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，我們的計算結(jié)果為最終沉降，而實際測得的往往為瞬時沉降。3.不能認為地基已經(jīng)加固就忽視對基礎(chǔ)的設(shè)計?；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:1．華南工學院等.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水泥土攪拌樁復合地基的設(shè)計和施工質(zhì)量檢驗作者:王飛,陳如海計算公式:fspk=mRaAp+(1-mfsk單樁面積m2:處理面積m2:復合地基承載力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合地基承載力計算表第33卷第3期巖土力學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,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上,或者針對單樁的承載特性進行研究,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)計參數(shù)及樁-土接觸面等參數(shù)對旋噴群樁復合地基承載特性的影響進行了研究。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度會提高復合地基承載能力;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;復合地基;承載特性;三維數(shù)值分析中圖分類號:TU473.1文獻標識碼: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)集中在工法的改進上[3-4],或者針對單樁的承載特性進行研究,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)對旋噴群樁復合地基承載特性進行了研究。2有限元計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)計參數(shù)及樁-土接觸面參數(shù)變化下復合地基的承載特性,本文建立了用于對比的基準有限元分析模型,并通過改變基準模型中的對第3期安關(guān)峰等:旋噴群樁復合地基承載特性的數(shù)值分析應(yīng)參數(shù)進行計算比較得出結(jié)論。基準模型中,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?；鶞誓Ｐ偷目傮w單元數(shù)量為98100個,節(jié)點數(shù)量為51956個,所有單元均為六節(jié)點五面體實體單元?；鶞实挠邢拊w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,當旋噴樁布置方式為矩形布置時(見圖3,復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;當旋噴樁布置方式為梅花形布置時(見圖4,復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,復合地基采用這兩種不同的旋噴樁布置方式時,其對復合地基的變形及受力特征影響很小,可以忽略不計。(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旋噴樁樁長對復合地基承載特性的影響本文基準模型中旋噴樁的樁長為10m。為了研沉降/mm-0.8-1.6-2.3-3