劉鵬，楊光華，范澤，劉惠康，張玉成

(1.廣州市黃埔區(qū)水務(wù)局，廣東廣州 510700;2.廣州市水務(wù)規(guī)劃勘測設(shè)計(jì)研究院，廣東廣州 510640; 3.廣東省水利水電科學(xué)研究院，廣東廣州510610;4.華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣東廣州 510641)

褥墊層對剛性樁復(fù)合地基承載性狀的影響

劉鵬1，2，楊光華3，范澤4，劉惠康4，張玉成3

(1.廣州市黃埔區(qū)水務(wù)局，廣東廣州 510700;2.廣州市水務(wù)規(guī)劃勘測設(shè)計(jì)研究院，廣東廣州 510640; 3.廣東省水利水電科學(xué)研究院，廣東廣州510610;4.華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣東廣州 510641)

褥墊層在剛性樁復(fù)合地基中起到協(xié)調(diào)樁土變形的作用，其厚度及變形模量等特性對剛性樁復(fù)合地基承載性狀有較大影響，褥墊層關(guān)鍵參數(shù)值在工程常規(guī)值范圍內(nèi)變化時(shí)，復(fù)合地基承載性狀有何影響并不清楚。為探討褥墊層的厚度及變形模量在常規(guī)值范圍內(nèi)變化時(shí)對剛性樁復(fù)合地基承載性狀的影響，結(jié)合工程實(shí)例進(jìn)行了相關(guān)計(jì)算分析。結(jié)果表明，褥墊層厚度在100～500 mm之間及變形模量在40～140 MPa之間范圍內(nèi)變化時(shí)，對復(fù)合地基樁土應(yīng)力比的影響較大，但對復(fù)合地基總沉降量的影響較小。另外，由于樁頂刺入褥墊層，樁身產(chǎn)生負(fù)摩阻力，負(fù)摩阻力對樁身承載有一定影響，但對復(fù)合地基總沉降量的影響有限，復(fù)合地基沉降計(jì)算時(shí)可以忽略其影響。

剛性樁復(fù)合地基;褥墊層;承載性狀;樁土應(yīng)力比

剛性樁復(fù)合地基由于沉降小、樁身質(zhì)量可靠，且施工速度快，在工程建設(shè)中應(yīng)用越來越廣泛，對沉降變形的可控性已使其在高層建筑中的應(yīng)用也越來越多。為揭示剛性樁復(fù)合地基承載性狀，科技工作者對此作了大量研究［1～4］，有力地推動了剛性樁復(fù)合地基理論的發(fā)展。褥墊層在剛性樁復(fù)合地基中起到協(xié)調(diào)樁土變形的重要作用，但由于材料屬性的不確定性，其工作機(jī)制及破壞機(jī)理均較復(fù)雜，對剛性樁復(fù)合地基承載性狀的影響也較為復(fù)雜，厚度及變形模量是褥墊層的關(guān)鍵參數(shù)，許多學(xué)者對此進(jìn)行了研究［5～7］。工程中復(fù)合地基載荷試驗(yàn)時(shí)，褥墊層一般采用中粗砂，厚度100～150 mm;剛性樁復(fù)合地基試驗(yàn)時(shí)褥墊層厚度一般取150 mm，變形模量一般為35～60 MPa。JGJ 79-2012《建筑地基處理技術(shù)規(guī)范》［8］要求實(shí)際基礎(chǔ)剛性樁復(fù)合地基褥墊層材料用中粗砂、級配砂石和碎石等，厚度300～500 mm;DBJ 15-38-2005《建筑地基處理技術(shù)規(guī)范》［9］要求厚度為200～400 mm;GB/T 50783-2012《復(fù)合地基技術(shù)規(guī)范》［10］要求厚度100～300 mm。試驗(yàn)采用的褥墊層與實(shí)際基礎(chǔ)下褥墊層關(guān)鍵參數(shù)值是存在差異的。目前，工程中常用的褥墊層厚度200～400 mm，變形模量一般為50～120 MPa，在此區(qū)間范圍，褥墊層對剛性樁復(fù)合地基承載性狀有何影響不太清楚，研究褥墊層的厚度及變形模量在常規(guī)值范圍內(nèi)變化時(shí)對剛性樁復(fù)合地基承載性狀影響，有利于指導(dǎo)工程應(yīng)用。

1 樁土變形協(xié)調(diào)條件

剛性樁復(fù)合地基在正常工作狀態(tài)時(shí)，樁、土共同承擔(dān)上覆荷載，樁、土變形協(xié)調(diào)關(guān)系表現(xiàn)為樁和樁間土隨同基礎(chǔ)底板一起沉降［11，12］，見圖1，剛性樁復(fù)合地基承載性狀與褥墊層設(shè)置有關(guān)。

圖1 復(fù)合地基工作示意

剛性樁復(fù)合地基樁土變形協(xié)調(diào)關(guān)系特性可用以下關(guān)系式表達(dá)。設(shè)有褥墊層的復(fù)合地基總沉降量為s0，則s0等于樁間土上部褥墊層變形量scs與樁間土沉降量ss之和，由式(1)表示:

s0也可以用樁頂上部褥墊層變形量(或樁頂刺入量)scp與樁頂沉降量sp之和表示:

式中:Δsp為樁身壓縮量;sb為樁端沉降量。

有褥墊層復(fù)合地基樁土變形協(xié)調(diào)條件為:當(dāng)s0=scs+ss=scp+sp時(shí)，樁、土變形是協(xié)調(diào)的，而當(dāng)s0≠scs+ss或s0≠scp+sp時(shí)，樁、土變形是不協(xié)調(diào)的。

由于復(fù)合地基樁的豎向變形剛度遠(yuǎn)大于地基土豎向變形剛度，往往樁頂應(yīng)力大，而地基土面應(yīng)力較小，地基土頂面的褥墊層壓縮變形量也相對較小，由式(1)可知，褥墊層厚度及變形模量對地基土沉降影響很小。但由于樁的變形剛度很大，樁頂應(yīng)力大，樁頂褥墊層壓縮變形量也較大，由式(2)可知，當(dāng)復(fù)合地基沉降量不變時(shí)，如果樁頂部褥墊層壓縮變形量大，樁頂沉降量就會小，按照單樁的p－s曲線，樁頂沉降量小對應(yīng)樁頂分擔(dān)的荷載小，樁土應(yīng)力比也會小，由此可見，褥墊層可影響到復(fù)合地基承載性狀。

2 褥墊層對承載性狀影響實(shí)例分析

2.1 工程概況

蘆苞水閘位于佛山市三水區(qū)蘆苞鎮(zhèn)蘆苞涌的涌口，是北江大堤防洪工程的一座大型分洪閘，該水閘底板采用整體鋼筋混凝土板基礎(chǔ)，底板尺寸為92.0 m×22.0 m×2.0 m(長×寬×厚)。水閘閘室地基處理采用水泥粉煤灰碎石樁(即CFG樁)復(fù)合地基，根據(jù)上部荷載分布情況，復(fù)合地基處理劃分為4個(gè)區(qū)域，其中A區(qū)樁間距為2.0 m ×2.0 m，承載力特征值330 kPa;B區(qū)樁間距為2.0 m×3.0 m，承載力特征值250 kPa;C區(qū)樁間距為2.5 m×2.0 m，承載力特征值270 kPa;D區(qū)樁間距為2.5 m×3.0 m，承載力特征值200 kPa。設(shè)計(jì)CFG樁樁端進(jìn)入含礫粗砂層，樁徑500 mm，水閘底板下布設(shè)共451根，平面布置如圖2所示，剖面圖見圖3所示，樁間距為2.0 m×2.0 m，樁身設(shè)計(jì)強(qiáng)度C2 0，其彈性模量Ep=2.55×104MPa，碎石砂褥墊層厚300 mm，褥墊層變形模量為80 MPa。水閘地基下巖土層物理力學(xué)參數(shù)見表1。

圖2 CFG水閘底板樁平面布置/mm

圖3 CFG水閘底板樁剖面/mm

表1 巖土層物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)

2.2 水閘沉降觀測結(jié)果

觀測點(diǎn)采用銅標(biāo)點(diǎn)，在閘底板混凝土澆筑完成初凝前埋入，觀測點(diǎn)按照設(shè)計(jì)要求布置，在水閘每孔底板上下游各布置1個(gè)沉降觀測點(diǎn)，共布置8個(gè)沉降觀測點(diǎn)。閘室每塊底板完成后，測量一次，閘墩每升高一層測量一次，該部位全部完成后測量一次，然后每10天測量一次，30天后每月測量一次，直到工程完工，水閘沉降觀測于2006年3月24日開始，根據(jù)觀測結(jié)果，截止2007年3月28日，水閘底板沉降值在24～35 mm之間，平均值為29.5 mm。

2.3 褥墊層厚度對承載性狀影響分析

假定褥墊層變形模量值不變，其厚度在一定范圍內(nèi)變化，考察其對復(fù)合地基承載性狀的影響情況。褥墊層變形模量為80 MPa，其厚度分別為100、200、300、400及500 mm，分別計(jì)算水閘實(shí)際基礎(chǔ)復(fù)合地基的p-s曲線，見圖4，承載性狀分析結(jié)果見表2，樁土應(yīng)力比見圖5。由圖可知，在褥墊層變形模量相同(80 MPa)情況下，復(fù)合地基沉降隨褥墊層厚度增大而增大，樁土應(yīng)力比隨褥墊層厚度增大而減小。

圖4 復(fù)合地基p-s曲線

圖5 復(fù)合地基樁土應(yīng)力比

表2 不同厚度褥墊層復(fù)合地基性狀計(jì)算結(jié)果

2.4 褥墊層變形模量對承載性狀影響分析

假定褥墊層厚度值不變，其變形模量在一定范圍內(nèi)變化，考察對復(fù)合地基承載性狀的影響情況。褥墊層厚度為300 mm，其變形模量分別為40、60、80、100、120及140 MPa，分別計(jì)算水閘實(shí)際基礎(chǔ)復(fù)合地基的p-s曲線，見圖6，承載性狀分析結(jié)果見表3，樁土應(yīng)力比見圖7。由圖可知，在褥墊層厚度相同(300 mm)情況下，復(fù)合地基沉降量隨褥墊層變形模量增大而減小，樁土應(yīng)力比隨褥墊層變形模量增大而增大。

表3 不同變形模量復(fù)合地基性狀計(jì)算結(jié)果

圖6 復(fù)合地基p-s曲線

圖7 復(fù)合地基樁土應(yīng)力比

表4分析了褥墊層在厚度相同時(shí)，變形模量不同對水閘B區(qū)復(fù)合地基沉降的影響，與水閘沉降實(shí)測均值進(jìn)行比較，可以看出，當(dāng)變形模量與實(shí)際情況(80 MPa)存在或大或小的差異時(shí)，對復(fù)合地基沉降有一定的影響，但對于工程來講，也是可以接受的。但褥墊層厚度超出常規(guī)變化范圍時(shí)，應(yīng)考慮對復(fù)合地基沉降的影響。

表4 不同變形模量B區(qū)復(fù)合地基沉降計(jì)算與實(shí)測均值對比

表5分析了褥墊層在變形模量相同時(shí)，厚度不同對水閘B區(qū)復(fù)合地基沉降的影響，與水閘沉降實(shí)測均值進(jìn)行比較，可以看出，當(dāng)褥墊層厚度與實(shí)際情況(300 mm)存在或大或小的差異時(shí)，對復(fù)合地基沉降有一定的影響，但對于工程來講，也是可以接受的。但褥墊層變形模量超出常規(guī)變化范圍時(shí)，應(yīng)考慮對復(fù)合地基沉降的影響。

由此可見，當(dāng)上部結(jié)構(gòu)對沉降有嚴(yán)格要求時(shí)，應(yīng)注意褥墊層厚度及變形模量對復(fù)合地基承載性狀的影響。

表5 不同厚度褥墊層B區(qū)復(fù)合地基沉降與實(shí)測均值對比

3 褥墊層對樁身承載性狀的影響

3.1 褥墊層對樁身受力性狀的影響

設(shè)置復(fù)合地基褥墊層時(shí)，由于樁頂刺入褥墊層，樁體上部向下位移相對土體要小，樁身相應(yīng)位置產(chǎn)生負(fù)摩阻力，直到樁體沉降超過地基土沉降才出現(xiàn)正摩阻力作用，正負(fù)摩阻力分界點(diǎn)稱為中性點(diǎn)或臨界點(diǎn)。負(fù)摩阻力對樁身承載有一定影響，國外對此已有研究［13，14］。由于負(fù)摩阻力的存在，導(dǎo)致樁身軸力增加，而正摩阻力可以減少樁身軸力。以上述蘆苞水閘工程為實(shí)例，計(jì)算樁身摩阻力分布情況，復(fù)合地基沿樁深度方向樁體表面?zhèn)饶ψ枇﹄S復(fù)合地基荷載不同分布情況見圖8所示，樁體摩阻力中性點(diǎn)在樁頂下11 m附近，且隨復(fù)合地基荷載增加沿樁體上移。樁身軸力隨復(fù)合地基荷載增加的分布情況見圖9所示，樁身軸力最大位于中性點(diǎn)。

圖8 樁身沿樁深度方向摩阻力分布

圖9 隨復(fù)合地基荷載增加樁身軸力分布

3.2 褥墊層對樁身承載能力影響

單樁荷載試驗(yàn)時(shí)樁身不會出現(xiàn)負(fù)摩阻力，無褥墊層復(fù)合地基樁身也不會出現(xiàn)負(fù)摩阻力。蘆苞涌水閘現(xiàn)場單樁載荷試驗(yàn)Q-s曲線見圖10，單樁荷載沉降關(guān)系曲線也可以計(jì)算得到?？紤]樁頂設(shè)置褥墊層，樁身出現(xiàn)負(fù)摩阻力，在褥墊層厚度不變和變形模量變化的情況下，計(jì)算得到單樁載荷沉降曲線，將單樁荷載試驗(yàn)曲線和單樁載荷沉降計(jì)算曲線與考慮負(fù)摩阻力單樁載荷沉降計(jì)算曲線對比見圖11所示，由圖可以看出，有無負(fù)摩阻力對樁的承載能力有一定影響，考慮負(fù)摩阻力的樁分擔(dān)的荷載偏小。褥墊層變形模量越大，負(fù)摩阻力對樁分擔(dān)荷載大小的影響越小。

單樁載荷試驗(yàn)曲線加上褥墊層(厚度300 mm，變形模量80 MPa)的變形后形成新的載荷沉降曲線，該曲線樁身沒有負(fù)摩阻力，與帶褥墊層(厚度均為300mm，變形模量不同)水閘實(shí)際尺寸基礎(chǔ)下單樁的Q-s計(jì)算曲線對比，基礎(chǔ)下單樁的Q-s計(jì)算曲線是有負(fù)摩阻力的，對比曲線見圖12，水閘實(shí)際基礎(chǔ)復(fù)合地基單樁荷載沉降計(jì)算時(shí)，考慮了樁土相對位移產(chǎn)生的負(fù)摩阻力，由圖可以看出，考慮負(fù)摩阻力的樁體在相同沉降對應(yīng)分擔(dān)的荷載要小于試驗(yàn)單樁所分擔(dān)的荷載，分擔(dān)的荷載相對要小約20%。

圖10 單樁載荷試驗(yàn)Q-s曲線

圖11 樁身有無負(fù)摩阻力樁頂荷載沉降曲線對比

圖12 有褥墊層樁體荷載沉降曲線對比

3.3 褥墊層對復(fù)合地基沉降量影響

計(jì)算實(shí)際基礎(chǔ)復(fù)合地基B區(qū)復(fù)合地基荷載在250 kPa對應(yīng)的沉降約31.7 mm，樁體承受負(fù)摩阻力作用，計(jì)算實(shí)際基礎(chǔ)地基土p-s曲線與單樁荷載試驗(yàn)p-s曲線疊加成實(shí)際基礎(chǔ)復(fù)合地基p-s曲線得到B區(qū)復(fù)合地基荷載在250 kPa對應(yīng)的沉降約26 mm，樁體沒有考慮負(fù)摩阻力，二者之間的沉降差為5.7 mm，樁體考慮承擔(dān)負(fù)摩阻力比不考慮負(fù)摩阻力的復(fù)合地基沉降要大，但二者均在沉降實(shí)測范圍內(nèi)，考慮樁側(cè)負(fù)摩阻力時(shí)的復(fù)合地基沉降與沉降實(shí)測平均值相差3.5 mm，所占水閘實(shí)際觀測沉降平均值29.5 mm的比例約11.8%。不考慮負(fù)摩阻力時(shí)的復(fù)合地基沉降與沉降實(shí)測平均值相差2.2 mm，所占水閘實(shí)際觀測沉降平均值29.5 mm的比例約7.4%。因此，在復(fù)合地基條件相同時(shí)，考慮負(fù)摩阻力與否對復(fù)合地基沉降影響有限，為應(yīng)用方便，工程中褥墊層的厚度及變形模量在常規(guī)值范圍內(nèi)取值時(shí)，可以忽略樁側(cè)負(fù)摩阻力對復(fù)合地基沉降的影響。

4 結(jié)論

(1)褥墊層厚度及變形模量在常規(guī)值范圍內(nèi)變化時(shí)，對復(fù)合地基樁土應(yīng)力比有較大影響，但對復(fù)合地基總沉降量的影響較小。

(2)在復(fù)合地基條件相同時(shí)，考慮負(fù)摩阻力與否對復(fù)合地基沉降影響有限，工程中可以忽略樁側(cè)負(fù)摩阻力對復(fù)合地基總沉降量的影響。

［1］龔曉南.廣義復(fù)合地基理論及工程應(yīng)用［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，2007，29(1):1-13.

［2］楊光華，蘇卜坤，喬有梁.剛性樁復(fù)合地基沉降計(jì)算方法［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2009，28(11): 2193-2200.

［3］楊光華，李德吉，官大庶.剛性樁復(fù)合地基優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2011，30(4):818-825.

［4］鄭俊杰，陳健，駱漢賓，等.剛性樁復(fù)合地基墊層破壞模式及厚度分析［J］.華中科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2008，36(7):120-123.

［5］孫訓(xùn)海.基礎(chǔ)剛度、褥墊厚度對剛性樁復(fù)合地基樁土承載性狀的影響［D］.北京:中國建筑科學(xué)研究院，2010.

［6］鄭剛，劉雙菊，伍止超.不同厚度褥墊層剛性樁復(fù)合地基工作特性研究［J］.巖土力學(xué)，2006，27 (8):1357-1360.

［7］亓樂，施建勇，曹權(quán).剛性樁復(fù)合地基墊層合理厚度確定方法［J］.巖土力學(xué)，2009，30(11): 3423-3428.

［8］JGJ 79-2012，建筑地基處理技術(shù)規(guī)范［S］.

［9］DBJ 15-38-2005，建筑地基處理技術(shù)規(guī)范［S］.

［10］GB/T 50783-2012，復(fù)合地基技術(shù)規(guī)范［S］.

［11］Liu P，Yang G H，Zhang Y C.Designmethod of longshort-pile composite foundation base on tangentmodulus in-situ loading test curve［J］.Advanced Materials Research，2011，243-249，2314-2323.

［12］劉鵬.尺寸效應(yīng)對剛性樁復(fù)合地基承載性狀影響的研究［D］.武漢:武漢大學(xué)，2014.

［13］Zeevaert L.Reduction of Point Bearing Capacity Because of Negative Friction［C］//First Pan American Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering.1959:1145－1152.

［14］Okyay U S，Dias D.Use of lime and cement treated soils as pile supported load transfer platform［J］.Engineering Geology，2010，114(1-2):34-44.

Cushion Effects on the Bearing Capacity Behaviors of the Rigid Pile Com posite Foundation

LIU Peng1，2，YANG Guang-hua3，F(xiàn)AN Ze4，LIU Hui-kang4，ZHANG Yu-cheng3
(1.Huangpu Water Authority，Guangzhou 510700，China; 2.Guangzhou Institute ofWater Plan Investigation and Design，Guangzhou 510640，China; 3.Guangdong Research Institute ofWater Resources and Hybropower，Guangzhou 510610，China; 4.School of Civil Engineering and Transportation，South China University of Technology，Guangzhou 510641，China)

Cushion plays a pile-soil deformation coordination role in the rigid pile composite foundation，its thickness and deformation modulus characteristics have a great impact on bearing behavior rigid pile composite foundation.When cushion key parameters value within the normal value range in engineering，the impact on bearing capacity behaviors of rigid pile composite foundation is not clear.In order to approach the effectof cushion thickness and deformationmodulus in the range of normal values on the bearing characters in rigid pile composite foundation，engineering example was calculated and analyzed.The results show thatwhen the thickness of cushion within the range of 100 mm to 500 mm and deformation modulus varied in the range of 40 MPa to 140 MPa it has a great effect on pile-soil stress ratio but little on the settlement.In addition，the negative friction as the pile penetrated the cushion negative has a certain influence on the bearing of the pile，but limited on the total settlement of composite foundation.The effectof the penetration of the pile end can be ignored in the settlement calculation composite foundation.

rigid pile composite foundation;cushion;bearing capacity behaviors;pile soil stress distribution ratio

TU472;TU473.1

A

2095-0985(2015)02-0013-06

2015-03-05

2015-04-13

劉鵬(1977-)，男，湖北孝昌人，高級工程師，博士，研究方向?yàn)閹r土工程(Email:lpp_rock@163.com)

國家自然科學(xué)基金(51378131);廣州市水務(wù)局水利科研項(xiàng)目(穗水科研2008-05)