（岩土工程专业论文）大型储罐水泥搅拌桩复合地基变形特性分析.pdf

摘要 措施进行补救纠偏，造成了停产或不能如期投入使用 大。所以有必要对此进行深入研究以指导实际工程。 损失很 本文把垫层用弹性薄板理论来考虑，复合地基采用弹性理论，用 _ _ _ _ _ _ _ - - _ 一 f o r t r a n 语言编制了有限元程序，用此程序通过一个算例对大型油罐 水泥搅拌桩复合地基的变形特性进行了研究，讨论了垫层范围、加固 范围、垫层压缩模量、垫层厚度、桩长以及桩径对地基沉降和不均匀 沉降以及应力分布的影响。得出了一些有意义的结沦。 最后用此程序对岙山大型油罐水泥搅拌桩复合地基进行了沉降分 析，与实测结果进行了对比分析，计算结果与实测数据吻合的比较好， 说明此程序的计算精度足以满足工程的实际需要。 期程成取工工建采 、罐基已 单储地得简型土不 工大软而施于厚重于由深严由但固题 式 ，加问方用法因理应拌程 处的搅工 基泛泥个地广水几种到层有 一 得深内为已用国 作内采 。基国内少 地在国很 合 ，止例复点为实桩特今功拌等至成 搅少 ，的泥资性罐水投殊储，一、特型短的大 a b s t r a c t i nt h i s p a p e r t h e f i n i t ee l e m e n tp r o g r a m i s m o d i f i e d u s i n g f o r t r a n l a n g u a g e a c a l c u l a t i o nm o d e l i s a n a l y z e d w i t ht h e c o n s i d e r a t i o no ft h ei n f l u e n c eo fc h a n g e si n t h ea r e ao fc u s h i o n ，t h e a r e ao fr e i n f o r c e ，e so fc u s h i o n ，t h et h i c k n e s s o fc u s h i o n ，t h el e n g t ho f c e l n e n t - m i x e dc o l u m n s ，t h e r a t i oo fr e i n f o r c e o nf o u n d a t i o n s e t t l e m e n ta n du n e v e ns e t t l e m e n t f i n a l l y ，t h es e t t l e m e n t o ft h ec o m p o s i t ef o u n d a t i o n r e i n f o r c e db y c e m e n t - m i x e dc o l u m n su n d e r t h el a r g es o i lt a n ki sc a l c u l a t e d 人墼f i ；罐水泥搅拌桩复台地罐变彤特忭 析 浙i 1 = k 学坝i “学位论文2 0 0 第一章绪论 1 1 引言 深层搅拌加固软土地基技术是利用水泥作固化剂，通过特制的深层搅 拌机械，在加固深度内就地将软土和水泥强制搅拌，使软土硬结成具有整 体性、水稳定性和足够强度的水泥土的一种地基处理方法。根据上部结构 的要求，可在软土地基中形成柱状、壁状和格栅状等不同形式的加固体， 这些加固体与天然地基形成复合地基，共同承担建筑物的荷载。深层搅拌 具有设备简单、操作方便、无振动、无噪音、无泥浆废水污染环境等优点， 加固费用也比较低。 深层水泥搅拌法是在石灰搅拌法的基础上发展起来的，七十年代中期 首先在日本等国的地基加固工程中得到应用。在日本，该方法广泛用于港 口建筑中的防波堤、码头岸壁及高速公路高填方下的深厚软土地基加固工 程中，成为日本软土地基加固工程中用得最多的一种方法。相应地，在日 本对搅拌桩的研究也开展得较早。s s a i t o n ( 1 9 8 5 ) 等用电子显微镜x 射 线衍射仪、差热分析对水泥土的硬化机理进行了观察分析；市师昌明、 t k a w a s a k i ( 1 9 8 1 ) 、y o s h i o 、s u z u k i ( 1 9 8 2 ) 等通过大量的室内试验， 对水泥土的物理力学特性进行了探讨；三宅达夫( 1 9 8 4 ) 用水泥土一土复 合试样在直剪仪上进行剪切试验，探讨了水泥搅拌桩复合地基的抗剪强度 特性；m t e a r a s h i h t a n a k a ( 1 9 8 1 ) 通过模型试验及现场载荷试验，对 水泥搅拌桩复合地基的承载力及沉降特性进行了研究。 我国由冶金部建筑研究总院和交通部水运规划设计院协作，于1 9 7 7 年开始进行深层搅拌机械的研制和室内外试验。周国钩、胡同安( 1 9 8 1 ， 1 9 8 3 ) 在五年多的时间内进行了大量的室内试验，对水泥土的硬化机理和 物理力学特性进行了大量的室内研究。陆贻杰( 1 9 8 9 ) 通过模型试验和三 维非线性有限元分析探讨了水泥搅拌桩复合地基的工作特性；高有潮 ( 19 8 6 ) 通过室内试验和现场静载荷试验，对水泥搅拌桩加固高含水量软 粘土的特性进行了探讨。 谜溪g 鏊凝 人型昭罐水i 畦搅扑b t 复合地幕娈彤特n 廿沂 浙江j 学坝f + 学位论疋2 ( ) ( ) i 2 加筋垫层的研究现状 在地基的浅层沿水平方向设置多层加筋材料与土组成加筋复合土体， 作为基础垫层，用来承受基础荷载，提高地基的承载力，改善地基的变形 特性，称为加筋垫层。许多学者的研究都表明，这种垫层与一般垫层不同， 对于改善地基的承载力和变形特性具有明显的效果，它的作用机理、影响 因素和设计方法与一般垫层也有历不同。j b i n q u e n t 等( 1 9 7 5 ) 曾做了6 5 组的模型试验，探讨基础板下设置水平向加筋垫层，对改善地基变形特性 和提高地基极限承载力的效果及规律。试验表明，加筋后，地基承载力提 高3 4 倍。j o a k i m m u s r u 等( 1 9 8 i ，1 9 8 2 ) 分别对条形基础下设置加筋 垫层和碎石垫层做了模型试验，探讨了加筋布置的深度、层数、加筋间距 对地基承载力的影响。g u i d o 等( 1 9 8 5 ) 对矩形基础下设置加筋垫层进行 模型试验研究，得到加筋材料强度对承载力的影响规律。 国内许多学者也对加筋垫层进行了理论和工程应用研究。浙江大学和 浙江省建筑科学研究院曾做过大量的工作。浙江大学王铁儒教授在成功地 利用土工织物加筋垫层处理杭州印染厂3 0 0 0 m 3 储气罐的基础上，会同南 京金陵石化公司炼油厂，通过精心设计和试验研究，成功地建造了5 座 2 0 0 0 0m 3 油罐。浙江省建筑科学院林晓玲等将加筋垫层推广到多层砖混住 宅建筑物及多层框架结构地基的处理上，收到了良好的效果，至今已在杭 州、绍兴等地相继建成八幢类似的民用建筑，1 9 9 7 年1 1 月该项技术通过 了省级技术鉴定。 陈文华( 1 9 8 9 ) 通过非线性有限元分析表明：土工织物加筋砂或碎石 垫层的厚度对地基变形影响显著。垫层越厚，最大沉降、沉降差和侧向变 形均越小，加筋垫层的各向异性参数对它们的影响也比较显著，而加筋垫 层强度特性值、泊松比和加筋垫层的宽度对它们影响不大。 徐立新( 1 9 9 0 ) 通过对加筋垫层的复合非线性有限元分析表明：土工 织物加筋能减小和延缓垫层破坏，相应提高垫层的复合变形模量，扩散地 基应力，减小地基中部塑性区开展，调整不均匀沉降。土工织物加筋复合 体的强度不但与布筋方式，界面强度有关，而且与土工织物本身的强度和 模量有关。土工织物的强度及模量越高，对土体的约束效果越好，复合体 人型能罐水泥搅扑自e 复合地堆变形特忡分折浙江人学坝i 。学位论殳2 0 0 强度也越高。作者认为在未加筋土的双曲线模型中只需加入附加应力a c t ， 而无需建立其他新的模型。 1 3 水泥搅拌桩复合地基研究现状 1 3 1 水泥搅拌桩工程力学特性研究现状 1 水泥土的无侧限抗压强度 胡同安等( 1 9 8 3 ) 根据水泥土的无侧限抗压强度认为，水泥土的变形 特性随强度不同而介于弹脆性体与弹塑性体之间。在水泥土开始受力阶段， 应力与应变的关系基本上符合虎克定律，当外力达到极限强度的7 0 8 0 时，应变量开始增大，应力与应变不再呈直线关系。当外力达到极限强度 时，强度较大的水泥土很快出现脆性破坏，破坏后的残余强度很小；强度 较小的水泥土则表现为塑性破坏。 2 水泥土的抗剪强度 刘一林( 1 9 9 1 ) 通过固结不排水剪切试验得到：水泥土复合试样的应 力一应变曲线在初始段呈较明显的直线关系，且随置换率和掺合量的增大， 初始直线段越明显。复合试样的破坏强度和达破坏时的应变随围压的增大 而增大，随置换率和掺合量的增大，复合试样由塑性破坏转变为脆性破坏。 刘建业等( 1 9 9 3 ) 通过直接快剪和三轴不排水剪试验认为：水泥土较 原天然土增大了内聚力和内摩擦角。当水泥土的无侧限抗压强度在 0 3 1 3 m p a 范围时，其内聚力为原天然土的1 0 - 2 0 倍，内摩擦角为原天然 土的1 5 2 0 倍。水泥土的抗剪强度随其无侧限抗压强度的增大而增大。 其内聚力c 与无侧限抗压强度q 。的比值c q 。- 0 2 2 0 4 2 ，并随q 。的增大 而减小。 3 复合地基基底应力分布 陆贻杰( 1 9 8 9 ) 通过复合地基模型试验得到了搅拌桩复合地基基底应 力的分布情况，当荷载较小时，基底应力分布为马鞍形，中心应力小，四 周应力大。当荷载增大到一定程度时，基础边缘部位的土产生塑性变形， 人型储罐水泥搅扑瓣复合地捕变形特性兮折 翘f 江k 学n 叭f “学位沦艾2 0 0 应力基本上不再增加，而中心的应力增加显著，基底应力变成了倒马鞍形。 林琼( 1 9 8 9 ) 根据粉质粘土模型试验得到：当搅拌桩的水泥掺合量较 小时，基底应力分布特性与上述相同；当搅拌桩水泥掺合量较大时( 1 5 ) ， 基底应力分布特性则有所不同，在荷载较小时，基底应力呈马鞍形分布， 随荷载增大，角点应力增长率减小，中部应力增长率增大，但始终未出现 倒马鞍形分布。 4 水泥搅拌桩的荷载传递机理 陆贻杰( 1 9 8 9 ) 根据群桩模型试验认为：水泥搅拌桩桩身应力分布比 较均匀，随着荷载的增加变化也比较均匀。而桩身摩阻力的变化比较复杂。 在加荷初期，上部桩身的摩阻力首先发展：荷载增大以后，下部桩身的摩 阻力迅速发展，并大大超过上部桩身的摩阻力。当下部桩身的摩阻力达到 一定值时。又向上发展。这说明承台限制了一定范围内桩土相对位移，单 桩桩土相对位移为自上而下逐渐减小，而在群桩复合地基中，为自下而上 逐渐减小。 叶观宝等( 1 9 9 2 ) 在现场静载荷试验中用钢筋应力计分别测得了单桩 和群桩的轴力及侧摩阻力( 桩长均为1 2 4 米) 。对于单桩，桩身轴力在上部 相对比较大，变化也较和缓，在深度大约3 米处轴力开始急剧下降，对于 超过1 0 米的部分轴力基本上为零。桩侧摩阻力在3 6 5 米处最大。对于群 桩，桩身轴力在每级荷载下比单桩的要小。形状差不多。桩侧摩阻力最大 发生在0 3 米处。 段继伟等( 1 9 9 4 ) 通过在现场试桩中用塑料管中央贴应变片的方法来 测轴力，他认为：单桩和单桩带台的桩身变形、轴力和侧摩阻力都- 丰要集 中在o k 深度内，当深度大于i 。时，桩体的变形、轴力和侧摩阻力变化较 小。外荷的变化主要使桩体的变形、轴力和侧摩阻力在o i 。深度内变化， 而大于此深度则随外荷变化很小。单桩和单桩带台的区别在于桩身最大轴 力位置不同，前者最大轴力在桩端，后者则在3 2 米左右。 5 桩土的应力分担 桩土应力分担比n 理论上定义为n = e p e 产op ，a ，水泥搅拌桩桩土应 人型纰础水泥搅拌* 复合地硅变彤特r 分析 浙江人学坝i 学位论芷2 0 0 力比理论值与实测值往往相距甚远。如对于于粉水泥搅拌桩e 。= 3 0 4 0 m p a ， e 。= 2 3 m p a ，应力比应在1 0 以上，而实测资料则小于4 | 6j 采用式n = e p e 。 计算桩土应力比一般只适用于桩尖深达坚硬土层的情况。 桩土应力分担比i l 与荷载水平、置换率、水泥掺合量和桩长等因素有 关。m t e r a s h i ( 1 9 8 1 ) 根据模型试验得到，在加荷初期，荷载增量均匀地 由桩和土两部分承担，随着时间的延续，土体产生固结，应力逐渐向刚度 相对较大的桩集中。 段继伟等( 1 9 9 3 ) 通过现场水泥搅拌桩试桩工程得出：当桩体处于弹性 变形阶段时桩土应力比随外荷的增大而增大，这时荷载主要向桩上集中。 当桩体所受荷载大于其比例极限荷载小于其极限荷载时，桩上的荷载增加 幅度有所减小，荷载开始向桩间土转移，桩土应力比随外荷的增大有所减 小。当桩上荷载达到其极限荷载时，荷载丰要向桩间土集中，桩上应力比 随外荷的增大而减小。 郭志业( 1 9 9 2 ) 根据一系列试验结果分析认为：水泥深层搅拌复合地 基的桩上应力比虽不是常数随荷载增加而增加，但当荷载接近复合地基 容许承载力时，趋于定植，这时的应力比最大为3 2 5 2 。 杜莽涛f 1 9 9 3 ) 通过对大尺寸复合试样进行三轴试验得到：桩土应力分 担比在变形初始阶段上升，至某一值后随应变增加而下降，并保持一残余 值。他还得出，面积置换率对于桩土应力分担比无大的影响，主要的影响 因素是水泥土的水泥掺舍量及桩底土的硬度。 朱向荣等( 1 9 9 7 ) 根据岙山油罐搅拌桩复合地基现场观测得到：加荷 瞬间时桩土应力比e l 最小，且n 先随荷载增加而增大至一门槛值后又随荷 载增大而减小，该门槛值的大小与桩身质量、桩与桩间土的相对刚度等有 关。如果桩顶加筋层的刚度越大，则n 随时间而增长越加剧。 1 3 2 单桩沉降的研究现状 单桩沉降s 由桩身范围变形和桩端下卧层变形组成， 分，如式( 1 一1 ) 所示 s = s c + s s n + s i 式中s 。一单桩弹性压寅陵形j 具体可分为四部 ( 1 1 ) 人型储罐水滗搅扑扫 复合地缺变形特性价忻 浙江k 学坝i j 学他沦之2 0 0 s 广桩侧摩阻力传递到桩端平面所引起的桩端以下土的压缩变 形； s 。桩端荷载引起桩端以下上的压缩变形； s - 桩端产生的刺入变形。 对于刚性桩，当荷载较小时，桩端基本上不会产生刺入变形。因此， 一般情况下，这部分变形不存在。当荷载较大时，桩端持力层土性状较差 时，剌入变形不容忽视。桩身自身的变形非常小，通常不考虑这部分的变 形。对于柔性桩，当桩长比较长时，刺入变形一般很小，桩身的压缩变形 相对较大，计算中这部分变形必须考虑在内。一般单桩沉降计算方法并不 把桩端以下几部分沉降割裂开来计算，方法本身已考虑了它们的影响。事 实上侧摩阻力和桩端阻力引起桩端以下土的压缩变形既没有必要也难以区 分。 单桩的沉降计算可分为弹性理论法、荷载传递法、剪切位移法、有限 单元法和其它简化方法。 1 弹性理论法 弹性理论法的基础是m i n d l in 课题。m i n d l i n ( 1 9 3 6 ) 给出了均质弹性 半无限体内任意一点作用竖向集中力时，在半无限体内任意位置引起的应 力和位移的解析解。弹性理论法通常把桩分成若干个均匀的受荷单元，通 过桩上各单元桩位移与邻近土位移之间的协调条件从而获得各个单元受荷 大小的解。弹性理论法又分为位移法和应力法。p o u l o s 和d a v i s ( 1 9 6 8 ) 由 m i n d i i n 的位移基本解出发，推导出积分形式的竖向位移影响系数，引入桩 身微分方程，得到了桩周侧摩阻力和桩端阻力的大小和分布形式，得出了系 统的单桩和群桩的计算表格。g e d d e s ( z 9 6 6 ) 从m i n d l i n 的应力基本解出发， 给出了桩端作用集中力、侧摩阻力沿桩长均布、沿桩长线性增大等情况引 起地基中一点竖向应力的表达式。 弹性理论法可以考虑土的连续性，只要通过简单的扩充便可以进行桩 与桩、桩与土的共同作用分析，但它以桩与土之间位移连续作为基础，难 以解决客观存在的，无论是桩侧摩阻力还是桩端阻力的发挥都需要一定的 桩上丰对位移的问题另外，在应力法中，尤其地基为成层土时，未能考 6 二。f 垂建徽c 辩， k ，坐艄罐水泥搅”计复合地辘坐，眵特忡讣圻 虑上层所能提供的侧摩阻力是有限的这一事实。 2 荷载传递法 荷载传递法也称传递函数法，s e e d 和r e e s e ( 1 9 5 7 ) 首先提出用来分析 桩的荷载传递规律及其沉降计算。这种方法的基本概念是把桩划分为许多 弹性单元，每一单元与土体之间用非线性弹簧联系，以模拟桩一土间的荷载 传递关系。桩端土也用非线性弹簧与桩端联系，这些非线性弹簧的应力一 应变关系，即表示桩侧摩阻力t ( 或桩端抗力o ) 与剪切位移s 间的关系。 荷载传递法的关键在于选取合适的荷载传递函数。佐藤悟( 1 9 6 5 ) 假定 传递函数是线弹性全塑性关系；k e z d i ( 1 9 5 7 ) 假定传递函数为指数曲线； c o y le 和r e e s e ( 1 9 6 6 ) 提出采用实测或通过试验方法得到传递函数，运用 位移协调法通过迭代来进行计算，并且考虑上体的成层性和非线性；曹汉 志( 1 9 8 6 ) 提出了桩尖位移等值法。 此类方法在正确确定荷载传递函数时，可以获得比较满意的结果，但 实际情况千变万化，同一种传递函数的应用范围有限。并且，传递函数法 由于假定桩侧任何点的位移只与该点上的摩阻力有关，而与其它点的应力 情况无关，也即忽视了上的连续性，因此该方法不能考虑群桩的情况，用 此方法进行群桩分析时必须借助其它连续方法。 3 剪切位移法 剪切位移法最初是由c o o k e 等( 1 9 7 4 ) 在试验和理论分析的基础上提出 来的。他对桩身应力相对较小的工作状态下桩周土位移情况进行了研究。 c o o k e 认为在工作荷载作用下，桩与桩侧土之间位移协调，不产生相对位 移，而且随着离开桩侧距离的增大，剪应力逐渐扩散减小，剪切位移相对 减小，在单桩周围形成漏斗状位移分布图。由于桩侧荷载在土中传递引起 土的剪切应变，因而桩产生了位移。因为此法没有考虑上下土层之间的相 互作用，也没有考虑实际存在的桩端作用，因此计算结果存在误差，特别 是对短桩结果误差较大。故此法只适用于小荷载下的纯摩擦桩的分析。为 了弥补这些不足，r a n d l o p h 和w r o t h ( 1 9 7 9 ) 将桩承受的荷载分为桩侧摩 阻力与桩端阻力，桩尖平面以上的土体变形w ( r ) 只由桩周摩阻力产爿i ，按 c o o k e 的剪切位移法求得，桩尖下的变形1 r ( b ) 廿l 桩端阻力产爿i ，按 k 型似球水泥搅抖桩复合地蝽变j 忙特忡分晰 浙江人学坝i 荨位沦王2 0 0 b o u s s i n e s q 公式求得。然后采用无量纲法得出非均质上体单桩的桩顶沉降 w 。与荷载p 。的关系，运用同样方法，采用位移场叠加原理。r a n d l o p h 和 w r o t h ( 1 9 7 9 ) 分析了群桩体系的荷载一位移矩阵，按变形条件不同求出群 桩的沉降特性。 剪切位移法概念清楚，采用位移场叠加能够较好地反映群桩工作特 性，但它没有考虑到桩一土间的相对滑移，桩尖的刺入变形。 4 有限单元法 当考虑桩周土的某些复杂特性如弹塑性等时，桩基础计算的解析解往 往是难以获得的，这时可以采用数值解法。国内外学者对此也进行了大量 的研究。p o u l o s ( 1 9 8 0 ) 、c o o k e ( 1 9 8 6 ) 、h o o p e r ( 1 9 7 3 ) 等都对桩基进行过 详细的有限元分析。作为土工分析中一种行之有效的计算工具，有限单元 法可以方便地考虑上体的非线性、非均质性以及荷载传递函数的非线性等。 但影响其在实际应用中的主要困难是计算参数的选择，以及计算机容量的 限制。 1 3 3 群桩沉降的研究现状 尽管桩基础一开始就是以群桩的形式出现的，但对于群桩工作机理有 系统的研究却直到本世纪5 0 年代才开始起步。最初的研究主要限于模型试 验。根据模型试验的成果。提出了采用群桩效率系数和沉降比来评价或估 计群桩承载力和沉降量的经验方法。6 0 年代初，p o u l o u s 等人对桩群的沉 降进行了理论研究，应用弹性理论方法( m i n d li n 解) 并考虑桩的相互影 响来计算桩群的沉降。我国对群桩的研究始于5 0 年代末期，在深度和广度 方面都有较大进展，而且在原型试验研究等方面超过了国外。我国的研究 工作主要从试验研究入手，不仪进行了室内外的群桩模型试验，而且还进 行了大规模的野外大型群桩试验；在理论研究方面，对群桩一承台一地基的 共同作用机理进行了大量的分析工作，并取得了许多成果。 到目前为止，群桩的沉降还没有一个完善的计算方法，目前常用的方 法主要有以下三种： ( i ) 从弹性理论出发考虑桩土相互作用的沉降计算方法 盘i 捶戳泌、； 人! 型纰罐水泥搅什睢复合地捧变形特r 分析 浙汪人学域 学逝论殳2 0 0 该法假定桩插入均匀、各向同性的弹性半空间内，其连续性和物理参 数不因蛀的存在而改变；桩的周边粗糙，桩底平直、光滑：桩土之间保持 连续性接触，即桩身位移与毗邻土的位移保持相等；桩身横截面的径向变 形不计，只考虑桩身在竖向荷载下的变形。 明德林给出了均质弹性半空同作用单位竖向荷载时的位移与应力解 答，分别以位移基本解和应力基本解为出发点，行成了不同的分析方法。 1 以位移解为基础的计算方法( 位移法) p o u l o s 和d a v i s 由明德林的位移基本解推导出积分形式的竖向位移影 响系数，引入桩身的微分方程。在桩与土位移连续的条件下，求解差分方 程，或用矩阵位移法求解，从而得到未知的桩周剪应力t 和桩端阻力p 。的 大小和分布。由此在假定群桩中各桩桩周、桩端的摩阻力、桩端阻力分 布相同的条件下，给蹬了桩与桩影响系数的计算公式。白于位移影确系数 需进行数值积分，并需求解差分方程，故该方法使用起来比较复杂，不能 给出计算公式的显式。 2 以应力解为基础的计算方法( 应力法) 桩土共同作用分析的难点在于桩周摩阻力t 和桩端阻力p 。的大小和分 布形式是未知的。g e d d e s 假定t 为梯形 分布，p 。为均布，并将梯形分解为矩形 和三角形之和；按明德林的应力基本解， 给出了半空间内任意一点处引起的竖向 应力的显式。 ( 2 ) 按实体深基础假定的计算方法 土 从群桩竖向整体承载力的实体深基 础计算模式之一( 不考虑扩散角) 出发， 采用单向固结理论。用分层总和法计算 沉降是目前最常用的，见图卜l ，其附 加应力曲线为图中曲线l 。应说明的是， 图卜l 中桩群外周剪应力r 未予考虑为此， 蠹盛蠡霾鎏藏； 。砬甩 j ， 、 j ； ， ? ，j 一 ， f ! q ， l：。j 。 ，、2 重应力 。| ， 布缱、3 二 ，j 广l ，邕 图卜l 实体深萋础法 卜辞葛础雇砸为鼍琦平面时的附加赢力分布盘域： 2 - 硬辟镰妊蕞昀穗鼍铀作穗碡上鲁u 3 t 哩的m 班l 芷 力分布曲墁t3 考毫r 肚膏时的附加应力分布曲缱 太沙基曾建议对摩擦桩基将 人，唑f i t , 磁水汜搅 1 复合地坫变 l ：；特仆析 实体基础作用面上移l 3 ( l 为桩的插入深度) ，见图卜l ，其附加应力分 布见图中曲线2 ：此外，亦可采用扩散角的假设，其附加应力分布为图中 曲线3 。计算的准确程度在于选择与应力水平相适应的计算参数和地区经 验的积累。 ( 3 ) 考虑桩群外周剪力的修正方法 上述实体深基础假定的计算结果常比实测结果偏大，特别是对桩长大 于5 0 m 的长桩，用修正系数已失去合理性。桩群外周的总剪力t 是客观存 在的，数值也很大。如记上部荷载n 与承台及其覆土重p 之和为f ，则仪 当f t 时实体深基础假定才是合理的，且在沉降计算中以f + _ g t 为外荷载 计算桩端平面的附加应力，g 为群桩及桩问上的总重；当f t 时，则不应 采用实体深基础的假定，超长桩就属于这种情况。 1 桩群外周总剪力t 的计算 从上体抗剪强度公式t = c + 0t g 巾出发，并假定侧压力系数为1 ，参考 蹦卜2 ，可得层状土中桩群外围总剪力t 的计算公式为： + ，ho 7 = u j r 【二) c i z = u 虹：( ：+ 膪妒( ：+ ) f ( 二+ ) m i i 因各上层中o 。( z ) 为线性分布，故 7 1 = u ( 孑。t g t p ，+ c ，) _ ，3 i 式中 u 一承台底面的周长； 盯。一承台底到桩尖范围内第i 层土的平均自重应力； h 第i 土层的厚度； 纪和c 第i 土层内摩擦角和内聚力。 2 f t 的情况 当外荷载较大，桩又不太长时，桩群外周总剪力不能抵抗外荷载，使 承台下四周土体产生较大的剪切变形；如土视为刚塑性体，此时将桩基视 为实体深基础是合理的。由于总剪力的抵消，桩端平而处的附加应力p 。为 ( 丰邻影响另叠加) ： i i j 。：麓骚藏& 瓣蠢j 人型能罐水泥搅什掂复合地墙业彤特降分忻浙江人学坝i “学位沦殳2 0 0 图i 一2 考虑桩群外围总煎力的沉降计算方法 p 。：尘上掣一仃。( d + ) 式中 n 一一上部结构传来的竖向荷载； p 一桩承台及上覆土的重量( 常年地下水位以下按有效重度) ： g 一桩及桩间土的总重( 常年地下水位以下按有效重度) ； t 一一桩群外围总剪力： a 一一承台底面积 o 。( d + l ) 一一土在桩端平面处的自重应力。 桩基的最终沉降量从桩端平面算起，按分层总和法进行，见图l 一2 。 3 f t 的情况 当桩很长时，可能出现f t 的情况，采用实体深基础的假定是不尽 合理的。董建围等认为最终沉降可视为桩问土的压缩量s 。( 作为复合地基， 数值上等于桩身的压缩量) 和桩下土压缩量s 。之和。 s = s 。+ s x 人型伸嵫水泥搅扑自 复合地硅变形特忡分昕 浙j 川、坝1 学位沧芷2 0 0 式中 量。 s p = 丽o l ( 桩身轴向压力呈三角形分 而q l ( 桩身轴向压力呈砸形分伽、 式中q 、l 、a 。e 分别为桩的设计荷载、有效长度、横截面和弹性模 s 。按分层总和法计算。 1 4 水泥搅拌桩工程特性的研究 王启铜( 1 9 9 1 ) 从假设的位移场出发，建立了线性单桩和群桩的沉降 及荷载分布关系式。并由此分析了柔性桩的沉降特性及荷载传递规律，包 括桩的轴向位移、轴向荷载、侧摩阻力、桩端阻力、桩端位移等的变化规 律。 杜莽涛( 1 9 9 3 ) 通过测定复合试样三轴试验以及对水泥搅拌桩单桩及 复合地基的弹塑性有限元分析得到，当桩刚度较小时，增加模量可显著减 小沉降：但是桩模量同桩韵长径比一样，都存在一最佳值，超过该值是不 经济的。 潘林有( 1 9 9 5 ) 用m i n d l i n 解及g e d d e s 根据m i n d l i n 解进行积分导 出的单桩在三种形式的荷载在地基中产生的应力计算公式对水泥搅拌桩刚 性承台进行了沉降估算。 王玮( 1 9 9 3 ) 将复合地基简化为均质的各向异性的复合体，采用b l o t 固结有限元程序探讨了复合地基的固结和变形特性。他认为，大面积荷载 作用下，水泥搅拌桩复合地基在桩底将产生较大的应力集中，地基的变形 主要由下卧层的压缩变形产生。由于水泥搅拌桩的存在，在一定程度上还 增加了下卧层的变形，但加固区本身的压缩沉降大大减小。 林琼( 1 9 8 9 ) 通过模型试验证实复合地基的变形量随搅拌桩水泥掺合 量的增加而减少，但在桩尖以下的土层的压缩变形却略有增加，这是由于 桩的刚性越大，通过桩传递到下卧层的应力也越大，因而下卧层的变形也 越大。 火型坫址水泥搅扑复合地摊变彤特r 分断 章胜南( 1 9 9 2 ) 提出复合地基沉降计算普遍偏大，其原因是没有考虑 时间因素，他建议为了准确预测沉降变形，应当考虑时间因素和相应的固 结程度。他采用一维固结理论通过计算得到，对深厚饱和软粘土地基进行 水泥搅拌法加固时，在上部荷载施工期间，加固层的固结变形发展较快， 而下卧层的固结变形发展极其缓慢。所以他认为在深厚软粘土地基采用深 层水泥搅拌法处理时，建筑物短期内沉降由加固层瞬时变形和固结变形以 及下卧层瞬时变形三部分变形组成。 1 5 本文工作 不管是单桩还是群桩，国内外试验和理论研究都做的很多，相对来说 已经比较成熟。但由于需要考虑的因素太多，至今尚没有一种方法能综合 考虑所有这些因素，目前较理想的方法还是有限元法。它采用一定的模型， 能较好的模拟桩土的真实性状。对于大型水泥搅拌桩复合地基国内成功的 例子不多，好几个工程因为问题严重而不得不采取措施进行补救纠偏造 成停产或不能如期投入使用的后果，损失很大。有必要对此开展理论和工 程实践。 本文主要工作： 1 编制有限元程序，程序中垫层采用薄板理论，复合地基采用线弹性 进行计算。 2 用此程序对个算例进行分析，讨论了垫层范围、加固范围、垫 层厚度、垫层压缩摸量、桩长、置换率对沉降和不均匀沉降的影响。 3 计算了岙山大型油罐水泥搅拌桩复合地基的沉降，并和实测结果 进行了对比分析。 人型储罐水泥搅扑舯复合地捧变j 够特性分析 浙i 【凡学坝i 学垃论史2 0 0 第二章基本理论及方法 2 1 加筋垫层 在大型油罐复合地基和油罐底面之间通常要设置一层加筋垫层，厚度 根据复合地基的需要一般可取0 5 m 一4 m ，作为加筋料的土工合成材料产品 主要有；( 1 ) 无纺织物，包括聚丙烯无纺布、聚酯无纺布、维尼纶无纺布等， 具有透水、反滤和抗拉等性能，但抗拉强度不高；( 2 ) 编织布，一般由聚丙 烯制成，强度较高；( 3 ) 土工膜，一般不透水，由各种土工合成材料制成： ( 4 ) 上工格栅。强度较高，多用于加筋；( 5 ) 砂袋或碎石袋。 对于加筋的作用机理，有许多学者用不同方法进行了研究。 加筋体系的分析模型主要包括：( 1 ) 周围土体的本构模型；( 2 ) 筋材模型： ( 3 ) 筋材与土体相互作用模型。其中土体本构模型是土工分析中的基本问 题。多年来国内外研究人员做了大量的研究工作，提出了线弹性模型、非 线弹性模型、弹塑性模型、粘弹性模型及粘弹塑性模型等一系列模型，是 上工分析中相对比较成熟的理论。筋体模型比较简单，一般按线弹性或非 线弹性( 双曲线模型) 考虑。目前最引人注目的是筋材与土体相互作用模 型。杨晓军( 1 9 9 9 ) 根据不同形式的土工合成材料，提出了三种物理模型 来考虑筋材与土体的相互作用。接触面采用古德曼单元，在四节点接触面 单元的基础上，推导了六节点接触面单元的刚度矩阵。 陈轮、李广信( 1 9 8 9 ) 以及徐立新( 1 9 9 0 ) 分别通过三轴试验和非线 性有限元分析，认为加筋体的作用相当于对土产生一附加应力，附加应力 的大小与土体的应交成正比。即如下式： a c t l = 以r j l( 2 一1 ) 叫占i ， 式中， 巳，毛，分别为试样破坏时附加应力和应变。 利用未加筋士的双曲线模型在弹性参数中加入附加应力a o 、，即为加 筋土的应力应变模型。 i ；7 篓蹲i ；盛熬；螽釜 人型储罐水泥搅拌目 复合地堆，曼彤特性舒折 浙江k 。学坝卜# 位沦殳2 0 0 e ：印。( 业) ”( 2 - - 2 ) 弘小篆等等焉掣丁( 2 - - 3 ) 式中e i 一一土的初始模量； e 。一土体切线弹性模量； k ，n 一一试验常数： r ，一一破坏比( 0 7 5 一1 。0 ) 。 从式( 2 2 ) 和( 2 3 ) 中可以看出加筋体的作用实际上是增加了垫 层的压缩模萱。在本文分析中，采用薄板来模拟垫层，通过增加垫层压缩 模量来考虑加筋体的作用。 薄板受载荷时总可以把载荷分为两个分载荷：一个作用在薄板的中面 内，另一个垂直于中面。对于中面内的载荷，可以认为沿薄板厚度均匀分 布，因而所引起的应力、应变和位移可以按平面应力问题计算。 薄板小挠度理论的基本假设： 当薄板受到垂直于板面的载荷时。中面变形成有弯有扭的曲面，称之 为弹性曲面。而中面各点在z 方向的位移称为挠度。在薄板的挠度u 比板 厚t 小得多时，通常采用下列假设： 1 变形前的中面法线在变形后仍是弹性曲面的法线。此假设可以表 达为： y 。= oy ；，= 0 2 变形前后板的厚度不变，即 。= o 3 板弯曲时中面无伸缩，也就是说中面内各点没有平行于中面的位移。 即当z = 0 时 u = v = 0 4 板内各水平层间互不挤压，即 o 。= o 根据以上的假设可以得到板在受到竖向荷载作用时，其中丽挠度的微 人，魁黼嵫水泥搅拌静 复合地堆娈彤特h ，折 浙i j ：人学坝i “# 他i 2 迂2 0 0 分方程为： 。( 窘+ 二丽0 4 + 窘内小m ) ( 2 _ 3 ) 式中d = e h h 3 1 2 ( 1 v h 3 ) ，为板截面的弯曲刚度； q ( x , y ) 为板面荷载； p ( x ，y ) 为板底反力； e h 为板的竖向弹性模量： v 。为板受竖向荷载时的泊松比。 2 2 单桩在地基中产生的竖向附加应力 要较合理地估算桩基础的沉降，首先必须使求得的地基附加应力有相 当的精度。用实体基础法计算密集桩基础的沉降之所以会有较大的诶差， 一个很重要的原因是由于地基附加应力的计算不尽合理。本文采用g e d d e s 弹性理论解来计算地基的附加应力。 2 2 1 基本假定 桩基中各单桩的荷载传递性状非常复杂，为简化计算，一般都需要作 一些假定，本文分析作以下假定。 1 桩侧摩阻力和桩端阻力在总荷载中的分配比例关系 单桩在竖向荷载作用下，施加在桩顶的荷载p 将传递给周围土层和下 卧土层。桩顶荷载的一部分将由桩侧摩阻力p s 分担，另一部分荷载p b 则 传递到桩尖。总荷载p 等于桩侧摩阻力p s 和桩端阻力 这两个分量的总 和。在桩顶荷载作用下，桩身上部受到压缩而产生相对于土的向下位移， 桩侧摩阻力先于桩端阻力得到发挥，若继续增大荷载，随着桩土相对位移 的增大，桩底土层受到压缩，桩端阻力才得以逐步发挥。也就是说，p s 和 p b 的分配关系不仪与土层性质有关，还与桩顶荷载、竖向位移大小以及荷 载作用时间有关。 对于纯摩擦桩和端承桩，侧摩阻力和端阻力在总荷载所占的比例基本 不变。对于摩擦端承桩和端承摩擦桩，耍严格划分在不同的总荷载下桩侧 人型似罐水泥搅 i ! 复合地堆变j | ! ；特忡分忻 浙i 】：k 学f 觇| “蕾化论正2 0 0 摩阻力和桩端阻力的分配关系是比较困难的。水泥搅拌桩刚度相对较小， 属于柔性桩，一般为摩擦桩。因此在本文分析中，近似认为桩侧摩阻力和 桩端阻力的分配比例不随总荷载而变。 2 桩侧摩阻力的分布形状 桩侧摩阻力的分布规律也比较复杂。桩侧摩阻力只有在桩土间产生一 定相对位移的条件下才能发挥出来，并主要受以下因素的影响而变化：当 桩顶荷载较小时，桩身上段的摩阻力首先发挥，随着荷载的增大，桩身下 段的摩阻力才得以逐步调动起来，荷载水平不同时，桩侧摩阻力的分布形 式是不一致的；侧摩阻力的分布随桩土刚度比e p ，鼠的交化而变化，对于 刚性桩，侧摩阻力沿桩长接近矩形分布，随着桩身刚度的降低及桩长的增 加，摩阻力分布形式逐渐变成上大下小的倒梯形甚至倒三角形；侧摩阻力 的分布还与土层的分布与性质有关，由于土层所能提供的侧摩阻力是有限 的，在成层土中，当某一种士的桩上相对位移达到临界位移时，该二f ：层所 能提供的侧摩阻力充分发挥，若桩土相对位移继续增大，侧摩阻力也只能 保持在该极限值；沉桩方式、桩的长径比对侧摩阻力的分布也有影响。 对于群桩，由于承台迫使基底土向下位移，减小了桩身上段桩土相对 位移，限制了桩上部侧摩阻力的发挥：若桩距过小，受相邻桩的影响，桩 侧摩阻力的发挥也会受到限制。黄昱挺( 1 9 9 7 ) 对群桩做了非线性分析后指 出：桩身刚度较大时，侧摩阻力沿桩长先增大再基本保持不变；桩身刚度 较小时。侧摩阻力先随深度的增加而 增大，当到达某一深度后，又随深度 的增加而减小。段继伟( 1 9 9 4 ) 通过 现场对带台水泥搅拌桩实测表明，桩 侧摩阻力基本上如图2 1 ( d ) 所示，基 本上成倒三角形分布。徐松林、吴玉 山( 1 9 9 6 ) 现场对钻孔灌注桩进行测 试，测试结果表明桩侧縻阻力如图 2 1 f b ) 所示。刘金砺、黄强等( 1 9 9 1 ) 对群桩进行现场测试，采用桩径为图2 i 桩侧摩阻力分夼肜状示意圈 人型储堵水i e 搅拌睢复台地堆变形特怍舒 斤 浙江k 举坝卜学也论殳2 0 0 1 0 0 m 4 的无缝钢管桩。测试表明不同桩距和荷载水平下桩侧薄阻力的分 布形状不尽相同。当荷载较大时，桩侧摩阻力基本上如图2 1 ( b ) 所示。当 荷载较小，桩距( 3 d ) 较小时，桩侧摩阻力形状如图2 1 ( a ) 所示。桩距( 4 d ) 较大时，桩侧摩阻力形状如图2 1 ( c ) 所示。 在本文分析中，考虑的是柔性桩( 水泥搅拌桩) ，把通过桩侧摩阻力 作用于桩周土的剪应力简化为沿桩轴线的若干集中力，并嫂定桩周摩阻力 沿深度在桩长范围内呈倒三角形分布。如图2 i 中曲线( d ) 所示。关于桩端 阻力的分布，可近似地把作用于桩端土上的压应力简化为一集中荷载，对 于水泥搅拌桩，当桩长比较长时。桩端土压应力将会很小。接近零在本 文分析中，假定桩端土压应力为零。 2 2 2 单桩在地基中产生的竖向应力 根据上述基本假定，在此采用弹性理论中m i n d l i n 公式计算地基中任 意一点的竖向应力，g e d d c s 己导出了由桩侧阻力和桩端阻力在土中任意点 所产生应力的计算公式其中桩端阻力按集中力考虑，桩测阻力考虑沿桩 长线性增加和均匀分布两种情况，如图2 2 所示。 ( a ) 耵裂 图2 1 单桩在地基中产生的竖向应力 土体中任意一点( r ，z ) 的竖向应力仉可表示为： 仃z = 仃l b + 叮n 仃。= r ，。c ( c ) ( 2 - 4 ) ( 2 - 5 ) 盯。；j p r ，l f( 2 6 ) 式中 仃，仃，一分j j i 为桩端阻力和桩侧阻力在她基中弓f 定的竖向附加应 l i i 叁型些些查! ! 堡丛生堡垒些苎些! ! 堑生坌堕塑三三尘兰丝上兰竺堡_ ! ! ：_ 三生 力； r 、只一分别为桩端总阻力和桩侧总摩阻力，卢p b + r ： ，。、；一分别为桩端阻力、桩侧摩阻力引起的竖向应力系数； 工一桩入土深度。 桩端阻力为集中力时，如图2 2 中( a ) 所示，竖向应力系数，n 为： ， l f 一( 1 二! 竺! ! ! ! 二! ! + ! ! 二! 兰! ! ! ! ! 二! ! 一! ! 竺二! ! ：一 几2 而正面l _ 7 一+ f a 5 3 ( 3 4 y ) m m + i ) ! 一3 ( m + 1 ) ( 5 ，i 一1 ) 一三! 竺塑垡 一丁一一一8 7 ( 2 - ， 桩侧阻力沿桩长均匀分布时，如图2 2 中( b ) 所示，竖向应力系数，s 为： ，s 一南f 掣+ 型掣 哪) z ( 鲁) 2 f 训( ：) 2 卅2 f 3 。，”( - + ) ( ，+ ) ( 詈+ ；) 2 一( 。，2 + ，! ) + _ = 一 b +!：!(工,i 4 - - t 4 ) + f 6 m ( m 古川0 占5 ( 2 8 ) 小南 半+ 坐竺掣迎 囊氍鬟激；警：、 j 。l ” 竺 + 一 十 人型伸嵫水泥搅扑帆复台地犏，叟彤特性分析 浙江k 学i 畎i ：学位：0 正2 0 0 叫z 训l o g e ( 爷簪等等) 4 d n2 l i t + 4 卅，一1 5 n - m - 2 ( 5 + 2 ) f 丝12 ( ，+ 1 ) 1 + ( 埘+ 1 ) 3 ， + 一 b 1 2 f 型1 一i l l 5 门 式中 ：k + ( 川一i ) ：】； b ! ： f 2 + ( 川+ i ) ：】； ，：= ，j2 + i l l2 ： i l l = z l ； ，j = ，l ； 地基土泊松比i ，一计算点离桩轴线水平距离： = 一计算点离地表面垂直距离。 若已经知道桩端阻力和桩侧摩阻力在总荷载中所占的比例，以及桩侧 摩阻力的分布规律，就可以用以上公式计算在单桩荷载作用下土体中任意 一点的竖向附加应力。 按以上公式计算r = 0 处，即桩中心竖直线位置处的竖向应力时，将会 发现该位置的应力趋向无穷大，出现不连续性。为避免这种现象，一般的 处理方法是将n = o 0 0 2 处的应力近似视作轴线处( 打= o ) 的应力。 式( 2 - 5 ) 、( 2 - 6 ) 给出的是侧摩阻力为矩形分布或正三角形分布时地基 竖向附加应力系数的计算公式，对梯形分布的侧摩阻力，则可应用叠加原 理计算。对侧阻沿深度线性增大的梯形分布情况，可由摩阻力矩形分布和 三角形分布叠加得到。对侧阻沿深度线性减小的梯形或倒三角形分布情况， ：2 - 9 ) 睾 掣 一 掣 + 人型似雠水泥挝”桃堑合地址| 堂彤特悍分纠i 浙江人学坝i 学垃沧之2 0 0 则由摩阻力矩形分布减去正三角形分布叠加得到。 2 3 桩土支撑体系柔度矩阵的建立 本文采用弹性理论法来建立柔度矩阵，该法的基本假定认为桩插入均 匀、各向同性的弹性半空间内，其连续性和物理参数不因桩的存在而改变； 桩的周边粗糙，桩底平直、光滑；桩土之间保持连续性接触，即桩身位移 与毗邻