ChineseJournalofGeotechnicalEngineering
岩 土 工 程 学 报
Vol.24 No.6 Nov., 2002
论文
软土中超长水泥搅拌桩复合地基承载力研究
Bearingcapacityofcompositefoundationwithlongcement
treatedcolumninsoftsoil
郑 刚,王长祥,顾晓鲁
1
2
1
(1.天津大学土木工程系,天津 300072;2.中国市政华北设计院,天津 300074)
摘 要:对软土中18m长水泥搅拌桩复合地基,进行了现场单桩静载试验、承压板下有无褥垫层的单桩复合地基载荷试验、四桩复合地基载荷试验及桩中心插12m长微型加劲钢管的单桩复合地基载荷试验,研究了复合地基破坏模式、褥垫层、桩身强度等因素对复合地基承载力的影响,对软土中超长水泥搅拌桩复合地基承载力检验方法及承载力评价提出了建议。关键词:水泥搅拌桩;复合地基;承载力;载荷试验;褥垫层
中图分类号:TU471.1 文献标识码:A 文章编号:1000-4548(2002)06-0675-05
作者简介:郑 刚(1967-),男,贵阳人,博士,教授,博士生导师,从事土力学及岩土工程、地下工程等教学与研究工作。
ZHENGGang,WANGChang-xiang,GUXiao-Lu
121
(1.DepartmentofCivilEngineering,TianjinUniversity,Tianjin300072,China;2.NorthChinaMunicipalEngineeringDesignInstitute,Tianjin300074,China)
Abstract:Thefailurepatternofcompositefoundationwithcementtreatedcolumnof18meterslonginsoftsoil,andtheeffectofsandcushionandstrengthofpileonit'sbearingcapacityarestudiedbyconductingfieldloadingtestsofsinglepile,onsinglepilewithcapandfourpileswithcapandwithorwithoutsandcushion,andonsinglepilewithcapandwithasteeltubeinthepile.Somesuggestiontotheloadingtestandthedetermi-nationofbearingcapacityofcompositefoundationwithlongcementtreatedcolumninsoftsoilaregiven.Keywords:cementtreatedcolumn;compositefoundation;bearingcapacity;loadingtest;sandcushion
1 前 言
近年来,复合地基已由传统的柔性桩复合地基发展到半刚性桩复合地基和刚性桩复合地基,其中水泥搅拌桩复合地基中,水泥搅拌桩也在向长桩发展,最大
[1]
桩长已达27m,但对超长水泥搅拌桩复合地基的极限承载力性状的研究却较缺乏。
笔者通过水泥土、混凝土与土接触面荷载传递对
[2]
比试验证明,水泥土-土接触面与混凝土-土接触面荷载传递较为相似,前者极限侧摩阻力甚至高于后者,说明水泥土-土接触面荷载传递特性类似刚性桩,并为大量现场试验所证实。利用建立在上述接触面荷载传递试验基础之上的水泥土-土接触面模型,通过有限元分析表明
[4]
[3]
2 软土中超长水泥搅拌桩复合地基承
载力研究
2.1 工程地质概况及试验内容
(1)工程地质概况
试验场地为典型温州软土,其主要物理力学指标见表1。桩长范围内土层主要为淤泥。
表1 试验场地土层主要物理力学指标Table1 Physicalandmechanicalparametersofsoils层序②③3③4⑤
H m1.404.606.80>6
w %38.270.770.252.2
e1.502
1.981.9741.494
IL0.64
2.072.241.49
fkcφEs1-2
kPa (°) MPa kPa20.412.43.158013.17.21.074213.57.71.104514.48.61.5962
,加荷至极限荷载时,对软土中的
短桩,可产生类似刚性桩向土中的刺入,桩土接触面沿
桩全长均可产生相对滑移,单桩承载力主要由土强度控制而不是桩身水泥土强度控制;而当桩长增大至一定长度后,桩身下部桩土接触面已不能发生相对滑移,桩顶荷载难以传递至桩身下部,单桩承载力主要由桩身强度控制。作者由此建议考虑搅拌桩不同破坏模式的复合地基承载力检测方法
[5]
注:表中抗剪强度指标为直剪固结快剪抗剪强度指标;H为层厚。
由于基础埋深约3m,因此,试验是在③-3淤泥层上进行的,天然地基承载力fak=42kPa。
(2)试验研究项目
为研究软土中超长水泥搅拌桩复合地基承载力性状,进行了如下一系列现场试验:
①超长水泥搅拌桩单桩承载力性状;②超长水泥
基金项目:国家自然科学基金资助项目(50208012)
。在以上研究的基础
上,本文通过在温州软土中一系列的现场试验,进一步较系统地研究了超长水泥搅拌桩复合地基的承载力性
状。 收稿日期:2002-03-13676岩 土 工 程 学 报表2 试验研究项目Table2 Casesoffieldtest
2002年
试验名称单桩
桩号试验桩龄期 d承压板尺寸 (m×m)褥垫层厚度 mm
#1～3391×120厚找平层##4～9391×120厚找平层##
单桩 10～12771×1500
##13～141061×120厚找平层复合地基 ##
1～3加劲桩771×120厚找平层
四桩复合地基392×220厚找平层
#钢管芯桩长度 m
未设置未设置未设置未设置12未设置试验数量 个
363231
注:表中水泥搅拌桩龄期为大约值。
搅拌桩单桩复合地基承载力性状;③设置厚褥垫层对超长水泥搅拌桩单桩复合地基承载力性状的影响;④在桩中心插小直径钢管研究提高桩身抗压强度后单桩复合地基承载力性状;⑤多桩复合地基承载力性状;⑥超长水泥搅拌桩复合地基承载力检验方法。
试验桩有效桩长18m,桩径 600mm,水泥掺入比18%。共进行了3根单桩静载试验、8个无褥垫层单桩复合地基载荷试验、3个在承压板下设置500mm厚褥垫层的单桩复合地基载荷试验、3个搅拌桩中心插钢管芯桩的单桩复合地基载荷试验和一个四桩复合地基载荷试验,见表2。
2.2 单桩承载力性状及破坏模式试验
图1是超长水泥搅拌桩单桩静载试验Q-s曲线。进行了桩身全长取芯检验,无侧限抗压强度试验表明加固效果较好。1桩和2桩加荷至160kN后Q-s曲线均发生了陡降,破坏时对应的桩顶沉降分别为18.24mm和7.32mm,卸荷后回弹量分别为4.5mm和1.93mm,3桩加荷至140kN时,Q-s曲线产生第一次陡降,桩顶沉降由9.18mm激增至32.00mm,然后再加荷时,桩顶沉降增加又较缓慢,直至加荷至170kN时,Q-s曲线产生第二次陡降。卸荷回弹量为6.67mm。
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#
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桩身某薄弱截面处被压碎,然后薄弱截面以上桩身下沉至与薄弱截面以下桩段紧密接触,使桩顶沉降增幅在此后加荷过程中减缓,直至在170kN荷载下桩身某截面再次被压坏而产生陡降。
据以上试验结果,可认为,单桩极限承载力由桩身
材料强度控制,桩身压坏导致Q-s曲线产生陡降而终止加载。段继伟在宁波软土中通过现场试验对比研究了12.5m长水泥搅拌桩单桩及带台单桩的破坏模式,对该长度桩,证明是由桩身破坏导致单桩和带台单桩承载力达到极限
[6]
。
2.3 单桩复合地基承载力性状及破坏模式试验
进行了8个无褥垫层单桩复合地基载荷试验,承压板尺寸为1m×1m,承压板下仅设薄细砂找平层。荷载-沉降关系p-s曲线见图2。无论龄期长短,8组单桩复合地基载荷试验p-s曲线均出现陡降段,s-lgt曲线均在最后一级荷载下明显向下转折,存在明显的极限荷载。8组单桩复合地基载荷试验对应的极限承载力fu分别为200,200,225,250,200,150,225和225kPa,对应的沉降分别为16.87,14.12,25.14,25.06,22.10,5.46,12.21和18.80mm。9桩单桩复合地基加荷至175kPa时突然出现陡降,但随后加荷至200kPa时,沉降才增加不到4mm,与3桩相似,显然也是在加荷至175kPa时,桩身某薄弱截面处被压碎,然后薄弱截面以上桩身下沉至与薄弱截面以下桩段紧密接触,使桩顶沉降增幅在此后加荷过程中减缓,直至在225kPa荷载下桩身某截面再次被压坏而产生陡降。因此,下文分析不考虑9桩。
由于承压板下为高压缩性超软土,承载力很低,在上述单桩复合地基极限荷载对应的沉降下土反力较
#
##
图1 单桩静载试验Q-s曲线Fig.1 Q-scurvesofloadingtestofsinglepile
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小,因此,荷载应主要由桩承担。但由于单桩极限承载力由桩身材料强度控制,当桩分担荷载达到单桩极限承载力后,将因桩身压坏而基本丧失承载能力,在桩身压坏瞬间,其所承担的荷载大部分迅速转移到承压板下土上,而承压板下软土难以承担此荷载,因此,p-s曲线产生陡降而终止加载。
据以上试验结果,不管龄期长短,单桩复合地基极2桩桩顶卸荷回弹量很小,破坏时对应的桩顶沉
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降量也很小,说明破坏前桩身压缩量很小,显然,桩身在浅部压坏,而1桩由于有一定回弹量,破坏时桩顶
##
沉降量也大于2桩,可推断1桩桩身在桩顶以下某一截面处压坏。而3桩显然是在加荷至140kN时,#
第6期郑 刚,等.软土中超长水泥搅拌桩复合地基承载力研究677
基的破坏模式与单桩复合地基相同。
破坏时沉降量s与承压板宽度b之比s b仅为0.0131,再考虑到桩土相互作用影响,显然,复合地基破坏时桩间土反力较小。
该试验卸荷后回弹量为2.05mm,说明桩身弹性压缩量很小,桩身破坏位置较浅,且桩间土分担荷载较少。2.5 设置厚褥垫层的复合地基承载力性状及破坏模式一般认为,桩顶设置褥垫层能降低桩土应力比,增大桩间土反力。褥垫层厚度越大,桩土应力比越低。为研究褥垫层对复合地基破坏模式影响,对比进行了在承压板下设置厚褥垫层的单桩复合地基载荷试验,见图4。
图2 单桩复合地基p-s曲线
Fig.2 p-scurvesofloadingtestofcompositefoundation
withsinglepile
图4 设置厚褥垫层的载荷试验Fig.4 Loadingtestwiththicksandcushion
限承载力由桩身材料强度控制,桩身压坏使p-s曲线产生陡降而终止加载,荷载-沉降关系为陡降型。不考虑9桩,7个单桩复合地基载荷试验加荷至
破坏时沉降量s与承压板宽度b之比s b平均为0.019,考虑到桩土相互作用影响,复合地基破坏时桩间土反力较小,远未达到天然地基极限承载力。
2.4 四桩复合地基承载力性状及破坏模式试验
进行了四桩复合地基载荷试验。桩中心距1.0m,载荷板尺寸为2m×2m。载荷试验成果见图3。四桩复合地基依然出现显著的陡降段,极限荷载可很容易判定。该四桩复合地基极限承载力为853kN,相当于fu=213.25kPa,对应沉降为26.28mm。
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图4(a)即为常规单桩复合地基载荷试验,承压板
下设置20mm厚细砂找平层,图4(b)为设置厚褥垫层单桩复合地基载荷试验,褥垫层厚度500mm,褥垫层仅在承压板下设置,避免产生扩散作用。在褥垫层周围砌砖模以模拟筏板下垫层侧向变形约束条件。3个加厚褥垫层的载荷试验p-s曲线见图5。为
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了对比,图5中还给出了无褥垫层的4桩单桩复合地基的p-s曲线。从图5可见,3个设置厚褥垫层的单桩复合地基的极限承载力平均值为233.3kPa,与无褥垫层复合地基极限承载力平均值217.9kPa相比提高7%,p-s曲线仍为陡降型,破坏时对应的沉降量基本相同,平均为14.12mm,与承压板宽度之比平均仅为0.01412,略小于不设褥垫层时的沉降。显然,即使设置了较厚的褥垫层,复合地基破坏时桩间土反力仍较小,没有如想象的那样有较大幅度增大。厚垫层没有改变复合地基破坏模式。2.6 加劲超长水泥搅拌桩单桩复合地基破坏模式及
承载力研究
针对前述单桩及复合地基均是因桩身强度破坏而导致复合地基达到承载能力极限状态,为进行对比,在桩中心对称钻两个12m深孔,插入两根小直径( 60mm)钢管,如图6(a)所示,注入水泥浆使钢管与搅拌桩可靠粘结,提高桩身截面抗压强度,然后进行单桩复合地基载荷试验。3个单桩复合地基载荷试验p-s曲
#
线见图6。图中还给出了无褥垫层、无钢管芯桩的4桩单桩复合地基的曲线。
图3 四桩复合地基Q-s曲线
Fig.3 Q-scurvesofloadingtestofcompositefoundation
withfourpiles
根据单桩复合地基破坏模式分析,显然,该四桩复合地基仍是因桩身压坏导致Q-s曲线产生陡降而终止加载,荷载-沉降关系为陡降型。显然,多桩复合地
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岩 土 工 程 学 报 2002年
管段桩身的极限侧阻和端阻之和,18m桩身全长向土中刺入。
(3)桩顶处加劲钢管分担的荷载超过水泥土提供给加劲钢管的极限侧摩阻力和端阻力之和,加劲钢管在搅拌桩桩身中向下刺入、桩顶处水泥土随之压碎。
(4)桩顶处加劲钢管压屈、桩顶处水泥土随之压碎。
由于没有足够的观测数据证明是以上几个可能的
图5 带500mm厚褥垫层的单桩复合地基曲线
Fig.5 p-scurvesofloadingtestofcompositefoundation
with500mmthicksandcushing
原因导致其单桩复合地基p-s曲线发生较大沉降,因此,不能对本试验1～
#
#
3加劲搅拌桩复合地基的
#
#
破坏模式作出判断。但设置加劲钢管后,其极限承载力对应的沉降量显著增大,且1、2加劲搅拌桩复合地基的p-s曲线不再是陡降型,而是居于缓变型和陡降型之间。对超长加劲搅拌桩,其破坏模式需专门研究,目前主要研究显然还没有完全解决这个问题。
3 超长水泥搅拌桩复合地基承载力检
验方法及承载力确定
当根据复合地基载荷试验确定复合地基承载力
图6 加劲水泥搅拌桩静载试验
Fig.6 Loadingtestofreinforcedcementtreatedcolumn
时,规范
[8]
条文说明指出,对传统的柔性桩复合地基,
试验结果表明,与不设加劲钢管的单桩复合地基
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相比,其荷载-沉降关系特性有较大变化,其中1加劲桩和2加劲桩单桩复合地基曲线不再是陡降型,而
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是居于缓变型和陡降型之间,根据曲线,1加劲桩和2加劲桩单桩复合地基极限承载力对应的沉降量
#
分别为43.37mm、41.75mm;3加劲桩单桩复合地基曲线仍是陡降型,单桩复合地基极限承载力对应的沉降量分别为20.56mm。设加劲芯桩后的复合地基极限承载力平均提高78%,而且破坏时对应的沉降有较大增加,因此,破坏时承压板下的土承载力发挥程度也提高了。
[3][7][2,5,9]
凌光容,邹宗煊等的研究表明,水泥搅拌桩桩土接触面荷载传递与刚性桩相似,在水泥搅拌桩中插入钢筋混凝土或型钢加劲芯桩后,当加劲芯桩长度及截面积足够大时,由于桩身竖向抗压承载能力大幅度提高,桩达到极限承载力后向土中发生了刺入,而不是桩身上部压坏。对于本试验,插入两根长12m、直径60mm的微型钢管的超长水泥搅拌桩,当桩顶荷载足够大时,其可能破坏模式有以下几种:
(1)加劲钢管长度范围内水泥土与钢管的总竖向抗压强度足够大,加劲钢管以下桩身水泥土压碎而使其上桩段向土中刺入。
(2)加劲钢管以下桩身水泥土竖向抗压强度大于加劲钢管段桩身传递来的桩身轴力,即大于无加劲钢#
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通过载荷试验确定复合地基承载力时,其取值方法主要根据柔性桩复合地基压力沉降关系曲线,此曲线一般是一条平缓的光滑曲线,考虑到国外对天然地基载
荷试验多数按控制变形的方法确定承载力的趋向,主要按规定的沉降比确定复合地基承载力,对水泥搅拌桩复合地基亦不例外,可取沉降比s b=0.004～0.01对应的荷载作为复合地基承载力特征值。工程实践中,由于多采用工程桩进行载荷试验,单桩、单桩复合地基或多桩复合地基载荷试验很少加载至破坏,因此,也基本上采用根据沉降比s b确定复合地基承载力的方法,甚至有时仅加载至s b略大于0.01就停止试验了。笔者曾分析搅拌桩不同破坏模式及其它因素对复合地基承载力及承载力检验方法的影响据上述试验结果对此进行进一步分析。
根据《建筑地基基础技术规范》GBJ50007—2002,定义复合地基承载力特征值fak=fu 2,fu为极限承载力,7个无褥垫层单桩(4～8桩、13～14桩)复合地基承载力特征值fak分别为100,100,112.5,125,100,112.5和112.5kPa,平均为108.9kPa;其对应的沉降分别为2.69,5.32,14.23,2.44,1.92,1.98和1.78mm,对应沉降比分别为0.00269、0.00532、0.0142、0.00244、0.00192、0.00198和0.00178,平均为0.00408。如果按规范取沉降比s b=0.01对应的荷载作为复合地基承载力特征值,由于9桩复合地基p-s曲线存在2
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[8]
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#[5,9,10]
,下面根
第6期郑 刚,等.软土中超长水泥搅拌桩复合地基承载力研究679
次陡降而不考虑,其余7个单桩复合地基载荷试验判定的复合地基承载力特征值fak分别为178,174,86,200,178,210和199kPa;而如果取s b=0.004对应的荷载作为复合地基承载力特征值,则根据7个单桩复合地基载荷试验判定的复合地基承载力特征fak值分别为127,85和46,148和140,158和163kPa,。显然,对于4桩、5桩、7桩、8桩、13桩和14桩,按照s b=0.01确定的复合地基承载力严重偏高,而即使按s b=0.004确定复合地基承载力特征值,对4桩、7桩、8桩、13桩和14桩仍然偏高较多。因此,仅仅按s b=0.004～0.01来确定复合地基承载力特征值,其随意性很大,而且相对于其极限承载力来说,所确定的复合地基承载力特征值安全度不明确,有时安全度不足。
对3个设置500mm厚褥垫层的单桩复合地基,相应复合地基承载力特征值fak为116.6kPa,对应的沉降比s b平均为0.0033。显然,对此载荷试验,采用s b=0.004～0.01对应的荷载作为复合地基承载力特征值,为141kPa～196kPa,相对于极限承载力来说,即使s b取下限0.004,按沉降比s b=0.004～0.01将会给出过高的、安全度严重不足的复合地基承载力特征值。
四桩复合地基极限承载力fu=213.25kPa,对应沉降为26.28mm,破坏时沉降量s与承压板宽度b之比s b仅为0.0131;其承载力特征值fak为106.8kPa,与根据单桩复合地基载荷试验确定的复合地基承载力特征值几乎相同,其对应的沉降分别为4.72mm,对应沉降比s b为0.00118。同样,相对于极限承载力来说,即使s b取下限0.004,也比承载力特征值fak对应沉降比s b(即0.00118)大很多,因此按沉降比s b=0.004～0.01也将会给出过高的、安全度严重不足的复合地基承载力特征值。
因此,对水泥搅拌桩,当桩长大于单桩有效长度时,尤其是超长桩,单桩极限承载力往往由桩身强度确定,其破坏模式为桩身强度破坏,如复合地基载荷试验不加载至破坏,,并仅仅根据沉降比s b确定承载力,正如前文所指出,复合地基承载力安全度是不明确的,有可能出现根据相对沉降s b确定的承载力的安全度不够的情况。对上海地区的调查也发现,采用沉降比s b确定复合地基承载力,当s b取值较大如0.01时,得到的复合地基承载力特征值与其极限承载力相比,安全系数有时小于2。
除加劲水泥搅拌桩外,上述几种试验方法根据极限承载力确定的复合地基承载力特征值对应的沉降很小,其荷载-沉降关系均为陡降型。分析表明,上述对#
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于极限承载力由桩身强度控制、达到破坏状态时发生桩身压坏的超长水泥搅拌桩复合地基,不宜采用沉降比控制的方法来确定复合地基承载力。
因此,按规定的沉降比确定水泥搅拌桩复合地基承载力的特征值时,应注意其前提条件是,复合地基载荷试验所得压力沉降关系曲线应是一条平缓的光滑曲线,才能采用控制变形的方法来确定承载力。否则,应加载至极限状态确定其极限承载力从而确定承载力特征值。
4 结 论
(1)超长水泥搅拌桩单桩极限承载力首先由桩身材料强度控制。
(2)当水泥搅拌桩单桩极限承载力由桩身材料强度控制且承压板下土强度较低时,单桩复合地基及多桩复合地基荷载沉降关系均为陡降型,破坏模式与单桩破坏模式相一致。
(3)厚褥垫层没有改变单桩复合地基破坏模式,对复合地基极限承载力及其对应的沉降几乎没有影响。
(4)对超长水泥搅拌桩复合地基,不宜采用控制沉降比的方法来确定承载力。应加载至极限状态确定其极限承载力从而确定承载力特征值。
由于试验场地土质较软弱,上述结论是否适用于土质相对较好的情况尚待研究。参考文献:
[1]何开胜徐立新.超长水泥搅拌桩的荷载传递特征[J].建筑
结构,2000,30(5):17-19.
[2]郑 刚,姜忻良.水泥搅拌桩复合地基承载力研究[J].岩土
力学,1999,20(3):46-50.
[3]凌光容,安海玉,谢岱宗,等.劲性搅拌桩的试验研究[J].建
筑结构学报,2001,22(2):92-96.
[4]郑 刚,顾晓鲁.水泥搅拌桩荷载传递机理研究[J].土木工
程学报,2002,35(5).
[5]郑 刚,顾晓鲁,姜忻良.水泥搅拌桩复合地基承载力辨析
[J].岩土工程学报,2000,22(4):487-489.
[6]段继伟,龚晓南,曾国熙.水泥搅拌桩荷载传递规律[J].岩
土工程学报,1994,16(4):1-7.
[7]邹宗煊,林 峰.钢筋混凝土劲芯水泥土复合桩的设计与施
工原理—软土地基中使用的新桩型[A].第六届全国地基处理学术讨论会暨第二届全国基坑工程学术讨论会论文集[C].西安:西安出版社,2000.43-46.[8]JGJ79—91,地基处理技术规范[S].
[9]郑 刚,刘松玉.对水泥土桩承载力确定的进一步讨论[J].
东南大学学报,2001,31(5):62-66.
[10]郑 刚,顾晓鲁.对刚性桩复合地基承载力检验方法的辨
析[J].建筑结构学报,2001,22(1):93-96.
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