基于数值分析的两阶段变刚度复合桩基础工作机理研究

2015-12-11郭天祥

福建建筑 2015年8期

郭天祥

(厦门新区建筑设计院有限公司福建厦门 361012)

引言

两阶段变刚度复合桩基础新技术在厦门当代·天境项目[5]进行了工程实践，项目于2009年12月完成施工图设计，2012年7月竣工，取得很好的经济和社会效益。本文以厦门当代·天境项目B幢为例，介绍了采用数值分析方法对两阶段变刚度复合桩基础[3]工作机理的研究。

1 工程概况

图1 当代·天境B幢平面图

当代·天境项目工程位于厦门市思明区民族路西南侧，该项目用地面积5263.709m2，设两层地下室，地上部分由 A、B两幢高层住宅楼组成。其中B幢地上32层，地上1层为大堂，层高6.60m，其余各层均为住宅，层高 3.1m，主屋面高度 99.900m，结构型式为现浇钢筋混凝土剪力墙结构。主楼平面尺寸为30.0*16.2m，为倒T型平面，高宽比为 6.20。平面及剖面图详见(图 1、图 2)。

本工程场地地质条件相对复杂，其中位于浅层的①杂填土、④淤泥质土属场地内的软弱土层，基坑开挖时已清除;基础底板以下土层为⑥残积砂质粘性土，局部为⑦全风化花岗岩层，力学性能相对较高。下部坚硬岩土层为⑧强风化花岗岩、⑨中风化花岗岩、⑩微风化花岗岩，其中⑨和⑩层的埋藏较深。也注意到，残积砂质粘性土和全风化花岗岩层的局部风化不均匀，分布较多“孤石”。“孤石”的分布范围、尺寸大小和位置不具规律性。

图2 当代·天境B幢剖面示意图

筏板底持力层为残积砂质粘性土层，地基承载力特征值为250kPa，承载力较高，但不足以承担全部上部荷载。而常规的桩基础受到基坑内部已施工完成的基坑支护结构(两道内支撑)和场地土层内“孤石”等因素的影响，可选择的基础型式受到限制。综合考虑以上因素，选择采用桩土共同作用的复合桩基础方案，可利用残积土的承载力，进而减少桩数和桩长，减小施工难度，降低工程造价。

受现场施工场地限制，柱基础采用人工挖孔桩，桩端持力层为强风化花岗岩，为端承型桩。为协调桩和地基土之间的变形，在桩顶设置变形调节装置，以实现桩土共同作用，该基础型式称为两阶段变刚度复合桩基础[4][6]。

2 模型的建立与结果分析

为研究两阶段变刚度复合桩基础的工作性状，我们采用数值分析的方法，利用有限元软件ABAQUS对当代·天境 B幢进行了三维有限元数值模拟[1][2]，分别从沉降、土应力、桩顶反力和荷载分担比等方面对两阶段变刚度复合桩基的工作机理进行了分析。

2.1 模型的建立

2.1.1 模型的简化

当代·天境项目B幢高层住宅楼为剪力墙结构，剪力墙平面布置如(图3)。为了便于有限元软件建模，将B幢结构进行适当的简化，建立如(图4)及(图5)所示的当代·天境B幢的数值分析模型。

图3 剪力墙平面布置

墙、板采用壳单元(shell)进行模拟。其中，剪力墙根据真实厚度适当归并;楼板厚度均取100mm。墙、板本构关系为理想线弹性。

梁采用梁单元(beam)进行模拟，主梁截面统一取300×600，次梁不考虑，梁本构关系为理想线弹性。

筏板以实体单元(solid)模拟，厚度2000mm，筏板平面尺寸根据主楼下桩基础外轮廓线外扩3m确定，本构关系为理想线弹性。

图4 数值计算整体模型示意图

图5 基础模型示意图

模型中变形调节装置由两套共节点的实体单元(solid)模拟，两套线弹性实体单元材料属性不同，一种是变形调节装置(弹簧)单元，另外一种是混凝土单元。模型中通过使用混凝土属性的单元替换“弹簧”属性的单元来实现变形调节装置变刚度的模拟。变形调节装置直径为1000mm，厚度为150mm。

基桩以实体单元(solid)模拟，直径 1m，桩长9.850m，本构关系为理想线弹性。

考虑到数值计算过程中的边界影响，土体四边取基础底板1/2边长的3倍、桩端向下扩展1.5倍桩长为计算影响区域，土体尺寸为75.3m×63.2m×25m，土体边界施加三向约束，以求将边界对分析区域的影响降到最低。模型中基础底板以下3层岩土体。其中，残积砂质粘性土用莫尔-库伦模型模拟理想弹塑性本构关系，全风化花岗岩，强风化花岗岩用线弹性型模拟理想弹性本构关系。桩长9.85m，进入持力层强风化花岗岩1m。

2.1.2 有关参数的选取

依据当代·天境现有的地质勘察报告和上部结构的设计文件，设置模型材料参数如(表1)。

表1 数值模型各部件的材料参数

基桩桩顶的变形调节装置轴向刚度值约为12000KN/m。模型中的变形调节装置厚度为0.15m，半径为0.5m，因此其弹性模量 E为:E=KL/A=(12000×0.15)/(3.14×0.52)=22.9MPa。

2.1.3 加载方式

模型首先进行地应力平衡，以此来模拟模型加载前土体的初始状态，同时赋予筏板、“弹簧”以及基桩各自容重以考虑其自重，水浮力采用向上输入面荷载模拟。结构的恒载(包括自重)和活载在模型中通过加载面荷载的形式实现。模型暂未考虑地震作用和风荷载作用。

表2 上部结构加载

为模拟施工过程，加载过程分38个分析步进行加载。具体加载过程如(表2)。前35个分析步中每个分析步逐层加面荷载，用以模拟施工过程楼层结构荷载增加情况。后3个分析步中每个分析步均一次性加载12层面荷载，用以考虑结构封顶后，后期的非承重墙以及装修荷载和活荷载等。工程于结构封顶后通过对变形调节装置进行“注浆”，调整桩体的竖向刚度，对于所在计算模型中，在第35个分析步初始对变形调节装置进行变刚度处理。

2.2 结果分析

2.2.1 建筑物沉降

图6 沉降剖面示意图

经计算可得到两阶段变刚度复合桩基的沉降云图，如(图6)所示。可以得到，在桩基部分位置设置调节装置后，地基土在上部结构荷载作用下的整体沉降分布，呈中部较大、外围较小的状态，这是由于剪力墙及上部荷载均较集中分布于平面中下部。沉降影响范围在1倍基础宽度范围左右，由基础底板中心向外逐步递减;影响深度在1.5倍基桩长范围左右。

图7 基础沉降

(图7)为基础沉降，第一阶段加载主要由土体承担上部荷载，基础沉降随荷载线性增长，达到55.4mm;第二阶段变形调节装置变刚度后荷载主要由桩承担，在荷载作用下，桩发生向下刺入变形，最终平均沉降为58.6mm，第二阶段的沉降量为3.2mm，沉降变化率明显小于第一阶段，基础沉降呈现两阶段特性。

为分析筏板底部地基土层的沉降情况，现截取该区域的土层，根据土压力盒布置路径提取筏板底部地基土沉降，(图8)为筏板路径示意图。其中路径1沿着建筑物纵向分布，总长35.3m;路径2沿着建筑物横向分布，总长23.2m。(图9)为沿路径1沉降图，其沉降呈现为明显的“碟形”，最大沉降为65.9mm。(图10)为路径2沉降，最大沉降为67.1mm。

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根据结构平面布置，上部结构剪力墙沿路径1均为平面外，且分布均匀，左右对称，间距较大，基础相对抗弯刚度较小，因此基础呈“碟形”，差异沉降20.8mm;沿路径2剪力墙均为平面内，且布置有核心筒，剪力墙较为集中，结构刚度及质量均较集中于平面的中下部，基础相对抗弯刚度较大，因此在偏心荷载作用下，沉降后基底为一倾斜平面，差异沉降为4.8mm。

图8 基础沉降路径图

图9 沿路径1(8轴)沉降

图10 沿路径2(E轴)沉降

2.2.2 基底土应力

(图11)土应力呈现明显的两阶段特性。第一阶段筏板下土体应力随着荷载的增加线性增长，土体逐渐发挥其承载力，到第一阶段末，土应力为103kPa;第二阶段变形调节装置“注浆”后，由于桩端向下刺入使筏板下土体相应发生压缩变形，土体应力荷载缓慢增长，最终土应力为112kPa。

图11 基底土应力

根据土压力盒布置路径提取筏板底部地基土应力，分析筏板底部地基土应力分布情况。

(图12)和(图13)分别为沿路径1、2地基土应力分布。在加载的初始阶段，土体压力分布较为均匀，基底土应力近似呈线性增大。随着荷载的增加，土应力不断增大，基底土压应力表现出刚性基础的“马鞍形”分布。这是由于基础“架越作用”的影响，刚度相对较大的基础，在调整基底沉降使之趋于均匀的同时，也使基底压力发生由中部向边缘转移的过程。基底土应力于“注浆”后开始逐渐稳定，最终趋于收敛。

图12 路径1(8轴)土应力

对比路径1、2可以看出，除了筏板端部土应力较小外，筏板内部土应力最大差值分别为 80kPa、102.2kPa。其中路径1土应力曲线中部“隆起”，而路径2土应力曲线中部“凹陷”。这是由于架越作用的强弱是影响基底反力分布的主要因素，沿路径1上部刚度较小，架越作用较弱，中部土体压应力较大;沿路径2上部刚度较大，架越作用较强，中部土体压应力较小。

2.2.3 桩顶反力

图13 路径2(E轴)土应力

图14 桩顶反力图

在第一阶段桩已逐渐开始发挥作用，说明变形调节装置的存在，桩土承载力几乎同步发挥，这是因为实际筏板面积远大于数值计算的筏板面积，模型中与每根桩协同工作的地基土面积相对变小，每个变形调节装置与相应地基土的刚度之比相对变大。模型桩顶反力与设计的单桩承载力吻合。

2.2.4 桩土荷载分担比

(图15)可以看出桩土荷载分担比也具有两阶段特性。在第一阶段，开始加载时，土体承担64.6%上部荷载，桩分担35.4%，随着上部荷载的增加，桩荷载分担比平缓增长，土荷载分担比缓慢减小，直到“注浆”后，也就是进入第二阶段，桩荷载分担比明显增大，最终达到53.5%，土最终荷载分担比减小至46.5%。

2.2.5 桩侧摩阻应力

图15 桩土荷载分担比

(图16)为中桩、边桩和角桩的桩侧摩阻应力沿桩身变化。中桩和边桩的桩侧摩阻应力变化规律相似，随着桩身向下，负摩阻力先缓慢增大，而后减小为零，负摩阻应力中性点位于0.4倍桩身长度，从桩身中性点往下至桩端，负摩阻应力迅速增大为60KPa;角桩桩侧摩阻应力由桩顶-18.6KPa沿桩身向下逐渐减小为零，而后增大至72.1KPa，中性点相对于边桩和角桩偏上，位于0.3倍桩身长度。

图16 桩侧摩阻力

由前述分析可知，基础沉降呈“碟形”，筏板中部地基土相对沉降较大，导致边桩和中桩的负摩阻力大于角桩;同时可以看出，角桩正摩阻力较大，这是由于刚性基础的架越作用，筏板反力呈现周边大、中间小的规律。

常规桩基与复合桩基础产生负摩阻力的原因不同。两阶段变刚度复合桩基础的工作机理决定其桩侧必然会受到负摩阻力的作用。主要是因为第一阶段为“小刚度”阶段，端承型桩顶部设置变形调节装置，在上部荷载作用下，变形调节装置产生竖向变形，使端承桩的刚度弱化，此时上部荷载主要由地基土承担，地基土的沉降较大，相对桩有向下位移，对桩产生负摩阻力。第二阶段为“大刚度”阶段，上部荷载增量主要有桩承担，地基土沉降量很小，桩侧摩阻力逐渐由负转正。两阶段变刚度复合桩基在加载过程中，大部分处于负摩阻力状态，因此计算时不能忽略负摩阻力对基桩的影响。

3 讨论

⑴数值分析得到基础平均沉降量为58.6 mm，比现场监测结果平均值9.4mm偏大。分析其主要原因有以下几点:①地质报告中提供的土层变形模量可能比实际偏小。②ABAQUS软件的岩土本构模型中土层变形参数是弹性模量，而地质报告中提供的土层变形参数是压缩模量、变形模量。有资料提出[7]，一般情况下土的弹性模量是压缩模量、变形模量的十几倍或者更大，不同土层及地域性差异很大。根据本工程现场测试经验，厦门地区花岗岩残积土弹性模量可取变形模量的2倍以上。因此直接把地质报告提供的变形模量带入模型计算的沉降结果会偏大。③实际工程中，受地下室刚度对上部荷载扩散影响，主塔楼的基础荷载小于数值分析时的荷载。

⑵分析表明桩身上部一定桩长范围内存在较大负摩阻力，该负摩阻力大小和范围与变形调节装置的刚度、桩周土的力学性质、桩长以及桩端持力层的力学性能等因素有关，但尚难准确了解，该负摩阻力对复合桩基工作机理的影响程度，尚需要进一步深入研究。