局部软弱地层条件下CFG桩复合地基特性分析

2021-06-05李鑫

广东土木与建筑 2021年5期

李鑫

（中铁第五勘察设计院集团有限公司北京102600）

0 前言

为了最大程度地发挥复合地基中桩体承载力，适用地基附加应力自上而下减少的特性，工程中通常是通过改变地基竖向增强的强度和刚度的分布形式来增加桩体利用率。因此，在工程实际中慢慢开始采用多桩型复合地基来处理地基问题［1-3］。多桩型复合地基是指包括刚性长桩、柔性短桩和桩间土体协同受力的地基形式，其受力主要是通过桩体及桩间土的变形协调作用来实现。张树明等人［4］通过离心机模型试验及数值模拟研究了CFG桩-网复合地基的受力变形特性；杨涛等人［5］推导出了不排水桩-碎石桩复合地基在瞬间加载条件下的固结控制方程，并得出了相应的在单面排水条件下固结解析解，最后通过结合对比有限元的数值解，对解析解的合理性进行了印证；李连祥等人［6］在前期离心试验的基础上，对支护结构与复合地基相隔一定距离的基坑工程进行数值建模，分析了支护结构与复合地基的内力位移在土条宽度影响下的变化规律；罗云海［7］对西安某高层建筑的CFG桩复合地基变形，对比分析了现场实测值和3 种推荐方法所得到的计算值，进一步讨论不同计算方法适合与否，以及如何合理选取沉降计算经验系数值，以此来验证该地区高层建筑适合运用CFG 桩复合地基，并提出了对应适合的计算变形方法。

目前对多桩型复合地基的应用较为广泛，但对其作用机理并没有系统的理论研究［8-10］，导致进行相关设计时需要参考经验方法。因此，合理选择桩体类型及其强度和刚度的设计施工工艺，保证足够的地基承载力和控制变形，已经成为工程界必须解决的课题。由于多桩型的复杂性很难通过解析的方法来求解上部压力对桩体、桩间土等受力时各个部分的影响规律。而数值方法则为这种问题的求解提供了不错的渠道。

本文以北京市大兴区西红门镇的集体经营性建设用地试点项目为背景，采用数值方法分析该项目采用CFG桩进行地基处理的方案，并且探究CFG桩复合地基承载力、桩体位移、桩身轴力、侧阻力的关系，初步阐明了其作用机制。分析方法和结果可为类似工程作为参考。

1 工程概况

拟建场地位于北京大兴区西红门镇，场地地表现状主要为荒地，同华路自北向南横穿场地。场地地形地貌开阔平坦，隶属于永定河冲积平原。场地勘察实测钻孔高程为40.080～42.407 m。根据北京地区构造分区图，北京地区大地构造位置位于中朝准地台（Ⅰ）华北断拗（Ⅱ2）西北隅的北京迭断陷（Ⅲ6）内的门头沟迭陷褶、后沙峪凹陷、顺义迭凹陷、丰台迭凹陷、琉璃河迭凹陷及大兴隆起，如图1所示。

图1 拟建场地断裂构造示意图Fig.1 Fracture Schematic Configuration Proposed Site

本工程所在场地最大钻探深度为30 m 范围内的地基土主要由第四系冲洪积土、新近沉积土和人工填土组成。按土体成因、结构性质及不同的土体物理力学性质的差异，共分3 大成因，6 大层及分属于各层的亚层，由上至下分述如下，填土（Q4ml）：①粉土素填土：呈黄褐色，稍微湿润，较为松散，以局部含砖渣和碎石的粘质粉土为主，埋深1.00～4.10 m，层厚0.40～3.40 m，平均层厚1.74 m。沉积土（）：②粘质粉土：呈褐黄色，稍微湿润，密实，含有云母等，且部分夹杂粉质粘土和砂质粉土层，层底埋深3.00～12.10 m，层厚0.50～8.60 m，平均层厚3.03 m。第四纪冲洪积层（）：③细砂：呈褐黄色，稍微湿润，较为密实，夹杂石英、云母等，级配较差，层底埋深8.60～13.70 m，层厚0.40～7.60 m，平均层厚3.18 m。④粉质粘土：呈黄褐色，可塑，切面光滑，姜石含量约占10%，粒径1～3 mm，局部含粘质粉土夹层，层底埋深11.70～14.90 m，层厚0.80～5.90 m，平均层厚2.25 m。⑤圆砾：呈杂色，稍微湿润，密实，砾石含量约60%，粒径5～20 mm，最大粒径50 mm，呈亚圆形，母岩以中粗砂充填的砂岩为主，层底埋深16.00～23.80 m，层厚1.70～10.00 m，平均层厚6.99 m。⑥粉质粘土：呈黄褐色，稍微湿润，密实，含云母、氧化铁，含粘质粉土和砂质粉土薄夹层，层底埋深21.30～24.40 m，层厚0.50～2.50 m，平均层厚1.18 m。

2 计算模型及力学参数

2.1 计算模型

采用三维有限差分软件FLAC3D进行分析，对刚柔性单桩和群桩在自由状态下进行数值建模。首先根据工程现场来简化数值计算模型。1#楼、4#～8#楼地面以上9～14 层，根据设计资料，拟采用CFG 桩复合地基方案，其中刚性长桩桩长为23 m，桩径为550 mm；柔性短桩（灰土搅拌桩）的桩长为10 m，桩径为500 mm，其分布如图2所示。在考虑桩体、地基尺寸时，地基模型可以看作无限体，尺寸选取的原则是边界约束作用下不能影响模拟计算的结果。按照实际设计中地基承受荷载的面积及深度，由此得出模型的尺寸为15 m×8 m×50 m，其桩位示意图如图3所示。根据地质勘察资料，受力计算范围内的地基土体由2 个部分构成，分别为下部厚30 m 的粉质粘土和上部厚10 m 的黄土状粉质粘土，地基模型顶部设置为自由体边界，也即不限制模型顶部的位移。模型侧面的边界条件设置为水平滑动支座，具体就是指水平约束、竖向可动。而地基模型的底面设置为滑动支座，也就是指竖向约束，水平可动。为提高地基模型的计算效率，考虑到地基模型受力变形的对称性，本文中计算模型选取1/4 的数值建模，模型的网格划分如图4所示。

图2 刚柔性桩及褥垫层分布Fig.2 Distribution of Rigid and Flexible Piles and Cushions

图3 桩位示意图Fig.3 Schematic Diagram of Pile Position

图4 模型网格划分Fig.4 Model Meshing

2.2 材料参数

为简化计算，模型CFG 各桩体采用各向同性的弹性体模型，桩间的土体选用Mohr-Coulomb 弹塑性模型，桩和土体的接触面设置为Mohr-Coulomb 滑动体模型。根据设计基础资料，模型中各土层的物理力学参数如表1所示。

表1 桩及土体材料参数Tab.1 Material Parameters of Pile and Soil

桩体与土体间接触面相关参数的确定相对困难，通常通过一定的现场及室内试验进行确定，若试验条件不存在，常通过经验公式来进行桩与土体的接触参数的确定。本文的数值模型中，将桩体与土体之间的接触设置为“软”接触，不但能够反映出模型整体的变形特征，而且在没超过桩-土接触模型设置的抗拉强度的情况下，桩-土接触面粘结力相应的数值也会保持不变。如若超过，就将桩-土接触面的抗拉强度设置为0。一般选取硬度最高的相邻区域的法向刚度和切向刚度的10倍［11］，即：

其中，k 为桩-土接触面体积模量；G 为桩-土接触面剪切模量；△zmin为桩-土接触面法向连接区域上的最小尺寸。从式⑴中可以看出，垂直于接触面最小单元尺寸的减小，是桩体与土体接触面计算刚度增加的主要因素。在工程实践中，经研究可以发现，桩-土接触面间的摩擦角δ 是影响桩体摩擦力特性的重要因素，而针对本文中粘土，一般取δ/φ=0.6～0.7，其中φ 是桩周土体的有效内摩擦角。本次建模的接触面参数如表2所示。

表2 接触面参数Tab.2 Parameters of Contact Surface

3 CFG桩复合地基分析评价

3.1 多桩型复合地基应力、变形分析

本次CFG 多桩型复合地基数值模型，按照《建筑基桩检测技术规范：JGJ 106-2014》要求慢速维持荷载的加载方法，模型加载采用分级加载的方式进行，当地基沉降量稳定时施加下一级荷载。

模型加载过程分为8 级加载，分别为400 kN、600kN、800kN、1000kN、1200kN、1400kN、1600kN、1800kN。

3.2 变形分析

多桩型复合地基在不同的受力阶段所产生的整体沉降云图如图5所示，由图5可知，当多桩型复合地基的沉降趋于稳定后，其总位移沉降量主要发生在地基上部的加固土层。同时由图6可知，多桩型复合地基的Q-s曲线出现较明显的线性变化，并未出现判断其极限承载力的拐点。因此，在工程实践上主要也是通过沉降控制方法来确定多桩型复合地基的承载力。综合考虑多桩型复合地基的s-Logt曲线和其发生的总沉降变形量，可以推断该地基的极限承载力为1 600 kN，那么当相应的多桩型复合地基的发生沉降变形量为14.3 mm时，该地基的承载力可以判断为800 kN。

图5 多桩型复合地基位移云图Fig.5 Displacement Cloud of Multi-pile Composite Foundation

图6 多桩型复合地基的Q-s曲线Fig.6 Q-s Curve of Multi-pile Composite Foundation

3.3 桩身轴力分布

CFG 地基中刚性长桩和柔性短桩的轴力分布由图7所示。由图7可知，对于CFG 多桩型复合地基，从桩身轴力分布曲线来看，桩身轴力主要集中于桩体上部。刚性长桩及柔性短桩都在桩深为1.5 m 左右处轴向力到达峰值，且随着深度的增加出现线性衰减的趋势并在桩底处接近于0，说明CFG桩体为摩擦桩。

3.4 桩侧平均摩阻力沿深度分布情况

桩与土体之间的摩阻力是引起桩身轴力沿深度衰减的主要原因。各级荷载作用下模型监测到的桩身摩阻力随深度的变化曲线如图8所示。

图7 多桩型复合地基桩轴力分布Fig.7 Axial Force Distribution of Piles in Multi-pile Composite Foundation

图8 多桩型复合地基桩摩阻力分布Fig.8 Friction Distribution of Piles in Multi-pile Composite Foundation

如图8、图9 可知，CFG 多桩型复合地基，从桩身摩阻力沿着桩身的分布情况可见，负摩阻力在刚性长桩及柔性短桩的桩体的上部集中出现，研究分析发现，这是因为摩阻力系数主要集中在地基上部土层。但由图8 可知，柔性短桩比刚性长桩的侧摩阻力要小不少，其主要原因是柔性短桩的刚度相对刚性长桩的刚度要小许多，且在荷载作用下的柔性短桩的变形协调能力更强，与褥垫层的变形更为同步。

图9 多桩型复合地基摩阻力分布云图Fig.9 Friction Distribution Cloud of Multi-pile Composite Foundation

4 多桩型复合地基桩土应力比随深度的变化规律

4.1 刚性桩-土应力比随深度的变化规律

随着地基深度的增加，CFG 多桩型复合地基刚性桩和周围土体应力之比的变化趋势如图10⒜所示。从图10⒜中可见，在桩体上部的软土层中，桩和土体的应力比随深度的增加呈线性增加，且增加速率较快，并在3.5 m 处出现峰值；在两层土的交界面处，桩和土体之间应力由于桩间土性质的改变发生重分配，进而出现刚性桩和周围土体的应力之比随着地基深度的增加而线性递减的现象。

图10 刚性桩-土应力比及柔性桩-土应力比随深度的变化规律Fig.10 Variation Law of Rigid Pile-soil Stress Ratio with Depth and Flexible Pile-soil Stress Ratio with Depth

4.2 柔性桩-土应力比随深度的变化规律

随着地基深度的增加，CFG 多桩型复合地基柔性桩和周围土体应力之比的变化趋势如图10⒝所示。由10⒝可见，随着地基深度的逐渐增大，柔性桩与周围土体应力之比表现出先增大后减小的趋势。另外对比分析还能发现，柔性桩-土应力比的最大值要比刚性桩-土应力比的最大值小不少，且其峰值出现的位置要先于刚性桩-土应力比的峰值位置。