高速公路CFG 桩复合地基压缩沉降变形分析

贺缀HE Zhui

（中铁二十五局集团第二工程有限公司，南京 210046）

0 引言

复合地基强调由地基土和增强体共同承担荷载，CFG桩作为一种软土地基深层处置方式，因其施工速度快、承载力高、适应性强广泛应用于高速公路软土地基处置，能显著提高软土地基的变形模量和承载力，有效减小在路基荷载下基底的沉降变形，该种深层处置方式是路基在通过软土地带增强地基承载力的一种有效处置方式，以云南丘砚高速公路CFG 桩深层处置软土地基为实例，采用路基填筑完成后实测路基基底沉降变形与按不利条件下的理论计算值进行对比分析，对该种计算方法是否具有可行性进行论证。

1 设计概况

1.1 工程地质条件

丘砚高速公路K17+020～K17+290 段路基段地表为旱田，沟谷中偶尔有地表水，采用填方路基通过，该段路基工程的地质条件为：

①Q4el+dl粉质黏土：褐、褐黄色，硬塑，fak=150kPa，qik=27kPa，厚2m～4m；②Q4el+dl粉质黏土：褐、褐灰色，可塑，fak=110kPa，qik=18kPa，厚7m～10m；③T2lb泥岩：强风化，软质岩，裂隙发育，fak=350kPa，qik=100kPa，平均厚度22m；④中风化岩，岩体完整。

1.2 工程设计概况

K17+020～K17+290 段路为最大填筑高度10m 的路堤，路堤顶面宽度26m，路堤填筑坡率为1:1.5，路堤最大填筑宽度为56m，软基深层处置方式为CFG 桩加固处理，CFG 桩设计配合比为水泥∶粉煤灰∶砂∶碎石∶水=6%∶13%∶26%∶55%∶8.7%，水泥采用强度等级为32.5 或以上的硅酸盐水泥或普通硅酸盐水泥，布桩方式为正三角形，桩间距为1.2m，平均设计桩长为10m，桩径0.5m，采用对桩间土产生挤密作用的振动沉管成桩工艺，桩顶设置褥垫层，使桩间土承载力充分发挥，减少CFG 桩上的应力集中，褥垫层设置为30cm 碎石土+60cm 碎石+30cm 碎石土+两层土工格栅。

图1 路基横断面图

2 CFG 桩复合地基承载力特征值计算

2.1 面积置换率计算

①在计算复合地基面积置换率时，在加固的地基中，当每根桩加固处理的软基面积相等时，可选取其中一根桩和分担处置的软基范围作为单元体分析，桩体的横截面积与该桩体分担处置的软基面积的比值即为面积置换率m。

式中：d－CFG 桩设计直径；

de－一根桩分担的处理软基范围的等效直径（m）。

等效直径de主要应用于砂井和排水板等排水固结中，在计算复合地基面积置换率中一般没有必要先计算，用等效直径de计算面积置换率具有一定的局限性，用于无限面积规则布桩计算时较准确，但对于不规则布桩及有限面积布桩计算时存在一定的偏差，设计软基处置中除按正三角形和正方形布桩时采用通用公式m=d2/（1.05s）2和m=d2/（1.13s）2计算外，其他情形的面积置换率采用面积比计算更为方便和准确。

②不同软基处置布桩条件下采用面积比法计算面积置换率，见图2～图7。

图2 圆形桩正角形布桩圆形桩正角形布桩

图3 圆形桩矩形布桩

图4 方桩正三角形布桩

图5 方桩矩形布桩

图6 不规则布桩

图7 有限面积布桩

2.2 单桩承载力特征值计算

①CFG 桩单桩承载力由桩周土提供的侧阻力及桩端土提供的端阻力组成，处理后的复合地基上部荷载由桩体和桩周土体共同承担，复合地基承载力可按《建筑地基处理技术规范》（JGJ79-2012）中所提供的公式和方法进行计算。为简化计算，相关参数数值不考虑由于采用挤密施工工艺施工时CFG 桩对桩周侧阻的提高效应，数据采用工程地质详勘报告中提供的数据。（表1）

表1 地层参数数据表

单桩承载力特征值可按下式计算：

式中：up-桩的周长（m）；

qsi-桩周第i 层土的侧阻力特征值（kPa）；

lpi-桩长范围内第i 层土厚度（m）；

ap-桩端阻力发挥系数，取1；

qp-桩端端阻力特征值，无试验数据时可参考未经修正的桩端地基土承载力特征值近似取用。

②复合地基中桩体自身的强度是保证复合地基承载能力的必要条件，施工中必须严格控制各类施工工艺参数，保证桩体的混凝土强度及桩径，CFG 桩属于刚性桩，桩身混凝土设计强度应满足计算要求。

满足要求。

式中：fcu－桩体试块标养28d 的立方体强度抗压平均值（kPa），该工程为20×103kPa；

λ-单桩承载力发挥系数，取0.8。

2.3 复合地基承载力计算

①复合地基承载力特征值计算。

复合地基承载力特征值应通过采用单桩静载荷试验结果和周边土的承载力特征值相结合计算或复合地基静载荷试验确定，在无试验数据时CFG 桩复合地基承载力可按下式进行计算：

式中：β-桩间土承载力发挥系数，取0.85。

②处理后地基承载力修正。（表2）

表2 复合地基承载力特征值深度修正表

表3 提高后的压缩模量

处理地基为多层土时，下层土应当按照埋深和上层土的有效重度对地基承载力特征值按下式进行修正。

式中：rm-计算层顶面以上土层的加权平均重度（kN/m3），地下水位以下应取有效重度；

d-土层顶埋深度，该处为第二层土顶层埋置深度（m）。

3 CFG 桩复合地基变形计算

①复合地基压缩沉降变形计算应符合现行国家标准《建筑地基基础设计规范》GB50007 的有关规定，在实际工程中，直接测定桩体的压缩模量比较麻烦，所以通过复合地基承载力提高系数来计算处理后土层的压缩模量。我们假设CFG 桩范围内的复合土层为一等效天然土层，压缩模量用调整后的压缩模量表示，地基变形计算深度应大于软基的处置深度。计算压缩模量提高系数时，应按照原土层分界线进行分层，处理后土层的压缩模量按该层原压缩模量的ζ 倍进行提高，ζ=fspk/fak。

②地基变形计算深度及附加应力。

《公路路基设计规范》中未对地基变形深度的计算做详细规定，《岩土工程勘察规范》GB50021-2001 规定为应力比法，对地基变形计算深度，对中、低压缩性土可取附加应力等于上覆土层有效自重应力的0.2 倍。《建筑地基基础设计规范》GB50007-2011 规定为相对变形法，地基变形计算深度中最后一层的变形量≤0.025 倍总变形量，应力比法应用相对较简单，相对变形法应用相对较精确，本算例采用应力比法。

由于基底面积有限，作用于地基土上的荷载通常为局部荷载，其产生的基底附加应力通过浅层地基土逐渐向深层地基土传递，传递过程中发生应力扩散现象，随着深度的不断增加，附加应力系数逐渐变小，平均附加应力系数及应力面积曲线如图8。

图8 平均附加应力系数及应力面积曲线图

根据荷载作用的类型和分布形式的不同，以及基础形状的区别，地基中的附加应力计算方法也不同，高速公路路基基底长宽比大于10，可以等效做为两个三角形荷载相叠加的条形荷载考虑，基底以下地基土中的附加应力pz，采用角点法来计算pz=αp0为简化计算，附加应力系数和平均附加应力系数采用长宽比和深宽比进行查表，褥垫层重度采用路基填料重度代替，路基填料荷载对路基线路中点产生附加应力（见图9）可以等效为图10 中三角形△ABC 对路基线路中点产生的附加应力减去图11 中三角形△DEF 对路基线路中点产生的附加应力。根据应力比法计算得到压缩层计算深度为30m，分析数据见表4。

表4 压缩层深度计算表

图9 路基荷载

图10 等效路基荷载图一

图11 等效路基荷载图二

图12 K17+020～K17+290 段路基压缩沉降观测曲线图

③根据附加应力利用分层总和法计算复合地基的压缩沉降变形值应进行修正，修正系数ψs可根据当地类似工程沉降观测资料统计数据确定，当无经验值时，可采用规范中提供的数值线性插值确定（表5），该处仅按不同类型土层分层，分层厚度为3m、7m、20m，计算得Es=21.27MPa，ΨS=0.2458，附件应力系数计算见表6。

表5 沉降系数插值表

表6 附加应力系数计算表

表中变形计算深度范围内的压缩模量当量值Es按下式计算：

式中：Ai—第i 层土附加应力面积；

Aj—第j 层土附加应力面积。

④变形计算。

利用建筑地基规范公式进行计算，按分层总和法的理论将地基分为若干层，计算出每层范围内的变形量，然后将各层变形量进行累加，即得到CFG 桩复合地基的最终变形量，为简化计算未按规范规定的方法进行详细分层，粗略的将压缩层按照不同土层分为三层，分别为3m、7m、20m，计算地基变形时，地基内的应力分布，可采用各向同性均质线形变形理论，其最终变形量可按下式计算：

式中：s—经修正后的复合地基变形量（mm）；

s′—按分层总和法计算得出的变形量（mm）；

ψs—沉降修正系数，根据变形计算深度范围内的压缩模量当量值插值计算；

n—地基变形计算深度范围内所划分的土层数；

p0—路基填料荷载在路基基底处的附加压力（kPa）；

Esi—路基底下第i 层土的修正后的压缩模量（MPa）；

zi、zi-1—路基底面至第i 层、第i-1 层土底面的距离（m）；

4 现场实测变形与计算变形对比分析

在路基填筑前在路基中线处按纵向50m 间距埋设沉降观测板，后期实测压缩沉降变形量最大值为54.5mm、最小值为45.2mm，平均值为50.5mm，计算值与实测平均值偏差为+12.3%，计算与实测基本相符合。

按上述方法计算CFG 桩复合地基理论压缩沉降变形中，压缩沉降变形量的计算结果与公式中各数值的准确性直接相关，尤其是压缩沉降变形计算深度、荷载的计算取值、附加应力的计算，对计算结果的准确性起到了关键作用。从现场实测沉降数据与理论计算结果对比来看，数据比较接近，说明本方法具有可行性。在实际计算过程中对某些方面进行了优化，导致计算结果偏大的因素有：路基选用的计算高度大于平均高度；忽略了土工格栅的对沉降的有利作用；CFG 桩施工时对桩周土体具有一定的挤密加固作用，施工完成后桩周土体的侧阻力特征值会有一定的增长，而计算过程中未予以调整；分层厚度较大，导致计算得到的附加应力偏大。导致计算结果偏小的因素有：路基填料的重度采用设计压实度、最大干密度和最佳含水量计算，而实际现场施工时压实度往往大于设计压实度，计算荷载偏小；忽略了桩尖的刺入作用。综上数据对比，采用该种理论计算方法虽然对一些条件进行了简化，但计算结果较为准确，具有一定的安全储备。

5 结束语

通过具体的高速公路CFG 桩复合地基案例计算分析，对沉降计算方法进行实际应用，验证了计算方法的准确性和可靠性。同时，结合工程实践，对沉降计算结果进行对比分析，也可为其他类型的复合地基提供参考和借鉴。通过对高速公路CFG 桩复合地基沉降计算对比分析，得出相应的结论，总结了CFG 桩复合地基沉降计算中应注意的事项，提出改进和优化建议。同时，展望未来的研究方向和应用前景，为CFG 桩复合地基沉降计算更贴合现场实际提供思路和指导。