高填方路段CFG桩复合地基变形规律计算分析

崔亚楠,洪宝宁,李 凯

(1.河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室,江苏南京210098;2.西安理工大学土木建筑工程学院,陕西西安710048)

CFG桩复合地基是近年来应用较多的一种地基处理技术,具有承载力高,沉降变形小,施工速度快、工期较短、质量容易控制及工程造价较低等优点,因而在建筑地基、高等级公路与高速铁路等工程中得到广泛应用[1-2]。但由于加固技术的加固机理比较复杂,还存在很多的理论和实际工程问题有待进一步研究[3],特别是下卧层沉降计算研究更为滞后。在CFG桩复合地基变形研究方面,通常认为复合地基沉降等于加固区和下卧层沉降之和[4]。黄生根[5]、杨涛[6]、李海芳[7]等人,通过考虑加固区的桩土相互作用,假定桩间土竖向位移模式,推导出了柔性基础下复合地基沉降的计算式。宋修广,郭宗杰等[8-9]对路堤荷载作用下复合地基的变形进行了研究。随后许多学者对CFG桩的承载特性及沉降计算以及设计和施工技术等进行了分析研究,积累了许多研究成果及工程经验。

由于数值计算能较全面地考虑各种因素,所以本文拟在前人研究的基础上以某高速公路路基工程为研究背景[10-13],采用有限元法系统分析了该工程高填方路段典型断面中,桩端土模量与厚度、桩长与桩体模量等相关因素对CFG桩复合地基的应力及变形变化规律的影响。为CFG桩复合地基的应用提供参考,并且有利于减少工程造价,提高工程质量。

1 工程概况计算模型与参数

根据地质勘探资料,广东省某高速公路沿线的软土主要为第四系淤泥质粉质粘土及饱和软塑、流塑状粉质粘土,以淤泥质粉质粘土为主。其地层分布从上到下依次为:①粉质粘土。该土层厚度2.1 m～3.4 m,上部含有0.3 m左右的耕植土。②淤泥质粉质粘土。该层厚度为5.80 m～10.6 m。③粉质粘土夹粉土。该层厚度为2.4 m～4.8 m。④细沙。该层厚度为5 m。呈灰白色、饱和、松散、含有较多粘粒,略有粘性,底部含有少量碎石。各土层主要物理力学指标见表1。

表1 各土层主要物理力学指标

由于软土层厚度较大,而且软土层具有触变性、流动性、不均匀性、高压缩性等特点,受到震动后,易成稀释状、易发生剪切变形、差异性垂向沉降等现象,上部填土后,地基土的承载力较差,此不良土层为路堤产生沉降与发生失稳的主要不良地基土层,为了增加地基承载力和减小沉降,拟采用CFG桩进行地基加固处理。

2 计算模型建立与验证

2.1 建立计算模型

依据规范要求,桩体呈正方形分布,沿路基横向每排布置,桩长15 m,桩间距2.0 m,桩径0.5 m,铺设0.4 m的碎石褥垫层[14-15]。根据路堤受力为平面应变问题的特点,运用有限元分析软件Plaxis建立一个典型路堤断面二维有限元模型,考虑对称性,取路基的一半进行分析计算,计算模型如图1。

地基土竖向计算深度取30.0 m,横向计算宽度取70.0 m,路堤边坡的坡率为1:1.5,计算时土的本构模型采用Mohr-Coulomb模型,桩体混凝土与褥垫层采用线弹性模型,考虑桩土之间的相对滑动及土体和桩体的重力。桩土之间设置界面单元来模拟桩土之间的相互作用。

图1 计算模型简图

边界条件:左、右边界水平和竖向约束,不排水;上边界水平和竖向均自由,排水;下边界水平和竖向均约束,排水。

2.2 计算参数的选用

为了分析不同条件下复合地基地表沉降变形的规律,分别按照不同的桩体弹性模量、不同桩长、不同下卧土层厚度以及不同的下卧层压缩模量进行数值计算。表2～表5为计算时所选用的参数。

表2 不同下卧层压缩模量计算参数

表3 不同下卧土层厚度计算参数

表4 不同桩体弹性模量计算参数

表5 不同桩长计算参数

2.3 有限元模型及参数验证

为验证有限元模型及计算参数的正确性,采用某单桩载荷试验数据予以对比。该公路工程CFG桩复合地基施工完毕后,工程验收时对某单桩进行了静载试验,其数据如表6所示。

表6 单桩载荷试验数据

依此单桩载荷试验,进行有限元模拟加载分析。利用前述有限元模型及参数,模拟单桩载荷试验。

由表6可见,有限元计算值与现场实测值基本相符,证明了所选模型与参数的适用性。

3 数值模拟结果分析

3.1 下卧层模量对复合地基应力与变形的影响

下卧土层不同压缩模量的模拟计算结果见图2、图3,由图2可以看出当下卧土层压缩模量一定时,随着荷载的增大,桩土应力比随之增大;相同荷载时下卧土层压缩模量越大,桩土应力比越大。这可以理解为桩端土层的持力性能较高时,桩体承担较大的应力;持力性能较低时,桩体刺入土层中,桩土应力比随之减小。由图3可以看出当下卧土层压缩模量大于60 MPa时,路基沉降量有变缓的趋势,此时路基沉降量已趋于平稳变化幅度很小;但总体来看,下卧土层的压缩模量对复合地基的沉降影响比较大。

图2 下卧层模量对桩土应力比的影响

3.2 下卧土层厚度对复合地基应力与变形的影响

数值计算分析结果如图4、图5所示,由图4可以看出,下卧土层厚度对桩土应力比有影响。在一定荷载范围内,随着荷载的增加,桩土应力比随之增大;相同荷载时下卧土层厚度越大,桩土应力比越小。这是因为本例中下卧土层压缩模量较小,当下卧层厚度较大时,桩体成为“悬浮桩”与端承桩相比较桩土应力减小。由图5中看出,随下卧层厚度增大,复合地基沉降亦不断增大且增幅越来越大。这就说明当桩端不能达到持力较好的土层而形成“悬浮桩”时,下卧土层的厚度对复合地基的沉降量影响较大。

图3 不同下卧土层压缩模量下的P-S曲线

图4 下卧层厚度对桩土应力比的影响

图5 不同下卧土层厚度时的P-S曲线

3.3 桩身弹性模量对复合地基应力与变形的影响

数值计算分析结果如图6、图7所示,由图6可以看出,桩土应力比随桩身弹性模量的增大而增大,但当大于10 GPa时,桩土应力比基本一致。由图7也可以得到相似的结论,即当桩身弹性模量大于10 GPa时,复合地基的沉降变化也趋于一致。这说明,桩身的弹性模量对复合地基的沉降并不会产生很大的影响。

3.4 桩长对复合地基应力与变形的影响

数值计算分析结果如图8、图9所示,在图8中,桩土应力比随桩长的增大而增大,超过复合地基沉降的比例极限范围后,桩土应力比的增长开始趋缓或减小。随着荷载的继续增大短桩的侧摩阻力发挥到极限,桩端土体也开始产生塑性变形,其桩土应力比开始有所下降,而长桩仍未达到极限承载力,桩土应力比还是不断增大。在图9中,表现为随着荷载的增大,短桩较之于长桩的沉降迅速增大。由此可以得出复合地基的变形随着桩长的增加而显著的减小。

图6 桩身模量对桩土应力比的影响

图7 不同桩身模量时的P-S曲线

图8 桩长对桩土应力比的影响

图9 不同桩长时的P-S曲线

4 结 论

采用数值分析法,分析了不同因素对CFG桩复合地基应力与变形的影响,可得如下结论:

(1)随下卧土层压缩模量的增大,桩土应力比随之增大,路基沉降总体呈减少的趋势;在本例中当下卧土层压缩模量大于60 MPa时,路基沉降量有变缓的趋势,此时路基沉降量已趋于平稳变化幅度很小。

(2)当下卧土层厚度较大,而强度不足时,会形成“悬浮桩”,此时复合地基的沉降主要发生在下卧层中,其沉降随下卧层厚度的增加而不断增大。

(3)桩土应力比随桩体弹性模量的增大而增大,而当桩体弹性模量大于6 GPa时,桩土应力比基本一致。路基沉降总体呈减少的趋势。

(4)随着桩长的逐渐增大,桩土应力比增大而复合地基地表沉降减小,且减小幅度较明显。

[1]阎明礼,张东刚.CFG桩复合地基技术及工程实践[M].北京:中国水利水电出版社,2006.

[2]龚晓楠.复合地基理论及工程应用[M].北京:中国建筑工业出版社,2002.

[3]吴慧明,龚晓南.刚性基础与柔性基础下复合地基模型试验对比研究[J].土木工程学报,2001,34(5):81-84.

[4]董必昌,郑俊杰.CFG桩复合地基沉降计算方法[J].岩石力学与工程学报,2002,21(8):1084-1086.

[5]黄生根.CFG桩复合地基现场试验及有限元模拟分析[J].岩土力学,2008,29(5):1275-1279.

[6]杨 涛.复合地基沉降计算理论、位移反分析模型和二灰土桩软基加固试验研究[D].南京:河海大学,1997.

[7]李海芳.路堤荷载下复合地基沉降计算方法研究[D].杭州:浙江大学,2004.

[8]宋修广,郭宗杰,刘金章.粉喷桩复合地基的数值计算分析[J].岩土力学,2002,23(4):494-497.

[9]杨 涛.柔性基础下复合地基下卧层沉降特性的数值分析[J].岩土力学,2003,24(1):53-56.

[10]朱云升,郭忠印,丘作中.柔性基础复合地基桩土应力比的有限元分析[J].武汉理工大学学报(交通科学与工程版),2004,28(1):18-21.

[11]何结兵,洪宝宁,丘国锋.高速公路CFG桩复合地基褥垫层作用机理研究[J].岩土力学,2004,25(10):1663-1666.

[12]龚晓南,褚 航.基础刚度对复合地基性状的影响[J].工程力学,2003,20(4):67-73.

[13]王瑞芳,雷学文.CFG桩复合地基沉降数值分析[J].建筑科学,2003,19(2):38-41,45.

[14]李 宁,韩 煊.褥垫层对复合地基承载机理的影响[J].土木工程学报,2001,34(2):68-73,83.

[15]周爱军,粟 冰.CFG桩复合地基褥垫层的试验研究和有限元分析[J].岩土力学,2010,31(6):1803-1808.