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1、桩基波浪力计算(范本)（完整版）实用资料(可以直接使用，可编辑 完整版实用资料，欢迎下载）波浪对圆形桩基的作用1. 计算原则按(JTJ213-98 8.3条计算2. 设计资料桩径D1.00m天然泥面标高 -1.00m 设计水位3.04m 桩顶标高3.46m3.最大波浪力的相位计算水深d4.04m 速度力系数CD=1.2H/d=0.819惯性力系数CM=2.0d/L=0.075桩基断面积A=0.785m 2按8.3.2.1 条：查 P78 图8.3.2-1中wt=0o时的hmax. hmax /H=0.79hmax=2.61m按8.3.2.2 条：查 P85 图8.3.2-89中的系数a.a=1
2、.10按8.3.2.3 条： 查 P86 图8.3.2-10中的系数gP.gP=1.00 d+hd+h相位wt=-13.12(弧度asin(-0.5PImax/PDmax=-13.12第23卷 第12期 岩石力学与工程学报 23(12:? 2004年6月 Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering June ,20042003年6月10日收到初稿,2003年10月18日收到修改稿。*江苏省六大人才高峰首批资助项目。一种计算复合桩基沉降的新方法修正简化应力调整法余 闯1,2 宰金珉2 王旭东2(1东南大学岩土工程研究所 南京 210096
3、(2南京工业大学土木工程学院 南京 210009摘要 根据复合桩基的理论分析和试验结果,结合有限元的模拟分析,提出了一种计算复合桩基沉降计算的新方法修正简化应力调整法,并对3个工程实例进行了计算。该方法考虑了桩间土的压缩,符合复合桩基的变形特征,计算结果和实测数据的对比分析表明该方法计算简单,概念清楚,具有一定的计算精度,便于在工程中的应用。关键词 土力学,复合桩基,沉降计算,修正简化应力调整法,有限元法分类号 TU 473,TU43 文献标识码 A 文章编号 1000-6915(200412-2059-06NEW METHOD FOR CALCULATING SETTLEMENT OF CO
4、MPOSITE PILE FOUNDATION MODIFIED SIMPLIFIED STRESS METHODYu Chuang 1,2,Zai Jinmin 2,Wang Xudong 2(1Institute of Geotechical Engineering ,Southeast University ,Nanjing 210096 China (2College of Civil Engineering ,Nanjing University of Technology ,Nanjing 210009 China Abstract On the base of the theor
5、etical analysis ,experiment results and numerical simulations ,a new method for calculating the settlement of composite pile foundation, modified simplified stress method, is put forwarded,which is applied to analyze three cases.According to the deformation characteristic of composite pile foundatio
6、n,this method takes the compression of soil between piles into account.The comparison between calculated results and measured data shows that the new method enjoys merits of simplified calculation,clear physical concept and certain precision.It is suggested that the simplified method is convenient t
7、o analyze the practical cases.Key words s oil mechanics, composite pile foundation, settlement calculation, modified simplified stress method, finite element method 2060 岩石力学与工程学报 2004年 第23卷第12期余闯等. 一种计算复合桩基沉降的新方法修正简化应力调整法 2061 2062 岩石力学与工程学报 2004年 第23卷第12期余闯等. 一种计算复合桩基沉降的新方法修正简化应力调整法 2063 2064 岩石力学
8、与工程学报 2004 年 应用，但有待进一步的工程验证。 参 考 文 献 1 陆培炎.桩基设计方法J.岩石力学与工程学报，1994,13(4： 375388 2 赖琼华.桩的 P-S 曲线确定方法J.岩石力学与工程学报， 2003,22(3：509513 3 Mandolini A,Viggiani C.Settlement of piled foundationsJ.Geotechnique,1997,47(4:791816 4 Poulos H G.Piled raft foundations:design and applicationsJ.Geotechnique,2001,51(2:
9、95113 5 宰金珉. 复合桩基沉降计算方法研究J. 南京建筑工程学院学报， 2001，59(4：114 6 宰金珉. 复合桩基沉降计算的最终应力法及其应用J. 土木工程 学报，2002，35(2：6169 7 宰金珉. 复合桩基设计的新方法A. 见： 第七届全国土力学及基础 工程学术会议论文集C. 北京： 中国建筑工业出版社， 1994， 611 615 8 宰金珉. 桩土明确分担荷载的复合桩基及其设计方法J. 建筑结 构学报，1995，16(4：6674 9 Koizumi Y，Ito K. Field tests with regard to pile driving and bear
10、ing capacity of pile foundationJ. Soil and Foundation，1967，7(3：30 53 10 刘金砺，黄 强，李 华等. 竖向荷载下群桩变形性状及沉降 计算J. 岩土工程学报，1995，17(6：113 11 佟世祥. 亚粘土中群桩的承载能力及变形特性的模型试验A. 见： 第三届土力学基础工程学术会议论文集C. 北京：中国建筑工业 出版社，1981，374384 12 余 闯. 复合桩基沉降计算和差异沉降控制研究 硕士学位论 文D. 南京：南京工业大学硕士学位论文，2003 13 龚晓南. 复合地基理论及工程应用M. 北京：中国建筑工业出版 社
11、，2002 14 杨嵘昌，宰金珉. 桩-土-承台共同作用的受力机理J. 南京建筑工 程学院学报，1994，28(1：17 石灰桩用于深厚软土地基的沉降计算分析胡春善(武钢设计研究院,建筑分院,武汉430080提要:本文通过理论及算例分析了当石灰桩用于深厚软土地基处理时沉降的主要来源。指出当石灰桩用于深厚软土地基处理时,不仅要验算承载力的大小,沉降计算也是很重要的。关键词:石灰桩,软土地基,沉降一、前言:石灰桩处理软弱地基是一项源于我国的地基处理工艺,具有使软土迅速固化的特殊功能,它是我国悠久文化历史的表征之一。石灰桩复合地基作用机理概括为:将不同比例的生石灰(块或粉和掺合料(粉煤灰、炉渣、矿渣
12、、钢渣、火山灰、土等常用掺合料以及少量附加剂,如石膏、水泥等拌合后,用桩的形式灌入土中,通过桩体材料之间,以及这些材料与桩周土的一系列物理、化学反应,使桩具有一定强度,桩间土的力学性能得到改善,二者组成复合地基以承受荷载。四十年来,我国学者对石灰桩复合地基进行了广泛的研究和应用,并且针对研究和应用中的主要问题,开展了大规模的原位测试、室内试验及微观分析,进行了大量的工程实践和沉降观测。经过细致的分析研究,较全面地解决了作用机理、变形及应力测试、设计计算理论等关键问题,完善了一套适合我国国情的简便的施工工艺,使总体水平跨入国际先进行列,在石灰桩基础理论研究中处于国际先进地位,为石灰桩技术的进一步
13、发展和应用创造了条件。由于受设备能力的限制,石灰桩主要适用于6m内的浅层加固。一般情况下,当软弱层厚度小于6m,且经石灰桩处理以后,复合地基的沉降量很小(约3-5cm。因此,设计人员往往将注意力集中在对承载力的验算而忽视对沉降的计算。笔者认为,当软土层厚度较小(6m以内,且石灰桩长度贯穿了软土层时,沉降计算不是设计的关键。但是,当软土层厚度很厚(即本文提出的深厚软土层而石灰桩又未穿透软土层时,沉降计算是必不可少的。本文通过理论分析及算例说明了这一点。二、沉降计算理论:石灰桩复合地基的变形由桩长范围内的变形和桩底以下下卧层变形两部分组成。这两部分的变形关系受桩、土模量、桩长、基础尺寸、荷载水平等
14、因素的影响。石灰桩复合地基,桩土的模量比一般情况下小于10(E P /E S =,即z cz z f P P +,因此,软弱下卧层验算满足要求。根据计算,要使复合地基承载力标准值达到150KPa ,当桩体的比例界限pkf 取300KPa ,桩间土的承载力sk f 取108KPa 时,置换率219.0=m 。所以,当石灰桩置换率达到时0.219,不但上层被加固的地基承载力满足要求,而且软弱下卧层的承载力也满足要求。接下来我们计算筏板基础中心点及角点的沉降,并对计算结果进行分析。采用分层总和法进行沉降计算,最终沉降量s(mm的计算公式如下: =-=ni i i i i sis s z z E p
15、s s 1110(式中 s 按分层总和法计算出的地基沉降量(mm;s 沉降计算经验系数,根据地区沉降观测资料及经验确定; n 地基沉降计算深度范围内所划分的土层数; p 0 对应于荷载标准值时的基础底面附加压力(KPa; E si 基础底面下第i 层土的压缩模量(MPa;z i 、z i-1 基础底面至第i 层土、第i-1层土底面的距离(m;i 、1-i 基础底面的计算点至第i 层土、第i-1层土底面范围内平均附加应力系数。 石灰桩复合地基压缩模量:s sp E n m E 1(1-+=将m=0.219, n=3, E s =4.5MPa 代入上式得E sp =6.5MPa 沉降计算深度:(B
16、 B Z n ln 4.05.2-= 经计算Z n 取16m沉降计算结果见表1及表2。根据表1及表2将中心点及角点的沉降计算结果统计如下:加固区沉降 Sf 下卧层沉降 Sx 中心点 角 平 点 均 74 19 47 256 90 173 总沉降 Sz 330 109 220 Sf / S z 22% 17.4% 21% Sf / S z 78% 82.6% 79% 四、结论： 通过计算分析，得到以下有益结论： 1. 如果采用石灰桩浅层加固深厚的软土基础，沉降计算应予重视，而且沉降主 要来自于软弱下卧层，这部分沉降约占总沉降的 80%，加固层沉降约为桩长 的 0.5-1%。 2. 沉降计算的理论
17、值往往大于实测值，笔者认为有以下几点原因： (a 基础板对复合地基的沉降有一定的影响，可以明显减小加固区的沉降， 并对下卧层的沉降也有一定的减小作用。 而我们的计算结果是没有考虑 基础板这一有利作用的。 (b 地基变形是与时间有关系的， 例如厚的饱和黏土层， 其固结变形需要几 年甚至几十年的时间才能完成。 最终沉降通常是由瞬时沉降、 固结沉降 和次固结沉降三部分组成， 我们的计算结果为最终沉降， 而实际测得的 往往为瞬时沉降。 3. 不能认为地基已经加固就忽视对基础的设计。基础要有较大的刚度及好的整 体性， 以保证其均匀下沉。 如果采用条基， 就更应该注意条基的纵横向拉接， 否则容易造成较大的
18、沉降差引起房屋的倾斜。 参考文献: 1华南工学院等. 地基及基础. 中国建筑工业出版社, 1991. 2建筑地基基础设计规范(GBJ10-89. 北京中国建筑工业出版社, 1989. 3阎明礼. 地基处理技术. 中国环境科学出版社, 1996. 4郑俊杰等. 石灰桩-粉煤灰桩在深厚软土地基中的应用. 建筑结构, 1997(4. 6 水泥土搅拌桩复合地基的设计和施工质量检验作者:王飞, 陈如海 计算公式:f spk = mR a A p +(1-mf sk单桩面积m 2:处理面积m 2:复合地基承载力f spk = mR a A p +(1-mf sk 面积置换率m 地基承载力特征值搅拌桩单桩竖
19、向承载力特征值估算过程表复合地基承载力计算表第33卷第3期 岩 土 力 学 V ol.33 No.3 2021年3月 Rock and Soil Mechanics Mar. 2021收稿日期:2021-09-20文章编号:1000-7598 (2021 03-0906-07旋喷群桩复合地基承载特性的数值分析安关峰,张洪彬,刘添俊(广州市市政集团,广州 510060摘 要:旋喷桩加固软土地基在各种地基处理工程中得到了广泛应用。对旋喷桩的研究多数集中在其施工工艺的改进上,或者针对单桩的承载特性进行研究,而对旋喷群桩的承载特性则研究不多。根据工程实际情况,采用基于MIDAS-GTS 的三维有限元分
20、析技术,通过改变旋喷群桩的布置方式、桩弹性模量、桩长、桩径、桩距等设计参数及桩-土接触面等参数对旋喷群桩复合地基承载特性的影响进行了研究。研究表明:旋喷桩加固软土地基主要减小了地表至桩底深度范围内土体的竖向沉降,对桩底下方的土体沉降基本无影响;提高旋喷桩桩径及材料强度会提高复合地基承载能力;不同旋喷桩布置方式、桩-土之间是否设置Goodman 接触面单元对地基承载能力基本无影响。 关 键 词:旋喷桩;复合地基;承载特性;三维数值分析 中图分类号:TU473.1 文献标识码:ANumerical analysis of bearing characteristics of composite s
21、ubgrade reinforced by chemical churning pile groupsAN Guan-feng, ZHANG Hong-bin, LIU Tian-jun(Guangzhou Municipal Engineering Group, Guangzhou 510060, ChinaAbstract: The method of soft soil subgrade reinforcement with chemical churning pile is used more and more in projects of subgrade treatment. At
22、 present, the researches about chemical churning pile usually focus on improvement in construction techniques or bearing characteristics of single pile. But research about bearing characteristics of chemical churning pile groups is not much. Based on MIDAS-GTS three-dimensional finite element analys
23、is, the influence of design parameters on bearing characteristics of chemical churning pile groups is studied. These design parameters of chemical churning pile include layout, elastic modulus, length, diameter of piles, and distance between piles, the parameters of interface between piles and soil.
24、 The results show that the vertical settlement of soil within the range between surface and pile bottom is reduced in soft soil subgrade reinforced by chemical churning piles; but the method has little effect on the vertical settlement of soil under pile bottom. Larger pile diameter and higher mater
25、ial strength can improve the bearing capacity of composite subgrade. But different layouts of chemical churning piles and whether to set up Goodman interface element have little influence on bearing capacity of composite subgrade.Keywords: chemical churning pile; composite subgrade; bearing characte
26、ristics; three-dimensional numerical analysis1 引 言高压旋喷注浆法是将带有特殊喷嘴的注浆管置于土层预定深度,以高压喷射流将固化浆液与土体混合、凝固硬化加固地基的方法1。若在喷射的同时,喷嘴以一定的速度旋转、提升,则形成喷浆液与土混合的圆柱形桩体,通常称为旋喷桩2。高压旋喷桩地基加固技术在20世纪70年代初发展起来,之后在国内外发展十分迅速。目前,对旋喷桩的研究多数集中在工法的改进上3-4,或者针对单桩的承载特性进行研究,而对旋喷群桩的承载特性则报道很少。本文根据工程实际情况,采用基于MIDAS-GTS 的三维有限元分析技术对旋喷群桩复合地基承载特
27、性进行了研究。2 有限元计算模型为了便于分析在旋喷群桩的布置方式、桩弹性模量、桩径及桩距等设计参数及桩-土接触面参数变化下复合地基的承载特性,本文建立了用于对比的基准有限元分析模型,并通过改变基准模型中的对第3期安关峰等:旋喷群桩复合地基承载特性的数值分析应参数进行计算比较得出结论。基准模型中,旋喷桩桩长为10 m,桩径为500 mm,桩距为1 m。土层共2层,其中上层的土层1厚度为6 m。复合地基的上部荷载采用均布荷载,数值为90 kPa。土层及旋喷桩桩体均采用M-C本构材料模型。模型四周及底部均为对应法向方向的平移约束。基准模型的总体单元数量为98 100个,节点数量为51 956个,所有
28、单元均为六节点五面体实体单元。基准的有限元整体模型不考虑在桩-土之间设置Goodman接触面单元5-6(在3.6节中专门阐述了接触面单元设置对计算结果的影响。整体及旋喷桩模型如图1所示,旋喷桩及土层的相关参数如表1所示。 (a 整体模型(b旋喷桩网格模型图1 整体有限元分析模型及旋喷桩网格模型Fig.1 Finite element models of foundationand chemical churning piles表1 旋喷桩桩体及土层材料参数表T able 1 Physical parameters of soil and chemical churning pile层号土类名称
29、弹性模量/MPa泊松比重度/(kN/m3黏聚力/kPa内摩擦角/(1 旋喷桩 10400 0.20 21.5 900 382 土层1 15 0.35 18.0 20 102 土层2 40 0.31 19.0 40 203 旋喷桩复合地基参数对地基承载特性的影响3.1 旋喷桩布置方式对复合地基承载特性的影响图2为旋喷桩矩形布置和梅花形布置示意图。通过分析可知,在本文设定的参数条件下,当旋喷桩布置方式为矩形布置时(见图3,复合地基的最大竖向沉降为12.5 mm,旋喷桩桩体的最大竖向应力为634.9 kPa;当旋喷桩布置方式为梅花形布置时(见图4,复合地基的最大竖向沉降为12.4 mm,旋喷桩桩体的
30、最大竖向应力为637.8 kPa(位置均在旋喷桩桩底上方1.5 m的桩身位置。从数值上可以看出,在不同的布置方式下,竖向沉降量及旋喷桩竖向位移的差值与绝对数值的比值均在0.5%以内。由此可以得出结论,在旋喷桩置换率一定的情况下,复合地基采用这两种不同的旋喷桩布置方式时,其对复合地基的变形及受力特征影响很小,可以忽略不计。 (a 矩形布置(b 梅花形布置图2 旋喷桩布置方式Fig.2 Distributions of chemical churning piles(a 地基沉降(b旋喷桩竖向应力图3 矩形布置时地基的沉降及旋喷桩的竖向应力分布Fig.3 Settlement of subgrad
31、e and vertical stress of chemicalchurning pile with rectangle distribution(a 地基沉降(b旋喷桩竖向应力图4 梅花形布置时地基沉降及旋喷桩的竖向应力分布Fig.4 Settlement of subgrade and vertical stress ofchemical churning pile with quincunx distribution3.2 旋喷桩桩长对复合地基承载特性的影响本文基准模型中旋喷桩的桩长为10 m。为了研沉降/mm-0.8-1.6-2.3-3.1-3.9-4.7-5.4-6.2-7.0-7
32、.8-8.6-9.4-10.1-10.9-11.7- 12.5 沉降/mm-0.8-1.6-2.3-3.1-3.9-4.6-5.4-6.2-7.0-7.8-8.5-9.3-10.1-10.9-11.6- 12.4-174.6 -203.5-232.5-261.4-290.4-319.4-348.3-377.3-406.2-435.2-464.1-493.1-522.0-551.0-579.9-608.9-637.8应力/kPa907岩土力学 2021年究旋喷桩的桩长对复合地基承载特性的影响,分别建立了桩长为519 m(以1 m为增量的数值分析模型,并将计算结果与基准模型结果进行比较(见图5。由
33、图5可知,在桩长不变的情况下,桩间土在地表的竖向沉降值最大;从地表至下方1 m深度内的土体竖向沉降有一定量的减少;从地表下方1 m 至桩底深度之间的土体沉降值基本不变;而从桩底深度往下竖向沉降值则呈线性递减。在地面荷载一定的情况下,随着旋喷桩桩长的增加,桩间土体地表处的竖向沉降呈线性减少趋势。从图5还可看出,在旋喷桩桩长改变的情况下,桩底下方土体的竖向沉降曲线是基本重合的。这也说明旋喷桩加固复合地基主要是减小了地表至桩底范围内土体的竖向沉降值,而对下方的土体沉降基本无影响。 图5 不同桩长时桩间土竖向沉降随埋深的变化曲线Fig.5 Relationships between depth and
34、 vertical settlement of soil between piles with different pile lengths由图6可知,在桩长一定的情况下,旋喷桩桩体的竖向应力值在从地表至下方2 m深度范围内的增速较大(该段范围内桩间土体竖向沉降比桩体的大,对旋喷桩产生了向下的摩擦力;之后从地表下方2 m深度起至旋喷桩桩底上方1 m范围内竖向应力值继续增加,但增速减小(该段范围内土体与桩体的竖向位移逐渐趋于一致,二者共同变形。从图6可看出,在旋喷桩桩长改变的情况下,所有旋喷桩从地表至桩底上方1 m范围内的竖向应力增加曲线基本重合于同一条曲线。这说明桩长的不同并未改变旋喷桩桩身竖
35、向应力随深度的分布趋势。除了临近桩底的部分以外,不同桩长的旋喷桩桩身竖向应力随深度的增加曲线基本重合于同一条曲线。图6 不同桩长时桩身竖向应力随桩身深度的变化曲线Fig.6 Relationships between vertical stress of pile and depth with different pile lengths3.3 旋喷桩弹性模量对复合地基承载特性的影响本文中基准模型的弹性模量E=10 400 MPa。为了研究旋喷桩弹性模量对复合地基承载特性的影响,建立了弹性模量为0.25E、0.50E、0.75E及1.25E、1.50E的数值模型,并将计算结果与基准模型结果进行
36、比较。由图7、8可知,在地表均布荷载的作用下,旋喷桩桩身竖向应力在地表附近(本文中为地表至地表下方1.5 m深度范围内迅速增加,到达一定深度后增速减小,并在临近桩底深度之前竖向应力由增变减。相应地,桩间土体竖向应力在地表至下方1.5 m范围内呈减小趋势,再往下则是随着深度的增加而增加,其中在旋喷桩桩底附近深度的增速较大。由图7、8可知,旋喷桩弹性模量的变化对桩身竖向应力及桩间土竖向应力的分布趋势影响均不大。图9为旋喷桩弹性模量分别为0.25E、1.00E及1.50E时的复合地基整体竖向应力分布情况。为了研究旋喷桩弹性模量对地基承载特性的影响,选取旋喷桩竖向应力最大位置处(本文为地表7.5 m处
37、桩身竖向应力进行研究。图10为该深度处旋喷桩桩身竖向应力值随弹性模量的变化曲线。由图可知,随着旋喷桩弹性模量的增加,同一位置处旋喷桩的竖向应力也在增加,但增速呈减小趋势。这说明提高旋喷桩材料的弹性模量会提高复合地基的承载能力。但旋喷桩材料强度与地基承载能力并不是呈线性关系,当旋喷桩材料弹性模量达到一定值后,继续增加对提高复合地基承载能力的贡献不大。5 m6 m7 m8 m9 m10 m11 m12 m13 m14 m15 m16 m17 m18 m19 m 5 m6 m7 m8 m9 m10 m11 m12 m13 m14 m15 m16 m17 m18 m19 m908第3期 安关峰等:旋喷
38、群桩复合地基承载特性的数值分析图7 不同弹性模量时桩身竖向应力随深度的变化曲线 Fig.7 Relationships between vertical stress of pile anddepth with different moduli of elasticity图8 不同弹性模量时桩间土体竖向应力随深度的变化曲线 Fig.8 Relationships between depth and vertical stress of soil between piles with different moduli of elasticity(a 0.25E (b 1.00E (c 1.50E
39、图9 不同弹性模量时复合地基的竖向应力分布Fig.9 Vertical stresses of composite subgrade with different moduli of elasticity of pile图10 埋深7.5 m 处桩身竖向应力值随弹性模量的变化曲线 Fig.10 Relationships between vertical stress and modulus of elasticity of chemical churning pile with depth of 7.5 m3.4 旋喷桩桩径对复合地基承载特性的影响本文中基准模型的桩径为0.5 m 。为了研究
40、旋喷桩桩径对复合地基承载特性的影响,分别建立了桩径为0.4、0.6、0.8 m 的数值分析模型(桩间距均为1 m ,并将计算结果与基准模型结果进行比较。由图11可知,在上部荷载一定的情况下,随着桩径的增加,桩身内部的竖向应力随之降低。这是由于在桩径较小时,由于复合地基置换率低,桩-土之间弹性模量的差异导致了旋喷桩承受了上部荷载的绝大部分,因此,桩身应力比较高。由于桩径的增加,旋喷桩复合地基的整体置换率提高,更多比率的旋喷桩桩体参与承担上部荷载,因此,相对而言,桩身应力就降低。进一步分析可知,在旋喷桩桩距不变的情况下,随着桩径的增加,旋喷桩复合地基的承载能力也随之提高。由图12可知,地基在地表处
41、的沉降值比较大。对于某一桩径时的复合地基而言,从地表开始至下方较小深度范围内(本文中该范围为0-2 m ,地基沉降值迅速减小。随着桩径的增加,从地表开始至下方较小深度范围内的地基沉降值会逐渐减小;而再往下(本算例中为地表下方-2 m 深度以下的地基沉降值则基本不随桩径增加而变化。可见,桩径的改变主要影响地表至下方较小深度范围内的地基竖向沉降。应力/kPa-37.2 -72.6 -108.1 -143.6 -179.0 -214.5 -250.0 -285.4 -320.9 -356.4 -391.8 -427.3 -462.8 -498.3 -533.7 -539.2 -604.7应力/kPa
42、634.6应力/kPa-34.4 -72.2 -109.9 -147.6 -185.4 -223.1 -260.8 -298.6 -336.3 -374.1 -411.8 -449.5 -487.3 -525.0 -562.7 -600.5 -638.2桩身标高/m桩身竖向应力/kPa0-1-2-3-4-5-6-7-8-9-10100200300400土层标高/m0.25E 0.50E 0.75E 1.00E 1.25E 1.50E0-2-4-6-8-10-12-14-16土体竖向应力/kPa909岩 土 力 学 2021年 图11 不同桩径时桩身竖向应力值随桩身深度的变化曲线 Fig.11
43、Relationships between vertical stress and depthwith different pile diameters图12 不同桩径时桩间土竖向沉降值随深度的变化曲线 Fig.12 Relationships between depth and vertical settlementof soil between piles with different pile diameters为了研究随着旋喷桩桩径增加对复合地基承载特性的影响,选取桩间土的地表沉降进行研究。图13为桩间土的地表沉降值随桩径的变化曲线。由图可知,随着旋喷桩桩径的增加,桩间土的地表沉降随之
44、减小,但减速呈降低的趋势。这说明增加旋喷桩桩径会减少复合地基土地表的竖向沉降。但旋喷桩桩径的增加与地基抵抗竖向沉降的能力并不是呈线性关系,当旋喷桩桩径达到一定值后,继续增大桩径对提高地基抵抗竖向沉降能力的贡献不大。图13 桩间土竖向沉降值随桩径的变化曲线Fig.13 Relationship between vertical settlement anddiameter of chemical churning pile3.5 旋喷桩桩距对复合地基承载特性的影响本文中基准模型的桩距为1 m 。为了研究旋喷桩桩距对复合地基承载特性的影响,分别建立了桩径为0.5 m ,桩距为0.6、0.8、1.5
45、 m 的数值分析模型,并将计算结果与基准模型结果进行比较。由图14可知,在上部荷载一定的情况下,随着桩距的增加,桩身内部的竖向应力随之增加。这是由于在桩距较小时,由于复合地基置换率比较高,旋喷桩桩体的竖向应力比较低。随着桩距的增加,旋喷桩复合地基的整体置换率降低,旋喷桩承担了更多的上部荷载,因此,相对而言,桩身应力提高。当桩距增加到一定距离后,桩体本身的竖向应力会进一步提高,直至达到抗压强度而发生破坏。图14 不同桩距时桩身竖向应力值随深度的变化曲线Fig.14 Relationships between vertical stress and depthwith different pile distances4 3211-0.4 m 2-0.5 m