水泥土搅拌桩复合地基承载力折减系数_和_的试验研究_林奕禧
第28卷 增2
岩石力学与工程学报 V ol.28 Supp.2
2009年9月 Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering Sept . ，2009
水泥土搅拌桩复合地基承载力折减系数α和
β的试验研究
林奕禧1，张伟丽23，黄良机1，蔡 健3
，
(1. 珠海市建设工程质量监督检测站，广东 珠海 519015；2. 中国地质大学，湖北 武汉 430074；
3. 华南理工大学，广东 广州 510641)
摘要：《建筑地基处理技术规范》分别给出含有折减系数α的单桩承载力计算公式和含有系数β的复合地基承载力计算公式，为了得到适用于本地区的α和β的取值范围，为今后规范的修订提供参考数据，对珠三角地区有代表性的淤泥质土地基采用水泥土搅拌桩进行加固处理，进行单桩、天然地基以及设置4种厚度褥垫层的水泥土搅拌桩四桩复合地基的静载荷试验。通过对试验数据的分析和反算，对规范给出的承载力计算公式中折减系数α和β的取值范围进行修正，给出详细的取值建议。同时分析褥垫层厚度对复合地基承载力的影响，并建议褥垫层厚度取200～400 mm，为珠三角地区水泥土搅拌桩复合地基的设计提供参考。
关键词：桩基工程；水泥土搅拌桩；复合地基；承载力；褥垫层；载荷试验；折减系数
中图分类号：TU 473 文献标识码：A 文章编号：1000–6915(2009)增2–3815–06
EXPERIMENTAL STUDY OF REDUCTION COEFFICIENTS α AND β OF
CEMENT-SOIL PILES COMPOSITE FOUNDATION
LIN Yixi1，ZHANG Weili23，HUANG Liangji1，CAI Jian3
，
China ；2. China (1. Zhuhai Municipal Construction Engineering Quality Supervision and Test Station，Zhuhai ，Guangdong 519015，University of Geosciences，Hubei ，Wuhan 430074，China ；3. South China University of Technology，Guangzhou ，Guangdong
510641，China )
Abstract ：The calculational formula for bearing capacity of single pile with coefficient α and bearing capacity of composite foundation with coefficient β are shown in Technical Code for Construction Foundation Treatment. In order to get the value scopes of α and β which are suitable for this region and provide revision data for future code revision ，the reinforcement treatment of representative silt soil foundation is carried out by means of cement-soil mixing pile in the Pearl River Delta area. And then，the load test is performed on single pile，natural foundation and four cement-soil mixing piles composite foundation，which is set with four kinds of thickness cushions. Based on analysis and calculation of the test data，the value ranges of the reduction coefficient α and β in the bearing capacity formula in the code are modified. Finally，the influence of cushion thickness on the bearing capacity of composite foundation is analyzed. It is suggested that the value range of cushion thickness is 200–400 mm，which can provide reference for design of cement-soil mixing pile composite foundation in the Pearl River Delta area. Key words：pile foundations；cement-soil pile；composite foundation；bearing capacity；cushion ；load test；reduction coefficient
收稿日期：2009–06–29；修回日期：2009–09–16
基金项目：国家自然科学基金资助项目(50878087)；珠海市科技基金资助项目(PA200310064)
作者简介：林奕禧(1956–) ，男，1981年毕业于华南理工大学建筑结构专业，现任高级工程师，主要从事建筑工程质量方面的管理工作。E-mail ：[1**********]@sina.com
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检测桩3根。水泥土搅拌桩总桩数为42根，其中38根用于各项试验，4根备用。J1～J4型都为四桩复合地基，J5型为天然地基，Z 型为单桩，J1，J2，J3和J4型复合地基的褥垫层厚度分别为0，200，400和600 mm。桩径550 mm，桩长从天然地面计起均为10 m。搅拌桩的施工要求：淤泥层采用八搅八喷、水泥掺量26%，其他土层采用四搅四喷、水泥掺量13%。褥垫层材料为中砂，试验的压板采用2.4 m×2.4 m的钢筋混凝土压板。桩平面布置图见图1。
水泥土搅拌法已广泛应用于房屋建筑、公路、
1 引 言
铁路、港口、油罐工程的软基中，对水泥土搅拌桩复合地基进行的各种研究已经广泛地展开
[1～4]
，能
否正确合理地确定水泥土搅拌桩复合地基承载力是地基处理领域的一个热点问题。因此，马克生等
[5～10]
围绕承载力进行了深入研究。在水泥土搅拌。规范
[11]
桩复合地基的设计中，其承载力计算的主要依据是规范
[11]
在承载力计算公式中给出了η，α，
β三个折减系数，黄春霞等[12～14]对此问题进行了研
究和探讨，提出了修正单桩和复合地基承载力折减系数α和β的相关建议；叶洪东[15]、王国佐等[16]分别针对邯郸和营口的地基土质条件给出了β值的取值标准；笔者对η系数的研究成果已写进规范[17]中。本次试验选取在珠江三角洲地区有代表性的场地制作水泥土搅拌桩，进行现场天然地基、单桩和复合地基的静载荷试验，通过对试验数据的分析、反算，对规范[11]中的折减系数α，β的取值范围进行修正。
2 试 验
2.1 工程地质概况
本试验场地位于珠海市金唐镇创新海岸内，其场地地貌属于滨海砂堤前缘地貌，现已经人工填土平整，地面标高约5 m，周围已建成少量建筑物。根据现场钻孔水位测定，地下水位埋深3.4～3.5 m，该场地地基土的物理力学性质指标见表1。类似的场地条件在珠三角地区广泛存在，具有代表性。
表1 地基土的物理力学性能指标 Table 1 Physico-mechanical properties of soils
土层
层号
名称
快剪内 土层 承载力 压缩 快剪黏
厚度 特征值 模量 聚力 摩擦角 e /m f ak /kPa E s /MPa c /kPa ϕ/(°)
–
–
–
质量密
度ρ含水率/(g·w /%－cm 3) –
– 54.815.626.714.7
图1 桩平面布置图(单位：mm) Fig.1 Plane arrangement of piles(unit：mm)
3 试验结果分析
3.1 天然地基静载荷试验
天然地基静载荷试验的荷载–沉降曲线见 图2(a)。按规范[18]，2种地基均取终止试验的前一级荷载364.58 kPa为极限承载力。因此，天然地基的承载力特征值为182.29 kPa。
荷载/kN
沉降/m m
① 素填土 4.45 100 – ② ③
淤泥 砾砂
0.50
60 2.61 8.0 4.6 1.552 1.65
28.1 0.543 1.99
3.90 160 18.34 –
0.803 1.88④ 粉质黏土 5.30 190 5.61 22.3 12.7 ⑤
砾砂 未揭穿 240 16.09 –
29.5 0.527 1.99
注：淤泥层的塑性指数I p =28.3。
2.2 试验设计
本次试验共做四桩复合地基压板试验8台，天然地基压板试验2台，单桩静载荷试验3根，钻芯
(a) 天然地基
第28卷 增2 林奕禧，等. 水泥土搅拌桩复合地基承载力折减系数α和β的试验研究 • 3817 •
/kN 荷载
抗压极限承载力；Z 2–1的荷载–沉降曲线呈缓变型
沉降/m m
/kN 荷载
特征，取s = 40 mm对应的荷载值887 kN为该桩的单桩竖向抗压极限承载力。两根试验桩的平均单桩竖向抗压极限承载力为843.5 kN，单桩承载力特征值为422 kN。
3.3 复合地基静载荷试验
复合地基静载荷试验的荷载–沉降曲线见图2(c)和(d)。根据规范[11]，J 1–1，J 1–2和J 2–1的曲线呈缓变型特征，取沉降与压板宽度的比值s /b =0.006所对应的荷载和最大加载量的一半两者中的较小值312.5，278.02和391.86 kPa为所检测复合地基的承载力特征值。J 2–2，J 3–1，J 3–2，J 4–1和J 4–2的曲线呈突变型特征，有明显陡降段，取突变前一级荷载的一半为所检测复合地基的承载力特征值，分别为
(b) 单桩
沉降/m m
334.2，381.89，347.22，303.82和303.82 kPa。由此可得出，无褥垫层(J1型) 复合地基承载力特征值取295.26 kPa，200 mm褥垫层(J2型) 复合地基承载力特征值为363.03 kPa，400 mm褥垫层(J3型) 复合地基承载力特征值为364.56 kPa，600 mm褥垫层(J4型) 复合地基承载力特征值为303.82 kPa。无褥垫层时复合地基承载力特征值最低，褥垫层厚度为600 mm 时次之，褥垫层厚度为200，400 mm时两者的复合地基承载力特征值较接近且最大，褥垫层厚度为200～400 mm时的复合地基承载力特征值比褥垫层厚度为0或600 mm时的复合地基承载力特征值高出20%。
3.4 折减系数α的取值分析和修正建议
规范[11]给出的单桩竖向承载力特征值计算公式为
R a =u p ∑q s i l i +αq p A p (1)
i =1n
(c) 复合地基(J1，J 2)
/kN 荷载
(d) 复合地基(J3，J 4)
–1
–2 –1 –2
沉降/m m
R a =ηf cu A p (2)
式中：R a 为单桩竖向承载力特征值；u p 为桩的周长(m)；n 为桩长范围内的土层数；q s i 为桩周第i 层土的侧阻力特征值(kPa)；q p 为桩端地基土未经修正的承载力特征值(kPa)；l i 为第i 层土层的厚度(m)；α为桩端天然地基土的承载力折减系数，可取0.4～0.6，承载力高时取低值；η为桩身水泥土强度折减系数；f cu 为与搅拌桩桩身水泥土配比相同的室内加固土试块在标准养护条件下90 d龄期的立方体抗压强度平均值(kPa)。
通过式(1)，(2)可分别计算出2个R a 值如下： (1) 利用地质报告的相关数据，由地基土抗力所提供的R a =1.727 9×(12×3.5+5×0.5+18×4+18×1)+
图2 荷载–沉降曲线 Fig.2 Load-settlement curves
3.2 单桩静载荷试验
单桩静载荷试验的荷载–沉降曲线见图2(b)。根据规范[19]，Z 1–1曲线呈突变型特征，有明显陡降段，取突变的前一级荷载800 kN为该桩的单桩竖向
• 3818 • 岩石力学与工程学报 2009年
0.5×190×0.237 6=254.97 kN。
(2) 由水泥土强度确定的R a =0.3×4 000×0.237 6 = 285.12 kN。
设计上，一般采用地基土抗力提供的R a 作为单桩承载力特征值，再根据R a 反算桩身水泥土的抗压强度f cu 。本次试验由地质资料计算出的单桩承载力特征值小于实测值。
规范[11]将α定义为桩端天然地基土的承载力折减系数，取值为0.4～0.6，天然地基承载力高时取低值。其条文说明解释了设置这个系数主要是考虑桩端土质较硬、桩底施工质量不好会影响桩底持力层的发挥。查阅了珠海市建设工程质量监督检测站2000～2004年的水泥土搅拌桩钻芯检测报告，其中以花岗岩残积土作持力层的工程41项，共306根受检桩，桩底持力层受扰动的有28根，占9.15%。根据对扰动情况的分析可以看出，扰动的最大深度不大于0.5 m，但扰动的原因不明，到底是施工质量不好还是钻芯操作不当引起则无法界定。从统计数据看，桩底持力层受扰动比例较小，并且被扰动范围较小。考虑了上述因素后，规范
[17]
桩端土未经修正的承载力特征值小于或等于桩周土的承载力特征值的平均值时，可取0.5～0.9，差值大时或设置褥垫层时取高值。
按本次试验参数可得式(3)中各项：m = 0.165，
A p = 0.238 m2，实测R a = 422 kN，计算R a = 254.97 kN ，实测f sk = 182.29 kPa，地质报告提供的f sk = 100 kPa 。同时，根据不同褥垫层厚度实测值f spk 由下式计算的桩间土承载力折减系数β值(见表2) ：
β=
f spk −mR a /A p (1−m ) f sk
(4)
表2 由式(4)计算的桩间土承载力折减系数β值 Table 2 Coefficient β calculated by the formula(4)
垫层厚度
组合一(实测R a ，
/mm
实测f sk ) 0
0.01
β
组合二(实测R a ， 组合三(计算R a ，地质报告f sk ) 地质报告f sk )
0.03
0.84 0.86 0.13
1.48
2.29 2.31 1.58
200 0.46 400 0.47 600 0.07
将α系数取值从规范的0.4～0.6提
[11]
从表2可以看出：
① 褥垫层厚度为0时，采用表2组合一、二计算出来的β值接近于0，说明桩间土的贡献接近于零，复合地基承载力基本由搅拌桩提供。但实际情况并非如此，埋设土压力盒的监测结果表明，对应于f spk 的J 1–1和J 1–2桩间土顶部应力分别为87.6和112.5 kPa，平均值为100.0 kPa，J 1复合地基的β值为0.55，群桩中基桩受力平均值与单桩承载力特征值之比(即群桩承载力效率系数) 为0.72。
② 褥垫层厚度为600 mm时，采用表2组合一、二计算出来的β值也接近于0，其原因除了群桩承载力效率系数外，600 mm厚褥垫层的存在将明显降低桩土应力比，桩间土在附加应力作用下沉降并产生负摩阻力使桩身最大应力下移，试验标高下3.5～4.0 m处存在淤泥层，钻芯结果表明，该处桩身强度较低，可能该处桩身强度首先破坏导致复合地基的承载力下降。
③ 当褥垫层厚度为200～400 mm时，采用组合一计算出来的β = 0.46～0.47，略超过地基处理规范给出的范围值0.1～0.4的上限值；采用组合二计算出来的β = 0.84～0.86，大于地基处理规范给出的范围值的上限值。但不论垫层厚度如何，采用组合三计算出来的β＞1，与规范[11]对β的定义不符。暂不考虑群桩承载力效率因素，还存在下列问题：
高至0.6～0.8。上述式(1)求R a 时α采用了规范[11]规定的通常取值范围0.5，实测的单桩承载力仍达到计算值的1.66倍，地基土的承载力被低估。由于本次试验对单桩静载荷试验的应力监测数据不完整，但仍可判定桩周摩阻力和桩底端承载力两者均被低估。对于桩长在7.5～15 m，长径比为15～30的常用水泥土搅拌桩，其桩端承载力采用未经修正的天然地基承载力并乘以一个小于1的系数是不可理解的。水泥土搅拌桩是一种介于柔性桩与刚性桩之间的半柔半刚桩，其桩端持力层应介于刚性桩端阻力和天然地基承载力之间。因此，建议按规范[11]计算R a 时α的取值不宜小于1。 3.5 折减系数β的取值分析与修正建议
(1) β值的取值分析
地基处理规范给出的复合地基承载力计算公式
f spk
R
=m a +β(1−m ) f sk (3)
A p
式中：f spk 为复合地基承载力特征值(kPa)；f sk 为地质报告中的天然地基承载力特征值；m 为桩土面积置换率(%)；β为桩间土承载力折减系数，当桩端土未经修正的承载力特征值大于桩周土的承载力特征值
的平均值时，可取0.1～0.4，差值大时取低值，当
第28卷 增2 林奕禧，等. 水泥土搅拌桩复合地基承载力折减系数α和β的试验研究 • 3819 •
将式(3)，(4)分别变换为
f spk =γ1m R a +γ2β′(1−m ) f sk (5)
p
表3 桩间土承载力折减系数β的取值建议 Table 3 Reasonable values of coefficient β
组合一 (实测R a ，实测f sk )
组合二 组合三
(实测R a ，地质报告f sk ) (计算R a ，地质报告f sk )
γ2β′=
f spk −γ1m R a A p
(1−m ) f sk
(6)
0.3～0.6 0.3～0.9 0.3～2.0
式中：γ1为实测R a 与计算R a 的比值，γ2为实测f sk 与地质报告中f sk 的比值，β′为桩间土承载力折减系数。
比较式(6)与式(4)可知：
① 当实测R a 与计算R a 两者相等、γ1=1，实测
② 当采用实测R a 和地质报告f sk 时，由于经正规勘察和审查的地质报告的f sk 常小于实测值，可取
β = 0.3～0.9，一般情况可取中值0.6。
③ 当采用计算R a 、地质报告的f sk 时，由于工程实践中经常出现实测R a 小于计算R a 的情况；而钻芯结果表明，实测R a 小于计算R a 是施工质量差引起的，施工质量不符合要求应通过加强施工管理而不是降低R a 的取值来解决。当施工质量正常时，依据宋修广等[1]给出的q s i 取值范围和地质资料给出的
f sk 与地质报告的f sk 两者也相等、γ2=1时，采用本次试验数据由式(6)计算出来的γ2β′与式(4)计算出来的β值一致(即表2中组合一的β值) ，式(4)中β的含义与宋修广等中的定义一致。
② 当实测的R a 与计算的R a 两者相等、γ1=1，实测的f sk 与地质报告的f sk 不相等、γ2=1.82(本次试验实测f sk 与地质报告f sk 的比值) 时，采用本次试验数据由式(6)计算出来的γ2β′与式(4)计算的β值一致
[1]
q p 值计算出来的R a 常小于实测R a 。因此，可取β = 0.3～2.3。当土的塑性指数大于22、或成桩质量较差时可取值低；当塑性指数较小、或成桩工艺较好时可取高值。一般情况可取1.0。
(即表2中组合二的β值) 。式(4)中的β含义与宋修广等[1]中的定义不符，它是桩间土承载力折减系数与
4 结 论
(1) 依据规范[11]计算水泥土搅拌桩承载力特征值时，α系数取值不宜小于1。
γ2的乘积。式(6)中的β′才是真正意义上的桩间土承
载力折减系数。
③ 在组合三计算β的条件中，由于计算R a 是实地质报告的f sk 是实测f sk 的0.55倍，测R a 的0.60倍，
(2) 水泥土搅拌桩复合地基应设置中、粗砂褥垫层，厚度宜为200～400 mm，不应大于600 mm。
f spk 又采用实测值。根据式(4)计算出来的β值必然较大。式(4)中的β值是一个反映了实测R a 与计算的R a 的偏差、实测f sk 与地质报告f sk 的偏差以及桩间土承载力折减3个方面的综合系数，其值大于1是正常的。
(3) 规范[11]给出的式(3)是一个简化的复合地基承载力特征值计算式，该式对β的定义与实际含义不符。β为一个至少反映了群桩承载力发挥效率、实测R a 与计算R a 的偏差、实测f sk 与地质报告f sk 的偏差以及桩间土承载力折减4个方面综合影响的系数。
根据R a ，(4) 对于褥垫层厚度为200～400 mm，
(2) β值的修正建议
规范[11]给出的式(3)是一个简化的复合地基承载力特征值计算式。该式未考虑群桩承载力效率系数，在本次试验条件下，未考虑群桩承载力效率系数的结果是高估了搅拌桩承载力和低估了桩间土承载力对复合地基承载力的贡献。采用该式时，对于正规勘察、设计、审图、施工、监理、监督的水泥土搅拌桩工程且复合地基褥垫层厚为200～400 mm范围内，根据R a ，f sk 的不同来源，建议采用表3的
f sk 的不同来源，依据规范[11]计算复合地基承载力特征时，建议采用表3中的β系数修正值。 参考文献(References)：
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β值修正值，具体如下：
① 当采用实测R a 和实测f sk 时，可取β = 0.3～
0.6，一般情况可取中值0.45。
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