群桩基础竖向承载力群桩效应模型试验研究
・岩土工程・
群桩基础竖向承载力群桩效应
模型试验研究
谢 涛 袁文忠 朱 明
(西南交通大学土木工程学院 成都 610031)
摘 要 根据竖向荷载作用下群桩基础模型试验研究结果, 分析了群桩的承载性状和群桩效应, 试验结果表明, 在本试验条件下, 群桩效应系数大于1, 与按规范公式计算得出的值基本一致。
关键词 模型试验 群桩 群桩效应
1 引言
桩基础是土木工程中常用的一种基础形式, 建筑、桥梁、, 形式, 。对于群桩的分析, 工程上最为关心的是确定群桩的承载力和预测沉降。
对群桩承载能力的估算, 在工程上广泛应用的简单方法是以各单桩极限承载力之和乘以群桩效应η。单桩极限承载力的确定方法较多, 而且比较成熟。目前确定群桩效应η主要有5种方法[1]:(1) 考虑群桩实体基础周边长的方法; (2) C onrerse 2Labrre 群桩效应公式; (3) Seiler 2K eeney 群桩效应公式; (4) 考虑应力叠加的群桩效应公式; (5) 考虑承台、桩、土
(建筑桩基技术相互作用分项群桩效应系数计算法《
) 。但以上各方法都有一定的限制条件或依赖规范》
于一些经验系数, 因此, 如何确定群桩效应η有必要进行深入的研究。
笔者结合内昆线一高墩、大跨刚构连续组合体系特大桥超大规模群桩基础的模型试验, 就群桩的承载性状、群桩效应进行了研究。
几何比例为130。
1。根据相[2]、重晶石2。现场桩20m , 为桩长的1/2, 对应模型试验约为70cm , 故第3层结合桩长取100cm 。
表1 现场地质情况
层序
范围
/m
属性砂粘土
γφ
) /kN ・m -3/kPa /kPa /(°
C
σ0
第1层0～-[1**********]45
192324
第2层-10～-30炭质页岩W 2350第3层
-30～
炭质页岩W 1400
(2) 桩体材料 根据刚度相似条件确定桩身材
料, 即(EI ) m =C EI (EI ) p 。结合市场材料的实际情况, 采用外径d =25mm , 壁厚3mm 的铝管。铝管弹性模量E =68G Pa ; 桩长L =5312d =1330mm 。
表2 模型土岩参数及配合比(质量比)
配合比
属性
γm
φ层厚D
) /
cm /(°
3241174815
3367100
粗石重晶m -3中砂水/kN ・
英砂石粉
111
21
11
[1**********]5
192323
2 试验设计
211 材料
砂粘土炭质页岩W 2炭质页岩W 1
根据量测精度和试验设备条件, 确定试验模型
收稿日期:20020605
(3) 承台和桥墩 根据强度相似准则, 采用与原
型同等强度C20的碎石混凝土。其配合比水泥∶粗
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骨料∶细骨料为1∶3101∶21005; 水灰比为0165。选用
4215水泥、中砂和石子最大粒径为10mm , 并且承台和桥墩依据强度条件按相同的配筋率进行配筋。试验中桥墩的作用仅作为传力构件, 因而主要对桥墩与承台的接触面积予以控制, 桥墩的高度取70cm 。212 模型群桩参数
(1) 试验群桩及地层 原型群桩参数见表3, 试验场地地层柱状图和试验群桩平面、剖面如图1所示。采用与现场一致的低承台摩擦桩, 桩长133cm , 桩距S a =512d =130mm , 桩数为5×10, 入土深度133cm
。
桥墩轴心加载, 其竖向荷载量由油压表控制。考虑
到单桩的承载力较群桩小, 单桩竖向荷载增量为015kN , 最后加载至破坏。其破坏条件由位移控制。
(3) 数据采集 用7Ⅴ13、7Ⅴ14数据采集仪采
集桩身应变值
, 用4只百分表量测承台4个角的沉降量。百分表用磁性表座固定在基准梁上。
3 试验资料分析
当桩的承载能力达到或接近其极限承载能力时, 其P S 曲线往往发生明显的转折或陡降, 按建筑桩
基规范可将曲线陡降段的起始点作为桩的极限荷载。在
工程实际中, 大部分桩的P S , 对于, 部结构的计算分析得出, 其原则是当位移达到此值时将会影响结构的正常使用或危及上部结构的安全。
当试桩的位移很小以至
图1 试验群桩平面、剖面及地层柱状图(单位:cm)
表3 群桩及单桩各项参数
类别
桩数
桩长桩距桩径/m /m /m
40
319
115
承台尺寸
3716m ×1811m ×5m
现场群桩5×10
于难以由此推求试桩的极限
荷载时, 则可根据试验时桩土体系的反应, 由试桩的容许位移, 推求试桩的容许荷载或容许承载力; 试桩的容许位移由对上部结构的分析后得出。
模型群桩5×[***********]cm ×61cm ×1617cm 试验单桩
1133
01025
4 试验结果
411 位移
(2) 试验槽 现场考虑群桩平面应力影响范围为承台尺寸的3倍, 取为90m ×90m ×60m 。依据模型群桩与试验槽壁和底部的距离应满足内填介质为半无限体的条件, 选用西南交通大学岩土试验中心3m ×3m ×3m 的模槽。213 试验加载及数据采集
(1) 测点布置 沿桩身的测点布置见图2。无论是单桩试验还是群桩试验, 测点沿桩身布置都是如此。(2) 加载 采用慢速维持荷载法, 用千斤顶通过
群桩竖向位移由桩间土压缩变形和桩底平面地
基土整体压缩变形两部分组成。群桩的P S 曲线一开始就呈现出明显的非线性性质, 且曲线斜率随荷载的增加呈增大趋势。这一点反映了群桩的荷载传递特性, 小荷载下桩身下部桩侧阻力先行发挥, 即先是桩端土的压缩变形, 再发生桩间土的压缩变形, 与单桩的荷载传递特性显著不同。
单桩的荷载位移曲线存在比较明显的转折点, 当荷载超过110kN 后, 单桩的沉降急剧增大, 以至很快丧失了承载能力。
由试验结果得出的P S 曲线见图3和图4。群桩在荷载超过61198kN 后, 位移增加较快, 下一级荷载对应的位移比本级荷载对应的位移增加了约
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图2 桩身测点布置(单位:mm)
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4倍。在61198kN 的荷载作用下, 位移量仅为0141mm , 说明其设计是安全可靠的。卸载后回弹量很
=
代入上式, 最后计算得:1330
ηs =1108×11223≈1132
小, 此时群桩丧失了承载能力
。
这与试验结果群桩综合效应系数ηsp =1124基本一致, 当然由于以群桩侧阻效应代替群桩综合效应, 两者之间存在差值是正常的。
(3) 差值讨论 实测和按《建筑桩基技术规范》计算的群桩效应系数均大于1, 这说明在本试验的地质条件下, 群桩承载力大于单桩承载力之和。这是由于承台和桩壁传递的竖向荷载, 使桩间土的竖向压力和侧向压力增大
, 从而提高了土的强度的缘故。
在按规范计算时, 由于仅考虑了群桩的侧阻效应, 尚未考虑承台削弱效应的影响[3], 低承台直接与土面接触, 限制了群桩上部桩土的相对位移, 使群桩。, 也说明了承台, 群桩的综合1。由此可见, 试验结果与理论。
图3 试验群桩P S 曲线
S 412 群桩效应
(1) 实测群桩效应 群桩荷载超过61198kN
5 结论及建议
(1) 在本试验条件下, 群桩综合效应系数大于1, 群桩承载能力大于单桩承载力之和。
(2) 对低承台群桩, 承台对群桩效应具有削弱作
后, 位移急剧增加。参照建筑桩基规范, 确定61198
kN 为群桩的极限承载力。单桩在荷载超过110kN 后, 位移急剧增加, 在P S 曲线中反映出明显的转折点, 属于陡降型曲线。按照规范确定其极限承载力为110kN 。则按照群桩综合效应系数的定义有:
ηsp =单桩极限承载力=≈1124
110
在本试验条件下, 群桩综合效应系数大于1, 即在此条件下, 群桩的承载力较单桩承载力之和大。
(2) 按现行(J G 《建筑桩基技术规范》J94—94) 计
φ算, 本试验对现场地质条件的模拟主要是基于C 、的相似条件, 因而最后得到的模拟岩土基本上属于
砂粘土, 更接近于砂土。考虑到实际桩型为低承台摩擦群桩, 其承载能力几乎全部由桩侧摩阻力承担, 则按群桩侧阻效应系数公式计算群桩效应系数:
ηs =G s ・C s
C s =1+011
用, 结果使群桩效应系数减小。
(3) 在实际的工程计算中, 群桩效应系数按现行桩基规范群桩效应系数计算公式是可行的, 采用群桩效应系数规范表取值相对偏小。
西南交通大学蒋泽中工程师, 彭雄志博士, 李新坡硕士等参加了本试验工作, 在此深表谢意。
参考文献
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-018
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7 J G J9494 建筑桩基技术规范
G s 的值根据S a /d =40
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