当桩穿过软弱土层, 若桩周软弱土层产生自重固结, 或大面积地面堆载, 或场地地下水大量抽降等都会造成软弱地层下沉。当土层下沉量大于桩身下沉量时, 会对桩产生向下的摩阻力即负摩阻力。负摩阻力产生的下拉荷载作用到桩身, 可能导致桩身破坏、桩端持力层破坏、上部结构不均匀沉降等不利影响^[1]。因此, 在对桩基进行计算时要充分考虑负摩阻力的作用。

关于桩基负摩阻力的计算, 主要应确定中性点深度和桩侧负摩阻力标准值。中性点深度是按桩周土层沉降与桩基沉降相等的条件进行计算确定。为便于工程应用, 《建筑桩基技术规范》^[2]中也给出了经验数值供参考。桩周土层沉降计算应根据土层的物理力学性质、排水边界条件、固结时间等来综合考虑。桩基沉降主要由桩端土层压缩变形和桩身混凝土压缩变形组成, 桩侧土对桩基的竖向变形影响很小, 但对桩内轴力影响较大。

分层总和法是目前普遍采用的土体沉降计算方法。该方法计算的是土体最终沉降值, 没有考虑固结过程。如考虑桩基施工时间和堆载预压施工时间两者间的关系, 需考虑固结时间与沉降量间的动态关系, 应采用土的排水固结理论计算土体沉降。

桩的沉降计算不同学者提出了不同的计算方法。陈福江等^[3]以土工试验数据和现场测试成果为基础, 通过拟合分析得到与土层深度有关的压缩模量经验公式, 并在此基础上进行了桩基沉降有限元计算, 其计算结果与现场实测结果吻合较好。但是, 该方法由于测试和实验数据较少, 推导出的土层压缩模量随深度变化的计算公式的适用性还有待研究。王伟等^[4]应用弹性理论中的变形协调关系、物理方程和力的平衡关系, 得出了包含不同桩长、桩半径和刚度特性的竖向荷载作用下桩基础沉降的通用分析方法, 该方法虽适用性强但公式推导复杂, 计算量大难以广泛地应用于工程计算。除上述之外, 针对桩身压缩变形的计算还有桩的P-S曲线计算方法^[5]、荷载传递分析法^[6]等多种计算方法。

对于桩基负摩阻力, 国内外一些学者研究得出中性点位置随着时间的增长, 先上升后下降最终趋于稳定, 且认为中性点上下的正、负摩阻力对称是偏于安全的^{[7, 8]}。马时冬^[9]通过现场桩基负摩阻力试验得出, 目前规范提供的中性点位置计算方法得到的是最大中性点深度, 其计算方法偏保守; 此外还给出了更合理的计算公式。王建华等^[10]提出了一种应用Biot固结理论和积分方程方法计算桩负摩阻力的分析方法。夏力农等^[11]通过现场试验研究了不同桩顶荷载作用下桩身轴力、桩身沉降、负摩阻力特性的变化规律。胡昕等^[12]通过对现有桩基中性点估算方法的总结分析, 探讨了它们各自的特点及其适用范围, 并结合工程实例对实测值和估算值进行了比较, 对各种估算方法进行了评价。苟尧泊等^[13]利用简化的附加侧摩阻力分布模型, 对基坑开挖导致中性点位置的变化规律进行了理论分析, 并在此基础上, 提出了预测中性点位置的计算模型。

为进一步研究高填土场地桩基的负摩阻力变化规律和如何准确确定中性点的位置, 本文以长春龙嘉机场工程为依托, 研究粉质粘土在回填堆6 m厚土层时产生桩基负摩阻力计算问题。结合现场土层沉降观测和单桩竖向承载力试验结果, 从土层沉降时间效应和桩土之间相互作用模拟两方面入手, 研究了桩基中性点位置的确定方法, 提出了一种符合工程实际的计算方法, 为同类地层条件下桩基负摩阻力的计算提供了借鉴。

长春龙嘉国际机场二期扩建工程T2航站楼位于长春龙嘉国际机场T1航站楼西侧, 紧邻长春国际机场跑道, 在其南侧, 拟建T2航站楼东西最长距离643.5 m, 南北最宽372 m, 基本成T形。

本航站楼为大跨度、大荷载建筑, 结构类型底部为框架结构、上部屋盖为大跨度钢结构, 典型柱网尺寸为15.0 m× 13~20 m、12.0 m× 12.0 m、12.0 m× 9.0 m, 主要分为主楼和指廊。本工程基础采用摩擦型钻孔灌注桩, 桩径800 mm, 桩长29.2 m。

拟建场地地貌单元为松辽平原的波状台地, 场地在桩长范围内土层分布主要为3层:①粉质粘土:土层厚度为6.7~20 m, 黄褐色, 可塑~硬塑, 中等压缩性, a=0.37 MPa^-1, E_si=5 MPa, C_V=1.54 cm/年; ②砂砾:土层厚度为3~7 m, 灰褐色, 饱和, 密实状态, 级配较好, 标贯平均值为50击; ③风化泥岩:褐红色, 泥质结构, 岩体基本质量等级Ⅴ 级。

拟建T2航站楼设计室内± 0.000地坪的绝对标高比现有场地高出约6 m, 按照设计要求, 高出地面部分需进行压实填土回填, 回填高度在6.0 m左右。该场地下部存在粘性土层, 由于填土作业的影响, 造成粘性土层沉降量大于桩基础沉降, 导致桩基础产生负摩阻力。

为了确定场地的实际沉降量, 从填土施工开始便对该场地进行了持续121天的沉降观测, 期间共观测了36次。本工程填土施工采用的是压路机逐层碾压, 因此可忽略上部填土产生的沉降。

2.2 点位布设

基准点设置在填土范围以外40 m, 共设置3个基准点, 避开施工车道, 在工程开始前联测, 以保证基础数据的准确性。

在填土范围内共埋设5个沉降监测点, 填土范围中间1个, 其余4个按照东、南、西、北4个方向间隔中心点15 m埋设, 且沉降监测点距离填土边缘不小于20 m。本次只进行了地表沉降观测, 未进行分层观测。

对上述5个沉降观测点进行观测, 由于5个观测点的观测结果差异不大, 最大沉降差仅为1.6 mm, 故取5个测点的沉降量均值绘制了累计沉降量与时间关系曲线, 并根据回填土堆载厚度对应的施工时间, 绘制了回填土加载全过程曲线, 其结果如图1所示。

图1

Fig.1

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	图1 累计沉降值、填土加载与时间关系曲线Fig.1 Curve of accumulated settlement, fill soil load versus time

本工程分别对3种桩型进行了竖向静载试验, 3种桩型桩径均为800 mm, 桩长均为29.2 m, 但桩端设计不同, TP1型桩端不扩底, TP2型桩端注浆且扩底, TP3型桩端扩底, 扩底直径均为1400 mm, 每种桩型各进行了3根单桩的竖向静载试验, 并进行桩身内力测试。

根据设计单位要求, 单桩竖向静载试验最大加荷值为15 000 kN, 将每种桩型3根桩测得的桩顶沉降值取平均值与对应的加载值绘制Q-S曲线, 并根据Q-S曲线确定单桩竖向承载力特征值及对应的桩顶沉降量, 其结果如图2所示。

图2

Fig.2

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	图2 Q-S曲线Fig.2 Q-S curve

根据Q-S曲线, 可以得到TP1型桩的竖向承载力为12000 kN, 单桩竖向承载力特征值取其一半为6000 kN, 对应的桩顶沉降量为5.20 mm; TP2型桩的竖向承载力为14000 kN, 单桩竖向承载力特征值取其一半为7000 kN, 对应的桩顶沉降量为6.57 mm; TP3型桩的竖向承载力为15000 kN, 单桩竖向承载力特征值取其一半为7500 kN, 对应的桩顶沉降量为6.59 mm。由此可以看出桩端注浆且扩底对单桩承载力有明显的提高。

TP2型桩桩端注浆且扩底, 单桩承载力应为最大, 但试验中TP2型桩有一根桩最大加载值为13 000 kN, 没有达到试验预设加载值1 5000 kN, TP2型其他两根桩皆达到了预设加载值, 并且还能继续承载, 两者有一定差异。通过施工过程分析认为, TP2型加载值为13 000 kN的桩注浆效果不好, 且桩端扩底也存在质量问题, 其他两根桩无质量问题, 故TP2型桩最大加荷值的平均值小于15 000 kN, 其单桩竖向承载力小于TP3型桩。

3种桩型在其单桩竖向承载力特征值下的桩身内力值如图3所示。

图3

Fig.3

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	图3 单桩承载力特征值下桩身内力与深度曲线Fig.3 Internal force-depth curve of pile body under bearing capacity characteristic value of single pile

由图3可以看出, 桩身内力随着土层深度的增加逐渐减小。在试验中, 由于桩顶施加的荷载较小, 桩端沉降变形小, 桩端承载力没有发挥出来, 桩端阻力可不考虑。桩侧摩阻力按下式进行计算:

qsi=Ni-Ni+1υli4

式中:q_si为桩侧第i断面与i+1断面间侧摩阻力; i为桩检测断面顺序号; u为桩身周长; l_i 为第i断面与i+1断面之间的桩长。

根据式(4), 可以得到桩侧摩阻力与深度关系曲线, 其结果如图4所示。

图4

Fig.4

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	图4 单桩承载力特征值下桩侧摩阻力与深度曲线Fig.4 Pile side friction-depth curve under bearing capacity characteristic value of single pile

通过图4可以看出, 深度为1.7~20 m时的侧摩阻力小于深度为20~28.2 m时的侧摩阻力, 这是因为20.2 m是该试验场地土层由粉质粘土变化到砂砾的过渡点。

桩基负摩阻力中性点即桩周土层沉降量与桩基沉降量相等的位置。为确定中性点位置, 应计算桩基沉降量, 包括桩身混凝土弹性变形及桩端沉降变形, 再计算桩周土体沉降变形, 最后根据桩基和桩周土沉降变形量相等的原则确定出中性点位置。

4.1 桩基沉降数值分析

利用Midas软件对TP1、TP2、TP3三种桩型进行沉降计算。建模时采用梁单元来模拟桩基, 桩长共29.2 m从桩顶起以0.5 m为单位划分58个单元, 最后0.2 m为一个单元, 共计59个单元。将图4中桩侧摩阻力以单元荷载的形式施加到相应节点上, 来模拟桩侧土体与桩之间的相互作用; 在桩顶施加单桩竖向承载力特征值。用弹性支撑来模拟桩端土对桩的影响, 弹簧的刚度用“ m法” 计算, 桩基沉降变形计算模型见图5。该工程桩端持力层为强风化泥岩, 根据《建筑地基基础设计规范》^[15]桩端处的地基竖向抗力系数取C₀=5 625 000 kN/m³, 模拟为竖向弹簧刚度K=C₀A₀=49 550 625 kN/m。通过计算可得, 桩基节点处的竖向变形和桩顶沉降变形以及桩顶沉降变形设计值和实测值, 其结果如表1所示。

图5

Fig.5

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	图5 桩基沉降变形计算模型Fig.5 Calculation model of pile settlement deformation

表1

Table 1

表1(Table 1)

表1 桩顶沉降变形值 Table 1 Settlement value of pile top 桩型 承载力特征值 /kN 沉降变形量/mm 实测值 计算值 差值 TP1 6000 5.20 5.69 -0.49 TP2 7000 6.57 7.02 -0.45 TP3 7500 6.59 7.24 -0.65

表1 桩顶沉降变形值 Table 1 Settlement value of pile top

由表1可见, 3种桩型的实测结果与数值分析结果误差不超过0.65 mm, 表明该数值模拟结果与实测值吻合较好, 可用该数值模拟方法进行工程分析。

4.2 桩周土体沉降计算

选取代表性钻孔CTK-15处的地层条件进行计算, 粉质粘土土层厚度为18.9 m, 大面积填土厚度为6 m, 填土压实后容重γ =20 kN/m³, 道面荷载为20 kPa, 由于上部填土与道面荷载的作用可按大面积填土工况进行考虑, 因此对土层各个深度所产生的平均附加应力相等, 附加应力σ _z=20× 6+20=140 kPa。砂砾层的压缩模量E_s=80 MPa, 假定砂砾层及以下地层沉降量为零。

利用分层总和法计算得到该场地最终沉降量S'=482.13 mm, 通过式(3)计算出该场地最终沉降量为113 mm, 故该场地地基土实际修正系数ψ _s=113/482.13=0.23, 这与规范中推荐采用的修正系数ψ _s=0.7相差较大, 反应出该场地粉质粘土的饱和固结特殊性, 针对此类场地条件应对规范中推荐采用的沉降修正系数进行修正。

桩基施工时间和堆载预压施工时间两者间的关系, 决定了桩基负摩阻力的大小。堆载预压引起的固结沉降结束后再施工桩基, 则桩基没有负摩阻力产生, 先施工桩基后进行堆载预压, 则桩基负摩阻力最大, 固结沉降过程中进行桩基施工, 则应考虑桩基施工前土体固结时间不同对中性点位置的影响。对场地进行不同固结时间的沉降计算, 用最终沉降量减去相应固结时间的沉降量, 得到的即是确定中性点位置需要的残余沉降量。

对于逐级加载条件下地基土竖向平均固结度的计算可采用改进高木俊介法^[16], 即:

Ut¯=∑i=1nqi∑Δp(Ti-Ti-1)-αβe-βt(eβTi-eβTi-1)5α=π2/8(6)β=π2Cv/(4H2)(7)

式中:U_t为t时间地基的平均固结度; q_i为第i级荷载的加载速率, kPa/d; ∑ Δ p为各级荷载的累加值, kPa; T_i-1 、T_i 为分别为第i级荷载加载的起始和终止时间(从零点算起); C_v为土的竖向排水固结系数; H为土层的厚度; α 、β 参数根据地基土排水固结条件选用, 在此仅考虑竖向排水。

为研究不同固结时间对中性点位置的影响, 将粉质粘土每0.5 m划分一层, 进行不同固结时间下的土体残余沉降量计算。将上述桩基沉降数值分析所得节点沉降变形值随深度变化曲线和不同固结时间下土体残余沉降量随深度变化曲线绘制在同一坐标系下, 两条曲线的交点即为中性点位置。各桩型中性点位置变化规律一致, 在此只示出TP1型桩基不同固结时间下中性点位置数值, 如图6所示。

图6

Fig.6

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	图6 不同固结时间下TP1型桩基中性点位置图Fig.6 Location of TP1 pile neutral point under different consolidation time

依托工程为缩短施工时间, 填土和桩基施工基本同时完成, 前期固结时间为零, 确定中性点位置时采用总的土体沉降量。由图6可知, TP1桩型中性点位置为地面以下18.85 m处, 按同样方法可计算出TP2桩型中性点位置为地面以下18.78 m处, TP3桩型中性点位置为地面以下18.75 m处。

为了更直观地体现中性点位置随固结时间的变化规律, 提取图6中不同固结时间下中性点位置, 并增加计算至10年固结时间下中性点位置, 不同固结时间下中性点位置曲线见图7。

图7

Fig.7

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图7 不同固结时间下中性点位置曲线Fig.7 Relationship between neutral point and consolidation time

由图7可知, 随着固结时间的增加, 中性点位置逐渐上升, 并且上升速率逐渐变小, 到最后基本趋于稳定。基于此变化规律, 在实际施工时可根据工期要求适当调整堆载预压施工时间, 以达到提高中性点位置, 减少负摩阻力的目的。

(1)通过工程实例对比得到:以实测摩阻力代替弹簧来模拟桩土之间的接触问题, 能更真实地反映桩土之间的相互作用, 在保证计算结果精度的前提下, 可大大简化建模分析过程。

(2)桩周土在桩基施工前完成的沉降不会对桩产生负摩阻力, 应根据实际情况考虑固结时间与残余沉降量间的动态关系, 使计算得出的中性点位置准确。

(3)确定该场地的地基土修正系数ψ _s=0.23, 与规范中推荐采用的修正系数ψ _s=0.7相差较大。

(4)经计算得到的在不考虑前期固结情况下该场地的中性点位置约在地面以下18.8 m。