大直徑素混凝土樁復合地基承載及變形特性研究

聶 源

(西南交通大學土木工程學院，四川成都 610031)

隨著城市超高層建筑的大量涌現(xiàn)，對地基承載力有了更高的要求，成都地區(qū)多個高層建筑的地基采用大直徑素混凝土樁復合地基進行處理。大直徑素混凝土樁復合地基多以中(強)風化泥巖作為持力層，其樁徑比普通素混凝土樁(通常為400～600 mm)更大，一般在800～1 200 mm之間。由于其樁徑大，使得樁與樁間土的接觸面積更大，更能夠發(fā)揮樁間土的作用，同時還可以提高復合地基的整體剛度，從而使得地基承載力更高以及地基沉降量更小[1-3]。此外，采用大直徑素混凝土樁能保證在置換率較高的情況下，有足夠大的凈間距而便于施工，使得樁身混凝土質量有了更好的保障。在目前的超高層建筑中，大直徑素混凝土樁復合地基承載力的特征值可達550～900 kPa，有些已超過1 000 kPa。

近年來，部分學者先后對大直徑素混凝土樁復合地基開展了一系列研究。黃榮[4]結合工程實例，闡述了采用大直徑人工挖孔素混凝土樁的地基處理方式，并通過驗算證明了大直徑素混凝土樁對于軟土地基加固處理的有效性。王榮[5]詳細介紹了大直徑素混凝土樁復合地基的設計、施工和檢測過程，驗證了采用大直徑素混凝土樁進行地基處理的可行性。王麗娟[6]通過現(xiàn)場監(jiān)測、有限元分析等方法，研究了大直徑素混凝土樁復合地基的力學特性。符征營[7]以成都某巖溶場地項目為例，得出大直徑素混凝土樁復合地基在巖溶場地中的適用性。劉洪波[8]將現(xiàn)場監(jiān)測與理論推導相結合，提出一種能真實反映大直徑素混凝土樁復合地基受力變形的計算理論及設計方法。李海生[9]結合大直徑素混凝土樁復合地基工程項目建立了Plaxis3D模型，得出加載過程中的樁土荷載、樁頂位移及樁身軸力變化規(guī)律。王俊峰[10]根據(jù)復合地基、樁基礎以及復合樁基的差異性對比，分析了大直徑素混凝土樁復合地基的工程特性及其影響因素。

雖然上述學者對大直徑素混凝土樁復合地基的研究已經取得了一定的進展，但其中對大直徑素混凝土樁復合地基承載及變形特性的研究較少，并且缺乏對上部結構-筏基-復合地基協(xié)同作用的整體分析。目前，對大直徑素混凝土樁復合地基的設計是按承載力進行控制，但由于高層建筑往往以沉降控制為主，所以當下的設計方法存在較大的缺陷，并不能真實反映此類復合地基受力及變形特性。因此，本文將結合前人的研究成果，以“綠地中心·蜀峰 468 工程”T2 塔樓的大直徑素混凝土樁復合地基為研究對象，采用ABAQUS有限元計算軟件進行三維數(shù)值仿真，并與相同條件下的復合樁基進行對比分析，研究大直徑素混凝土樁復合地基的承載及變形特性，為考慮上部結構-筏基-復合地基協(xié)同作用的復合地基優(yōu)化設計提供理論依據(jù)。

1 工程概況

“綠地中心·蜀峰468超高層項目”位于成都市東部新城文化創(chuàng)意產業(yè)綜合功能區(qū)核心區(qū)，成都市驛都大道地鐵2號線洪和河站A1和A2出口南側，椿樹街東側。地質勘察表明，該場地巖土主要由第四系全新統(tǒng)人工填土(Q4ml)、第四系中、下更新統(tǒng)冰水沉積層(Q2-1fgl)以及下覆白堊系灌口組(K2g)砂、泥巖組成，而復合地基中的大直徑素混凝土樁主要處于強風化、中風化的泥巖中，其下為微風化的泥巖。該項目由編號分別為T1、T2、T3的3棟超高層塔樓和局部地上3層的裙房及4～5層地下室組成。其中，T1塔樓主體建筑高度將達到468 m的超高層地標型建筑，采用人工挖孔樁基礎；T2、T3塔樓采用筏型基礎，裙房采用獨立基礎，為滿足承載力要求，筏基及獨立基礎的地基均采用大直徑素混凝土置換樁進行處理，要求經加固后的復合地基承載力標準值達1 400 kPa，部分區(qū)域達到1 200 kPa，裙房獨立基礎區(qū)域達到1 000 kPa。

T2塔樓筏板的面積為1 792.2 m2，周長170.8 m，共布置232根樁，樁徑1.3 m，樁長15.3 m，以中風化泥巖為持力層，采用C25混凝土澆筑。其中處理后要求復合地基承載力特征值達到1 400 kPa的區(qū)域，樁間距不大于2.6 m×2.6 m；要求達到1 200 kPa的區(qū)域，樁間距不大于2.9 m×2.9 m。

2 數(shù)值模型建立

本文在建模時對模型進行了適當?shù)暮喕幚恚瑢秃系鼗械膱A形樁簡化為等截面面積的方形樁。忽略筏基局部尺寸差異，其A(承載力處理要求達1 400 kPa)、B(承載力處理要求達1 200 kPa)兩個區(qū)域內的樁長、樁徑均相同。同時為了使網格劃分較為規(guī)則，提高計算精度和效率，將土體簡化為上下兩層，樁間土為微強風化泥巖，并假定上層土體厚度與樁長相等；持力層厚度取為上層土厚度的3倍。通過試算并結合相關文獻確定模型的計算范圍：底部剛性邊界設在大直徑素混凝土柱底下超過3倍樁長處，計算區(qū)域深度共計60 m；水平向的計算邊界，其中橫向為240 m，縱向為186 m，計算模型見圖1。素混凝土樁、筏板采用線彈性本構模型，褥墊層和土體均采用Mohr-Coulomb彈塑性模型。根據(jù)實際情況確定邊界條件，土層底面采用固定約束，控制x、y、z方向上的變形；土體兩組側面采用水平向約束，控制x、y方向上的變形；筏板基礎頂面為自由面；上部結構側面為水平向約束，頂面為自由面。本模型單元類型為C3D8R單元，采用結構化網格劃分技術，網格數(shù)量共計283 946個，生成網格如圖2所示。

圖1 上部結構-筏板-復合地基的數(shù)值模型

圖2 數(shù)值模型網格劃分

根據(jù)復合地基設計資料、勘察報告和經驗，選取材料計算參數(shù)見表1。

表1 模型材料參數(shù)

3 計算結果及分析

為了準確地模擬真實工況并有效反映出復合樁基工程特性變化規(guī)律，采用分級加載，共分為12級，每級荷載100 kPa，A區(qū)域從300 kPa加載到1 400 kPa，B區(qū)域從100 kPa加載到1 200 kPa。加載完成后，對復合地基的沉降分布規(guī)律、樁身軸力分布規(guī)律進行了分析，并對褥墊層厚度的影響進行了研究。

3.1 整體沉降

加載到最后一級荷載后，復合地基整體、筏板、樁體豎向位移云圖如圖3所示。從圖3可以看出，上部荷載達最大時，上部結構-筏板-復合地基整體及周邊土體沉降均勻，就整個計算區(qū)域而言，豎向位移呈現(xiàn)“中間大，外側小”的分布規(guī)律，沉降量從內向外逐步擴散并減小，呈橢圓形輻射式衰減。這是由于中心區(qū)域承受最大荷載作用，故該區(qū)域內沉降變形相對較大。

3.2 樁身軸力分布規(guī)律

選取模型中具有代表性的幾根特征樁進行分析，如圖4所示，以A區(qū)域1#中心樁、3#邊樁，以及B區(qū)域2#中心樁、4#邊樁為例。

樁身軸力計算結果如圖5所示。由圖5可知，1#樁最大軸力為6 890 kN，2#樁最大軸力為7 350 kN，3#樁最大軸力為12 500 kN，4#樁最大軸力為14 300 kN。由圖可知，4根特征樁均存在負摩擦阻力，1#和3#樁(A區(qū)域樁)的負摩擦阻力主要存在于0～4 m之間(樁頂算起)，2#和4#樁(B區(qū)域樁)的負摩擦阻力主要存在于0～5 m之間(樁頂算起)。經分析認為：由于設置了褥墊層，樁體受到荷載作用時將“刺入”褥墊層，在滿足樁—土變形協(xié)調的前提下，樁間土產生較大的壓縮量從而產生較大的豎向抗力，與樁體共同承擔荷載。因此，樁體軸力分布規(guī)律為：在褥墊層下一定范圍內，樁體沉降小于樁間土沉降，樁側出現(xiàn)負摩擦阻力，在此范圍內軸力隨深度的增加逐漸增大；超出此范圍后，樁體沉降大于樁間土沉降，樁側出現(xiàn)正摩擦阻力，此時軸力隨深度的增加逐漸減小。

圖3 整體沉降云圖

圖4 特征樁示意

圖5 樁身軸力計算結果

3.3 褥墊層厚度影響分析

本文通過樁-土應力比分析褥墊層厚度變化對復合地基的影響，為較全面反映褥墊層厚度對大直徑素混凝土樁復合地基工程特性的影響，在本模型其他條件和參數(shù)不變的情況下，褥墊層厚度分別取0 cm、10 cm、20 cm、30 cm、40 cm、50 cm進行數(shù)值模擬計算。樁-土應力比隨褥墊層厚度的變化趨勢如圖6所示，可以看出，在不鋪設褥墊層的情況下，樁-土應力比明顯較大；隨著褥墊層的厚度從10～40 cm，樁-土應力比逐漸降低，最終趨于平穩(wěn)。由此可知，復合地基中褥墊層的設置，能夠保證樁-土共同承擔上部荷載，但當褥墊層厚度達到一定程度時，繼續(xù)增加厚度不能有效減小樁-土應力比。得出此工程褥墊層的合理厚度為20～40 cm，設計厚度為30 cm，在合理范圍內。

圖6 樁-土應力比隨褥墊層厚度變化

4 復合樁基和復合地基對比分析

為分析比較復合地基與復合樁基作用機理的差別，仍以“蜀峰468”工程的T2塔樓的地基為背景，將其中的復合地基變換為復合樁基(去掉褥墊層)，進行模擬加載，研究復合地基和復合樁基在工作荷載下的沉降量及樁身軸力分布規(guī)律，對比分析兩者工作性狀的差異。

4.1 整體沉降

復合樁基豎向位移計算結果如圖7所示。對比圖3(a)與圖7(a)可知，上部荷載達到最大時，在荷載集中的中心區(qū)域內，復合地基和復合樁基的沉降變形均較大，沉降的分布規(guī)律均為“中間大，外側小”，從內向外逐步擴散并減小；對比圖3(b)與7(b)知，復合地基中樁的沉降略大于復合樁基中的樁。由圖7(c)可知，復合地基筏板的沉降量大于復合樁基。綜合計算結果，可以得出復合地基整體沉降量大于復合樁基。

圖7 復合地基與復合樁基沉降對比

4.2 樁身軸力分布

圖8 復合地基與復合樁基樁身軸力對比

為便于對比分析，選擇與復合地基相同位置處的特征樁(圖4)。復合樁基與復合地基樁身軸力曲線分布對比如圖8(a)～圖8(d)所示，由樁身軸力分布圖可知，在數(shù)值上，復合樁基樁體的軸力大于復合地基，說明在相同上部荷載作用下，復合樁基的樁體壓縮量大于復合地基，而圖7中得出復合地基整體沉降量大于復合樁基，由此可以推斷出復合地基中樁間土的壓縮量要大于復合樁基。在分布上，復合樁基中2#與4#樁的樁頂處軸力最大，沿深度逐漸減小，說明樁側摩阻力為正；1#與3#樁的最大軸力位于樁頂之下，說明存在負摩阻力。復合樁基工程中，負摩擦阻力的產生可能導致基礎結構沉降、樁基損壞等工程事故。但在復合地基中負摩阻力卻有積極的作用，因為復合地基中鋪設了一定厚度的褥墊層，所以從荷載一開始作用就存在一個負摩阻區(qū)，即初始加載時就有負摩擦阻力產生，使樁間土參與承擔上部荷載，從而提高了地基的承載力。因而，復合地基優(yōu)于復合樁基。

5 結論

本文使用ABAQUS有限元軟件建立大直徑素混凝土樁復合地基-筏板基礎-上部結構共同作用下的數(shù)值模型，分析了地基沉降、樁身軸力分布規(guī)律以及褥墊層厚度的影響，并與復合樁基的沉降量、軸力分布進行了對比。主要結論如下：

(1)在褥墊層下一定范圍內，樁體沉降小于樁間土沉降，樁側摩擦阻力為負，在此范圍內軸力隨深度逐漸增大；超出此范圍后，樁體沉降大于樁間土沉降，樁側摩擦阻力為正，此時軸力隨深度逐漸減小。

(2)褥墊層能夠保證樁體與樁間土共同承擔上部荷載，當褥墊層厚度達到一定程度時，繼續(xù)增加厚度不能有效減小樁-土應力比。針對本工程，褥墊層的合理厚度為20～40 cm。在本設計中褥墊層厚度取值為30 cm，滿足合理范圍要求。

(3)復合地基整體沉降量略大于復合樁基，但受力性能優(yōu)于復合樁基。復合樁基中部分樁體存在負摩擦阻力，其存在可能產生不良影響，引發(fā)基礎結構沉降、樁基損壞等工程事故；復合地基中所有樁體均存在負摩擦阻力，其存在是有益的，使樁-土共同承擔荷載，從而提高地基承載力。