地基承载能力（精选九篇）
地基承载能力 篇1
关键词：岩石地基,承载力,修正
地基承载能力是结构设计中首要考虑的问题之一, 因为它不仅影响结构的安全, 而且对结构设计的合理性及工程经济性都具有重要意义。土质地基是自然界普遍存在的, 因此几个世纪以来工程界做了大量的试验研究, 使得土质地基承载力计算理论相对比较完善。而岩石由于受构造及形成成因、地质变迁等各种因素影响, 再加上人们对岩石地基研究的较晚以及对岩石力学特性认识的局限性, 造成了岩石地基承载力理论发展较晚以至于目前尚未有一个明确的理论支撑。
1 问题提出
目前, 随着桥梁结构设计理论的快速发展, 大跨度、新结构桥梁层出不穷, 这些桥梁基础基本均深入微风化或新鲜岩层中。但设计过程中发现, 当按《公路桥涵地基与基础设计规范》以下简称《桥规》所提供的岩石承载力深宽修正进行设计时, 摩擦桩往往要深入岩层几十米, 而按嵌岩桩设计时, 往往只需几米, 若将岩层视为全风化或强风化时桩长反而变短, 甚至不如在粘土中, 这种极不协调的原因就在于对桩端岩石地基承载力修正与否的差异。
有的学者认为既然全风化和强风化岩石需要修正, 那么微风化或新鲜的岩石强度更高更应该修正, 以提高岩石地基承载能力, 减小基础的规模。便也有的学者认为因为土是一种大变形、粘聚性材料, 土质地基可以容许出现局部的塑性变形, 通过容许出现一定程度的变形而获得更高的地基承载力, 而这种“一定程度的变形”可以通过基础埋深两侧的土进行限制, 而基础埋置越深两侧土对这种“一定程度的变形”越能有效限制, 所以土质地基需要深宽修正;而岩石地基主要表现为弹性变形, 且岩层、岩体的强度主要受岩体裂隙控制, 因此当岩体出现微小变形即已经达到塑性变形了, 岩石已经破坏, 因此岩石地基一般不做深宽修正。
2 土质地基承载力及破坏模式
土体地基的破坏模式为:地基土体失稳破坏, 既当地基承载力不足时导致基础底部的土地先是沉降变形, 达到塑性发生剪切破坏, 之后在一定范围内土体破坏后相连形成滑动面, 最后导致基底土体失稳, 地面土体隆起, 所以也叫剪切破坏。
地基承载力由三个部分组成, 第一部分为由土的内聚力提供的承载能力, 第二部分是由基础侧面超载产生的埋深项分量, 第三项为地基土的体积力产生的分量。第二分项的大小与超载成正比, 这就是承载力的深度效应;第三分量与滑动土体的体积力成正比, 基础宽度越大, 这部分承载力的分量就越大, 就是地基承载力的宽度效应。
再加上载荷试验的埋置深度为零, 所测定的承载力没有包含深度的影响;同时由于载荷试验尺寸比基础的尺寸小很多, 因此需要进行深、宽修正。
承载力公式同样由三部份组成, 第一项为基本承载力, 第二项为宽度修正, 第三项为深度修正。
因此, 土质地基的深宽修正与土的破坏机理紧密相关。土是散颗粒结构受压后, 将会在其最不利剪切面上发生剪切滑移破坏, 主要有整体剪切破坏和局部剪破坏。
3 岩石地基承载力及破坏模式
3.1 岩石地基的破坏模式
岩石的成分、构造、形成以及埋藏条件复杂多变。传统观念认为岩石的破坏与土一样, 也是剪切破坏。这方面比较有代表的如:勒单尼[1]通过对均质硬岩地基地破坏模式研究后认为:当基础底面荷载作用在岩基上时, 基础发生沉降, 当沉降达到岩基的弹性极限时, 岩基从基脚处开始产生裂缝, 裂缝逐渐向纵深发展。当荷载继续作用, 岩基就进入岩体压碎 (张裂) 破坏阶段;当荷载继续增大, 岩基的竖向裂缝加密且出现斜裂缝, 并向深部延伸, 这时, 进入劈裂破坏阶段, 由于岩体张裂使岩基两侧产生扩容现象, 导致基脚附近的岩体发生剪切滑移, 这将使基脚附近地面变形而破坏。哥德曼依据这一破坏模式给出了条形岩基的确定方法。
BELL[2]认为岩基承载力与岩体结构密切相关, 破坏模式较多但剪切破坏是最为常见的, 常常发生在完整岩体、节理岩体、破裂岩体和软弱岩体中。这方面比较有代表性的理论计算公式为Hoek-Brown强度准则[3], HoekBrow n准则将节理化岩体视为均匀连续介质。
但近年来各行业的快速发展使得对岩石的理解更加透彻, 越来越多的学者认为, 岩石的破坏和岩石形成的本质-沉积岩相和成岩后生作用密切相关, 形成于不同的沉积岩相和成岩后生作用的岩层具有不同的结构构造特征, 相同或相似的岩体破坏模式, 只存在于那些具有相同或相似的结构构造特征的岩体之间。岩石没有均质的。这方面比较有代表性的为Griffith脆性破坏准则[4], 研究认为天然岩石均含有裂隙, 宏观的和微观裂隙, 只是不同岩石裂缝大小和密集程度不同而已, 没有裂隙的岩石是不存在的。当岩石中裂隙的间距相对工程结构尺寸来说相当大时, 才称为整体结构岩体, 这时, 它不可能出现沿裂隙面的破坏, 只可能是通过岩石内部破坏。岩石如同玻璃一样的脆隆材料, 由于其内部存在着微裂隙, 即使在压力作用下, 也会在微裂隙端部产生拉应力集中, 当拉应力大于该处的抗拉强时, 就会产生拉伸破坏, 从而使裂隙开展或扩展, 同时当拉伸破裂使各相邻裂隙相继贯通时, 则形成宏观破裂面, 然后在剪应力继续作用下产生沿破裂面的滑移, 这样就在宏观上造成“剪切”破坏的假象, 其实岩石破裂的真正原因是“拉伸”而非“剪切”。国内外一些专家通过分析研究证明了该理论的合理性。
3.2 岩石地基的承载能力修正探讨
从以上分析可知, 岩石地基的破坏模式和土质地基既有共性, 又有根本的不同之处, 岩石地基是先从局部微裂隙端部产生拉应力集中, 继而产生贯通性裂缝, 最后表现为沿裂缝滑移破坏;而土质地基只有一个过程, 即土体沿裂隙面发生剪切滑移破坏。
因为两者相似的滑移破坏, 因此, 从理论上讲土质地基的深度修正也适用于岩石地基。但由于岩石地基的承载能力很高, 特别是无风化岩石, 其强度和混凝土相当, 岩体由于深度产生的侧压与其强度相比不会很大。因此, 修正的系数不会像土体一样很大。如日本“国铁基准”中规定基础埋入岩石中超过一定深度时其容许承载力随着埋深的增加可逐步提高, 但不能超过容许承载力的2倍。英国“土木工程师协会实用规范”也有类似规定, 但同样要求修正不超过地表承载能力的2倍。而我国对岩石地基论证较少, 仅重庆地方规范[5]有类似修正条文。
3结论
综上所述, 作者认为对于软岩石或强度较低的岩石地基, 应进行深度修正, 但修正不宜过高。对于强度较高的硬质岩石可不进行深度修正。
参考文献
[1]沈明荣.岩体力学[M].上海:同济大学出版社, 1999:191-193.
[2]BELL F G.Engineering in RockM asses[M].New York:Butterworth-Heinemann, 1994.
[3]WYLLIE D C.Foundations on Rock[M].London:E&FNSpon, 1992.
[4]范景伟.岩石的脆性裂理论[J].四川水力发电, 1984 (1) :107115.
标准贯入法检测地基承载力报告 篇2
检测报告
审
定： 审
核： 项目负责： 技术负责：
****有限公司 二零一一年一月
目
录
文字部分
一、工程概况
二、检测目的
三、检测依据
四、场地工程地质概况
五、检测方法及技术要点
六、检测结果分析
七、结论
图表部分
轻型动力触探试验结果表
标准贯入试验成果表
土工实验成果表
奥克兰风情小镇检测点平面布置图
一、工程概况
奥克兰风情小镇F00#楼位于鹿泉市大李庄村南，奥克兰风情小镇别墅区内，交通便利。由于天然地基土承载力不能满足设计要求，具有湿陷性，故采用强夯法进行地基处理。采用点夯夯击能不小于1000kN·m，夯锤直径2.2m左右，击数为5-7击，点夯夯点间距为4.2m×4.3m的梅花形布置，边角处有调整。采用普夯夯击能不小于400kN·m，夯锤直径2.2m，击数为1-2击，普夯为满夯。强夯地基面积为523.3m2。处理后强夯地基承载力特征值fspk不小于140kPa。
按照规范及设计要求，我单位对奥克兰风情小镇F00#楼进行了检测。检测方法为轻型动力触探试验、标准贯入试验、探井取Ⅰ级试样进行湿陷性试验。其中轻型动力触探试验6个点； 标准贯入试验3个点；探井3个点。本工程的现场测试取样工作于2010年12月29日完成。
二、检测目的
检测处理后的强夯地基承载力特征值是否满足140kPa的设计要求，是否消除湿陷性。
三、检测依据
1、《建筑地基基础工程施工质量验收规范》GB50202-2002；
2、《建筑地基处理技术规范》JGJ79-2002；
3、《河北省建筑地基承载力技术规程》DB13(J)/T48-2005；
4、《土工试验方法标准》GB/T50123
5、该工程的《夯点布置图》；
6、该工程的《岩土工程勘察报告》。
四、场地工程地质概况
详见该工程《岩土工程勘察报告》。
五、检测方法及技术要点
1、本次试验采用轻型动力触探试验、标准贯入试验及探井取Ⅰ级试样进行湿陷性试验。
2、轻型动力触探试验、标准贯入试验采用自动落锤装置，探井采用洛阳铲人工挖掘。
3、轻型动力触探杆及标准贯入器最大偏斜度不应超过2%，锤击贯入应连续进行；同时防止锤击偏心、探杆倾斜和侧向晃动，保持探杆垂直度；锤击速率每分钟宜为15~30击。
4、对轻型动力触探试验，当N10＞100或贯入15cm锤击数超过50时，可停止试验。对标准贯入试验，贯入器打入土中15cm后，开始记录每打入10cm的锤击数，累计打入30cm的锤击数为标准贯入的试验锤击数N。对探井，自0.5m开始，在井壁上每1.0m人工采取Ⅰ级土样一个，并对探井所取得Ⅰ级试样进行浸水固结试验。
六、检测结果分析
此次对奥克兰风情小镇F00#强夯地基工程进行了6个点的轻型动力触探试验、3个点的标准贯入试验及3个点进行探井取Ⅰ级试样进行湿陷性试验。对现场实测数据进行整理、计算，对探井所取得Ⅰ级试样进行浸水固结试验，并编制对应的轻型动力触探试验结果表，标准贯入试验成果表，土工实验成果表。根据《河北省建筑地基承载
力技术规程》DB13(J)/T48-2005中的6.0.3条表明奥克兰风情小镇强夯地基承载力不小于140KPa，满足设计要求。根据土工实验结果显示，地基土已消除湿陷性，满足设计要求。可以进行下步施工。
七、结论
浅谈载荷试验确定复合地基承载力 篇3
【关键词】复合地基;承栽力;回弹法
0.前言
目前，在我国的基础建设中，复合地基应用于软弱地基的处理越来越广泛，而确定地基承载力已成为复合地基设计与施工中的关键问题。现阶段，复合地基承载力的确定有两种方法，一为直接根据有关规范给定的经验公式计算，另一方法即为根据原位试验确定，而在诸多原位试验中，载荷试验是应用最多的，也是最广泛的，由试验确定的数值也被认为是最精确的。先选用经验参数，采用公式进行初步设计，然后再用载荷试验方法进行检验，这是目前最普遍的程序。
复合地基载荷试验综合反映了桩及桩间土的承载性状，但桩或土破坏顺序不同、桩的长短不一及桩间土性质不同，可表现为不同类型的载荷试验P—S曲线。依据曲线类型的不同，应如何采用合适的承载力确定方法成为确定承载力的关键问题。本文结合一工程实例，探讨载荷试验确定复合地基承载力的方法。
1.目前载荷试验确定地基承载力的标准分析
目前国家现行行业规范规定：在满足试验终止加荷条件时复合地基承载力基本值可按以下三种标准取值：①取比例极限所对应的荷载，不能大于所加最大荷载的一半；②当极限荷载能确定时，取极限荷载的一半，但有个前提，即极限荷载能确定，如图1中曲线A；③ 按相对变形值确定，可取s／d(或s／b)一0．006～0．015(s为变形值，d或b为承压板直径或宽度)对应的荷载，各种地基有不同的取值。另外，上海市、广东省等各有符合本地实际情况的地方规范。
大量工程实践证明，载荷试验P—S曲线在低荷载水平的前半段多为光滑曲线，尤其在软土地区或桩体刚度较低时，很难找到明显的比例极限荷载。因此按① 、②确定承载力，人为因素较大，可操作性不强。工程实践中多采用③按相对变形法来确定承载力。它的理论基础可认为：如果载荷板与基础的压力相同，则s／b(或d)比例應大致相等。这是与目前按变形控制进行工程设计的观点相一致的，尤其对短桩和无较好持力层时，该法更能满足建筑物按沉降控制的要求。但由于s／d为一范围值，沉降量取值上、下限相差达2．5倍。实际应用时，还应考虑具体的土质条件及建筑物在该地区土层条件下的允许沉降值来恰当选取 s／d的值。
2.载荷试验回弹值确定地基承载力
认为复合地基的弹性应变与塑性应变是完全可以区分开的，弹性变形发展到一定阶段后才会进到塑性变形阶段。而由弹性变形进到塑料变形阶段，即为该复合地基承载力基本值。如图2，在0-Per荷载范围内，认为只发生弹性应变而不发生塑性应变，经卸荷至零一段时间恢复后，弹性变形可完全恢复；而塑性变形是不能恢复的。基于以上认识，做复合地基载荷试验，在试验达到终止条件后，逐级卸荷至零，作出P—S压缩曲线和回弹曲线，然后在压缩曲线上找出与静载试验回弹量相同的沉降值，该值对应的临界压力值，即为复合地基承载力基本值。
图2 回弹试验曲线
3.静载试验回弹确定承载力实例分析
某工程采用水泥土桩进行地基处理，该复合地基由载荷试验确定地基承载力。场地地层条件见表1，地下水位一15．5m，水泥土桩有效桩长8m，桩间距1．0～1．5m，设计复合地基承载力为180kPa，在保证置换率相同的情况下，做单桩复合地基载荷试验，共6个点做载荷试验，结果见表2。
总体上来看，除6#试验点外，其余各试验点由回弹法和相对变形控制法所确定的承载力相差并不大。
位于场地南面的3#试验点，由于受地下排水管渗漏影响，该处含水量相对较高，因此土体强度相对较低，按s／d=0．006得到复合地基承载力基本值()仅为155kPa，而动测显示该桩波速并无异常，估计采取措施对渗漏加以控制后，相信该处地基强度应该可以提高。
而6#试验点压缩曲线类似于典型曲线，按回弹法确定(fsp)为135kPa明显低于其它方法按相对变形控制所确定的175kPa，经动测发现该桩在埋深6．5m处严重缩径，估计加荷终止时已将该处压坏，因此卸荷后弹性变形恢复较少，故用回弹法得到的承载力较低。若用相对变形控制，由于在较低应力水平时(比例极限荷载附近)，深部缩径对变形影响较小，故该法得到的承载力较回弹法要高，偏离实际情况。因此，从这个工程实例可以看出，回弹法能更加客观地反映桩受荷后的真实情况。
4.结论与建议
4.1一般来说，载荷试验只能反映1～2倍压板宽度深度内的平均力学性能，对于深部的情况并不能客观反映。从本文工程实例来看，相对变形控制方法，回弹法能较客观地反映桩或地基受荷后的性状。在确定承载力时，应综合考虑相对变形和回弹两种方法。
4.2复合地基并非均一的，在做载荷试验时，应选取有代表性的试验点进行试验，力求真实客观地反映复合地基的承载性能。
地基承载能力 篇4
1 带平衡重无桥台钢筋混凝土拱状曲线梁桥分析
1.1 模型基本布置
以一个8 m+20 m+8 m的带平衡重的无桥台钢筋混凝土曲线梁桥为例,边跨跨径与中跨跨径之比为0.4。桥梁布置形式见图1。主梁截面采用肋板式截面。曲梁成二次抛物线形式过渡。桥面宽8 m,为双车道行车。条形基础,持力层为天然的砂卵石地基,调整装置采用三油两毡。荷载等级:汽—超20。设计基准温度为0℃,按照升降温25℃验算。主梁及平衡重块件采用C40混凝土,墩柱采用C30混凝土。桥面铺装采用4 cm厚度的细粒式沥青混凝土+6 cm厚度的中粒式沥青混凝土。
1.2 模型的计算要点
模型中考虑的工况有桥梁自重,活载,二期恒载以及系统升降温25℃,平衡重块件侧面土压力,升温时的土抗力及平衡重的调节效应。计算简图见图2。
1)静止土压力的计算[2]。
任意高度hi处的静止土压力强度Pj(i)一般表达式为:
2)土的弹性抗力强度计算[2]。
平衡重顶部处土的弹性抗力强度；
1.3 模型的结果分析
带平衡重的无桥台钢筋混凝土曲线梁桥的优点之一就是其平衡重具有可调节性,根据跨中截面的应力情况来调整平衡重,此模型中将双侧平衡重下调1 mm～5 mm和不考虑平衡重的调整作用相比较。数值比较结果见表1。
注:支点反力以受压为正,受拉为负。支点反力及支座水平位移的工况中各分项系数均为1.0
按正常使用极限状态设计,工况组合如下:
组合Ⅰ:1.2恒载+1.4活载。
组合Ⅱ:1.2恒载+1.4活载+1.0系统升温+1.0土压力。组合Ⅲ:1.2恒载+1.4活载+1.0系统降温+1.0土压力。带平衡重无桥台钢筋混凝土曲线梁桥的一个显著的优点就是平衡重块件的可调性,利用中支点作为杠杆,通过调整位移改变中跨的下缘受拉的状态,所以要求平衡重无论何时都必须有超压重,当跨中每一车道均布置一辆重车时,在中支点产生的支点反力为1 204 kN,在边支点产生的支点反力为-641 kN。当平衡重块件下调不同的位移时,产生的效应见表2。从表2可以看出,当调整平衡重块件的竖向位移时,对支点上缘产生的拉应力很小,并且对跨中的有利影响远比对支点处的不利影响要大得多,由于平衡重的可调节性使此种桥梁对地基承载力的要求降低。
2 对比模型———20 m跨径的实腹式拱桥
从外形上看带平衡重无桥台的钢筋混凝土拱状曲梁桥与实腹式上承无铰拱桥极为相似,故以一个20 m跨径的实腹式上承无铰拱桥为对比模型。
2.1 模型基本布置
以一个20 m跨径的钢筋混凝土上承式拱桥为例,矢跨比为1/8。主拱圈采用矩形截面形式,即板拱桥。跨中拱肋截面高0.8 m,拱脚处拱肋高2 m。主拱圈成二次抛物线形式过渡。桥面宽8 m,为双车道行车。采用条形基础,持力层为天然的砂卵石地基,荷载等级:汽—超20。设计基准温度为0℃,按照升降温25℃验算。主拱圈采用混凝土桥面铺装采用厚度的细粒式沥青混凝土+6 cm厚度的中粒式沥青混凝土。边界条件的模拟在平面内采用弹性支撑,限制六个方向的自由度。
2.2 模型的计算要点
本模型采用梁式模型。模型中考虑的工况有桥梁自重,活载,二期恒载以及系统升降温25℃,活载集度为2.5 kN/m2。计算简图见图3。
2.3 模型的计算结果
按正常使用极限状态设计,工况组合如下:
组合Ⅰ:1.2恒载+1.4活载。
组合Ⅱ:1.2恒载+1.4活载+1.0系统升温。
组合Ⅲ:1.2恒载+1.4活载+1.0系统降温。
工况组合下的跨中及支点的应力和支点处反力见表3。
从表3中可以看出普通钢筋混凝土拱桥无论是跨中截面下缘拉应力还是支点截面上缘拉应力都非常的大,并且系统升降温对拱脚处产生较大的水平反力。
拱桥的缺点之一就是水平推力大,对地基要求高,将拱状曲梁模型与拱桥模型的水平推力作一比较,由于在系统升温时水平推力表现得最为明显,故只在系统升温工况下进行比较。
从表4中可以看出,和主跨跨径相同的带平衡重钢筋混凝土拱状曲梁模型相比,拱桥的拱脚处水平推力非常的大,故对地基承载力要求高。
由此可见,无桥台的钢筋混凝土曲线梁桥由于其自身的结构构造,使其对地基承载力的要求下降,相对于相同跨径的拱桥而言,其支座处的支点反力要小许多,带平衡重无桥台的钢筋混凝土曲线梁桥尤其适合于在平原地区修建。
摘要：就带平衡重无桥台钢筋混凝土拱状曲线梁桥对地基承载力的要求进行了研究,并以某实腹式拱桥为例作了对比分析,表明带平衡重无桥台曲线梁桥对地基承载能力的要求有所降低。
关键词：带平衡重曲线梁桥,钢筋混凝土,地基承载力
参考文献
[1]孙丽丽.带平衡重无桥台钢筋混凝土拱形曲梁桥的力学特性分析[J].市政技术,2009(3):240-243.
浅析复杂地基中桩基承载机理计算 篇5
1. 基于弹性理论法改进的广义弹性理论法分析
弹性理论法在计算过程中如果不考虑土界面和桩的滑移, 计算出的结果只能求取桩顶荷载沉降数据的初始段, 同时所获取的初始段桩顶荷载沉降曲线准确度也十分有限, 如果弹性理论法在计算过程中考虑土界面和桩的滑移, 这样很难通过计算得出桩端所产生的塑性沉降非线性性状。结合传递函数算法可以将桩与土相对滑移的关系充分考虑进去, 而且传递函数算法对非线性性状计算有着良好的基础, 这样可以更加合理的计算出桩顶荷载沉降的准确数据。弹性理论法在计算桩侧某点土位移数据时, 计算所得出的桩侧土位移数据可靠性与准确性得不到保障, 所以可以基于压缩模量构建出计算地基沉降量的“侧限压缩层”模型, 其主要要求是将桩基所处位置的不排水变形量转化为压缩模量, 这样通过计算可以有效模拟出桩在长期荷载下的性状。弹性理论法结合镜像法可以充分考虑持力层对桩土位移产生的消减作用, 这样在计算中可以充分考虑端承型桩在使用中所产生的非线性位移, 经过计算所求取的单桩荷载沉降数据可靠性与准确性得到有效保障, 同时也可以减少静载荷试验因抽样率低导致的极限状况不准确现象发生。
2. 理论模型简介
2.1 桩计算模型设计
单桩计算模型在设计过程中要讲桩假设为一维线弹性直杆, 然后按照桩侧阻力线性分布与土的分层厚度将桩化为多个单元, 同时按照沿桩轴土厚度将单桩所承受的平均摩擦力化为多个单元, 将沿桩轴分层土中点部分处设为一维线弹性直杆的单元节点, 则节点位移沿轴向线性变化受单元节点与桩身长度影响, 所以桩与土界面相对滑移为桩身质点位移与节点处位移的差值。如果在计算过程中桩顶与桩端处之间的土层厚度相对较小, 可以认定桩顶荷载直接作用到初始单元节点上, 同时也可以认定桩端阻力直接作用到上一个单元节点上, 然后根据桩身质点位移与节点处位移的差值计算得出桩土的相对滑移。这种桩计算方法可以有效计算出桩与土界面之间的相对滑移数据, 同时所求取数据在准确性与可靠性上都能得到有效保障。
2.2 地基模型与土位移方程
为了方便地基模型与土位移方程的计算, 本文将桩土界面相对滑移设定为δ, 将沿桩轴分层图厚度设定为ι, 将桩侧某点设定为i, 将桩侧摩擦阻力设定τ, 为将土变形模量设定为E, 将泊松比设定为V, 将土层压缩量设定为ΔS, 然后根据以上设定进行地基模型与土位移方程设计。首先要根据土层压缩量、桩杆单元节点长度运用科学算法计算出结点处土位移数值, 其中土层压缩量是桩端到刚性层顶面中持力层的压缩量, 所以可以通过该层顶面位移与底面位移之间的差值计算出持力层压缩量, 所以根据这一理论特性可以将设定公式为:ΔSi=SiT-Sib (SiT为顶面位移, Sib为底面位移) 。根据上述理论分析、数值拟合分析结合公式可以将桩身结点的桩土位移方程设定为:{δs}=1/2[D][Iz]{τ}, 这种线性变形模型不适用端承型单桩, 其主要原因是坚硬持力层在地基中会对穿越层变形状态与应力产生一定的影响, 可以利用镜像法对桩端持力层使穿越层土位移减少进行充分考虑, 这样才能确保复杂地基中桩基承载机理整个计算过程的准确性, 同时也能有效确保所求取的结果具有较高的可靠性, 所以理论分析法与数值拟合分析法有效结合, 可以更好的计算出桩与土界面之间的相对位移数据。
2.3 函数传递法计算设计
针对桩侧和桩端土对桩产生的作用力计算, 可以根据单元中点与桩端处设置的非线性弹簧进行计算, 桩侧非线性弹簧的摩阻力在计算过程中, 是桩土相对滑移量与单元长度的乘积, 桩端非线性弹簧中的应力可以通过桩端下沉量与形函数阵的乘积算取, 这样可以实现通过函数传递法计算出桩侧和桩端土对桩所产生的作用力。桩侧和桩端土阻力模型有很多种构建方式, 但本文所阐述的这种相对较为简捷, 同时经过计算所获取的作用力数值可靠性与准确性也能得到保障, 这对复杂地基中桩基承载机理计算有着重要意义, 所以基于广义弹性理论法所求取得结果参数更加可靠, 同时所求取得极限承载力参数与沉降量参数也十分精准。
结束语
基于弹性理论法而成的广义弹性理论法在实际应用中, 完全弥补了弹性理论法与传递函数法在使用中的缺点, 所以基于广义弹性理论法进行复杂地基中桩基承载机理进行计算, 在求出极限承载力的同时也可以计算出可靠的桩顶沉降量, 对指导桩基工程提高设计质量与施工质量有着重要的现实意义。
摘要：复杂地基中桩基承载机理通过科学的计算, 可以确定复杂地基中桩基的单桩承载性能, 从而使复杂地基整体承载性能可以满足现代工程标准要求, 对提高现代工程地基质量与整体工程质量有着重要的作用。复杂地基中桩基承载机理与承载力、沉降有着直接关系, 但目前复杂地基中桩基承载机理计算只能求出极限承载力, 而缺乏对复杂地基中桩基承载机理沉降量的有效计算, 所以基于弹性理论法进行复杂地基中桩基承载机理进行计算, 又可以有效计算出可靠的桩顶沉降量。本文就广义弹性理论法对复杂地基中桩基承载机理计算进行设计, 探讨基于广义弹性理论法的单桩计算思路与方法。
关键词：复杂地基中桩基,承载机理,广义弹性理论法
参考文献
[1]郑俊杰, 袁内镇.多元复合地基的承载力计算及检测方法.岩石力学与工程学报, 2001.
[2]李素华, 周健, 杨位洸.复杂地基中桩基承载机理计算研究.岩石力学与工程学报, 2005.
合理确定地基承载力方法的探讨 篇6
地基承载力是设计建构筑物地基基础不可缺少的力学参数, 它是确定地基方案、基础类型、地基处理和补强处理的主要依据, 还是工程事故分析、整治的关键性参数。因此, 在工程勘察中, 都把地基承载力视为“第一位参数”, 在勘察报告所提众多参数中遥居首位。
1 地基承载力的概念
地基承载力是指地基承担荷载的能力。
在荷载作用下, 地基要产生变形。随着荷载的增大, 地基变形逐渐增大, 初始阶段地基土中应力处在弹性平衡状态, 具有安全承载能力。当荷载增大到地基中开始出现某点或小区域内各点在其某一方向平面上的剪应力达到土的抗剪强度时, 该点或小区域内各点就发生剪切破坏而处在极限平衡状态, 土中应力将发生重分布。这种小范围的剪切破坏区, 称为塑性区。地基小范围的极限平衡状态大都可以恢复到弹性平衡状态, 地基尚能趋于稳定, 仍具有安全的承载能力。但此时地基变形稍大, 必须验算变形的计算值不允许超过允许值。当荷载继续增大, 地基出现较大范围的塑性区时, 将显示地基承载力不足而失去稳定。此时地基达到极限承载力。
2 地基承载力确定的原则
1) 建筑物的沉降, 应控制在允许的沉降和沉降差的范围以内;
2) 地基的强度和稳定性应得到保证;
3) 地基允许出现一定的塑性变形, 具体要求是在基底以下b/4的深度。
3 地基承载力不是常数
3.1 建构筑物
使用或生产工艺的不同, 要求沉降变形严格程度不同, 对地基的要求也不同, 因此, 它不是常数, 而是地基变形、变形差、变形的敏感程度, 以及荷载特点、基础尺寸、类型、埋深等的函数。譬如, 仅就基础形状不同这一项而言, 在其他条件相同的情况下, 地基承载力便有如下差别:圆形>方形>条形>长方形。因此, 所谓地基承载力, 乃是和具体建筑物紧密结合起来的称呼, 否则叫强度, 强度是常数。
3.2 地基条件
应清楚地基主要受力层深度范围内土的种类、组成, 尤其是变形均匀性、有无软弱下卧层、各层土的工程特性, 以及地下水特点和可能产生的工程地质现象。因此, 地基承载力是包罗建筑和地基两大因素而存在的具体工程参数。
4 确定地基承载力的现有方法
1) 原位试验法:
是一种通过现场直接试验确定地基承载力的方法, 其中以载荷试验法为最可靠的基本的原位测试法。
2) 规范表格法:
是根据室内试验指标、现场测试指标或野外鉴别指标, 通过查规范所列表格得到地基承载力的方法。规范不同, 其承载力不会完全相同, 应用时需注意各自的使用条件。
3) 理论公式法:
是根据土的抗剪强度指标计算的理论公式确定地基承载力的方法。此法在有关国标中都有具体公式, 但因为同时有承载力表, 又因计算结果多数比查表法大, 所以用得不多, 甚至形同虚设。
4) 地区经验法:
是一种基于地区的使用经验, 进行类比判断确定地基承载力的方法, 它是一种宏观辅助方法。
5 规范查表法确定地基承载力的问题
5.1 规范表属于经验范畴
规范承载力表, 是在占有一定数量且质量合格的配套试验资料的条件下, 通过回归分析, 建立因果关系密切的自变量与因变量的统计方程, 经排表编制而成。因此, 严格而论, 是属于经验范畴的方法。因而理论上欠严密、科技含量低。于是, 统计的结果误差率高、差值大, 可靠性和置信度低。
5.2 地层千差万别统计法难以包容
我国幅员辽阔, 地理环境和气候条件, 有较强的地域性。同时, 地层、土质、岩性种类多而复杂。有典型土、一般土、过渡型的和特殊性的土。因此, 依赖物性参数便把包含有特点和特性地层的承载力尽显无遗, 不是数理统计方法所能达到和解决的。尤其是边远地区, 能否辐射外延更是缺乏依据。因此, 无论是土的分类也好, 应选用代表土本质的土工参数也好, 要同时达到客观性、代表性和随机性的要求是不可能的。
6 结合现有经验提出如下几点构想
1) 积极推荐用公式法计算地基承载力, 并统管各区。
2) 大力提倡和推广建立地区性规范和地基承载力计算公式, 不主张在国标中规定全国的各区各地层的地基承载力, 仅提出规定原则。
3) 对次一级或丁类建筑物, 可建立地区性经验承载力表, 但少用或不用物性指标, 代之以原位测试参数。
4) 静力载荷试验应当提高到和它有自身作用相称的位置上。
7 结语
现行用规范承载力表给出地基承载力, 并作为设计的最终依据的做法, 工程上的和专门的对比结果上, 无不充分显示有悖于技术先进、经济合理的基本原则, 改革势在必行。其中, 统计样本的代表, 尤其我国地广, 土质性能千差万别, 在这种特定的条件下, 把统计方法用在这上面, 其结果必然是粗放、精度低。选择能用来计算地基承载力的理论公式, 是最佳的解决方法。重申载荷试验的作用, 采取严格的标准把这种方法摆到应有的位置上来。编制更多的地区性规范, 建立地区性确定地基承载力的方法。现有地区性规范经实践证明了的, 应进行大力推广。
参考文献
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软土地区浅层地基土承载力探析 篇7
天津地处华北平原,属冲积、海积低平原,是典型的软土地区。浅层地基土一般指埋深30 m以上的地基土层,准确的认识浅层地基土的工程性质对工程建设至关重要,特别是浅层地基土承载力的确定是每一个工程建设项目勘察和设计中必不可少的环节。地基土承载力受很多因素的影响,主要有地基土的成因及其沉积年代;地下水位的影响;上部建筑物的结构形式及其荷载作用方式。合理的确定浅层地基土承载力,对工程的经济性和安全性都有重要意义。
2 浅层地基土承载力的确定方法
目前浅层地基土承载力的确定方法主要有理论公式计算法、原位测试确定地基承载力、经验方法确定地基承载力。其中原位测试是在不扰动或基本不扰动地基土层的情况下对土体进行测试,从而获得地基土层的物理力学指标的方法,天津地区在应用原位测试方法确定地基承载力方面积累的很多工程经验,具有一定的可靠性。
2.1 载荷板试验法
现场载荷试验是在一定面积的刚性承压板上逐级施加荷载并量测浅层地基土压力与变形之间关系的一种原位测试方法,载荷试验通过绘制P—S曲线,可以反映出承压板1.5倍~2.0倍直径或者宽度范围内浅层地基土强度及其变形特性。根据收集整理的载荷试验资料,并结合前期科研成果,采用回归分析的方法研究由载荷试验确定的地基容许承载力与土体物性指标的关系,具体关系式如下式所示:lgRp=2.085-0.83lge-0.189lg IL。其中,e为孔隙比;IL为液限指数。根据上式,并结合实际资料可以得到一般粘性土地基容许承载力,如表1所示。
k Pa
为方便对比分析,表2列举出了天津市地方标准DB 29-20-2000岩土工程技术规范中关于粘性土承载力基本值的表格。
对比表1与表2可以看出,在承载力小于130 k Pa区域按照回归分析方法计算得到的承载力相比规范取值有一定幅度(约0%~20%)的提高,而在承载力大于140 k Pa的区域按照回归分析方法算得的承载力相比规范取值有大致相同幅度的降低。
k Pa
平板载荷试验方法是一种直接可靠的试验方法,但该方法也存在一些问题应该引起注意:首先,实际工程中存在选点的随机性,不能准确的评价工程施工质量;其次,承压板的刚度问题和基础的尺寸效应问题对测试数据的可靠性以及模拟实际受力状态都会带来较大影响;另外,载荷试验中加荷速率与实际建筑物的施工加荷相比较,载荷试验的加荷对地基土存在一种明显的冲击效应。上述问题必然会导致载荷试验确定的地基土承载力与其实际承载力之间出现偏差。
2.2 标准贯入试验法
标准贯入试验是通过锤击(锤重63.5 kg±0.5 kg,锤落距为76 cm±2 cm)将一定规格的对开式贯入器打入土体中,通过衡量其贯入阻抗,判别土层的变化和土的承载能力的一种原位测试方法。
关于标准贯入试验锤击数与地基承载力的关系,国内很多地区都总结了实用性较强的经验公式或图表,并且得到了较好的效果,其中表3为天津地区砂土承载力基本值与标准贯入试验锤击数关系表,表4为天津地区粉土、粘性土承载力基本值与标准贯入试验锤击数关系表。
标准贯入试验影响因素较多,导致其测试结果离散性较大,并且试验的可重复性差,因此在工程实际中应注意结合当地经验或配合其他手段,以便合理提供设计所需参数。
2.3 静力触探试验法
静力触探试验是采用静压方法将带有探头的触探器以1.2 m/min的速率压入土中,测量得到土体对探头的贯入阻力值Ps,从而建立贯入阻力与土体强度和承载能力的相关关系,按照实测贯入阻力确定地基承载力。
静力触探试验指标需要依靠大量数据和经验的积累,并且各个地区土层的受力状态复杂,工程性质各异,本文针对静力触探试验的这一特点,分析大量软土地区静力触探数据与地基承载力关系,得出经验公式如表5所示。
3 结合工程实例探讨浅层地基土承载力的确定
通过以上论述,表明3种原位测试方法确定地基承载力都有一定的适用性和局限性,本节通过结合天津地区工程实例,比较分析评价确定天津地区浅层地基土承载力的主要方法及其特点。
3.1 实际工程的选择
本文选择天津盛唐总部经济研发基地岩土工程勘察原位测试资料(200组)、军粮城示范小城镇一期农民还迁住宅建设项目岩土工程勘察原位测试资料(100组)、纪庄水厂迁建配套管网工程岩土工程勘察原位测试资料(150组)进行分析统计。
3.2 试验数据分析和讨论
为对比和验证上述场地岩土工程勘察过程中所提供地基承载力值的准确性和适宜性,本文对以上选取的典型工程勘察报告中浅层地基土承载力值、标准贯入试验锤击数、静力触探试验锥尖阻力和侧壁阻力值指标进行统计,并得出利用上述原位测试方法确定的地基承载力值,如表6所示。
k Pa
从表6中可以看出,利用标贯法确定的地基承载力和利用触探法确定的地基承载力与岩土工程勘察报告中提供的地基承载力相比均偏高,其中对于粉土层利用标贯法确定的地基承载力值明显偏高,而对于一般粘性土则相差不大。
4 结语
本文对几种常用的地基土承载力确定方法的准确性和存在的问题进行了探讨,主要得出以下结论和收获:1)简要总结了确定浅层地基土承载力的3种原位测试方法,列举了一些相关的经验公式,并简要分析了各种方法的优势和局限性。2)通过对比表明,勘察报告中提供的地基承载力值偏于保守,标贯法对于确定浅层(15.0 m以上)地基土地基承载力有较高的可信度,触探法对于确定地基土(除粉土外)地基承载力有较高的可信度。这对于岩土工程勘察报告中提供地基承载力具有一定的借鉴意义。3)使用多种手段综合确定地基承载力的评价方法可以更好地发挥地基潜力,多种手段优势互补,使得承载力评价更加符合本地区情况,也可以取得良好的经济效益和社会效益。
参考文献
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[5]吴秋炎,韩富恒.用双桥静探指标划分土层,确定土类及Es的研究报告[R].天津:天津市勘察院,1986.[5]吴秋炎,韩富恒.用双桥静探指标划分土层,确定土类及Es的研究报告[R].天津:天津市勘察院,1986.
[6]吴全山,田桂英.用静力触探确定地基承载力的概率统计方法[J].河北农业大学学报,1998,21(3):89-93.[6]吴全山,田桂英.用静力触探确定地基承载力的概率统计方法[J].河北农业大学学报,1998,21(3):89-93.
[7]潘永家.连云港市地基土指标与静力触探指标相关关系[J].水文地质与工程地质,1998(2):25.[7]潘永家.连云港市地基土指标与静力触探指标相关关系[J].水文地质与工程地质,1998(2):25.
CFG桩复合地基承载力分析 篇8
CFG桩是水泥粉煤灰碎石桩的缩写, 即是由石屑、碎石、砂、粉煤灰、水泥等建筑材料加水拌和, 起初采用振动沉管成孔, 目前较常采用长螺旋工艺成孔, 桩身强度一般在C15~C30之间的可变强度桩。由于其具有施工速度快、质量容易控制、工期较短、环境影响较小、成本较低廉等优点, 目前在我国, CFG桩被大量的应用于多层、高层, 甚至超高层建筑的复合地基处理中。当前已经成为应用普遍、技术成熟、经济效益和社会效益较高的一种地基处理施工工艺。
复合地基与单纯的桩基不同, 它是在现有土体中, 通过各种工艺植入刚性、半刚性或柔性增强体, 与有待处理土体相比, 增强体一般具有较高的强度, 同时增强体自身可与桩周围土体发生化学变化, 起到置换、固结作用, 增强桩周围土体的承载力, 此外, 个别挤密或半挤密的复合地基施工工艺, 在增强体施工的同时, 能起到对桩间土挤密的效果, 变相提高了桩间土的强度。
CFG桩属于典型的复合地基, 通过水泥、粉煤灰、水等胶结材料, 将石屑、碎石和砂等骨粒材料胶结成为拌合体, 在尚未凝固之前浇灌至成孔中, 拌合体在自身凝固强度提高的同时, 胶结材料也与周围土体发生作用, 增强周围土体的强度, 待桩身强度达到设计要求时, 在土中形成竖向增强体。CFG桩属于复合地基, 桩体与桩间土共同承担上部荷载, 由于建筑产生沉降, 桩体和桩间土体的变形模量不同, 设置褥垫层是非常必要的, 设置褥垫层可以调整基底应力分布, 充分发挥桩间土的承载力作用, 减轻桩体负担, 一定意义上讲节约了造价。
CFG桩桩径从400 mm~600 mm不等, 桩长也从几米至20多米不等, 由于其是半刚性桩, 桩体压缩变形相对于刚性桩一般较大, 可以使桩长全范围内发挥侧摩阻力, 能较高的提高复合地基承载力值, 据有关资料统计, CFG桩桩体一般能承担总荷载的40%~75%, 这是一般柔性桩或半刚性桩难以达到的。
1 CFG桩复合地基承载力
1.1 CFG复合地基承载力的计算
CFG桩复合地基承载力特征值按照规范要求应当采用复合地基静载荷试验确定。新版的《建筑地基处理技术规范》 (2012版) 第7.1.5条规定CFG桩复合地基承载力设计时, 可以采用式 (1) 进行计算:
与2002版《建筑地基处理技术规范》相比较, 式 (1) 增加了单桩承载力发挥系数λ, 规范要求其取值按相关地区经验, 同时规范也给出在无相关地区经验时的取值范围, 一般取0.8~0.9, 这与2002版规范相比, 明显是降低了CFG桩单桩承载力的特征值, 在m和Ap不变的条件下, 相对于新版的2012规范将CFG桩单桩竖向承载力特征值降低为原2002版规范的80%~90%, 从设计的角度来讲更偏于保守;同时新版规范将桩间土承载力折减系数β改为桩间土承载力发挥系数, 原2002版规范提供的取值范围为0.75~0.95, 新版2012规范提供的取值范围为0.9~1.0, 相比较而言是提高了桩间土分担复合地基荷载的比例。整个公式整体上的思路是降低了CFG桩单桩承载力特征值而提高了桩间土的承载力发挥。
可见通过多年CFG桩的工程实际应用, 技术已经达到成熟, 新版规范提供的设计思路是增强对桩间土的利用, 而降低对单桩承载力的要求。同时这也反映出近年来在CFG桩使用过程中发现的问题, 例如桩身强度在有些工程项目中成为制约复合地基的一个主要因素, 有的工程项目将单桩承载力特征值设计的很高, 实际受力过程中, 未必能够达到。再如在CFG桩身施工过程中, 难免在个别施工中发生缩颈、夹泥、离析等现象, 在桩头剔凿过程中, 难免对下部桩身产生破坏, 单桩承载力特征值不一定能完全按照设计计算发挥出来, 故新版的规范引入了桩体单桩承载力发挥系数λ<1。
1.2 CFG单桩承载力的计算
新版2012规范, 复合地基承载力计算公式中Ra, 即单桩承载力仍沿用旧版规范公式, 如式 (2) 所示:
与2002版《建筑地基处理技术规范》相比较, 式 (2) 增加了端阻力发挥系数αp, 但同时建议在无地区经验时可按1.0取值, 这相当于同旧版2002规范没有区别。
1.3 新版规范的改进
新的2012规范在CFG桩复合地基承载力计算公式的改进, 主要是增加了多个地区经验性系数, 例如λ, β, αp, 这既考虑到在全国范围内应用CFG桩, 又考虑了地区与地区的差异性, 可以说同2002旧版规范相比较, 计算公式更加成熟, 更加先进。同时新公式对小于1的λ的引入和β取值范围的提高, 说明我们以前的CFG桩设计更偏重于依靠单桩承载力来提高复合地基承载力, 而忽略了充分发挥桩间土的作用, 桩间土作为必不可少的一部分, 其发挥程度越高, 则需要的单桩承载力就越低, 经济效益更加明显。桩端承载力发挥系数αp的引入, 虽然建议计算时取值为1.0, 但它的引入为今后研究桩端承载力发挥和地区经验的积累提供了一个载体, 相信在将来更新版的规范中, 将对其做出更加具体的规定。
2 工程实例
2.1 工程概况
某工程项目位于岸边一级阶地, 现场主要是以粉土和砂土为主:
第①层粉土层厚5.20 m~11.90 m, 平均厚度8.45 m, 侧摩阻力特征值为24 k Pa, 天然地基承载力特征值为150 k Pa。
第②层粉土层厚2.50 m~6.60 m, 平均厚度3.90 m, 侧摩阻力特征值为30 k Pa, 端阻力特征值为400 k Pa。
第③层中砂层, 层厚2.90 m~9.30 m, 侧摩阻力特征值为32 k Pa, 端阻力特征值为500 k Pa。
本工程地基处理采用CFG桩复合地基, 桩径400 mm, 桩长12.0 m, 桩距1.2 m, 正方形布置, 要求CFG桩复合地基承载力特征值达到370 k Pa, CFG桩单桩承载力特征值达到380 k N。
2.2 试验情况
考虑到本工程的特点结合新版的《建筑积极处理技术规范》, 本工程CFG桩施工完成后, 共进行了10组复合地基承载力检测, 20根单桩承载力检测, 检测均按照相关要求采用慢速维持荷载法, 检测结果见表1, 表2。
根据上述表1试验结果, 20根试验桩的单桩竖向抗压极限承载力平均值为832 k N, 极差为90 k N, 取平均值832 k N为试验桩的单桩竖向抗压极限承载力统计值。相应的承载力特征值为416 k N。
根据上述表2试验结果, 10组单桩复合地基承载力特征值的平均值为415 k Pa, 极差为0 k Pa, 取415 k Pa为本工程CFG桩复合地基承载力特征值。
2.3 结论
依据试验结果, 本工程CFG桩复合地基承载力和CFG桩单桩承载力均达到设计要求。由于将来CFG桩实际受力情况为复合地基受力, 故以其复合地基承载力特征值作为主要依据。
依据2002旧版规范计算, 先不考虑侧阻力和端阻力数值, 将由CFG桩复合地基静载荷试验确定的承载力特征值415 k Pa代入式 (1) , 其中λ取折中0.85, β取折中0.95, 反算出理论计算的CFG单桩承载力特征值为483 k N。
根据其侧阻力和端阻力, 以及桩顶标高、桩径、桩长, 根据规范式 (2) 计算出, CFG桩单桩承载力特征值约为464 k N。
本工程实际进行的20组CFG桩单桩静载荷试验所得的单桩承载力特征值为416 k N。
根据上述结果可知, 根据CFG桩复合地基承载力试验结果所推算出来的CFG桩单桩承载力特征值最大, 根据桩体侧阻力和端阻力数值计算出的CFG桩单桩承载力特征值居中, 现场的CFG单桩静载荷试验所得出的单桩承载力最小, 当然, 由于前2个数值均属于计算值, 我们肯定要以现场试验数据为准。
现场CFG单桩静载荷试验数据为416 k N, 小于旧版规范, 根据CFG桩复合地基承载力结果反算的483 k N和464 k N这一点来看, 这正是新版规范引入单桩承载力发挥系数λ的原因, 也就是说CFG桩单桩的承载力并不能在复合地基中完全地发挥出来, 存在一定的折减, 折减系数就是新规范中的这个单桩承载力发挥系数λ。
通过理论计算CFG桩单桩承载力特征值一个为483 k N, 一个为464 k N, 分别用现场实际静载荷试验结果416 k N去比, 得出的比值分别为0.859~0.894, 这正好又处于规范给定的无地区经验时λ的取值, 即0.8~0.9之间, 本工程实际情况与规范非常符合, 这进一步说明新版规范引入λ的必要性和其取值范围的严谨性。
3 结语
1) CFG桩作为复合地基应用越来越广泛, 其技术和工艺越来越趋于成熟和完善, 其理论计算公式正逐步趋于完善。
2) 新版规范对CFG桩复合地基承载力计算公式中引入单桩承载力发挥系数λ是非常必要的, 是在积累大量CFG桩复合地基承载力应用工程的基础上科学的提出的, 其取值范围也是在大量工程实践经验的基础上得出的, 范围很严谨。
3) 新版规范对CFG桩复合地基承载力的计算公式各经验系数的引入, 增加了不同地区使用的灵活性。从计算公式调整可以看出, 新的计算方法将更多地考虑桩间土的作用而适当减低对单桩承载力的要求, 从经济效益上讲是非常合理的。
4) 新版规范在式 (2) 中引入端阻力发挥系数αp, 虽然规定其计算时仍按1.0取值, 但是该系数的引入, 对今后规范的调整方向做出了指导, 同时也为我们在今后CFG桩复合地基工程经验积累方面提供了方向。
摘要：简要的介绍了CFG桩的受力性能, 对新版2012《建筑地基处理技术规范》中关于CFG桩复合地基承载力计算公式的修改进行简要的分析, 并通过某工程试验数据, 对其修改的必要性和严谨性进行了验证, 对今后CFG桩复合地基承载力研究有一定意义。
关键词：CFG桩,复合地基承载力,单桩承载力
参考文献
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降水对地基土承载力的影响浅析 篇9
当基坑开挖到地下水位以下时,为施工方便,往往采用基坑降水的方式施工,即基坑内水位排至与基底一致(此时基坑内所要排的水主要来源于由基坑底部向上的涌入地下水),这样场区地下水位与基坑内水位形成水头差,同时地下水对基坑底部产生向上的压力;随着基坑的不断加深,水头差也不断加大,地下水对基坑底部产生向上的水压力也不断加大。地基土在地下水的作用下随水流方向产生位移,较细颗粒甚至随基坑的排水过程排出地表,这样使原卵石之间的充填物减少,地基土原颗粒级配发生变化,密实度降低,从而导致地基土承载力下降。基坑开挖的越深,地下水在基坑底部的水头差也越大,地下水对基坑底部向上的压力也越大,地下水由基底向基坑内流动的流速也增大,伴随而来的地下水对地基土产生的扰动也加剧,地基土层中细颗粒物被排出及产生位移的量也越大,因而基坑底部地基土承载力下降的幅度也增大,影响厚度也增加。此外,由于基坑的开挖,地基土产生卸荷回弹,土颗粒之间的间距加大,地基土更易扰动,地下水在排出的同时更易对地基土产生人为潜蚀。
2 基坑排水对基底地基土承载力影响深度的分析
由以上分析,引起地基土承载力下降的主要原因是地下水对地基土的潜蚀作用。按地下水动力学观点,在厚度较大的含水层中采用不完整潜水井抽取地下水时,其补给来源并非所有含水层,仅为含水层有效带内的地下水。有效带厚度可按下列公式进行计算:
当Sw/(Sw+L)=0.2时Ha=1.3(Sw+L)
当Sw/(Sw+L)=0.3时Ha=1.5(Sw+L)
当Sw/(Sw+L)=0.5时Ha=1.7(Sw+L)
当Sw/(Sw+L)=0.8时Ha=1.85(Sw+L)
当Sw/(Sw+L)=1.0时Ha=2.0(Sw+L)
式中,
Ha—有效带的厚度;
Sw—井中水位与稳定水位之差,即井内的水位降深;
L—抽水井所设置过滤器长度。
以笔者参与施工的一个2.5m深的基坑为例,根据基坑开挖的施工特点,开挖的基坑可看作一个没设过滤器的不完整的潜水井。基坑内的水主要来源于含水层有效带,其补给途径主要为地下水通过基底向上排入基坑。
因此,基坑所排地下水有效带的厚度:Ha=2.0Sw
(因没设过滤器L=1.0Sw/(Sw+L)=1)
当基坑开挖完成后
Sw=2.5m(坑底地下水位标高由26.5m降到24.0m)
有效带厚度:
Ha=2.0Sw=2.0×2.5=5.0m
基底以下有效带厚度:
H=Ha-Sw=5.0-2.5=2.5m
(与地基检验基底地基土承载力下降厚度一致)
故在强透水层中采取基坑排水的方式施工,使地基土承载力降低,其影响范围随着基坑的不断挖深而增加,并与基坑内的地下水位降深一致。
即H=Ha-Sw=2.0Sw-Sw=Sw
基坑开挖前后,地基土承载力标准值在基坑底部以下2.5m范围内变化较大,越接近基坑底部地基土承载力下降的幅度越大,而基坑底部2.5m以下地基土承载力标准值基本没有变化。
3 基坑排水使地基土承载力下降的幅度探讨
由上述分析可知:基坑排水使地基土承载力降低的主要原因是地下水动力条件的改变,即地下水流向与流速的变化是使地基土承载力降低的主要外力源泉。地下水流速的大小(或地下水对地基土产生向上作用力的大小)是影响地基土承载力下降幅度的主要因素。地下水流速越大的地带,地基土层中的细颗粒物越易被地下水带走或产生位移,这样,地基土结构破坏程度越大,其密实度下降越多,地基土承载力降低的幅度越大。因而不难看出:地基土承载力降低幅度与地下水流速变化的大小成正比。
根据地下水动力学的观点,在有效带内地下水向基坑的流向呈辐射状向上流入基坑。
由上图可以看出:基底地下水向基坑内流动的过水断面呈喇叭形,即基底过水断面随着深度的增加而增大,基坑排水时地下水的流速与过水断面呈反比,即过水面积大的地带地下水流速小,地基土承载力下降的幅度就小;同样,过水面积小的地带地下水流速大,地基土承载力下降的幅度就大。很明显,基坑底面过水面积最小,则地下水在此处的流速最大,故而,基底地基土承载力下降的幅度也最大。由此可以说明,基底地基土随着深度的增加,地基土承载力下降的幅度变小,直至地下水有效带底部。基底下地基土层随着深度的逐渐加大,其承载力下降的幅度逐渐变小,靠近基底地基土承载力下降的幅度最大。
结语
由上述分析可知,在强透水层中采取基坑排水的方式施工,由于地下水动力条件的改变,将使地基土承载力降低,其影响范围与基坑内的地下水位降深一致,即H=Sw;地基土承载力降低的幅度随基底深度的加大而变小,直至地下水有效带底部。基坑开挖完成后如发现基坑下地基土承载力与勘探时的地基承载力相差较大,不能达到基础设计所选用的承载力值,必须进行设计变更。
摘要：随着人们对地下空间的需求不断增大,地下停车场、地下商业街大量的兴建,由于地下水带来的环境地质问题及岩土工程问题也逐渐增多。如因地下水位降低产生的地表沉降、塌陷;因地下水处理不当,导致地基承载力下降等等。现对在强透水层中采用基坑降水造成地基土承载力下降等问题进行一下探讨。
