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[摘要]通过现场复合地基静载荷试验和桩土应力比的测试,研究了水泥土复合地基桩距拉大以后的承载性状和桩土应力比。试验结果表明:复合地基在桩间距离拉大以后,其承载力可以满足要求,并形成“加筋垫层”,有效扩散应力,使沉降变形减小;桩土应力分布合理,使桩和土体各部分的承载潜能均可以得到较好地发挥。根据以上复合地基的承载变形机理提出了加固区沉降采用复合模量法和下卧层采用应力扩散法的组合计算方法。
1工程概况
本工程背景是江苏省某小区的软土地基处理,上部为6栋多层商品房。采用深层搅拌桩加固软土,水泥搅拌桩的桩径为d=700mm,桩长为L=12000mm,水泥掺合比为18%,置换率为14·5%,桩距为1.8m和1.85m两种,正方形布置。常规搅拌桩复合地基的桩距s≤2d(d为桩径),此复合地基的桩距S=(2.57~2.64)d(d为桩径),属于桩距比较大的情况,而且在本地区采用此地基处理方法的工程很少,缺少足够的实测资料和工程设计经验,设计院、建设单位对此种方法的应用也是比较慎重,为此有必要进行地基处理效果的测试,以便能够了解复合地基在荷载作用下其承载力、沉降变形、桩与土的应力分布特征和桩土应力比。根据工程实际情况,选取四处水泥搅拌桩复合地基进行基底压力测试,其中两处为双桩荷载板BC2和BB2,两处为单桩荷载板BC4和BB4,在四处荷载板底下均埋有17个压力盒。
本工程的地质条件参数见表1。
表1江苏省某小区地基土性能指标
注:该场地地下水属地表潜水,其水位受雨水影响较大
图1 双桩BC2荷载板底压力盒布置图（mm）图2 双桩BB2荷载板底压力盒布置图（mm）
本工程复合地基加固后的设计承载力对A、B1、C1、C2栋楼为130kPa,D栋楼为110kPa;单桩承载力为250kPa。试验选择了14个试验点进行了静荷载测试,试验总数为17根桩,其中A栋楼做了2组单桩复合地基、2根单桩试验,B1、C1、C楼做了单桩复合地基和双桩复合地基各1组,B、D栋楼各试验了2组单桩复合地基,试验桩的位置和数量由建设、设计部门确定。在以上静荷载试验桩中同时进行2根单桩复合地基BC4、BB和2根双桩复合地基BB2、BC2的桩土应力测试。载荷板底土压力盒布置如图1、2、3所示。
图3 双桩BB4、BC4荷载板底压力盒布置图（mm）
2试验结果
现场静载试验实测数据整理如表2。
表2水泥搅拌桩复合地基与单桩荷载试验结果
由试验结果可以看出,复合地基在各级荷载作用下承载力能够满足工程设计要求,这主要是由于桩距拉大以后,复合地基的桩间应力互不干扰,桩侧摩阻力能够得到充分的发挥;另外，桩长L=12m,在“临界桩长”范围内,有利于桩侧摩阻力较好地发挥。原来设计的桩径取为600mm,修改后为700mm,桩的侧面积由22.6m2增加到26.4m2,提高了侧摩阻力,形成较坚实的加筋复合垫层,故承载力能得到较好地发挥。
表3桩土应力比及桩体与桩间土荷载平均值
表3为桩土应力比及桩体与桩间土荷载平均值。由表3可以看出复合地基的桩土应力比在各级荷载时有较大的离散性。这主要是由于试验的荷载板下的水泥土桩的龄期都不相同,荷载板BC2和BC4下的桩龄期仅有28d，荷载板BB2下桩的龄期已经达到40d,而荷载板BB4下的桩才刚达到28d龄期,并且荷载板偏心受荷也会有影响。但是整个加荷期间的平均桩土应力比n=8.76，整个卸荷期间的平均桩土应力比n=9.57，它们都是很好的分布值。说明水泥上搅拌桩体成桩质量较好,卸荷回弹的弹性变形量较大,其桩土应力比才更大,故在卸荷后水泥土桩体可以多分担上部结构荷载。由此可以看出当复合地基的桩距拉大以后,桩土应力比的分布较为合理,使桩和土体各部分的承载潜能均可以得到较好地发挥。
从现场荷载试验沉降结果可以看出,当搅拌桩复合地基的桩距拉大以后,复合地基的沉降要小很多。对于桩距拉大以后的复合地基,其设计时以搅拌桩的“有效桩长”作为控制加固区深度及桩长的主要依据,此时桩体应力相互影响叠加现象不明显,桩侧摩阻力能得到较好地发挥。使复合地基在加固区范围内形成一个较厚的“加筋垫层”,导致上部结构荷载在地基中产生的附加应力随深度衰减很快,形成了上硬下软的双层地基,从而可以有效减小复合地基的沉降。
3复合地基的沉降计算
根据本工程对大桩距复合地基的实测资料分析可以知道，大桩距复合地基在上部荷载的作用之下，沉降很小，待主体竣工和装修结束以后，沉降仅为20mm，说明大桩距复合地基加固层自身的沉降得到减小，并使向下传递的附加应力扩散较大，才导致了沉降大大减小。
由其沉降特点将大桩距复合地基近似看作一个双层地基，复合地基的加固区类似于地基下卧层顶面上的硬表层一“加筋垫层”。当上部荷载作用时，在复合地基的加固区范围内会形成一个上硬下软的双层地基，并将发生显著的应力扩散现象，从而导致沉降大大减小。
因此，在计算大桩距复合地基沉降变形时可以采用类似双层地基的计算模式，其沉降变形分为二部分，上部加固区的沉降变形为s1，加固区下部的下卧层沉降变形为s2。沉降计算时采用两部分沉降量的叠加，即s=s1+s2。
为了简化计算，采用弹性变形理论利用复合模量法进行加固区的沉降计算。具体计算公式如下：
式中,－作用与大桩距复合地基表面的荷载，kPa；
－大桩距复合地基加固区与下卧层交界处的附加应力，kPa；
－加固区桩体长度，m；
－大桩距复合地基加固区的复合模量，MPa。
对于大桩距复合地基下卧层的沉降计算则采用应力扩散法，当按双层地基理论计算出下卧层顶面上的附加应力后，即按分层总和法公式进行计算：
式中,－根据第分层的自重应力平均值从土的压缩曲线上得到的相应的孔隙比；
、－分别为第分层土层底面处和顶面处的自重应力；
－根据第分层自重应力平均值与附加应力平均值 之和，从土的压缩曲线上得到的相应的孔隙比；
、－分别为第分层土层底面和顶面处的附加应力；
－第分层土的厚度；
－第分层土的压缩系数；
－第分层土的压缩模量。
以上计算方法中对复合地基加固区采用复合模量法计算；对下卧层沉降则采用应力扩散法。
本工程计算复合地基沉降变形时对桩体泊松比统一采用,线弹性土体模型的压缩模量取值为=3Mpa,土体泊松比为0.3,桩侧摩阻力根据工程勘测报告取为qs=18kPa,复合地基沉降计算结果如表4。
表4复合地基沉降计算结果
计算沉降的方法 加固区复合模量法 下卧层应力扩散法 加固区与下卧层沉降之和
沉降(mm) 30.2 29.63 59.83
由于复合地基上层加固区的变形使桩身和土体协调变形，共同承担上部荷载的，因此，其变形是桩与土体相互作用后的共同变形。对加固区采用复合模量法从理论上讲是合理的的。
复合地基下卧层应力扩散法比较符合复合地基受力变形时的工作性状，反映了复合地基中的应力扩散作用，因而，其计算结果较为合理。因此，对大桩距复合地基采用复合模量法计算加固区沉降和采用应力扩散法计算下卧层沉降是较为合理的，与实测结果误差较小。
4结论
（1）通过复合地基静荷载试验及土压力测试结果表明当复合地基中搅拌桩间距拉大后，复合地基形成了“加筋垫层”与刚性基础形成的复合刚度体系可以有效的扩散应力,从而减少沉降。
（2）桩土应力测试结果表明其桩土应力比分布范围是8～10之间。
（3）对复合地基的加固区采用复合模量法及下卧层采用应力扩散法计算其总沉降量比较符合复合地基受力变形時的工作性状，反映了复合地基中的应力扩散作用，因而，其计算结果较为合理。
注：文章内所有公式及图表请用PDF形式查看。
1工程概况
本工程背景是江苏省某小区的软土地基处理,上部为6栋多层商品房。采用深层搅拌桩加固软土,水泥搅拌桩的桩径为d=700mm,桩长为L=12000mm,水泥掺合比为18%,置换率为14·5%,桩距为1.8m和1.85m两种,正方形布置。常规搅拌桩复合地基的桩距s≤2d(d为桩径),此复合地基的桩距S=(2.57~2.64)d(d为桩径),属于桩距比较大的情况,而且在本地区采用此地基处理方法的工程很少,缺少足够的实测资料和工程设计经验,设计院、建设单位对此种方法的应用也是比较慎重,为此有必要进行地基处理效果的测试,以便能够了解复合地基在荷载作用下其承载力、沉降变形、桩与土的应力分布特征和桩土应力比。根据工程实际情况,选取四处水泥搅拌桩复合地基进行基底压力测试,其中两处为双桩荷载板BC2和BB2,两处为单桩荷载板BC4和BB4,在四处荷载板底下均埋有17个压力盒。
本工程的地质条件参数见表1。
表1江苏省某小区地基土性能指标
注:该场地地下水属地表潜水,其水位受雨水影响较大
图1 双桩BC2荷载板底压力盒布置图（mm）图2 双桩BB2荷载板底压力盒布置图（mm）
本工程复合地基加固后的设计承载力对A、B1、C1、C2栋楼为130kPa,D栋楼为110kPa;单桩承载力为250kPa。试验选择了14个试验点进行了静荷载测试,试验总数为17根桩,其中A栋楼做了2组单桩复合地基、2根单桩试验,B1、C1、C楼做了单桩复合地基和双桩复合地基各1组,B、D栋楼各试验了2组单桩复合地基,试验桩的位置和数量由建设、设计部门确定。在以上静荷载试验桩中同时进行2根单桩复合地基BC4、BB和2根双桩复合地基BB2、BC2的桩土应力测试。载荷板底土压力盒布置如图1、2、3所示。
图3 双桩BB4、BC4荷载板底压力盒布置图（mm）
2试验结果
现场静载试验实测数据整理如表2。
表2水泥搅拌桩复合地基与单桩荷载试验结果
由试验结果可以看出,复合地基在各级荷载作用下承载力能够满足工程设计要求,这主要是由于桩距拉大以后,复合地基的桩间应力互不干扰,桩侧摩阻力能够得到充分的发挥;另外，桩长L=12m,在“临界桩长”范围内,有利于桩侧摩阻力较好地发挥。原来设计的桩径取为600mm,修改后为700mm,桩的侧面积由22.6m2增加到26.4m2,提高了侧摩阻力,形成较坚实的加筋复合垫层,故承载力能得到较好地发挥。
表3桩土应力比及桩体与桩间土荷载平均值
表3为桩土应力比及桩体与桩间土荷载平均值。由表3可以看出复合地基的桩土应力比在各级荷载时有较大的离散性。这主要是由于试验的荷载板下的水泥土桩的龄期都不相同,荷载板BC2和BC4下的桩龄期仅有28d，荷载板BB2下桩的龄期已经达到40d,而荷载板BB4下的桩才刚达到28d龄期,并且荷载板偏心受荷也会有影响。但是整个加荷期间的平均桩土应力比n=8.76，整个卸荷期间的平均桩土应力比n=9.57，它们都是很好的分布值。说明水泥上搅拌桩体成桩质量较好,卸荷回弹的弹性变形量较大,其桩土应力比才更大,故在卸荷后水泥土桩体可以多分担上部结构荷载。由此可以看出当复合地基的桩距拉大以后,桩土应力比的分布较为合理,使桩和土体各部分的承载潜能均可以得到较好地发挥。
从现场荷载试验沉降结果可以看出,当搅拌桩复合地基的桩距拉大以后,复合地基的沉降要小很多。对于桩距拉大以后的复合地基,其设计时以搅拌桩的“有效桩长”作为控制加固区深度及桩长的主要依据,此时桩体应力相互影响叠加现象不明显,桩侧摩阻力能得到较好地发挥。使复合地基在加固区范围内形成一个较厚的“加筋垫层”,导致上部结构荷载在地基中产生的附加应力随深度衰减很快,形成了上硬下软的双层地基,从而可以有效减小复合地基的沉降。
3复合地基的沉降计算
根据本工程对大桩距复合地基的实测资料分析可以知道，大桩距复合地基在上部荷载的作用之下，沉降很小，待主体竣工和装修结束以后，沉降仅为20mm，说明大桩距复合地基加固层自身的沉降得到减小，并使向下传递的附加应力扩散较大，才导致了沉降大大减小。
由其沉降特点将大桩距复合地基近似看作一个双层地基，复合地基的加固区类似于地基下卧层顶面上的硬表层一“加筋垫层”。当上部荷载作用时，在复合地基的加固区范围内会形成一个上硬下软的双层地基，并将发生显著的应力扩散现象，从而导致沉降大大减小。
因此，在计算大桩距复合地基沉降变形时可以采用类似双层地基的计算模式，其沉降变形分为二部分，上部加固区的沉降变形为s1，加固区下部的下卧层沉降变形为s2。沉降计算时采用两部分沉降量的叠加，即s=s1+s2。
为了简化计算，采用弹性变形理论利用复合模量法进行加固区的沉降计算。具体计算公式如下：
式中,－作用与大桩距复合地基表面的荷载，kPa；
－大桩距复合地基加固区与下卧层交界处的附加应力，kPa；
－加固区桩体长度，m；
－大桩距复合地基加固区的复合模量，MPa。
对于大桩距复合地基下卧层的沉降计算则采用应力扩散法，当按双层地基理论计算出下卧层顶面上的附加应力后，即按分层总和法公式进行计算：
式中,－根据第分层的自重应力平均值从土的压缩曲线上得到的相应的孔隙比；
、－分别为第分层土层底面处和顶面处的自重应力；
－根据第分层自重应力平均值与附加应力平均值 之和，从土的压缩曲线上得到的相应的孔隙比；
、－分别为第分层土层底面和顶面处的附加应力；
－第分层土的厚度；
－第分层土的压缩系数；
－第分层土的压缩模量。
以上计算方法中对复合地基加固区采用复合模量法计算；对下卧层沉降则采用应力扩散法。
本工程计算复合地基沉降变形时对桩体泊松比统一采用,线弹性土体模型的压缩模量取值为=3Mpa,土体泊松比为0.3,桩侧摩阻力根据工程勘测报告取为qs=18kPa,复合地基沉降计算结果如表4。
表4复合地基沉降计算结果
计算沉降的方法 加固区复合模量法 下卧层应力扩散法 加固区与下卧层沉降之和
沉降(mm) 30.2 29.63 59.83
由于复合地基上层加固区的变形使桩身和土体协调变形，共同承担上部荷载的，因此，其变形是桩与土体相互作用后的共同变形。对加固区采用复合模量法从理论上讲是合理的的。
复合地基下卧层应力扩散法比较符合复合地基受力变形时的工作性状，反映了复合地基中的应力扩散作用，因而，其计算结果较为合理。因此，对大桩距复合地基采用复合模量法计算加固区沉降和采用应力扩散法计算下卧层沉降是较为合理的，与实测结果误差较小。
4结论
（1）通过复合地基静荷载试验及土压力测试结果表明当复合地基中搅拌桩间距拉大后，复合地基形成了“加筋垫层”与刚性基础形成的复合刚度体系可以有效的扩散应力,从而减少沉降。
（2）桩土应力测试结果表明其桩土应力比分布范围是8～10之间。
（3）对复合地基的加固区采用复合模量法及下卧层采用应力扩散法计算其总沉降量比较符合复合地基受力变形時的工作性状，反映了复合地基中的应力扩散作用，因而，其计算结果较为合理。
注：文章内所有公式及图表请用PDF形式查看。