CN112417550B - 一种碎石桩竖向承载力的简化计算方法 - Google Patents

Abstract

本发明涉及碎石桩复合地基技术领域，为简化碎石桩竖向承载力的计算方法，具体是一种碎石桩竖向承载力的简化计算方法，包括：1、对碎石桩复合地基进行等效转化2、在条形基础的边缘假想一个挡墙，随着上部荷载的施加，挡墙左侧条形基础发生主动破坏而产生一个主动土楔，主动土楔滑动面与水平面的夹角为η_a，作用于墙身的主动土压力为p_a；墙体右侧土体发生被动破坏而产生一个被动土楔，被动土楔滑动面与水平面的夹角为η_p，作用于墙身的被动土压力为p_p；3、当p_a和p_p作用于假想挡墙的水平力满足极限平衡条件时求解碎石桩的极限承载力。采用上述步骤简化了碎石桩竖向承载力的计算方式，考虑了群桩效应的影响，适用范围更广。

Description

一种碎石桩竖向承载力的简化计算方法

技术领域

本发明涉及碎石桩复合地基技术领域，具体是一种碎石桩竖向承载力的简化计算方法。

背景技术

碎石桩是指用振动、冲击、水冲、沉管等方法在软弱地基中成孔后，再在孔内灌入碎石(砂、卵石)等材料形成大直径密实桩体，碎石桩复合地基可显著提高地基土的承载能力，减少地基的沉降量，加速消散振动引起的超静孔隙水压力，有效消除砂土液化的可能性。碎石桩作为地基处理的一种重要手段，近年来，在工程实践中得到了广泛的应用。然而，对于置换了部分原状土的碎石桩而言，其在竖向荷载作用下的承载特性一直是岩土工程领域的难点和热点。碎石桩复合地基表现出明显的竖向不均匀性和其原状土层导致的横向不均匀性，当我们将它作为一个组合整体，它在荷载作用下的应力-应变关系就变得十分复杂。

碎石桩复合地基试验采用的方法有，针对桩体的重型动力触探、超重型动力触探试验，目前还有一些新型的试验方法也在探索中，如高压静力触探试验。针对桩间土体的标准贯入试验、静力触探试验和十字板剪切试验等，一般试验过程中都会结合现场试验和室内试验的结果进行合理的分析，操作步骤繁琐，而且目前对于碎石桩复合地基的测试及试验手段均有一定的局限性。

复合地基有限元法主要包括离散元法和等效方法两类，离散元法是将桩土离散化，然后模拟桩土的相互作用，便于分析其承载特性，然而对于大规模群桩地基，节点和单元的数量多，计算成本高；等效法是将加固区视为桩、土组成的复合材料，根据加固机理建立反映复合地基整体特征的本构关系，节点和单元数量显著降低。总的来说，有限元方法计算结果的精度与输入的桩土相互作用参数有很大关系，这些参数需要通过物理试验测定得到，这在一定程度上制约了有限元分析结果的可靠性。

近年来，碎石桩复合地基计算理论取得了长足的进步。然而，现有承载力计算方法多适用于分析碎石桩的单桩承载力，未考虑群桩效应，这种通过简单叠加得到碎石桩群桩承载力的方法与实际情况存在一定偏差，因此，对于碎石桩复合地基作用机理的认识及计算理论还需要深化和完善。

发明内容

为了克服现有碎石桩复合地基试验方法存在的不足，本发明提供了一种碎石桩竖向承载力的简化计算方法。

本发明解决上述问题所采用的技术方案是：

一种碎石桩竖向承载力的简化计算方法，包括：

步骤1、对碎石桩复合地基进行等效转化：将同一横排或同一竖排的碎石桩转化为一条等效的条形基础；

步骤2、在条形基础的边缘假想一个挡墙，随着上部荷载的施加，挡墙左侧条形基础发生主动破坏而产生一个主动土楔，主动土楔滑动面与水平面的夹角为η_a，作用于墙身的主动土压力为p_a；墙体右侧土体发生被动破坏而产生一个被动土楔，被动土楔滑动面与水平面的夹角为η_p，作用于墙身的被动土压力为p_p；

步骤3、当p_a和p_p作用于假想挡墙的水平力满足极限平衡条件时即可求解碎石桩的极限承载力。

进一步地，所述步骤1中对碎石桩复合地基进行等效转化时，每排条形基础的宽度为：W＝A_S/S，其中：A_S为单根碎石桩的水平横截面面积,S为相邻两个碎石桩之间的中心距。

进一步地，所述步骤2中对η_a的计算方式如下:

其中：

为碎石桩的内摩擦角,δ₁为碎石桩与假想挡墙之间的相互作用摩擦角且

对p_a的计算方式如下：

其中：K_as为主动土压力系数，γ_s为碎石桩的材料重度，q_ult为碎石桩的极限承载力，H为挡墙的有效高度且H＝Wtanη_a；

对η_p的计算方式如下:

其中：

为桩周土的内摩擦角，δ₂为桩周土与挡墙之间的内摩擦角且

对p_p的计算方式如下：

其中：K_pc为被动土压力系数，γ_c为桩周土的加权平均重度，

为桩周土的有效上覆压力，c_c为桩周土的粘聚力。

进一步地，所述

进一步地，若桩周土为分层土，则

取加权平均内摩擦角。

进一步地，所述步骤3中满足极限平衡条件时P_a cosδ₁＝P_p cosδ₂。

本发明相比于现有技术具有的有益效果是：

1、通过将碎石桩的鼓胀变形简化为平面应变问题，按照水平横截面面积相等的原则，把碎石桩转化为等效的条形基础，并根据碎石桩的尺寸参数和桩周土的岩土参数可近似计算碎石桩的极限承载力，规避了原位试验和有限元方法确定碎石桩竖向承载力的局限性。

2、与现有碎石桩承载力计算方法相比，考虑了群桩效应的影响，计算精度满足工程要求且操作简便。

附图说明

图1是本发明实施例的方法流程示意图；

图2是碎石桩转化为等效条形基础的示意图；

图3是碎石桩受力分析示意图；

图4是碎石桩破坏模式示意图；

图5是本发明对比实验中厂区地质剖面图；

图6是本发明对比实验中碎石桩平面布置图；

图7是本发明对比实验中碎石桩纵向剖视图。

具体实施方式

为了使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合附图及实施例，对本发明进行进一步的详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅用以解释本发明，并不用于限定本发明。

碎石桩在上部荷载作用下主要有鼓胀破坏、刺入破坏和剪切破坏三种破坏形式。工程实践表明，由于桩周土提供的侧向约束力有限，不足以支撑散体材料桩成形并承受上部荷载作用，导致桩体侧向位移过大而发生鼓胀破坏，碎石桩的破坏以鼓胀破坏为主，其鼓胀区域一般位于1～3倍桩径深度范围。在具体应用中，除了考虑单根碎石桩的鼓胀破坏外，还需考虑群桩效应，基于此，本申请提出了一种碎石桩竖向承载力的简化计算方法，如图1所示，具体为：

步骤1、对碎石桩复合地基进行等效转化，将同一横排或竖排的碎石桩转化为一条等效的条形基础，如图2所示；

步骤2、在条形基础的边缘假想一挡墙AB，随着上部荷载的施加，挡墙左侧条形基础发生主动破坏，产生一主动土楔ABC，滑动面与水平面夹角为η_a，作用于墙身的主动土压力为p_a；墙体右侧土体发生被动破坏，产生一被动土楔ABD，滑动面与水平面夹角为η_p，作用于墙身的被动土压力为p_p，如图3、图4所示；

步骤3、通过假设p_a和p_p作用于假想挡墙AB的水平力满足极限平衡条件，即可确定作用在条形基础上的力，即碎石桩的极限承载力。

上述方法的原理是，通过将碎石桩的鼓胀变形简化为平面应变问题，按照水平横截面面积相等的原则，把碎石桩转化为等效的条形基础，并根据碎石桩的尺寸参数和桩周土的岩土参数可近似计算碎石桩的极限承载力。需要说明的是同一横排或同一竖排至少包含两个碎石桩，且碎石桩的规格大小相同，当包含多个碎石桩时，碎石桩的间距相同。

具体计算方式为：

所述步骤1中对碎石桩复合地基进行等效转化时，每排条形基础的宽度为：W＝A_S/S，其中：A_S为单根碎石桩的水平横截面积，单位为m²,S为相邻两个碎石桩之间的中心距，单位为m。

所述步骤2中对η_a的计算方式如下:

其中：

为碎石桩的内摩擦角,δ₁为碎石桩与假想挡墙之间的相互作用摩擦角且

对p_a的计算方式如下：

其中：K_as为主动土压力系数，γ_s为碎石桩的材料重度，单位为kN/m³，q_ult为碎石桩的极限承载力，H为挡墙的有效高度，H＝Wtanη_a；

对η_p的计算方式如下:

其中：

为桩周土的内摩擦角，δ₂为桩周土与挡墙之间的内摩擦角且

对p_p的计算方式如下：

其中：K_pc为被动土压力系数，γ_c为桩周土的加权平均重度，单位为kN/m³，

为桩周土的有效上覆压力，单位取kPa，c_c为桩周土的粘聚力，单位取kPa。

所述步骤3中满足极限平衡条件时P_acosδ₁＝P_p cosδ₂，将上述步骤中的公式带入P_acosδ₁＝P_pcosδ₂中，即可对q_ult进行求解。

另外，若没有资料可以查询到K_as或K_pc时，可以使用

进行计算，将他们带入公式P_acosδ₁＝P_pcosδ₂可以解得：

最终得到碎石桩的极限承载力为：

上式可简化为：

其中，

进一步地，若桩周土为分层土，则

取加权平均内摩擦角。

为了对计算结果进行验证，发明人作了对比实验，具体为：

以某位于西昌市区以南26km的安宁河河谷的风电场为例，平面上呈南北向狭长地形，南北长约13km，东西宽约1～3km，总面积约30km²。场址属于安宁河平原地貌，总体地形上具有山间河谷地势特征，地势平坦，无基岩出露，皆为第四系堆积层，厚度较大，场区典型地层分布如图5所示，其中岩土参数如表1。

表1场地内各土层的岩土参数建议值

风电场工程场区地质条件复杂，承载力不满足设计要求，且存在液化可能性。为确保风机安全，选用振冲碎石桩对液化地基及上部软弱地基进行改良加固，采用功率55kW的振冲器成桩，桩体采用含泥量不大于5％、粒径30～100mm、适用指数10～20的级配卵石。碎石桩成桩直径为0.85m，桩长7.9m(预留1.0m桩头，施工完毕挖掉)，1.7m×1.7m正方形布桩，褥垫层厚度300mm，基础外缘扩大2排桩，单台风机基础共布置216根振冲碎石桩，加固设计方案如图6、图7所示。

重型动力触探试验用于评价振冲碎石桩的成桩质量、地基处理效果和判定桩体的承载能力，现场在3-2#、4-7#、6-8#、6-10#、6-11#和7-10#6个风机机位分别选取5根碎石桩进行试验，试验采用自动落锤(63.5kg)装置，触探杆最大偏斜度控制在2％，同时防止锤击偏心、触探杆倾斜及侧向晃动，贯入应连续进行，落锤频率应在15～30击/min，记录每贯入10cm的锤击数作为原始击数，并按下式进行修正：N_63.5＝αN'_63.5，式中：N_63.5为修正后的重型动力触探锤击数；α为修正系数；N'_63.5为实测重型动力触探锤击数。

得到如表2所示数据。

表2重型动力触探试验推定地基承载力特征值(kPa)

根据重型动力触探锤击数，得到各碎石桩承载力结果如表3所示。

表3碎石桩承载力统计结果

采用本发明的方法进行计算，以桩号3-2#碎石桩为例，桩周土的材料参数如表4所示。

表4 3-2#碎石桩桩周土的材料参数表

由表4得到各中间变量如下：c_c为0kPa，

为31.1°，主动土压力系数K_as为0.141，

为50°，被动土压力系数K_pc为14.165，γ_s为25kN/m³，γ_c为17.8kN/m³，

为2.4kPa，W为0.334m，承载力系数N_q＝73.874，N_r＝169.495。带入公式

求得q_ult为680kPa。根据相同的方式对其他碎石桩进行计算。

与前述基于重型动力触探试验结果对比如表5所示。

表5碎石桩极限承载力计算结果与实测结果对比分析

由上表可知，本发明提出的碎石桩承载力计算方法计算得到的极限承载力与实测结果较为接近，平均误差为3.69％。由此可见，采用本申请的方案计算精度满足工程要求。

Claims (3)

1.一种碎石桩竖向承载力的简化计算方法，其特征在于，包括：

步骤1、对碎石桩复合地基进行等效转化：将同一横排或同一竖排的碎石桩转化为一条等效的条形基础；在对碎石桩复合地基进行等效转化时，每排条形基础的宽度为：W＝A_S/S，其中：A_S为单根碎石桩的水平横截面面积,S为相邻两个碎石桩之间的中心距；

步骤2、在条形基础的边缘假想一个挡墙，随着上部荷载的施加，挡墙左侧条形基础发生主动破坏而产生一个主动土楔，主动土楔滑动面与水平面的夹角为η_a，作用于墙身的主动土压力为p_a；墙体右侧土体发生被动破坏而产生一个被动土楔，被动土楔滑动面与水平面的夹角为η_p，作用于墙身的被动土压力为p_p；

步骤3、当p_a和p_p作用于假想挡墙的水平力满足极限平衡条件时即可求解碎石桩的极限承载力q_ult；

所述步骤2中对η_a的计算方式如下:

其中：

为碎石桩的内摩擦角,δ₁为碎石桩与假想挡墙之间的相互作用摩擦角且

对p_a的计算方式如下：

其中：K_as为主动土压力系数，γ_s为碎石桩的材料重度，q_ult为碎石桩的极限承载力，H为挡墙的有效高度且H＝Wtanη_a；

对η_p的计算方式如下:

其中：

为桩周土的内摩擦角，δ₂为桩周土与挡墙之间的内摩擦角且

对p_p的计算方式如下：

其中：K_pc为被动土压力系数，γ_c为桩周土的加权平均重度，

为桩周土的有效上覆压力，c_c为桩周土的粘聚力；

所述步骤3中满足极限平衡条件时P_acosδ₁＝P_pcosδ₂，将上述步骤中的公式带入P_acosδ₁＝P_pcosδ₂中，即可对q_ult进行求解。

2.根据权利要求1所述的一种碎石桩竖向承载力的简化计算方法，其特征在于，所述

3.根据权利要求1所述的一种碎石桩竖向承载力的简化计算方法，其特征在于，若桩周土为分层土，则

取加权平均内摩擦角。

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