带肋填砂管桩承载力研究.pdf

第 43 卷 第 5 期 2013 年 3 月上 建筑结构 Building Structure Vol． 43 No． 5 Mar． 2013 带肋填砂管桩承载力研究 戴庆斌 温州职业技术学院，温州 325035 ［摘要］对普通预应力混凝土管桩桩身加肋、 沉桩过程中在桩侧填砂可有效提高桩基的承载能力。通过构建基于 桩-土荷载传递模型来分析带肋填砂管桩的土层侧阻力与位移间的对应关系， 确定桩-土荷载传递函数， 进一步分析 研究了带肋填砂管桩承载力的提高幅度。分析及实测结果均表明， 相比普通管桩的侧阻力， 带肋填砂管桩的土层 侧阻力有较大幅度的提高。然后又通过荷载传递模型反推出各土层侧阻力屈服值及其对应的位移， 为以后带肋填 砂管桩的设计取值提供参考。同时还研究了带肋填砂管桩的侧阻、 端阻所占的桩顶荷载的比例， 及该比例与桩顶 荷载之间的关系， 结果表明此比例与桩顶荷载之间基本呈线性关系。 ［关键词］带肋填砂管桩;承载力;侧阻力;端阻力 中图分类号 TU473. 1 1文献标识码 A 文章编号 1002- 848X 2013 05- 0092- 05 Study on bearing capacity of ribbed and sand- filled tube piles Dai Qingbin Wenzhou Vocational ＆ Technical College，Wenzhou 325035，China Abstract Compared with prestressed concrete tube pile，the ribbed sand-filled tube pile can enhance the bearing capacity of the pile foundation． Based on load transfer model of pile-soil，the behavior of side resistance and displacement was analyzed，and the pile side soil layer load transfer function was obtained． The enhancement range of load bearing capacity was researched． Theoretic analysis and experiment results indicate that side resistance can enhance the bearing capacity of the pile foundation by using ribbed sand-filled tube pile． Through the load transfer model，the results of side resistance yield value and the corresponding displacement were derived reversely， which can provide reference for design． Simultaneously，the relationship of pile top resistance with the proportion of side resistance and pile end resistance was studied，which shows that a linear relationship holds between this proportion and pile top load． Keywords ribbed sand-filled tube pile;bearing capacity;side resistance;end resistance 作者简介 戴庆斌， 工程硕士， 讲师， Email wz2002zj 126． com。 0引言 预应力混凝土管桩在我国东部沿海地区应用非 常广泛， 但由于管桩穿过深厚软土层时桩侧土所提 供的侧阻力值较低、 桩侧土的侧阻力和桩端阻力远 低于桩身混凝土所能承受的抗压强度， 导致桩身材 料浪费严重 ［1］。为了充分发挥预应力混凝土管桩 桩身高强度混凝土的承载能力， 带肋填砂管桩在这 方面做了很好的尝试。带肋填砂管桩是在普通预应 力混凝土管桩桩身上每隔一段距离 一般 2m 左右 加设 100mm 宽的钢板肋后， 沉桩过程中不断在肋间 的空隙处填筑粗砂， 贯穿上下的填砂可促使桩周土 层失水固结， 从而提高土体的侧阻力， 实现提升桩基 的承载力的目的 ［2， 3］。 1带肋填砂管桩的桩- 土荷载传递模型构建 Gardner 1975 根据混凝土材料与土之间室内 剪切试验结果， 总结出桩身与土层间的摩阻力τ S 和位移 S 之间的关系， 此关系可以用下式的双曲线 函数 ［4］近似地描述 τ S S A BS 1 式中 A， B 为荷载传递参数。 式 1 表明， 桩基在桩顶荷载作用下， 桩侧土体 的侧阻力随着桩土间的相对位移 S 增大而逐渐增 大， 当 S 增加到 Su时， 侧阻力达到其屈服值 τu［4］ ; 当 荷载继续增大时， 桩土相对位移 S 增速明显快于侧 阻力增速， 直至侧阻力达到最大极限值 τlim ［5］， 则 τlim lim s→∞ τ S 1 /B 2 2带肋填砂管桩侧阻力及位移分析 2. 1 工程实例 温州大学行政信息中心工程主楼地上为 12 层， 裙楼为 2 层， 地下室为 1 层， 框架-剪力墙结构。建 筑面积 28 000m2。裙房桩基采用薄壁预应力混凝 土带肋填砂管桩。桩端持力层位于⑥圆砾层， 桩长 34m 试验桩的桩长为 36m 。该工程于 2003 年 10 月开始进行桩基施工， 2005 年 6 月竣工， 总体沉降 均匀稳定， 最大沉降量及差异沉降量均较小。地基 土层参数见表 1［6］。 本工程选择了 4 根工程桩做静载荷承载力测 第 43 卷 第 5 期戴庆斌． 带肋填砂管桩承载力研究 试， 并在其中的 1 根试桩 试桩- 1 的管桩空腔内埋 设钢筋应力计， 应力计埋设位置对应于各土层分界 处， 应力计埋设位置及土层分界情况见图 1［6］。 地基土层及基础设计主要参数表 1 土层 fk/kPaEs/MPa 预制桩 qs/kPaqp/kPa ①黏土702. 8012. 0 ②- 1淤泥381. 005. 0 ②- 2淤泥551. 757. 0 ③- 1黏土1454. 4522. 0700 ③- 2黏土903. 0012. 0400 ④圆砾30040. 02 800 ⑤黏土953. 5013. 0450 ⑥圆砾30040. 02 800 ⑥-a黏土1003. 0014. 0500 ⑦黏土1103. 2015. 0520 ⑧砾砂28032. 02 400 注 黑色的粗点为应力计埋设位置。 图 1试桩- 1 钢筋应力计埋设与土层剖面图 /m 试桩- 1 的静载荷试验过程中的实测桩顶荷载、 桩顶位移及各断面轴力实测数据见表 2［6］。 2. 2 桩侧阻力与桩段位移计算 2. 2. 1 桩侧阻力 τ 计算 为了便于求解桩侧阻力， 现将桩身按测点及土 层情况分成若干桩段， 再计算各级荷载作用下各桩 段对应土层的平均侧阻力 τz， 在第 j 级加载下， 第 i 桩段侧阻力 τzij为 τzij Pij－ Pij UΔLi 3 式中 Pij， Pij是在第 j 级加载下， 第 i 桩段上、 下两端 截面轴向力， N; U 为桩段周长， mm， U πd， 其中 d 为桩直径， mm; ΔLi为第 i 段桩长， mm。 根据表 2 中实测的试桩- 1 在每级加载下的各 桩身断面轴力及式 3 ， 可分别计算出桩所穿越的 各土层的侧阻力 ［7］。试桩- 1 实体桩径是 400mm， 加 肋后桩径是 600mm， 现按 d 600mm 计算侧阻力， 计 算结果见表 3。 试桩- 1 静载荷试验数据汇总表 2 级 数 实测桩身断面轴力 /kN 实测桩顶位移 /mm 位置/m－1. 0 －12. 53－23. 21－26. 16－34－36 土层①黏土②- 1淤泥 ②- 2淤泥 ③- 1黏土 ③- 2黏土④圆砾 本级累计 1327. 62601841363061. 591. 59 2491. 439227820749131. 693. 28 3665. 252236927576281. 755. 03 4819658455337108481. 776. 80 5982. 8798569423150732. 479. 27 加61 146. 69366775021971032. 7312. 00 载71 310. 41 0747885832571403. 3915. 39 81 474. 21 2189086743191802. 6118. 00 91 6381 3561 0207643842296. 5924. 59 101 839. 61 5321 1708864643156. 0830. 67 112 0161 6891 3051 0035663978. 5639. 23 122 217. 61 8901 4961 19072853710. 0549. 28 11 839. 6－0. 0749. 21 21 474. 2－0. 5247. 37 卸31 146. 6－2. 2246. 85 载4819. 0－2. 7844. 07 5491. 4－7. 7836. 29 60－9. 7926. 50 注 位置指各土层在桩身处的位置， 即桩顶以下的距离。实际卸 载测试时只记录了最终的沉降量。 桩身穿越的各土层侧阻力 d 600mm τz/kPa表 3 加载 级数 ②- 1淤泥②- 2淤泥③- 1黏土③- 2黏土④圆砾 第 1 桩段第 2 桩段第 3 桩段第 4 桩段第 5 桩段 12. 863. 778. 876. 3212. 73 24. 215. 6513. 129. 4219. 10 36. 067. 5917. 3811. 8625. 46 46. 8210. 0621. 8113. 6531. 83 57. 8211. 3526. 9916. 2740. 85 68. 9212. 8432. 3518. 1849. 87 710. 0114. 1837. 8919. 4362. 07 810. 8515. 3743. 2521. 1673. 74 911. 9416. 6647. 3222. 6582. 23 1013. 0217. 9552. 5025. 1579. 05 1113. 8519. 0455. 8226. 0589. 66 1213. 8719. 5356. 5627. 54101. 33 2. 2. 2 桩段位移计算 在静载荷试验逐级加载过程中， 第 j 级加载下， 桩顶将产生沉降位移 Sj， 各级荷载作用下第 i 桩段 中点处的竖向位移 Szij可按下式计算 Szij Sj－ ΔSij 4 式中 ΔSij是在第 j 级加载下的桩顶到计算点 第 i 39 建筑结构2013 年 桩段中点 处的桩身弹性压缩量， mm， 按下式计算 ΔS ij Pij Pij 2EA ∑ i－1 k 2 ΔL k ΔL i 2 5 其中 ΔLk为第 k 段桩身长度， mm; E 为桩身混凝土 弹性模量， N/mm2; A 为桩身截面面积， mm2。 由式 4 并经荷载传递的迭代计算 ［8］可计算出 试桩- 1 在每级加载下的沉降位移和桩身各段位移， 见表 4。将表 4 中各级荷载下各桩段平均侧阻力 τz 与相应位移 Sz间关系绘成 τz-Sz曲线， 见图 2。 试桩- 1 各桩段 土层 位移 Sz/mm表 4 加载 级数 桩顶 位移 桩段 土层 位移 第 1 桩段 第 2 桩段 第 3 桩段 第 4 桩段 第 5 桩段 11. 590. 750. 220. 1200 23. 282. 031. 221. 060. 810. 80 35. 033. 352. 272. 071. 711. 70 46. 804. 713. 363. 112. 662. 65 59. 276. 755. 104. 784. 204. 18 612. 009. 057. 126. 726. 025. 99 715. 3912. 029. 779. 328. 488. 44 818. 0014. 1911. 6211. 1110. 1110. 06 924. 5920. 3617. 4916. 9115. 7515. 69 1030. 6725. 9022. 6421. 9720. 6220. 53 1139. 2333. 9930. 3729. 6328. 0527. 94 1249. 2843. 4739. 3838. 5136. 5836. 44 图 3各土层 τz-Sz曲线和拟合曲线 3带肋填砂管桩侧阻力桩- 土传递函数 根据表 3 中桩侧阻力与表 4 中各土层位移值， 按照式 1 的双曲线方程形式， 对各土层的 τz-Sz曲 线进行拟合， 拟合曲线分别见图 3， 各拟合曲线方程 图 2试桩- 1 的 τz-Sz 曲线 d 600mm 系数见表 5。由式 2 可计算出各土层的极限侧阻 力 τlim， 见表 5。 各土层拟合曲线方程系数与极限侧阻力 d 600mm表 5 土层ABτlim/kPa ②- 1淤泥0. 389 570. 063 4015. 77 ②- 2淤泥0. 189 050. 047 8520. 90 ③- 1黏土0. 095 810. 015 0866. 31 ③- 2黏土0. 095 280. 036 2027. 62 ④圆砾0. 059 260. 008 76114. 16 将表 5 中各土层侧阻力的计算结果与勘察报告 提供的侧阻力进行对比后可发现， 填砂后的土层侧 阻承载力有较大幅度的提高。由于“①黏土” 层缺 少实测资料， 取②- 1 ， ② - 2 ， ③ - 1 ， ③ - 2， ④这 5 个土层的 强度提高的平均值作为“①黏土” 土层的强度提高 幅度， 并由此换算出其极限侧阻力 τu， 见表 6。如果 试桩- 1 以桩径 400mm 计算， 土层侧阻承载力提高幅 49 第 43 卷 第 5 期戴庆斌． 带肋填砂管桩承载力研究 度将会更大。这在温州市新亚公司厂房填砂管桩和 普通管桩静载荷对比试验中得到了进一步的验证。 温州市新亚公司厂房桩基工程中选择了 1 根填砂带 肋管桩和 1 根普通管桩 两者间隔 5m 做了静载荷 对比试验， 由于这两根桩均为工程桩， 未加载至破 坏， 但普通管桩沉降 28mm 时与带肋填砂管桩沉降 26mm 时的桩顶荷载相比， 带肋填砂管桩承载力是 普通管桩承载力的 1. 5 倍， 见表 7。 试桩- 1 土层极限侧阻力分析及计算取值表 6 土层 厚度 /m 勘查得到土层 抗剪强度 qs/kPaqsik/kPa 极限侧 阻力 τlim， i/kPa 承载力比 τ lim， i/ qsik τui /kPa Sui /mm ①黏土1 ～ 1. 5122434. 321. 432912 ②- 1淤泥8 ～ 1551015. 771. 581336 ②- 2淤泥6 ～ 1271420. 901. 491825 ③- 1黏土0. 5 ～ 3224466. 311. 515634 ③- 2黏土1 ～ 5122427. 621. 152315 ④圆砾0. 5 ～ 34080114. 161. 439738 带肋填砂管桩和普通管桩对比静载荷试验表 7 桩型 桩径 /mm 桩长 /m 桩顶荷载 P /kN 极限值时 沉降量 /mm 勘察报告极 限值 /kN 普通管桩400401 200281 186 带肋填砂管桩400401 80026 为了便于进行带肋填砂管桩侧阻承载力计算， 参考文献［ 9］ 的分析方法和结果， 令 α τui /τ lim， i ，α 一般可取 0. 8 ～ 0. 9， 本文取 α 0. 85， 即对应的土层 τui取 0. 85τlim， i， 结合文献［ 8］ ， ［ 10］ ， 可确定各土层 的极限位移 Sui， 见表 6。由此可给出带肋填砂管桩 各土层侧阻力用于设计的极限值和标准值， 并最终 确定出各土层的桩-土荷载传递模型。 4带肋填砂管桩桩侧阻- 端阻荷载分配系数 在单桩承载力中， 侧阻力和端阻力的分配状况 主要取决于桩侧、 桩端土层物理特性、 桩身刚度、 荷 载大小等。文献［ 11］根据刚性桩与桩侧土体协调 变形的特点推导出可以求得荷载分配系数的公式。 但理论公式求解出的结果还需要根据工程实例的测 试统计结果加以修正。 桩基的桩顶竖向荷载 记为 P 作用分别由桩 侧阻力和端阻力 记为 Pb 来承担［12］。侧阻力大致 呈上小下大的直角梯形分布 ［13］。为了便于计算， 先 将其分为沿桩侧呈矩形均匀分布的侧阻力 记为 Ps 和呈正三角分布的侧阻力 记为 Pt 。设桩端荷 载为 Pb α 0P; 桩侧矩形分布荷载设为 Ps β 0P; 桩侧三角形分布荷载则为 Pt γ 0P， γ0 1 － α0－ β0。其中 α0 ， β 0 ， γ 0分别为桩端阻力、 桩侧均布阻力 和桩侧三角形侧阻力的荷载分配系数。 根据表 2 数据和上述假定， 现对实测数据进行 拟合分析来寻找带肋填砂管桩端阻、 侧阻分配系数 与桩顶荷载间的关系。将接近桩端处的轴力作为端 阻力 Pb， 侧阻力中以最小的桩段侧阻力值作为矩形 分布侧阻力值， 其他桩端的侧阻力减去此最小侧阻 力值后采取等价面积换算法换算出三角形分布荷载 的大小， 然后再分别计算出三者占桩顶荷载的比例， 见图 4 ～ 7。 图 4 P-分配系数关系曲线 图 5 P-α0关系曲线 图 6 P-β 0关系曲线 图 7 P-γ 0关系曲线 从图 4 ～ 7 中可以发现， α0 ， β 0 ， γ 0与桩顶荷载 P 基本呈线性关系。随着桩顶荷载的增加， α0逐渐增 59 建筑结构2013 年 大， β0逐渐减小， γ0变化不太明显。这主要是因为随 着桩顶荷载的增加， 桩侧土体的侧阻力与端阻力均 逐渐增大， 当侧阻逐渐达到土层侧阻的极限值， 侧阻 增长速度逐渐放缓， 增加的荷载逐渐由端阻来承担， 且所占比例越来越大 ［14］。 α0 ， β 0 ， γ 0与桩顶荷载 P 的函数关系如下 α0 － 0. 033 61 1. 133 35 10 －4P 6 β0 0. 692 17 － 9. 720 61 10 －5P 7 γ0 0. 341 44 － 1. 612 9 10 －5P 8 5结论 1 带肋填砂管桩与同直径的预应力混凝土管 桩相比， 承载力有较大幅度的提高。 2 带肋填砂管桩的桩端阻力和侧阻力占桩顶 荷载的比例随着桩顶荷 载 的增 加 而 基 本 呈 线 性 变化。 对带肋填砂管桩的桩侧阻、 端阻承载力研究还 有许多不明之处， 还需进一步研究， 并在具体的工程 应用中继续总结经验。 参考文献 ［1］金国平， 黄敏， 邹宗煊， 等． 扩大头带肋填砂预应力管 桩的研究与应用［J］． 建筑结构， 2006， 36 S1 57- 61． ［2］黄敏， 龚晓南． 一种带翼板预应力管桩及其性能初步 研究［J］． 土木工程学报， 2005，38 5 59- 62． ［3］黄敏， 龚晓南． 带翼板预应力管桩承载性能的模拟分 析［J］． 土木工程学报， 2005，38 2 102- 105． ［4］肖宏彬， 钟辉虹， 张亦静， 等． 单桩荷载-沉降关系的数 值模拟方法［J］． 岩土力学， 2002， 23 5 592- 596． ［5］肖宏彬， 张春顺． 桩端土和桩侧土在荷载传递过程中 的相互强化［J］． 株洲工学院学报， 2006， 20 2 75- 79． ［6］温州市建筑设计研究院． 扩大头带肋填砂预应力管 桩的研究与应用鉴定报告［R］． 2005 9- 16． ［7］戴庆斌， 施均彬． 预应力混凝土管桩轴向力测试及计 算方法［J］． 浙江工贸职业技术学院学报， 2004，5 1 53- 55． ［8］苏振明． 预应力管桩荷载传递特性［J］． 建筑科学， 2005， 21 1 88- 93． ［9］朱百里， 沈珠江． 计算土力学［M］． 上海 上海科学技 术出版社， 1990 223- 268． ［ 10］刘利民， 张建新． 灌注桩临界位移的探讨［J］． 岩土工 程技术， 1997 3 19- 21． ［ 11］杨敏， 王树娟， 王钧， 等． 使用 Geddes 应力系数公式求 解单桩沉降的讨论［J］． 同济大学学报， 1997， 4 3 71- 74． ［ 12］GEDDES J D． Stresses in foundation soils due to vertical subsurface load ［J］．Geotechnique，1966， 16 3 231- 255． ［ 13］GB500072002 建筑地基基础设计规范［M］． 北京 中国建筑工业出版社， 2002 140- 143． ［ 14］金明， 龚维明， 葛建光． 砂土中超长桩承载性试验 ［J］． 建筑结构， 2011， 41 1 114- 117． 上接第 59 页 4结论 对某超高层建筑结构分别采用防屈曲支撑和普 通钢支撑作为伸臂桁架斜腹杆， 进行了设防烈度和 超烈度罕遇地震作用下的结构弹塑性时程分析， 得 出以下结论 1 采用普通钢支撑时， 在罕遇地震作用下其 出现受压屈曲破坏， 对结构整体抗震非常不利; 而采 用防屈曲支撑代替普通钢支撑， 既能有效提高结构 的整体刚度， 又能在罕遇地震作用下率先屈服， 通过 自身稳定的拉压性能， 消耗地震能量， 减轻核心筒剪 力墙的损伤， 提高整体结构的抗震性能。 2 结构动力弹塑性分析结果表明， 对于本工 程伸臂桁架斜腹杆采用防屈曲支撑非常有利， 但不 同位置的防屈曲支撑在同烈度地震作用下发挥作用 的程度不同， 因此可根据实际受力需要优化防屈曲 支撑的布置和性能参数， 使整个结构体系受力机制 更加合理。 参考文献 ［1］徐培福， 傅学怡， 王翠坤， 等． 复杂高层建筑结构设计 ［M］． 北京 中国建筑工业出版社， 2005． ［2］傅学怡． 实用高层建筑结构设计［M］． 北京 中国建 筑工业出版社， 2010． ［3］汪家铭， 中岛正爱． 屈曲约束支撑体系的应用与研究 进展 I［J］． 建筑钢结构进展，2005， 7 1 1- 12． ［4］武莲霞， 余志伟， 孙飞飞． 屈曲约束支撑在带伸臂高 层建筑中的应用［J］． 建筑结构， 2011， 41 S1 120- 124． ［5］赵俊贤， 吴斌， 欧进萍． 新型全钢防屈曲支撑的拟静 力滞回性能试验［J］． 土木工程学报，2011，44 4 60- 70． ［6］徐自国， 张莉若， 黄小坤， 等． 郑州国家干线物流港综 合楼工程的动力弹塑性分析［C］/ /第二十届全国高 层建筑结构学术会议． 2008 573- 584． ［7］任重翠， 杜义欣， 徐自国， 等． 南京德基广场二期塔楼 结构动力弹塑性分析及抗震性能评价［C］/ /第二十 一届全国高层建筑结构学术会议． 2010 754- 760． 69