一、静压管桩承载力

 

　　(一)对静压管桩承载的讨论

 

　　在承载模型的建立过程中，均把桩周和桩端岩土体看成是连续均匀的弹性介质，并用线性弹簧去模拟桩周和桩端岩土体与桩身的相互作用。但是在身承受大型荷载作用的时候，桩周和桩端岩土体会因应力水平较高而表现出明的非线性和弹塑性。对于大直径钻(冲)孔灌注桩而言上述载模型是不能予以采用的。然而对于静压管桩来说，由于受到沉桩机械能量的响，桩端最多只能进入强风化岩层3～5m，而且当持力层较深或遇到常见的岩溶地质时静压管桩桩端通常都无法入岩，再加上桩径较小，这就造成了静管桩的端阻力发挥极其有限，同时桩径小也会降低侧阻力的数值(因为桩身表面积与桩径成正比)，从而使得静压管桩的单桩承载力比大直径灌注桩要小得多。而由于静压管桩的单桩承载力小，所以静压管桩在极限荷载作用下桩和桩周(端)岩土都处于较低的应力水平，桩土都表现出较为明显的线性特征。因此，把静压管桩桩周(端)岩土看成是连续均匀的线弹性介质，并用线性弹簧去模拟是具有一定的合理性。

 

　　(二)静压管桩承载的修正

 

　　在静压管桩压入土层的过程当中必然会伴随着挤压桩侧岩土体这一附加效应的产生，一般会在静压管桩的一侧形成一个堆土区域(如图1a所示)。在该挤土区域当中土颗粒将重新排列并趋于密实，土体的强度和刚度也会相应地增大。而作为反映桩侧土体强度和刚度综合效应的计算参数k值，在土体受到挤密的情况下同样也应该得以提高。因此，必须把挤土效应考虑到k值的计算当中。

 

　　为此，引入挤密函数J(r)=a+br(如图1b所示)，J(r)的物理意义为桩侧挤土区中的土体被挤密后单位体积内土颗粒质量的增加量和原有土颗粒质量的比值，即J(r)表示挤土过后土体中某点土颗粒质量的增加率。

 

　　为求解J(r)当中a和b这两个参数，必须寻找两个条件予以计算。首先可以得知的是，在挤土区最外边缘处挤密函数J(r)的值应为零，即当r=R3(挤土区最外边缘到桩中心距离)时，J(r)=0；由此可得到关系式b=-a/R3。此外，在静压管桩完全压入到土层之后，管桩就会把和桩身等体积的土体往挤土区挤压。根据质量守恒定律，挤土区范围内土颗粒质量的总体增加量应等于与桩身等体积的土体中土颗粒的质量。在考虑到J(r)的物理含义之后，我们知道挤土区范围里某一微小体积内的土颗粒质量的增加量为dM1=J(r)dv。ρs，(ρs为土体的干密度，即单位土体体积内土颗粒的质量)，由此可知对上式进行体积积分(体积积分范围为桩侧挤土区范围，并取单位厚度进行计算)后应能得到单位厚度挤土区范围内土颗粒质量的总体增加量M1。同时可知，与单位长度桩身等体积的土体中土颗粒的质量M2=πR12。ρs，并且根据上述观点应有M1=M2。

 

　　众所周知，随着土体密(实)度的增长，土颗粒之间的咬合作用也将加强，而作为土颗粒之间相互咬合作用综合体现的土体剪切模量G值也应得以提高。同时注意到挤密函数J(r)不但是土体土颗粒质量的增加率，而且也等价于土体干密度的增加率。

 

　　值得一提的是，地面以下一定范围内(根据经验大概为5m)的土层由于缺乏上覆土体的重力反压，所以该范围内的土体在静压管桩的压入过程中并不会产生挤密效应(主要表现为土体隆起)。因此，在该部分土体k值的计算过程中不应考虑管桩挤密所产生的强化。

 

　　二、工程实例

 

　　(一)工程概况

 

　　建筑工地场区内建筑群均采用φ500的高强预应力管桩，长度介于20～30m，其承载力特征值为3000～4000kN不等。

 

　　根据岩土工程勘察报告及开挖所揭露的地层资料，本场地与工程桩相关的地层自上而下可分为：吹填砂；吹填土；素填土；淤泥；粉砂；粉质粘土；粉质粘土；全风化混合花岗岩；强风化混合花岗岩。

 

　　(二)承载力理论计算结果与静载试验数据对比

 

　　选取该场区内某根具有现场静载试验结果的管桩进行承载力理论计算，并与相应的实测数据进行对比，结果详见表1。计算过程中须要提供各土层的剪切模量G，但由于岩土工程勘察报告一般不提供这一参数，因此G往往要靠经验来进行取值。

 

　　表1桩承载力理论计算结果与静载试验数据对比

 

　　(桩长：27.6m；桩径：500mm)

 

　　序号 桩顶沉降

 

　　(mm) 桩顶实际施加

 

　　压力(kN) 承载力理论值

 

　　(kN) 计算偏差率

 

　　(%)

 

　　1 1.10 720 433 -39.86

 

　　2 1.71 1080 673 -37.69

 

　　3 2.70 1440 1063 -26.18

 

　　4 3.91 1800 1513 -15.94

 

　　5 5.32 2160 1999 -7.45

 

　　6 6.90 2520 2497 -0.91

 

　　7 8.44 2880 2944 2.22

 

　　8 9.69 3240 3290 1.54

 

　　9 11.37 3600 3745 4.03

 

　　(三)结论分析

 

　　在实力计算比较中，除头三四级的实际施加荷载与理论计算结果偏差较大外(虽然相对偏差最大达42.95%，但由于荷载水平较低所以最大绝对偏差只有407kN)，其他数据都能与实测数据有较好的吻合。特别是在最后一级荷载(即两倍承载力特征值)中，误差基本都能控制在10%以内，这样的计算精度对于工程应用而言已经足够。

 

　　出现上述这种情况的主要原因在于k值的计算上，众所周知土体的模量实际是随着应力水平的改变而改变，而且应力水平越大则模量就越小(由于土的塑性变形)，而作为桩侧土等效弹簧的刚度系数k也应该如此。由于k值的计算问题所造成的求解误差可通过以下两个方法进行修正：从k值的计算模型入手，将线性土弹簧转变成与应力水平相关的非线性土弹簧。但要注意，要求解出能反映土体实际受力变形特征的非线性土弹簧刚度系数k是比较困难的。此外，在土弹簧为非线性的情况下求解工作会变得较为繁复而不利于工程应用；不改变k值的计算模型，但根据大量的工程实例归纳总结出在不同荷载水平中承载力理论计算数值与实测静载试验数据间的偏差范围，以系数修正的方法来纠正理论计算结果的误差。

 

　　参考文献

 

　　[1]桩基工程手册[M].北京：中国建筑工业出版社，1995.

 

　　[2]胡幼常.大型桩群基础地基破坏性状研究[J].武汉水利电力大学学报，1995，(6).

 

　　[3]李林涛.静压桩的荷载-沉降特性动静载试验结果分析[J].建筑科学，2003，(1).

 

　　[4]林本海.静压桩承载性能的分析研究[J].建筑结构学报，2004，(3).

 

　　[5]王伟，卢廷浩，宰金珉，王旭东.基于超静孔压消散的静压桩极限承载力研究[J].岩土力学，2005，(11).

 

　　[6]刘铁雄，彭振斌，安伟刚，等.岩溶地区桩基特性物理模拟[J].中南工业大学学报，2002，(4).