□文 /董光輝

由于樁基工程施工條件的復(fù)雜性和理論計(jì)算方法的局限性使得群樁沉降計(jì)算結(jié)果與實(shí)際結(jié)果相差較大，所采用的經(jīng)驗(yàn)修正系數(shù)變化范圍也太大，以至于群樁沉降計(jì)算始終是個難點(diǎn)，因此正確預(yù)測群樁沉降顯得越來越重要。

實(shí)際上，群樁基礎(chǔ)沉降與樁基實(shí)際特性、施工方法和實(shí)際土層狀況等密切相關(guān)，而單樁試樁曲線包含了豐富的樁土相互作用信息，在一定程度上直接反應(yīng)了現(xiàn)場土質(zhì)的力學(xué)性且包含了樁土相互作用信息，但目前單樁試驗(yàn)曲線一般只應(yīng)用于驗(yàn)證單樁承載力設(shè)計(jì)值，很少直接用于群樁沉降計(jì)算中。本文以單樁靜載荷試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)，預(yù)測群樁沉降；對比分析表明該方法切實(shí)可行，具有較強(qiáng)的適用性。

1 樁基沉降設(shè)計(jì)和研究中的問題

1.1 樁基沉降計(jì)算方法存在的問題

目前國內(nèi)常用的方法有實(shí)體深基礎(chǔ)法和基于Mindl in解法的彈性理論法[1]。實(shí)體深基礎(chǔ)法計(jì)算樁基礎(chǔ)沉降是在工程實(shí)踐中最廣泛應(yīng)用的近似方法。該方法假定樁基如同天然地基上的實(shí)體深基一樣工作，認(rèn)為樁與樁間的地基土形成一實(shí)心體，其深度可取不大于樁長的某一比例，地基土與連接樁的基礎(chǔ)形成混合剛體而一起下沉，因此沉降就等于實(shí)心體以下地基土的壓縮變形；其沉降計(jì)算沿用淺基礎(chǔ)的沉降計(jì)算方法。該方法是樁基沉降計(jì)算的最簡單模式之一，但它忽視了影響樁基沉降的樁距、樁長、樁數(shù)及排列形式等對沉降的影響?；贛indl in解法的彈性理論法則認(rèn)為樁與土是兩種地基介質(zhì)，考慮兩者的相互作用，建筑物沉降就等于樁土的垂直變形，能夠計(jì)算群樁中各樁的沉降和差異沉降。彈性理論法能考慮群樁中樁-樁、樁土相互作用特性，從而能夠考慮樁數(shù)、樁位布置、樁徑、樁長對沉降的影響，比較符合實(shí)際。Poul os[2]通過大量的計(jì)算機(jī)運(yùn)算，提供了許多參數(shù)曲線與表格。這些圖表使得在工程設(shè)計(jì)中應(yīng)用彈性理論分析樁基沉降及其他性狀成為一種得以實(shí)施的較為完整的體系,但由Cooke[3]的試驗(yàn)結(jié)果得知，彈性理論解過高地估計(jì)了群樁相互作用。因此，該方法很難準(zhǔn)確確定群樁沉降。

1.2 樁基沉降設(shè)計(jì)方法存在的問題

在樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)中，一般都要進(jìn)行單樁的靜載荷試驗(yàn)。單樁靜載荷試驗(yàn)得出的試樁曲線一般只應(yīng)用于驗(yàn)證單樁承載力設(shè)計(jì)值，實(shí)際上單樁靜載荷試驗(yàn)得出的載荷位移曲線包含了豐富的樁土相互作用信息，不僅反映了土體分層、土體性質(zhì)，還反映了樁本身質(zhì)量以及彈性和塑性變形等。因此單樁試驗(yàn)沒有得到充分的重視，使得很多有用的資料被棄之不用。因此，如何利用單樁靜載荷得出的載荷位移曲線推求群樁沉降是值得研究的問題。

2 利用單樁靜載試驗(yàn)推求群樁沉降

利用單樁載荷試驗(yàn)的載荷位移曲線和群樁沉降比推求群樁沉降，將單樁靜載荷試驗(yàn)這一很有價值的曲線應(yīng)用到群樁變形設(shè)計(jì)計(jì)算中，使樁基設(shè)計(jì)更加合理。

2.1 由單樁試驗(yàn)推求群樁沉降的研究進(jìn)展

幾十年來，國內(nèi)外研究人員對此做了大量的工作。首先由Skempt on[4]提出沉降比概念并建立了砂土中群樁沉降與單樁沉降之比的純經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，Meyer hof[5]和Vesic[6]也各自提出了經(jīng)驗(yàn)公式，這些經(jīng)驗(yàn)公式在一定程度上應(yīng)用了單樁試樁曲線，但是該方法缺乏理論指導(dǎo)。自從Poul os[7]提出相互作用系數(shù)以后，許多學(xué)者采用此概念對沉降比進(jìn)行了改進(jìn)。Randol ph&Poul os[8]提出了一個相當(dāng)實(shí)用的近似公式用以預(yù)估Gibson土的群樁沉降比；楊敏[9]對Gibson土中群樁也提出了群樁沉降比折減系數(shù)并給出了圖表；另外由于樁鄰近的土模量可能比樁之間土體的模量小很多[10]，Poul os提出了考慮土模量徑向變化的分析方法；Hewitt對于不相似的樁之間的相互作用給出了近似方法[11]；Chow[12]提出了采用Muki理論考慮樁的加筋效應(yīng)。Randol ph&Wr ot h[13]認(rèn)為樁基礎(chǔ)的塑性部分的變形對其他樁影響很小，從而提出了在群樁變形計(jì)算中只考慮彈性變形疊加對群樁的影響，單樁中的塑性變形對群樁中其他樁不產(chǎn)生沉降影響。Mandol in&Viggiani[14]對此也進(jìn)行了相似的研究。

雖然Randol ph認(rèn)為單樁中的塑性變形對群樁中其他樁不產(chǎn)生沉降影響，但整理蘇聯(lián)學(xué)者1939年的試驗(yàn)結(jié)果[15]發(fā)現(xiàn)不同群樁中的塑性變形并不相同。

從圖1和圖2知：在某一載荷下隨著樁數(shù)的增大，塑性變形也在增大，而且隨著載荷水平的增大塑性變形也在增大。

圖1 單群樁載荷沉降曲線

圖2 不同樁數(shù)情況下的塑性變形大小

2.2 基于靜載試驗(yàn)的群樁沉降分析法

在實(shí)際工程中，單樁的載荷位移曲線中某一載荷對應(yīng)的位移包含了2部分，一部分是樁土之間的彈性變形，一部分是不可恢復(fù)的塑性變形，見圖3。

由圖3可知，一般都存在卸載回彈曲線，當(dāng)試驗(yàn)的載荷較大時，則不可恢復(fù)的變形就較大，但不同載荷的回彈曲線斜率都比較接近，因此可以從原點(diǎn)畫一條平行于卸荷回彈曲線來劃分它們。如果沒有卸荷回彈曲線，則可簡化地從零點(diǎn)做一切線來劃分彈性變形和塑性變形。

因此某一載荷下單樁沉降可以分成下式

式中：S為某一載荷對應(yīng)下的單樁位移；Se為位移的彈性變形部分；Sp為位移的塑性變形部分。

由于塑性變形不能疊加，本文在此基礎(chǔ)上提出了彈性沉降比和塑性沉降比，即

式中：Sg為群樁沉降；Se為單樁的彈性沉降；Sp為單樁的塑性沉降；Re為彈性沉降比；Rp為塑性沉降比。

圖3 單樁試樁曲線

圖4 單樁和群樁的載荷沉降曲線

3 彈性沉降比和塑性沉降比的確定

Poul os在考慮樁與樁之間的相互影響時，僅對兩樁變形簡單疊加[2]，而未考慮樁的存在對地基土變形所帶來的影響，忽略了樁群在土中的加筋效應(yīng)。

Muki（1970）基于量綱分析基礎(chǔ)上，采用較為嚴(yán)密的軸向受荷彈性桿件在無限體半空間中理論解，提出能夠考慮樁體存在影響的樁-樁相互作用系數(shù)分析方法[16]。

由n根樁組成的群樁基礎(chǔ)，樁樁相互作用系數(shù)計(jì)算至少涉及2根樁之間相互作用。首先以2根樁為基礎(chǔ)計(jì)算相互作用系數(shù)。在彈性半空間中建立三維坐標(biāo)體系{0，x，y，z}以第 i、j樁為研究對象，求解相互作用系數(shù)。然后再推廣到3根以上樁的相互作用系數(shù)。其中樁i直徑為di，截面面積為Api，樁長為li，彈性模量為Epi；樁 j的直徑為 dj，截面面積為 Apj，樁長為 lj，彈性模量為Epj；樁間距為Sij；半空間地基土的彈性模量為Es和 νs。

根據(jù)Muki&St er nber g的方法將真實(shí)樁分解為虛擬土和虛擬樁。由虛擬樁與虛擬半空間土在樁身的豎向應(yīng)變協(xié)調(diào)來求群樁沉降，從而可以求出相互作用系數(shù)。根據(jù)上述理論得出了4×4和5×5群樁的Re值,然后根據(jù)Poul os[2]從應(yīng)用的角度上考慮，對于較多樁數(shù)的群樁（n＞25），其Re值可近似按下式計(jì)算

為估計(jì)塑性沉降比的大小，本文提出以下計(jì)算公式

從上式可以看出，在某一載荷水平下，當(dāng)彈性沉降越大，則塑性沉降比越?。煌韽椥猿两翟叫?，塑性沉降比則越大。從圖4可見，隨著載荷水平的增大，塑性沉降增加的速率比彈性沉降增加速率大，由式（4）得出塑性沉降比變小，從而保證群樁沉降預(yù)測較合理。

4 實(shí)例分析

某學(xué)院18層教工住宅樓[17]系框架-剪力墻結(jié)構(gòu)，建筑高度為56.15 m，基礎(chǔ)平面為23.8 m×32.2 m,總樁數(shù)為152根，樁長為32～33 m，樁徑為0.6、1 m兩種，基礎(chǔ)布置和基礎(chǔ)土的性質(zhì)見圖5和表1。

圖5 基礎(chǔ)平面布置圖與單樁試樁曲線

表1 各土層的物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)

樁長取 32.5 m，樁徑為 0.8 m，l/d=40.6，s/d=4,直徑為0.6 m的單樁設(shè)計(jì)載荷為1.6 MN，直徑為1 m的單樁設(shè)計(jì)載荷為2.8 MN，因此取樁的設(shè)計(jì)載荷為2.5 MN。由于土的擾動，土的彈性模量的取值較困難，因此很多學(xué)者提出了相應(yīng)的經(jīng)驗(yàn)公式[2]。本文綜合單樁試驗(yàn)曲線取Ep/Es=1 500。根據(jù)前面求彈性沉降比的方法可以得出R16=5.628，R25=7.557，根據(jù)式(3)可以得出Re=21.69。從圖4知在單樁載荷為2.5 MN，單樁沉降為1.5mm，根據(jù)前面的方法可以得出彈性沉降為1.0mm，塑性沉降為0.5mm。得Rp=5.42。則由式(2)知：Sg=21.69×1+5.42×0.5=24.4(mm),實(shí)測沉降為25mm。本文得出的沉降部分考慮了工后沉降，如果要計(jì)算長期沉降則需要在此基礎(chǔ)上進(jìn)行修正。

5 結(jié)論

1）單樁靜載荷試驗(yàn)得出的載荷位移曲線包含了樁土相互作用信息，不僅反映了土體分層、土體性質(zhì)，還反映了樁本身質(zhì)量、彈性和塑性變形等。本文采用試樁曲線法推求群樁沉降，充分利用了單樁靜載荷試驗(yàn)曲線，使樁基設(shè)計(jì)更加合理。

2）提出了彈性沉降比和塑性沉降比并給出了彈性沉降比和塑性沉降比的計(jì)算公式，同時指出塑性沉降比隨著載荷水平的變化而變化。

3）根據(jù)本文提出的群樁分析方法，對某學(xué)院18層教工住宅樓工程實(shí)例分析得知，其計(jì)算結(jié)果和實(shí)測結(jié)果較接近，證明了本文方法合理可行。

[1]樁基工程手冊編寫委員會.樁基工程手冊[M].北京：中國建筑工業(yè)出版社，1995.

[2]Poul os.H.G.&Davis,E.H.Pi l e f oundation anal ysis and design[M].John Wi l ey and Sons,New Yor k,1980.

[3]Cooke,R,W.,Price,G&Tarr,K.Jacked pil es in London cl ay：int eract ion and group behaviour under working condit ions[J].Geot echnique,1980,30(2)：97-136.

[4]Skempt on,A.W.Discussion：Pi l es and pi l e f oundat ions,S-et t l ement of pi l e f oundation[C].Proc.3rd ICSMFE,Zur ich,1953,172-174.

[5]Meyer hof,G.G.Compact ion of sands and bear ing capacit y of pi l es[J],J.SMFD,ASCE,1959,85(SM6)：1-30.

[6]Vesic,A.S.Exper iment s wit h inst r umented pil e gr oups in sand[C].Per f ormance of deep f oundations,ASTM,STP 444，1969，177–222.

[7]Poul os,H.G.Anal ysis of the set l ement of pi l e Gr oups[J].Geotechnique 1968，18(4)：449-471.

[8]Randol ph,M.F.&Poul os,H.G.,Est imat ion of the f l exibil it y of of f shore pil e gr oups[C].Pr oc.2nd Int.Conf.Numer ical Method in Of f shor e Pil ing,Austin.1982.

[9]楊敏,上部結(jié)構(gòu)與樁筏基礎(chǔ)共同作用的理論與試驗(yàn)研究[D].同濟(jì)大學(xué),1989.

[10]O’Nei l l,M.W.,Ghazzal y,O.I.&Ha,H.B.Anal ysis of three dimensional pi l e gr oups with nonl inear soil response and pi l e-soil-pi l e int er act ion[C].Pr oc.9t h Annual Of f shor e Technol ogy Conf er ece,Houst on,Texas.1977.

[11]Poul os,H.G.Modi f ied cal cul ation of pil e group set t l ement inter action[J].J.Geot ech.Engng,ASCE,1988.Vol.114,Vol.114,No.GT8.

[12]Chow,Y.K.Iterat ive anal ysis of pil e-soi l-pil e interaction[J].Geot echnique,1987,37(3):321-333.

[13]Randol ph,M.F.&Wroth,C.P.An anal ysis of t he vert ical def or mat ion of pil e gr oups[J].Geot echnique,1979,29(4):423-439.

[14]Mandol ini,A,&Viggiani,C.Sett l ement of pi l ed f oundations[J].Geot echnique 1997,791-816.

[15]陳惠康，樁基沉降分析[J].上海地質(zhì)，1990，（1）：1-18.

[16]Muki,R.,Ster nber g.E,El ast ostat ic l oad-t ransf er to a hal f-space f rom a par tial l y embedded axial l y l oaded r od[J].Int er nat ional Jour nal of Sol ids and St ructures,1970,6(7):69-90.

[17]孫 毅.高層建筑獨(dú)立承臺樁基礎(chǔ)的樁土共同作用分析研究[D].南京：東南大學(xué),2003.