下卧碎石层软土地基静压管桩挤土效应的数值模拟

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成层地基中静压桩挤土效应研究

足工程要求，因此，越来越多的研究者通过室内模型试验、
数值模拟等方法对静压桩挤土效应进行研究 … ，但均只针
对均质地基情况，而实际工程中的地基一般具有成层性，研究成层地基中静压桩挤土效应具有重要的理论和工程实际意义。本文采用新的研究思路，对上硬下软双层地基中静压桩挤土效应进行研究。１室内模型试验向水平固定作用，下部是泥土有位移的嵌固作用的受力机
［８］ＪＴＪ３ｏ２—２００６，港口水工建筑物检测与评估技术规范［ｓ］．［９］夏军．软土地基钢板桩码头允许位移探讨［Ｊ］．水运工程，
２０１０，ｌ１（１１）：１３７—１４０．
的安全隐患，降低了结构的耐久性能。对于钢板桩来说，池
通过室内模型试验、现场试验及离散单元法数值模拟三种方法，对上硬下软的双层地基中静压桩的挤土效应进行了研究。模型试验中以改装的手摇式静力触探仪做为压桩设备，该装置克服了以往模型试验中桩体只能分段贯人这一缺陷，可以控制静压桩沉桩速率并很好地实现了静压桩连续贯入的过程，然后采用数字照相变形量测技术
【中图分类号ｌＴＵ４７３．１
【文献标识码ｌＢ
【文章编号ｌ１００１ — ６８６４（２０１３）０３ — ０１２５ — ０４
静压桩作为一种挤土桩，其挤土效应造成的工程事故时有发生，由于静压桩沉桩过程中的力学机理较为复杂，用

成层地基土中群桩挤土效应现场试验研究

东南大学学报(自然科学版-第56卷第6期2626年4月Vol.50No.6 Noe.2622JOURNAL OF SOUTHEAST UNIVERSITY(Natural Sci/cc Editioy)DOI：1.3969/T issn.1621-25092222.6561成层地基土中群桩挤土效应现场试验研究简万星丁建文黄聪丁诚(东南大学交通学院，南京21149)摘要：为探究沉桩挤土效应的空间分布规律，开展了预制方桩群桩锤击施工的现场试验研究.针对群桩贯入产生的超孔隙水压力与土体深层水平位移进行测试分析，并结合深厚淤泥软土层下卧粉砂粉土互层的上软下硬地层条件，研究了土层性质、沉桩速率、结构损伤等要素对成层地基土中挤土效应的影响机理.结果表明，深厚淤泥土层中超孔隙水压力随深度近似线性增大，可达有效上覆压力的1.51倍，孔压消散速率极为缓慢，休止39d后仍残余59%以上•下卧粉砂粉土互层中超孔隙水压力峰值明显较低，随深度变化无明显线性规律，且孔压消散迅速，休止2d后即可消散95%以上.由于上软下硬的地层分布形式，土体深层水平位移曲线表现出上大下小的特征，在软硬土层交界面处变形易发生突变.群桩锤击施工对土体结构的扰动损伤导致休止期土体的侧向回移速率明显滞后于孔压的消散速率.关键词：挤土效应；成层土；超孔隙水压力；土体水平位移；结构损伤中图分类号：TU446文献标志码：A 文章编号：161-6505(2222)67B797-07FielO test resecrcO on compaction effect)during iestallation ol greup pilet ie layered soiitWan Xing Ding Jianwen Huoig Cong Ding Ch/g(School of TransporWOon,SonUeast University,Naiyino411189,China)Abstreci:To explore Ue spatici disdidution Uw of Ue compaction effects during pile instalUtion, field tests were carried out on hammering instalUtion of group precast squoe piles.The excess pore water pussure(EPWP)as w/i as the lateral soil deformation induced by instalUtion of precast piles were dochmexteX and analyzed.T terms of the pobculo soil cobdikons where silty-sandy layers un-derlia deep muddy clay,the effects of Ue soil properties；the pile instalUtion speed and the disturU-ance of the soil strccture on Ue compaction effects in layered soil foundatiop were cloified.The results show that the EPWP increases Uneoly with the increase of Ue depU in deep mucky clay wiU the maximum velue of1.61times the effective vertical stress.The dissinatiop rate of the EPWP is very slow with more Wan a half of residual EPWP after36d rest.T contrast,the peak velue of Ue EPWP is obviously lower in the silty-sandy layers.The linear Uw cannot be observed in deep muddy clay.The EPWP dissinates fast in Ue silty-sandy layers wiU Ue dissinatiop ratio of more than95% after2d rest.With vertical soil distridu/on feOured by upper-soft and lower-hoU,the curve of lateral soil deformation along the d/U shows loge upwoU and small downwoU.A sudden change of lateral deformation tends to occur at the interface between the soft layers and the hob layers.The rate of the lateral return deUecUop of soils is obviously slower Uo that of the EPWP dissinOion because of Ue bisUrUaoce of the soil strccture induced by pile driving.Key wond：compcchon effects；layered soils；excess pore water pussura；lateral soil deformation；disturUova of soil strccture收稿日期：2622B5B4.作者简介：万星(1294—),男，博士生；丁建文(联系人-男，博士，副教授，博士生导师-.0-0@sec.edb.co.基金项目：国家自然科学基金资助项目(5197849)、十二五”国家科技支撑计划资助项目(264BAB67B02).引用本文：万星,丁建文，黄聪，等•成层地基土中群桩挤土效应现场试验研究J］东南大学学报(自然科学版)—626—2(9):1296-1692.DOT：62.8969/(.issn.1221-2505.2222.62.84.第6期万星，等：成层地基土中群桩挤土效应现场试验研究1791预制桩打入地基土中需排开相同体积的土体,施打过程中桩与土体发生剧烈的挤压剪切作用，从而改变了土体的天然应力状态，在地基土中产生较高的超孔隙水压力及土体位移.当布桩密度较大或施工速率过快时，易造成超孔隙水压力的过量集聚，并产生较大的土体位移,从而妨碍后续施工的进行，对已打入的预制桩及周围构筑物、管线等均会造成不利影响或破坏r5/,软土地区群桩挤土效应导致的工程事故频发•有关预制桩挤土效应产生机理及表现形式的研究由来已久.Vesie［2］采用相关联流动的Monr-golomb屈服准则,给出了均质可压缩理想弹塑性土的圆孔扩张问题的基本解，从力学角度提供了预制桩沉桩挤土效应的机理解释•唐世栋等对单桩贯入引起的超孔隙水压力开展现场测试，发现超孔隙水压力随径向距离增加呈对数关系衰减.已有研究大多针对均质地基土中的沉桩问题,并且侧重于同一深度处孔隙水压力及土体位移沿径向分布规律的探讨•然而,沉桩挤土效应是一个复杂的空间问题,采用平面应变分析方法存在很大缺陷I7〕.工程实践中经常出现上软下硬、上硬下软或软硬互层等非均质土层分布情况,此类地层中的挤土效应沿深度方向往往具有特别的空间分布规律•如鹿群等J0］通过数值模拟方法指出成层地基土中软硬交界处土体位移加大,挤压应力发生剧变,出现应力间断的现象.李镜培等J1］通过室内模型试验，研究了成层地基中模型桩在整个沉桩过程中的挤土效应，揭示了桩周不同位置特别是软硬土层交界处土体位移的变化规律•这些文献主要从数值模拟与模型试验2个角度对成层土地基中的沉桩挤土效应进行了探讨，有关成层地基土中挤土效应的现场试验研究则较为缺乏.本文依托连云港地区某风电试桩项目，开展大面积预制方桩锤击贯入的现场试验研究,针对深厚淤泥层下卧粉砂粉土互层的上软下硬特殊地层条件，分析了成层地基土中挤土效应的空间分布规律,为类似地层条件下的沉桩施工建设提供参考. 1工程概况现场试验依托连云港和风灌西17°MW风电场试桩项目展开•试桩区主要为农田及鱼塘，地形较为平坦，区域地貌单元主要为海积平原,场址区上部分布约17m深的淤泥软土层,其工程性质较差.孔隙潜水主要赋存于上部软弱土层中,地下水位埋深为437~477m.场地下部土层主要为粉土及粉砂互层，土层分布及相应的物理力学指标见表4由表可知，试桩场地土层呈现显著的上软下硬分布特征表1土层物理力学参数统计表地层名称含水率液限塑限重度固快黏聚力固快内摩擦角压缩模量p/%p L%Wp/%y/(kN•m-)c//Pa卩/(°)E t/MPa①素填土17.5②淤泥质黏土54344.520.416.416.70709③淤泥57.547.308.516.49.741 4.1④粉质黏土夹粉砂28.223.417.418.741.715.707⑤粉砂20.316.54.734.710.7⑥粉质黏土夹粉土2/.034.522.516.722.715.47.7⑦粉砂夹粉土45.016.5584310.5⑧粉质黏土夹粉砂22.838.816.718.720.715.708考虑到海相土的腐蚀性,本电场试桩工程选用55°mm x55°mm预应力实心方桩,打桩施工总数共计4根，其中T1~T7为静载试桩,M1-M18为锚桩.试桩T1~T3、M12~M13的桩长为32m,其余桩桩长均为22m.试桩T9~T6、锚桩M1~M11以土层⑦为持力层，试桩T1~T3、锚桩M17~M18以土层⑧为持力层•桩位布置均匀，打桩面积覆盖率为7.77%.施工设备采用D47型柴油锤，预制桩均分为两节锤击贯入，沉桩工况记录见表2.2测点埋设如图1所示，在桩群的不同位置处钻孔并记为表2主要沉桩施工工况沉桩日期沉桩龄期/n沉桩编号2717L5L81M15,M7,M11,M172717L5L58M9,T5,T7,M10,T82717L5L75M5,M3,T4,M8,T0,M42717L5L36T1,M/,M1,M7测孔B1~B3.沿地基土不同深度处布设振弦式孔压计,通过不同的平面位置与深度位置研究超孔隙水压力的空间分布规律［1，610］,孔压计的埋深及其对应的土层剖面见图2.埋设前先排净孔压计透水石内的气泡,将孔压计压至埋设深度,将导线引至孔口以测定频率,随后上部用黏土球进行封堵•在ht/：//jouoal.sex.e/192东南大学学报（自然科学版）第57卷场地的最西侧及东南侧布设测斜管，分别记为CX4 CX2,测斜管埋深为44 A 轴与B 轴为测斜管中垂直的槽口方向,B 轴朝向正北.m.▲孔压测点•深层水平位移测点图4桩位及观测点布置图（单位：mm ）l 2 971l 2 971 l 22002200i [2 971」[2 971,1 1 11 1f 1①杂填土由图4可见，在上部淤泥土中，超孔隙水压力随深度增加近似线性增大，这主要是由于地基土的初始应力以及不排水抗剪强度等随深度增加而增长所致1—4].下部粉砂粉土互层渗透性明显较强,测孔B1B3的超孔隙水压力在1 m 深度处（软硬土层交界面）开始衰减,超孔隙水压力要明显低于上部淤泥层•测孔B2则呈现了不同的竖向分布规律，超孔隙水压力峰值产生于4 m J ④粉质黏土夹粉砂层）处，这与初始地应力、沉桩施工速率密切相关,下卧粉砂粉土互层中初始地应力较高,且距离测孔B2最近的4根预制桩均在第5 d 打入，周围土体的初始应力场急剧改变，因此，尽管土体的渗透系数较大，但仍产生了较高的超孔隙水压力. 由此可见，同一平面位置处沉桩产生的超孔隙水压力与地基土初始应力、土体渗透系数、沉桩速率等因素均有关，是一个复杂的空间问题•鉴于沉桩施工速率对超孔隙水压力的峰值有着很大的影响,合理控制施工速率有助于抑制超孔隙水压力的短时间集聚上升．由于超孔隙水压力与初始地应力密切相关,采用归一化指标超孔压比e （即超孔隙水压力u 与有3测试结果与分析3.1超孔隙水压力的产生图3为测孔B1各深度处超孔隙水压力随时间的变化曲线.由图可知,施工前4 d 超孔隙水压力上升缓慢，存在一定波动;第5 d 沉桩桩位靠近B1测孔，不同深度土体中超孔隙水压力均迅速上升,其中最大值为45 kPa,位于1 m 深度处;第2d 尽管仍有部分桩体贯入，但由于远离测孔，超孔隙水压力峰值已开始回落，说明平面径向距离是影响超孔隙水压力大小的首要因素;20 d 后,浅层土体的超孔隙水压力轻微上升，这与静载试验时大型设备的进场碾压等因素有关•htU ：//jonrnci. sex. edb. us图4淤泥土粉砂粉上互层超孔隙水压力/kPa卩 50100 150 200 250最大超孔隙水压力沿深度分布曲线第6期万星,等：成层地基土中群桩挤土效应现场试验研究1093效上覆压力只的比值）来反映超孔隙水压力的应力水平[0].由图5可知，上部深厚淤泥土层中超孔隙水压力最大可达有效上覆压力的1.7 1倍•其中, 浅层土中超孔压比明显较大,这与浅部硬壳层的强结构性有关J 5].随深度增加,淤泥土的胶结强度逐渐增大,超孔压比也增大•土体结构性越强,沉桩产生的超孔隙水压力越大,这是因为锤击施工的挤压剪切作用导致土体中天然胶结成分破坏,对超孔压的抑制能力明显减弱[6].下部粉砂与粉土夹层中土体的强渗透性会导致超孔隙水压力迅速消散,挤土效应相比上部淤泥层明显较弱,超孔压比较低,且分布离散超孔压比沿深度变化曲线▲测孔B3（数据点） —— 测孔Bl （拟合线）测孔B2（拟合线） ——测孔B3（拟合线）图55淤泥丄1015「丄互层2025■测孔Bl （数据点）•测孔B2（数据点）3・2超孔隙水压力的消散图2对比了测孔B1的不同深度超孔隙水压力的消散情况,其中超孔压消散率k 定义为式中,u °为沉桩完成时超孔隙水压力的消散初始值;U 为沉桩完成后任意时刻的超孔隙水压力.&&M 溢B m g ®由图2可知,深厚淤泥层中超孔隙水压力的消散速度缓慢,休止34 O 后超孔压消散率低于54% ,其中,8m 深度处超孔隙水压力的消散速度最慢,34 O 后k 仅为32 . 8% ,这是因为8 m 深度位于淤泥土层的中部,径向消散速率与竖向消散速率均很慢•此外,超孔压消散曲线在消散初期易发生突变,一日内超孔压可消散20% ~80% ,随后曲线趋于平缓;究其原因在于,淤泥层中超孔隙水压力峰值接近或大于有效上覆压力或有效侧压力时,土体会发生水力压裂现象口18.,地基土中产生水平或竖向裂缝，形成良好的排水通道，超孔隙水压力迅速消散，而当超孔隙水压力消散至较低应力水平时,排水通道逐渐闭合,超孔隙水压力的消散又趋于缓慢•相比之下，在下卧粉砂粉土互层中，由于渗透系数较大，超孔隙水压力消散迅速,2 O 后超孔压消散率均在95%以上，可认为已基本消散完全.淤泥土中超孔隙水压力的消散情况见图7.由图可知，休止4 O 时,不同深度超孔压的消散率为25%〜54 %；休止30 O 时,消散率仅稍有增大;休止4〜30 O 阶段内，超孔隙水压力的消散率不足4%，消散速率缓慢•这一方面是由于水力压裂导致超孔隙水压力的消散具有显著的先快后慢特征;另一方面也与连云港海相软黏土的强结构性特征有关[4],预制桩锤击施工破坏了原状土的天然结构,土体屈服后孔隙比急剧降低，渗透系数大幅度衰减*]・20I超孔压消散率/%30 40 50 60休止时间/d ：□ 10■ 30图7淤泥土中超孔隙水压力的消散图□ □3.3 土体深层水平位移图8为测孔CX1处垂直2个方向的土体深层水平位移曲线.其中,土体水平位移通过自下而上累加得到.由图可知，土体朝向西南方向发生偏移,A 轴』轴2个方向上深层水平位移的大小及分布ht/：//jopoa-. sen. e/o. cn194东南大学学报(自然科学版)第57卷较为相似.由于桩位布置具有南北对称性,南北万向的位移可能是由沉桩施工的遮帘作用导致［23一24］，也可能是因为埋设测斜管时槽口方向存在偏差.(a ) A 轴方向水平位移/mm施工时间/d ：(b ) B 轴方向图8 土体水平位移随深度变化曲线施工时间/d ：—1—3-^-13x 21—沉桩方fcr 前随着沉桩桩位靠近,土体水平位移逐渐增加, 施工第5 d 时，土体位移发生突变，地表水平位移增大约20 mm,这与超孔隙水压力的突变时间相吻合.在1〜1 m 深度处，水平位移自下而上急剧增大，此深度范围大约为上部软土层与下部硬土层的分界面，预制桩在交界面处受力发生剧变［4］，土体水平位移发生急剧变化，故沉桩过程中应特别注意软硬土层的交界面,防止桩身变形突变导致桩体的偏移与折断.土体水平位移的分布形式呈上大下小的特征这与上软下硬的地层特征有关［4—5］.淤泥土层的抗变形、抗剪切能力较弱，超孔隙水压力难以消散, 应力释放缓慢,土体变形难以恢复,故其上覆压力较小，预制桩打入时会产生较大的位移量.而下卧htU ：//jonrnci. sex. edb. us粉砂粉土互层的模量及强度明显较高,且上覆压力较大,土体所受约束较大，下部土体的变形量较小.3.4位移与孔压的动态关系图6给出了休止7 d 时超孔压消散与土体侧向回移的关系曲线•土体侧向回移率m 为式中,s °为沉桩完成时土体侧向位移;it 为沉桩完成后任意时刻的土体侧向位移.孑L 压消散与土体回移率/%204060801001淤泥上上互层:图9超孔压消散与土体侧向回移的关系由图6可知，休止期超孔压的消散与土体的侧向回移具有一定的相关性，粉砂粉土互层中超孔隙水压力的消散率明显高于上覆淤泥层，土体侧向回移率也呈现相同的规律.然而，地基土中土体的侧向回移速率要明显低于超孔压的消散速率，淤泥层中超孔压的消散率为20%〜44%，土体回移率仅为1%甚至更低;而在下卧粉砂粉土互层中,尽管超孔压已完全消散,土体水平位移仍较大•这是因为实心预制方桩为挤土桩,沉桩施工时排开部分地基土体不可恢复,锤击沉桩施工形成剧烈的挤压剪切,海相结构性软土地基中产生的大变形、结构损伤、胶结作用破坏等导致部分侧向变形无法恢复,且土体回移速率缓慢12］,这与文献13］的观测结论相吻合.由此表明，分析休止期内土体的位移与孔压动态关系时，需合理考虑土体的不可恢复侧向变形.由于本风电项目预制方桩均通过锤击法动力贯入，大面积群桩施工对连云港海相软土地基的天然结构造成了显著的损伤破坏，故土体的侧向回移速率明显滞后于孔压的消散速率.4结论1)深厚淤泥土中超孔隙水压力的大小随深度第6期万星，等：成层地基土中群桩挤土效应现场试验研究1792增加近似线性增大，最大超孔隙水压力可达有效上覆压力的461倍.下部粉砂粉土层中超孔隙水压力峰值较低，与深度无线性规律，沉桩挤土效应明显较弱2)群桩施工产生的挤土效应与超孔隙水压力分布是一个复杂的空间问题径向距离是影响沉桩产生的超孔隙水压力大小的首要因素，而超孔隙水压力的空间分布规律与地基土初始应力、土层渗透系数、沉桩施工速率等因素均有关•3)由于上软下硬的地层特征,沉桩产生的土体深层水平位移呈现上大下小的分布规律,并且软硬土层交界面易发生土体水平位移突变,在实际工程中应予以重视,以防造成桩体偏移或桩身损伤•7)锤击沉桩施工造成土体天然结构破坏，导致土体侧向回移速率明显滞后于超孔隙水压力的消散速率•因此，在分析超孔隙水压力消散与土体侧向回移的动态关系时，需合理考虑土体不可恢复变形的影响参考文献(References)[1]Li G,Amenuvor A C,Hox Y,et al.Effect of open-4X2Ued PHC pile installation during embankment wideningon the surroxnding 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软土地基中打桩挤土效应影响分析

软土地基中打桩挤土效应影响分析【摘要】：饱和软粘土地区进行预制桩沉桩施工时，因挤土效应在桩周土体内部产生了较大的超静孔压，超静孔压的消散引起桩周土体大面积沉降，同时桩土之间存在较大的沉降差，沉降差将导致基桩承受负摩阻力的作用。

上述因素都会直接影响到建构筑物的正常使用。

通过研究群桩沉桩施工对桩周土体的扰动以及超静孔压的变化，分析了桩土沉降规律及其对单桩承载力的影响，同时对建构筑物正常使用阶段的变形情况进行了预测分析。

【关键词】：球形空穴扩张；挤土效应；负摩阻力；承载力；沉降1. 前言软土地区饱和软粘土具有含水量高、渗透性弱、抗剪强度低以及结构性强的特点。

在该地区进行预制桩沉桩施工时，因挤土效应在桩周土体内部产生了较大的超静孔压，导致桩周围土体产生较大的侧向位移和竖向隆起，同时桩周围土体受施工影响受到一定程度的扰动，导致基桩承载力降低。

随着超静孔压的逐步消散，场地地基将出现大面积沉陷情况，同时对工程桩施加负摩阻力的作用，导致桩基承载力下降，影响整个工程的正常使用。

打入桩引起的环境问题已经得到广泛关注，大约从七十年代开始，人们开始采用数值分析和理论研究的方法来研究压桩问题，主要的分析方法有圆孔扩张法、应力路径法、有限单元法等。

阳军生、刘宝琛（1999）[1]视沉桩挤土引起的地表位移符合随机过程，应用随机介质理论，提出了预计打桩引起的地表位移与变形的计算公式和计算程序。

姜朋明、尹蓉蓉、胡中雄（2000）[2]以小孔扩张挤土理论为出发点，将打桩问题简化为半无限体中的孔洞问题，利用边界单元法，对群桩施工过程中引起土体位移进行计算。

罗嗣海、侯龙清、胡中雄（2002）[3]推导了具有一定初始半径的圆柱形孔扩张的弹塑性解，研究了预钻孔取土打桩时预钻孔孔径大小对挤土效应的影响。

杨生彬, 李友东（2006）[4]通过对PHC 管桩打桩前后原位地基土变化情况的测试、打桩的监测以及孔隙水压力增长与消散的监测等试验研究，分析了PHC管桩沉桩挤土效应。

静压桩施工沉桩阻力及沉桩挤土效应研究

模型实验验证
为验证考虑沉桩挤土效应的单桩极限承载力计算模型的正确性，进行了模型实验。实验中采用了不同类型和尺寸的桩体进行打桩试验，测量并记录了桩周土体的密度、高度和单桩极限承载力等数据。通过对比分析，发现考虑沉桩挤土效应的计算模型能够更准确地预测单桩极限承载力。
结论
本次演示研究了沉桩挤土效应对单桩极限承载力的影响，提出了考虑沉桩挤土效应的单桩极限承载力计算模型，并通过实验验证了该模型的正确性。研究结果表明，沉桩挤土效应对单桩极限承载力具有重要影响，忽略这一影响可能导致计算结果失真。因此，考虑沉桩挤土效应的单桩极限承载力计算模型具有重要的实用性和理论价值，可以为工程实践提供有益的指导。
相关研究
在静压桩施工沉桩阻力方面，已有许多学者进行了理论分析和实验研究。其中，一些研究者通过理论分析，提出了静压桩沉桩阻力的计算公式，如郎肯土压力理论、库仑土压力理论等。另外，一些研究者通过实验方法，研究了不同土质条件下静压桩的沉桩阻力，得出了沉桩阻力与土质条件、桩体材料等因素的关系。
在沉桩挤土效应方面，研究者们也进行了大量的实验研究。实验结果表明，沉桩挤土效应对周围土体的位移、应力分布以及建筑物的影响是不容忽视的。为了减小沉桩挤土效应的影响，一些研究者提出了预钻孔、控制沉桩速度等措施。
考虑沉桩挤土效应的单桩极限承载力计算模型
基于沉桩挤土效应对单桩极限承载力的影响，提出考虑沉桩挤土效应的单桩极限承载力计算模型：
Q极限=Qo+ΔQ=Qo+kΔρgΔh
其中，k为沉桩挤土系数，Δρ为桩周土体密度增加量，g为重力加速度， Δh为桩周土体高度增加量。
根据实验数据回归分析，沉桩挤土系数k可取值为1.0～1.5，具体值应根据工程实际情况确定。

静压桩施工的挤土效应分析及控制措施探讨

建筑科学2017年6期︱83︱静压桩施工的挤土效应分析及控制措施探讨庞威修广西建工集团第三建筑工程有限责任公司，广西南宁 530001摘要：静压桩沉桩时的挤土效应是一个很复杂的课题，本文结合具体的工程概况，在简要探讨静压桩挤土效应形成机理及其影响的基础上，具体阐述了减少挤土效应的综合防护控制措施，以期为类似工程实践提供参考。

关键词：静压桩；挤土效应；控制措施中图分类号：TU74 文献标识码：B 文章编号：1006-8465（2017）06-0083-01对地面造成较强压力是所有建/构筑物的特性，因天然地基承载力有限，因此要利用桩基础来进行巩固。

静压桩具有无噪音、无振动、承载性能稳定、施工速度快等诸多优点，成为当前城市工业与民用建筑、桥梁、港口码头等工程中较常用的桩基形式。

但静压桩属于挤土桩型，施工中所产生的挤土效应会对周边环境造成诸多不良后果，如道路隆起、已完成桩上浮倾斜、周围地下管线断裂、邻近建/构筑物开裂等等，尤其是在用地紧张地区及密集的建筑群中挤土效应产生的负面影响更为严重。

本文结合所主持的某住宅楼工程静压桩基础施工实践，就静压桩的挤土问题及控制措施进行粗浅探讨。

1 工程概况城市中心的住宅楼工程，建筑面积约40000m 2，由3栋33层高层住宅与共用五级人防地下室组成。

根据《工程地质勘察报告》该场地各岩土层主要为饱和黏性土、粉性土和砂土，其中从第①层～第⑤层的灰色粘土为饱和软土层，第⑥层为粉土层，第⑦层灰黄色砂质粉土层，地质状况属于高压缩性且不均匀、含水量高、密度小的第四纪沉积物。

工程桩基设计采用PHC-AB600-110-54型高强预应力管桩，即桩径φ600mm，壁厚110mm，桩长54mm，桩数共349根。

桩基持力层为⑦2层，单桩竖向承载力特征值为3165kN，静载值为5064kN。

地基土从第①层～第⑥层的PS(比贯入阻力)≤1.3MPa，沉桩阻力小，而第⑦层的PS(比贯入阻力)达11．72MPa，土层厚度达4.2-5.1m，故对φ600管桩而言沉桩阻力较大，因此桩基施工采用YZY 一800型静力压桩机，以便沉桩质量满足设计和施工规范要求。

静压管桩挤土效应及其控制措施

静压管桩挤土效应及其控制措施静压管桩是一种常用的桩基础，其深入土层，将上部结构的荷载通过桩身传递给深部的土层，以降低建筑的沉降并确保建筑物的安全性。

然而，在施工过程中，静压管桩会产生挤土效应，对周围环境造成不良影响，如建筑物开裂、道路隆起和地下管线断裂等事故。

因此，必须采取适当的措施来减少挤土效应的产生。

静压管桩在施工过程中，其挤土效应主要表现为两个方面。

一方面，在挤土的过程中，桩周的土体发生变形，对周围建筑物产生影响；另一方面，在压桩前后土体的应力状况也发生了很大的改变，对承载力也有一定的影响。

具体表现如下：1.沉桩时在压桩区一定范围内产生土体的水平位移。

在饱和软土中沉桩时，桩要置换相同体积的土，对周围土体产生侧向挤压，引起土体水平位移，过量的土体水平位移作用在先前打入的桩上，会造成桩位的偏移、桩身的翘曲，甚至会造成桩的折断。

2.沉桩时对周围土体的挤压作用导致土体的垂直隆起。

沉桩时，桩对周围土体产生的挤压作用，还会在一定范围内造成地面的垂直隆起和抬高，并有可能造成先沉入桩上浮。

由于地面隆起，已沉入桩上抬，造成桩尖脱空，对于端承桩而言，极大地影响了单桩承载力的发挥。

3.静压桩挤土效应引发的环境问题。

土体的垂直隆起和水平位移会对沉桩范围外一定距离内的建筑物、构筑物、道路、挡土结构以及地下设施和管线的一定程度破损，如粉刷层剥落、墙身开裂，产生裂缝、首层商业店铺拉不上闸门等，附近地铁、隧道、地下管线及设施破坏等而引发工程事故。

防挤沟是一种有效的措施，可以减少地基浅层土体的侧向位移和隆起影响，并减少对邻近建筑物和地下管线的挤压作用。

在设置防挤沟时，应注意其长度比施工建筑物基础长2m，宽度一般采用1.2-2.5 m，深度超过地下管线埋置深度或邻近建筑物埋置深度1m。

沟内可根据工程实际情况回填砂或其它松散材料。

需要注意的是，防挤沟无法隔断深层土体中应力波的传递路径，所以一般用来保护浅层地下管线或者周围路面。

对建筑施工中静压管桩的挤土效应研究

对建筑施工中静压管桩的挤土效应研究【摘要】静压管桩施工技术是现代建筑施工中一种常用的实用性较强的地基处理方式，但是该施工技术产生的挤土效应会为施工周围环境带来一定程度的影响。

本文对静压管桩施工中所产生的挤土效应进行了分析，提出了几种能够预防或者降低挤土效应对周边环境造成影响的措施。

【关键字】静压管桩施工；挤土效应；预防措施概述静压管桩属于挤土桩施工工艺，是利用静压桩机的自重和静压作用力，将管桩桩身压入土层结构持力层来完成桩基施工，其发展基础为预应力技术，随着混凝土配合比材料和蒸养方式的不断完善，高强混凝土的生产成为可能，大吨位静压机的出现将管桩施工作业的适用范围进一步扩大，但静压管桩在施工过程中会产生挤土效应，挤土效应对施工现场及周边环境会产生一定的影响和危害，故必须在建筑施工中对静压管桩的挤土效应进行分析和研究，进而采取有效的措施来减小挤土效应所带来的负面影响。

1静压管桩施工中所带来的挤土效应分析静压管桩施工技术是采用静压方法将预应力空心圆筒构件压入地下，达到地基承载力效果的桩基处理技术。

在沉桩的过程中，桩管的桩身在被压入地下时，需要克服压桩周边土体的侧向摩擦力和桩端阻力，这就容易造成在桩身四周的土体结构因受到压迫而产生冲剪破坏，导致土体原有的应力状态变为向周边方向挤压，产生超孔隙水压力现象。

这种现象主要表现在土体结构向径向偏移，而桩尖和桩周一定范围内的土体受到不排水剪切和水平挤压，导致土体中超孔隙水压力升高而造成土体破坏，即便是未受到破坏的土体也容易因超孔隙水压力的影响而发生扰动变形，从而形成挤土效应。

2静压管桩施工挤土效应对周边环境所造成的影响及危害静压管桩的施工与岩土环境、工程周围环境相互作用，经过对多个工程实例进行研究分析可以看到，挤土效应产生的作用力和影响范围是非常严重的，主要体现在以下几个方面：1）对周围建筑影响，在饱和的软土地区易产生场地隆起，如临近建筑基础埋深较浅或结构强度较差，将导致房屋开裂、变形、倾斜，危害建筑物安全。

静压管桩挤土效应的实践与认识

静压管桩挤土效应的实践与认识作者：匡祥文来源：《装饰装修天地》2020年第12期摘 ;要：本文以某商住楼项目的桩基工程为实例，参照相关技术规范，分析打桩过程中挤土效应产生的机理及危害影响，探讨减少静压管桩挤土效应而采取的相应工程处理措施。

关键词：静压管桩;挤土效应;工程措施1 ;引言20世纪90年代以来，在镇江地区的工民建筑和桥梁等工程中预应力高强混凝土管桩（PHC桩）被广泛应用，而采用静压法施工的预应力高强混凝土管桩可获取较大的承载力，且制作方便，质量可靠，材料强度高，耐久性强，承载力高，施工建设快、交通运输方便，经济效益显著，具有广泛的应用前景，但也有其相对缺点，静力压桩的机械笨重，占地大，对场地尺寸和表层地基承载力有要求，因其属于排土置换桩，桩周土体被挤压、扰动、破坏可能导致浅部地面隆起，土层中的超静孔隙水压力增加，危及相邻已有建（构）筑物和地下设施的安全，也会对已完成的基桩产生破坏性影响。

本文以镇江市扬中某商住楼项目的桩基工程为实例，介绍了采用静压法施工过程中挤土效应的产生机理及危害影响，减少挤土效应而采取的相应工程处理措施。

2 ;工程概况该项目位于镇江市扬中三茅街道，建筑面积为156586m2，包括4幢18+1层住宅楼，4幢6+1层住宅楼，1幢2层沿街商铺及一个基底面积为28555m2的地下室车库。

经实地勘查地下室边界东侧紧靠原有住宅小区，南侧紧靠新建联排别墅，西侧为市政道路，这三个方向都不具备基坑放坡开挖条件。

（1）场地工程地质情况：该工程场地地貌类型为长江冲积形成的新三角洲平原，沉积了巨厚的第四系松散层，地基土从上至下分别为第四系全新统（Q4）①杂填土、第四系全新统（Q4）长江冲淤积形成的②粉质黏土夹粉土、③淤泥质粉质黏土夹粉土、④粉砂夹粉土、⑤粉砂、⑥粉砂、⑦粉细砂、⑧粉细砂、⑧’粉土夹粉砂、第四系上更新统（Q3）冲积相⑨粉质黏土夹砂、⑩中细砂。

其中②、③层土为软弱土层，④层土为轻微液化土层。

软土地基静压预应力管桩挤土效应的防治

而在地面以下较深层土体，由于覆盖土层压力作用不能向上土。地面以下２５ｍ～４１为海砂层，．ｔＴ地表平坦，砂层往下为淤泥起，层度较大，别是隆起，向水平方向挤压。由于群桩施工中的迭加作用，属特就会使已第②层的淤泥层，度达１．０ｍ－２．０１，面为极具特色的打入桩和邻近管线产生较大侧向位移和上浮。桩群越密越大。厚０５－０３ｔＴ层
海陆沉积厦门组层型。
土的位移也越大，有资料揭示，地面隆起可达５ｒ－６ｒ，的０ｃｎ０ｃ有ｎ
地下水主要接受大气降水补给和相邻地下水水体的渗透补甚至达到７ｍ～８ｍ。０ｃ０ｅ
给，并大致顺原地形倾向，由北向南方向渗透排泄，混合地下水稳
土效应带来的各种问题也越来越引起人们的重视。文中以某住群东临待建规划路，与港龙花园相距约１６ｍ～２西距建筑红０ｍ；宅楼工程的桩基工程为例，介绍高强度预应力混凝土管桩在软土线（红线处为围墙）．，５０ｒ与东卉花园相距８ｍ～９ｍ；ｎ南距建筑
但静压桩也有其相对缺点，即它属于排土置换桩，易对周边环其中￣０Ａ－２容５０Ｂ１５静压管桩共３６根。１
境造成不利的影响。随着人们环保意识的不断增强，对静压桩挤
３经实地勘查地下室边距离周边建筑的距离分别为：）拟建楼
中图分类号：Ｕ４３１Ｔ７．文献标识码：Ａ

软土地基管桩挤土现场监测及分析

根据监测结果，ＨＰＣ管桩水平挤土位移有如下
规律：
表２黄土类土的变形模量及压缩模量Ｅ
ＭＰａ
内众多工程中已经得到成功的应用。通过本次试验，出得的结果较好，但是，也反映出预钻式旁压试验与钻孔质量关系密切，因此必须严格控制试验钻孔质量，减少外界因素对旁压试验精度的影响。
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３结语
［收稿日期】２１一９２０１ｏ — ０
沿深度每隔ｏ５．ｍ测一次数据，打桩前几天开始观测。从
超孔隙水压力ｊ过大的挤土位移和过高的孔隙水压，
力将会对沉桩质量产生很大的影响。因此。研究沉桩过程的挤土效应对于指导桩基的设计和施工有指
到打桩结束后继续观测一段时间，每天观测一次。（）孔隙水压力监测：２同样在距离桩轴中心分别为１２４、、ｍ处，分别布置三个孔隙水压力ｕ、２１Ｕ、ｕ。每个孔压计分别在埋深为６１、５１ｍ处布置３、１１、８测点，采用４６测读仪。从打桩前１ｄ左右开始读取００数据，每天一次，打桩结束后，续观测一段时间，继以

关于软土地基静压预应力管桩施工的挤土效应及预防措施

关于软土地基静压预应力管桩施工的挤土效应及预防措施在已建的规划区内进行项目扩建工程，软土地基的桩基工程施工必须要严格防止因群桩施工的挤土效应而造成对临边已建构筑物或装置设施的破坏。

宁波万华二期工程煤气化区域桩基工程施工中，由于采取应力消散沟和消散孔及沉桩方向、沉桩速率等有效的预防措施，挤土效应得到有效控制，并保证了河边蒸汽管廊的安全。

Key words：soft ground；soil squeezing effect；stress dissipate hole1.地质情况根据地质勘察报告，场地岩土层分布从上到下分别为：2.挤土效应介绍桩基施工中桩尖处土体冲切破坏，挤压桩周土体形成具有很高孔隙水压的扰动重塑区，其厚度为0.5～1.5倍桩径。

在很强的挤压作用下，被扰动和重塑并变得密实，浅层土会向上隆起，要靠消散孔隙水压力，使紧贴桩身的扰动重塑区产生再固结而逐渐恢复土体的抗剪强度后形成在沉桩过程中，相当于桩体积的土体向四周排挤，土体破坏使周围的土受到严重的扰动，主要表现为径向位移，桩尖和桩周一定范围内的土体受到不排水剪切以及很大的水平挤压，桩周土体接近于“非压缩性”，产生较大的剪切变形，形成具有很高孔隙水压力的扰动重塑区，降低了土的不排水抗剪强度，促使桩周邻近土体会因不排水剪切而破坏，与桩体积等量的土体在沉桩过程中向桩周发生较大的侧向位移和隆起。

在地面附近的土体是向上隆起，而在地面以下较深层土体，由于覆盖土层压力作用不能向上隆起，就向水平方向挤压。

由于群桩施工中的迭加作用，会使已打入桩和邻近构筑物和管线产生较大侧向位移和上浮。

桩群越密越大，土的位移也越大，据宁波地区桩基施工龙头企业——浙江新中源有资料揭示，挤土地面隆起可达50～60cm，有的甚至达到70～80cm。

这必将影响桩的工程质量（变位、上浮），危及邻近建筑物和地下管线的安全，破坏性极强。

3.项目情况煤气化项目占地面积约8万平方米，工程造价约15亿人民币。

碎石桩复合地基承载力试验与数值模拟

广东土木与建筑GUANGDONG ARCHITECTURE CIVIL ENGINEERING2021年5月第28卷第5期MAY 2021Vol.28No.5DOI:10.19731/j.gdtmyjz.2021.05.014作者简介：蔡念（1993-），男，硕士，助教，主要从事工程地质教学研究工作。

基金项目：福建水利电力职业技术学院教科研课题（YJKJ2008C ）E-mail ：*****************0引言我国幅员辽阔，各地地质条件差异较大，因此工程建设所面临的地基条件往往具有明显的地域性。

在我国的沿江、沿湖地区常常分布有大片的软土层。

在这些地区进行工程建设时，为提高软土地基的承载力，常采用碎石桩复合地基。

碎石桩技术诞生于20世纪30年代［1］，当时主要用于提高砂土地基的承载力。

由于碎石桩出色的加固能力，现已被广泛应用到软土地基的加固中［2］。

自碎石桩技术诞生以来，国内外众多学者对其有关性质进行了系统的研究，邓修甫等人［3］从受力的角度出发，将碎石桩复合地基的沉降分为鼓胀区、非鼓胀区及桩底沉降区3个区段。

张千管［4］通过分析每种碎石桩复合地基的沉降特征，建立了“厚壁圆筒模型”，HASSEN 等人［5］通过模型试验发现贯入碎石桩可有效提高地基的抗液化能力。

PUNETHA 等人［6］分析了桩身承载力膨胀的主要形成原因。

随着计算机技术的发展，近年来越来越多的学者用数值模拟的方法对碎石桩复合地基的相关性质进行研究，并取得了一系列成果，PAL 等人［7］用有限元软件建模，进行了数值分析模拟计算，总结得出了GPCF沉降量和震后残余沉降速度。

陈强等人［8］利用数值模拟技术对碎石桩复合地基的力学性质进行研究后，认为碎石桩可将上覆荷载传递至其7倍桩径处。

本文以某新建小区工程为依托，利用原位静载试验与数值模拟对上覆荷载下的碎石桩复合地基的应力分布进行研究，得到其应力分布云图，同时结合原型与模型的P -s 曲线特征，对碎石桩复合地基的作用原理进行了阐述。

关于锚杆静压桩沉桩过程中的挤土效应相关计算探讨

关于锚杆静压桩沉桩过程中的挤土效应相关计算探讨摘要: 锚杆静压桩是一种用于建(构)筑物纠偏的施工方法,在软土地区已经得到了广泛的应用,取得了良好的效果。

作为挤土桩,在沉桩过程中,会对周围环境产生影响:(1)压桩时桩周土层被压密并挤开,使土体产生水平移动和垂直隆起,可能造成邻近已压入的桩产生上浮、桩位偏移和桩身翘曲折断。

并可使邻近建筑物破坏、管线断裂、道路不能正常使用等;(2)压桩使土中超孔隙水压力升高,造成土体破坏,也会导致土体垂直隆起和水平位移。

鉴于这些负面影响,分别用柱形孔扩张法和有限元方法对锚杆静压桩挤土效应进行计算,并结合工程实例对两种方法的计算结果进行了比较。

关键词: 锚杆挤土效应有限元扩张法1锚杆静压桩挤土效应的柱形孔扩张法1.1基本假设(1)土体是均匀的、各向同性的Mohr-coulomb材料,在球应力作用下不会发生屈服;(2)不考虑土体自重的影响;(3)忽略压桩后土体的应力释放;(4)忽略桩侧摩阻力。

1.2计算模型(见图1)图1柱形孔扩张计算模型注: Ru—桩的半径;Re—桩周应力影响区半径;Rp—塑性区半径1.3桩周土体塑性区半径公式的推导对于图1的模型,为半无限空间土体受圆形均布荷载作用问题,其附加应力我们取圆心下方的应力值进行计算。

由Bouss-inesq公式进行积分,可求得圆心处下方的应力值如下:式中:P———压桩前地基土中的附加应力;d———附加应力作用面半径;z———计算应力点的计算深度;v———土体的泊松比。

为后面计算方便,令:把压桩过程中桩周土体的本构关系看作水平的平面应变问题,那么压桩后,原孔扩张的面积应该和弹性区及塑性区面积变化相同,可以得到以下关系式:式中:Up———弹塑性边界点的径向位移;Δ———塑性区平均体积应变。

上式的左端为扩张面积,右端的πRp²-π(Rp+Up)²项为弹性区面积变化,π(Rp²-Ru²)Δ为塑性区的面积变化。

层状土体静压桩挤土效应三维模拟

间夹软层三种情况进行数值模拟，结果表明：上覆硬土层越厚，挤土效应越明显；中部夹硬层和中部夹软层时对于
由桩体挤土引起位移影响不大，但是在夹层处容易出现较大应力差值，易在此部位出现由于挤土断桩现象。
【关键词】层状土体；预制桩；挤土
【中图分类号】 TU473. 1
【文献标识码】 B
【文章编号】 1001 － 6864（ 2012） 12 － 0104 － 03
表1
不同土层土体计算参数
参数
弹性模量 E / MPa
泊松比 μ
粘聚力 c / kPa
摩擦角 φ/（ °）
剪胀角 φ/（ °）
天然容重 γ / kN·m － 3
软土层 1
0. 35
15
25
5
18
硬土层 10
0. 35
25
30
5
18
图 2 中看出：硬土层越厚在土体表面产生的位移越大，隆起越明显。同时，在深度方向上，硬土层内径向位移明显增大，由于硬土层位移较大，下卧软土层在水平向的位移也有所提高。但硬土层厚度越大，沿深度方向的沉降明显减小。 2． 2 中间夹硬（软）层
参考文献
［1］陈文，施建勇，龚友平，孙邦宾．饱和年途中静压桩沉桩机理及
中间夹硬（软土）的静压桩施工扰动影响的计算结果如图 3 所示，由图中可以看出：中部夹硬层和中部夹软层时，径向位移与均质软土情况相差较小。只是在夹层位移发生一定的突变，表现硬土向软土有挤进作用，导致为靠近硬土层的软土位移加大。从竖向位移来看，中间夹软层表现为软土层上部土体的下沉明显增大，软土层被压缩。这同样是由于上部硬土层向软土层挤进造成的。对于中间夹硬层，硬土层减小了静压桩施工带来的向下的竖向位移。软硬交界层处出现应力突变，当软硬土交替出现时会在静压桩施工时产生很大的应力差值，对预制桩施整体强度要求较高，

静压管桩挤土效应分析及控制措施探究

静压管桩挤土效应分析及控制措施探究越发关注，本文从静压桩挤土效益机理出发，重点介绍了施工中挤土效应的控制措施，并结合某工程实践进行总结，可供广大工程技术人员借鉴参考。

关键词：静压管桩挤土效应控制静压管桩于上世纪50年代初在我国部分沿海地区首用，因具有施工无噪音、无废气、无振动、无冲击力、无泥浆、排放管桩质量可靠、施工速度较快等优点，目前已成为商品房建设中最常用的桩基形式。

然而，因静压管桩属于排土置换桩，压桩施工所产生的挤土效应对周边环境影响极大，严重时甚至可能导致邻近建（构）筑物的表面开裂及结构破坏、道路隆起、地下管线断裂等工程事故的发生。

现结合实践经验，就静压管桩挤土效应及其对周边建筑物的影响以及相关控制措施进行粗浅探讨，以供参考。

1、挤土效应机理静压法施工属于挤土类型，沉桩时往往使得桩四周的土体结构受到扰动，导致土体应力状态改变，相当于桩体积的土体朝四周排挤，使周围的土受到严重的扰动，主要表现为径向位移，桩尖与桩身周边一定范围内的土体受到不排水剪切以及很大的水平挤压，造成桩周围土体接近于非压缩性，产生较大的剪切变形，并形成具有很高孔隙水压力的扰动重塑区，使土的不排水抗剪强度降低，促使桩周围邻近土体因不排水剪切而破坏，与桩体积等量的土体在沉桩过程中沿着桩周围发生较大的侧向位移和隆起。

在地面附近的土体向上隆起，而在地面以下较深层的土体，因覆盖土层压力作用而不能向上隆起，便像水平方向挤压。

群桩施工中的迭加作用会造成已打入的桩与附近管线产生较大的侧向位移和上浮，随着桩群越密，桩基面积越大，地基的软弱土层越厚及含水率越高，土的位移越大，地面隆起的高度也就越大，施工过程中主要表现在如下几方面：1）压桩时，因桩周围土层被压密或挤开，使得土体产生水平移动与垂直隆起，且对周边建（构）筑物及地下管线造成一定影响；2）压桩导致土中超孔隙水压力升高，导致土体破坏，而未破坏的土体也会因超孔隙水压力的不断传播与消散而产生蠕变，造成土体水平位移与垂直隆起；3）压桩过程中严重扰动桩周围土体，破坏土的原始结构，改变其了工程性质；4）桩端停歇于硬土层内的时间过长，以及施工方法与施工顺序不得当、每天压桩数量过多、沉桩速率过快、布桩过密等情形都有可能加剧挤土效应的产生。

静压预应力管桩挤土效应试验

预应力管桩具有承载力高、弯性能好、量稳抗质
定、应性强等优点，适静力压桩工艺具有噪声少、泥无浆污染、工速度快等特点。然而，压管桩属于挤施静土桩，施工过程所产生的挤土效应会对周围工程环境造成不良影响” 。对于黏性土特别是饱和软土地基，挤土效应主要体现为压桩过程中压密并挤开桩周
ｍｍ、．ｍ和５４Ｉｎ在２０ｉ９２ｍ．Ｉ，．ＹＩｎ深度处最大侧移分别为６２ｎｉ、．和４７ｍ距最排管桩．ｌ７６ｍｍ３．ｍ；
５０ｍ处地表最大侧移分别为１．ｍ、．ｍ和９６ｍｉ，２０Ｉ深度处最大侧移分别为５３ｍ．３９ｍ４７ｍ．ｎ在．ｌｌ１．ｍ、
面较为一致，距最外排管桩１．００ｍ处侧移沿深度方向
逐渐减小，表最大侧移为９２ｍｍ，．深度处最地．２０ｍ
大侧移为７６ｍｍ，最外排管桩５０ｍ处侧移在３０．距．．ｍ处形成转角，表最大侧移为４７ｍ２０ｍ深度地．ｍ，．处最大侧移为９５ｍ。．ｍ
５０ｍ处开挖深度２５～．宽度１韵防挤沟，．．３０ｍ、ｍ在距最外排管桩５０ｍ、００ｍ处布置测斜管，行．１．进
施工过程的变形测试试验。试验结果表明，个断面距最外排管桩１ｎ处地表最大侧移分别为７１三０Ｉ．

浅议软土地基中静压沉桩挤土

击和振动作用所带来的噪音、地层扰动、废气如下：
称
为残余强度，这时候的土体变形相当大。残余强度可以认为是土体完全扰动时的强度。峰值敏度越高，就说明土体扰动后强度损失越大。沉桩时，桩间土会受到挤土扰动，桩间距越小，扰动程度越大，桩间距越大，扰动程度三，工程案倒：扬州市某厂新建的厂房，由于该厂房建设
周围建筑物环境及地质结构条件要求高，在施工过程中应加强对周土及建筑物的观测。因为其成
本低、工期相对短等优点，所以是一种比较切实
孔隙水压力的增量（Ｐ）Ｋａ；
土的孔隙水压力系数・
桩周土扰动等效应。其对于那些造价低建筑物来说，更是必不可少的选择之一。
一
向下及径向移动。
．
当Ｐｒ，得至桩土界面处孔隙水压力最＝时４
大值为 △ ／Ｃ＝ｎＥ３＋．３－．８ｌ（／Ｃ）１７Ａｆ０５
△ｕ
— —
二、沉桩对桩体周围土体的挤土效应：
挤土效应的主要表现为桩周土塑性区、挤土引起的水平位移和隆起、孔隙水压力增大、
性，容易对周边环境造成不利的影响。随着工程决于土的模量和不排水抗剪强度。将上式绘制卸载孔、挤土缓冲沟太浅ｔ③基坑开挖方法不ｃ与刚度ＩＥＣ之间的关系，如下图所当，桩间土挤压应力消散不均匀、对称。＝／Ｌ中静压桩越来越普遍的运用，对静压桩挤土效应成Ｐ／带来的各种问题也越来越引起人们的重视。
垫、桩垫等缓冲材料，桩顶也不易碎裂。

静压桩挤土效应的数值模拟

静压桩挤土效应的数值模拟【摘要】本文利用空间小孔扩张理论和FLAC3D软件，对静压桩单桩的挤土效应进行了数值模拟分析。

1、FLAC3D模型的建立利用厚壁圆筒的模型来模拟静压桩的挤土过程。

对于桩尖处小范围内土体，由于主应力发生偏转，应力边界条件比实际偏大；在桩尖以下，由于土体主要发生向下位移，故径向位移将迅速减小，直至为零。

本文模拟的是静压桩桩尖以上的桩体部分进入土体后的扩张过程以及这个过程对桩周一定范围内土体径向位移的影响程度。

采用FLAC3D中的圆柱型壳体cshell网格建立一个四分之一的厚壁圆筒，利用模型的轴对称特点建立一个厚壁圆筒形状。

由于静压桩的影响范围是有限的，可以认为在距离桩中心一定距离远处静压桩的挤土效应（应力和位移）可以忽略不计，进而在厚壁圆筒外侧的边界条件可以假设为固定的，上端（桩端）和下端（桩底）设置为自由边界，在筒内对桩周土施加径向的扩张应力和竖向的摩擦力。

这也就是该模型的初始的边界条件和应力条件。

2、参数的确定设用打入方式的沉桩的影响范围最大也就20R，R为桩半径。

在数值计算中，假设压桩前土体已存在一个有一定半径为R0的圆柱空腔体，即初始扩张半径。

设初始扩张半径可取为：，即：土体中空腔半径扩大至。

3、数值模拟结果3.1相同桩长不同桩径的数值模拟比较设场地的工程地质条件如表1。

表1 土体本构参数[8]土体名称γ（kN/m3）（°）c（kPa）cu（kPa）ES（MPa） V灰色粉质粘土18.65 15 15 13.9 3.6 0.3设土体初始径向挤压力：厚壁圆筒内部的径向应力：厚壁圆筒内部的竖向摩擦应力：设桩体外径分别为D=0.4m，0.5m，0.6m，桩长均为L=6m时，初始扩张小孔半径为R0=0.1155m，0.1443m，0.1732m。

随着计算点离桩体中心轴距离的增大，位移呈减小趋势，经过对各组数据的回归分析，土体的径向位移Ur与ln（1/r）呈正比例关系。

软土中密集管桩的挤土效应综合防治措施

ｉｕｎｅｏｑｅｚｎｆｃｓａａｙｅｅｐｒｎｅｏｌｆｎｅｃｆｓｕｅｉｇｅｅｔｉｎｚｄｏｈａｉｆｈｏｅｉｌａａｓｓａｄｃｎｔｔｘｅｅｃ．Ｓｍｅｌｔｃｌｕｏｉｇｎｒｌａｕｅｏｔｌ” ｓｕｅｉｇｅｅｔｄｒｎｏｓｒｃｉｎｐｏｅｕｅａｅｄｓｒｅｕｈａｅｓｎｂｅｅｅａｍｅｓｒｓｔｃｎｒｏｏｑｅｚｎｆｃ ” ｕｇｃｎｔｔｒｃｄｒｒｅｃｂｄｓｃｒａｏａｌｉｕｏｉｓｐａｎｎｆｏｓｕｔｎｄｒｃｉｎａｄｒｕｅｅｅｔｅｃｎｒｌｎｆｄｉｏｓｒｃｉｎａｕｔａｄｓｅｄｅｔｇｌｎｉｇｏｎｔｃｉｉｅｔｎｏｔ，ｆｃｉｏｔｏｌｇｏａｌｃｎｔｕｔｍｏｎｎｐｅ，ｓｔｎｃｒｏｏｖｉｙｏｉｓｉｇｏｖａｒｖｎｑｅｚｎｆｃｎｒｖｎｅｐｌｐ．ｒｏｅ，ｅｅｐｅｅｔｎｍｅｓｒｓｗｉｈａｅｏｌｒｏｅｔｔｅｅｔｕｅｉｇｅｅｔｄｉｏｉｇｔｉｔｓＭｏｅｖｒｔｓｒｖｎｉａｕｅｈｃｒｈｐｓａｍｐｈｅｉｈｏ
第４０卷２１年第４期０２
广州建筑ＧＡＧＨＯＲＨＩＥＴＲＵＮＺＵＡＣＴＣＵＥ
Ｖ１０Ｎ．。２１ｏ．ｏ４４０２

基于flac3d对碎石桩数值模拟的建模方法研究

基于flac3d 对碎石桩数值模拟的建模方法研究发布时间：2021-06-28T06:33:44.575Z 来源：《防护工程》2021年6期作者：夏铨丘健林蔡晓聪莫海钊[导读] 随着碎石桩的在道路工程等领域的广泛应用，碎石桩不仅仅应用在持力层受力条件良好的地区，而且也渐渐应用在一些软土层厚度大的地区。

但是对碎石桩的理论研究是不甚成熟。

本文对用flac3d对碎石桩建模的方法进行讲解。

flac3d有限差分软件对于在悬浮筋箍碎石桩的板荷实验的数值模拟主要构成包括，碎石，软土，接触单元和土工格栅。

夏铨丘健林蔡晓聪莫海钊广州大学广东广州 510006摘要：随着碎石桩的在道路工程等领域的广泛应用，碎石桩不仅仅应用在持力层受力条件良好的地区，而且也渐渐应用在一些软土层厚度大的地区。

但是对碎石桩的理论研究是不甚成熟。

本文对用flac3d对碎石桩建模的方法进行讲解。

flac3d有限差分软件对于在悬浮筋箍碎石桩的板荷实验的数值模拟主要构成包括，碎石，软土，接触单元和土工格栅。

关键词：flac3d 数值模拟碎石桩1．碎石，软土参数取值方法1.1 碎石和软土用摩尔库伦本构模型进行模拟。

那么，摩尔-库伦本构模型涉及到的材料参数为：弹性模量、泊松比、体积模量、剪切模量、内聚力、内摩擦角、膨胀角、密度。

参数的取值是根据实验的结果来取值的。

具有一定的依据。

1.2采用莫尔-库仑本构模型将软土模拟为线弹性全塑性材料。

体积模量和剪切模量可以用弹性模量和泊松比表示，公式如下（4-1）（4-2）1.3 式中、、、分别表示体积模量、剪切模量、弹性模量和泊松比。

在不固结不排水试验中，试样的有效围压为零，则取主应力差最大值的一半即为软土的粘聚力。

摩尔-库仑本构模型的初始弹性模量由应力-应变曲线的初始斜率确定。

然后用flac3d软件对三轴实验进行模拟，输入由实验得到的粘聚力和摩尔-库仑本构模型的初始弹性模量。

其模型尺寸与三轴试验试样的尺寸一致，然后保持模型的侧边压力和围压一致，用赋予上表面较小的速度，模拟三轴实验，根据数值模拟的结果来对粘聚力和弹性模量修改，直到模拟结果和实验结果在误差范围，则确定参数取值。