[原创]《带伴侣的桩极限承载力数值分析及讨论》修改稿 [复制链接]

带伴侣的桩极限承载力数值分析及讨论 $O/@bh1@p  
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摘要：简要回顾目前带伴侣的桩有限元模拟等方面的研究状况，借鉴桩顶预留净空试验和数值模拟成果，建立了带伴侣单桩且更大预留净空的数值模型，对比计算表明桩伴侣可较大幅度提高复合地基的极限承载力，在此基础上，通过调整模型参数，以数值模拟的方式得到了带拐点止沉的承载力-沉降量曲线，进一步讨论了复合地基承载力公式，通过桩伴侣的整合，使端承桩用于复合地基或复合桩基成为可能，并对今后桩伴侣的研究和应用提出了建议和展望。关键词：桩伴侣；极限承载力；桩顶预留净空；止沉；端承桩复合地基 .Y"H{|]Mnh  
中图分类号：TU375.4        文献标识码：A文章编号：（此编号投稿时为空）

引　　言 *0 0K3  
桩基础与带褥垫的刚性桩复合地基是目前建筑工程中最常用的地基基础形式，其特征是：桩基础直接与基础底板刚接，节点承担竖向、水平、弯矩与扭转荷载；而带褥垫复合地基的刚性桩则完全与基础底板脱离，桩端嵌固较好可视为刚接，桩头则为自由状态，在桩间土的裹挟下通过侧向的负摩阻力和桩顶的扩散应力来承担竖向荷载。上述两种形式中的桩的构造与受力形式存在很大的差异，以至于文献 [1]中14.1.3条出现了“刚性桩复合地基中的混凝土桩应采用摩擦型桩”的规定，以法定的规范将高承载力的端承桩与复合地基对立起来。 *Hnk,?kPq  
桩基础的基桩与带褥垫复合地基的刚性桩之间的关键差异在于桩头的构造形式，文献[2]从上凸形桩顶试验谈起，介绍了郑刚教授桩顶预留净空的专利、宰金珉教授等人发明的位移调节专利、以及纵向预应变桩、桩帽（桩头部扩大）等改变桩头（或桩端）构造形式从而影响桩工作性状的研究成果，并在前人的启发下，提出了新的桩头构造形式——桩伴侣[3] [4] [5]，申请并获得了国家发明专利。 Q'ok%9q!p  
桩伴侣将桩与基础底板的连接关系由刚接或自由变为了一种“弹性滑动”支撑形式。首先，类似于褥垫或桩顶预留净空，桩可通过侧向的负摩阻力和（或）桩顶的扩散应力来承担竖向荷载；第二，在水平方向，桩伴侣对桩头形成了弹性约束，约束刚度取决于桩与桩伴侣之间的距离和填充材料的模量；第三，桩伴侣作为基础底板的组成部分可用于承担基础底板传下来的弯矩和扭矩。总之，桩伴侣承担着刚性的基础底板和上部结构与刚性桩之间承上启下的过渡作用。 f
A]b'8  
目前罕有桩伴侣应用工程实例的报道，在《刚-柔性桩复合地基技术规程》（JGJ/T210-2010）[6]解说中描述的为防止褥垫层侧向挤出而在基础下四边设置的围粱可以视作桩伴侣应用的雏形，即多桩共用的桩伴侣。浙江省工程建设标准《复合地基技术规程》（DB33／1051-2008）解说9.2.5 条还有如下说明：“垫层外围设置围梁能保证周边的垫层不致流失，并可保证边缘垫层在围梁约束下能很好地发挥作用。在荷载板试验时也要求周围有围梁。” FD&"k=p+X  

1  目前有限元模拟的研究成果 Q9`}dYf.  
郑刚[7]在常规桩筏基础上，通过在桩顶设置预留净空或可压缩垫块，在路基处理中提出了利用部分路基填土荷载对土进行预压，然后再使桩主要承担荷载的设想，实现对桩身上部及桩端下土提前进行压密以减小工后沉降。在桩顶与筏板接触上之前，土承担主要的荷载。桩顶预留一定高度的净空可以使桩身上部及桩端下土提前进行压密，减少桩端贯入量，并使部分土固结产生的沉降提前发生，并达到有效减小工后沉降的目的。在对京津城际轨道CFG桩地基处理进行有限元数值模拟分析的基础上，在桩顶与筏板之间引入净空，桩顶与筏板接触的常规桩筏基础的桩土相互作用及沉降发展的对比表明：预留净空桩(或可压缩垫块)基础在路基中应用时最终沉降小。在文献[7]的图示中，预留净空桩(或可压缩垫块)的净空或垫块周围设置有刚性约束，疑似采用了桩伴侣的构造措施，但该刚性约束似乎是通过局部削弱减薄路基的结构层以“凹”的方式实现的，而常规的桩伴侣设置则是局部增强加厚基础底板（承台）以“凸”的方式实现。 )9L:^i6  
岩土在线论坛来自同济大学地下建筑与工程系的geofem采用Z_SOIL2D/3D软件建立了三维数值模型，对褥垫层和桩伴侣进行了比较[8]。模型的基本条件：考虑桩伴侣外径1.5m，厚度25cm，高度30cm，为C30混凝土（弹性）。 桩为直径500，长度18m。桩端地基承载力1000kpa，桩侧壁与土摩擦系数0.6，筏板为与桩伴侣等直径50cm厚C30混凝土板。模拟过程为0T开始不断加载，直至土体破坏。未考虑桩伴侣的模型同上，将桩伴侣的材料改为土体材料（类似于带褥垫的复合地基）。 WzC_M>_  
计算结果如图1所示。Geofem认为桩伴侣的数值分析表明： =psX2?%L  
（1）就目前的前提与假设条件，带桩伴侣的极限承载力（以计算不收敛作为准则）较普通桩基高。 YuZxKuGy  
（2）但就加载曲线的斜率来说，当荷载同为240kPa的条件下，使用桩伴侣与未使用桩伴侣对应的竖向位移均为2cm左右，差别很小（2.13cm/2.30cm）。而对应560kp的沉降量已经是大于10cm了，对于变形控制要求的建筑物可能适用性上有问题。
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图1 Geofem数值模拟的桩伴侣荷载-沉降图 X$L9kZ  
Fig. 1 Load-Settlement Curve simulated by Geofem h7( R/Rf  

2  计算模型 f,?P1D\  
从某种意义上说，桩伴侣就是桩顶预留净空的一种构造措施，因此，本文的计算模型充分借鉴了文献[9] [10] [11]的现场试验成果，并以文献[12]数值计算的模型参数进行了对比试算，结果基本吻合。为方便读者阅读，现将计算规则、模型参数等简述如下： J8T?=%?=  
（1）计算模型对承台、桩伴侣、桩均采用线弹性本构模型，C30混凝土，弹性模量E=30000Mp，泊松比0.20；对地基土体采用Drucker-Prager模型。模型采用不相关联的流动规则，将承台-桩-桩伴侣-土作为一个整体的计算域，进行统一划分单元，形成总刚度矩阵，得到全计算域的有限元方程。除桩以杆单元模拟外，其余均为四分之一轴对称实体有限元模型。 ?~;8Y=O  
（2）模型尺寸 EMDsi2  
承台宽1414mm，桩长4500mm，桩截面尺寸200*200mm，桩伴侣高500mm，桩伴侣外径800*800mm，壁厚100mm，桩顶设置垫块厚度100mm。计算域为水平方向取承台两侧各5米，竖向方向取桩顶以下15米的范围。 i9NUv3#  
（3）土层分布情况。土层分布简化为两层：第一层，在桩端0.5米以上范围内，厚度4200mm，弹性模量E为13Mp，泊松比0.35，摩擦角26度，c=21kpa；第二层为第一层以下全部计算域范围，弹性模量E为20Mp，泊松比0.25，摩擦角37度，c=14kpa。 lJfn3  

3  计算结果和分析 V'";u?h#S  
有限元数值模拟得出不同状况下承台的荷载-沉降曲线见图2。 nH#|]gVI  
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图2 不同计算参数下的承台沉降值 , 8NY<sFh  
Fig. 2 Comparison of cap settlement >&|C E2'  
在不设置桩伴侣的情况下，本文计算模型的沉降值相比文献[12]小了很多，例如：文献[12]在垫块弹性模量为7Mp且荷载总值为480KN（相当于240Kpa）时，承台沉降值为55.9mm，而本文的计算模型在桩顶预留净空且荷载值为250Kpa时，承台沉降值仅为17.5mm。出现以上计算差异可能有计算软件、模型单元、参数选择等多种原因，本文的计算模型相对简单，桩以杆单元进行模拟，未考虑桩、承台与土的摩擦接触问题。另外，参阅基于同一现场试验对比研究的文献[13]，其数值模拟的模型参数中第一层土的弹性模量仅为7Mpa，这些因素都导致了计算结果的差异，但不影响对其规律的研究。 JY+ N+c\  
计算结果有如下规律： _7AR2  
（1）相同的荷载下，沉降量从大到小的工况分别为：无伴侣留净空，有伴侣留净空，7Mp垫块，13 Mp垫块，70 Mp垫块，桩顶直接接触承台。这一规律可以描述为沉降量与“桩（相对于土）向上的刺入量”反向相关。 tntQO!pM  
（2）上述工况中，仅桩顶单独预留净空工况的沉降量明显较大，与之相比，预留净空且配置桩伴侣后沉降量减小的幅度较为明显，其余各工况的沉降量有差异，但变化的幅度不明星，文献[7]之所以能得出“预留净空桩(或可压缩垫块)基础在路基中应用时最终沉降小”的结论应当与净空周边有刚性约束有关。 )>]~Y  
（3）配备桩伴侣后，以有限元计算收敛准则判定的复合地基的极限承载力比没有桩伴侣的情况均有了一定幅度地提高，但极限承载力提高的幅度随着垫块刚度的提高而降低，桩顶直接接触承台时桩伴侣对极限承载力几乎没有贡献，出现这种现象，一方面是由于垫块刚度提高限制了沉降量从而影响到土承载力的发挥，另一方面，也很可能是由于桩端土层的屈服破坏在计算的判定中起主要决定作用造成的。 &gn^i!%Z)  
无论是桩伴侣、褥垫层，还是预留净空或可压缩垫块，都有改变桩与土沉降差的作用，即褥垫层复合地基中所描述的刚性桩的“向上刺入”，实质是桩的沉降量小于土的沉降量，从这个意义上说，建议在应用桩伴侣的工程中取消模量较大的褥垫层，只要在桩伴侣与桩之间填充现场的原状土即可，由于原状土模量较低，桩顶与基础底板（承台）之间的距离可略小于褥垫层，或与褥垫厚度相当，以便更多地调动上层地基土的承载能力。 VFZ_Vw  
桩伴侣本身的尺度与高度很小，按照传统计算基桩承载力的方法得到的端阻、侧阻也很小，桩伴侣对于按照传统判定基桩或复合地基承载力的方法所能提高的承载力几乎可以忽略不计，桩与承台或基础底板距离过大时甚至还有可能降低，geofem和本文的有限元数值计算都发映出这一特征，现场试验也验证了这一结论： ZE())W"  
在某工程进行复合地基静载荷试验时，将一个100mm高、配有直径8mm的环筋的桩伴侣埋入检测时的砂垫层中，共进行了三次埋入桩伴侣的试验，与只有砂垫层的常规复合地基静载荷试验相比，未发现他们之间有规律性差异。尽管由于选取试桩的施工质量、桩头、垫层状况不同等原因导致复合地基静载荷试验数据本身就有很大的离散型，非大量统计意义上的数据事实上可信度极低，但试验至少说明是否配置桩伴侣对加载曲线的影响是不明显或不显著的。 }4!R
2c  
静载荷试验卸掉承压板后，发现桩伴侣的横断面上出现了很多贯通的裂缝（见图3），说明桩伴侣受到了较大的环向应力，其反作用力是桩伴侣对土或垫层的约束，在竖向荷载之外桩伴侣横向约束的加入使上层地基土处于三相应力状态，从材料强度的角度保证了地基土承担竖向荷载的能力。此外，通常设置的桩伴侣采用局部增强加厚基础底板（承台）以“凸”的方式实现，相当于增大了基础的埋深，又使得基础底板与地基土相互交错，接触面异常粗糙，拿生活中的例子来说就如同上部结构由原来的平底鞋或踩高跷（桩基础）换成了运动鞋，这样也更符合太沙基地基极限承载力基本公式推导过程中基础底面粗糙的假定，更重要是的减小了推导公式中原来所假定的发生浅基础最不利的整体剪切破坏的可能性，而是倾向于发生上部结构不明显倾倒的局部剪切破坏甚至是不倾倒的冲剪破坏，因此，尽管配置桩伴侣对静载荷试验的荷载-沉降曲线影响甚微，但可以针对带伴侣的桩调整放宽地基或桩基承载力的判定标准，例如对于缓变型的地基加载曲线取更大的s/b（沉降值/载荷板宽度或直径）值所对应的荷载作为承载力值。 wgK:^DP  
8u,f<XHi"a  
图3 卸载后桩伴侣的裂缝 +[MzF EE[  
Fig. 3 Cracks of a pile partner after unloading '\$2+*  

4  数值模拟“止沉”理论的拐点 /e^q>>z  
文献[5] 对带伴侣的桩承载力-沉降量曲线进行了理论上的预测，并提出了基于曲线出现收敛、拐点的“止沉”理论。但在各种桩顶预留净空与桩伴侣的数值模拟和试验中，基础筏板（承台）承载力-沉降量曲线的拐点从未出现。在本文的数值模拟中，将桩顶垫块厚度由文献[12]中的100mm调整为200mm，也是希望加载前期出现更大的沉降量，从而后期沉降更小，有助于承载力-沉降量曲线拐点的出现。但数值模拟的结果却是在拐点出现之前，有限元计算已经不收敛，这意味着在承台-桩-桩伴侣-土整体的计算域中，至少有一个构件发生了破坏。由于承台、桩伴侣、桩均采用线弹性本构模型，在有限元数值模拟中视同不会破坏；而地基土体采用的Drucker-Prager模型，土的应变包括弹性应变和塑性应变两部分，塑性应力与应变关系需服从广义的Von Mises屈服准则和硬化定律，表层局部土体受到桩伴侣的约束作用而不易屈服，其他部位的土体都存在发生破坏导致有限元模型计算不收敛的可能。 Fu*~{n  
在该模型的基本参数中，主要有三个原因制约了承载力-沉降量曲线拐点的出现： ltKUpRE\?  
（1）桩顶距离承台板的距离（即垫块厚度），由于土体发生屈服时承台板总体沉降有限，故桩顶向上的刺入量也有限，在桩顶接触到承台板之前，土体已经发生了破坏； bIR AwktD  
（2）模型的桩长仅有4.5米，而持力层和下卧层土的弹性模量E也仅为20Mp，桩呈现典型的摩擦桩特性，桩的荷载分担比始终较小，而且很可能是由于桩端土体的破坏导致模型有限元计算不收敛； O<0G\sU  
（3）桩伴侣的高度。模型中桩伴侣为500mm，相当于桩长度4500mm的1/9，如果以实际工程中常用的20m左右的桩长来度量，似乎模型中500mm的桩伴侣相当于实际工程中的2米高左右，而2米高的桩伴侣在施工中是很难实现的。但由于桩伴侣对于极限承载力的贡献主要表现在对表层土的约束作用，提高表层土的屈服极限，进而提高复合地基的承载力，对于表层土以下的土体由于应力扩散的效果，其应力水平相应降低，而且约束状况也比表层土有所改善，进一步降低了发生屈服破坏的概率，因此，在约束表层土的问题上，模型与实际并不存在绝对的线性比例对应关系。 W?5u O  
针对上述原因，在新的有限元模型中在原有模型的基础上对以下参数进行了修改： iUv
#oX H  
（1）将垫块厚度由200mm调整为50mm，以促进桩头尽早与承台板接触； .Y8z3O  
（2）为提高桩的承载力和荷载分担比，将第二层土的弹性模量由20Mp提高到200Mp，将第一层土的弹性模量由13Mp调整为7Mp，适当提高粘聚力值便于计算收敛； jXBAo  
（3）将桩伴侣的高度由500mm提高到1000mm，进一步提高桩伴侣对表层土的约束范围，同时将桩伴侣调整为圆环形减小地基土的应力集中。 9Ytf7NpR  
新模型的计算结果见图4。 r>=)Y32Q  
!^dvtv`K  
图4 出现拐点的荷载-沉降曲线 ~>af"<  
Fig. 4 Bearing capacity-settlement curve with inflection point 6]=R#d 7U  
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由图4可以看出，当荷载小于600Kp时，不同模量垫块所对应的沉降差别不大；达到600Kp以后，桩顶预留净空的沉降大幅度增长，但当荷载达到800Kp后，其增长幅度开始放缓，荷载-沉降曲线的斜率出现了拐点。放置7Mp与13Mp垫块时也有类似的拐点，但不如桩顶预留净空收敛得明显。 ,qS-T'[v,(  
按照传统判定桩基或复合地基承载力的方法，图4中预留净空的承载力只有300kp左右，但是如果将桩与承台接触之前当做地基的预压阶段，只要桩身的强度满足，复合桩基的承载力取为1000kp可能都保守，这是因为在承载力-沉降量曲线跨越拐点后，随着荷载的增大，不同工况（反映场地的不均匀或施工的误差）的沉降差异反而减小了，带伴侣的桩为利用上部自身荷载预压、首先充分调动上层土的承载力再由桩进行“止沉”提供了良好的工作条件。 K[%)_KW  
建筑工程的桩基础通常按照低承台桩基进行设计，默认桩周土对桩有足够的约束作用或者是桩不承受水平荷载，然而，对于软弱土、密实度不高的土，最好还是进行处理使其足够密实，依靠细长的桩穿过软弱土层的方法不可取，对于淤泥质土等含水量大的土，还应该采取砂石桩等措施进行进行排水固结，上海某13层楼房倒塌的事故固然有各种外因，但外因也是要通过内因才能发挥作用。利用上层土的承载力，并不仅仅是简单的降低工程造价，而是为了建筑工程百年大计的本质安全。 q1Ja*=r  

5  进一步讨论——复合地基与复合桩基的整合 n5Ad@Bg  
传统规范[14]中计算刚性桩复合地基承载力特征值有如下的通用公式： YxEc(a"  
fspk =mRa/Ap+β(1-m) fsk                  (1) nQ*9|v4  
式中：β— 桩间土承载力折减系数，宜按地区经验取值，如无经验时可取0.75～0.95，天然地基承载力较高时取大值。 pg\Ylk"T  
然而，这一公式有一个无法解释的悖论，那就是桩并没有与基础直接接触，怎么可能全部发挥？而土（垫层）直接与基础底板接触，却又为何折减呢？大量的复合地基工程试都观察到在褥垫层桩间土承载力实际发挥可以大于1，宋建学[15]也通过对CFG长桩与PHC短桩多桩型复合地基的研究，建议长桩、短桩的承载力发挥度可分别取0.6～0.8、0.2～0.3，认为桩间土强度发挥度β可大于1，并建议取1.4～1.8。 +ht -Bl  
由此，文献[2]曾提出应用桩伴侣的复合地基承载力特征值通用公式： Q3t9J"=1g  
fspk=ξmRa/Ap+αγ(1-m)fsk                 (2) <<zYF.9L]  
式中： RJ ,a}w[9  
fspk — 复合地基或复合桩基承载力特征值(kpa)； (p2jigP7a[  
m   — 面积置换率； jt?937{  
Ra  — 单桩竖向承载力特征值(kN)； XY[uyR4Z  
Ap  — 桩的截面积(m2)； pXfg{2  
ξ  — 桩承载力发挥系数，建议取0.7-0.9，希望减小后期沉降则取小值； vI<n~FHt  
α  — 考虑桩伴侣约束作用的桩间土承载力提高系数，可根据桩伴侣的设置情况，结合试验适当提高； =Fq"lq %  
γ  — 桩间土承载力发挥系数，建议取2左右，如果预留沉降量大或桩间土强度较高，可取大值； ,4bqjkX5q  
fsk  — 桩间土承载力特征值(kPa)； "t4$%7L]  
公式（2仍然不尽合理，因为对于单桩承载力较大的刚性桩（例如管桩、螺杆桩，或者桩端落在好土层的CFG桩），复合的反力fspk 是明显“被平均”的，其桩头部位的应力集中仍然存在，特别是在配备桩伴侣后，由于桩伴侣收集荷载的作用，不宜再使用复合地基承载力特征值这个概念，即不需要进行“复合”，桩的点荷载与土的面荷载可以各算各的，以桩伴侣的构造措施来实现地基中点荷载与面荷载的“复合”；换句话说，还可以把桩与桩伴侣视同是一个特殊的基桩，即带伴侣的桩，然后按照复合桩基的理论进行计算。这样，在地基处理领域，桩伴侣实现了复合地基与复合桩基的整合。带伴侣的桩复合地基或复合桩基的通用公式如下： "T`Q,  
Fspk=ξRa+Fsk                          (3) }n+#o!uEf  
式中：Fspk— 总的承载反力特征值(kN) TG\3T%gH/s  
Ra  — 带伴侣的桩竖向承载力特征值(kN) ]ov>VF,<  
ξ  — 桩承载力增大系数（考虑桩伴侣对土的侧限约束） @S/jVXA  
Fsk — 桩间土总反力特征值(kN) 2]Nc@wX`p  
Fsk =γfsk (1-m)S X~DI d  
m    — 面积置换率 CS;bm`8a  
S    — 基础底板面积 "v @h  
fsk  — 上层桩间土承载力特征值(kPa) c~B[<.Qj  
γ   —上层桩间土承载力发挥系数，建议取2左右（相当于过去的安全系数，即上层土的承载力完全发挥），如果预留沉降量大或工程经验丰富，可取大值。 3d qj:4[f  
公式（3）不仅适用于单桩承载力较高的端承摩擦桩，更适用于文献 [1] 复合地基技术规范（征求意见稿）中所规定的不得用于复合地基的端承桩。根据端承桩持力层和下卧层状况，可非常方便地调整桩顶与基础底板（承台）的距离，从而得到所需要的沉降特性。 <1HbjRw  

6    公式（3）的试验例证 oUMY?[Wp  
郭亮、周峰、刘壮志、李菁等 [16]通过2组室内模型试验，对比分析摩擦型单、群桩在常规工况及位移调节下的工作性状证实“工作性状与预留净空桩十分相似”的桩顶位移调节器的安装能优先并充分发挥土体承载能力，试验中带承台摩擦桩极限承载力约提高1.35 倍。桩伴侣可视为桩顶位移调节的一种简单的实现形式，桩顶位移调节器的试验数据同样可以验证桩伴侣，下面以文献[16]安装桩顶位移调节器的摩擦桩室内试验的数据为例来验证公式（3）桩承载力增大系数和上层桩间土承载力发挥系数等参数的合理性。 PVGvjc  
文献[16]提出单桩、单板、单桩承台、带位移调节器单桩承台极限承载力依次增大(分别为1200，3500，4800，6500N)，从该文献的图示中可知常规单桩承台的极限承载，到达上述极限值时所对应的沉降量分别为2.5mm，7.5mm，5.5mm，13.8mm。 gpBpG  
文献[16]提出随荷载增加，常规单桩承台桩荷载分担比由80%减小并稳定至51%（4800N的51%为2448N）左右，承台底土体分担比由20%增大并稳定至49%左右，（4800N的51%为2352N），该分担比可能是由试验时土压力盒的读数推出的，但事实上承台下距离桩身不同位置的土压力值相差很大，所以笔者认为文献[6]提出的荷载分担比并不准确，而是可以从文献[6] 图6单桩承台系列试验荷载Q–沉降S曲线中寻找答案。 <,%qt_ !  
工况一：单桩承台极限状态 %!5[3b'h  
文献[16] 图6单桩承台达到4800N的极限荷载的沉降量5.5mm，5.5mm所对应的单桩荷载为1600N，单板（土）的荷载为2900N，合计为4500N，略小于单桩承台的极限承载力4800N，这可能是由于单桩承台的试验中，随着沉降的增大，土更加密实，从而增大了桩的侧摩阻力，使桩在同等沉降量下的承载能力得以提升，又由于该贡献来自土密实度的提高，因此本质上仍属于土的承载力，所以将单桩承台达到4800N极限荷载时桩与土的分担分别修正为1600N和3200N，相对于各自的极限荷载1200N和3500N，桩与土的承载力发挥分别为133%和91%。 G@Z,Hbgm  
工况二：带位移调节器单桩承台极限状态 b~khb!]  
带位移调节器单桩达到6500 N的极限荷载的沉降量13.8mm，由于位移调节器本身的高度为10mm，所以桩的实际沉降量在3.8mm与13.8mm之间。3.8mm所对应的单桩荷载为1200N（13.8mm所对应的单桩荷载为2000N），13.8mm所对应的单板（土）的荷载为4400N，合计为5600N，与6500 N相差900N，按照各自的荷载权重分配这一差值，带位移调节器单桩达到6500 N的极限荷载桩与土的分担分别修正为1400N和5100N，相对于各自的极限荷载1200N和3500N，，桩与土的承载力发挥分别为116%和146%。  aKkG[qN  
如果取安全系数为2，则单桩、单板（土）、单桩承台、带位移调节器单桩承台承载力特征值分别为600N，1750 N，2400 N，3250 N，特征值对应的沉降量分别为0.5mm，2 mm，1.5 mm，4 mm。下面进一步分析正常使用极限状态下桩与土的承载力发挥。 vJ__jO"Sq  
工况三：单桩承台正常使用极限状态 }B=`nbgIG7  
单桩承台达到承载力特征值2400 N的沉降量2mm，2mm所对应的单桩荷载为900N，单板（土）的荷载为1500N，相对于各自的承载力特征值600N和2400 N，，桩与土的承载力发挥分别为150%和86%。 481SDG[b  
工况四：带位移调节器单桩承台正常使用极限状态 ?U~9d"2=  
带位移调节器单桩达到承载力特征值3250 N的沉降量为4mm，由于位移调节器本身的高度为10mm，所以桩的实际沉降量在0mm与4mm之间（4mm所对应的单桩荷载为1400N）。4mm所对应的单板（土）的荷载为2600N，由于在荷载较小的工况下，桩顶以下一定范围内会出现负摩阻力，对桩起到卸载的作用，所以土所分担的荷载要更大些，土所分担的荷载在2600N与3250N之间，相对于单板（土）的承载力特征值1750N，土的承载力发挥在149%与186%之间；而桩所分担的荷载在0-650N之间，相对于单桩的承载力特征值，桩的承载力发挥在0与108%之间。 01n5]^.p  
按照公式（3）计算文献[6] 带位移调节器单桩承台的承载力特征值，不考虑桩承载力增大系数ξ，上层桩间土承载力发挥系数γ取为2，忽略桩的面积置换，可得Fspk=ξRa+Fsk=600+3500=4100N，如前文所述，依据静载荷试验曲线判定带伴侣的桩的的标准可适当放宽，假设带伴侣的桩与文献[16] 图6带位移调节器单桩承台的Q-S曲线基本一致，则可得到带伴侣的桩正常使用极限状态工况五： ;VY0DAp{  
带伴侣的桩达到承载力特征值4100N的沉降量为5mm，所对应的土的荷载为2900N，相对于土的承载力特征值1750N，土的承载力发挥166%；桩的沉降在0-5mm之间，所对应的荷载分担为0-1500N，相对于桩的承载力特征值600N，承载力发挥可在0-250%之间调节，当桩的发挥为100%时，桩分担600N，土需要分担3500N，土的承载力发挥200%； K&zp2V  

7  结    语 :wn9bCom?M  
（1）传统的刚性桩复合地基承载力公式采用反力“被平均”的承载力值，基底反力过大，导致筏板基础的厚度过大，造成不经济，同时，由于褥垫层流失，有发生局部剪切破坏的风险，建议工程实践和规范中能更多考虑桩伴侣或围梁的应用。 o ]UG*2  
（2）通过改变桩头的受力状态，带伴侣的桩能够提高极限承载力，并且提高的能力可以通过改变桩伴侣的高度、厚度、宽度和数量进行调整。在提高极限承载力的同时，必然导致沉降量大。在以减小筏板差异沉降为目的变刚度调平设计中，上部结构荷载较大部位的边桩和角桩往往需要这样同时具有高承载力与高沉降量特性的带伴侣的桩。 ;++CMTza]  
（3）在协助桩承担竖向荷载的同时，桩伴侣还可承担水平、弯曲、扭转荷载以及为基础底板加肋增大筏板抗弯刚度，但限于目前缺乏工程应用，各项研究很不深入，期待批评指正，更希望本文能抛砖引玉，欢迎大家共同探讨。 -!OFt}  
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致谢： 感谢岩土在线www.yantubbs.com论坛的版主geofem（鉴于网络的匿名性，他的名字不便公开）和所有论坛、QQ群中关心支持或者厌烦桩伴侣的网友，同时感谢参与本次有限元建模计算的杨涛宇硕士。 [whX),3>  

呵呵 C NDf&dzX8  
学习一下

需要word文档的请来信。 M_wqb'=  
15333008199@163.com

求助，单桩静载实验不合格。。。什么原因？|http://www.yantubbs.com/read.php?tid=242117 6%/@b`vZ  
亲们，这个帖子不是桩伴侣的，是别人工程上紧急求助，我是热心肠，这是有关后压降的。 A=LyN$%  
教你两招。上策，设计成桩伴侣，即变刚度调平桩，以沉降换承载力，再减少一半的用桩量也能满足使用要求。 ][ri A  
第二招（中策）。去找梅国雄大师，利用沉渣密实后的承载力，请他帮你优化设计，不用处理也能满足要求。 %A@Q%l6  
第二招（下策）重新检测。记着堆块的时候先把荷载加到八级以上，预压卸荷后重新加载，可得漂亮的完美曲线。 yi7m!+D3  
通过这个工程事故再次证明，建科院搞的后压降害人啊，后压降提高承载力的离散型太大，设计必须降级使用。 o"5Bg%H  
[调查]考20分的和考80分的哪个是合格的工程师？ *=OU~68)C  
http://www.yantubbs.com/read.php?tid=242735 \`:X37n)0q  
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压力注浆只是将桩的载荷沉降曲线抬高，减小了相应荷载下的沉降量，似乎承载力提高了，但突变破坏陡降更明显 N# o" W  
任何竖向增强体的极限承载能力几乎都是一样的，类似于静压管桩的压桩力，还是桩伴侣“止沉”保险，希望合作