擠密砂樁單樁承載性能分析

朱俊易，張　曦，吳心怡，馬險峰

（1.中交上海港灣工程設計研究院有限公司，上海200032；2.同濟大學，上海200092）

擠密砂樁單樁承載性能分析

朱俊易1，張曦1，吳心怡1，馬險峰2

（1.中交上海港灣工程設計研究院有限公司，上海200032；2.同濟大學，上海200092）

通過離心模型試驗來代替現(xiàn)場原位試驗對砂樁的單樁承載力進行了模擬，試驗考慮了不同土質(zhì)和地表荷載的存在對擠密砂樁單樁承載力的影響。試驗結果表明，地基土為黏性土的單樁承載力比淤泥土的單樁承載力大；土體表面有荷載時的單樁承載力比無荷載的承載力大。利用相關承載力計算公式對擠密砂樁的單樁承載力進行計算分析，結果表明Brauns計算法和被動土壓力法的修正公式與離心試驗結果最接近，并以上海洋山深水港區(qū)擠密砂樁復合地基為例對公式進行初步驗證。研究結果為水下擠密砂樁的單樁極限承載力計算提供參考。

擠密砂樁；離心試驗；單樁承載力；修正公式

0　引言

隨著我國經(jīng)濟的高速發(fā)展，地基加固成為外海筑港建設中重要的施工技術。水下擠密砂樁是近年發(fā)展起來的海上地基加固新技術，它是在專用的砂樁船上通過振動沉管設備和管腔加壓裝置把砂強制壓入水下軟弱地基中，經(jīng)過振動拔管、回打、擠密擴徑，形成擠密砂樁。通過擠密砂樁的置換、擠密、排水等作用[1]，可增加地基強度和剛度，加快地基固結，減少結構物沉降，提高地基的抗液化能力。擠密砂樁的適用范圍廣泛，可應用于對砂性土、黏性土、有機質(zhì)土等幾乎所有土質(zhì)的地基加固處理。

擠密砂樁為散體材料樁，其破壞形式主要為鼓脹破壞[2]，因此，其單樁承載力與樁體本身的性質(zhì)和周圍土體的情況有關。當前國內(nèi)工程界對水下擠密砂樁承載力的理論分析稍落后于工程實踐，影響了水下擠密砂樁這一置換形式在海港碼頭地基加固中的推廣運用。為此，本文通過離心模型試驗來代替現(xiàn)場原位試驗對砂樁的單樁承載力進行了模擬，并利用相關承載力計算公式對砂樁的單樁承載力進行計算分析，并以上海洋山深水港區(qū)擠密砂樁復合地基為例對建議公式進行初步驗證，旨在為水下擠密砂樁的單樁極限承載力計算提供參考。

1　單樁承載力計算方法

擠密砂樁在荷載作用下，樁身容易發(fā)生鼓脹，樁周土由彈性狀態(tài)進入塑性狀態(tài)。砂樁極限承載力可以由樁間土側向極限應力得出，其一般表達式為[3]：

式中：Kp為樁身材料被動土壓力系數(shù)；σru為樁間土提供的極限側向應力。

散體材料樁樁間土所能提供的側向極限承載力σru計算方法主要有：Brauns計算法、Hughes-Withers計算法、Wong H.Y.計算法、被動土壓力法以及圓筒形孔擴張理論計算法等[2-5]，各自表達式見表1。

表1　單樁承載力常用計算方法Table1 Common calculationmethods for bearing capacity of single pile

表1中各參數(shù)的意義如下：φp為樁身材料內(nèi)摩擦角；cu為樁間土不排水抗剪強度；δ為土體滑動面與水平面夾角；σs為土體表面荷載；p0′為初始有效應力；u0為超孔隙水壓力；Kps為樁間土的被動土壓力系數(shù)；γ為樁間土的重度（地下水位下取浮重度）；Z為樁的鼓脹深度；q為土體中初始應力；Ir為土的剛度指標（Ir=G/cu，其中G為土的剪切模量）；cps為樁間土的內(nèi)聚力；φps為樁間土的內(nèi)摩擦角；Irr為修正剛度指標。

周圍土體的性質(zhì)是影響砂樁發(fā)生鼓脹破壞的主要因素之一，為了探討其對擠密砂樁的影響，并對比分析上述各公式在不同土質(zhì)下對擠密砂樁的適用性，本文開展了相關離心模型試驗。

2　離心試驗

試驗在同濟大學巖土工程實驗室TLJ-150型土工離心機上完成。文中主要考慮兩種工況：1）樁周土體條件相同時，地表荷載對單樁承載力的影響；2）不同土質(zhì)（黏土和淤泥土）對單樁承載力的影響，以分別研究地表荷載和不同土體對單樁承載力的影響。試驗工況具體見表2。試驗模型率均為1∶50。

表2　砂樁單樁承載力試驗工況表Table2 Centrifugemodel testson sand compaction pile under free single pile

本次試驗用到2種土，淤泥質(zhì)土和粉質(zhì)黏土，具體參數(shù)見表3。試驗所用土體為重塑土，采用分層固結法制備土樣。砂樁的制備模擬工程實際情況，采用活塞在套筒內(nèi)分段打樁，實現(xiàn)擴徑和擠密效果。

表3　土體物理力學參數(shù)Table 3 Physicaland mechanical propertiesof foundation soils

試驗測得施加在砂樁上的力和砂樁樁頂?shù)某两盗?，結果如下：

1）樁周土表面荷載對單樁承載力的影響

工況1中，土體表面有邊載條件且邊載較?。s7.5 kPa），試驗得到單樁的荷載-位移曲線如圖1。由圖知，其極限承載力約為175 kPa（曲線在該處發(fā)生陡降）。

圖1　工況1有邊載條件下單樁荷載-位移曲線Fig.1 Load-displacement curveof single sand compaction p ilew ith surface loading

同樣工況1中，黏土體表面無邊載條件下，由圖2得到單樁的極限承載力比有邊載條件下的單樁略小，約為160 kPa。

2）不同土體對單樁承載力的影響

工況2中，淤泥土條件下單樁極限承載力比同樣黏土條件下小，約為130 kPa（見圖2）。

圖2　不同工況下的單樁荷載-位移曲線Fig.2 Load-disp lacement curve of single sand com paction pileunder different conditions

3　單樁承載力計算

3.1單樁承載力常用方法計算

運用表1中的被動土壓力法和圓筒形孔擴張理論計算法對單樁承載力進行計算時，需判斷砂樁的鼓脹深度。方永凱、鄭培成[6]假設碎石樁在極限荷載作用下，樁周土被動破壞，荷載影響深度為2倍的樁徑；同時，黃小軍[7]對土體初始應力的取值進行了深入研究，認為散體材料樁受荷破壞時的破壞深度一般為2～3倍的樁徑。鑒于此，本文計算時對砂樁的鼓脹深度取2倍樁徑（試驗砂樁樁徑為1.2m）。打設砂樁的密實度為中密，根據(jù)經(jīng)驗砂樁內(nèi)摩擦角取32。，土體計算參數(shù)取值見表3，得到單樁承載力計算結果見表4。

表4　所有工況下各計算方法單樁承載力結果匯總表Table 4 Summ ary of resultsby different calculationmethods for bearing capacity of single pile under various conditions kPa

由表4中數(shù)據(jù)可以看出，除了Wong H.Y.法外，其它方法的理論計算結果均比試驗結果偏大，且所有理論計算結果均與試驗結果相差較大，其原因主要是由于：Brauns計算法未考慮樁、土自重，由破壞棱體的力系平衡推導出樁的極限承載力；Hughes-Withers方法是結合原型觀測分析所獲得的半經(jīng)驗公式，未考慮荷載對樁間土的影響，且一般情況下樁的極限側向應力皆取6倍樁間土不排水抗剪強度，與實際情況不符；Wongs方法與Brauns計算法一樣，沒有考慮樁、土自重的作用；被動土壓力法考慮了土的自重影響，但是以最大土重側應力值（鼓脹最深處）作為土自重的平衡側壓力，取值偏保守；圓筒形孔擴張理論計算法建立的基礎是假設樁周土體破壞形式為全樁深度的均勻鼓脹，該假設前提與散體材料樁僅上端鼓脹破壞的形態(tài)是有所不同的。

3.2修正公式

上述計算理論都不同程度地存在一些不足，與工程實際情況并不完全相同，如果直接采用上述各理論公式計算，其結果肯定會有較大誤差，在此情況下，要想得到相對準確的極限承載力，就需對其公式進行必要的修正。修正公式可以采用下列簡單形式：式中：Kp為樁身材料被動土壓力系數(shù)；σru為樁間土提供的極限側向應力，可分別由前述5種方法計算得到；k為修正系數(shù)。

由表4中數(shù)據(jù)可得各工況下的修正系數(shù)k值，見表5。由表5可以看出，Wong H.Y.法的修正系數(shù)均大于1，其它方法的修正系數(shù)均小于1，且主要介于0.38～0.8之間。在所有工況條件下，相比較而言，Brauns計算法和被動土壓力法的計算結果與實測數(shù)據(jù)最為接近，且其修正系數(shù)變化不大（介于0.67～0.82），建議采用Brauns計算法或被動土壓力法的修正公式對不同工況下的擠密砂樁單樁承載力進行計算。

表5　各工況下的修正系數(shù)k值Table 5 Correction coefficients k under d ifferent conditions

3.3上海洋山深水港工程初步驗證

上海洋山深水港人工島在施工時是采用了擠密砂樁地基處理方式[8]。計算選取的土層參數(shù)如表6所示。

表6　土層物理力學指標Table6 Physical-mechanicalpropertiesofsoils

現(xiàn)場試驗中，砂樁的置換率m=0.6（高置換率），砂樁內(nèi)摩擦角取40。，單樁直徑d=1.85 m，鼓脹破壞深度取z=2d=3.9 m，樁周土體表面荷載σs=124 kPa。按照表6中參數(shù)，利用公式（2），采用建議的Brauns計算法和被動土壓力法的修正公式計算得到的結果列于表7。擠密砂樁復合地基承載力的計算方法用公式（3）表示：

表7　不同方法得到的計算值Table 7 Calculated resultsby differen t calculation methods

fspk=mppf+（1-m）pps（3）

式中：fspk為復合地基極限承載力，kPa；m為面積置換率；pps為樁間土極限承載力，kPa；ppf為樁體極限承載力，kPa。

現(xiàn)場載荷試驗得到的復合地基承載力極限值不低于559 kPa，由表7中樁體極限承載力換算得到的復合地基承載力計算結果（見表8）與現(xiàn)場試驗結果基本相符，建議的修正公式可應用于實際工程的計算。

表8　不同方法得到的擠密砂樁復合地基承載力Table8 Bearing capacity of com posite foundationw ith sand com paction pilesachieved by using different calculationmethods

4　結語

本文通過離心模型試驗來代替現(xiàn)場原位試驗對砂樁的單樁承載力進行了模擬，離心試驗結果表明，周圍土體較差時，單樁承載力較低，表面荷載的存在有利于砂樁單樁承載力的增大。通過對砂樁的單樁承載力的計算得出，傳統(tǒng)的單樁承載力計算結果與離心試驗結果差別較大，由此提出了計算修正公式，并建議運用Brauns計算法和被動土壓力法修正公式來計算擠密砂樁的單樁承載力。以上海洋山深水港區(qū)擠密砂樁復合地基為例對公式進行了初步驗證，結果表明建議的方法可用于擠密砂樁承載力的計算。

需要說明的是，由離心試驗得到的修正系數(shù)是一個小于1的值，介于0.67～0.82之間，這恰與洋山港的典型工程實例相吻合，但該分布范圍僅供參考，是否符合實際工況尚待更多工程進行驗證，然后可作進一步的修正。

[1]張曦，吳心怡，尹海卿.水下擠密砂樁加固機理及沉降計算方法[J].中國港灣建設，2010（S1）：148-150. ZHANG Xi,WU Xin-yi,YIN Hai-qing.Reinforcing mechanism and settlement calculationmethod of sand compaction pile under thewater[J].China Harbour Engineering,2010(S1):148-150.

[2]王中平.散體材料樁復合地基理論在電力工程中的應用研究[D].長春：吉林大學，2004. WANGZhong-ping.A study on praetiealapplicationsof composite ground theory of granular material pile in power engineering[D]. Changchun:Jilin University,2004.

[3]龔曉南.復合地基理論及工程應用[M].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2002. GONG Xiao-nan.Composite foundation theory and engineering application[M].Beijing:China Building Industry Press,2002.

[4]何興.碎石樁復合地基承載力與沉降計算及其工程應用[D].廣州：中山大學，2004. HEXing.Calculationsof bearing capacity and settlementof stone columnscomposite foundationand itsapplication toengineering[D]. Guangzhou:Zhongshan University,2004.

[5]姚偉峰，楊杰，蔣世章.振沖碎石樁復合地基承載力研究現(xiàn)狀[J].大眾科技，2010（3）：71-73. YAOWei-feng,YANG Jie,JIANG Shi-zhang.Advances on the bearing capacity of stone columns composite foundation[J].Popular Science&Technology,2010(3):71-73.

[6]方永凱，鄭培成.振沖法的開發(fā)與進展[J].水利水運科學研究，1985（4）：141-148. FANG Yong-kai,ZHENG Pei-cheng.The development and progress ofvibroflotationmethod[J].Nanjing Hydraulic Research Institute,1985(4):141-148.

[7]黃小軍.振沖碎石樁復合地基承載力與沉降計算研究[D].長春：吉林大學，2007. HUANG Xiao-jun.Study on calculation of bearing capacity and settlement of vibroflotation composite foundation[D].Changchun: Jilin University,2007.

[8]中交上海三航科學研究院有限公司.水下砂樁復合地基加固效果試驗檢測報告[R].上海：中交上海三航科學研究院有限公司，2009. CCCC Shanghai Third Harbor Institute Co.,Ltd.Test report for construction quality inspection ofmarine sand compaction piles[R]. Shanghai：CCCCShanghaiThird Harbor InstituteCo.,Ltd.,2009.

Analysis on bearing capacity performance of sand com paction pile under free single pile

ZHU Jun-yi1,ZHANGXi1,WUXin-yi1,MA Xian-feng2
（1.CCCCShanghaiHarbor Engineering Design&Research Institute Company,Shanghai200032,China; 2.TongJiUniversity,Shanghai200092,China）

The centrifugemodel tests on sand compaction pile under free single pile are performed to examine the ultimate bearing capacity.The tests consider two different conditions.The results of tests show the bearing capacity of sand pile in cohesive soil is larger than that in silt soil.The bearing capacity of sand pile with surface loading is larger than thatwithout surface loading.And then the centrifugalmodel tests results are used to verify the rationality of the formula for calculating the bearing capacity.On the basis of the calculated results a modified model was proposed.The results show that the Brauns modified model and passive earth pressuremodified model have small difference with other formula.At the same time,this paper takes Yangshan Portarea in Shanghaiasan example to verify themodifiedmodel.The research result provides reference for the calculation of the extreme bearing capacity ofa single underwater sand compaction.

sand compaction pile;centrifugemodel tests;bearing capacity of single pile;modifiedmodel

U652.7；TU473.1

A

2095-7874（2016）06-0007-04

10.7640/zggw js201606002

2016-02-05

2016-03-23

國家支撐計劃課題項目港珠澳大橋跨海集群工程建設關鍵技術研究與示范（2011BAG07B00）之課題二外海厚軟基橋隧轉(zhuǎn)換人工島設計與施工關鍵技術（2011BAG07B02）

朱俊易（1984—），男，山東青島市人，博士，工程師，主要從事巖土工程方面的設計與研究工作。E-mail：flourist@126.com