段園煜，張儀萍，郭書魁，蔣承杰

(1.浙江省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院，浙江杭州310006;2.浙江大學(xué)建筑工程學(xué)院，浙江杭州310058;3.浙江建設(shè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院城市建設(shè)工程系，浙江杭州311231)

式中:d e為影響區(qū)等效圓直徑;s為實(shí)際樁距.

圖1為袋裝砂石樁復(fù)合地基單元體的示意圖.由于對(duì)稱性可假設(shè)，外邊界(r=r e)無(wú)徑向位移，為光滑剛性邊界.本試驗(yàn)以樁土單元體模型為試驗(yàn)對(duì)象.

砂石樁復(fù)合地基是一種有效的軟土地基加固方法，但砂石樁需要樁周土體提供一定的圍壓來(lái)維持成型，因此在非常軟弱的地基中難以應(yīng)用.W.van Impe等［1］建議用土工織物將碎石樁包裹形成袋裝碎石樁.H.G.Kempfert等［2］提出土工袋裝樁技術(shù)的實(shí)施細(xì)節(jié)，并在工程中進(jìn)行了應(yīng)用.土工袋不僅為散體材料提供了成樁所需的圍壓，還增強(qiáng)了樁基整體性，很好地改善了樁基性能.楊炯等［3］進(jìn)行了袋裝碎石樁單樁原位荷載試驗(yàn)，并將試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.方家強(qiáng)［4］對(duì)大比例袋裝碎石樁復(fù)合地基模型進(jìn)行試驗(yàn)，獲得三軸應(yīng)力情況下受力變形性能.然而這些研究未能深入下去，且此后國(guó)內(nèi)關(guān)于袋裝樁研究也少見(jiàn)報(bào)道.

模型試驗(yàn)是研究袋裝砂石樁性能的重要手段.H.G.Kempfert等［5］通過(guò)模型試驗(yàn)，研究了袋裝砂樁在靜力及循環(huán)荷載作用下的承載力及變形能力.K.Rajagopal等［6］利用三軸壓縮試驗(yàn)研究土工格室的圍裹對(duì)砂土強(qiáng)度及剛度的影響.T.Ayadat等［7］用試驗(yàn)方法研究了復(fù)合地基的承載力及沉降特性及利用袋裝碎石樁處理濕陷土的效果.S.Murugesan等［8-9］通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)研究了袋裝樁的單樁和群樁的受力特性.Wu C.等［10］通過(guò)三軸壓縮試驗(yàn)研究袋裝樁在三軸應(yīng)力下軸向應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系.

關(guān)于袋裝樁型復(fù)合地基的變形情況.M.Raithel，Wu C.等［11-12］分別在不同假設(shè)下給出了基于平面應(yīng)變模型的理論分析，可用三軸試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，但平面模型與實(shí)際相差大，適用性差.Zhang Y.P.等［13］基于復(fù)合地基單元體模型，從空間軸對(duì)稱控制方程出發(fā)，給出了復(fù)合地基變形和應(yīng)力的等應(yīng)變彈性解析解.Duan Y.Y.等［14］在 Zhang Y.P.等［13］彈性理論基礎(chǔ)上，假定樁體進(jìn)入塑性而土體依舊保持彈性，給出了復(fù)合地基的受力變形計(jì)算方法.雖然基于空間模型的理論分析更加符合實(shí)際，但現(xiàn)有復(fù)合地基變形的試驗(yàn)較少，或文獻(xiàn)中沒(méi)有給出足夠的材料特性，所以難以得到有效數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證.

為此，本研究對(duì)袋裝砂樁(GEC)和傳統(tǒng)砂樁(OGC)處理的軟土復(fù)合地基室內(nèi)模型進(jìn)行分級(jí)靜力加載試驗(yàn)，分別運(yùn)用彈性理論［13］及彈塑性理論［14］，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析.

1 試驗(yàn)

1.1 單元體模型

用碎石樁、砂樁加固軟弱黏性土?xí)r，砂石樁的布置一般采用正三角形排列或正方形排列.將每一個(gè)砂石樁的影響面積化成一個(gè)面積相同的圓來(lái)代替，則等效圓的直徑與樁距的關(guān)系為

式中:de為影響區(qū)等效圓直徑;s為實(shí)際樁距.

圖1為袋裝砂石樁復(fù)合地基單元體的示意圖.由于對(duì)稱性可假設(shè)，外邊界(r=re)無(wú)徑向位移，為光滑剛性邊界.本試驗(yàn)以樁土單元體模型為試驗(yàn)對(duì)象.

圖1 復(fù)合地基單元體

1.2 材料

樁體用砂為取自長(zhǎng)江的河砂(中砂)，土粒比重為2.65，有效粒徑d10和d30分別為0.14 mm和0.23 mm，限定粒徑d60為0.42 mm.軟土取自杭州市某公路地下5～10 m深軟黏土.為保證土樣均勻，將擾動(dòng)土風(fēng)干碾碎后重塑，其特性見(jiàn)表1.試驗(yàn)用河砂和軟黏土的顆粒分配曲線如圖2所示.

編織土工布剛度較大，在地基中的變形較小，難以測(cè)量［6］.為了便于測(cè)量土工布變形及受力，試驗(yàn)中選用剛度較小的無(wú)紡?fù)凉げ迹瑫r(shí)為了減少土工布厚度的影響，選用100 g長(zhǎng)絲無(wú)紡布.將土工織物按照要求尺寸裁剪并縫合.

圖2 顆粒級(jí)配曲線

根據(jù)GB/T 15788—2005《土工布及其有關(guān)產(chǎn)品寬條拉伸試驗(yàn)》及GB/T 16989—1997《土工布接頭/接縫寬條拉伸試驗(yàn)方法》的要求，對(duì)土工布及帶接縫試樣進(jìn)行寬條拉伸試驗(yàn)，典型的土工布及土工布接縫拉伸曲線如圖3所示，帶接縫試樣拉伸破壞發(fā)生在土工布接縫處.對(duì)多組試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)獲得土工布試樣的平均極限強(qiáng)度、剛度以及帶接縫試樣的平均極限強(qiáng)度，如表2所示.理論計(jì)算時(shí)，選用5%伸長(zhǎng)率割線模量為土工布剛度，即Jf=20 kN·m-1.

圖3 土工布拉伸曲線

表2 試驗(yàn)用土工布特性

1.3 土工布應(yīng)變片標(biāo)定

試驗(yàn)中，將箔式電阻應(yīng)變片粘貼在土工袋上，通過(guò)測(cè)量應(yīng)變片的應(yīng)變響應(yīng)來(lái)評(píng)估土工袋在加載過(guò)程中所受到的張力.應(yīng)變片測(cè)量土工布應(yīng)變響應(yīng)會(huì)受荷載條件、結(jié)構(gòu)、土工布類型、應(yīng)變傳感器長(zhǎng)度、粘合劑種類等的影響［15］.試驗(yàn)采用的無(wú)紡?fù)凉げ紕偠鹊?，而粘合劑?qiáng)度較大，粘合劑對(duì)應(yīng)變響應(yīng)結(jié)果有明顯的影響，應(yīng)變片測(cè)量的數(shù)據(jù)不能直接表征土工布應(yīng)變.為評(píng)估粘合劑對(duì)應(yīng)力、應(yīng)變響應(yīng)的影響，對(duì)粘帖在土工布上應(yīng)變片的應(yīng)變響應(yīng)進(jìn)行標(biāo)定.

標(biāo)定試驗(yàn)時(shí)，將應(yīng)變片粘帖在土工布試樣中心，再對(duì)土工布試樣進(jìn)行寬條拉伸試驗(yàn)，記錄拉力和應(yīng)變片應(yīng)變讀數(shù)，將兩者進(jìn)行對(duì)比，獲得土工布應(yīng)變片標(biāo)定曲線，如圖4所示.標(biāo)定曲線可視為兩段直線，試驗(yàn)中的應(yīng)變基本小于3 000×10-6，則可得應(yīng)變片荷載標(biāo)定系數(shù)為7.35×102kN·m-1.

圖4 無(wú)紡?fù)凉げ忌蠎?yīng)變片應(yīng)變響應(yīng)的標(biāo)定曲線

1.4 試驗(yàn)步驟

試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶惭b在一個(gè)內(nèi)徑300 mm、高600 mm的鋼模型筒中，樁體直徑89 mm，裝置如圖5所示.將樁體沿高度分5層，每層中間高度沿環(huán)向粘帖4個(gè)應(yīng)變片，模型樁體和土體頂部分別放置土壓力計(jì)，在模型頂部放置圓形鋼板使樁體和土體協(xié)同變形.

圖5 試驗(yàn)裝置示意圖

試驗(yàn)中，將重塑淤泥土分層裝入模型筒，邊裝邊搗實(shí)，每層高度200 mm，安裝后加砝碼預(yù)壓24 h.然后移去砝碼，將表面刨松，再裝第2層，以此類推.全部預(yù)壓完成以后，然后將多余土體修剪到600 mm高度.沿用文獻(xiàn)［8］方法，使用置換法安裝樁體.如圖6所示，將Φ89 mm鋼套管垂直壓入土中，用取土筒取中心位置軟土，以測(cè)定軟土材料強(qiáng)度特性，然后利用土鉆將套管中軟土取出，用清水沖洗套管.

圖6 置換法安裝樁體

對(duì)于傳統(tǒng)砂樁，向鋼管中分層灌入潤(rùn)濕的砂土，每層50 mm厚.每次完成以后，將鋼管向上提升一段，并確保鋼管包裹砂土超過(guò)15 mm.每次提升鋼管后，用振搗棒將砂土夯實(shí)(從250 mm高處下落25次).反復(fù)重復(fù)上述過(guò)程，直到整個(gè)樁體安裝結(jié)束.對(duì)于袋裝砂樁，在裝入土體前，先沿著土工袋的環(huán)向和豎向預(yù)定位置粘貼應(yīng)變片，按照文獻(xiàn)［15］方法粘貼，并在應(yīng)變片外部涂上防水材料.清洗套管后，將土工袋放入套管內(nèi)，向土工袋中分層灌入散體材料.

樁體安裝完畢，修剪多余的土工布達(dá)到設(shè)計(jì)高度.整平試件頂面，在土體和樁體上層安裝土壓力傳感器，表面鋪20 mm厚細(xì)砂.

豎向荷載采用重物堆載，利用圓形鐵塊砝碼重力進(jìn)行靜力加載.加載過(guò)程中，在模型筒外壁粘貼百分表架以安裝百分表，利用百分表測(cè)量沉降.加載過(guò)程中每隔一段時(shí)間讀取一次百分表讀數(shù)，當(dāng)每24 h的沉降小于1 mm時(shí)認(rèn)為沉降穩(wěn)定，繼續(xù)下一級(jí)加載.應(yīng)變片及土壓力盒連接在靜態(tài)電阻應(yīng)變儀上，應(yīng)變片為半橋連接，土壓力盒為全橋連接，每90 min自動(dòng)記錄一次.

1.5 三軸試驗(yàn)

彈性理論和彈塑性理論估算復(fù)合地基沉降時(shí)，樁體及軟土的材料強(qiáng)度是重要參數(shù).理論計(jì)算時(shí)，彈性模量常采用E50，即主應(yīng)力差達(dá)到50%最大主應(yīng)力差時(shí)的割線模量.采用三軸固結(jié)排水壓縮試驗(yàn)測(cè)定樁體材料及土體的彈性模型及剪切強(qiáng)度.砂土彈性模量為21 MPa，摩擦角為40°，軟黏土彈性模量為0.73 MPa.

2 結(jié)果及分析

依據(jù)OGC和GEC復(fù)合地基單元體模型靜載試驗(yàn)結(jié)果，分析各荷載水平下模型最終表面沉降、頂部樁土應(yīng)力比及GEC中土工袋不同高度的圍裹力.同時(shí)，將試驗(yàn)數(shù)據(jù)與已有的彈性理論［13］、彈塑性理論［14］進(jìn)行對(duì)比.

2.1 荷載沉降曲線

圖7為OGC和GEC復(fù)合地基單元體模型沉降與彈性、彈塑性以及未處理土沉降比較圖.其中沉降百分比為沉降量與模型總高度的比值.

圖7 荷載沉降曲線

由圖7可知:GEC比OGC的沉降小，土工袋的包裹減小了復(fù)合地基的沉降.根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果與理論分析數(shù)據(jù)對(duì)比可知:彈性理論計(jì)算所得沉降過(guò)小，試驗(yàn)數(shù)據(jù)與彈塑性理論荷載沉降曲線基本相符.假設(shè)土體為線彈性、樁體逐步進(jìn)入塑性的基礎(chǔ)上建立的彈塑性理論分析方法能夠較為準(zhǔn)確地估算復(fù)合地基的沉降.不過(guò)在最后一級(jí)荷載條件下，OGC和GEC的試驗(yàn)所得沉降數(shù)據(jù)都比彈塑性分析所得沉降小.這是因?yàn)樵诶碚摲治鲋型馏w被假定為線彈性體，但實(shí)際土體并非線彈性體.土體強(qiáng)度由于固結(jié)而逐漸增加，在加載后期土體的彈性模量要比理論所選用的彈性模量大，使得最后一級(jí)荷載下的沉降試驗(yàn)數(shù)據(jù)要比理論值小.

2.2 樁土應(yīng)力比

不同荷載情況下，OGC和GEC的模型頂部樁體與土體所承受的土應(yīng)力比的試驗(yàn)結(jié)果、彈性理論分析結(jié)果和彈塑性理論分析結(jié)果如表3所示.

表3 樁土應(yīng)力比

由表3可知:同等荷載下，GEC樁體應(yīng)力比要比OGC的高，這是由于土工袋的圍裹效應(yīng)提高了樁體強(qiáng)度，樁體承受的荷載更大.彈性理論過(guò)高地估計(jì)了樁體性能，其分析結(jié)果與試驗(yàn)相差較大;彈塑性分析結(jié)果與試驗(yàn)較接近.這也說(shuō)明了彈塑性理論比彈性理論更符合實(shí)際.

荷載較小時(shí)，試驗(yàn)值比彈塑性分析理論值高;荷載較大時(shí)，試驗(yàn)值比彈塑性分析理論值低.樁土應(yīng)力比隨著荷載增加逐漸減小，試驗(yàn)結(jié)果減小的趨勢(shì)較理論結(jié)果更加明顯.這是因?yàn)閺椝苄岳碚撜J(rèn)為樁體逐漸進(jìn)入塑性，土體始終保持彈性，樁體所承受的荷載逐漸減小，樁土應(yīng)力比的減小是由于樁體逐漸進(jìn)入塑性造成的;而實(shí)際過(guò)程中，土體的模量隨著固結(jié)逐漸變大，在理論計(jì)算時(shí)土體的彈性模量為平均值，前期土體實(shí)際模量達(dá)不到理論值，而后期又比理論值要高，土體所承受的荷載逐漸增大，所以在試驗(yàn)過(guò)程中樁土應(yīng)力比逐漸減小，并且減小的趨勢(shì)要比理論分析結(jié)果快.

2.3 袋體張力

試驗(yàn)中應(yīng)變片損壞嚴(yán)重，將剩余完好應(yīng)變片的測(cè)量結(jié)果進(jìn)行整理，可得不同荷載下袋體張力沿高度變化，如圖8所示.在同一荷載下，袋體張力隨著深度z增加逐漸減小，即樁體底部袋體張力較小而樁頂袋體張力較大.其原因是樁體頂部周圍土體所提供側(cè)向土壓力較小，故樁體頂部變形較大，袋體所受張力較大.另外，隨荷載增加，袋體張力相應(yīng)增加.

圖8 袋體張力分布

將不同荷載水平下各高度土工袋張力試驗(yàn)值與彈塑性理論結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖9所示.總體來(lái)看，試驗(yàn)結(jié)果基本落在彈塑性理論分析值曲線附近，彈塑性理論分析的結(jié)果基本可以接受.然而在細(xì)部上，試驗(yàn)結(jié)果與彈塑性理論分析值之間仍存在一定差距.首先，彈塑性理論分析時(shí)，不同高度張力變化不大，而試驗(yàn)值則隨高度變化較大;靠近樁體底部的袋體張力試驗(yàn)值小于理論值，而頂部袋體張力試驗(yàn)值則大于理論值.這可能是由于在荷載下單元體頂部部分土體會(huì)進(jìn)入塑性，此時(shí)頂部土體提供的圍裹力將減小，袋體張力變大，而這與理論分析中所有土體都保持線彈性的假定有差距.其次，試驗(yàn)初期的試驗(yàn)值與理論結(jié)果比較接近，而后期兩者相差較大.由前述可知:隨著固結(jié)的發(fā)展，土體彈性模量變大，樁體承受荷載比理論值小，由底部土體提供的圍裹效應(yīng)更強(qiáng)，因此底部袋體的張力比理論值小.另一方面，較大荷載下，土體頂部進(jìn)入塑性的部分逐漸變大，導(dǎo)致樁體頂部土工袋的張力變大，高出理論值，且這種差距比荷載較小時(shí)更加顯著.

圖9 袋體張力對(duì)比

3 結(jié)論

1)通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果比較可知:同等條件下，GEC沉降更小，樁土應(yīng)力比更高.土工袋的圍裹效應(yīng)提高了砂樁的強(qiáng)度，改善了復(fù)合地基性能.

2)袋體張力分析結(jié)果表明:袋體張力隨深度增大而減小，并隨荷載增加袋體張力相應(yīng)增加.

3)通過(guò)對(duì)比沉降和樁土應(yīng)力比的試驗(yàn)結(jié)果、彈性理論和彈塑性理論分析結(jié)果可知，彈性理論過(guò)高地估計(jì)了樁體性能，彈塑性理論分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為相近.袋體張力的彈塑性理論結(jié)果也與試驗(yàn)結(jié)果比較相近.彈塑性理論更適合評(píng)估袋裝樁型復(fù)合地基的主要受力變形性能.

4)通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果與彈塑性理論分析結(jié)果對(duì)比可知:試驗(yàn)前期符合較好而后期相差較大.這表示在現(xiàn)有的彈塑性理論中，土體為線彈性體并在整個(gè)過(guò)程中始終保持彈性這一假設(shè)與實(shí)際相差較大，應(yīng)該進(jìn)一步修正，以更好地預(yù)測(cè)袋裝砂石樁復(fù)合地基的受力變形性能.

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