王延寧 ，蔣斌松，胥新偉，高 潮

（1. 中國礦業(yè)大學(xué) 深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點實驗室，江蘇 徐州 221008；2. 中交天津港灣工程研究院有限公司，天津 300222）

1 引 言

港珠澳大橋是連接香港特別行政區(qū)、珠海市與澳門特別行政區(qū)的重要交通樞紐，是國家規(guī)劃的珠三角區(qū)域環(huán)線的重要組成部分。主體工程長約29.6 km，采用橋島隧結(jié)合方案，其中，穿越伶仃西航道和銅鼓航道段約6.7 km采用隧道方案，其余約22.9 km采用橋梁方案。為方便實現(xiàn)橋隧轉(zhuǎn)換和設(shè)置通風(fēng)井， 主體工程隧道兩側(cè)各設(shè)置一個人工島，如圖1所示。隧道采用沉管下沉式方案。人工島與隧道的過渡段接口非常復(fù)雜，需要隧道不同區(qū)段的（從暗埋段到沉管段）結(jié)構(gòu)剛度、地基剛度和幾何尺寸的平滑過渡，如圖2所示。隧道基礎(chǔ)位于隧道結(jié)構(gòu)下方，主要功能是承受來自隧道結(jié)構(gòu)自身、回填、管頂防護層以及回淤、行車等荷載，為隧道結(jié)構(gòu)提供均勻可靠的剛度支撐，并控制基礎(chǔ)總沉降與不均勻沉降，以滿足隧道沉管節(jié)段、暗埋段及人工島間的協(xié)調(diào)變形，使隧道結(jié)構(gòu)在設(shè)計荷載作用下因地基沉降引起的結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形在結(jié)構(gòu)設(shè)計可承受范圍之內(nèi)，滿足使用要求。島－隧過渡段隧道由于埋藏逐漸變淺，下臥有軟弱土層，設(shè)計采用水下擠密砂樁進行地基處理。與傳統(tǒng)地基處理方法相比，水下擠密砂樁作用于軟土地基時可同時起到置換作用、排水固結(jié)作用和擠密作用，加固效果明顯。大型砂樁作業(yè)船施工速度快，環(huán)境污染小，水下擠密砂樁可在較短時間內(nèi)提高地基承載力，在海上地基加固工程中具有非常明顯的優(yōu)勢[1－3]。

圖1 港珠澳大橋項目位置Fig.1 Position of Hongkong-Zhuhai-Macau Bridge

圖2 港珠澳大橋島隧工程縱剖面圖Fig.2 Longitudinal profile of island and tunnel project of Hong Kong-Zhuhai-Macau Bridge

目前關(guān)于水下擠密砂樁復(fù)合地基的承載力及變形特性，精確的計算還存在較大的困難，在設(shè)計理論、施工工藝參數(shù)的確定、質(zhì)量控制措施及承載力檢測方法等方面存在很大的不確定性。港珠澳大橋這一特大型工程受其結(jié)構(gòu)物復(fù)雜程度與外部多因素的影響，對島隧結(jié)合部的承載力及沉降變形有嚴(yán)格的要求。經(jīng)估算，即便島隧結(jié)合部采用了高置換率的擠密砂樁，沉管安裝后仍會發(fā)生較大差異沉降[1]。因此，仍需對島隧結(jié)合處隧道部分的地基進行超載預(yù)壓以減小二者的不均勻沉降。基于以往的工程經(jīng)驗沒有把握確保這一目標(biāo)的實現(xiàn)，為此，有必要進行包含原位測試技術(shù)在內(nèi)的水下大型載荷試驗來對擠密砂樁復(fù)合地基的固結(jié)沉降、變形模量、應(yīng)力分擔(dān)比、孔隙水壓力變化及土性指標(biāo)變化等進行較為全面的研究。

2 工程地質(zhì)情況

擠密砂樁加固范圍內(nèi)土層性質(zhì)及各單元巖土體特征按由上至下順序依次為：層①2淤泥（Q4m）：灰色，流塑狀，高塑性，含有機質(zhì)，有嗅味，局部混少量粉細(xì)砂，夾粉細(xì)砂薄層和貝殼碎屑。平均厚6.5 m，標(biāo)貫擊數(shù)N＜1擊。層①3淤泥質(zhì)土（Q4al）：褐灰色，流塑～軟塑狀，中塑性，局部夾粉細(xì)砂薄層和少量貝殼碎屑。部分鉆孔該層夾有淤泥夾層及透鏡體。平均厚12.8 m，標(biāo)貫擊數(shù)N＜1擊。該層層底高程為-25.00～-35.50 m，是擠密砂樁的主要加固土層。層②1-1粉質(zhì)黏土（Q3al+pl）：灰黃色，可塑狀，局部軟塑狀，中塑性，混較多粉細(xì)砂，夾粉細(xì)砂薄層，偶見鈣質(zhì)結(jié)核。平均厚 2.8 m，標(biāo)貫擊數(shù)N=8.6擊。層③3-1粉質(zhì)黏土（Q3m+al）：灰色為主，局部夾褐黃色，飽和，可塑為主，局部含少量細(xì)砂，局部含泥質(zhì)結(jié)核。平均厚12.3 m，標(biāo)貫擊數(shù)N=7.0擊。層③3-2粉質(zhì)黏土（Q3m+al）：灰色為主，局部夾褐黃色，飽和，硬塑為主，局部含少量細(xì)砂，局部含泥質(zhì)結(jié)核。平均厚7.3 m，標(biāo)貫擊數(shù)N=15.6擊。主要土層的物理力學(xué)指標(biāo)見表1。

表1 主要土層物理力學(xué)指標(biāo)Table 1 physical and mechanical index values of main soil layers

高置換率擠密砂樁復(fù)合地基的加固區(qū)為①3淤泥質(zhì)土、②1-1粉質(zhì)黏土及③3-1粉質(zhì)黏土的主要部分，下臥層為部分③3-1粉質(zhì)黏土和③3-2粉質(zhì)黏土。

3 擠密砂樁工藝及試驗條件

擠密砂樁施工作業(yè)船只是從日本引進的擠密砂樁施工船，具備自動供砂投砂計量、砂面監(jiān)測、擠密壓力控制和GPS海上定位等功能，其施工工藝如圖3所示。圖中，①采用陸上參考站和GPS定位系統(tǒng)進行砂樁船定位；②砂樁套管接近泥面，進行加壓排水；③沉設(shè)砂樁套管進入土層一定深度，灌砂；④繼續(xù)加壓及施打砂樁套管接近處理土層底標(biāo)高；⑤持壓，上拔砂樁套管，排出管內(nèi)泥柱，進行端部處理；⑥灌砂、加壓施打砂樁套管至處理土層底標(biāo)高；⑦灌砂、加壓上拔砂樁套管，排砂形成一定高度砂柱。⑧持壓振動回打擴徑，形成一段擠密砂樁；⑨重復(fù)⑦～⑧，進行多次循環(huán)，逐段形成整根擠密砂樁。

圖3 海上擠密砂樁施工工藝Fig.3 Construction technique of SCP on the sea

載荷試驗所在區(qū)域的擠密砂樁直徑為 1.6 m，樁中心間距1.8 m，正方形布置，置換率為62%。砂樁樁頂標(biāo)高-15.0 m，樁底標(biāo)高-37.0 m。實測的擠密砂樁的標(biāo)準(zhǔn)貫入擊數(shù)在25～40擊之間。綜合考慮浮力和回淤等因素影響，島頭段沉管碎石層層底設(shè)計值約為150 kPa，試驗設(shè)計最大載荷為340 kPa（約2.3倍設(shè)計值），承壓板面積為5.4 m×5.4 m。

4 試驗過程

試驗的反力系統(tǒng)采用錨樁法，事先打設(shè)4根錨樁提供加載反力，采用伺服式液壓千斤頂進行加載，在水下載荷板和魚腹梁間設(shè)置傳力桿實現(xiàn)加載力的傳遞。現(xiàn)場工作照片及試驗裝置示意圖如圖 4、5所示。

圖4 現(xiàn)場試驗工作圖Fig.4 On-site work photo

圖5 試驗系統(tǒng)示意圖Fig.5 Sketch of test system

試驗現(xiàn)場位于伶仃洋開敞海域，海上試驗平臺在強風(fēng)及洋流影響下始終處于低頻振動狀態(tài)，載荷試驗中常用的百分表式沉降測量方式無法滿足本試驗的測量精度要求，因此，在水下載荷板上設(shè)置一組高精度靜力水準(zhǔn)系統(tǒng)進行沉降觀測（見圖6）。該系統(tǒng)是由一系列含有液位傳感器的容器組成，容器間由充液管互相連通，參照點安裝在已加固完成的系統(tǒng)是由一系列含有液位傳感器的容器組成，容器間由充液管互相連通，參照點安裝在已加固完成的人工島鋼圓筒外壁，測點安裝在荷載板的4個角點，測點與參照點間的高程變化都將引起相應(yīng)容器內(nèi)的液位變化，從而獲取測點相對于參照點高程的變化。經(jīng)改進使得該系統(tǒng)具有良好的密封性能，能夠應(yīng)用于深部水下測量[5－6]。與在平臺上測量相比，水下測量的方式能夠避開風(fēng)浪及表層洋流對測量結(jié)果的干擾，能獲得真實穩(wěn)定的沉降數(shù)據(jù)。該系統(tǒng)的測量精度為±0.4 mm，量程為400 mm。沉降板安放之前分別在擠密砂樁樁頂及樁間土中由潛水員各埋設(shè)2只土壓力計監(jiān)測加載過程中砂樁和樁間土的應(yīng)力變化。采用美國基康GK-4800埋入式土壓力計，量程為0.7 MPa，測量精度為±0.28 kPa，測頭及導(dǎo)線均經(jīng)密封處理使其滿足深水環(huán)境[5－6]。埋設(shè)前在擠密砂樁樁心和兩樁中心分別開挖直徑為30 cm、深15 cm的碟形淺槽，將土壓力計放置于淺槽內(nèi)（4 800型土壓力計用于軟土體內(nèi)部的土壓力測量無正反面），控制4只土壓力盒在同一安裝水平， 放置好后在淺槽上方覆蓋中砂回填至與原地面同一標(biāo)高，壓實。測試導(dǎo)線用鎧裝護管保護沿抗拔樁引至測試平臺。

圖6 試驗沉降測量系統(tǒng)Fig.6 Settlement measurement system

試驗加載過程采用慢速維持法[5]。每級荷載34.3 kPa，為考察擠密砂樁復(fù)合地基的卸荷模量和回彈再壓縮模量，加載至第6級荷載后進行逐級等量卸載，卸載至0且穩(wěn)定后，測讀殘余沉降量，而后繼續(xù)加載；為考察復(fù)合地基的固結(jié)變形特性，當(dāng)荷載加載至340 kPa時，維持該級荷載50 d。而后仍按上述方式卸載至0，完成整個試驗過程。

5 試驗結(jié)果分析

5.1 荷載沉降曲線

得益于施工機械較高的激振力和良好的施工作業(yè)工藝，本次試驗中的擠密砂樁具有較高的標(biāo)貫擊數(shù)（N＞25）且砂樁樁底均進入硬土層，但是經(jīng)加固后的復(fù)合地基沉降變形曲線特征與軟土地基類似而與剛性樁復(fù)合地基明顯不同。如圖 7所示，P-S曲線無明顯的直線段，至加載結(jié)束一直處于緩變階段，可以看出散體材料樁在改善地基沉降變形方面能力較弱。試驗最大加載至340 kPa時對應(yīng)沉降為124.3 mm。

圖7 荷載-沉降曲線Fig.7 Load-settlement curves

為考察擠密砂樁復(fù)合地基的固結(jié)變形特性，在340 kPa荷載下維持50 d，獲得的固結(jié)沉降曲線如圖8所示，該級荷載下的固結(jié)沉降增量為25.1 mm。

采用軟土地基中常用的“經(jīng)驗雙曲線法”對最終沉降預(yù)估：

式中：S∞為地基的最終沉降量；S0為滿載時初始沉降量；St為某時刻的地基沉降量；α、 β為與地基及荷載有關(guān)的常數(shù)，可根據(jù)式（2）用圖解法求出；t為從滿載開始的時間。

圖8 固結(jié)沉降曲線Fig.8 Consolidation settlement curve

根據(jù)實測數(shù)據(jù)推算α、 β的擬合曲線如圖9所示，可求得β為0.020 63，則最終沉降為172.8 mm。維持荷載階段結(jié)束后逐級卸載直至自重狀態(tài)，整個試驗過程的P-S曲線如圖10所示。

圖9 實測數(shù)據(jù)推算α、 βFig.9 α、 β obtained by fitting settlement data with hyperbola method

圖10 載荷-沉降全過程曲線Fig.10 Curves of whole process load-settlement

5.2 擠密砂樁復(fù)合地基的變形模量

地基的變形模量E0是評價地基變形特征的重要參數(shù)，與通過室內(nèi)試驗獲得的壓縮模量Es相比，通過現(xiàn)場原位載荷試驗獲取的E0，往往更好地反映地基的實際工作性狀，根據(jù)布辛涅斯克解可求得E0的表達式[7－8]

式中：I0為承壓板體型系數(shù)，方形板取0.886；μ為土的泊松比，砂土取0.30；d為承壓板邊長，取5.4 m。

式（3）是基于各向同性半無限彈性空間理論得到的，對于擠密砂樁復(fù)合地基，各向同性假設(shè)不再成立，因此其適用性需要進一步探討。假設(shè)地基加固前后變形模量不變，則根據(jù)變形模量的定義有

式中：E0、Esp為天然地基和復(fù)合地基的變形模量；Ps、Psp為樁間土和地基承擔(dān)的荷載；

Ps與置換率m、樁土應(yīng)力比n及載荷板板底荷載Psp的關(guān)系為

式（8）與天然地基的表達式（3）相同，根據(jù)式（8）計算得到各階段擠密砂樁復(fù)合地基的變形模量見表2[8]，則該復(fù)合地基在100～200 kPa荷載下的變形模量為11.07 MPa，未加固前天然地基的變形模量為1.03 MPa，地基加固效果較為明顯。

表2 復(fù)合地基的變形模量值Table 2 Deformation modulus values of reinforced composite ground

5.3 應(yīng)力分擔(dān)比

加載前分別在擠密砂樁頂面和樁間土中埋置土壓力計，根據(jù)測得的土壓力值得到試驗過程中加載期和恒載期的應(yīng)力分擔(dān)比如圖11、12所示。

圖11 加載期間應(yīng)力分擔(dān)比曲線Fig.11 Stress ratio curves in increasing load stages

圖12 恒載期間（340 kPa）應(yīng)力分擔(dān)比曲線Fig.12 Stress ratio curves in constant load stages

另外，可以根據(jù)建筑地基處理技術(shù)規(guī)范中沉降折減系數(shù)β與應(yīng)力分擔(dān)比n及置換率 m的關(guān)系式（9），得出應(yīng)力分擔(dān)比的計算公式（10），其中沉降折減系數(shù)β可由式（10）實測復(fù)合地基的最終沉降量Sspc與天然地基最終沉降量S∞的比值而獲得。

式中：Sspc、S∞分別為復(fù)合地基和天然地基的最終沉降量；β為沉降折減系數(shù)。其他符號意義同前。

由章節(jié)4.1根據(jù)實測數(shù)據(jù)用雙曲線法擬合得到的預(yù)估復(fù)合地基最終沉降量Sspc=172.8 mm，天然地基最終沉降S∞=718.1 mm，則沉降折減系數(shù)β=0.241，擠密砂樁置換率m=0.62，根據(jù)式（10）可以得到的應(yīng)力分擔(dān)比n=6.5，與現(xiàn)場實測結(jié)果相吻合。

5.4 復(fù)合地基承載力

目前對復(fù)合地基承載力的計算通常是將樁體和樁間土的承載力按照一定的原則組合疊加來獲得，計算式為

式中：cu為樁間土不排水抗剪強度；δ為樁間土破裂角；δp為砂樁內(nèi)破裂角；φ為土體內(nèi)摩擦角；Kp為砂樁的被動土壓力系數(shù)；Kps為樁間土的被動土壓力系數(shù)。

本文分別按照上述理論計算了散體材料樁的極限承載力。計算結(jié)果與標(biāo)準(zhǔn)貫入原位測試結(jié)果及載荷試驗結(jié)果對比見表 3（取砂的內(nèi)摩擦角φ=35°，樁間土的不排水抗剪強度cu=14.9 kPa，內(nèi)摩擦角uφ=17°，樁間土極限承載力fsk=96.6 kPa，重度為16.2 N/cm3，置換率為62%）。

由于試驗加載至最大荷載時地基未破壞，因此地基的極限承載力大于340 kPa，則按被動土壓力法和Hughes & Withers計算式得到的地基承載力與試驗結(jié)果接近。

5.5 沉降結(jié)果分析計算

根據(jù)勘察報告試驗結(jié)果同時考慮固結(jié)效應(yīng)，對試驗區(qū)沉降量進行了理論計算與現(xiàn)場實測結(jié)果進行了比較，天然地基沉降計算按照《港口工程地基規(guī)范》分層總和法[16]：

復(fù)合地基的沉降量包括擠密砂樁復(fù)合土層的平均壓縮量Sspc和樁端下未加固土層的壓縮變形S2兩部分。因樁底下部為硬塑黏土層，計算深度取地基處理深度時經(jīng)驗算滿足《港口工程地基規(guī)范》7.2.3-1的要求，因而不考慮樁端下部土層壓縮S2[16]。根據(jù)式（10），加固后地基壓縮模量和天然地基壓縮模量的關(guān)系有[17]：

式（9）中沉降折減系數(shù)β與應(yīng)力分擔(dān)比 n及置換率m的關(guān)系其本質(zhì)是樁土共同變形理論，日本港灣所提出的對于高置換率的擠密砂樁復(fù)合地基根據(jù)實測資料得出的β與m之間的經(jīng)驗公式[18]為

由以上兩種折減系數(shù)按照式（8）、（20）計算復(fù)合地基沉降量與試驗結(jié)果的比較見表4。

表3 計算復(fù)合地基極限承載力與試驗結(jié)果Table 3 Calculated and measured ultimate bearing capacity of composite ground

表4 計算復(fù)合地基沉降量與試驗結(jié)果Table 4 Calculated and measured settlement of composite ground

由上述結(jié)果可以看出，按照推導(dǎo)出的復(fù)合地基沉降計算公式與實測結(jié)果更為接近。

6 結(jié) 論

（1）開敞海域開展水下載荷試驗受風(fēng)浪等環(huán)境因素的影響，傳統(tǒng)的百分表測量沉降方式誤差較大，本試驗項目提出的一種水下靜力水準(zhǔn)測量系統(tǒng)可以獲取較為真實穩(wěn)定的沉降數(shù)據(jù)。

（2）水下擠密砂樁復(fù)合地基在同一置換率下的應(yīng)力分擔(dān)比與載荷水平以及同一荷載下的時間效應(yīng)密切相關(guān), 隨荷載級別的升高應(yīng)力分擔(dān)比減小；同一荷載下逐步衰減趨于某一定值。

（3）按被動土壓力法計算擠密砂樁的單樁承載力并由此獲得的復(fù)合地基承載力結(jié)果與載荷試驗結(jié)果較為接近。

（4）對于高置換率擠密砂樁復(fù)合地基沉降計算，通過式（8）導(dǎo)出的沉降折減系數(shù)計算得到的復(fù)合地基沉降與實測值最為接近，采用日本經(jīng)驗公式計算的沉降量偏大。

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