格柵狀攪拌樁復(fù)合地基靜載試驗(yàn)研究

呂文志，饒錫保，徐　晗，程永輝

(1.長江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,武漢　430010; 2.大連萬達(dá)商業(yè)地產(chǎn)股份有限公司，北京　100022)

格柵狀攪拌樁復(fù)合地基靜載試驗(yàn)研究

呂文志1,2，饒錫保1，徐晗1，程永輝1

(1.長江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,武漢430010; 2.大連萬達(dá)商業(yè)地產(chǎn)股份有限公司，北京100022)

摘要：為科學(xué)、合理地在砂土地基中進(jìn)行高置換率柵狀攪拌樁復(fù)合地基的設(shè)計(jì)和施工，在湖北漢江流域興隆水利樞紐工程中，開展了格柵狀攪拌樁復(fù)合地基靜載荷試驗(yàn)研究。試驗(yàn)結(jié)果表明：① 可將P-ΔS/ΔP試驗(yàn)曲線歸納為3個(gè)階段，即樁側(cè)阻力發(fā)揮的直線段、樁端阻力逐步發(fā)揮的調(diào)整變化段與樁端阻力完全發(fā)揮的破壞段；②采用P-ΔS/ΔP曲線比P-S曲線更能反映樁基剛度變化及其工作形狀與荷載傳遞規(guī)律；③高置換率的口型砂基攪拌樁外側(cè)摩阻力可全長發(fā)揮，其極限承載力主要受樁底砂性土密實(shí)狀態(tài)下剪松破壞后的殘余強(qiáng)度控制，屬于典型的摩擦端承樁。

關(guān)鍵詞：格柵狀攪拌樁；砂性土地基；靜載試驗(yàn)；樁基剛度；樁側(cè)阻力

1研究背景

在工程實(shí)踐中，攪拌樁復(fù)合地基多以獨(dú)立單樁型式和地基土構(gòu)成，可稱之為散點(diǎn)狀攪拌樁復(fù)合地基；而攪拌樁縱橫相互搭接成格柵狀連續(xù)墻，格柵墻和被格柵墻分割的土柱一起組成的復(fù)合地基，為簡便起見，可稱之為格柵狀攪拌樁復(fù)合地基。

散點(diǎn)狀攪拌樁常用于淤泥、淤泥質(zhì)土等承載力≤120 kPa的軟黏土或粉土等地基，以解決承載力、穩(wěn)定性和變形問題為主[1-3]；而格柵狀攪拌樁用于以上地層，更易滿足荷載水平高、沉降要求嚴(yán)、地基性質(zhì)差等特殊情況對地基的要求[4-7]；此外，國內(nèi)外還經(jīng)常將格柵狀攪拌樁用于松散-稍密砂土或粉土地基，解決地震液化問題、防滲問題；而在同時(shí)滿足承載力、穩(wěn)定性、變形問題及地震液化、軟土振陷、防滲等問題上，格柵狀攪拌樁復(fù)合地基更有著綜合優(yōu)勢。

散點(diǎn)狀攪拌樁復(fù)合地基的破壞模式一般可以分為樁間土先破壞和樁體先破壞2種情況，在實(shí)際工程中樁間土與樁體同時(shí)達(dá)到極限狀態(tài)的概率很小[1,3]。剛性基礎(chǔ)(如建筑剛性基礎(chǔ)、箱形基礎(chǔ)，又如混凝土大壩等)下的破壞形式為樁體首先破壞進(jìn)而引發(fā)復(fù)合地基全面破壞的可能性較大，我國《建筑地基處理技術(shù)規(guī)范》(JGJ79—2012)中即采用此模式；而柔性基礎(chǔ)下的破壞模式為樁間土先破壞的可能性較大[8]。

格柵狀攪拌樁復(fù)合地基的破壞模式則較復(fù)雜。剛性基礎(chǔ)下的破壞模式為格柵墻首先破壞的可能性較大；而當(dāng)基礎(chǔ)是柔性時(shí)，若格柵墻間距較大，土拱效應(yīng)較弱，墻間土受荷較大，超過格柵墻側(cè)限能力時(shí)，墻與墻間土同時(shí)破壞，若格柵墻間距較小，土拱效應(yīng)較強(qiáng)，則格柵墻首先破壞的可能性較大[8]。

上述分析表明，由于結(jié)構(gòu)形式、樁體強(qiáng)度、地基剛度、破壞模式等的不同，散點(diǎn)狀與格柵狀攪拌樁復(fù)合地基的承載力與變形等性狀存在較大差異[8-9]，我國現(xiàn)行規(guī)范的理論與方法不能完全適用于格柵狀攪拌樁復(fù)合地基。

目前國內(nèi)外對于散點(diǎn)狀攪拌樁復(fù)合地基取得了豐富成果[10-14]，但關(guān)于格柵狀攪拌樁復(fù)合地基工作性狀的研究工作卻相對較少[6,9]。開展格柵狀攪拌樁復(fù)合地基性狀的室內(nèi)外試驗(yàn)研究，既有理論意義，也有非常重要的工程實(shí)踐意義。

湖北漢江流域興隆水利樞紐是南水北調(diào)中線一期工程的重要組成部分，其中粉細(xì)砂層為樞紐主體建筑物地基，其厚度大約為20 m，結(jié)構(gòu)較疏松，壓縮性較大，承載力較低。為了提高壩址地基的承載能力、抗變形及抗?jié)B、抗液化能力，設(shè)計(jì)采用格柵狀攪拌樁處理電站廠房地基，其置換率高達(dá)40%～60%，為科學(xué)、合理地在砂土地基中進(jìn)行高置換率柵狀攪拌樁復(fù)合地基的設(shè)計(jì)和施工，對興隆水泥樞紐格柵狀攪拌樁復(fù)合地基進(jìn)行了全面研究。

2工程地質(zhì)條件概述

根據(jù)《興隆初勘報(bào)告》，本次試驗(yàn)場地地層自上而下依次如表1和圖1所示。

表1　主要土層滲透性

圖1　壩址區(qū)工程地質(zhì)剖面圖Fig.1　Geological profile of Xinglong dam site

圖2　格柵狀試驗(yàn)群樁構(gòu)型與土壓力盒埋設(shè)Fig.2　Grid shape of trial piles and layout of earth pressure cells

3格柵狀群樁靜載試驗(yàn)

3.1試驗(yàn)布置

3.2試驗(yàn)結(jié)果

采用20%的摻灰量，水灰比1.0，按復(fù)攪復(fù)噴工藝施工，90 d齡期141個(gè)抽芯芯樣強(qiáng)度最大值16.5 MPa，最小值2.6 MPa，均值7.058 MPa，標(biāo)準(zhǔn)差2.326 MPa，變異系數(shù)0.330，修正系數(shù)0.953，標(biāo)準(zhǔn)值6.724 MPa。群樁參數(shù)及靜載試驗(yàn)結(jié)果見表2。

表2　群樁承載力特征值取值

3.3群樁荷載傳遞過程簡析

3.3.1群樁靜載試驗(yàn)常規(guī)曲線簡析

因群樁周邊地層主要為砂層、樁底為砂卵石地層，故其靜載試驗(yàn)常規(guī)荷載與沉降曲線(P-S)、沉降與時(shí)間曲線(S-lgt)隨著砂性土逐步壓密而呈現(xiàn)緩變形態(tài)，除荷載與沉降值有區(qū)別外，曲線形態(tài)并沒有大的區(qū)別，參見圖3格柵狀群樁試驗(yàn)P-S曲線、S-lgt曲線。因此，為深入研究荷載傳遞規(guī)律，就需要對試驗(yàn)結(jié)果采用其他辦法分析。

需要說明的是，所有S-lgt曲線基本都呈水平形態(tài)，某級荷載下的沉降都沒有隨時(shí)間發(fā)展而出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，說明靜載試驗(yàn)荷載逐步壓密砂性土地基，地基能穩(wěn)定提供承載力，且最大荷載下地層尚未破壞。

圖3　格柵狀群樁試驗(yàn)P-S曲線、S-lgt曲線Fig.3　P-S curve and S-lgt curve of grid-shaped CDM piles

3.3.2群樁靜載試驗(yàn)P-ΔS/ΔP曲線分析

為分析砂性土地基的靜載試驗(yàn)成果，采用了可反映荷載增加過程中地基力學(xué)特性變化的荷載與沉降隨荷載變化速率曲線(P-ΔS/ΔP)，其中ΔS/ΔP為單位荷載下沉降變化，該指標(biāo)能反映出地基柔度或剛度特性。從P-ΔS/ΔP曲線可發(fā)現(xiàn)荷載增加過程中樁基剛度的變化，從而對荷載傳遞和樁基承載力展開分析。如曲線上某段ΔS/ΔP值變大，表明單位荷載下沉降變大，樁基柔度變大、剛度變小，可能在樁身、樁側(cè)或是樁端存在弱化。樁基剛度的變化，通過樁頂砂墊層與樁底持力層的刺入，引起樁間土受荷水平的變化，從而引起樁土應(yīng)力比n的變化。因此P-ΔS/ΔP曲線和P-n曲線有一定關(guān)聯(lián)性，可相互參考分析。分別繪制A3,A2,A1型格柵狀群樁試驗(yàn)曲線，如圖4至圖6所示?？蓪-ΔS/ΔP曲線歸納為以下3段。

圖4　A3型格柵狀群樁試驗(yàn)曲線Fig.4　Test curves of grid-shaped CDM piles for type A3

圖5　A2型格柵狀群樁試驗(yàn)曲線Fig.5　Test curves of grid-shaped CDM piles for type A2

圖6　A1型格柵狀群樁試驗(yàn)曲線Fig.6　Test curves of grid-shaped CDM piles for type A1

3.3.2.1樁側(cè)阻力發(fā)揮的直線段

口型布置攪拌樁群在荷載板受力后，樁墻和墻內(nèi)(或腔內(nèi))地基土通過柔性砂墊層協(xié)同工作、共同承擔(dān)荷載板傳來壓力，此時(shí)樁頭和樁身上段便開始產(chǎn)生壓縮變形，樁與樁周土?xí)虼水a(chǎn)生側(cè)阻力，使得樁身軸力減小直到為0，則軸力零點(diǎn)以下樁側(cè)摩阻力不發(fā)揮，此時(shí)樁的沉降是穩(wěn)步增加，也即是P-ΔS/ΔP曲線的直線段，該段主要反映出樁側(cè)地基土對樁基承載力的貢獻(xiàn)。

如果樁體完整性好且強(qiáng)度與剛度足夠，隨著外荷增加，樁身軸力便會繼續(xù)往下傳遞，直到樁底，此時(shí)樁側(cè)阻力全部發(fā)揮，P-ΔS/ΔP曲線直線段結(jié)束。實(shí)際上，因?yàn)樗嗤敛牧蠌?qiáng)度不是很高，會因一定的塑性變形使得實(shí)際會有一定偏離；而群樁對樁身通過錯(cuò)位互補(bǔ)、橋架跨越作用對局部缺陷的消除和樁基剛度調(diào)整也會引起較單樁更為明顯的前段、中段或末段的偏離直線。故P-ΔS/ΔP曲線中的直線段會有一定程度波狀起伏，只有樁身完整性和整體強(qiáng)度較好情況，方能出現(xiàn)線性較好的直線段。在此P-ΔS/ΔP曲線的直線段，樁基承載力貢獻(xiàn)以側(cè)阻為主，樁底持力層壓縮量非常微小，P-n曲線中的樁土應(yīng)力比持續(xù)升高。

3.3.2.2樁端阻力逐步發(fā)揮的調(diào)整變化段

與單樁類似，群樁側(cè)阻力全樁長發(fā)揮后，再增加的荷載中將主要由樁端阻力承擔(dān)，樁工作性態(tài)開始受到樁端土的影響，樁基剛度會與前述直線段形態(tài)出現(xiàn)變化，也即P-ΔS/ΔP曲線形態(tài)出現(xiàn)變化處，樁側(cè)阻力大部發(fā)揮、樁端阻力開始調(diào)動(dòng)。隨著樁身應(yīng)力的往下傳遞，樁身缺陷會逐步顯現(xiàn)，樁的工作性態(tài)也會同時(shí)受到樁身缺陷的影響。因此，該段曲線形態(tài)會因砂性土樁端持力層逐步壓密、調(diào)整、反復(fù)變化，也會受到樁身缺陷引起弱化影響。

對比A3-1和A3-2樁的P-ΔS/ΔP曲線(參見圖4)，A3-1樁身完整性更好和強(qiáng)度更高，A3-2樁在1 000 kPa時(shí)即出現(xiàn)急劇樁基剛度弱化現(xiàn)象，因側(cè)阻力已經(jīng)大部分發(fā)揮、端阻力完全發(fā)揮尚早，故應(yīng)與局部樁身強(qiáng)度弱化有較大關(guān)聯(lián)。因錯(cuò)位互補(bǔ)、橋架跨越作用，A3-2樁后續(xù)又恢復(fù)正常。受強(qiáng)度影響，樁土應(yīng)力比大小與曲線形態(tài)兩者也明顯不同，A3-2樁土應(yīng)力比明顯偏小，且有3個(gè)以上調(diào)整平臺。

分析A2-1樁和A2-2樁的P-ΔS/ΔP曲線和P-n曲線(參見圖5)，兩者樁身完整性和強(qiáng)度都較好，故曲線形態(tài)和荷載大小相近。A2-2樁顯示此型群樁在1 200 kPa時(shí)即出現(xiàn)急劇樁基剛度變化現(xiàn)象，應(yīng)與樁端阻力發(fā)揮有較大關(guān)聯(lián)。端阻力發(fā)揮到荷載1 500～1 750 kPa時(shí)樁土應(yīng)力比達(dá)到最大，A2-1樁端壓密和剛度強(qiáng)化較A2-2樁明顯，故其樁土應(yīng)力比較大。

分析A1-1樁和A1-2樁的P-ΔS/ΔP曲線和P-n曲線(參見圖6)，兩者樁身完整性和強(qiáng)度都較好(A1-1樁在初始階段存在樁頂局部弱化現(xiàn)象，后續(xù)通過錯(cuò)位互補(bǔ)、橋架跨越作用發(fā)揮了較高強(qiáng)度)，故曲線形態(tài)和荷載大小相近。A1-1樁經(jīng)過2次樁端壓密，其剛度強(qiáng)化較A1-2樁明顯。

3.3.2.3樁端阻力完全發(fā)揮的破壞段

經(jīng)過樁端砂性土逐步壓密和樁端阻力完全發(fā)揮，密砂進(jìn)入剪松階段，對應(yīng)在P-ΔS/ΔP曲線上存在明顯弱化段，雖還有弱化后的再恢復(fù)(如A2-1樁和A2-2樁尾部)過程，但其斜率明顯較調(diào)整階段大且調(diào)整階段較短，鑒于其沉降已較大，定義為工程意義上的破壞階段。

綜合本次試驗(yàn)結(jié)果，整個(gè)過程中，P-S曲線呈緩降型，無陡降段，而P-ΔS/ΔP曲線經(jīng)歷了初始直線段后端阻力開始發(fā)揮，并在樁端砂卵石層壓密增強(qiáng)過程中，呈現(xiàn)有多個(gè)平展臺階(變緩)或尖突性反轉(zhuǎn)(剛度弱化后再恢復(fù))，整個(gè)曲線歷程中以此階段為主體；后期會因密實(shí)砂性土剪松而出現(xiàn)沉降過大、樁基破壞。

4結(jié)論

(1) 格柵狀群樁P-ΔS/ΔP曲線可歸納為3段，即樁側(cè)阻力發(fā)揮的直線段、樁端阻力逐步發(fā)揮的調(diào)整變化段與樁端阻力完全發(fā)揮的破壞性段。

(2) 靜載試驗(yàn)結(jié)果表明，高置換率的口型砂基攪拌樁采用P-ΔS/ΔP曲線比P-S曲線更能反映樁基剛度變化及其工作形狀與荷載傳遞規(guī)律。

(3) 高置換率的口型砂基攪拌樁側(cè)阻力可全長發(fā)揮，其極限承載力主要受樁底砂性土密實(shí)狀態(tài)下剪松破壞后的殘余強(qiáng)度控制，屬于典型的摩擦端承樁。

參考文獻(xiàn)：

[1]龔曉南．復(fù)合地基理論及工程應(yīng)用[M]．北京：中國建筑工業(yè)出版社，2002．

[2]陳，陳國興．水泥土樁復(fù)合地基研究綜述[J].中外公路，2007，27(3) :34-41．

[3]JGJ79—2012, 建筑地基處理技術(shù)規(guī)范[S]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2013.

[4]饒錫保，蔣乃明，趙坤云，等．長豐閘加固建設(shè)中幾個(gè)土工問題的處理對策[J]．人民長江，2002，33(8) : 51-53．

[5]祁鋒,曹宏生,古浩.水泥土樁復(fù)合地基在內(nèi)河重力式碼頭中的應(yīng)用[J].水運(yùn)工程,2007,(8):101-103.

[6]李常山．格柵狀改良地基的設(shè)計(jì)與施工(摘譯)[J].施工技術(shù)，1990，(2)：42-44.

[7]文松霖，張明光，劉鳴， 粉細(xì)砂層水泥攪拌樁的承載力試驗(yàn)研究[J]．巖土工程界，2006，9(10)：49-51 ．

[8]呂文志, 柔性基礎(chǔ)下樁體復(fù)合地基性狀與設(shè)計(jì)方法研究[D]. 杭州: 浙江大學(xué), 2009.

[9]吳保全, 李天斌. 格柵狀復(fù)合地基壓縮模量的計(jì)算[J]. 巖土力學(xué), 2007, 28(10): 2183-2187.

[10]段繼偉．柔性樁復(fù)合地基的數(shù)值分析[D]．杭州：浙江大學(xué)，1993.

[11]陳，彭建忠，顧歡達(dá)，等．水泥粉噴樁復(fù)合地基受力性狀試驗(yàn)研究[J]．中國公路學(xué)報(bào), 2002，15(4):17-21.

[12]宋修廣，王松根，楊永順，等．水泥粉噴樁荷載傳遞規(guī)律的試驗(yàn)研究[J] ．巖土力學(xué)， 1999，20(4):81-85.

[13]張建新，杜海金，吳東云．用水泥土樁復(fù)合地基載荷試驗(yàn)確定承載力標(biāo)準(zhǔn)[J]．巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2002,21(12):12-15.

[14]徐超, 葉觀寶. 水泥土攪拌樁復(fù)合地基的變形特性與承載力[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2005, 27(5): 600-603.

(編輯：趙衛(wèi)兵)

Lü Wen-zhi1,2, RAO Xi-bao1,XU Han1,CHENG Yong-hui1

(1.Key Laboratory of Geotechnical Mechanics and Engineering of the Ministry of Water Resources,

Yangtze River Scientific Research Institute, Wuhan430010, China;

2.Dalian Wanda Commercial Real Estate Co., Ltd.,Beijing100022, China)

Static Load Tests on Composite Foundation of Grid-shaped CDM Piles

Abstract:In order to realize the scientific and reasonable design and construction of composite foundation of grid-shaped CDM(cement deep mixing) piles with high-replacement rate in sand foundation, we carried out the static load tests on the composite foundation of grid-shaped CDM piles, Xinglong hydro-junction in Hanjiang River basin in Hubei provinceis taken as example. Result shows that 1) the P-ΔS/ΔP(pressure vs. variation rate of settlement with pressure) curve of CDM piles can be divided into three sections, that is, the line segment of pile shaft resistance, the adjustment and change section of pile tip resistance and the failure section of pile tip resistance. 2) The curve of P-ΔS/ΔPcould better reflect the rigid variation and working behavior of the composite foundation of CDM piles than the curve of P-S(pressure vs. settlement). Moreover, the pile shaft resistance can be fully developed, which has mouth-shaped layout with high-replacement rate in sand foundation. The piles in grid shape are typical frictional end bearing piles as the limit bearing capacity of pile is mainly affected by the residual strength of bottom sandy soil in compacted state after shear failure.

Key words:grid-shaped CDM piles; sandy soil foundation;static load test; stiffness of pile foundation; pile shaft resistance

收稿日期：2015-03-12；修回日期：2015-04-28

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51309029);長江科學(xué)院創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)項(xiàng)目(CKSF2015051/YT)；長江科學(xué)院院所基金項(xiàng)目(CKSF2015036/YT)

作者簡介：呂文志(1975-)，男，湖北武穴人，高級工程師，博士，主要從事地基處理應(yīng)用研究，(電話)18008622865(電子信箱)wz13871282176@163.com。 通訊作者：饒錫保(1964-)，男，湖北武穴人，教授級高級工程師，碩士，主要從事巖土力學(xué)性質(zhì)方面的工作，(電話)027-82829741(電子信箱)raoxibao8899@126.com。

doi:10.11988/ckyyb.20150178

中圖分類號：TV223.2

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1001-5485(2016)06-0065-05

2016,33(06):65-69