振沖碎石樁的樁距研究

黎運棻

（水利部山西水利水電勘測設(shè)計研究院 山西太原 030024）

1 樁距計算式

在松散粉細砂地基上的振沖碎石樁的工程實踐表明，由于振沖作用，樁間砂土產(chǎn)生振動液化，液化后的土粒在重力、上復(fù)壓力以及填料的擠壓力作用下重新排列。發(fā)生水平和豎向位移，孔隙減少而出現(xiàn)地面沉降，筆者稱此為加固變形；另一方面，振沖過程中，一部分細砂粒被高壓水沖蝕到樁孔之外，少量被挾填入碎石樁的孔隙中，其中后者含量可略去不計，前者隨水流帶走或淤在地表，出現(xiàn)地面淤高現(xiàn)象，不起加固作用，則稱此為非加固變形。筆者按上述空間變形條件，取平均樁徑建立平衡方程。經(jīng)推導(dǎo)給出了飽和松散粉細砂地基的振沖碎石樁樁距計算式[1][2]

式中：a—樁的中心距，m；

k—布樁系數(shù)，等邊三角形布樁時，k=O.952，正方形布樁時，k=0.886；

d—平均樁徑，m；

α—砂土流失比；

Z—地面沉降比；

e—樁間土在加固前(天然地基)的孔隙比：

e′—加固后樁間土的孔隙比：

若不考慮加固地基的空間變形條件，即α=0和Z=0，于是（1）式為

可見（2）式[3]是按平面假定條件下所得，是式（1）的特殊情況，不能完全反映加固地基的實際變形條件。鑒于直接測定飽和砂土的孔隙比和的困難，可引入砂土相對緊密度與孔隙比的關(guān)系。

從而得砂土孔隙比e（或e′）

式中：emax、emin—為砂土最大和最小孔隙比；

Dr——砂土的相對緊密度，加固前用Dr表示，臨界值用Drcr表示，振沖加固后用Dr′表示，單位為百分數(shù)或小數(shù)；

于是，（1）式中的 e和 e′可由式（3）式得到，分別代入式（1），得到便于計算的樁距計算式

2 有關(guān)參數(shù)

式（4）中有關(guān)參數(shù)值可按以下方法確定。

2.1 平均樁徑d確定

樁體直徑隨施工設(shè)備、施工工藝、地質(zhì)條件等而變,且非均勻等徑，可取平均直徑d計算。圖l（a）是試樁填料量隨深度的分布圖,圖中Vcp為平均填料量；圖l（b）為開挖測定繪出的3m深度內(nèi)的填料量與樁徑關(guān)系。在各項試驗數(shù)據(jù)取得后，由Vcp值可得計算平均樁徑d。

圖1 填料量V～樁徑d關(guān)系圖

2.2 α及Z等值測算

如圖2所示,在透水擋砂板內(nèi)布置7個試樁和水準標點10個，測得地面沉降值和淤砂厚度，得地面沉降比

式中：S—地面平均沉降值，m;

L—原地面以下平均樁長，m;

按等邊三角形布樁時，砂土流失比為

式中:α—砂土流失比；

a—樁的中心距，m；

h—沉降后的地面（即加固后地面）以上的平均淤積厚度，cm;

r0—實測淤砂平均干容重，kN/m3;

rd—天然地基砂土平均干容重，kN/m3：

d—樁的直徑，m。

圖2 試樁布置圖 （·水準點，▽加固前標貫點，▼加固后標貫點）

2.3 Dr值研究

Seed等給出統(tǒng)一化的標貫值如下[4]

式中：（N1）60—在有效復(fù)土壓力為 1（0.1MPa），落錘傳給鉆桿的有效能量等于理論自由落錘能量60%時的統(tǒng)一化標貫值；

CER—鉆桿能量修正系數(shù)，中國的自由脫鉤式落錘的CER=1.0，人工手拉式落錘的CER=0.83[5]，中國現(xiàn)在多為自由脫鉤式落錘,可取CER=1.0

N—實測標貫值

CN—將不同標貫深度的有效壓力，統(tǒng)一到有效復(fù)土壓力=1(0.1MPa)后的有效壓力修正系數(shù)；

A.W.SKEMPTON[6]給出一般固結(jié)砂土的有效壓力修正系數(shù)

該式與Seed對Dr=0.4～0.6和Dr=0.6～0.8由試驗室所得曲線的數(shù)值相似，分別比較詳見表1。在中國一般處理地基液化深度在15m內(nèi)，σν及Dr值在表1范圍內(nèi)，可用（9）式計算CN值。

通過唐山地震也發(fā)現(xiàn)這些參數(shù)間的關(guān)系，符圣聰介紹了中國第一鐵道設(shè)計院提出的關(guān)系式[7]。

筆者將（10）式中的N值可轉(zhuǎn)換為統(tǒng)一化標貫值,按（9）式依實際的有效復(fù)土壓力計算CN值，取CER=1，由（8)式得統(tǒng)一化標貫值（N1）60代入,因已取統(tǒng)一化標貫值，故(10)式中 σν=1，從而得

該式與Seed所得（N1）60～Dr曲線的數(shù)值相似（圖3）。同理，據(jù)加固地基所需要的N′值和（N1）60′值，應(yīng)用該式可得地基加固后的 Dr′值．由式（3）可得 e′值。

表1 一般固結(jié)砂的CN值表

圖3 相對緊密度Dr～統(tǒng)一化標貫值（N1）60關(guān)系圖

3 工程實例

在中國某工程的地基為飽和松散粉細砂地層，設(shè)防烈度為8度(二組)，設(shè)計地震基本加速度為2g。采用振沖碎石樁加固地基，經(jīng)地質(zhì)勘察、分析計算和試樁后，確定振沖碎石樁按等邊三角形布置，樁長13.5m，樁距2.1m。

1）基本資料和計算參數(shù)。場地自然地下水位埋深1.5 m，實測天然地基的土粒比重rs=26.9 kN／m3,eamx=1.21，emin=0.57，平均標貫擊數(shù)值見表2中第2列。表2是根據(jù)加固前(天然)地基實測N值，計算給出Dr,e值，計算步驟是：（1）先設(shè)定Dr值，由（3）式得e值；（2）由e值得到各土層有效容重r值（即地下水位以上為濕容重，地下水位以下為浮容重），從而得有效復(fù)土壓力 σν值；（3）由（9）式得 CN值，由（8）式得（N1）60值，由（11）和（3）式得逼近值Dr和逼近e值，逼近值與設(shè)定值相等，即得天然地基值Dr和e值。

2）計算臨界標貫值、臨界相對緊密度和臨界孔隙比。場地地震烈度屬8度二組，地面以下15m深度范圍內(nèi)，液化判別標準貫入錘擊數(shù)臨界值可按下式計算[8]

式中：Ncr—液化判別標準貫入錘擊數(shù)臨界值；

N0—液化判別標準貫入錘擊數(shù)基準值，由設(shè)計基本地震加速度0.2g，取 N0=12；

β—調(diào)整系數(shù)，設(shè)計地震為二組，β=0.95

ds—飽和土標準貫入點深度（與計算表中值相同），m；

dw—年內(nèi)平均最高地下水位埋深，dw=1.5 m；

ρc—黏粒含量百分率，當(dāng)小于3或為砂土?xí)r，采用3。

按（12）式計算得各土層值Ncr（見表3）,按1）所述步驟得到相應(yīng)的相對緊密度臨界值Drcr和孔隙比臨界值ecr，計算成果見表3。

3）不考慮砂土流失的樁距計算。為便于確定試樁樁距，可暫不考慮砂土流失，用（2）計算樁距，計算成果見表4，從表中可得平均樁距2.86m,最小樁距2.42m，為試樁提供了上限參考值。

4）試樁。由于振沖過程中發(fā)生砂土流失，設(shè)計樁距應(yīng)小于不考慮砂土流失的臨界樁距計算值，分別進行了樁距為2.4 m、2.1 m、1.8 m三組試樁，前者不能完全滿足設(shè)計要求，后者超過設(shè)計標準較多，設(shè)計樁距采用了比臨界值略有富余的2.1 m樁距，該組試樁測得有關(guān)參數(shù)：

將上述參數(shù)與a=2.1m,emax=1.21,emin=0.57,k=0.952以及表2中Dr值代入（5）式,得加固后不同深度的相對緊密度

表2 加固前(天然)地基實測值及計算值

表3 計算臨界Ncr,Drcr,ecr值

表4 臨界樁距計算

表5 樁距2.1m等邊三角形布樁加固計算成果表

待試樁區(qū)孔隙水壓力完全消散后，如圖2所示，在6個點位進行振沖后標貫測試，上述7層深度各點位由上至下平均實測標貫值為18,21,23,25,25,26,30。

5）綜合比較。上述不同Dr值成果除在表2～表5所示外，現(xiàn)將振沖前天然地基實測標貫值，不考慮砂土流失的臨界計算標貫值，2.1m樁距的試樁計算標貫值和振沖后實測標貫值列于表6，可見計算與實測值很接近，滿足工程設(shè)計要求。

表6 標準貫入錘擊數(shù)綜合比較表

4 結(jié)論

1）本文據(jù)振沖碎石樁加固飽和松散粉細砂地基時，地基砂土出現(xiàn)加固變形和非加固變形的論點，取平均樁徑，按三維空間土體平衡條件，建立了樁距計算的基本計算式，使樁距計算進一步合理化。

2）引人了N～Dr～e間的關(guān)系，解決了直接取樣測定孔隙比e值的困難。應(yīng)用文中各式可預(yù)計加固效果及較合理的確定樁距。

3）理論分析計算和少量試樁相結(jié)合，是優(yōu)化設(shè)計的好辦法。

4）改進施工設(shè)備和施工工藝，使α值減小，可增大樁距，節(jié)省工程費用，還待進一步研究。

［1］黎運棻.按三維空間土體平衡變形條件推導(dǎo)振沖碎石樁的填料量和樁距計算式［J］地基處理，1990(1)，1 卷 1 期：54-59.

［2］黎運棻.粉細砂地基上振沖樁的填料量和樁距計算方法［J］.巖土工程師，1990(4)，2 卷 4 期:39-43.

［3］地基處理手冊編委會·地基處理手冊［M］.北京：中國建筑 工業(yè)出版社，1988(8).

［4］KohjiJokimatsn，H.BoltonSeed:EvaluationofSettlementsinSandDueTo Earthquake Shaking．Journal of Geotechnical Engineering，ASCE，1987，l13(8)：861-867.

［5］H.BoltonSeed，eta1:InfluenceofSPTproceduresinSoilLiquefactionResistanceEvaluation．Journalof GeotechnicalEngineering，ASCE，1985，111(12)1425-1442.

［5］A.W.Skempton:Standard Penetration Test Procedures and the Effect in SandsofOverburdenPressure，RelativeDensity，ParticleSize，Ageingand Over consolidation.Geotechnical，1986，36(3)：425-444.

［7］符圣聰，江靜具·兩個典型場地的液化和動力反應(yīng)分析［J］.巖土工程學(xué)報，1985.7：45-50.

［8］中華人民共和國國家標準.建筑抗震設(shè)計規(guī)范［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2010.10:24-25.