土工袋裝砂樁復合地基室內(nèi)模型靜載試驗

段園煜，張儀萍，郭書魁，蔣承杰

(1.浙江省交通規(guī)劃設計研究院，浙江杭州310006;2.浙江大學建筑工程學院，浙江杭州310058;3.浙江建設職業(yè)技術(shù)學院城市建設工程系，浙江杭州311231)

式中:d e為影響區(qū)等效圓直徑;s為實際樁距.

圖1為袋裝砂石樁復合地基單元體的示意圖.由于對稱性可假設，外邊界(r=r e)無徑向位移，為光滑剛性邊界.本試驗以樁土單元體模型為試驗對象.

砂石樁復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維持成型，因此在非常軟弱的地基中難以應用.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)的實施細節(jié)，并在工程中進行了應用.土工袋不僅為散體材料提供了成樁所需的圍壓，還增強了樁基整體性，很好地改善了樁基性能.楊炯等［3］進行了袋裝碎石樁單樁原位荷載試驗，并將試驗結(jié)果與有限元分析結(jié)果進行對比.方家強［4］對大比例袋裝碎石樁復合地基模型進行試驗，獲得三軸應力情況下受力變形性能.然而這些研究未能深入下去，且此后國內(nèi)關(guān)于袋裝樁研究也少見報道.

模型試驗是研究袋裝砂石樁性能的重要手段.H.G.Kempfert等［5］通過模型試驗，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］利用三軸壓縮試驗研究土工格室的圍裹對砂土強度及剛度的影響.T.Ayadat等［7］用試驗方法研究了復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］通過室內(nèi)模型試驗研究了袋裝樁的單樁和群樁的受力特性.Wu C.等［10］通過三軸壓縮試驗研究袋裝樁在三軸應力下軸向應力應變關(guān)系.

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

為此，本研究對袋裝砂樁(GEC)和傳統(tǒng)砂樁(OGC)處理的軟土復合地基室內(nèi)模型進行分級靜力加載試驗，分別運用彈性理論［13］及彈塑性理論［14］，對試驗數(shù)據(jù)進行對比分析.

1 試驗

1.1 單元體模型

用碎石樁、砂樁加固軟弱黏性土時，砂石樁的布置一般采用正三角形排列或正方形排列.將每一個砂石樁的影響面積化成一個面積相同的圓來代替，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為實際樁距.

圖1為袋裝砂石樁復合地基單元體的示意圖.由于對稱性可假設，外邊界(r=re)無徑向位移，為光滑剛性邊界.本試驗以樁土單元體模型為試驗對象.

圖1 復合地基單元體

1.2 材料

樁體用砂為取自長江的河砂(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，將擾動土風干碾碎后重塑，其特性見表1.試驗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，難以測量［6］.為了便于測量土工布變形及受力，試驗中選用剛度較小的無紡土工布，同時為了減少土工布厚度的影響，選用100 g長絲無紡布.將土工織物按照要求尺寸裁剪并縫合.

圖2 顆粒級配曲線

根據(jù)GB/T 15788—2005《土工布及其有關(guān)產(chǎn)品寬條拉伸試驗》及GB/T 16989—1997《土工布接頭/接縫寬條拉伸試驗方法》的要求，對土工布及帶接縫試樣進行寬條拉伸試驗，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.對多組試樣進行拉伸試驗獲得土工布試樣的平均極限強度、剛度以及帶接縫試樣的平均極限強度，如表2所示.理論計算時，選用5%伸長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 試驗用土工布特性

1.3 土工布應變片標定

試驗中，將箔式電阻應變片粘貼在土工袋上，通過測量應變片的應變響應來評估土工袋在加載過程中所受到的張力.應變片測量土工布應變響應會受荷載條件、結(jié)構(gòu)、土工布類型、應變傳感器長度、粘合劑種類等的影響［15］.試驗采用的無紡土工布剛度低，而粘合劑強度較大，粘合劑對應變響應結(jié)果有明顯的影響，應變片測量的數(shù)據(jù)不能直接表征土工布應變.為評估粘合劑對應力、應變響應的影響，對粘帖在土工布上應變片的應變響應進行標定.

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

圖4 無紡土工布上應變片應變響應的標定曲線

1.4 試驗步驟

試驗模型安裝在一個內(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個應變片，模型樁體和土體頂部分別放置土壓力計，在模型頂部放置圓形鋼板使樁體和土體協(xié)同變形.

圖5 試驗裝置示意圖

試驗中，將重塑淤泥土分層裝入模型筒，邊裝邊搗實，每層高度200 mm，安裝后加砝碼預壓24 h.然后移去砝碼，將表面刨松，再裝第2層，以此類推.全部預壓完成以后，然后將多余土體修剪到600 mm高度.沿用文獻［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，以測定軟土材料強度特性，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

對于傳統(tǒng)砂樁，向鋼管中分層灌入潤濕的砂土，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15 mm.每次提升鋼管后，用振搗棒將砂土夯實(從250 mm高處下落25次).反復重復上述過程，直到整個樁體安裝結(jié)束.對于袋裝砂樁，在裝入土體前，先沿著土工袋的環(huán)向和豎向預定位置粘貼應變片，按照文獻［15］方法粘貼，并在應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到設計高度.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厚細砂.

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

1.5 三軸試驗

彈性理論和彈塑性理論估算復合地基沉降時，樁體及軟土的材料強度是重要參數(shù).理論計算時，彈性模量常采用E50，即主應力差達到50%最大主應力差時的割線模量.采用三軸固結(jié)排水壓縮試驗測定樁體材料及土體的彈性模型及剪切強度.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復合地基單元體模型靜載試驗結(jié)果，分析各荷載水平下模型最終表面沉降、頂部樁土應力比及GEC中土工袋不同高度的圍裹力.同時，將試驗數(shù)據(jù)與已有的彈性理論［13］、彈塑性理論［14］進行對比.

2.1 荷載沉降曲線

圖7為OGC和GEC復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合地基的沉降.根據(jù)試驗結(jié)果與理論分析數(shù)據(jù)對比可知:彈性理論計算所得沉降過小，試驗數(shù)據(jù)與彈塑性理論荷載沉降曲線基本相符.假設土體為線彈性、樁體逐步進入塑性的基礎上建立的彈塑性理論分析方法能夠較為準確地估算復合地基的沉降.不過在最后一級荷載條件下，OGC和GEC的試驗所得沉降數(shù)據(jù)都比彈塑性分析所得沉降小.這是因為在理論分析中土體被假定為線彈性體，但實際土體并非線彈性體.土體強度由于固結(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，使得最后一級荷載下的沉降試驗數(shù)據(jù)要比理論值小.

2.2 樁土應力比

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力比的試驗結(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 樁土應力比

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

荷載較小時，試驗值比彈塑性分析理論值高;荷載較大時，試驗值比彈塑性分析理論值低.樁土應力比隨著荷載增加逐漸減小，試驗結(jié)果減小的趨勢較理論結(jié)果更加明顯.這是因為彈塑性理論認為樁體逐漸進入塑性，土體始終保持彈性，樁體所承受的荷載逐漸減小，樁土應力比的減小是由于樁體逐漸進入塑性造成的;而實際過程中，土體的模量隨著固結(jié)逐漸變大，在理論計算時土體的彈性模量為平均值，前期土體實際模量達不到理論值，而后期又比理論值要高，土體所承受的荷載逐漸增大，所以在試驗過程中樁土應力比逐漸減小，并且減小的趨勢要比理論分析結(jié)果快.

2.3 袋體張力

試驗中應變片損壞嚴重，將剩余完好應變片的測量結(jié)果進行整理，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值與彈塑性理論結(jié)果進行對比，如圖9所示.總體來看，試驗結(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.然而在細部上，試驗結(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，不同高度張力變化不大，而試驗值則隨高度變化較大;靠近樁體底部的袋體張力試驗值小于理論值，而頂部袋體張力試驗值則大于理論值.這可能是由于在荷載下單元體頂部部分土體會進入塑性，此時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，試驗初期的試驗值與理論結(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更強，因此底部袋體的張力比理論值小.另一方面，較大荷載下，土體頂部進入塑性的部分逐漸變大，導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更加顯著.

圖9 袋體張力對比

3 結(jié)論

1)通過試驗結(jié)果比較可知:同等條件下，GEC沉降更小，樁土應力比更高.土工袋的圍裹效應提高了砂樁的強度，改善了復合地基性能.

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增加.

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

4)通過試驗結(jié)果與彈塑性理論分析結(jié)果對比可知:試驗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過程中始終保持彈性這一假設與實際相差較大，應該進一步修正，以更好地預測袋裝砂石樁復合地基的受力變形性能.

References)

［1］ van ImpeW，Silence P.Improving of the bearing capacity ofweak hydraulic fills bymeans of geotextile［C］∥Proceedings of the3rdInternational Conference on Geotextiles.1986:1411-1416.

［2］ Kempfert H G，Jaup A，Raithel M.Interactive behaviour of a flexible reinforced sand column foundation in soft soils［C］∥Proceedings of14th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering.1997:1757-1760.

［3］ 楊 炯，潘秋元.袋裝碎石樁單樁性狀分析［C］∥第三屆全國巖土力學數(shù)值分析與解析方法討論會論文集.珠海:中國力學學會巖土力學專業(yè)委員會，1988:18-29.

［4］ 方家強.袋裝碎石樁模型試驗的研究［D］.福州:福州大學土木建筑工程系，1990.

［5］ Kempfert H G，Raithel M，Jaup A.Model tests for analysis of the bearing and deformation behaviour of column foundations［C］∥Geotechnical Engineering for TransportationInfrastructure.Rotterdam:Balkema，1999:1521-1526.

［6］ Rajagopal K，Krishnaswamy N R，Madhavi Latha G.Behaviour of sand confined with single and multiple geocells［J］.Geotextiles and Geomembranes，1999，17(3):171-184.

［7］ Ayadat T，Hanna A M.Encapsulated stone columns as a soil improvement technique for collapsible soil［J］.Ground Improvement，2005，9(4):137-147.

［8］ Murugesan S，Rajagopal K.Model tests on geosyntheticencased stone columns［J］.Geosynthetics International，2007，14(6):346-354.

［9］ Murugesan S，Rajagopal K.Studies on the behavior of single and group of geosynthetic encased stone columns［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2010，136(1):129-139.

［10］ Wu C，Hong Y.Laboratory tests on geosynthetic-encapsulated sand columns［J］.Geotextiles and Geomembranes，2009，27:107-120.

［11］ Raithel M，Kempfert H G.Calculation models for dam foundations with geotextile coated sand columns［C］∥International Conference on Geotechnical＆Geological Engineering.2000.

［12］ Wu C，Hong Y，Lin H.Axial stress-strain relation of encapsulated granular column ［J］.Computers and Geotechnics，2009，36:226-240.

［13］ Zhang Y P，Li T，Wang Y.Theoretical solutions for foundations improved by geosynthetic-encased stone columns ［J］.Geosynthetics International，2010，18(1):12-20.

［14］ Duan Y Y，Zhang Y P，Chan D，et al.Theoretical elastoplastic analysis for foundations with geosyntheticencased columns［J］.Journal of Zhejiang University:Science A，2012，13(7):506-518.

［15］ Warren K A，Christopher B，Howard I L.Geosynthetic strain gage installation procedures and alternative strain measurement methods for roadway applications［J］.Geosynthetics International，2010，17(6):403-430.