端夯扩碎石桩复合地基现场试验研究

叶朝良,刘尧军,冯怀平

（石家庄铁道大学土木工程学院,石家庄 050043)



端夯扩碎石桩复合地基现场试验研究

叶朝良,刘尧军,冯怀平

（石家庄铁道大学土木工程学院,石家庄 050043)

摘 要：结合南水北调工程SG14标的端夯扩碎石桩施工,根据现场静载、静力触探和动力触探试验以及室内土工试验对端夯扩碎石桩复合地基的桩土应力比、承载力以及桩间土的挤密效果进行了分析。试验表明:带有桩端扩大头的夯扩碎石桩的桩土应力比一般碎石桩大,试验所得桩土应力比一般在［4.2,7.4］之间；桩土应力比值随荷载的增加呈现先增后减,并逐渐趋于稳定,桩土应力比值随桩长的增大而增大；夯扩碎石桩复合地基的沉降曲线（P-S曲线)呈渐变型,没有明显的拐点或变化点出现；单桩复合地基承载力随着桩长的增大,承载力也逐渐增大；夯扩碎石桩施工能有效提高桩间土的强度,同时,对改善地基的不均匀沉降也有很好的效果。

关键词：端夯扩碎石桩；复合地基承载力；桩土应力比；现场试验；重型动力触探；静载试验

2016,33（02):62-66

1 研究背景

碎石桩复合地基加固技术自1976年由南京水利科学研究院首次引进振冲法以来,在地基加固中得到广泛应用。对一般碎石桩复合地基问题已进行了较多研究,如排水效应、加密效应、减震效应、承载力及变形问题［1-6］,研究颇为全面并已取得丰富成果。

夯扩碎石桩复合地基是将夯扩技术＋碎石桩法有机结合而形成的一种新的地基处理方法。近十几年来,在交通、建筑、水利和电力等基础设施中都得到了一定程度的应用,是一种经济有效的地基处理方法。通过调查发现,目前对夯扩碎石桩的研究多集中在介绍夯扩挤密碎石桩的施工工艺及其在砂土、粉土、软土、黄土等各类软弱土中的应用［7-14］。但对夯扩碎石桩的机理研究很少,仅陈建峰等［15-16］运用数值模拟技术研究了单桩和群桩承载特性。需要说明的是,以上研究均未考虑夯扩碎石桩桩端扩大头的作用。

本文结合南水北调工程SG14标的端夯扩碎石桩复合地基施工,根据现场试验对其桩土应力比、承载力以及桩间土的挤密效果进行了分析研究,对夯扩碎石桩设计理论和施工具有参考价值。

2 现场工程概况

南水北调中线邯石段SG14施工标（石家庄市区段),位于石家庄市桥西区和新华区。起点桩号224＋ 966,终点桩号236＋934.9,全长11.968 9 km。试验段选择在台头沟倒虹吸和华柴暗渠两个端夯扩碎石桩复合地基处理场地。台头沟倒虹吸管身和导流墙进出口段共布桩1 419根,桩长从4.4～9.2 m不等；华柴暗渠进出口段设置夯扩碎石桩共计400根,桩长分别为5.5 m和6.0 m。夯扩桩成桩直径为600 mm,桩端扩大头直径为75 cm,桩间距为1.8 m,正方形布置。

2.1 工程地质条件

建筑物区的地层由第四系黏土、砾质土、基岩组成,属土岩多层结构。根据地层时代、岩性及空间分布特征,将建筑物区地层划分为6个工程地质单元,分述如下。

第1工程地质单元:黄土状壤土（al＋plQ23),主要分布于建筑物区表层,厚度11～15.5 m。

第2工程地质单元:黏土（al＋plQ13),层厚5.5～11 m,呈透镜体状分布于建筑物进口位置。

第3工程地质单元:黏土（gl＋fglQ1),夹有粗砂、壤土透镜体,层厚5.7 m,呈透镜体状分布于建筑物区。

第4工程地质单元:泥砾（gl＋fglQ1),层厚4～12 m,该层分布稳定,位于建筑物基础以下。

第5工程地质单元:黏土（gl＋fglQ1),层厚大于26.4 m,勘探深度内钻孔未揭穿。分布于建筑物区进口。

2.2 水文地质条件

勘探期间正值枯水期,地下水位埋深21～21.88 m,地下水位高程59.20～59.80 m,以孔隙潜水的形式存在。孔隙潜水主要埋藏于第四系泥砾的孔隙中,第四系地层厚度大于30 m,由黄土状壤土、黏土、壤土、粗砂及泥砾组成。黄土状壤土、壤土分布广泛,渗透系数试验值为5.3×10-7～9.6×10-5cm/ s,渗透系数建议值为1.4×10-5cm/ s,泥砾渗透系数建议值为2×10-4cm/ s,透水性差,降雨补给量甚微。泥砾层厚4～12 m,含水层受季节性影响较大,枯水期地下水埋藏较深,丰水期地下水埋藏较浅。

2.3 需要说明的问题

经过现场核查,开挖至施工标高后场地中第1工程地质单元和第2工程地质单元实际划分土层分别为黄土状粉土、黄土状粉质黏土、粉土和黏土层。只不过中间粉土层厚度较薄,但也超过规范规定的50 cm,故需单独分层。从后续数据分析中可以看到。

3 现场试验方案及测试要求

现场进行单桩复合地基静载试验、桩间土静力触探试验、桩间土动力触探试验,主要是对试验段工程地质情况进行核查,研究桩土应力比、承载力以及端夯扩碎石桩挤密前后地基土的力学性质变化等。

图1 荷载板下土压力盒布置示意图Fig.1 Layout of soil pressure boxes under loading board

3.1 桩土应力比、承载力测试

选择不同桩长的端夯扩碎石桩,进行3～6组单桩复合地基静载试验。研究荷载作用下单桩复合地基的桩土应力比、变形和承载力性状。标准要求的荷载板采用正方形,边长1.6 m×1.6 m,下设土压力盒,测试桩土应力值。土压力盒的布置如图1。

3.2 桩土挤密效果测试

端夯扩碎石桩施工前后对桩间土进行静载试验、动力触探试验和静力触探试验各3～4组,计算桩间土承载力,通过数据整理分析,评价桩间土的挤密效果。

为确保室外土压力盒测试结果的准确性,在室内重新对土压力盒进行了标定。考虑到埋设质量影响,土压力盒量程采用2 MPa,每级荷载采用5～50 kg的砝码加载,分10级,测试荷载与频率的关系。在Excel表中绘出标定曲线,通过线性拟合,计算出每个土压力盒的标定方程。

4 现场试验数据分析

4.1 端夯扩碎石桩复合地基桩土应力比问题

根据现场土压力盒的测试数据,计算得到不同加载级下的桩土应力比值,见表1。桩土应力比的随荷载的变化规律见图2。

图2 桩土应力比与荷载强度关系Fig.2 Relationship between pile-soil stress ratio and load

表1 桩土应力比值Table 1 Pile-soil stress ratios under different loads

从图2中可以看出:3根桩的桩土应力比值均是变化的,随着荷载值的增大而增大；增大到400 kPa左右,又开始减小。675＃桩长度较小,仅为5.28 m,从图2中可以看出当荷载值达到420 kPa以后有明显稳定趋势。

另外,从本次研究来看,随着桩长的增加,桩土应力比值有明显增大的趋势（图3)。从图3可看出后3级荷载下桩土应力比值随桩长近乎呈线性增长。相关研究表明,任何形式的桩土复合地基都存在临界桩长,由于条件所限,本次试验场地内最大桩长仅为9.2 m。

图3 桩土应力比与桩长关系Fig.3 Relationship between pile-soil stress ratio and pile length

有关碎石桩的研究分析表明:在外荷载的作用下,复合地基的n值是变化的。盛崇文等［17］指出,桩土应力比n值随荷载增加逐渐增大。韩杰等［18］经试验研究得出结论:桩土应力比的变化是有规律的,在荷载达到复合地基的比例极限前是逐渐增长的,荷载超过比例极限后,n值逐渐减小。本次试验结果与韩杰等的结论较为一致。

从表1和图2可看出:场地内端夯扩碎石桩复合地基的桩土应力比值最后基本稳定在［4.2,7.4］之间。但国内碎石桩复合地基的桩土应力比值一般推荐范围在2.0～6.0之间,王树强［17］介绍国内外5家单位设计碎石桩地基时采用的n值来看,国外更加保守,美国、德国一般在［1.0,2.0］,日本在［3,5］之间。国内给出的参考值,表明地基土质强度越高,桩土应力比越小；而后者通过调查认为:如果地基土强度高,桩土应力比n取较大值,反之取较小值,二者是矛盾的。这说明桩土应力比确定的难度很大,它与桩间土和桩体的强度以及相对刚度、上部荷载作用形式、桩长、桩径以及施工技术水平有关。

端夯扩碎石桩桩土应力比较一般碎石桩大,主要是由于以下2个方面的原因所导致的。一是由于夯扩碎石桩在桩端形成了一个扩大头,提高了单桩承载能力,减小了桩间土的分担荷载,导致装土应力分担比增大；另一原因在于夯扩碎石桩的成桩冲击能比一般碎石桩要大,从相关资料反映一般碎石桩桩体检测,重型动力触探指标仅在6～10级左右,而本次试验夯扩碎石桩的重型动力触探指标在20以上,最大在89击,大大提高了桩体强度,也导致单桩承载能力明显提高,进而使单桩能够承受更多的上部荷载,导致桩土应力比增大。

4.2 端夯扩碎石桩复合地基承载力与变形

根据试验数据,用武汉沿海公司编制的JYC1.6静载试验处理软件绘制了各试验点的P-S曲线图。本次现场7个点单桩复合地基静载试验结果表明,夯扩碎石桩复合地基的沉降曲线（P-S曲线)呈渐变型,没有明显的拐点或变化点出现,复合地基承载力确定须按照沉降比取值,这里仅给出桩长9.0 m的990＃桩的处理曲线（图4)。

图4 990#单桩复合地基P-S曲线Fig.4 P-S curve under composite foundation with 990#single pile

根据碎石桩复合地基静载试验相对变形确定承载力,承压板边长为1.6 m,按照沉降比0.01取值,计算得到确定承载力的沉降值为16 mm。但在工程上一般也习惯用设计承载力反推沉降值,只要沉降值小于16 mm,则可判定夯扩碎石桩复合地基承载力符合要求。7个点夯扩碎石桩复合地基的承载力值按照2种判定方法分别列入表2和表3。

表2 按相对变形确定的承载力Table 2 Bearing capacities determined by relative deformation

表3 按设计承载力确定的沉降值Table 3 Settlements according to design bearing capacity

从表2数据可看出,随着端夯扩碎石桩桩长的增加,按照沉降比确定的承载力也是增加的,桩长在大于7～8 m之后承载力增加量明显提高,表明本场地采用夯扩碎石桩复合地基处理是可行的,夯扩碎石桩的桩长能有效提高复合地基承载力。

由表3可知,随着端夯扩碎石桩桩长的增加,按照设计承载力确定的对应沉降是减小的,桩长在大于7～8 m之后对应承载力240 kPa的沉降减小趋势加快。这表明桩长增加能有效减小地基沉降变形。

随桩长的增加,承载力的增大和地基沉降的减小不可能是无限的,因此必定存在一个临界桩长。如前所述,由于试验场地内的桩长最大为9.2 m,无法确定本场地的临界桩长。它与桩间土性质、桩体强度等因素直接相关,有待于进一步研究。

4.3 端夯扩碎石桩桩间土挤密效果分析

为验证桩间土的挤密效果,在场地内对天然地基和桩间土分别进行了2个孔的动力触探试验,4个孔的静力触探试验。对试验数据进行了分析对比,主要参数是锤击数、锥尖阻力qc和侧壁阻力fs。

4.3.1 动力触探试验成果对比

试验场地天然地基的动力触探试验地表高出夯扩碎石桩施工地表1.5 m左右,对比孔位相距在2 m以内,将土层空间变异性降至最小。为了便于比较对比孔位的试验数据,在数据成果对比图时保留高差,图示更为直观,如图5。

图5 天然地基与桩间土动力触探数据对比Fig. 5 Comparison of DPT value of soil betweenpile foundation and natural foundation

测试位置的端夯扩碎石桩桩长为4.5 m左右,扣除施工地表保护厚度0.5 m,图中桩身段在2.0～6.5 m之间。从图5可以看到:从设计桩顶标高2.0 m处至桩顶下标高2.8 m左右,有近0.8 m左右厚的桩间土层较天然土层强度低,这主要是由于施工夯击能大,上覆土层变薄,上覆压力不足产生向上隆起,导致天然土层发生扰动破坏。这一段桩周土体不仅没有被挤密,反而变得松散；从标高2.8 m 至5.5 m处,桩间土强度几乎没有变化,局部粉砂层被震松；在桩底位置由于扩大头的挤密作用,动力触探击数明显提高,表明该段桩周土体得到很好的挤密,强度得到很大提高,说明夯扩碎石桩的桩端扩大头作用明显。

另外,从施工前后动力触探试验曲线来看,端夯扩碎石桩使地基强度的不均匀性大大改善,在其有效加固区域内的桩间土强度得到调整,对减小不均匀沉降具有明显效果。

4.3.2 静力触探试验成果对比

静力触探试验共完成8孔。桩间土4孔,编号分别为J01＃,J02＃,J03＃和J04＃；天然地基4孔,编号分别为J05＃,J06＃,J07＃和J08＃。运用勘察软件KT50对其进行统计分层,计算出各土层的平均锥尖阻力和侧壁摩阻力值。根据分层后的各土层数据,对天然地基和桩间土各自4个孔按土层求取施工前后锥尖阻力和侧壁摩阻力值的平均值进行对比,详见表4和表5。

表4 桩间土与天然地基的锥尖阻力值Table 4 Resistance of cone tip of soil between piles and resistance of cone tip of soil in natural foundation

表5 桩间土与天然地基的侧壁摩阻力值Table 5 Shaft resistance of soil between piles and shaft resistance of soil in natural foundation

从表4和表5中数据可看出,端夯扩挤密后桩间土强度明显高于天然地基。粉土层锥尖阻力值变化不大,对于粉质黏土层锥尖阻力提高较明显；粉土层侧壁摩阻力值增长较大,约为25.4%,上层粉质黏土增加明显,但下部粉质黏土几乎没有增长,通过勘察资料调查分析,下部粉质黏土层的含水量偏高是导致该现象的主要原因。

5 结 论

通过现场试验研究,可得到如下结论:

（1)端夯扩碎石桩复合地基由于桩端扩大头的存在和较高桩身强度,提高了桩土应力比值,桩土应力比值在［4.2,7.4］之间；桩土应力比值随荷载的增加呈现先增后减,并逐渐趋于稳定；桩土应力比值随桩长的增大而增大。

（2)端夯扩碎石桩复合地基的沉降曲线（P-S曲线)呈渐变型,没有明显的拐点或变化点出现。夯扩碎石桩复合地基承载力随着桩长的增大,承载力也逐渐增大。

（3)根据重型动力触探和双桥静力触探试验结果,发现端夯扩碎石桩施工能有效提高桩间土的强度,尤其是桩端扩大头对土体强度提高显著。同时,由于扩孔挤密作用,夯扩碎石桩对改善地基的不均匀沉降有很好的效果。但施工至桩顶段,由于上覆土层压力的减小,土体发生隆起现象,在0.8 m深度范围内,土体强度受扰动破坏有较大降低。垫层施工前,应予以压实处理。

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（编辑:刘运飞)

In-situ Test on the Composite Foundation of Ram-compaction Gravel Pile with End Expansion

YE Chao-liang,LIU Yao-jun,FENG Huai-ping
（School of Civil Engineering, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang 050043 ,China)

Abstract:According to measured results of in-situ static load test, static cone penetration test（CPT), heavy dynamic penetration test（DPT), and indoor soil test, we analyze three mechanical parameters of composite foundation of ram-compaction gravel pile, namely pile-soil stress ratio, bearing capacity, and soil’s compacted effect with piles. We take the construction of ram-compaction gravel pile in the 14th bid of South-to-North Water Transfer Project, located in Handan, Hebei province, as an example. Results show that, pile-soil stress ratio of composite foundation of ram-compaction gravel pile with expanding head is bigger than that of normal gravel pile, which is from 4. 2 to 7.4；pile-soil stress ratio first increases and then decreases with the increase of load, and gradually tends to be stable, and the ratio increases with the pile length；then, the gravel pile’s curve of load vs. settlement（P-S curve) exhibits gradual change, without obvious inflection point or abrupt change point；furthermore, bearing capacity of composite foundation of ram-compaction gravel pile increases with pile length. According to the results of CPT and DPT, we find that the rammed gravel pile can effectively improve the strength of soil among piles, and decrease uneven settlement of the foundation.

Key words:ram-compaction gravel pile with end expansion；bearing capacity of composite foundation；pile-soil stress ratio；in-situ test；heavy dynamic penetration test；static load test

作者简介：叶朝良（1969-),男,安徽宁国人,教授,博士,硕士研究生导师,主要从事岩土工程方面的教学与研究工作,（电话)13513388512（电子信箱)yechl001@163.com。

收稿日期：2014-09-18;修回日期：2014-11-14

doi:10.11988/ ckyyb.20140812

中图分类号：TU472.3

文献标志码：A

文章编号：1001-5485(2016)02-0062-05