尹中高速公路粉噴樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究

1、第24卷第22期巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)V ol.24 No.22 2005年11月Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering Nov.,2005尹中高速公路粉噴樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究馮瑞玲1,2,謝永利2,楊曉華2(1. 交通部公路科學(xué)研究所,北京 100088;2. 長(zhǎng)安大學(xué)公路學(xué)院,陜西西安 710064摘要:結(jié)合甘肅尹中高速公路粉噴樁處理飽和黃土地基的實(shí)體工程,選擇了2個(gè)典型斷面,其中一個(gè)斷面為懸浮式復(fù)合地基,另一個(gè)斷面為支承式復(fù)合地基,實(shí)測(cè)了樁頂及樁間土的壓力,計(jì)算出了相應(yīng)的樁土應(yīng)力比n及復(fù)合地基承載力發(fā)揮值。結(jié)果表明:(1

2、 在相同荷載水平下,支承式復(fù)合地基中樁體與樁間土體所承受的壓力均大于懸浮式復(fù)合地基中的相應(yīng)值;(2 在加荷初期,n值增長(zhǎng)較快,但隨著樁土變形的協(xié)調(diào),n值趨于穩(wěn)定,且2個(gè)斷面在路堤主要受荷范圍內(nèi)的n值大部分集中在38;(3 無(wú)論柔性基礎(chǔ)下粉噴樁復(fù)合地基的形式如何,按土體先破壞計(jì)算的復(fù)合地基承載力發(fā)揮值更接近于工程的實(shí)際荷載水平;(4 柔性基礎(chǔ)下復(fù)合地基的破壞模式應(yīng)為樁間土體先破壞,繼而引起整個(gè)復(fù)合地基的破壞。關(guān)鍵詞:土力學(xué);粉噴樁;復(fù)合地基;樁土應(yīng)力比中圖分類(lèi)號(hào):TU 473.1 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:A 文章編號(hào):10006915(200522419007FIELD TESTING STUDY ON S

3、TRESS RATIO OF PILE TO SOIL IN COMPOSITE GROUND OF DRY JET MIXING PILES ATYINJIAZHUANGZHONGCHUAN EXPRESSWAYFENG Rui-ling1,2,XIE Yong-li2,YANG Xiao-hua2(1. Research Institute of Highway,Ministry of Communications,Beijing100088,China;2. College of Highway,Changan University,Xian710064,ChinaAbstract:Co

4、mbined with the practical project by using dry jet mixing(DJM piles to treat the saturated loess under the YinjiazhuangZhongchuan expressway in Gansu Province,two typical sections were selected to test the stress of the pile and the soil with the pressure gauge in the composite ground. In the two se

5、ctions,one is the floating pile composite ground,the other is the end-bearing pile composite ground. On the basis of the test data,calculated the stress ratio of the pile to soil and the bearing capacity is calculated. The results show that:(1 the stress of the pile and the soil in the end-bearing p

6、ile composite ground is larger than that in the floating pile composite ground when the upper load is the same;(2 the stress ratio of the pile to the soil is focused on 38 in this case;(3 in the two kinds of composite ground,the calculated bearing capacity being brought into play is more closer to t

7、he real load if the soil is supposed to fail first;(4 the failure mode of the composite ground under flexible foundation is the initial soil failure,then the failure of the whole composite ground is induced.Key words:soil mechanics;dry jet mixing(DJM pile;composite ground;stress ratio of pile to soi

8、l收稿日期:20040601;修回日期:20041125作者簡(jiǎn)介:馮瑞玲(1976,女,博士,1997年畢業(yè)于西安公路交通大學(xué)公路與城市道路工程專(zhuān)業(yè),現(xiàn)為交通部公路科學(xué)研究所與長(zhǎng)安大學(xué)聯(lián)合招收第24卷 第22期 馮瑞玲等. 尹中高速公路粉噴樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究 4191 1 引 言隨著我國(guó)高速公路的迅猛發(fā)展,在公路修建過(guò)程中,遇到的軟弱地基越來(lái)越多,粉噴樁復(fù)合地基作為一種地基處理方式,也得到愈來(lái)愈多的應(yīng)用。這樣就形成了路堤、堤壩等構(gòu)筑物下的復(fù)合地基13,將其定義為柔性基礎(chǔ)下的復(fù)合地基4,5,這類(lèi)復(fù)合地基在受力后的變形和強(qiáng)度性狀與剛性基礎(chǔ)下復(fù)合地基相比有較大的差異410。雖然通過(guò)室內(nèi)

9、模型試驗(yàn)5,6和計(jì)算機(jī)仿真分析研究7已經(jīng)知道這類(lèi)復(fù)合地基與剛性基礎(chǔ)下復(fù)合地基相比還有潛力可挖,但由于缺少相關(guān)的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究,故還不能直接應(yīng)用于實(shí)際工程。而本試驗(yàn)研究的目的正是想依托此項(xiàng)工程,通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試分析,研究這類(lèi)復(fù)合地基的受力與變形特性,評(píng)估其地基處理效果,最重要的是能修證設(shè)計(jì)理論和計(jì)算方法,獲取相應(yīng)的參數(shù),有效地指導(dǎo)這類(lèi)復(fù)合地基的工程應(yīng)用。甘肅省尹中高速公路是甘肅省“九五”重點(diǎn)工程,全長(zhǎng)22.05 km ,其中飽和黃土軟基路段約2 km ,共有10處。根據(jù)不同的地質(zhì)情況,采用的地基處理方法有粉噴樁法、旋噴樁法和拋石回填等。本次粉噴樁試驗(yàn)段選在K25+665和K25+706這2個(gè)斷面處,其

10、中K25+665斷面為懸浮式復(fù)合地基,K25+706斷面為支承式復(fù)合地基。試驗(yàn)測(cè)試項(xiàng)目主要有樁頂與樁間土的土壓力觀測(cè),試驗(yàn)測(cè)試元件均布置在右半幅路基下的粉噴樁樁頂和樁間土上。2 工程地質(zhì)概況本試驗(yàn)段出露地層以第四系全新統(tǒng)(plal 4Q +為主,主要分布在沿線(xiàn)山間盆地及沖溝、洼地,上部為新近堆積黃土,大孔隙發(fā)育,具有強(qiáng)烈濕陷性,屬級(jí)自重濕陷性黃土。由于地勢(shì)低洼,地下水位高,地形呈半封閉狀態(tài),排洪條件差,地下水位以下新近堆積黃土經(jīng)長(zhǎng)期浸泡,已飽和軟化,多呈軟塑流塑狀,形成較厚的軟弱層,其承載力為7090 kPa 。測(cè)試斷面路堤填土高6.96 m ,路面寬24.5 m ,邊坡坡度11.5。復(fù)合地基

11、設(shè)計(jì)資料如下:采用梅花形布樁,樁間距1.2 m ,排距1.1 m ,置換率m = 樁長(zhǎng)13 m ,K25+706斷面樁長(zhǎng)則不等,具體如圖1所示。3 試驗(yàn)方案測(cè)點(diǎn)布置在K25+665和K25+706這2個(gè)斷面的右半幅地基。布點(diǎn)時(shí),粉噴樁施工已結(jié)束且有28 d 齡期。經(jīng)過(guò)清場(chǎng),選擇道路橫斷面3排樁范圍,在樁頂和樁間土上布設(shè)壓力盒。2個(gè)斷面共布設(shè)40個(gè)壓力盒,測(cè)試元件布置如圖1所示。測(cè)試元件布完并經(jīng)過(guò)初值量測(cè)后即開(kāi)始填土施工。量測(cè)工作從測(cè)試元件全部就位后開(kāi)始,即從2001年5月16日開(kāi)始,每天連續(xù)觀測(cè),直到2001年10月30日為止,共計(jì)166 d 。在這次土壓力量測(cè)過(guò)程中,主要考慮了以下技術(shù)問(wèn)題1

12、012:(1 土壓力盒和荷載傳遞介質(zhì)之間的剛度匹配問(wèn)題。為了避免由于應(yīng)力集中引起的土壓力偏大和由于卸載拱引起的土壓力偏小的現(xiàn)象,在埋設(shè)之前,先在樁頂及樁間土上鑿出深度約為土壓力盒厚度3/4、直徑略大于土壓力盒直徑的圓孔。埋設(shè)時(shí),先在孔底鋪一薄層極細(xì)砂,土壓力盒就位、找平、完成初讀數(shù)測(cè)試后,再在盒頂填一層細(xì)砂,最后回填路基正常填土。(2 土壓力盒的標(biāo)定。土壓力盒到現(xiàn)場(chǎng)后,進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)標(biāo)定,以取得比較符合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際的率定系數(shù)。4 測(cè)試成果分析4.1 根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)記錄,對(duì)施工過(guò)程進(jìn)行分期(1 第1施工期,即第121 d(5月16日6月6日,實(shí)際填土從5月22日開(kāi)始,均勻填土壓實(shí),平均每天填土高度約為20 cm

13、 ,總填土高度為3 m 。(2 第1施工間息期,即第2228 d(6月7日13日,由于6月7日填土厚度過(guò)大(壓實(shí)后填土高度達(dá)到4 m,壓實(shí)度不能滿(mǎn)足要求,故在此期間未繼續(xù)填土而只進(jìn)行壓實(shí)。(3 第2施工期,即第2932 d(6月14日17日,均勻填土、壓實(shí),每天填土高度為25 cm ,總填土高度達(dá)到5 m 。(4 第2施工間息期,即第3337 d(6月18 4192 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào) 2005年圖1 測(cè)試元件布置圖(單位:cmFig.1 Sketch of instrument distribution(unit:cm(5 第3施工期,即第3841 d(6月23日26日,均勻填土、壓實(shí),每天

14、填土高度為25 cm,總填土高度達(dá)到6 m。(6 第3施工間息期,即第4247 d(6月27日 7月2日,停荷。(7 第4施工期,即第4851 d(7月3日6日,總填土高度達(dá)到6.3 m,路基施工結(jié)束。(8 第4施工間息期,即第5269 d(7月7日 25日,停荷。(9 第5施工期,即第7090 d(7月26日8月15日,施工路面結(jié)構(gòu)層,總厚度為66 cm。(10 第5施工間息期,即第91166 d(8月16日10月30日,路基路面工程全部竣工。4.2 實(shí)測(cè)壓力分析實(shí)測(cè)樁頂土壓力、樁間土壓力如圖25所示4,圖中豎向虛線(xiàn)將整個(gè)測(cè)試過(guò)程的加荷與停荷期區(qū)分開(kāi)來(lái),并且從左向右依次為加荷停荷加荷停荷。L

15、L從圖2,3看出:在K25+665斷面,第1施工期內(nèi),樁頂土壓力pp和樁間土壓力sp快速連續(xù)上升,而在停止填土后的第1施工間息期內(nèi),實(shí)測(cè)樁間土壓力sp隨時(shí)間緩慢下降,但同期內(nèi)樁頂土壓力pp則隨時(shí)間緩慢上升。同樣,在第24施工期和施工間息期內(nèi)重復(fù)了這一現(xiàn)象。根據(jù)分析,施工間息期樁頂土壓力增加而樁間土壓力減小的主要原因是隨著土體固結(jié)的發(fā)生,土體和樁體因?yàn)閯偠炔煌?土的下沉量大于樁的下沉量,則土?xí)⒓雍沙跗诠餐謸?dān)的上部荷載通過(guò)變形協(xié)調(diào)逐步給樁轉(zhuǎn)移一部分。第5施工期及其間息期對(duì)樁頂土壓力pp和樁間土壓力sp的影響已經(jīng)很微弱,可以將其看成第4施工間息期的延續(xù),即在此期間內(nèi),樁頂土壓力pp繼續(xù)隨時(shí)間緩慢

16、上升,而樁間土壓力sp則隨時(shí)間緩慢下降。從圖4,5看出:在K25+706斷面,第1施工期內(nèi),樁頂土壓力pp和樁間土壓力sp快速連續(xù)上升,而在停止填土后的第1施工間息期內(nèi),部分測(cè)(aK25+706斷面地基及路基橫斷面圖(bK25+665斷面測(cè)試元件布置平面圖(cK25+706斷面測(cè)試元件布置平面圖第24卷 第22期 馮瑞玲等. 尹中高速公路粉噴樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究 4193 圖2 K25+665斷面樁頂土壓力時(shí)間關(guān)系曲線(xiàn)Fig.2 Relation between pile pressure and time at section K25+665圖3 K25+665斷面樁間土壓力時(shí)間

17、關(guān)系曲線(xiàn)Fig.3 Relation between soil pressure and time at section K25+665圖4 K25+706斷面樁頂土壓力時(shí)間關(guān)系曲線(xiàn)Fig.4 Relation between pile pressure and time at section K25+706樁頂土壓力p p /k P a樁間土壓力p s /k P a樁頂土壓力p p /k P a 4194 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào) 2005年圖5 K25+706斷面樁間土壓力時(shí)間關(guān)系曲線(xiàn)Fig.5 Relation between soil pressure and time at section

18、 K25+706點(diǎn)的實(shí)測(cè)樁間土壓力s p 隨時(shí)間緩慢下降,而其他所測(cè)樁間土壓力均隨時(shí)間緩慢上升,同期內(nèi)樁頂土壓力p p 隨時(shí)間緩慢上升。第2施工期內(nèi),樁頂土壓力p p 和樁間土壓力s p 快速連續(xù)上升,而在停止填土后的第2施工間息期內(nèi),樁頂土壓力p p 和樁間土壓力s p 均隨時(shí)間緩慢上升。第35施工期及其間息期內(nèi),樁頂土壓力p p 和樁間土壓力s p 的變化規(guī)律與K25+665斷面同期的變化規(guī)律相同。不同之處是,第4施工期以后,K25+706斷面樁頂土壓力p p 的增長(zhǎng)量和樁間土壓力s p 的減少量均小于K25+665斷面的相應(yīng)值。另外,從圖25還可以看出,支承式復(fù)合地基中樁體與樁間土體所受

19、的壓力均大于懸浮式復(fù)合地基中的相應(yīng)值(圖2和4,圖3和5進(jìn)行比較。這主要是由于K25+706斷面的粉噴樁穿透了軟弱土層,樁端支撐在較堅(jiān)硬的泥巖上形成了支承式復(fù)合地基,在上部荷載的作用下,地基的沉降主要是由加固區(qū)樁體和樁間土體的壓縮變形引起。在第4施工期后(路基施工結(jié)束,地基的沉降已基本完成,因此相應(yīng)的應(yīng)力調(diào)整量也就較小;而在K25+665處,由于粉噴樁樁端下仍存在較厚的軟弱土層,形成的地基為懸浮式復(fù)合地基,在上部荷載作用下,地基的沉降除了包括加固區(qū)樁體和樁間土體的壓縮變形外,軟弱下臥層也會(huì)引起地基的沉降。因此,在路基竣工后,地基的沉降量仍較大,相應(yīng)的應(yīng)力調(diào)整量也較大。4.3 樁土應(yīng)力比分析定義

20、=n p p /s p 為樁土應(yīng)力比,則可將實(shí)測(cè)資料圖6 K25+665斷面樁土應(yīng)力比時(shí)間關(guān)系曲線(xiàn) Fig.6 Stress ratio of pile to soil at section K25+665圖7 K25+706斷面樁土應(yīng)力比時(shí)間關(guān)系曲線(xiàn) Fig.7 Stress ratio of pile to soil at section K25+706從圖6,7可以看出,加荷初期,樁體所分擔(dān)荷載的增長(zhǎng)速率較大,但很快隨著樁土變形的協(xié)調(diào),其n 值趨于穩(wěn)定,且2個(gè)斷面在路堤主要受荷范圍樁間土壓力p s /k P a樁土應(yīng)力比樁土應(yīng)力比第 24 卷 第 22 期 馮瑞玲等. 尹中高速公路粉噴樁

21、復(fù)合地基樁土應(yīng)力比現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究 4195 近路堤坡腳處的幾個(gè)異常值后， 經(jīng)過(guò)計(jì)算， K25+ 在 665 斷面，樁土應(yīng)力比 n 的平均值約為 4.66；在 K25+706 斷面，樁土應(yīng)力比 n 的平均值約為 5.11。 4.4 復(fù)合地基承載力發(fā)揮值分析 若定義 m = Ap /A 為置換率，其中 Ap 為樁體橫 截面面積，A 為復(fù)合地基面積。本試驗(yàn)段粉噴樁按 照三角形布置，樁間距 1.2 m，排距 1.1 m，經(jīng)計(jì)算 的直線(xiàn)，而按樁體先破壞計(jì)算的承載力最終接近于 Pc = 100 kPa 的直線(xiàn)；按土體先破壞計(jì)算的承載力發(fā) 揮值大于按樁體先破壞計(jì)算的承載力發(fā)揮值，且更 接近于本工程的荷載水平。

22、 從圖 8，9 可以看出：2 個(gè)測(cè)試斷面加荷期間， 按土體先破壞計(jì)算的承載力發(fā)揮值均大于按樁體先 破壞計(jì)算的承載力發(fā)揮值；2 個(gè)測(cè)試斷面停荷期間， 按土體先破壞計(jì)算的承載力發(fā)揮值隨時(shí)間緩慢下 降，而按樁體先破壞計(jì)算的承載力發(fā)揮值隨時(shí)間緩 慢上升。由此也說(shuō)明在柔性基礎(chǔ)復(fù)合地基中，在加 荷期間，荷載首先由樁間土體承擔(dān)；而在停荷期間， 隨著樁土變形的協(xié)調(diào)，樁間土體承擔(dān)的部分荷載會(huì) m = 0.157?，F(xiàn)已實(shí)測(cè)出 pp 和 ps 值并計(jì)算出 n 值， 則可按下式計(jì)算復(fù)合地基的承載力發(fā)揮值 Pc ： 4 Pc = 1 + m(n 1 ps 或 Pc = 1 + m(n 1 pp / n (1 (2 轉(zhuǎn)移

23、給樁體。因此，柔性基礎(chǔ)復(fù)合地基的破壞模式 應(yīng)為樁間土體先破壞，繼而引起整個(gè)復(fù)合地基的破 壞。 其中，式 (1 為按土體先破壞估算的承載力發(fā) 揮值，式(2為按樁體先破壞估算的承載力發(fā)揮值。 試驗(yàn)段的承載力發(fā)揮值歸一化曲線(xiàn)如圖 8，9 所示。 5 結(jié) 語(yǔ) 本文結(jié)合尹中高速公路軟基處理試驗(yàn)段，通過(guò) Pc /kPa 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)得出了路堤荷載作用下粉噴樁復(fù)合地基中 樁頂及樁間土壓力，實(shí)測(cè)結(jié)果表明： (1 在路堤荷載作用下，復(fù)合地基中的樁體和 土體因?yàn)閯偠炔煌?，土的下沉量大于樁的下沉量?在停荷期間，土體會(huì)將加荷初期共同分擔(dān)的上部荷 載通過(guò)變形協(xié)調(diào)逐步向樁轉(zhuǎn)移一部分。 圖8 Fig.8 K25+665 斷面

24、承載力發(fā)揮值歸一化曲線(xiàn) (2 根據(jù)實(shí)測(cè)結(jié)果計(jì)算出相應(yīng)的樁土應(yīng)力比 n 值，結(jié)果表明在加荷初期，樁體所分擔(dān)荷載的增長(zhǎng) 速率較大，但很快隨著樁土變形的協(xié)調(diào)，其 n 值趨 于穩(wěn)定，且 2 個(gè)斷面在路堤主要受荷范圍內(nèi)的 n 值 大部分集中在 38。 Bearing capacity being brought into play at section K25+665 Pc /kPa (3 在相同荷載水平下，支承式復(fù)合地基中樁 體與樁間土體所受的壓力均大于懸浮式復(fù)合地基中 的相應(yīng)值。 (4 無(wú)論柔性基礎(chǔ)下粉噴樁復(fù)合地基的形式如 何，按土體先破壞計(jì)算的復(fù)合地基承載力發(fā)揮值均 大于按樁體先破壞計(jì)算的承載力發(fā)

25、揮值，且更接近 圖9 Fig.9 K25+706 斷面承載力發(fā)揮值歸一化曲線(xiàn) 于工程的實(shí)際荷載水平。 Bearing capacity being brought into play at section K25+706 (5 柔性基礎(chǔ)下復(fù)合地基的破壞模式應(yīng)為樁間 土體先破壞，繼而引起整個(gè)復(fù)合地基的破壞，這也 是柔性基礎(chǔ)下復(fù)合地基與剛性基礎(chǔ)下復(fù)合地基的不 同之處。 從圖 8 可以看出：在 K25+665 斷面，按土體先 破壞計(jì)算的承載力發(fā)揮值最終趨近于 Pc = 120 kPa 4196 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào) 2005 年 參考文獻(xiàn)(References： 1 Broms B B ， Wong

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