土工袋装砂桩复合地基室内模型静载试验

段园煜，张仪萍，郭书魁，蒋承杰

(1.浙江省交通规划设计研究院，浙江杭州310006;2.浙江大学建筑工程学院，浙江杭州310058;3.浙江建设职业技术学院城市建设工程系，浙江杭州311231)

式中:d e为影响区等效圆直径;s为实际桩距.

图1为袋装砂石桩复合地基单元体的示意图.由于对称性可假设，外边界(r=r e)无径向位移，为光滑刚性边界.本试验以桩土单元体模型为试验对象.

砂石桩复合地基是一种有效的软土地基加固方法，但砂石桩需要桩周土体提供一定的围压来维持成型，因此在非常软弱的地基中难以应用.W.van Impe等［1］建议用土工织物将碎石桩包裹形成袋装碎石桩.H.G.Kempfert等［2］提出土工袋装桩技术的实施细节，并在工程中进行了应用.土工袋不仅为散体材料提供了成桩所需的围压，还增强了桩基整体性，很好地改善了桩基性能.杨炯等［3］进行了袋装碎石桩单桩原位荷载试验，并将试验结果与有限元分析结果进行对比.方家强［4］对大比例袋装碎石桩复合地基模型进行试验，获得三轴应力情况下受力变形性能.然而这些研究未能深入下去，且此后国内关于袋装桩研究也少见报道.

模型试验是研究袋装砂石桩性能的重要手段.H.G.Kempfert等［5］通过模型试验，研究了袋装砂桩在静力及循环荷载作用下的承载力及变形能力.K.Rajagopal等［6］利用三轴压缩试验研究土工格室的围裹对砂土强度及刚度的影响.T.Ayadat等［7］用试验方法研究了复合地基的承载力及沉降特性及利用袋装碎石桩处理湿陷土的效果.S.Murugesan等［8-9］通过室内模型试验研究了袋装桩的单桩和群桩的受力特性.Wu C.等［10］通过三轴压缩试验研究袋装桩在三轴应力下轴向应力应变关系.

关于袋装桩型复合地基的变形情况.M.Raithel，Wu C.等［11-12］分别在不同假设下给出了基于平面应变模型的理论分析，可用三轴试验进行验证，但平面模型与实际相差大，适用性差.Zhang Y.P.等［13］基于复合地基单元体模型，从空间轴对称控制方程出发，给出了复合地基变形和应力的等应变弹性解析解.Duan Y.Y.等［14］在 Zhang Y.P.等［13］弹性理论基础上，假定桩体进入塑性而土体依旧保持弹性，给出了复合地基的受力变形计算方法.虽然基于空间模型的理论分析更加符合实际，但现有复合地基变形的试验较少，或文献中没有给出足够的材料特性，所以难以得到有效数据进行对比验证.

为此，本研究对袋装砂桩(GEC)和传统砂桩(OGC)处理的软土复合地基室内模型进行分级静力加载试验，分别运用弹性理论［13］及弹塑性理论［14］，对试验数据进行对比分析.

1 试验

1.1 单元体模型

用碎石桩、砂桩加固软弱黏性土时，砂石桩的布置一般采用正三角形排列或正方形排列.将每一个砂石桩的影响面积化成一个面积相同的圆来代替，则等效圆的直径与桩距的关系为

式中:de为影响区等效圆直径;s为实际桩距.

图1为袋装砂石桩复合地基单元体的示意图.由于对称性可假设，外边界(r=re)无径向位移，为光滑刚性边界.本试验以桩土单元体模型为试验对象.

图1 复合地基单元体

1.2 材料

桩体用砂为取自长江的河砂(中砂)，土粒比重为2.65，有效粒径d10和d30分别为0.14 mm和0.23 mm，限定粒径d60为0.42 mm.软土取自杭州市某公路地下5～10 m深软黏土.为保证土样均匀，将扰动土风干碾碎后重塑，其特性见表1.试验用河砂和软黏土的颗粒分配曲线如图2所示.

编织土工布刚度较大，在地基中的变形较小，难以测量［6］.为了便于测量土工布变形及受力，试验中选用刚度较小的无纺土工布，同时为了减少土工布厚度的影响，选用100 g长丝无纺布.将土工织物按照要求尺寸裁剪并缝合.

图2 颗粒级配曲线

根据GB/T 15788—2005《土工布及其有关产品宽条拉伸试验》及GB/T 16989—1997《土工布接头/接缝宽条拉伸试验方法》的要求，对土工布及带接缝试样进行宽条拉伸试验，典型的土工布及土工布接缝拉伸曲线如图3所示，带接缝试样拉伸破坏发生在土工布接缝处.对多组试样进行拉伸试验获得土工布试样的平均极限强度、刚度以及带接缝试样的平均极限强度，如表2所示.理论计算时，选用5%伸长率割线模量为土工布刚度，即Jf=20 kN·m-1.

图3 土工布拉伸曲线

表2 试验用土工布特性

1.3 土工布应变片标定

试验中，将箔式电阻应变片粘贴在土工袋上，通过测量应变片的应变响应来评估土工袋在加载过程中所受到的张力.应变片测量土工布应变响应会受荷载条件、结构、土工布类型、应变传感器长度、粘合剂种类等的影响［15］.试验采用的无纺土工布刚度低，而粘合剂强度较大，粘合剂对应变响应结果有明显的影响，应变片测量的数据不能直接表征土工布应变.为评估粘合剂对应力、应变响应的影响，对粘帖在土工布上应变片的应变响应进行标定.

标定试验时，将应变片粘帖在土工布试样中心，再对土工布试样进行宽条拉伸试验，记录拉力和应变片应变读数，将两者进行对比，获得土工布应变片标定曲线，如图4所示.标定曲线可视为两段直线，试验中的应变基本小于3 000×10-6，则可得应变片荷载标定系数为7.35×102kN·m-1.

图4 无纺土工布上应变片应变响应的标定曲线

1.4 试验步骤

试验模型安装在一个内径300 mm、高600 mm的钢模型筒中，桩体直径89 mm，装置如图5所示.将桩体沿高度分5层，每层中间高度沿环向粘帖4个应变片，模型桩体和土体顶部分别放置土压力计，在模型顶部放置圆形钢板使桩体和土体协同变形.

图5 试验装置示意图

试验中，将重塑淤泥土分层装入模型筒，边装边捣实，每层高度200 mm，安装后加砝码预压24 h.然后移去砝码，将表面刨松，再装第2层，以此类推.全部预压完成以后，然后将多余土体修剪到600 mm高度.沿用文献［8］方法，使用置换法安装桩体.如图6所示，将Φ89 mm钢套管垂直压入土中，用取土筒取中心位置软土，以测定软土材料强度特性，然后利用土钻将套管中软土取出，用清水冲洗套管.

图6 置换法安装桩体

对于传统砂桩，向钢管中分层灌入润湿的砂土，每层50 mm厚.每次完成以后，将钢管向上提升一段，并确保钢管包裹砂土超过15 mm.每次提升钢管后，用振捣棒将砂土夯实(从250 mm高处下落25次).反复重复上述过程，直到整个桩体安装结束.对于袋装砂桩，在装入土体前，先沿着土工袋的环向和竖向预定位置粘贴应变片，按照文献［15］方法粘贴，并在应变片外部涂上防水材料.清洗套管后，将土工袋放入套管内，向土工袋中分层灌入散体材料.

桩体安装完毕，修剪多余的土工布达到设计高度.整平试件顶面，在土体和桩体上层安装土压力传感器，表面铺20 mm厚细砂.

竖向荷载采用重物堆载，利用圆形铁块砝码重力进行静力加载.加载过程中，在模型筒外壁粘贴百分表架以安装百分表，利用百分表测量沉降.加载过程中每隔一段时间读取一次百分表读数，当每24 h的沉降小于1 mm时认为沉降稳定，继续下一级加载.应变片及土压力盒连接在静态电阻应变仪上，应变片为半桥连接，土压力盒为全桥连接，每90 min自动记录一次.

1.5 三轴试验

弹性理论和弹塑性理论估算复合地基沉降时，桩体及软土的材料强度是重要参数.理论计算时，弹性模量常采用E50，即主应力差达到50%最大主应力差时的割线模量.采用三轴固结排水压缩试验测定桩体材料及土体的弹性模型及剪切强度.砂土弹性模量为21 MPa，摩擦角为40°，软黏土弹性模量为0.73 MPa.

2 结果及分析

依据OGC和GEC复合地基单元体模型静载试验结果，分析各荷载水平下模型最终表面沉降、顶部桩土应力比及GEC中土工袋不同高度的围裹力.同时，将试验数据与已有的弹性理论［13］、弹塑性理论［14］进行对比.

2.1 荷载沉降曲线

图7为OGC和GEC复合地基单元体模型沉降与弹性、弹塑性以及未处理土沉降比较图.其中沉降百分比为沉降量与模型总高度的比值.

图7 荷载沉降曲线

由图7可知:GEC比OGC的沉降小，土工袋的包裹减小了复合地基的沉降.根据试验结果与理论分析数据对比可知:弹性理论计算所得沉降过小，试验数据与弹塑性理论荷载沉降曲线基本相符.假设土体为线弹性、桩体逐步进入塑性的基础上建立的弹塑性理论分析方法能够较为准确地估算复合地基的沉降.不过在最后一级荷载条件下，OGC和GEC的试验所得沉降数据都比弹塑性分析所得沉降小.这是因为在理论分析中土体被假定为线弹性体，但实际土体并非线弹性体.土体强度由于固结而逐渐增加，在加载后期土体的弹性模量要比理论所选用的弹性模量大，使得最后一级荷载下的沉降试验数据要比理论值小.

2.2 桩土应力比

不同荷载情况下，OGC和GEC的模型顶部桩体与土体所承受的土应力比的试验结果、弹性理论分析结果和弹塑性理论分析结果如表3所示.

表3 桩土应力比

由表3可知:同等荷载下，GEC桩体应力比要比OGC的高，这是由于土工袋的围裹效应提高了桩体强度，桩体承受的荷载更大.弹性理论过高地估计了桩体性能，其分析结果与试验相差较大;弹塑性分析结果与试验较接近.这也说明了弹塑性理论比弹性理论更符合实际.

荷载较小时，试验值比弹塑性分析理论值高;荷载较大时，试验值比弹塑性分析理论值低.桩土应力比随着荷载增加逐渐减小，试验结果减小的趋势较理论结果更加明显.这是因为弹塑性理论认为桩体逐渐进入塑性，土体始终保持弹性，桩体所承受的荷载逐渐减小，桩土应力比的减小是由于桩体逐渐进入塑性造成的;而实际过程中，土体的模量随着固结逐渐变大，在理论计算时土体的弹性模量为平均值，前期土体实际模量达不到理论值，而后期又比理论值要高，土体所承受的荷载逐渐增大，所以在试验过程中桩土应力比逐渐减小，并且减小的趋势要比理论分析结果快.

2.3 袋体张力

试验中应变片损坏严重，将剩余完好应变片的测量结果进行整理，可得不同荷载下袋体张力沿高度变化，如图8所示.在同一荷载下，袋体张力随着深度z增加逐渐减小，即桩体底部袋体张力较小而桩顶袋体张力较大.其原因是桩体顶部周围土体所提供侧向土压力较小，故桩体顶部变形较大，袋体所受张力较大.另外，随荷载增加，袋体张力相应增加.

图8 袋体张力分布

将不同荷载水平下各高度土工袋张力试验值与弹塑性理论结果进行对比，如图9所示.总体来看，试验结果基本落在弹塑性理论分析值曲线附近，弹塑性理论分析的结果基本可以接受.然而在细部上，试验结果与弹塑性理论分析值之间仍存在一定差距.首先，弹塑性理论分析时，不同高度张力变化不大，而试验值则随高度变化较大;靠近桩体底部的袋体张力试验值小于理论值，而顶部袋体张力试验值则大于理论值.这可能是由于在荷载下单元体顶部部分土体会进入塑性，此时顶部土体提供的围裹力将减小，袋体张力变大，而这与理论分析中所有土体都保持线弹性的假定有差距.其次，试验初期的试验值与理论结果比较接近，而后期两者相差较大.由前述可知:随着固结的发展，土体弹性模量变大，桩体承受荷载比理论值小，由底部土体提供的围裹效应更强，因此底部袋体的张力比理论值小.另一方面，较大荷载下，土体顶部进入塑性的部分逐渐变大，导致桩体顶部土工袋的张力变大，高出理论值，且这种差距比荷载较小时更加显著.

图9 袋体张力对比

3 结论

1)通过试验结果比较可知:同等条件下，GEC沉降更小，桩土应力比更高.土工袋的围裹效应提高了砂桩的强度，改善了复合地基性能.

2)袋体张力分析结果表明:袋体张力随深度增大而减小，并随荷载增加袋体张力相应增加.

3)通过对比沉降和桩土应力比的试验结果、弹性理论和弹塑性理论分析结果可知，弹性理论过高地估计了桩体性能，弹塑性理论分析结果与试验结果较为相近.袋体张力的弹塑性理论结果也与试验结果比较相近.弹塑性理论更适合评估袋装桩型复合地基的主要受力变形性能.

4)通过试验结果与弹塑性理论分析结果对比可知:试验前期符合较好而后期相差较大.这表示在现有的弹塑性理论中，土体为线弹性体并在整个过程中始终保持弹性这一假设与实际相差较大，应该进一步修正，以更好地预测袋装砂石桩复合地基的受力变形性能.

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