水下挤密砂桩复合地基破坏模式的离心试验研究

张　曦，吴心怡，时蓓玲，朱俊易，马险峰

（1.中交上海三航科学研究院有限公司，上海　200032；2.中交第三航务工程局有限公司，上海　200032；3.同济大学，上海　200092）

水下挤密砂桩复合地基破坏模式的离心试验研究

张曦1，吴心怡1，时蓓玲2，朱俊易1，马险峰3

（1.中交上海三航科学研究院有限公司，上海200032；2.中交第三航务工程局有限公司，上海200032；3.同济大学，上海200092）

利用室内离心试验手段，在室内模型箱内模拟挤密砂桩的扩径和挤密效果，通过刚性板加载方式，研究了不同加载速率以及不同面积置换率对挤密砂桩复合地基破坏模式的影响，发现随着置换率的提高，挤密砂桩复合地基的承载力提升显著，复合地基的破坏模式也发生改变。

挤密砂桩；离心试验；破坏模式；复合地基

0　引言

水下挤密砂桩复合地基与传统地基处理方法相比对地基的加固效果更明显，效率更高，可以较快速地提高地基承载力，从而在施工过程中可以快速推进施工进程，缩短工期，能更有效地为在软弱地基上建造重力式结构创造有利条件[1]。我国对挤密砂桩技术的研发始于2004年，中交第三航务工程局有限公司于2006年通过自主创新成功研制出国产化挤密砂桩施工船[2]。近期依托港珠澳大桥人工岛工程研制了新一代挤密砂桩施工船，在工程区域大范围的应用，取得了满意的效果，并在对水下挤密砂桩加固机理及设计计算方法研究的基础上[3]，编制了挤密砂桩设计计算软件[4]，为工程设计提供了便利。水下挤密砂桩技术进入我国时间较短，对挤密砂桩的加固机理及复合地基的破坏模式研究还不够透彻，由于在现场开展水下挤密砂桩复合地基破坏试验难度较大，其成本也过高，因而本文论述利用室内离心试验手段研究挤密砂桩复合地基破坏形式。

1　复合地基破坏模式

当挤密砂桩在软弱黏性土中完成之后，就构成了一定桩长、桩径和桩距的桩与桩间土共同组成的复合地基。密实的桩体取代了同体积的软弱黏性土，由于桩体的强度和抗变形性能等优于其周围的桩间土，所形成的复合地基的承载能力就比原来的天然地基承载力大，沉降量也比天然地基小，提高了地基的整体稳定性和抗破坏能力。在荷载作用下，由于复合地基中桩体的变形模量和强度较大，传递给地基的附加应力会随着桩和桩间土发生等量的变形而逐渐集中到桩体上，同时桩间土承担的荷载相应减少。在荷载作用下，砂桩需要周围土体的围箍作用才能维持桩体的形状，而桩体发生变形使桩周土产生被动土压力来维持桩体的平衡，以承受桩体上部荷载。对于散体材料桩复合地基，可能出现鼓胀破坏、刺入破坏、局部剪切破坏和整体剪切破坏的破坏形式。

2　试验设备和试样制备

2.1试验设备及加载方式

本次试验的试验设备是同济大学的TLJ-150复合型土工离心机，离心模型试验的模型箱尺寸为宽0.4 m，高0.5 m，长0.6 m。

试验采用PIV测量方法观测在加载过程中模型箱有机玻璃面整个土面伴随着加载过程的变形和应变。采用传统的位移传感器只能观测到模型中某一点或某几点的变化，如果需要观测整个土面的变形时，采用传统的传感器进行量测显然无法满足要求。此外，传统的应变片也只能附着在待测结构物的表面而量测其变形，对于土体的应变，显然是无法满足的。因而采用PIV量测技术分析有机玻璃面处的土体位移则能较好地反映在实验过程中土体的运动，做出的位移矢量图和应变云图可以非常直观地反映整个土面上的位移变化情况和应变大小。

荷载施加采用机械手加载方式，利用机械手将力施加在刚性板上，再通过刚性板将荷载传递到挤密砂桩复合地基中，模型箱俯视图见图1。试验时通过控制机械手向下运行的速率来控制加载速率，匀速加载，开始加载时便对试验数据进行采集，在整个试验过程中，复合地基上部荷载随着机械手的下移而逐步增大。

2.2试样制备

本次试验所用黏土是重塑土，为再现原状土的物理力学性质，采用自重固结法实现。在试验室中先将土体粉碎，并利用筛子筛分，将筛分好的土样和水按设定好的含水率放入真空搅拌机中进行搅拌，以保证最终得到的泥浆为完全饱和土。待真空搅拌机将水土搅拌均匀后方可放入离心机中进行固结。

图1　模型箱中加载板布置示意图（单位：mm）Fig.1　Diagrammatic sketch of arrangement of loading plates in model box（mm）

挤密砂桩的制备是试验成功与否的关键，需要尽可能真实地模拟挤密砂桩的施工过程，保证成桩质量。在实际工程中，砂桩用砂多为中粗砂。找出由现场实测的标贯击数N所对应的密实度，如N=23时，中粗砂的e=0.65，然后按其来制备挤密砂桩。试验中通过反复测试，找出标贯击数与其对应的密实度。

在模型箱内的挤密砂桩成桩工艺上，借鉴在实际施工过程中的施工方法，采用活塞在套筒内分段打桩实现，模拟出实际施工过程中的挤密砂桩的扩径和挤密效果。首先将套筒和活塞完全压入土体内直至预定底部标高；然后上拉活塞，下砂，上提套筒，这时在套筒下会露出一段砂柱；接着下压活塞和套筒，露出的砂柱受上部的压力会产生挤密和扩径效果，形成一段挤密砂桩。如此反复进行，分段打桩，最后可形成1根完整的挤密砂桩。打设形成的挤密砂桩如图2所示。

图2　打设形成的挤密砂桩Fig.2　Completed sand compaction piles

3　加载速率的影响

机械手刚性板加载试验中，分别采用慢速加载和快速加载两种加载方式以研究加载速率对挤密砂桩复合地基的破坏形式的影响。

第1组为慢速加载方式，加载速率为0.005 mm/s，面积置换率为25%，荷载-位移曲线见图3。由其荷载-位移曲线判断，曲线没有明显拐点，即无法确定地基的比例界限荷载和极限承载力值，推测属于刺入剪切破坏模式。为了进一步验证上述推断，利用PIV成图进行分析。

图3　慢速加载下复合地基荷载-位移曲线Fig.3　The p-s curve of a composite foundation under slow loading

PIV技术处理后得到位移变化矢量见图4。由图看出，加载板正下方沿深度方向，位移量逐渐减小，加载板所在区域正下方有比较大的向下的位移矢量，而其两侧土体位移量非常小，是一种典型的以变形为特征的破坏，说明土体发生明显刺入剪切破坏。

图4　慢速加载下复合地基位移变化矢量图Fig.4　Displacement vector diagram of composite foundation under slow loading

第2组为快速加载方式，加载速率为0.5 mm/s，面积置换率为40%，荷载-位移曲线见图5。从图中可以看出，曲线上出现2个明显拐点，比例界限值约为150 kPa，极限荷载约为240 kPa。

图5　快速加载下复合地基荷载-位移曲线Fig.5　The p-s curve of a composite foundation under fast loading

利用PIV成图做分析，其位移变化矢量如图6所示，在加载板下部区域土体位移较大，存在明显的破坏轮廓，土中形成连续滑动面，加载板邻近土体隆起趋势非常明显，土从加载板四周挤出，应变也主要集中在该区域，说明地基发生整体剪切破坏。

图6　快速加载下复合地基位移变化矢量图Fig.6　Displacement vector diagram of a composite foundation under fast loading

可见，地基破坏形式与加荷速率因素密切相关，一般情况下，基础埋深较浅时，荷载快速施加，复合地基将发生剪切破坏。

4　面积置换率的影响

为研究相同加载速率情况下面积置换率对挤密砂桩复合地基破坏模式的影响，进行了1组高置换率（面积置换率为60%）的对比试验，加载速率与置换率为40%的相同，为0.5 mm/s。得到的荷载-位移曲线见图7，在390 kPa左右曲线出现转折点，但不像整体剪切破坏那么明显，转折点之后，其荷载-位移曲线呈线性关系，由此推测地基破坏模式为局部剪切破坏。

图7　高置换率挤密砂桩复合地基快速加载下荷载-位移曲线Fig.7　The p-s curve of a composite foundation with high replacement ratio under fast loading

利用PIV成图做进一步分析，其应变云图如图8所示，在加载板下部区域沉降量非常大，但未形成延伸至土体表面的连续破裂面，荷载板两侧地面出现微微隆起，加载板正下方的应变最大，加载板两侧应变量较小，四周土体隆起不大，说明地基发生局部剪切破坏。

图8　高置换率挤密砂桩复合地基快速加载下的应变云图Fig.8　Strain cloud of a composite foundation with high replacement ratio under fast loading

通过对比置换率为40%和60%两组试验结果可以发现，随着置换率的提高，挤密砂桩复合地基的承载力提升明显。另一方面，当采用高置换率时，原状土大部分已被挤密砂桩所取代，在荷载施加时超孔压也能够快速消散，对于高置换率的挤密砂桩复合地基而言其破坏模式趋近于砂土地基。

5　结语

本文利用离心模型试验手段，针对机械手刚性板加载方式研究了加载速率、面积置换率对挤密砂桩复合地基破坏模式的影响。得出的主要结论如下：

1）挤密砂桩复合地基破坏形式与加荷速率因素密切相关，一般情况下，基础埋深较浅，快速加载时，将发生整体剪切破坏；而慢速加载情况下，将发生刺入剪切破坏。

2）随着置换率的提高，挤密砂桩复合地基的承载力提升明显，破坏模式也发生改变。当采用高置换率时，挤密砂桩复合地基的破坏模式趋近于砂土地基。

[1] 寺師昌明.挤密砂桩设计与施工[M].日本：地质工学会，2009.

TERASHI Masaaki.Design and construction of sand compaction piles[M].Japan:Geology Engineering Society,2009.

[2]尹海卿.水下挤密砂桩加固软土地基技术[M].北京：人民交通出版社，2013：18-49.

YIN Hai-qing.A technique to treat the marine soft ground using sand compaction pile[M].Beijing:China Communications Press, 2013:18-49.

[3]张曦，吴心怡，尹海卿.水下挤密砂桩加固机理及沉降计算方法[J].中国港湾建设，2010（S1）：148-150.

ZHANG Xi,WU Xin-yi,YIN Hai-qing.Reinforcing mechanism and settlement calculation method of sand compaction pile under the water[J].China Harbour Engineering,2010(S1)：148-150.

[4]吴心怡，张曦，龚济平，等.挤密砂桩复合地基设计计算软件研发[J].中国港湾建设，2015，35（6）：1-3.

WU Xin-yi,ZHANG Xi,GONG Ji-ping,et al.Developing a software for design and calculation of SCP composite foundation[J]. China Harbour Engineering,2015,35(6):1-3.

A study on failure mode of composite foundation with marine sand compaction pile by centrifugal test

ZHANG Xi1,WU Xin-yi1,SHI Bei-ling2,ZHU Jun-yi1,MA Xian-feng3
（1.CCCC Shanghai Third Harbour Engineering Science&Technology Research Institute Co.,Ltd.,Shanghai 200032,China; 2.CCCC Third Harbor Engineering Co.,Ltd.,Shanghai 200032,China;3.Tongji University,Shanghai 200092,China）

Expansion and compaction effect of sand compaction piles were simulated in a laboratory model box by means of indoor centrifugal testing.The effect of loading rates and area replacement ratios on the failure mode of a composite foundation of sand compaction piles is studied by way of the rigid plate loading method.It is found that with the increase of the area replacement ratio,the bearing capacity of the composite foundation of sand compaction piles is improved significantly and the failure mode of the composite foundation is also changed.

sand compaction pile;centrifugal testing;failure mode;composite foundation

U652.7；TU473.1

A

2095-7874（2016）05-0021-04

10.7640/zggwjs201605006

2015-12-30

2016-02-22

国家支撑计划课题项目港珠澳大桥跨海集群工程建设关键技术研究与示范（2011BAG07B00）课题二外海厚软基桥隧转换人工岛设计与施工关键技术（2011BAG07B02）

张曦（1979— ），男，天津市人，高级工程师，岩土工程专业。E-mail：zhangxi-1979@163.com