Sinking mechanism of inclined static piling method and its application in soft soil areas
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摘要: 专用设备及施工经验的缺乏导致倾斜桩在城市岩土工程中应用较少。首先介绍课题组倾斜静力压桩机的研制历程并与传统设备进行对比,提出了倾斜静力压桩法的设备选型、桩体强度的考量因素及压桩力的控制公式,然后对倾斜静力压桩法的沉桩机理进行了研究,通过现场斜向、竖直两个方向的静力触探试验、压桩力监测结果得出斜向静力触探贯入阻力、压桩力均略大于竖直向,且规律类似,最后结合工程实际,对比传统支护方案表明倾斜静力压桩法具有低成本、高效率、环保等优点,适用于多数软土地区城市岩土工程。Abstract: Inclined piles are barely applied in urban geotechnical engineering with the absence of professional infrastructures and practice experience. The development process of the inclined static piling equipment of the authers' group is firstly introduced, and a comparison with the traditional static piling is equipment is made. The relevant factors for equipment selection and pile strength of the inclined static piling method are put forward, and the control formula for the pile-pressing force is proposed. Secondly, the pile sinking mechanism of the inclined static piling method is investigated by monitoring the inclined and vertical CPT and static piling process. It is obtained that the resistance of CPT and the pile-pressing force in the inclined direction are slightly larger than those in the vertical direction, and the laws are similar. Finally, by combining with engineering practice and comparing with the traditional supporting scheme, the proposed method is more cost-effective, efficient and environmentally friendly to be employed in most urban geotechnical engineering.
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Keywords:
- inclined pile /
- static piling method /
- CPT /
- construction
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0. 引言
近年来,国内外学者针对经历循环荷载历史后土体的剪切特性进行了大量研究[1-5]。一般来说,循环荷载会使土体的超孔隙水压力增大,平均有效应力降低,从而导致土体的循环后强度降低。王淑云等[1]针对重塑粉质黏土,在不同围压下进行了一系列静三轴和动-静三轴不排水试验,发现粉质黏土的振后不排水强度衰减程度取决于动载引起的动应变和孔压值；郑刚等[2]认为原状土样的振后不排水抗剪强度显著衰减,而重塑土的抗剪强度变化不甚明显；Moses等[3]发现土体的振后不排水强度随循环荷载幅值的增加而减小；Yasuhara等[5]研究了重塑Ariake黏土的循环后剪切特性,发现循环荷载作用后土体累积孔压可以很好地评价振后不排水剪切强度,并提出了预测土体振后抗剪强度的经验模型。
然而,经历循环荷载作用后的土体往往处于未固结和完全固结的中间状态,该状态可用振后固结度这一概念进行描述。目前针对原状软土在不同振后固结度条件下的剪切特性研究较少。因此,有必要针对不同振后固结度下的软土振后剪切特性进行研究。本文选取珠江入海口原状软土,通过一系列的动-静三轴试验,分析了初始围压,循环应力比以及振后固结度对土体振后剪切特性的影响,以期加深对软土振后静力特性的理解,为工程设计提供试验基础。
1. 土体试样和试验方案
1.1 土样基本物理力学特性
试验选取珠江入海口原状软土为研究对象,土壤呈深灰色,取土深度为0～7 m。依据《土工试验规程（GB/T 50123—2019）》获得土体的基本物理力学指标和土体的粒径分布曲线分别见表1和图1所示。
表 1 原状软土基本物理力学指标值Table 1. Indices of basic physical and mechanical properties of undisturbed soft soils物理力学特性 取值 天然密度ρ/(g·cm-3) 1.54~1.79 含水率w/% 38.3~69.1 孔隙比e 1.12~1.91 相对质量密度Gs 2.71 液限wL/% 38.5~61.8 塑限wP/% 19.4~28.0 塑性指数IP 19.1~33.8 渗透系数K/(10-7cm·s-1) 8.79~10.80 压缩系数av/MPa-1 0.48~1.15 侧压力系数K0 0.44 1.2 试验方案
通过薄壁取土器进行现场取土,并将原状土样保存在恒温恒湿箱中。按照《土工试验方法标准（GB/T 50123—2019）》的要求,将土体制成直径38 mm,高76 mm的原状试样,并采用真空饱和及反压饱和法对试样进行饱和。首先对所有圆柱试样进行真空饱和,然后将试样置于压力室内进行反压饱和,当B值达到0.95以上时,可认为土体已经饱和。随后,对试样施加一定的固结压力,进行等向固结,当试样排水体积速率小于100 mm3/h时,认为土样固结完成。为研究有效固结围压对振后强度的影响,本次试验中选取有效固结围压分别为20,40,60 kPa。
对固结完成后的土体在不排水状态下开展循环三轴试验,并采用Sakai等[6]提出的循环应力比CSR描述循环偏应力大小,即
CSR=q/2p′0=q/2σ′3, (1) 式中,q为循环偏应力幅值,
p′0 为固结完成后的有效围压。为研究CSR对振后土体强度的影响,在围压为60 kPa下,CSR值分别取0.08,0.17,0.25,0.33。循环轴向偏应力采用半正弦波形,频率为0.1 Hz,且循环振次为1000次。对振动后的试样再次进行固结过程,并采用振后固结度这一概念描述振后土体固结程度。试验过程中为得到不同振后固结度的土体,可通过向振后试样施加不同的反压。具体为：向经历循环荷载作用后的土体施加一定的反压pu,此时,振后土体在一定围压作用下进行固结,振动过程中产生的超孔隙水压力将逐渐降低直至与反压相等。因此,振后不同固结度Ur可通过下式计算得到,
Ur=1−pu(Δu)cy, (2) 式中,pu为再固结过程中施加在试样上的反压,(∆u)cy为振动过程中产生的超孔隙水压力。
当试样再次固结完成后,对土体进行三轴固结不排水剪切试验。其中,剪切过程中均采用应变控制,剪切速率为0.1%/min。当应变达到20%时,试验结束。对于经历和未经历循环荷载作用的土体而言,若静力剪切过程中应力应变曲线出现峰值点,其不排水抗剪强度为峰值偏应力的1/2；若未出现峰值点,则土体不排水抗剪强度取20%应变处对应偏应力的1/2。整个试验方案如表2所示,其中ST-20,ST-40和ST-60为未经历循环荷载作用的土体在不同围压条件下的静三轴试验。经历和未经历循环荷载作用的土体强度用Su表示。
表 2 试验方案Table 2. Test schemes试样编号 p′0 /kPaqampl/kPa CSR 循环次数 Ur/% Su/kPa U01 20 10 0.25 1000 0 20.2 U02 20 10 0.25 1000 25 24.4 U03 20 10 0.25 1000 75 22.8 U04 20 10 0.25 1000 100 33.0 U05 40 20 0.25 1000 100 40.4 U06 60 30 0.25 1000 100 39.5 U07 60 10 0.08 1000 100 32.7 U08 60 20 0.17 1000 100 31.5 U09 60 40 0.33 1000 100 42.9 ST-20 20 — — — — 28.5 ST-40 40 — — — — 33.4 ST-60 60 — — — — 33.5 2. 试验结果
2.1 固结围压对振后土体强度的影响
图2展示了循环荷载后完全固结试样在不同围压下的偏应力-应变曲线。其中,CSR=0.25,Ur= 100%。可以看出,不同围压下的q-ε曲线变化趋势相同。当应变较低时,应力在小应变范围内迅速增加。随着应变的增加,应力增速放缓,当轴向应变为20%左右时,偏应力趋于稳定。不同围压下完全固结的振后试样强度大于相同围压无循环荷载作用历史的土体静强度。例如,当围压为60 kPa时,试样的振后强度比未经历循环荷载作用下的强度大6.0 kPa。此外,对比发现,实验条件相同的情况下,振后土体的抗剪强度随着围压的增加基本呈增大趋势。具体为完全固结的振后试样在初始固结围压为20,40,60 kPa时,对应的抗剪强度分别为33.0,40.4,39.5 kPa。
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图 2 不同围压下振后土体的偏应力-应变曲线Figure 2. Post-cyclic deviator stress-strain curves under different confining pressures2.2 循环应力比对振后土体强度的影响
图3展示了不同循环应力比循环荷载作用后完全固结试样（Ur=100%）的偏应力-应变曲线。其中,初始固结围压为60 kPa。可以看出,初始应变随着CSR的增加而增加。当CSR值分别为0.08,0.17,0.25和0.33时,对应的初始应变分别为0.24%,0.43%,0.66%,4.27%。当CSR>0.25时,试样的振后剪切强度明显大于静态剪切强度（表2）。相较于未经历循环荷载的土体静强度,当CSR=0.08时,振后土体强度增幅为-0.8 kPa；当CSR=0.33时,振后土体强度增幅为9.4 kPa。同样地,土体振后剪切强度随着CSR的增大而增大。当CSR从0.08增大到0.33时,土体振后剪切强度从32.7 kPa增大到42.9 kPa。
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图 3 不同循环应力比下振后土体的偏应力-应变曲线Figure 3. Post-cyclic deviator stress-strain curves under different CSRs2.3 振后固结度对振后土体强度的影响
图4为不同振后固结度下土体的偏应力-应变曲线。其中,初始固结围压为20 kPa,CSR=0.25。通过与未经历动荷载的试样q-ε曲线对比发现,Ur在75%～100%存在临界值,使得振后土体强度等于相同围压下未经历动荷载作用的土体强度。当固结围压为20 kPa,固结度为0%,25%,75%,100%时,抗剪强度分别为20.2,24.4,22.8,33.0 kPa。试验结果表明土体的振后抗剪强度随Ur的增大而增加。
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图 4 不同振后固结度下振后土体的偏应力-应变曲线Figure 4. Post-cyclic deviator stress-strain curves under different degrees of reconsolidation3. 结论
本文通过对珠江入海口原状软土开展一系列动、静三轴试验,对其振后强度特性进行了研究。
（1）经历循环荷载作用后的土体,不同因素影响下对应的偏应力-应变曲线变化趋势基本一致。不同固结围压影响下,振后完全固结试样的振后抗剪强度大于未经历动荷载土体静强度。另一方面,土体振后抗剪强度随初始固结围压的增大呈增加趋势。
（2）当循环应力比大于0.25时,振后完全固结状态下土体剪切强度明显大于相同围压下未经历循环荷载作用的土体静态剪切强度。另一方面,振后完全固结的土体,其振后剪切强度随着循环应力比的增大而增加。
（3）土体振后抗剪强度随振后固结度的增加而增大,且振后固结度存在某一临界值,使得土体的振后抗剪强度与相同围压条件下未经历循环荷载作用的土体抗剪强度基本一致。
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图 3 斜、直桩压桩力对比
Figure 3. Comparison of sinking-resistance between inclined and vertical piles
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图 4 不同基坑尺寸和支护方式的造价、工期与混凝土用量的对比
Figure 4. Comparison of cost, construction period and concrete consumption of different pit sizes and methods
表 1 常用规格预应力桩弯矩验算
Table 1 Moment check of common prestressed pile
规格/mm 最小抗裂弯矩/(kN·m) 桩身最大弯矩/(kN·m) Φ400圆桩 59 59.6 Φ500圆桩 121 96.3 Φ600圆桩 201 125.5 PHR 375*500 132 94.3 CPHR 375*500 136 95.8 
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