基于承载特性的挤扩支盘桩加固深厚软基作用机理研究

张坤标; 汪益敏; 陈页开; 丘燊; 易浩; 曾昭宇

doi:10.11779/CJGE2024S20009

基于承载特性的挤扩支盘桩加固深厚软基作用机理研究 English Version

1.
华南理工大学土木与交通学院, 广东广州 510641
2.
广东省交通规划设计研究院集团股份有限公司, 广东广州 510440
3.
广东省交通运输建设工程质量检测中心, 广东广州 510420

基金项目:

2021年度交通运输行业重点科技项目 2021-MS1-022

详细信息

作者简介:
张坤标(1995—)，男，博士研究生，从事软基处理、路基边坡等研究。E-mail: ctzhangkunbiao@mail.scut.edu.cn

中图分类号: TU473
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出版历程
- 收稿日期: 2024-06-20
- 刊出日期: 2024-09-30

Mechanism of reinforcement of squeezed branch piles for deep soft foundation based on load bearing capacities

1.
School of Civil Engineering and Transportation, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China
2.
Guangdong Communication Planning & Design Institute Group Company, Guangzhou 510440, China
3.
Guangdong Transportation Construction Engineering Quality Inspection Center, Guangzhou 510420, China

摘要

摘要: 针对深厚软土地基中挤扩支盘桩布置，结合汕头软基区挤扩支盘桩应用工程的单桩静载试验建立三维数值模型，探究了支盘桩在沉降过程中的荷载分担特点和盘-土相互作用机制。结果表明：未贯穿深厚软基的挤扩支盘桩桩端的荷载分担率远低于等截面直孔桩；挤扩支盘桩群桩效应系数η_g与桩体数目N和桩间距S_p密切相关，推荐桩间距S_p=8d为深厚软基区支盘桩的最优间距；支盘端部尤其下部支盘端部在极限沉降状态下分担大量荷载至盘周土体，盘净距S_b通过改变支盘结构持力土层性质而影响基桩承载能力。
- 挤扩支盘桩 /
- 承载特性 /
- 数值模拟 /
- 荷载传递 /
- 软土地基处理
Abstract: To address the layout of squeezed branch (SB) piles in deep soft soil, a 3D numerical model is established based on the single pile static load tests on the SB pile application project in Shantou soft soil area. The load sharing characteristics and the branch-soil interaction mechanism are investigated during the settlement development. The results show that the load sharing ratio at the pile tip of the SB piles that do not penetrate through deep soft foundation is 19.6%, significantly lower than that of straight piles. The group efficiency η_g of the SB piles is correlated to the number of piles N and pile spacing S_p, with an optimal spacing of 8d recommended for the SB piles in deep soft soil regions. The tip of branch, particularly the lower branch, can transfer a considerable load to the surrounding soil under the ultimate settlement conditions. The inter-branch spacing S_b affects the load bearing of piles by altering the properties of soil stratum of branches.
- squeezed branch pile /
- bearing characteristic /
- numerical simulation /
- load transfer /
- treatment of soft foundation

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0. 引言

以往研究中，通常采用循环三轴试验来研究软黏土变形特性^{[1, 2]}。然而，两列相邻列车运行时存在一个间歇阶段，意味着轨道下卧土体经历间歇循环荷载作用^[3-5]。例如，Yıldırım等^[6]分析了间歇循环荷载作用下软黏土累积轴向应变的发展规律。此外，Li等^[7]将间歇循环荷载作用下细粒土的变形模式分成了三种类型，并提出了一个考虑间歇循环荷载影响的累积轴向应变计算模型。Chen等^[8]发现土体回弹模量随间歇停振阶段时长的增加而增大。值得注意的是，在这些研究当中，土体在间歇停振阶段处于不排水状态。然而，对于低渗透性的土体而言，其孔隙水在循环加载阶段和间歇停振阶段均可以部分排出，而且土体力学性质与循环荷载加载期间和加载后存余的超孔隙水压力密切相关^[9]。因此，研究不同排水条件间歇循环荷载作用下的土体变形特性很有必要。

另一方面，交通荷载作用时土单元上的应力场存在着循环变化的轴向和水平应力^[10]。一部分学者通过开展变围压循环三轴试验研究了土体力学性质^[11-12]。例如，Wichtmann等^[10]分析了有、无循环围压条件下循环载荷作用时土体应变发展的差异。而累积轴向应变随循环围压的变化规律还受到排水条件的影响：不排水条件下，累积轴向应变随循环围压增加而减少^[13]，而在部分排水条件下则增加^[14]。

以往的研究中已经分析了间歇循环荷载对土体变形特性的影响。然而，未考虑循环偏应力和循环围压耦合作用对软黏土变形的影响，同时，也未考虑试验过程中排水条件的影响。本文主要由三部分组成：首先，针对软黏土开展间歇加载循环三轴试验；然后，分析循环围压和排水条件对软黏土变形特性的影响；最后，结合试验结果提出一个考虑循环围压和排水条件影响的计算间歇循环荷载作用下产生的累积轴向应变计算模型。

1. 试验土样及方案

1.1 试验土样

采用薄壁取土器在珠海地区进行取样，取样深度为12.0~14.0 m。按照《土工试验规程（GB/T 50123—2019）》，对试验土样进行了基本物性试验，其基本物理力学参数为：天然密度1.76 g/cm³，天然含水率和界限含水率分别为48.6%，51.9%（液限）和19.8%（塑限），渗透系数为2.26×10^-7cm/s。

1.2 试验方案

采用GDS变围压动三轴试验系统开展试验。整个试验过程分为三个阶段：①饱和阶段；②固结阶段；③循环加载阶段。首先，按照《土工试验规程（GB/T 50123—2019）》制备一批直径38 mm，高76 mm的圆柱原状试样，并采用真空饱和、反压饱和的联合饱和方式对所有试样进行饱和。当试样B值至少达到0.95时，试样饱和完成。然后，对所有试样进行等向固结，当试样排水量小于100 mm³/h时，试样固结阶段完成。随后，对固结完成后的试样施加间歇循环荷载。

图 1为间歇循环加载过程示意图。从图 1可以看出，整个多阶段间歇循环加载过程由四个阶段组成，每个阶段由循环加载阶段和间歇停振阶段组成：在循环加载阶段，对固结完成后的试样同时施加循环偏应力和循环围压，二者波形均为半正弦波且其相位差为0。采用应力路径斜率η和循环应力比CSR分别表征循环围压幅值和循环偏应力幅值，其表达式见文献[13]所述。结合已有研究成果，拟定循环应力比CSR为0.20，应力路径斜率η分别为0.33，1.00，2.00。在此条件下，每个循环加载阶段振动次数为1000次。

图 1 循环三轴试验示意图

Figure 1. Schematic illustration of cyclic triaxial tests

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另一方面，对于低渗透性土体而言，很难准确测量循环荷载作用下试样孔压，同时由于该试验系统中孔压的测量位置位于试样底部，若采用较大的加载频率进行试验，可能会导致试样内孔隙水压分布不均匀，测试不够准确。因此，结合文献[11]的研究成果，本试验中采用的加载频率为0.1 Hz。每个循环加载阶段以后，伴随着一个间歇停振阶段，结合文献[7]的研究成果，间歇停振阶段停振时长为3600 s。

以往研究中，由于软黏土渗透系数较低，在循环加载阶段和间歇停振阶段均认为处于不排水状态；而试样在循环加载和间歇停振阶段，不是完全处于不排水状态，而是处于不排水和完全排水状态之间，即部分排水状态。因此，为研究不同排水条件间歇循环荷载作用下软黏土的变形特性，将上述试验分为两种类型：第Ⅰ类试验，试样在循环加载和间歇停振阶段均处于不排水状态，此时排水阀门始终关闭；第Ⅱ类试验，试样在循环加载和间歇停振阶段均处于部分排水状态，结合已有研究成果，打开排水阀门以模拟该状态。

2. 试验结果与分析

2.1 循环围压对累积轴向应变的影响

图 2为部分排水条件下各个加载阶段所产生的累积应变增量随应力路径斜率的变化曲线。从图 2可以看出，各加载阶段累积轴向应变增量均随加载阶段的增加逐渐减小，但不同循环围压对应的试样累积应变增量随加载阶段的衰减程度不一。例如，从第1加载阶段至第4加载阶段时，恒定围压条件下（η=0.33）的试样累积轴向应变增量从4.207%下降到0.044%，而变围压试验条件下（η=2.00）的试样应变增量则从6.979%下降到0.054%。上述试验现象表明，部分排水条件下，变围压试验条件下（η=1.00，2.00）试样累积应变增量的衰减程度更为显著。另一方面，从图 2还可以看出，循环围压对应变增量的影响主要体现在第1加载阶段，后续加载阶段中，有、无循环围压条件下累积轴向应变增量基本相等。以第Ⅱ类试验为例，当η=0.33，1.00和2.00时，第1加载阶段产生的累积轴向应变增量分别为4.207%、5.190%和6.979%，而第4加载阶段产生的对应应变增量则为0.044%、0.089%和0.054%。

图 2 不同排水条件累积轴向应变增量随加载阶段的变化曲线

Figure 2. Variations of strain increment versus loading stage under partially drained conditions

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2.2 排水条件对累积轴向应变的影响

应变增量随加载阶段的变化曲线还受到排水条件的影响：在部分排水条件下（第Ⅱ类试验）应变增量随循环围压增加而增大，而在不排水条件下则下降（即第Ⅰ类试验）。发生上述试验现象的原因可能是：每个加载阶段的应变增量包括两部分，循环加载阶段循环荷载作用产生的变形和间歇停振阶段试样发生的变形。对于第Ⅰ类试验而言，循环加载阶段试样在循环荷载作用下发生形变，而在间歇停振阶段则会发生回弹变形；对于第Ⅱ类试验而言，循环加载阶段试样变形由循环荷载作用下发生的形变和因孔隙水的排出所发生的体变组成，而在间歇停振阶段则会因为孔隙水的继续排出发生附加体变。因此，相同循环围压条件下，部分排水条件下的间歇循环荷载作用所产生的试样累积应变增量要明显大于不排水条件下的对应应变增量。

图 3为两种试验条件下每个循环加载阶段和每个加载阶段完成后的应变增量。如图 3所示，不同排水条件下，每个循环加载阶段和每个加载阶段完成后的累积应变增量均逐渐减小，但应变增量的衰减程度不同。以不同加载阶段循环荷载作用完成后两种试验条件下试样变形结果为例进行分析，第1循环加载阶段完成后应变增量分别为0.668%（不排水条件）和7.035%（部分排水条件），而最后一个循环加载阶段对应的应变增量为0.119%（不排水条件）和0.104%（部分排水条件）。部分排水条件下，循环加载阶段完成后试样应变增量的衰减幅度达到了98.52%，而不排水条件下对应应变增量衰减量则为82.18%。

图 3 每个循环加载阶段和每个加载阶段完成后的应变增量

Figure 3. Strain increments obtained after each cyclic loading and intermittent periods under different drained conditions

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2.3 间歇循环加载累积轴向应变计算模型

一定数量加载阶段所产生的总累积轴向应变 ${\varepsilon _{pn,{\text{ }}\eta }}$ ，可由每个加载阶段所产生的累积轴向应变增量（ $\Delta {\varepsilon _{pi,{\text{ }}\eta }}$ ）累加计算获得，即

${\varepsilon _{pn,{\text{ }}\eta }} = \sum\limits_{i = 1}^n {\Delta {\varepsilon _{pi,{\text{ }}\eta }}} 。$

(1)

结合图 2，每个加载阶段所产生的累积轴向应变增量随加载阶段的增加呈幂函数变化趋势，即

$\Delta {\varepsilon _{pi,{\text{ }}\eta }} = \Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta }} \cdot {i^a} \text{，}$

(2)

式中：a为拟合参数， $\Delta {\varepsilon _{pi,{\text{ }}\eta }}$ ， $\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta }}$ 分别为第i阶段和第1加载阶段对应的累积轴向应变增量。采用回归分析，不排水状态下，当应力路径斜率η=0.33，1.00和2.00时，拟合参数a取值分别为-2.529，-2.455和-1.816；部分排水状态下，对应的拟合参数a取值分别为-4.647，-4.730和-5.085。不同排水条件下参数a随η的变化规律不一致：在不排水状态，参数a随η的增大而线性增大，而在部分排水状态时则随之线性减小。参数a随 $\eta$ 的变化规律可由下式描述：

$a = \alpha \eta + \beta \text{，}$

(3)

式中， $\alpha$ ， $\beta$ 为两个拟合参数。不排水状态下，两个拟合参数 $\alpha$ ， $\beta$ 的取值分别为0.443和-2.759；部分排水状态下 $\alpha$ ， $\beta$ 取值则分别为-0.270和-4.521。

另一方面，描述了不同排水状态下，第1加载阶段有、无循环围压条件下累积轴向应变增量比 ${{\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta }}} \mathord{\left/ {\vphantom {{\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta }}} {\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta = 1/3}}}}} \right. } {\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta = 1/3}}}}$ 随应力路径斜率η的变化曲线。其中 $\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta }}$ 、 $\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta = 1/3}}$ 分别代表变围压和恒围压条件下对应的累积轴向应变增量。从图 4可以看出，不排水状态下，应变增量比随应力路径斜率增大呈减小趋势，而在部分排水状态下，则呈线性增长趋势。二者均可用线性函数描述，但拟合参数有所不同，即

图 4 不同排水条件下

$\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta }}/\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta = 1/3}}$ 与η关系曲线

Figure 4. Relationship between

$\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta }}/\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta = 1/3}}$ and η under different drained conditions

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${{\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta }}} \mathord{\left/ {\vphantom {{\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta }}} {\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta = 1/3}}}}} \right. } {\Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta = 1/3}}}} = b(\eta - 1/3) + 1 \text{，}$

(4)

式中，b为拟合参数。通过回归分析，不排水和部分排水状态下的拟合参数取值分别为-0.301和0.388。

然后，将式（3），（4）代入式（2），即可得到不同排水条件下每个加载阶段软黏土累积轴向应变增量计算表达式，即

$\Delta {\varepsilon _{pi,{\text{ }}\eta }} = \left[ {b\left( {\eta - {1 \mathord{\left/ {\vphantom {1 3}} \right. } 3}} \right) + 1} \right] \cdot {i^{\alpha \eta + \beta }} \cdot \Delta {\varepsilon _{p1,{\text{ }}\eta = 1/3}} 。$

(5)

最后，将式（5）带入式（1）即可得到不同排水条件下间歇循环荷载作用下软黏土累积轴向应变计算表达式，即

$\begin{aligned} \varepsilon_{p n, \eta} & =\sum\limits_{i=1}^n \Delta \varepsilon_{p i, \eta} \\ & =\sum\limits_{i=1}^n[b(\eta-1 / 3)+1] \cdot i^{\alpha \eta+\beta} \cdot \Delta \varepsilon_{p 1, \eta=1 / 3}。 \end{aligned}$

(6)

表 1为不同排水条件间歇循环荷载作用下软黏土累积轴向应变计算值和试验值对比结果。从表 1中可以看出，计算值与试验值较为接近，表明式（6）可以较好地预测间歇循环荷载作用下软黏土累积轴向应变。

表 1 不同排水条件试样累积轴向应变试验值和预测值

Table 1. Comparison between measured results and predicted accumulated axial strains of specimens under intermittent cyclic loading

编号	η	排水条件		累积轴向应变
编号	η	循环加载阶段	间歇停振阶段	实测值/%	计算值/%
U1	0.33	不排水		1.760	1.715
U2	1.00			1.592	1.551
U3	2.00			0.954	0.936
P1	0.33	部分排水		4.478	4.408
P2	1.00			5.583	5.422
P3	2.00			7.313	7.217

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3. 结论

本文通过两种类型的间歇加载循环三轴试验，分析了循环围压和排水条件对间歇循环荷载作用下软黏土变形特性的影响，主要结论如下：

（1）累积轴向应变的变化受循环围压的影响显著。累积应变增量随加载阶段的增加逐渐减小，但不同循环围压下应变增量的衰减程度不同。同时，不同循环围压下应变增量的差异性在第一个加载阶段中较为明显，而在后续加载阶段中则可以忽略。

（2）累积轴向应变的变化还受到排水条件的影响。在部分排水条件下，应变增量随循环围压增加而增大，而在不排水条件下则反之。同时，与不排水条件下的应变增量衰减幅度相比，部分排水条件下的应变增量的衰减程度更为显著。

（3）提出了一个考虑循环围压和排水条件影响的预测间歇循环荷载作用下软黏土累积应变的表达式。其中，不同排水条件下拟合参数的变化趋势不一致。

图 1 支盘桩单桩静载试验图

Figure 1. Diagram of a single squeezed branch (SB) pile load tests

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图 2 挤扩支盘桩单桩静载试验结果及模型验证

Figure 2. Results and validations of single SB pile static load tests

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图 3 支盘桩载荷试验的几何及网格划分

Figure 3. Geometry and mesh of load tests on SB piles

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图 4 2×2直孔桩与支盘桩的归一化荷载沉降曲线对比

Figure 4. Comparison of normalized load settlement curves between 2×2 straight piles and SB piles

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图 5 62.5 mm沉降对应的桩端附近土体沉降云图

Figure 5. Settlement contours of soil element near pile tip corresponding to settlement 62.5 mm

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图 6 群桩效率系数η_g随桩体数目N变化

Figure 6. Variation of η_g with number of piles N

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图 7 群桩效率系数η_g随桩间距S_p变化

Figure 7. Variation of η_g with pile spacing S_p

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图 8 支盘结构周边剪应力τ_s变化

Figure 8. Variation of shear stress τ_s along branch structures

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图 9 支盘范围的有效主应力矢量图

Figure 9. Diagram of effective principal stress within branches

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表 1 有限元计算土体参数

Table 1 Soil parameters for finite element calculations

参数	耕填土	④₁淤泥质砂	④₀淤泥	⑤₁粉质黏土	⑤₄细砂	⑥₁₁淤泥质黏土	⑦₁粉质黏土	参考文献
本构模型	HS	SS	SS	HS	HS	SS	HS	[6]
γ/(kN·m^-3)	16.95	15.85	15.08	18	18.5	17.2	17.78	[2]
e₀	0.74	1.15	1.55	0.68	0.52	1.2	0.58	[2]
E₅₀^ref/MPa	6.5	λ^=0.036 κ^=0.007	λ^=0.085 κ^=0.017	18.8	32	λ^=0.045 κ^=0.009	26.7	[2，6]
E_oed^ref/MPa	6.5			18.8	32		26.7
E_ur^ref/MPa	29.4			73.3	105		112
$c'$ /kPa	10	3	4	14	2	6	13	[2，7]
$\varphi '$ /(°)	26	24	18	26	32	21	28	[2，7]
注：HS为硬化土模型；SS为软土模型；γ为重度；E_oed^ref为参考切线模量；E₅₀^ref为参考割线模量；E_ur^ref为参考卸载再加载模量； ${\lambda ^}$ 和 ${\kappa ^}$ 分别为修正压缩指数和修正回弹指数； $c'$ 为有效黏聚力； $\varphi '$ 为有效内摩擦角。

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表 2 设计工况及参数一览表

Table 2 Overview of simulated conditions and parameter values

工况	桩体数目N	桩间距S_p	直径比ξ	盘净距S_b
桩数系列	2, 4, 6, 9	8d	2.5	8d, 14d
桩间距系列	4, 9	5d, 6.5d, 8d, 9.5d, 11d	2.5	11d
直径比系列	4	6.5d	2.0, 3.0	8d, 14d

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表 3 估算群桩效率系数的经验公式

Table 3 Empirical formulae for estimating group efficiency ${\eta _{\text{g}}}$

公式	参考
$\eta_{\mathrm{g}}=1-\frac{\arctan \left(d / S_{\mathrm{p}}\right)}{90^{\circ}} \times\left[\frac{(n-1) m+(m-1) n}{m n}\right]$	C-L法^[10]
$\begin{aligned} \eta_{\mathrm{g}}= & 1-\frac{d}{\mathtt{π} S_{\mathrm{p}} m n} \times[m(n-1)+n(m-1)+ \\ & \sqrt{2}(m-1)(n-1)] \end{aligned}$	Das法^[10]
注：m和n为多桩的行数和列数。

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参考文献(10)

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