高填方机场湿陷性粉土地基处理现场试验研究

梁永辉; 王卫东; 冯世进; 刘青; 吴江斌

doi:10.11779/CJGE202206006

高填方机场湿陷性粉土地基处理现场试验研究 English Version

梁永辉^{1, 2,},
王卫东³,
冯世进¹,
刘青²,
吴江斌³

1.
同济大学土木工程学院地下建筑与工程系, 上海 200092
2.
上海申元岩土工程有限公司, 上海 200040
3.
华东建筑设计研究院有限公司上海地下空间与工程设计院, 上海 200040

详细信息

作者简介:
梁永辉(1983—)，男，高级工程师，博士研究生，主要从事岩土工程地基处理与基础工程等方面的科研和设计工作。E-mail: yonghui_liang@arcplus.com.cn

中图分类号: TU43
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出版历程
- 收稿日期: 2021-05-12
- 网络出版日期: 2022-09-22
- 刊出日期: 2022-05-31

Field study on treatment of collapsible silt for high-fill airport project

1.
Department of Geotechnical Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China
2.
Shanghai Shenyuan Geotechnical Engineering Co., Ltd., Shanghai 200040, China
3.
Department of Underground Structure & Geotechnical Engineering, East China Architectural Design & Research Institute, Ltd., Shanghai 200040, China

摘要

摘要: 在高填方场地上开展机场建设，原场地天然地基土的工程特性和处理质量是影响机场地基变形和稳定的关键因素。新疆乌鲁木齐机场北区扩建项目场地浅层分布有1~4 m不等的超低含水率、强湿陷性粉土地层，其可能对机场高填方地基带来湿陷沉降的隐患。在机场大面积高填方回填前，开展了2种不同能级的强夯地基处理现场试验研究，以评价常用的强夯法消除此地区粉土湿陷性的可行性和效果。在强夯处理前后，分别进行了粉土层的物理力学性质指标测试、平板载荷、浸水载荷、标准贯入、多道瞬态面波等试验测试，并在强夯夯击过程中开展了试验区周围土体的振动及水平位移测试。基于测试结果，分析了强夯加固前后地基土物理力学性质的变化规律，揭示了强夯法加固湿陷性粉土地基的机理以及强夯对邻近土体的振动及挤压机制，并评价了强夯法处理该地区超低含水率湿陷性粉土的效果。同时，基于试验中发现的问题，提出了针对性的优化措施，解决了该项目高填方场地原场地地基土的湿陷性处理问题，可为类似高填方场地粉土湿陷性处理提供借鉴。
- 机场高填方 /
- 湿陷性粉土 /
- 超低含水率粉土 /
- 强夯法 /
- 原位试验研究
Abstract: The performance of the natural foundation soils in the original project site is the key factor affecting the deformation and stability of the high-fill foundation in airports. There is a layer of silt stratum with ultra-low water content and strong collapsibility, embedded in the shallow layer of the construction site of the north extension project of Urumqi Airport in Xinjiang, China, which may cause unavoidable collapsible subsidence to the high-fill foundation. In order to evaluate the feasibility and the effect of using the dynamic compaction method to treat the collapsibility of silt soil in this area, the field experiments with two different compaction energies are carried out before large-area construction of the high-fill backfill. The tests on physical and mechanical properties, plate load tests, immersion load tests, standard penetration tests and multi-channel transient surface wave tests are conducted before and after the dynamic compaction. In addition, the vibration and lateral displacement of the soils around the test area are tested during the dynamic compaction. Based on the test results, the effect of eliminating the collapsibility of silt and its mechanism are discussed, and the influences on the adjacent ground by the dynamic compaction method are also evaluated. Simultaneously, some phenomena found during the tests and their probable causes are analyzed, and thus the corresponding engineering measures are proposed, which can be used as a reference for similar high-fill projects with ultro-low water content.
- high-fill airport embankment /
- collapsible silt /
- ultra-low water content silt /
- dynamic compaction method /
- in-situ experiment

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0. 引言

劲性水泥搅拌桩（SDCM column）也称“混凝土芯搅拌桩”,是一种由水泥搅拌桩(DCM column)壳和中心处较小面积预制混凝土芯桩组成的复合材料桩。按照芯桩与DCM桩壳二者长度间的相对关系,SDCM桩分为3种类型：芯桩长度小于DCM桩壳长度的短芯SDCM桩、芯桩长度等于DCM桩壳长度的等芯SDCM桩和芯桩长度大于DCM桩壳长度的长芯SDCM桩。较之传统的DCM桩,SDCM桩的竖向和水平向承载力高,沉降控制效果好。它既可作为桩基础,也可作为复合地基的竖向增强体,在国内外都得到了大量应用^[1-2]。

很多学者通过室内外试验和数值模拟等方法,从承载力、荷载传递机制和控沉效果等方面对短芯SDCM桩和短芯SDCM桩复合地基进行了较为系统的研究。凌光荣等^[3]、董平等^[4]和吴迈等^[5]通过现场单桩载荷试验研究了SDCM桩的轴向承载特性。试验发现,芯桩的插入使搅拌桩桩侧摩阻力充分发挥,SDCM桩的竖向承载力可高于混凝土灌注桩。Voottipruex等^[6]采用三维有限元法研究了芯桩长度和截面积等因素对SDCM桩竖向和水平向承载力、芯桩轴力和弯矩分布的影响。吴迈等^[7]、丁永君等^[8]和顾士坦等^[9]采用理论分析和现场实测芯桩桩身应力的方法研究了SDCM桩的荷载传递特性。Wonglert等^[10-11]基于室内模型试验成果,提出短芯SDCM桩有土体破坏、芯桩底部破坏和搅拌桩壳顶部破坏3种破坏模式,研究了芯桩长度和搅拌桩壳强度对悬浮SDCM桩竖向承载力和破坏模式的影响。Wang等^[12]通过现场荷载板试验,比较了刚性基础下SDCM桩复合地基与DCM桩复合地基的竖向承载力。Voottipruex等^[13]和Wang等^[14]进行了路堤下SDCM桩复合地基现场试验,比较了柔性基础下SDCM桩复合地基与DCM桩复合地基的沉降控制效果。叶观宝等^[15-16]提出了悬浮SDCM桩复合地基桩-土应力比和沉降的计算方法。杨涛等^[17]建立了端承短芯SDCM桩复合地基的固结计算模型。

近年来,随着长芯SDCM桩在中国的逐渐应用,其承载机理和设计理论的研究开始受到学术界的关注。陈华顺等^[18]和程博华^[19]分别提出了长芯SDCM桩桩侧摩阻力和竖向承载力的计算方法。杨涛等^[20]给出了端承长芯SDCM桩复合地基固结解析解,但该解答无法用于分析悬浮长芯SDCM桩复合地基的固结问题。有鉴于此,本文研究悬浮长芯SDCM桩复合地基的固结计算方法,分析悬浮长芯SDCM桩复合地基的固结特性,进一步完善SDCM桩复合地基的固结计算理论。

1. 固结模型与基本假定

1.1 轴对称固结模型

图1给出悬浮长芯SDCM桩复合地基轴对称固结模型,r和z分别是径向和竖向坐标。r_e为一根SDCM桩的影响区半径,可由桩的间距和布桩方式计算得到。水泥搅拌桩壳外半径和长度分别为r_p和L_p=H₁,上部SDCM桩的置换率为m（m=(r_p/r_e)²）,压缩模量为E_p。芯桩打穿水泥搅拌桩壳,其半径和长度分别为r_sp和L_sp（L_sp=H₁+H₂）,压缩模量为E_sp。芯桩的截面含芯率为ρ（ρ=(r_sp/r_p)²）。根据水泥搅拌桩壳和芯桩的长度将复合地基加固区分为Ⅰ和Ⅱ二部分,加固区Ⅰ内桩间土的厚度、渗透系数、固结系数和压缩模量分别为H₁,k_v1,c_v1,E_s1,加固区Ⅱ内桩间土的厚度、渗透系数、固结系数和压缩模量分别为H₂,k_v2,c_v2,E_s2。下卧层土厚度、渗透系数、固结系数和压缩模量分别为H₃,k_v3,c_v3,E_s3。复合地基总厚度H= H₁+H₂+H₃。

图 1 复合地基固结模型

Figure 1. Consolidation model for composite ground

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1.2 基本假定

本文公式推导采用如下假定：①地基土完全饱和,水的流动符合Darcy定律；②搅拌桩壳不排水；③芯桩桩端以下的下卧层土和搅拌桩壳以下芯桩桩端以上的土仅发生径向渗流；④芯桩与搅拌桩壳间无相对滑移,加固区中任意深度处的桩和土的竖向应变相等；⑤大面积均布荷载p瞬时施加,在待加固地基中引起的竖向附加应力沿深度均布；⑥土的渗透系数和压缩模量不随固结而变化。

2. 固结方程与定解条件

2.1 固结方程

基于前述基本假定,参考杨涛等^[20-21]的研究,可得到荷载p瞬时施加情况下悬浮长芯SDCM桩复合地基得固结方程如下：

。

${\begin{cases} \frac{\partial {\bar{u}}_{s 1}}{\partial t} = c_{v 1 e} \frac{\partial^{2} {\bar{u}}_{s 1}}{\partial z^{2}} \begin{matrix} \end{matrix} (0 \leq z < H_{1}), \\ \frac{\partial {\bar{u}}_{s 2}}{\partial t} = c_{v 2 e} \frac{\partial^{2} {\bar{u}}_{s 2}}{\partial z^{2}} \begin{matrix} \end{matrix} (H_{1} \leq z < H_{1} + H_{2}), \\ \frac{\partial {\bar{u}}_{s 3}}{\partial t} = c_{v 3 e} \frac{\partial^{2} {\bar{u}}_{s 3}}{\partial z^{2}} \begin{matrix} \end{matrix} (H_{1} + H_{2} \leq z \leq H) 。 \end{cases}$

(1)

$c_{v 1 e} = (1 + \frac{m [ρ E_{s p} + (1 - ρ) E_{p}]}{(1 - m) E_{s 1}}) c_{v 1}$ ,

(2)

$c_{v 2 e} = (1 + \frac{m ρ E_{s p}}{(1 - m ρ) E_{s 2}}) (\frac{1 - m}{1 - m ρ}) c_{v 2}$ ,

(3)

$c_{v 3 e} = (1 - m ρ) c_{v3} 。$

(4)

式中 ${\bar{u}}_{s 1}$ , ${\bar{u}}_{s 2}$ , ${\bar{u}}_{s 3}$ 分别为加固区Ⅰ、Ⅱ中桩间土和下卧层土中任意深度z处的平均超静孔隙水压力；c_v1e,c_v2e,c_v3e分别为考虑劲性桩和芯桩影响的加固区Ⅰ、Ⅱ中桩间土和下卧层土的等效竖向固结系数。

2.2 定解条件

（1）边界条件

考虑复合地基上边界排水、下边界不排水的单面排水情况,边界条件如下：

$z = 0, {\bar{u}}_{s 1} = 0$ ,

(5)

$z = H, \frac{\partial {\bar{u}}_{s 3}}{\partial z} = 0$ 。

(6)

（2）孔压和水流连续性条件

考虑到 $(1 - m) {\bar{u}}_{s 1}$ 和 $(1 - m ρ) {\bar{u}}_{s 2}$ 分别为加固区Ⅰ和加固区Ⅱ内任意深度处的平均孔压,可得加固区Ⅰ与加固区Ⅱ分界面处、加固区Ⅱ与下卧层分界面处孔压和水流连续性条件如下：

z=H₁时,

$(1 - m) {\bar{u}}_{s 1} = (1 - m ρ) {\bar{u}}_{s 2}$ ,

(7)

$(1 - m) k_{v 1} \frac{\partial {\bar{u}}_{s 1}}{\partial z} = (1 - m ρ) k_{v 2} \frac{\partial {\bar{u}}_{s 2}}{\partial z}$ 。

(8)

z=H₁+H₂时,

$(1 - m ρ) {\bar{u}}_{s 2} = {\bar{u}}_{s 3}$ ,

(9)

$(1 - m ρ) k_{v 2} \frac{\partial {\bar{u}}_{s 2}}{\partial z} = k_{v 3} \frac{\partial {\bar{u}}_{s 3}}{\partial z}$ 。

(10)

（3）初始条件

荷载施加的瞬时,桩间土和下卧层土中没有竖向变形。参照杨涛等^[20-21]的研究,容易写出如下初始条件：

${\bar{u}}_{s 1} (z, 0) = \frac{p}{1 - m}$ ,

(11)

${\bar{u}}_{s 2} (z, 0) = \frac{p}{1 - m ρ}$ ,

(12)

${\bar{u}}_{s 3} (z, 0) = p$ 。

(13)

3. 固结解析解

3.1 方程与定解条件的函数变换

为便于求解,进行如下函数变换：

${\begin{cases} {\hat{u}}_{s 1} = (1 - m) {\bar{u}}_{s 1}, \\ {\hat{u}}_{s 2} = (1 - m ρ) {\bar{u}}_{s 2}, \\ {\hat{u}}_{s 3} = {\bar{u}}_{s 3} 。 \end{cases}$

(14)

显然, ${\hat{u}}_{s 1}$ 和 ${\hat{u}}_{s 2}$ 分别是复合地基上、下加固区任意深度处的平均超静孔隙水压力。将式（14）代入固结控制方程式（1）和定解条件式（5）～（13）,则变换后的复合地基固结控制方程和求解条件如下：

${\begin{cases} \frac{\partial {\hat{u}}_{s 1}}{\partial t} = c_{v 1 e} \frac{\partial^{2} {\hat{u}}_{s 1}}{\partial z^{2}} \begin{matrix} \end{matrix} (0 \leq z < H_{1}), \\ \frac{\partial {\hat{u}}_{s 2}}{\partial t} = c_{v 2 e} \frac{\partial^{2} {\hat{u}}_{s 2}}{\partial z^{2}} \begin{matrix} \end{matrix} (H_{1} \leq z < H_{1} + H_{2}), \\ \frac{\partial {\hat{u}}_{s 3}}{\partial t} = c_{v 3 e} \frac{\partial^{2} {\hat{u}}_{s 3}}{\partial z^{2}} \begin{matrix} \end{matrix} (H_{1} + H_{2} \leq z \leq H) 。 \end{cases}$

(15)

$z = 0 ： {\hat{u}}_{s 1} = 0$ ,

(16)

$z = H ： \frac{\partial {\hat{u}}_{s 3}}{\partial z} = 0$ ,

(17)

z=H₁,

${\begin{cases} {\hat{u}}_{s 1} = {\hat{u}}_{s 2} \\ k_{v 1} \frac{\partial {\hat{u}}_{s 1}}{\partial z} = k_{v 2} \frac{\partial {\hat{u}}_{s 2}}{\partial z} \end{cases}$ ,

(18)

z=H₁+H₂,

${\begin{cases} {\hat{u}}_{s 2} = {\hat{u}}_{s 3} \\ k_{v 2} \frac{\partial {\hat{u}}_{s 2}}{\partial z} = k_{v 3} \frac{\partial {\hat{u}}_{s 3}}{\partial z} \end{cases}$ ,

(19)

${\hat{u}}_{s 1} (z, 0) = {\hat{u}}_{s 2} (z, 0) = {\hat{u}}_{s 3} (z, 0) = p$ 。

(20)

3.2 固结解析解

显然,式（15）,（16）～（20）分别是瞬时荷载p作用在由复合地基上、下加固区复合土和下卧层土组成的三层土系统固结问题的固结方程和定解条件。与瞬时荷载p作用下的三层天然地基固结问题相比,只是各层天然地基土的固结系数c_v1,c_v2和c_v3分别被c_v1e,c_v2e和c_v3e代替而已。设三层土系统中土层i的渗透系数为k_vi(i=1,2,3),则其压缩模量为E_sie=c_vier_w/k_vi (i=1,2,3）。

为使计算公式得以简化,定义5个无量纲参数：

$\begin{array}{l} a_{i} = \frac{k_{v i}}{k_{v 1}}; b_{i} = \frac{E_{s 1 e}}{E_{s i e}}; c_{i} = \frac{H_{i}}{H_{1}}; μ_{i} = \sqrt{\frac{b_{i}}{a_{i}}} (i = 1, 2, 3) ； \\ d_{i} = \sqrt{\frac{a_{i - 1} b_{i - 1}}{a_{i} b_{i}}} \begin{matrix} \end{matrix} (i = 2, 3) 。 \end{array}}$

(21)

根据谢康和^[22]的研究,容易得到：

（1）各加固区和下卧层的平均超静孔压

${\begin{cases} {\hat{u}}_{s 1} (z, t) = p \sum_{m = 1}^{\infty} C_{m} s i n (λ_{m} \frac{z}{H_{1}}) e^{- λ_{m}^{2} T_{v1e}}, \\ {\hat{u}}_{s 2} (z, t) = p \sum_{m = 1}^{\infty} C_{m} [s i n (λ_{m}) c o s (μ_{2} λ_{m} \frac{z - H_{1}}{H_{1}}) + \\ d_{2} c o s (λ_{m}) s i n (μ_{2} λ_{m} \frac{z - H_{1}}{H_{1}})] e^{- λ_{m}^{2} T_{v1e}}, \\ {\hat{u}}_{s 3} (z, t) = p \sum_{m = 1}^{\infty} \frac{C_{m} A_{m}}{c o s (μ_{3} c_{3} λ_{m})} c o s (μ_{3} λ_{m} \frac{H - z}{H_{1}}) e^{- λ_{m}^{2} T_{v1e}}, \end{cases}$

(22)

$T_{v1e} = c_{v1e} t / H_{1}^{2}$ 。

(23)

（2）桩间土和下卧层土的平均孔压

将式（14）代入式（22）,可得悬浮长芯SDCM桩复合地基上、下部加固区中桩间土和下卧层土平均超静孔隙水压力：

${\begin{cases} {\bar{u}}_{s 1} (z, t) = \frac{p}{1 - m} \sum_{m = 1}^{\infty} C_{m} s i n (λ_{m} \frac{z}{H_{1}}) e^{- λ_{m}^{2} T_{v 1 e}}, \\ {\bar{u}}_{s 2} (z, t) = \frac{p}{1 - m ρ} \sum_{m = 1}^{\infty} C_{m} [s i n (λ_{m}) c o s (μ_{2} λ_{m} \frac{z - H_{1}}{H_{1}}) + \\ d_{2} c o s (λ_{m}) s i n (μ_{2} λ_{m} \frac{z - H_{1}}{H_{1}})] e^{- λ_{m}^{2} T_{v1e}}, \\ {\bar{u}}_{s 3} (z, t) = p \sum_{m = 1}^{\infty} \frac{C_{m} A_{m}}{c o s (μ_{3} c_{3} λ_{m})} c o s (μ_{3} λ_{m} \frac{H - z}{H_{1}}) e^{- λ_{m}^{2} T_{v1e}}, \end{cases}$

(24)

$C_{m} = \frac{2 d_{2} s i n (2 μ_{3} c_{3} λ_{m})}{λ_{m} [s i n (2 μ_{3} c_{3} λ_{m}) (d_{2} + μ_{2} c_{2} F_{m}) - μ_{3} c_{3} D_{m}]}$ ,

(25)

$A_{m} = s i n (λ_{m}) c o s (μ_{2} c_{2} λ_{m}) + d_{2} c o s (λ_{m}) s i n (μ_{2} c_{2} λ_{m})$ ,

(26)

$D_{m} = s i n (2 μ_{2} c_{2} λ_{m}) E_{m} - d_{2} s i n (2 λ_{m}) c o s (μ_{2} c_{2} λ_{m})$ ,

(27)

$E_{m} = s i n^{2} (λ_{m}) - d_{2}^{2} c o s^{2} (λ_{m})$ ,

(28)

$F_{m} = s i n^{2} (λ_{m}) + d_{2}^{2} c o s^{2} (λ_{m})$ 。

(29)

按下面方程求解出特征值 $λ_{m}$ ：

$A_{m} + d_{3} c o t (μ_{3} c_{3} λ_{m}) B_{m} = 0$ ,

(30)

$B_{m} = s i n (λ_{m}) s i n (μ_{2} c_{2} λ_{m}) - d_{2} c o s (λ_{m}) c o s (μ_{2} c_{2} λ_{m})$ 。

(31)

（3）复合地基整体平均固结度

参考谢康和^[22]的研究,容易得到悬浮长芯SDCM桩复合地基按沉降定义和按孔压定义的整体平均固结度U_s和U_p的计算公式：

$U_{s} = 1 - \sum_{m = 1}^{\infty} \frac{C_{m}}{λ_{m} (1 + b_{2} c_{2} + b_{3} c_{3})} e^{- λ_{m}^{2} T_{v1e}}$ ,

(32)

$\begin{matrix} U_{p} = 1 - \sum_{m = 1}^{\infty} \frac{\sqrt{a_{2} b_{2}} B_{m} (b_{3} - b_{2}) + b_{2} b_{3} + (b_{3} - b_{2} b_{3}) c o s (λ_{m})}{λ_{m}^{} b_{2} c_{3} (1 + c_{2} + c_{3})} \cdot \\ C_{m} e^{- λ_{m}^{2} T_{v1e}} 。 \end{matrix}$

(33)

4. 算例验证

算例中,H=20 m,r_e=1.1 m；芯桩：r_sp=0.175 m,L_sp= H₁+ H₂=12 m,E_sp=20 GPa,泊松比μ_sp=0.17。搅拌桩壳：r_p=0.35 m,L_p=H₁=8 m,E_p=150 MPa,泊松比μ_p=0.25。地基土：H₃=8 m,E_s1=E_s2=3 MPa,E_s3=9 MPa,k_v1=k_v2=k_v3=10^-8 m/s,泊松比μ_s=0.35。为了在数值计算中近似模拟等应变条件,在复合地基表面铺设0.5 m厚的混凝土板,板上荷载p=68 kPa瞬时施加。混凝土板压缩模量和泊松比与芯桩相同。地基土、芯桩、搅拌桩壳和混凝土板均采用线弹性模型。在各材料的弹性模量E和压缩模量E₁之间按E= (1+ μ)(1-2μ)E₁/(1-μ)近似换算,μ为泊松比。图2为悬浮长芯SDCM桩复合地基轴对称有限元模型。模型左、右侧边界上约束径向位移,不排水。模型底边界上径向和竖向均约束,不排水。复合地基表面自由,排水。

图 2 有限元模型

Figure 2. FEM model

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采用ABAQUS有限元软件进行算例固结分析。混凝土板、芯桩和搅拌桩壳采用4结点四边形单元（CAX4）剖分,桩间土采用应力-孔压耦合4结点四边形单元（CAX4P）剖分。芯桩-土交界处设置摩擦接触对,摩擦系数取0.42。模型共剖分2466个单元,结点总数2742个。

图3给出本文解析解计算的悬浮长芯SDCM桩复合地基整体平均固结度（U_s）曲线与有限元计算结果的比较,时间轴采用无量纲时间因数T_u=c_v1t/H²。图3表明,本文解析解与有限元计算结果较为接近,解析解数值略大于数值解,二者差值最大不超过3.0%。计算表明,解析解有较高的计算精度。

图 3 解析解和有限元解的比较

Figure 3. Comparison between analytical results and FEM results

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5. 复合地基结性状分析

采用的几何和力学参数基准值如下：H=20 m,H₁=10 m,H₂=5 m,H₃=5 m。m=0.1, $ρ$ =0.25。E_p=150 MPa,E_sp=20 GPa。E_s1=E_s2=3 MPa,E_s3=9 MPa。k_v1=k_v2=k_v3=10^-8 m/s。

（1）桩的贯入比的影响

图4给出长芯SDCM桩贯入比 $β$ =L_sp/H的变化对复合地基固结速率的影响,计算时地基土为均质土,E_s3=3 MPa,搅拌桩壳长度与芯桩长度的比值 $β_{1}$ =L_p/ L_sp=0.67保持不变。图4表明,复合地基的固结速率随着长芯SDCM桩贯入比的增加逐渐增大,当 $β$ >0.75以后,复合地基固结速率的增加率显著增大。

图 4 β对固结速率的影响

Figure 4. Influences of β on consolidation rate

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（2）搅拌桩壳的刚度和几何尺寸的影响

图5～7分别给出上部SDCM桩置换率m、搅拌桩壳长度与芯桩长度之比 $β_{1}$ =L_p/L_sp和搅拌桩壳压缩模量E_p的变化对复合地基固结速率的影响。在图5固结度曲线计算中,芯桩截面积保持不变,即m_iρ_i=mρ=0.025,m越大表示搅拌桩壳的厚度越大。图5～7计算结果表明,搅拌桩壳的厚度、长度和压缩模量的变化对悬浮长芯SDCM桩复合地基的固结速率没有影响。

图 5 　m对固结速率的影响

Figure 5. Influences of m on consolidation rate

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图 6 β₁对固结速率的影响

Figure 6. Influences of β₁ on consolidation rate

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图 7 E_p对固结速率的影响

Figure 7. Influences of E_p on consolidation rate

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（3）芯桩刚度和含心率的影响

图8,9分别给出芯桩的截面含芯率 $ρ$ 和压缩模量E_sp的变化对复合地基固结速率的影响。图8表明,芯桩含芯率 $ρ$ 的变化对悬浮长芯SDCM桩复合地基固结速率近乎没有影响。当含芯率 $ρ$ 增大时,仅在固结前期复合地基的固结速率会略微减小,但降幅非常小,可以忽略不计。从图9中可见,芯桩压缩模量E_sp的变化对悬浮长芯SDCM桩复合地基前期的固结速率有一定影响。随着E_sp数值的增加,前期复合地基固结速率随之减小,但降幅并不大。总的来看,芯桩刚度的变化对复合地基固结速率的影响不大。

图 8 ρ对固结速率的影响

Figure 8. Influence of ρ on the consolidation rate

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图 9 E_sp对固结速率的影响

Figure 9. Influences of E_sp on consolidation rate

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（4）下卧层土体刚度的影响

图10给出下卧层土压缩模量E_s3取不同数值情况下悬浮长芯SDCM桩复合地基的U_s-T_u曲线。图10表明,复合地基的固结速率随下卧层土刚度的增加而增大。这说明,将芯桩的桩端置于承载力较大的持力层上可加速复合地基的固结。

图 10 E_s3对固结速率的影响

Figure 10. Influences of E_s3 on consolidation rate

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6. 结论

（1）本文固结解析解是基于加固区等竖向应变假定获得的,因此,它更适用于刚性基础下悬浮长芯SDCM桩复合地基的固结分析。

（2）桩的贯入比和下卧层土的刚度是影响悬浮长芯SDCM桩复合地基固结快慢的主要因素。桩的贯入比和下卧层土的压缩模量越大,悬浮长芯SDCM桩复合地基的固结越快。

（3）芯桩截面含芯率的变化不会影响悬浮长芯SDCM桩复合地基的固结速率。芯桩刚度的增加会略微减小固结前期复合地基的固结速率,对后期复合地基的固结速率没有影响。

（4）搅拌桩壳的厚度、长度和刚度的变化对悬浮长芯SDCM桩复合地基的固结速率没有影响。

图 1 工程总平面布置图

Figure 1. General layout of project

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图 2 工程布置剖面示意图

Figure 2. Schematic diagram of project design

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图 3 场地地层剖面示意图

Figure 3. Schematic diagram of site stratigraphic profile

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图 4 场地典型土层现场照片

Figure 4. Site photos of typical soil layers

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图 5 典型粉土试样湿陷系数试验曲线

Figure 5. Curves of collapsibility coefficient of typical silt specimens

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图 6 浸水载荷试验现场照片

Figure 6. Photos of field soaking load tests

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图 7 强夯能级分区及试验区布置

Figure 7. Zoning of dynamic compaction energy and test areas

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图 8 试验区强夯点布置图

Figure 8. Layout of tamp points in test areas

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图 9 试验区检测点布置图

Figure 9. Layout of test points in test areas

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图 10 现场试验照片

Figure 10. Photo of field experiment

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图 11 强夯前后波速测试图

Figure 11. Wave velocity results before and after dynamic compaction

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图 12 强夯前后粉土层标贯击数对比图

Figure 12. Comparison of SPTs before and after DC

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图 13 试验区地面振动速度与偏移距离关系图

Figure 13. Ground vibration velocity versus distance

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图 14 试验区周围土体水平位移监测值

Figure 14. Ground horizontal displacement around test areas

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图 15 大面积处理后典型浸水载荷试验曲线

Figure 15. Typical curves of immersion plate load tests after large-area construction

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图 16 大面积处理后多道瞬态面波波速统计图

Figure 16. Statistical diagram of surface wave velocity after large-area construction

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表 1 地基土主要物理力学性质指标

Table 1 Main physical and mechanical parameters of soils

地层	天然重度γ/ (kN·m^-3)	含水率w/%	黏聚力c/kPa	内摩擦角φ/(°)
粉土	17	3~9	15	15
圆砾	23	1~2	5	40

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表 2 天然状态载荷试验测试结果

Table 2 Results of plate load tests in natural state

编号	最大试验荷载/kPa	总沉降量s/mm	变形模量E₀/MPa
^#1	800	8	55
^#2	800	8	55
^#3	800	7.2	61

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表 3 浸水载荷试验测试结果

Table 3 Results of submerged plate load tests

编号	最大试验荷载/kPa	总沉降量s/mm	附加湿陷量ΔF_s/mm	湿陷性判定
^#4	200	117.70	116.31	浸水湿陷
^#5	200	78.77	76.24	浸水湿陷
^#6	200	87.59	76.24	浸水湿陷

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表 4 强夯前后土样物理力学指标统计对比

Table 4 Comparison of physical and mechanical indexes before and after dynamic compaction

区域		含水率w/%	干密度ρ_d/(g·cm^-4)	孔隙比e₀	湿陷系数δ_s	压缩模量E_s0.1-0.2/MPa
A1	夯前	4.42	1.48	0.83	0.09	13.23
	夯后	6.07	1.59	0.71	0.05	9.05
	变化率/%	37.40	7.60	-15.0	-46.60	-31.60
A2	夯前	4.15	1.50	0.80	0.09	13.38
	夯后	6.57	1.62	0.66	0.02	11.61
	变化率/%	58.20	8.50	-17.4	-76.90	-13.20

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表 5 载荷试验结果

Table 5 Results of plate load tests

编号		最大试验荷载kPa	沉降/mm	变形模量E₀/MPa
A1区	^#1	500	6.35	77
	^#2	500	7.70	66
	^#3	500	7.70	71
A2区	^#1	500	7.07	72
	^#2	500	6.51	82
	^#3	500	6.90	75

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表 6 试验区强夯处理前后浸水载荷试验结果

Table 6 Test results of immersion plate load tests before and after dynamic compaction in test areas

夯前试验（0.5 m²板）				夯后试验（2 m²板）
编号	P/kPa	附加沉降/mm	δ_p	编号	P/kPa	附加沉降/mm	δ_p
^#4	200	116.3	0.165	A1-^#1	500	32.01	0.023
^#5	200	76.24	0.108	A1-^#2	500	30.66	0.022
^#6	200	76.24	0.108	A1-^#3	500	41.00	0.029
				A2-^#1	500	30.39	0.017
				A2-^#2	500	16.98	0.012
				A2-^#3	500	20.86	0.015

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参考文献(15)

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施引文献

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0. 引言
1. 固结模型与基本假定
1.1 轴对称固结模型
1.2 基本假定
2. 固结方程与定解条件
2.1 固结方程
2.2 定解条件
3. 固结解析解
3.1 方程与定解条件的函数变换
3.2 固结解析解
4. 算例验证
5. 复合地基结性状分析
6. 结论

高填方机场湿陷性粉土地基处理现场试验研究 English Version

作者简介: 梁永辉(1983—)，男，高级工程师，博士研究生，主要从事岩土工程地基处理与基础工程等方面的科研和设计工作。E-mail: yonghui_liang@arcplus.com.cn

计量

出版历程

Field study on treatment of collapsible silt for high-fill airport project

0. 引言

1. 固结模型与基本假定

1.1 轴对称固结模型

1.2 基本假定

2. 固结方程与定解条件

2.1 固结方程

2.2 定解条件

3. 固结解析解

3.1 方程与定解条件的函数变换

3.2 固结解析解

4. 算例验证

5. 复合地基结性状分析

6. 结论

计量

出版历程

目录

0. 引言

1. 固结模型与基本假定

1.1 轴对称固结模型

1.2 基本假定

2. 固结方程与定解条件

2.1 固结方程

2.2 定解条件

3. 固结解析解

3.1 方程与定解条件的函数变换

3.2 固结解析解

4. 算例验证

5. 复合地基结性状分析

6. 结论

作者简介:
梁永辉(1983—)，男，高级工程师，博士研究生，主要从事岩土工程地基处理与基础工程等方面的科研和设计工作。E-mail: yonghui_liang@arcplus.com.cn