软黏土中劲性复合桩水平承载特性<i>p</i>-<i>y</i>曲线研究

王安辉; 章定文; 谢京臣

doi:10.11779/CJGE202002020

软黏土中劲性复合桩水平承载特性p-y曲线研究 English Version

王安辉^{1, 2,},
章定文^{1, 2, ,},
谢京臣³

1.
东南大学交通学院,江苏　南京211189
2.
江苏省城市地下工程与环境安全重点实验室,江苏　南京211189
3.
江苏劲桩基础工程有限公司,江苏　南通226400

基金项目:

国家重点研发计划项目 2016YFC0800200

详细信息

作者简介:
王安辉（1989— ）,男,博士研究生,主要从事交通岩土与桩基工程方面的研究。E-mail：230169700@seu.edu.cn

通讯作者:
章定文, E-mail：zhangdw@seu.edu.cn

中图分类号: TU473.11
计量
- 文章访问数: 442
- HTML全文浏览量: 45
- PDF下载量: 199
出版历程
- 收稿日期: 2019-06-29
- 网络出版日期: 2022-12-07
- 刊出日期: 2020-01-31

p-y curves for lateral bearing behavior of strength composite piles in soft clay

WANG An-hui^{1, 2,},
ZHANG Ding-wen^{1, 2, ,},
XIE Jing-chen³

1.
School of Transportation, Southeast University, Nanjing 211189, China
2.
Jiangsu Key Laboratory of Urban Underground Engineering and Environmental Safety, Nanjing 211189, China
3.
Jiangsu Jinzhuang Foundation Co., Ltd., Nantong 226400, China

摘要

摘要: 劲性复合桩（SC桩）是一种将高强度混凝土桩与水泥土桩相结合的新型桩基。为研究软黏土中SC桩水平承载力理论计算方法,将水泥土视为硬黏土,基于现有软黏土和硬黏土中桩基的p-y曲线形式,考虑水平荷载作用下桩周水泥土和软黏土的土抗力分担比例,推导了p-y曲线中两个重要参数p_u和y₅₀的修正因子,进而建立了软黏土中SC桩水平承载特性p-y曲线计算方法。通过与3个现场试验的实测结果的对比分析,验证所建立的p-y曲线法的准确性与可靠性,继而开展SC桩水平受荷性能影响因素分析。结果表明：所建立的理论计算方法可以有效预测SC桩的水平承载特性,且当桩身变形较大时应考虑混凝土芯桩的非线性影响。水泥土桩桩径（D）对SC桩水平承载性能影响显著,当水泥土桩与混凝土芯桩的桩径比（D/d）从1.0增至3.0时,120 kN水平荷载下的桩头位移从25.8 mm减至5.1 mm,且桩身最大弯矩值减小51.0%；桩身水平承载性能受水泥土桩桩长（L）的影响较大,但当长径比（L/d）超过10后,桩身内力位移趋于稳定值；适当地增加水泥土桩强度与混凝土芯桩弹性模量也可提高SC桩的水平承载性能。
- 劲性复合桩 /
- 水平承载特性 /
- p-y曲线 /
- 软黏土 /
- 水泥土桩
Abstract: The strength composite (SC) pile is a novel type of pile technology which combines high-strength concrete piles and deep cement-mxing (DCM) columns. To attain a theoretical approach for the lateral bearing capacity of SC piles in soft clay, the cement-improved soil is assumed to be the stiff clay. Then, considering the proportion of lateral resistance provided by the cement-improved soil, as well as the soft clay surrounding the pile, the modification factors of p_u and y₅₀ are deduced based on the typical p-y curves for both soft and stiff clays. Subsequently, a modified p-y curve model is initially established to predict the lateral response of SC piles in soft clay. The assessments using the measured response of the SC piles from three field tests are then performed to verify the accuracy and reliability of the proposed p-y curve approach. Furthermore, a parametric study is conducted to clarify the influences of the related parameters on the lateral response of the SC piles. The results illustrate that the proposed analytical approach may effectively predict the lateral response of the SC piles. Evidently, when the lateral deformation of the piles is relatively large, the nonlinear behavior of the concrete-cored piles should be considered. The diameter of the DCM columns (D) has a significant effect on the lateral behavior of the SC piles. Specifically, when the column-pile diameter ratio (D/d) varies from 1.0 to 3.0, the deflections at the pile-head decreases from 25.8 to 5.1 mm at a lateral load level of 120 kN, and the peak bending moment decreases by 51.0%. The lateral performance of the SC piles is greatly affected by the length of the DCM columns (L), however, when the length-diameter ratio (L/d) exceeds 10, the internal force and displacement of the piles stabilize with negligible variation. Additionally, the lateral bearing behavior of the SC piles may also be improved by appropriately increasing the strength of the cement-mixing columns as well as the elastic modulus of the concrete-cored piles.
- strength composite pile /
- lateral bearing behavior /
- p-y curve /
- soft clay /
- deep cement-mixing column

HTML全文

0. 引言

某护岸工程采用的大圆筒结构似于无底、无隔墙的圆形沉箱结构，可以直接建在基床上或硬基础上，广泛地应用于岸壁码头、突堤码头及系船柱等港口水工构筑物，主要靠自重和筒壁与内填料的相互作用来抵挡外力，因具有结构简单、用料量少、结构受力条件好、施工速度快、造价低、耐久性好的优点，自20世纪80年代开始进行了一些工程实践^[1-2]。

由于大圆筒结构薄壳和曲面受力特征，其与土体相互作用更加复杂，众多学者在室内模型试验、离心模型试验及数值模拟方面均取得了较多的科研成果。刘建起等^[3]采用小型室内模型试验对非沉入式无底圆筒内填料压力与结构倾覆过程中内填料摩擦力、结构基底应力及抗倾稳定性进行了研究；竺存宏等^[4]进行了外径为1.2 m的圆筒模型试验，分析了大圆筒结构在倾覆失稳过程中作用在筒内外壁上的土压力变化特征。徐光明等^[5]针对软黏上地基上深埋式大圆筒码头结构进行了离心机模型试验，就大圆筒的深高比、径高比和筒壁摩擦作用对结构工作性状的影响规律进行了初步探讨。陈福全等^[6]采用三维有限元对某实际工程采用的大圆筒码头结构进行了分析，筒体采用8节点非协调元离散，筒土界面采用三维刚塑性接触面单元模拟，研究了大直径圆筒码头的工作性状。

已有的研究主要集中在沉入式大圆筒结构与软土地基相互作用，较少涉及到基床式大圆筒结构，尤其是对于波浪荷载作用下大直径圆筒结构稳定性认识不足，本文采用水位差法等效模拟波浪荷载，通过离心模型试验技术研究某护岸工程大圆筒结构位移性状、内力反应及土压力变化规律，验证大圆筒结构在设计波浪荷载作用下稳定性。

1. 试验方案

1.1 试验设备

试验在南京水利科学研究院NHRI60g·t中型土工离心机上开展，如图 1。该机的有效半径2 m，最大加速度200g，最大负荷300 kg，离心机容量（最大离心加速度与最大负荷乘积）达60 g·t。试验用模型箱的内部有效尺寸为950 mm×450 mm×330 mm（长×高×宽），其一侧面为有机玻璃窗口，便于监控试验过程。大直径钢圆筒护岸和防波堤结构的水平位移和竖向沉降以及筒侧土压力采用图 2所示的激光位移计和图 3所示的薄片式土压力盒测量。

图 1 NHRI 60 g·t离心机

Figure 1. NHRI 60 g·t centrifuge

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 激光位移计

Figure 2. Laser displacement sensor

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 薄片式土压力盒

Figure 3. Sliced earth pressure cell

下载: 全尺寸图片幻灯片

1.2 模型布置

根据大直径钢圆筒护岸结构断面几何尺寸，并结合模型布置、模型制作、模型测量等因素，选定模型比尺n = 200，模型布置见图 4。

图 4 离心模型试验布置图

Figure 4. Layout of centrifugal model tests

下载: 全尺寸图片幻灯片

1.3 材料模拟

一般来说，离心模型试验中所有材料应该选用应与原型相同，因此，模型结构物仍采用与原型相同的材料进行制作。

原型护岸结构物为大直径钢圆筒，其直径30 m、高度为32.5 m、壁厚22 mm，经过计算，相应的模型圆筒结构直径为150 mm、高度为162.5 mm。采用与原型同样材质的钢或不锈钢（其弹模与钢材接近），其壁厚0.11 mm。

试验土料取自现场，将上部淤泥②₁、粉质黏土③₁、粉质黏土③₂、粉质黏土④₂、黏土④₂、粉质黏土④₃和黏土④₃合并，成为厚度18.20 m黏土-粉质黏土合并层，以地基强度指标作为主要模拟量，合并层地基不排水强度目标值为90 kPa。对于模型中砂层，控制其密实度制作而成。黏土层物理力学指标见表 1。

块石等大体积护坡材料，按模型相似比计算后制作模拟，三向土工垫用土工滤膜进行模拟，原型现浇封顶混凝土层用铝合金圆盘制作模拟。

表 1 土的物理力学性质指标

Table 1. Physical properties of soils

土名	厚度/m	含水率/%	密度/(g·cm^-3)	不排水强度/kPa
淤泥②₁	1.10	35.2	1.86	3.0
粉质黏土③₁	2.00	25.1	1.99	37.0
粉质黏土③₂	3.40	23.2	2.02	75.8
粘土-粉质黏土④₂	4.30	26.8	1.96	83.1
粘土-粉质黏土④₃	7.40	24.5	1.99	128.5

下载: 导出CSV

| 显示表格

1.4 测试技术

位移测量采用了激光位移传感器，在大直径钢圆筒模型顶部设置了一个铝合金片光靶，钢圆筒模型筒体水位面以上位置可作为一个光靶，共布置了2个侧向位移测点；沉降测点位于钢圆筒顶部铝合金圆盘伸出部位。

土压力测量采用了进口薄片式微型土压力盒，如图 4所示，共布置了4个土压力测点，海侧筒壁面上2个，陆侧筒壁面上2个，其位置分别对应于原型标高-24.5，-28.5 m。

为了掌握和控制大直径钢圆筒护岸模型两侧水位，采用微型孔隙水压力计进行水压力测量，如图 4所示，共布置了4个水压力测点，海陆两侧各2个测点。

同时在大直径钢圆筒模型筒体4个高度位置处设置了环向正应力测点，如图 4所示，从上至下，4个测点位置分别对应于原型标高-5.0，-12.2，-19.4，-26.6 m。

1.5 水位差法等效模拟波浪荷载

大直径钢圆筒护岸所承受的波浪荷载作用，具体可用各种最不利工况中波峰或波谷时所对应的波压力和波吸力进行表征，无论波压力还是波吸力，对大圆筒产生的力学效应均可归结为一个侧向滑动力和一个转动力矩，使大圆筒发生侧向滑动和倾转。因此，可在模型试验中，通过调整大圆筒海侧和陆侧的水位，产生一个等效的侧向滑动力和一个等效的转动力矩，使大圆筒发生侧向滑动和倾转。基于上述分析，为水位差法模拟等效波浪荷载的原理示意图，鉴于筒体在波浪荷载作用下的稳定性主要体现在其力矩作用所产生的转动效应上，因此，水位控制模拟法中优先考虑力矩等效，再考虑滑动力等效，需要说明的是，该方法将波浪荷载作为集中荷载考虑，且并未涉及波浪荷载对地基强度弱化效应的影响。具体做法是提高陆侧水位高度，高度增加值为 $\Delta {h_2}$ ，陆侧作用力由 ${F_{10}}$ 增加至 ${F_{11}}$ ，陆侧附加力为 $\Delta {F_1}$ = ${F_{11}}$ - ${F_{10}}$ ；同时降低海侧水位高度，减小值为 $\Delta {h_1}$ ，海侧作用力由 ${F_{{\text{S0}}}}$ 减小至 ${F_{{\text{S1}}}}$ ，海侧附加力为 $\Delta {F_{\text{S}}}$ = ${F_{{\text{S0}}}} -$ ${F_{{\text{S1}}}}$ 。假设圆筒模型在波浪荷载作用下绕图 5中所示o点转动，海陆侧附加力对应o点力臂分别为h_s和h_l。调整后的总附加滑动力 $\Delta F$ 和总附加滑动力矩 $\Delta M$ 分别如下所示：

$\Delta F = \Delta {F_{\text{1}}} + \Delta {F_{\text{S}}} \text{，}$

(1)

$\Delta M = \Delta {F_{\text{1}}} \times h_1^{} + \Delta {F_{\text{S}}} \times h_{\text{S}}^{} 。$

(2)

图 5 水位差法模拟等效波浪荷载的原理示意图

Figure 5. Schematic diagram of equivalent wave loads simulated by water-level difference method

下载: 全尺寸图片幻灯片

1.6 试验程序

试验准备：制作结构物。

制作模型：制备地基，放置模型结构物，筒内回填，埋设和安装传感器，设置溢流孔。

恢复自重应力：按施工速率控制离心机加速度上升速率至200g，并运行1 h，期间进行数据采集。

模型试验：筒内放入回填料，两侧放置护底块石，按施工速率控制离心机加速度上升速率至200g，并稳速运行30 min，相当于模拟了原型运行期833 d，期间慢慢升高护岸陆侧的水位直至达到设计水位；试验中，离心机加速阶段，相当于实际工程的施工期；离心机稳速阶段，即代表工程进入运行期。

2. 试验结果分析

本文给出的试验结果均已换算至原型。

2.1 水位控制过程

大直径钢圆筒护岸模型置于离心机吊篮中，启动离心机升高其模型加速度，同时缓慢升高护岸陆侧的水位，如图 6所示，约在431 d时，模型达到设计加速度200g，约在667 d，两侧水位差达到6.9 m，约在1000 d后，两侧水位差回落至6.9 m，并维持在6.9 m上下。当模型护岸两侧水位差满足筒前海侧水位面为-4.91 m，筒后陆侧水位面为2.0 m，这就等于给大直径钢圆筒护岸结构施加了等效波浪力荷载，即25 a一遇波吸力荷载。

图 6 水位差变化过程

Figure 6. Process of water-level difference

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.2 位移性状

图 7给出了大直径钢圆筒护岸模型加速度升高和两侧水位差增大过程中筒体侧向位移随时间的发展过程曲线，其中上测点高出模型筒顶15 mm，下测点低于模型筒顶15 mm。从图可见，伴随着加速度的升高和大直径钢圆筒护岸模型两侧水位差逐渐增大，筒顶上测点和下测点两处侧向位移读数发展迅速。对应于两侧水位差作用于钢圆筒护岸上波吸力荷载达到最大时，两个测点侧向位移读数也达到最大，分别约为343，357 mm。之后钢圆筒侧向位移渐渐趋于稳定值，分别为346，360 mm。由于大直径钢圆筒筒顶上下两各测点处侧向位移量相近，因此，在波吸力荷载作用下，筒体侧向位移模式近似为平移，位移量约353 mm。

图 7 结构水平位移发展过程

Figure 7. Displacement process of structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8是大直径钢圆筒护岸模型在加速度升高和施工期波吸力荷载作用下筒体顶部沉降发展曲线。同样，伴随着加速度的升高，大直径钢圆筒两侧作用的水压力差逐渐增大，筒顶测点的沉降数值迅速增大。当加速度达到设计值200g时，此时护岸两侧水位差尚未达到最大，但沉降增长速率明显减小，沉降曲线出现一个明显的转折点。即筒体护岸竣工时，此时波浪荷载虽未达到设计值，但其沉降已基本完成，达到147 mm，之后缓慢增长，两年多（833 d）时间内沉降累计仅增加了约40 mm。对比图 7，8可知，大直径钢圆筒护岸两侧水位差对其筒体沉降的影响程度，远小于对筒体侧向位移的影响程度。

图 8 结构沉降发展过程

Figure 8. Settlement process of structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.3 结构内力反应

环向拉应变随标高的分布如图 9所示，沿大直径钢圆筒海向和中心线高度方向布置的环向拉应变测点，筒壁标高在-19.4 m位置处的环向拉应变最大，即在筒身1/3高度部位的筒壁环向拉应变最大；沿陆向高度方向布置的环向拉应变测点，筒壁在-26.6 m位置处的环向拉应变最大。沿大直径钢圆筒圆周方向，3个位向筒壁处环向拉应变大小差别不大，只是在筒壁底部，陆向筒壁环向拉应变测值比海向和中心线出的大。

图 9 环向拉应变分布

Figure 9. Distribution of circumferential strain

下载: 全尺寸图片幻灯片

根据应变测量值推算筒壁环向拉应力在10~170 MPa，其均值约为90 MPa，处于钢圆筒材料允许应力范围内；筒壁内外压力差在10~250 kPa，其均值约为130 kPa。

2.4 土压力性状

图 10给出了筒体下部侧壁上的海侧两个测点土压力发展过程曲线。随着模型加速度的升高和大直径钢圆筒两侧水压力差的增大，两个测点处的土压力数值均迅速增大。当模型加速度达到设计值200g后一段时间，两侧水位差达到峰值并渐趋稳定后，两个测点土压力值也增大至最大并同时趋于稳定值。约1000天时，海侧标高-24.5 m和-28.5 m测点土压力分别达227 kPa和219 kPa，之后土压力数值基本稳定，这与结构位移变化规律基本一致，停机前，这两个测点土压力测值分别为227 kPa和211 kPa。筒壁土压力是由筒壁与周围邻近土体间挤密程度决定的，土压力趋于恒定值，表明筒体与周围邻近土体之间没有新的相对位移趋势，即筒体在波浪荷载作用下位移变形已经稳定，因此，从土压力发展变化角度看，大直径钢圆筒护岸结构在波浪荷载作用下是稳定安全的。

图 10 结构海侧土压力发展过程

Figure 10. Process of soil pressure at sea side of structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11给出了大直径钢圆筒护岸海侧两个测点的土压力-标高分布，同时图中给出了这两个测点之间的被动动土压力和2/3被动动土压力分布，计算公式如下：

${p_{{\text{zp}}}} = {\sigma '_{\text{v}}}{K_{\text{p}}} + {p_{\text{w}}} \text{，}$

(3)

${p_{{\text{2/3zp}}}} = 2/3 \cdot {\sigma '_{\text{v}}}{K_{\text{p}}} + {p_{\text{w}}} 。$

(4)

图 11 结构海侧土压力分布

Figure 11. Distribution of soil pressure at sea side of structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

式中： ${p_{{\text{zp}}}}$ 为计算点处朗肯被动土压力； ${p_{{\text{2/3zp}}}}$ 为计算点处2/3朗肯被动土压力； ${\sigma '_{\text{v}}}$ 为筒前海侧有效竖向应力。计算时，水下土体重度取9 kN/m³； ${K_{\text{p}}}$ 为朗肯被动土压力系数，是计算点处所在细砂土体内摩擦角的函数。计算时，中粗砂内摩擦角取34°； ${p_{\text{w}}}$ 为计算点处海侧水压力。

从图 11可见，位于换填中粗砂土层中大直径钢圆筒护岸海侧两个测点处土压力，其实测值与朗肯被动土压力分布相去甚远，与2/3朗肯被动土压力分布也不完全相近，因此，位于换填中粗砂土层内大直径钢圆筒部分筒壁土压力分布规律尚需进一步的研究。

3. 结论

（1）大直径钢圆筒护岸结构在施工期25 a一遇波吸力荷载作用下，筒体近似平移，侧向位移量约353 mm，筒顶沉降约为187 mm，钢圆筒整体稳定。

（2）大直径钢圆筒侧向位移发展主要是由两侧水位差即波浪力荷载大小所决定，而筒体沉降则主要是由护岸自重所控制

（3）筒壁环向拉应力在10~170 MPa，其均值约为70 MPa，处于钢圆筒材料允许应力范围内。

（4）位于换填中粗砂土层中大直径钢圆筒护岸海侧两个测点处土压力随水位差增大至峰值后趋于稳定，表明筒体与周围邻近土体之间没有新的相对位移趋势。

（5）结果表明，大直径钢圆筒护岸结构在施工期25 a一遇波吸力荷载作用下是稳定安全的，满足使用要求，设计方案合理、可行。

图 1 水平受荷桩p-y曲线模型^[22-23]

Figure 1. p-y curve model for laterally loaded piles^[22-23]

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 桩周土体的弹簧刚度^[28]

Figure 2. Spring stiffness of soils around piles^[28]

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 SC桩桩-土相互作用力学模型

Figure 3. Mechanical model for SC pile-soil interaction

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 桩周土抗力衰减函数曲线

Figure 4. Attenuation curves of soil resistance surrounding piles

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 软黏土、硬黏土和复合土体p-y曲线的关系

Figure 5. Relationship among p-y curves for soft clay, stiff clay and composite soils

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 桩截面弯矩-曲率关系

Figure 6. Moment-curvature relationship for pile section

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 桩头荷载-位移曲线理论计算与实测结果对比

Figure 7. Comparison between calculated and measured lateral load-deflection curves

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 水泥土桩桩径的影响

Figure 8. Effects of diameter of cement-mixing columns

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 水泥土桩桩长的影响

Figure 9. Effects of length of cement-mixing column

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 水泥土不排水抗剪强度的影响

Figure 10. Effects of undrained shear strength of cement-improved soils

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 芯桩弹性模量的影响

Figure 11. Effect of the elastic modulus of core piles

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 $ε_{50}$ 取值^{[22-23, 26]}

Table 1 Values of $ε_{50}$ ^{[22-23, 26]}

c_u/kPa	$ε_{50}$
0~24	0.020
24~48	0.010
48~96	0.006
96~200	0.005
200~400	0.004
400~1000	0.003

下载: 导出CSV

表 2 土体参数

Table 2 Soil parameters

案例	土层名称	z/m	w/%	γ/(kN·m^-3)	e	I_P	I_L	µ	c/kPa	φ/(°)	E_s/MPa	c_u/kPa	$ε_{50}$
1	粉质黏土	0~2.2	29.7	19.0	0.858	14.6	0.71	0.40	29.6	16.6	5.10	25.0	0.010
	淤泥质粉质黏土	2.2~4.3	37.2	18.3	1.043	13.7	1.36	0.45	14.2	10.4	3.72	18.2	0.020
	粉质黏土夹粉土	4.3~11.0	28.2	18.9	0.839	10.1	0.80	0.35	12.9	18.7	7.84	55.3	0.006
2	淤泥质粉质黏土	0~3.0	41.6	17.7	1.188	16.0	1.18	0.45	15.0	7.1	2.92	24.0	0.015
	粉质黏土	3.0~6.4	26.4	19.6	0.761	13.7	0.44	0.40	30.5	10.8	5.12	35.4	0.010
	残积土	6.4~9.0	24.0	19.7	0.713	17.3	0.15	0.30	57.0	18.6	10.1	120.0	0.005
注：w为天然含水率；γ为土体重度；e为孔隙比；I_P为塑性指数；I_L为液性指数；µ为泊松比；c为黏聚力；φ为内摩擦角；E_s为压缩模量。

下载: 导出CSV

参考文献(32)

[1]	董平, 陈征宙, 秦然. 混凝土芯水泥土搅拌桩在软土地基中的应用[J]. 岩土工程学报, 2002, 24(2): 204-207. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSVF201106033.htm DONG Ping, CHEN Zheng-zhou, QIN Ran. Use of concrete-cored DCM pile in soft ground[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2002, 24(2): 204-207. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSVF201106033.htm
[2]	钱于军, 许智伟, 邓亚光, 等. 劲性复合桩的工程应用与试验分析[J]. 岩土工程学报, 2013, 35(增刊2): 998-1001. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC2013S2190.htm QIAN Yu-jun, XU Zhi-wei, DENG Ya-guang, et al. Engineering application and test analysis of strength composite piles[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35(S2): 998-1001. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC2013S2190.htm
[3]	刘汉龙, 任连伟, 郑浩, 等. 高喷插芯组合桩荷载传递机制足尺模型试验研究[J]. 岩土力学, 2010, 31(5): 1395-1401. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201005012.htm LIU Han-long, REN Lian-wei, ZHENG Hao, et al. Full-scale model test on load transfer mechanism for jet grouting soil-cement-pile strengthened pile[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(5): 1395-1401. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201005012.htm
[4]	ZHOU J J, GONG X N, WANG K H, et al. A model test on the behavior of a static drill rooted nodular pile under compression[J]. Marine Georesources and Geotechnology, 2016, 34(3): 293-301. doi: 10.1080/1064119X.2015.1012313
[5]	李俊才, 邓亚光, 宋桂华, 等. 素混凝土劲性水泥土复合桩承载机理分析[J]. 岩土力学, 2009, 30(1): 181-185. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX200901041.htm LI Jun-cai, DENG Ya-guang, SONG Gui-hua, et al. Analysis of load-bearing mechanism of composite foundation of plain concrete reinforced cement-soil mixing piles[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(1): 181-185. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX200901041.htm
[6]	JAMSAWANG P, BERGADO D T, VOOTTIPRUEX P. Field behaviour of stiffened deep cement mixing piles[J]. Proceedings of the Institution of Civil Engineers Ground Improvement, 2011, 164(1): 33-49. doi: 10.1680/grim.900027
[7]	ZHOU J J, GONG X N, WANG K H, et al. Testing and modeling the behavior of pre-bored grouting planted piles under compression and tension[J]. Acta Geotechnica, 2017, 12(5): 1061-1075. doi: 10.1007/s11440-017-0540-6
[8]	WONGLERT A, JONGPRADIST P. Impact of reinforced core on performance and failure behavior of stiffened deep cement mixing piles[J]. Computers and Geotechnics, 2015, 69: 93-104. doi: 10.1016/j.compgeo.2015.05.003
[9]	任连伟, 刘希亮, 王光勇. 高喷插芯组合单桩荷载传递简化计算分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2010, 29(6): 1279-1287. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201006026.htm REN Lian-wei, LIU Xi-liang, WANG Guang-yong. Simplified calculation and analysis of load transfer behavior for single JPP[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(6): 1279-1287. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201006026.htm
[10]	WANG A H, ZHANG D W, DENG Y G. A Simplified approach for axial response of single precast concrete piles in cement-treated soil[J]. International Journal of Civil Engineering, 2018, 16(10): 1491-1501.
[11]	ROLLINS K M, ADSERO M E, DAN A B. Jet grouting to increase lateral resistance of pile group in soft clay[C]//Proceedings of International Foundation Congress and Equipment Expo. Orlando, 2009: 265-272.
[12]	黄银冰, 赵恒博, 顾长存, 等. 考虑水泥土桩增强作用的灌注桩水平承载性能现场试验研究[J]. 岩土力学, 2013, 34(4): 1109-1115. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201304034.htm HUANG Yin-bing, ZHAO Heng-bo, GU Chang-cun, et al. Field experimental study of lateral load capacity of filling pile enhanced by soil-cement pile[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(4): 1109-1115. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201304034.htm
[13]	WANG L Z, HE B, HONG Y, et al. Field tests of the lateral monotonic and cyclic performance of jet grouting Reinforced cast-in-place piles[J]. Journal of Geotechnica and Geoenvironmental Engineering, 2015, 141(5): 06015001.
[14]	HE B, WANG L Z, HONG Y. Field testing of one-way and two-way cyclic lateral responses of single and jet-grouting reinforced piles in soft clay[J]. Acta Geotechnica, 2017, 12(5): 1021-1034.
[15]	HONG Y, HE B, WANG L Z, et al. Cyclic lateral response and failure mechanisms of semi-rigid pile in soft clay: centrifuge tests and numerical modelling[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2017, 54(6): 806-824.
[16]	FARO V P, CONSOLI N C, SCHNAID F, et al. Field tests on laterally loaded rigid piles in cement treated soils[J]. Journal of Geotechnical & Geoenvironmental Engineering, 2015, 141(6): 06015003.
[17]	FARO V P, SCHNAID F, CONSOLI N C. Laterally loaded field tests of flexible piles in bonded residual soil reinforced with top cement treated sand layers[J]. Proceedings of the Institution of Civil Engineers—Ground Improvement, 2018, 171(3): 174-182.
[18]	王安辉, 章定文, 刘松玉, 等. 水平荷载下劲性复合管桩的承载特性研究[J]. 中国矿业大学学报, 2018, 47(4): 853-861. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZGKD201804020.htm WANG An-hui, ZHANG Ding-wen, LIU Song-yu, et al. Bearing capacity behavior of strength composite pipe pile subjected to lateral loading[J]. Journal of China University of Mining & Technology, 2018, 47(4): 853-861. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZGKD201804020.htm
[19]	WANG A H, ZHANG D W, DENG Y G. Lateral response of single piles in cement-improved soil: numerical and theoretical investigation[J]. Computers and Geotechnics, 2018, 102: 164-178.
[20]	李立业. 劲性复合桩承载特性研究[D]. 南京: 东南大学, 2016. LI Li-ye. Study on the Bearing Capacity of Stiffened DCM Pile[D]. Nanjing: Southeast University, 2016. (in Chinese)
[21]	张孟环. 劲性复合桩的水平承载特性及其实用计算方法[D]. 南京: 东南大学, 2019. ZHANG Meng-huan. The Horizontal Bearing Capacity of the Strength Composite Pile and its Practical Calculation Method[D]. Nanjing: Southeast University, 2019. (in Chinese)
[22]	MATLOCK H. Correlation for design of laterally loaded piles in soft clay[C]//Proceedings of the 2nd Annual Offshore Technology Conference. Houston, 1970: 577-594.
[23]	REESE L C, WELCH R C. Lateral loading of deep foundations in stiff clay[J]. Journal of Geotechnical & Geoenvironmental Engineering, ASCE, 1975, 101(7): 633-649.
[24]	American Petroleum Institute. Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms-working Stress Design[S]. Washington D C: American Petroleum Institute Publishing Services, 1993.
[25]	Det Norske Veritas. Design of Offshore Wind Turbine Structures[S]. Oslo: Det Norske Veritas, 2007.
[26]	ASHOUR M, NORRIS G, PILLING P. Lateral loading of a pile in layered soil using the strain wedge model[J]. Journal of Geotechnical & Geoenvironmental Engineering, 1998, 124(4): 303-315.
[27]	王惠初, 武冬青, 田平. 黏土中横向静载桩p-y曲线的一种新的统一法[J]. 河海大学学报(自然科学版), 1991, 19(1): 9-17. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HHDX199101001.htm WANG Hui-chu, WU Dong-qing, TIAN Ping. A new united method of p-y curves of laterally statically loaded piles in clay[J]. Journal of Hohai University (Natural Sciences), 1991, 19(1): 9-17. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HHDX199101001.htm
[28]	TACIROGLU E, RHA C S, WALLACE J W. A robust macroelement model for soil-pile interaction under cyclic loads[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2006, 132(10): 1304-1314.
[29]	KHALILI-TEHRANI P, AHLBERG E, RHA C S, et al. Nonlinear load deflection behavior of reinforced concrete drilled piles in stiff clay[J]. Journal of Geotechnical & Geoenvironmental Engineering, ASCE, 2014, 140(3): 04013022.
[30]	GUO W D, LEE F H. Load transfer approach for laterally loaded piles[J]. International Journal for Numerical & Analytical Methods in Geomechanics, 2001, 25: 1101-1129.
[31]	HUANG J W. Development of Modified p-y Curves for Winkler Analysis to Characterize the Lateral Load Behavior of a Single Pile Embedded in Improved Soft Clay[D]. Ames: Iowa State University, 2011.
[32]	REESE L C, WANG S T. Analysis of piles under lateral loading with nonlinear flexural rigidity[C]//Proceedings of International Conference on Design and Construction of Deep Foundation. Orlando, 1994.

施引文献(13)

期刊类型引用(11)

1.	蔺云宏，郝云龙，李明宇，田帅，常瑞成，刘新新. 基坑开挖引起下卧地铁盾构隧道变形的统计与预测方法研究. 河南科学. 2025(03): 337-346 . 百度学术
2.	张毅. 软弱地层下的基坑支护方案比选. 山西建筑. 2024(17): 97-100 . 百度学术
3.	王伟，邓松峰. 深厚软土区邻近地铁深基坑工程关键技术研究. 江苏建筑. 2024(05): 120-126 . 百度学术
4.	刘朝阳，蒋凯，梁禹. 基于Kerr地基模型的覆土荷载引起既有装配式地铁车站沉降分析. 现代隧道技术. 2024(05): 71-78 . 百度学术
5.	贺旭. 软弱地层基坑开挖支护方案比选研究. 铁道建筑技术. 2023(05): 100-104+125 . 百度学术
6.	张继新. 浅埋扩挖隧道变形处理技术分析. 交通世界. 2023(15): 138-140 . 百度学术
7.	邓彬，张磊，郑鹏鹏，陈保国，邹顺清. 深基坑开挖与内支撑调节对邻近沉井影响规律试验研究. 建筑科学与工程学报. 2023(05): 174-182 . 百度学术
8.	马少俊，王乔坎，苏凤阳，徐建章，郑伟，陈思源. 邻地铁盾构隧道超长基坑支护技术——以杭州大会展中心基坑工程为例. 建筑科学. 2022(05): 179-186 . 百度学术
9.	王丽萍. 水平间距对涉水隧道土体变形影响的模拟分析. 黑龙江水利科技. 2022(08): 74-76+108 . 百度学术
10.	冯文刚. 涉水隧道开挖对土体沉降影响分析. 黑龙江水利科技. 2022(08): 89-92 . 百度学术
11.	祖华. 城市地铁隧道开挖及变形控制的数值模拟研究. 山西建筑. 2022(21): 135-137 . 百度学术