王延寧 ，蔣斌松，胥新偉，高 潮

（1. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué) 深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 徐州 221008；2. 中交天津港灣工程研究院有限公司，天津 300222）

1 引 言

港珠澳大橋是連接香港特別行政區(qū)、珠海市與澳門特別行政區(qū)的重要交通樞紐，是國(guó)家規(guī)劃的珠三角區(qū)域環(huán)線的重要組成部分。主體工程長(zhǎng)約29.6 km，采用橋島隧結(jié)合方案，其中，穿越伶仃西航道和銅鼓航道段約6.7 km采用隧道方案，其余約22.9 km采用橋梁方案。為方便實(shí)現(xiàn)橋隧轉(zhuǎn)換和設(shè)置通風(fēng)井， 主體工程隧道兩側(cè)各設(shè)置一個(gè)人工島，如圖1所示。隧道采用沉管下沉式方案。人工島與隧道的過(guò)渡段接口非常復(fù)雜，需要隧道不同區(qū)段的（從暗埋段到沉管段）結(jié)構(gòu)剛度、地基剛度和幾何尺寸的平滑過(guò)渡，如圖2所示。隧道基礎(chǔ)位于隧道結(jié)構(gòu)下方，主要功能是承受來(lái)自隧道結(jié)構(gòu)自身、回填、管頂防護(hù)層以及回淤、行車等荷載，為隧道結(jié)構(gòu)提供均勻可靠的剛度支撐，并控制基礎(chǔ)總沉降與不均勻沉降，以滿足隧道沉管節(jié)段、暗埋段及人工島間的協(xié)調(diào)變形，使隧道結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)荷載作用下因地基沉降引起的結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可承受范圍之內(nèi)，滿足使用要求。島－隧過(guò)渡段隧道由于埋藏逐漸變淺，下臥有軟弱土層，設(shè)計(jì)采用水下擠密砂樁進(jìn)行地基處理。與傳統(tǒng)地基處理方法相比，水下擠密砂樁作用于軟土地基時(shí)可同時(shí)起到置換作用、排水固結(jié)作用和擠密作用，加固效果明顯。大型砂樁作業(yè)船施工速度快，環(huán)境污染小，水下擠密砂樁可在較短時(shí)間內(nèi)提高地基承載力，在海上地基加固工程中具有非常明顯的優(yōu)勢(shì)[1－3]。

圖1 港珠澳大橋項(xiàng)目位置Fig.1 Position of Hongkong-Zhuhai-Macau Bridge

圖2 港珠澳大橋島隧工程縱剖面圖Fig.2 Longitudinal profile of island and tunnel project of Hong Kong-Zhuhai-Macau Bridge

目前關(guān)于水下擠密砂樁復(fù)合地基的承載力及變形特性，精確的計(jì)算還存在較大的困難，在設(shè)計(jì)理論、施工工藝參數(shù)的確定、質(zhì)量控制措施及承載力檢測(cè)方法等方面存在很大的不確定性。港珠澳大橋這一特大型工程受其結(jié)構(gòu)物復(fù)雜程度與外部多因素的影響，對(duì)島隧結(jié)合部的承載力及沉降變形有嚴(yán)格的要求。經(jīng)估算，即便島隧結(jié)合部采用了高置換率的擠密砂樁，沉管安裝后仍會(huì)發(fā)生較大差異沉降[1]。因此，仍需對(duì)島隧結(jié)合處隧道部分的地基進(jìn)行超載預(yù)壓以減小二者的不均勻沉降?；谝酝墓こ探?jīng)驗(yàn)沒(méi)有把握確保這一目標(biāo)的實(shí)現(xiàn)，為此，有必要進(jìn)行包含原位測(cè)試技術(shù)在內(nèi)的水下大型載荷試驗(yàn)來(lái)對(duì)擠密砂樁復(fù)合地基的固結(jié)沉降、變形模量、應(yīng)力分擔(dān)比、孔隙水壓力變化及土性指標(biāo)變化等進(jìn)行較為全面的研究。

2 工程地質(zhì)情況

擠密砂樁加固范圍內(nèi)土層性質(zhì)及各單元巖土體特征按由上至下順序依次為：層①2淤泥（Q4m）：灰色，流塑狀，高塑性，含有機(jī)質(zhì)，有嗅味，局部混少量粉細(xì)砂，夾粉細(xì)砂薄層和貝殼碎屑。平均厚6.5 m，標(biāo)貫擊數(shù)N＜1擊。層①3淤泥質(zhì)土（Q4al）：褐灰色，流塑～軟塑狀，中塑性，局部夾粉細(xì)砂薄層和少量貝殼碎屑。部分鉆孔該層夾有淤泥夾層及透鏡體。平均厚12.8 m，標(biāo)貫擊數(shù)N＜1擊。該層層底高程為-25.00～-35.50 m，是擠密砂樁的主要加固土層。層②1-1粉質(zhì)黏土（Q3al+pl）：灰黃色，可塑狀，局部軟塑狀，中塑性，混較多粉細(xì)砂，夾粉細(xì)砂薄層，偶見(jiàn)鈣質(zhì)結(jié)核。平均厚 2.8 m，標(biāo)貫擊數(shù)N=8.6擊。層③3-1粉質(zhì)黏土（Q3m+al）：灰色為主，局部夾褐黃色，飽和，可塑為主，局部含少量細(xì)砂，局部含泥質(zhì)結(jié)核。平均厚12.3 m，標(biāo)貫擊數(shù)N=7.0擊。層③3-2粉質(zhì)黏土（Q3m+al）：灰色為主，局部夾褐黃色，飽和，硬塑為主，局部含少量細(xì)砂，局部含泥質(zhì)結(jié)核。平均厚7.3 m，標(biāo)貫擊數(shù)N=15.6擊。主要土層的物理力學(xué)指標(biāo)見(jiàn)表1。

表1 主要土層物理力學(xué)指標(biāo)Table 1 physical and mechanical index values of main soil layers

高置換率擠密砂樁復(fù)合地基的加固區(qū)為①3淤泥質(zhì)土、②1-1粉質(zhì)黏土及③3-1粉質(zhì)黏土的主要部分，下臥層為部分③3-1粉質(zhì)黏土和③3-2粉質(zhì)黏土。

3 擠密砂樁工藝及試驗(yàn)條件

擠密砂樁施工作業(yè)船只是從日本引進(jìn)的擠密砂樁施工船，具備自動(dòng)供砂投砂計(jì)量、砂面監(jiān)測(cè)、擠密壓力控制和GPS海上定位等功能，其施工工藝如圖3所示。圖中，①采用陸上參考站和GPS定位系統(tǒng)進(jìn)行砂樁船定位；②砂樁套管接近泥面，進(jìn)行加壓排水；③沉設(shè)砂樁套管進(jìn)入土層一定深度，灌砂；④繼續(xù)加壓及施打砂樁套管接近處理土層底標(biāo)高；⑤持壓，上拔砂樁套管，排出管內(nèi)泥柱，進(jìn)行端部處理；⑥灌砂、加壓施打砂樁套管至處理土層底標(biāo)高；⑦灌砂、加壓上拔砂樁套管，排砂形成一定高度砂柱。⑧持壓振動(dòng)回打擴(kuò)徑，形成一段擠密砂樁；⑨重復(fù)⑦～⑧，進(jìn)行多次循環(huán)，逐段形成整根擠密砂樁。

圖3 海上擠密砂樁施工工藝Fig.3 Construction technique of SCP on the sea

載荷試驗(yàn)所在區(qū)域的擠密砂樁直徑為 1.6 m，樁中心間距1.8 m，正方形布置，置換率為62%。砂樁樁頂標(biāo)高-15.0 m，樁底標(biāo)高-37.0 m。實(shí)測(cè)的擠密砂樁的標(biāo)準(zhǔn)貫入擊數(shù)在25～40擊之間。綜合考慮浮力和回淤等因素影響，島頭段沉管碎石層層底設(shè)計(jì)值約為150 kPa，試驗(yàn)設(shè)計(jì)最大載荷為340 kPa（約2.3倍設(shè)計(jì)值），承壓板面積為5.4 m×5.4 m。

4 試驗(yàn)過(guò)程

試驗(yàn)的反力系統(tǒng)采用錨樁法，事先打設(shè)4根錨樁提供加載反力，采用伺服式液壓千斤頂進(jìn)行加載，在水下載荷板和魚(yú)腹梁間設(shè)置傳力桿實(shí)現(xiàn)加載力的傳遞?，F(xiàn)場(chǎng)工作照片及試驗(yàn)裝置示意圖如圖 4、5所示。

圖4 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)工作圖Fig.4 On-site work photo

圖5 試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.5 Sketch of test system

試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)位于伶仃洋開(kāi)敞海域，海上試驗(yàn)平臺(tái)在強(qiáng)風(fēng)及洋流影響下始終處于低頻振動(dòng)狀態(tài)，載荷試驗(yàn)中常用的百分表式沉降測(cè)量方式無(wú)法滿足本試驗(yàn)的測(cè)量精度要求，因此，在水下載荷板上設(shè)置一組高精度靜力水準(zhǔn)系統(tǒng)進(jìn)行沉降觀測(cè)（見(jiàn)圖6）。該系統(tǒng)是由一系列含有液位傳感器的容器組成，容器間由充液管互相連通，參照點(diǎn)安裝在已加固完成的系統(tǒng)是由一系列含有液位傳感器的容器組成，容器間由充液管互相連通，參照點(diǎn)安裝在已加固完成的人工島鋼圓筒外壁，測(cè)點(diǎn)安裝在荷載板的4個(gè)角點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)與參照點(diǎn)間的高程變化都將引起相應(yīng)容器內(nèi)的液位變化，從而獲取測(cè)點(diǎn)相對(duì)于參照點(diǎn)高程的變化。經(jīng)改進(jìn)使得該系統(tǒng)具有良好的密封性能，能夠應(yīng)用于深部水下測(cè)量[5－6]。與在平臺(tái)上測(cè)量相比，水下測(cè)量的方式能夠避開(kāi)風(fēng)浪及表層洋流對(duì)測(cè)量結(jié)果的干擾，能獲得真實(shí)穩(wěn)定的沉降數(shù)據(jù)。該系統(tǒng)的測(cè)量精度為±0.4 mm，量程為400 mm。沉降板安放之前分別在擠密砂樁樁頂及樁間土中由潛水員各埋設(shè)2只土壓力計(jì)監(jiān)測(cè)加載過(guò)程中砂樁和樁間土的應(yīng)力變化。采用美國(guó)基康GK-4800埋入式土壓力計(jì)，量程為0.7 MPa，測(cè)量精度為±0.28 kPa，測(cè)頭及導(dǎo)線均經(jīng)密封處理使其滿足深水環(huán)境[5－6]。埋設(shè)前在擠密砂樁樁心和兩樁中心分別開(kāi)挖直徑為30 cm、深15 cm的碟形淺槽，將土壓力計(jì)放置于淺槽內(nèi)（4 800型土壓力計(jì)用于軟土體內(nèi)部的土壓力測(cè)量無(wú)正反面），控制4只土壓力盒在同一安裝水平， 放置好后在淺槽上方覆蓋中砂回填至與原地面同一標(biāo)高，壓實(shí)。測(cè)試導(dǎo)線用鎧裝護(hù)管保護(hù)沿抗拔樁引至測(cè)試平臺(tái)。

圖6 試驗(yàn)沉降測(cè)量系統(tǒng)Fig.6 Settlement measurement system

試驗(yàn)加載過(guò)程采用慢速維持法[5]。每級(jí)荷載34.3 kPa，為考察擠密砂樁復(fù)合地基的卸荷模量和回彈再壓縮模量，加載至第6級(jí)荷載后進(jìn)行逐級(jí)等量卸載，卸載至0且穩(wěn)定后，測(cè)讀殘余沉降量，而后繼續(xù)加載；為考察復(fù)合地基的固結(jié)變形特性，當(dāng)荷載加載至340 kPa時(shí)，維持該級(jí)荷載50 d。而后仍按上述方式卸載至0，完成整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程。

5 試驗(yàn)結(jié)果分析

5.1 荷載沉降曲線

得益于施工機(jī)械較高的激振力和良好的施工作業(yè)工藝，本次試驗(yàn)中的擠密砂樁具有較高的標(biāo)貫擊數(shù)（N＞25）且砂樁樁底均進(jìn)入硬土層，但是經(jīng)加固后的復(fù)合地基沉降變形曲線特征與軟土地基類似而與剛性樁復(fù)合地基明顯不同。如圖 7所示，P-S曲線無(wú)明顯的直線段，至加載結(jié)束一直處于緩變階段，可以看出散體材料樁在改善地基沉降變形方面能力較弱。試驗(yàn)最大加載至340 kPa時(shí)對(duì)應(yīng)沉降為124.3 mm。

圖7 荷載-沉降曲線Fig.7 Load-settlement curves

為考察擠密砂樁復(fù)合地基的固結(jié)變形特性，在340 kPa荷載下維持50 d，獲得的固結(jié)沉降曲線如圖8所示，該級(jí)荷載下的固結(jié)沉降增量為25.1 mm。

采用軟土地基中常用的“經(jīng)驗(yàn)雙曲線法”對(duì)最終沉降預(yù)估：

式中：S∞為地基的最終沉降量；S0為滿載時(shí)初始沉降量；St為某時(shí)刻的地基沉降量；α、 β為與地基及荷載有關(guān)的常數(shù)，可根據(jù)式（2）用圖解法求出；t為從滿載開(kāi)始的時(shí)間。

圖8 固結(jié)沉降曲線Fig.8 Consolidation settlement curve

根據(jù)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)推算α、 β的擬合曲線如圖9所示，可求得β為0.020 63，則最終沉降為172.8 mm。維持荷載階段結(jié)束后逐級(jí)卸載直至自重狀態(tài)，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程的P-S曲線如圖10所示。

圖9 實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)推算α、 βFig.9 α、 β obtained by fitting settlement data with hyperbola method

圖10 載荷-沉降全過(guò)程曲線Fig.10 Curves of whole process load-settlement

5.2 擠密砂樁復(fù)合地基的變形模量

地基的變形模量E0是評(píng)價(jià)地基變形特征的重要參數(shù)，與通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)獲得的壓縮模量Es相比，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)原位載荷試驗(yàn)獲取的E0，往往更好地反映地基的實(shí)際工作性狀，根據(jù)布辛涅斯克解可求得E0的表達(dá)式[7－8]

式中：I0為承壓板體型系數(shù)，方形板取0.886；μ為土的泊松比，砂土取0.30；d為承壓板邊長(zhǎng)，取5.4 m。

式（3）是基于各向同性半無(wú)限彈性空間理論得到的，對(duì)于擠密砂樁復(fù)合地基，各向同性假設(shè)不再成立，因此其適用性需要進(jìn)一步探討。假設(shè)地基加固前后變形模量不變，則根據(jù)變形模量的定義有

式中：E0、Esp為天然地基和復(fù)合地基的變形模量；Ps、Psp為樁間土和地基承擔(dān)的荷載；

Ps與置換率m、樁土應(yīng)力比n及載荷板板底荷載Psp的關(guān)系為

式（8）與天然地基的表達(dá)式（3）相同，根據(jù)式（8）計(jì)算得到各階段擠密砂樁復(fù)合地基的變形模量見(jiàn)表2[8]，則該復(fù)合地基在100～200 kPa荷載下的變形模量為11.07 MPa，未加固前天然地基的變形模量為1.03 MPa，地基加固效果較為明顯。

表2 復(fù)合地基的變形模量值Table 2 Deformation modulus values of reinforced composite ground

5.3 應(yīng)力分擔(dān)比

加載前分別在擠密砂樁頂面和樁間土中埋置土壓力計(jì)，根據(jù)測(cè)得的土壓力值得到試驗(yàn)過(guò)程中加載期和恒載期的應(yīng)力分擔(dān)比如圖11、12所示。

圖11 加載期間應(yīng)力分擔(dān)比曲線Fig.11 Stress ratio curves in increasing load stages

圖12 恒載期間（340 kPa）應(yīng)力分擔(dān)比曲線Fig.12 Stress ratio curves in constant load stages

另外，可以根據(jù)建筑地基處理技術(shù)規(guī)范中沉降折減系數(shù)β與應(yīng)力分擔(dān)比n及置換率 m的關(guān)系式（9），得出應(yīng)力分擔(dān)比的計(jì)算公式（10），其中沉降折減系數(shù)β可由式（10）實(shí)測(cè)復(fù)合地基的最終沉降量Sspc與天然地基最終沉降量S∞的比值而獲得。

式中：Sspc、S∞分別為復(fù)合地基和天然地基的最終沉降量；β為沉降折減系數(shù)。其他符號(hào)意義同前。

由章節(jié)4.1根據(jù)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)用雙曲線法擬合得到的預(yù)估復(fù)合地基最終沉降量Sspc=172.8 mm，天然地基最終沉降S∞=718.1 mm，則沉降折減系數(shù)β=0.241，擠密砂樁置換率m=0.62，根據(jù)式（10）可以得到的應(yīng)力分擔(dān)比n=6.5，與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果相吻合。

5.4 復(fù)合地基承載力

目前對(duì)復(fù)合地基承載力的計(jì)算通常是將樁體和樁間土的承載力按照一定的原則組合疊加來(lái)獲得，計(jì)算式為

式中：cu為樁間土不排水抗剪強(qiáng)度；δ為樁間土破裂角；δp為砂樁內(nèi)破裂角；φ為土體內(nèi)摩擦角；Kp為砂樁的被動(dòng)土壓力系數(shù)；Kps為樁間土的被動(dòng)土壓力系數(shù)。

本文分別按照上述理論計(jì)算了散體材料樁的極限承載力。計(jì)算結(jié)果與標(biāo)準(zhǔn)貫入原位測(cè)試結(jié)果及載荷試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表 3（取砂的內(nèi)摩擦角φ=35°，樁間土的不排水抗剪強(qiáng)度cu=14.9 kPa，內(nèi)摩擦角uφ=17°，樁間土極限承載力fsk=96.6 kPa，重度為16.2 N/cm3，置換率為62%）。

由于試驗(yàn)加載至最大荷載時(shí)地基未破壞，因此地基的極限承載力大于340 kPa，則按被動(dòng)土壓力法和Hughes & Withers計(jì)算式得到的地基承載力與試驗(yàn)結(jié)果接近。

5.5 沉降結(jié)果分析計(jì)算

根據(jù)勘察報(bào)告試驗(yàn)結(jié)果同時(shí)考慮固結(jié)效應(yīng)，對(duì)試驗(yàn)區(qū)沉降量進(jìn)行了理論計(jì)算與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行了比較，天然地基沉降計(jì)算按照《港口工程地基規(guī)范》分層總和法[16]：

復(fù)合地基的沉降量包括擠密砂樁復(fù)合土層的平均壓縮量Sspc和樁端下未加固土層的壓縮變形S2兩部分。因樁底下部為硬塑黏土層，計(jì)算深度取地基處理深度時(shí)經(jīng)驗(yàn)算滿足《港口工程地基規(guī)范》7.2.3-1的要求，因而不考慮樁端下部土層壓縮S2[16]。根據(jù)式（10），加固后地基壓縮模量和天然地基壓縮模量的關(guān)系有[17]：

式（9）中沉降折減系數(shù)β與應(yīng)力分擔(dān)比 n及置換率m的關(guān)系其本質(zhì)是樁土共同變形理論，日本港灣所提出的對(duì)于高置換率的擠密砂樁復(fù)合地基根據(jù)實(shí)測(cè)資料得出的β與m之間的經(jīng)驗(yàn)公式[18]為

由以上兩種折減系數(shù)按照式（8）、（20）計(jì)算復(fù)合地基沉降量與試驗(yàn)結(jié)果的比較見(jiàn)表4。

表3 計(jì)算復(fù)合地基極限承載力與試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Calculated and measured ultimate bearing capacity of composite ground

表4 計(jì)算復(fù)合地基沉降量與試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Calculated and measured settlement of composite ground

由上述結(jié)果可以看出，按照推導(dǎo)出的復(fù)合地基沉降計(jì)算公式與實(shí)測(cè)結(jié)果更為接近。

6 結(jié) 論

（1）開(kāi)敞海域開(kāi)展水下載荷試驗(yàn)受風(fēng)浪等環(huán)境因素的影響，傳統(tǒng)的百分表測(cè)量沉降方式誤差較大，本試驗(yàn)項(xiàng)目提出的一種水下靜力水準(zhǔn)測(cè)量系統(tǒng)可以獲取較為真實(shí)穩(wěn)定的沉降數(shù)據(jù)。

（2）水下擠密砂樁復(fù)合地基在同一置換率下的應(yīng)力分擔(dān)比與載荷水平以及同一荷載下的時(shí)間效應(yīng)密切相關(guān), 隨荷載級(jí)別的升高應(yīng)力分擔(dān)比減??；同一荷載下逐步衰減趨于某一定值。

（3）按被動(dòng)土壓力法計(jì)算擠密砂樁的單樁承載力并由此獲得的復(fù)合地基承載力結(jié)果與載荷試驗(yàn)結(jié)果較為接近。

（4）對(duì)于高置換率擠密砂樁復(fù)合地基沉降計(jì)算，通過(guò)式（8）導(dǎo)出的沉降折減系數(shù)計(jì)算得到的復(fù)合地基沉降與實(shí)測(cè)值最為接近，采用日本經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算的沉降量偏大。

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