葉朝良,劉堯軍,馮懷平

（石家莊鐵道大學(xué)土木工程學(xué)院,石家莊 050043)

?

端夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究

葉朝良,劉堯軍,馮懷平

（石家莊鐵道大學(xué)土木工程學(xué)院,石家莊 050043)

摘 要：結(jié)合南水北調(diào)工程SG14標(biāo)的端夯擴(kuò)碎石樁施工,根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)靜載、靜力觸探和動(dòng)力觸探試驗(yàn)以及室內(nèi)土工試驗(yàn)對(duì)端夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基的樁土應(yīng)力比、承載力以及樁間土的擠密效果進(jìn)行了分析。試驗(yàn)表明:帶有樁端擴(kuò)大頭的夯擴(kuò)碎石樁的樁土應(yīng)力比一般碎石樁大,試驗(yàn)所得樁土應(yīng)力比一般在［4.2,7.4］之間；樁土應(yīng)力比值隨荷載的增加呈現(xiàn)先增后減,并逐漸趨于穩(wěn)定,樁土應(yīng)力比值隨樁長(zhǎng)的增大而增大；夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基的沉降曲線（P-S曲線)呈漸變型,沒(méi)有明顯的拐點(diǎn)或變化點(diǎn)出現(xiàn)；單樁復(fù)合地基承載力隨著樁長(zhǎng)的增大,承載力也逐漸增大；夯擴(kuò)碎石樁施工能有效提高樁間土的強(qiáng)度,同時(shí),對(duì)改善地基的不均勻沉降也有很好的效果。

關(guān)鍵詞：端夯擴(kuò)碎石樁；復(fù)合地基承載力；樁土應(yīng)力比；現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)；重型動(dòng)力觸探；靜載試驗(yàn)

2016,33（02):62-66

1 研究背景

碎石樁復(fù)合地基加固技術(shù)自1976年由南京水利科學(xué)研究院首次引進(jìn)振沖法以來(lái),在地基加固中得到廣泛應(yīng)用。對(duì)一般碎石樁復(fù)合地基問(wèn)題已進(jìn)行了較多研究,如排水效應(yīng)、加密效應(yīng)、減震效應(yīng)、承載力及變形問(wèn)題［1-6］,研究頗為全面并已取得豐富成果。

夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基是將夯擴(kuò)技術(shù)＋碎石樁法有機(jī)結(jié)合而形成的一種新的地基處理方法。近十幾年來(lái),在交通、建筑、水利和電力等基礎(chǔ)設(shè)施中都得到了一定程度的應(yīng)用,是一種經(jīng)濟(jì)有效的地基處理方法。通過(guò)調(diào)查發(fā)現(xiàn),目前對(duì)夯擴(kuò)碎石樁的研究多集中在介紹夯擴(kuò)擠密碎石樁的施工工藝及其在砂土、粉土、軟土、黃土等各類軟弱土中的應(yīng)用［7-14］。但對(duì)夯擴(kuò)碎石樁的機(jī)理研究很少,僅陳建峰等［15-16］運(yùn)用數(shù)值模擬技術(shù)研究了單樁和群樁承載特性。需要說(shuō)明的是,以上研究均未考慮夯擴(kuò)碎石樁樁端擴(kuò)大頭的作用。

本文結(jié)合南水北調(diào)工程SG14標(biāo)的端夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基施工,根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)對(duì)其樁土應(yīng)力比、承載力以及樁間土的擠密效果進(jìn)行了分析研究,對(duì)夯擴(kuò)碎石樁設(shè)計(jì)理論和施工具有參考價(jià)值。

2 現(xiàn)場(chǎng)工程概況

南水北調(diào)中線邯石段SG14施工標(biāo)（石家莊市區(qū)段),位于石家莊市橋西區(qū)和新華區(qū)。起點(diǎn)樁號(hào)224＋ 966,終點(diǎn)樁號(hào)236＋934.9,全長(zhǎng)11.968 9 km。試驗(yàn)段選擇在臺(tái)頭溝倒虹吸和華柴暗渠兩個(gè)端夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基處理場(chǎng)地。臺(tái)頭溝倒虹吸管身和導(dǎo)流墻進(jìn)出口段共布樁1 419根,樁長(zhǎng)從4.4～9.2 m不等；華柴暗渠進(jìn)出口段設(shè)置夯擴(kuò)碎石樁共計(jì)400根,樁長(zhǎng)分別為5.5 m和6.0 m。夯擴(kuò)樁成樁直徑為600 mm,樁端擴(kuò)大頭直徑為75 cm,樁間距為1.8 m,正方形布置。

2.1 工程地質(zhì)條件

建筑物區(qū)的地層由第四系黏土、礫質(zhì)土、基巖組成,屬土巖多層結(jié)構(gòu)。根據(jù)地層時(shí)代、巖性及空間分布特征,將建筑物區(qū)地層劃分為6個(gè)工程地質(zhì)單元,分述如下。

第1工程地質(zhì)單元:黃土狀壤土（al＋plQ23),主要分布于建筑物區(qū)表層,厚度11～15.5 m。

第2工程地質(zhì)單元:黏土（al＋plQ13),層厚5.5～11 m,呈透鏡體狀分布于建筑物進(jìn)口位置。

第3工程地質(zhì)單元:黏土（gl＋fglQ1),夾有粗砂、壤土透鏡體,層厚5.7 m,呈透鏡體狀分布于建筑物區(qū)。

第4工程地質(zhì)單元:泥礫（gl＋fglQ1),層厚4～12 m,該層分布穩(wěn)定,位于建筑物基礎(chǔ)以下。

第5工程地質(zhì)單元:黏土（gl＋fglQ1),層厚大于26.4 m,勘探深度內(nèi)鉆孔未揭穿。分布于建筑物區(qū)進(jìn)口。

2.2 水文地質(zhì)條件

勘探期間正值枯水期,地下水位埋深21～21.88 m,地下水位高程59.20～59.80 m,以孔隙潛水的形式存在?？紫稘撍饕癫赜诘谒南的嗟[的孔隙中,第四系地層厚度大于30 m,由黃土狀壤土、黏土、壤土、粗砂及泥礫組成。黃土狀壤土、壤土分布廣泛,滲透系數(shù)試驗(yàn)值為5.3×10-7～9.6×10-5cm/ s,滲透系數(shù)建議值為1.4×10-5cm/ s,泥礫滲透系數(shù)建議值為2×10-4cm/ s,透水性差,降雨補(bǔ)給量甚微。泥礫層厚4～12 m,含水層受季節(jié)性影響較大,枯水期地下水埋藏較深,豐水期地下水埋藏較淺。

2.3 需要說(shuō)明的問(wèn)題

經(jīng)過(guò)現(xiàn)場(chǎng)核查,開(kāi)挖至施工標(biāo)高后場(chǎng)地中第1工程地質(zhì)單元和第2工程地質(zhì)單元實(shí)際劃分土層分別為黃土狀粉土、黃土狀粉質(zhì)黏土、粉土和黏土層。只不過(guò)中間粉土層厚度較薄,但也超過(guò)規(guī)范規(guī)定的50 cm,故需單獨(dú)分層。從后續(xù)數(shù)據(jù)分析中可以看到。

3 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)方案及測(cè)試要求

現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行單樁復(fù)合地基靜載試驗(yàn)、樁間土靜力觸探試驗(yàn)、樁間土動(dòng)力觸探試驗(yàn),主要是對(duì)試驗(yàn)段工程地質(zhì)情況進(jìn)行核查,研究樁土應(yīng)力比、承載力以及端夯擴(kuò)碎石樁擠密前后地基土的力學(xué)性質(zhì)變化等。

圖1 荷載板下土壓力盒布置示意圖Fig.1 Layout of soil pressure boxes under loading board

3.1 樁土應(yīng)力比、承載力測(cè)試

選擇不同樁長(zhǎng)的端夯擴(kuò)碎石樁,進(jìn)行3～6組單樁復(fù)合地基靜載試驗(yàn)。研究荷載作用下單樁復(fù)合地基的樁土應(yīng)力比、變形和承載力性狀。標(biāo)準(zhǔn)要求的荷載板采用正方形,邊長(zhǎng)1.6 m×1.6 m,下設(shè)土壓力盒,測(cè)試樁土應(yīng)力值。土壓力盒的布置如圖1。

3.2 樁土擠密效果測(cè)試

端夯擴(kuò)碎石樁施工前后對(duì)樁間土進(jìn)行靜載試驗(yàn)、動(dòng)力觸探試驗(yàn)和靜力觸探試驗(yàn)各3～4組,計(jì)算樁間土承載力,通過(guò)數(shù)據(jù)整理分析,評(píng)價(jià)樁間土的擠密效果。

為確保室外土壓力盒測(cè)試結(jié)果的準(zhǔn)確性,在室內(nèi)重新對(duì)土壓力盒進(jìn)行了標(biāo)定?？紤]到埋設(shè)質(zhì)量影響,土壓力盒量程采用2 MPa,每級(jí)荷載采用5～50 kg的砝碼加載,分10級(jí),測(cè)試荷載與頻率的關(guān)系。在Excel表中繪出標(biāo)定曲線,通過(guò)線性擬合,計(jì)算出每個(gè)土壓力盒的標(biāo)定方程。

4 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

4.1 端夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比問(wèn)題

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)土壓力盒的測(cè)試數(shù)據(jù),計(jì)算得到不同加載級(jí)下的樁土應(yīng)力比值,見(jiàn)表1。樁土應(yīng)力比的隨荷載的變化規(guī)律見(jiàn)圖2。

圖2 樁土應(yīng)力比與荷載強(qiáng)度關(guān)系Fig.2 Relationship between pile-soil stress ratio and load

表1 樁土應(yīng)力比值Table 1 Pile-soil stress ratios under different loads

從圖2中可以看出:3根樁的樁土應(yīng)力比值均是變化的,隨著荷載值的增大而增大；增大到400 kPa左右,又開(kāi)始減小。675＃樁長(zhǎng)度較小,僅為5.28 m,從圖2中可以看出當(dāng)荷載值達(dá)到420 kPa以后有明顯穩(wěn)定趨勢(shì)。

另外,從本次研究來(lái)看,隨著樁長(zhǎng)的增加,樁土應(yīng)力比值有明顯增大的趨勢(shì)（圖3)。從圖3可看出后3級(jí)荷載下樁土應(yīng)力比值隨樁長(zhǎng)近乎呈線性增長(zhǎng)。相關(guān)研究表明,任何形式的樁土復(fù)合地基都存在臨界樁長(zhǎng),由于條件所限,本次試驗(yàn)場(chǎng)地內(nèi)最大樁長(zhǎng)僅為9.2 m。

圖3 樁土應(yīng)力比與樁長(zhǎng)關(guān)系Fig.3 Relationship between pile-soil stress ratio and pile length

有關(guān)碎石樁的研究分析表明:在外荷載的作用下,復(fù)合地基的n值是變化的。盛崇文等［17］指出,樁土應(yīng)力比n值隨荷載增加逐漸增大。韓杰等［18］經(jīng)試驗(yàn)研究得出結(jié)論:樁土應(yīng)力比的變化是有規(guī)律的,在荷載達(dá)到復(fù)合地基的比例極限前是逐漸增長(zhǎng)的,荷載超過(guò)比例極限后,n值逐漸減小。本次試驗(yàn)結(jié)果與韓杰等的結(jié)論較為一致。

從表1和圖2可看出:場(chǎng)地內(nèi)端夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基的樁土應(yīng)力比值最后基本穩(wěn)定在［4.2,7.4］之間。但國(guó)內(nèi)碎石樁復(fù)合地基的樁土應(yīng)力比值一般推薦范圍在2.0～6.0之間,王樹(shù)強(qiáng)［17］介紹國(guó)內(nèi)外5家單位設(shè)計(jì)碎石樁地基時(shí)采用的n值來(lái)看,國(guó)外更加保守,美國(guó)、德國(guó)一般在［1.0,2.0］,日本在［3,5］之間。國(guó)內(nèi)給出的參考值,表明地基土質(zhì)強(qiáng)度越高,樁土應(yīng)力比越??；而后者通過(guò)調(diào)查認(rèn)為:如果地基土強(qiáng)度高,樁土應(yīng)力比n取較大值,反之取較小值,二者是矛盾的。這說(shuō)明樁土應(yīng)力比確定的難度很大,它與樁間土和樁體的強(qiáng)度以及相對(duì)剛度、上部荷載作用形式、樁長(zhǎng)、樁徑以及施工技術(shù)水平有關(guān)。

端夯擴(kuò)碎石樁樁土應(yīng)力比較一般碎石樁大,主要是由于以下2個(gè)方面的原因所導(dǎo)致的。一是由于夯擴(kuò)碎石樁在樁端形成了一個(gè)擴(kuò)大頭,提高了單樁承載能力,減小了樁間土的分擔(dān)荷載,導(dǎo)致裝土應(yīng)力分擔(dān)比增大；另一原因在于夯擴(kuò)碎石樁的成樁沖擊能比一般碎石樁要大,從相關(guān)資料反映一般碎石樁樁體檢測(cè),重型動(dòng)力觸探指標(biāo)僅在6～10級(jí)左右,而本次試驗(yàn)夯擴(kuò)碎石樁的重型動(dòng)力觸探指標(biāo)在20以上,最大在89擊,大大提高了樁體強(qiáng)度,也導(dǎo)致單樁承載能力明顯提高,進(jìn)而使單樁能夠承受更多的上部荷載,導(dǎo)致樁土應(yīng)力比增大。

4.2 端夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基承載力與變形

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù),用武漢沿海公司編制的JYC1.6靜載試驗(yàn)處理軟件繪制了各試驗(yàn)點(diǎn)的P-S曲線圖。本次現(xiàn)場(chǎng)7個(gè)點(diǎn)單樁復(fù)合地基靜載試驗(yàn)結(jié)果表明,夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基的沉降曲線（P-S曲線)呈漸變型,沒(méi)有明顯的拐點(diǎn)或變化點(diǎn)出現(xiàn),復(fù)合地基承載力確定須按照沉降比取值,這里僅給出樁長(zhǎng)9.0 m的990＃樁的處理曲線（圖4)。

圖4 990#單樁復(fù)合地基P-S曲線Fig.4 P-S curve under composite foundation with 990#single pile

根據(jù)碎石樁復(fù)合地基靜載試驗(yàn)相對(duì)變形確定承載力,承壓板邊長(zhǎng)為1.6 m,按照沉降比0.01取值,計(jì)算得到確定承載力的沉降值為16 mm。但在工程上一般也習(xí)慣用設(shè)計(jì)承載力反推沉降值,只要沉降值小于16 mm,則可判定夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基承載力符合要求。7個(gè)點(diǎn)夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基的承載力值按照2種判定方法分別列入表2和表3。

表2 按相對(duì)變形確定的承載力Table 2 Bearing capacities determined by relative deformation

表3 按設(shè)計(jì)承載力確定的沉降值Table 3 Settlements according to design bearing capacity

從表2數(shù)據(jù)可看出,隨著端夯擴(kuò)碎石樁樁長(zhǎng)的增加,按照沉降比確定的承載力也是增加的,樁長(zhǎng)在大于7～8 m之后承載力增加量明顯提高,表明本場(chǎng)地采用夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基處理是可行的,夯擴(kuò)碎石樁的樁長(zhǎng)能有效提高復(fù)合地基承載力。

由表3可知,隨著端夯擴(kuò)碎石樁樁長(zhǎng)的增加,按照設(shè)計(jì)承載力確定的對(duì)應(yīng)沉降是減小的,樁長(zhǎng)在大于7～8 m之后對(duì)應(yīng)承載力240 kPa的沉降減小趨勢(shì)加快。這表明樁長(zhǎng)增加能有效減小地基沉降變形。

隨樁長(zhǎng)的增加,承載力的增大和地基沉降的減小不可能是無(wú)限的,因此必定存在一個(gè)臨界樁長(zhǎng)。如前所述,由于試驗(yàn)場(chǎng)地內(nèi)的樁長(zhǎng)最大為9.2 m,無(wú)法確定本場(chǎng)地的臨界樁長(zhǎng)。它與樁間土性質(zhì)、樁體強(qiáng)度等因素直接相關(guān),有待于進(jìn)一步研究。

4.3 端夯擴(kuò)碎石樁樁間土擠密效果分析

為驗(yàn)證樁間土的擠密效果,在場(chǎng)地內(nèi)對(duì)天然地基和樁間土分別進(jìn)行了2個(gè)孔的動(dòng)力觸探試驗(yàn),4個(gè)孔的靜力觸探試驗(yàn)。對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析對(duì)比,主要參數(shù)是錘擊數(shù)、錐尖阻力qc和側(cè)壁阻力fs。

4.3.1 動(dòng)力觸探試驗(yàn)成果對(duì)比

試驗(yàn)場(chǎng)地天然地基的動(dòng)力觸探試驗(yàn)地表高出夯擴(kuò)碎石樁施工地表1.5 m左右,對(duì)比孔位相距在2 m以內(nèi),將土層空間變異性降至最小。為了便于比較對(duì)比孔位的試驗(yàn)數(shù)據(jù),在數(shù)據(jù)成果對(duì)比圖時(shí)保留高差,圖示更為直觀,如圖5。

圖5 天然地基與樁間土動(dòng)力觸探數(shù)據(jù)對(duì)比Fig. 5 Comparison of DPT value of soil betweenpile foundation and natural foundation

測(cè)試位置的端夯擴(kuò)碎石樁樁長(zhǎng)為4.5 m左右,扣除施工地表保護(hù)厚度0.5 m,圖中樁身段在2.0～6.5 m之間。從圖5可以看到:從設(shè)計(jì)樁頂標(biāo)高2.0 m處至樁頂下標(biāo)高2.8 m左右,有近0.8 m左右厚的樁間土層較天然土層強(qiáng)度低,這主要是由于施工夯擊能大,上覆土層變薄,上覆壓力不足產(chǎn)生向上隆起,導(dǎo)致天然土層發(fā)生擾動(dòng)破壞。這一段樁周土體不僅沒(méi)有被擠密,反而變得松散；從標(biāo)高2.8 m 至5.5 m處,樁間土強(qiáng)度幾乎沒(méi)有變化,局部粉砂層被震松；在樁底位置由于擴(kuò)大頭的擠密作用,動(dòng)力觸探擊數(shù)明顯提高,表明該段樁周土體得到很好的擠密,強(qiáng)度得到很大提高,說(shuō)明夯擴(kuò)碎石樁的樁端擴(kuò)大頭作用明顯。

另外,從施工前后動(dòng)力觸探試驗(yàn)曲線來(lái)看,端夯擴(kuò)碎石樁使地基強(qiáng)度的不均勻性大大改善,在其有效加固區(qū)域內(nèi)的樁間土強(qiáng)度得到調(diào)整,對(duì)減小不均勻沉降具有明顯效果。

4.3.2 靜力觸探試驗(yàn)成果對(duì)比

靜力觸探試驗(yàn)共完成8孔。樁間土4孔,編號(hào)分別為J01＃,J02＃,J03＃和J04＃；天然地基4孔,編號(hào)分別為J05＃,J06＃,J07＃和J08＃。運(yùn)用勘察軟件KT50對(duì)其進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分層,計(jì)算出各土層的平均錐尖阻力和側(cè)壁摩阻力值。根據(jù)分層后的各土層數(shù)據(jù),對(duì)天然地基和樁間土各自4個(gè)孔按土層求取施工前后錐尖阻力和側(cè)壁摩阻力值的平均值進(jìn)行對(duì)比,詳見(jiàn)表4和表5。

表4 樁間土與天然地基的錐尖阻力值Table 4 Resistance of cone tip of soil between piles and resistance of cone tip of soil in natural foundation

表5 樁間土與天然地基的側(cè)壁摩阻力值Table 5 Shaft resistance of soil between piles and shaft resistance of soil in natural foundation

從表4和表5中數(shù)據(jù)可看出,端夯擴(kuò)擠密后樁間土強(qiáng)度明顯高于天然地基。粉土層錐尖阻力值變化不大,對(duì)于粉質(zhì)黏土層錐尖阻力提高較明顯；粉土層側(cè)壁摩阻力值增長(zhǎng)較大,約為25.4%,上層粉質(zhì)黏土增加明顯,但下部粉質(zhì)黏土幾乎沒(méi)有增長(zhǎng),通過(guò)勘察資料調(diào)查分析,下部粉質(zhì)黏土層的含水量偏高是導(dǎo)致該現(xiàn)象的主要原因。

5 結(jié) 論

通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究,可得到如下結(jié)論:

（1)端夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基由于樁端擴(kuò)大頭的存在和較高樁身強(qiáng)度,提高了樁土應(yīng)力比值,樁土應(yīng)力比值在［4.2,7.4］之間；樁土應(yīng)力比值隨荷載的增加呈現(xiàn)先增后減,并逐漸趨于穩(wěn)定；樁土應(yīng)力比值隨樁長(zhǎng)的增大而增大。

（2)端夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基的沉降曲線（P-S曲線)呈漸變型,沒(méi)有明顯的拐點(diǎn)或變化點(diǎn)出現(xiàn)。夯擴(kuò)碎石樁復(fù)合地基承載力隨著樁長(zhǎng)的增大,承載力也逐漸增大。

（3)根據(jù)重型動(dòng)力觸探和雙橋靜力觸探試驗(yàn)結(jié)果,發(fā)現(xiàn)端夯擴(kuò)碎石樁施工能有效提高樁間土的強(qiáng)度,尤其是樁端擴(kuò)大頭對(duì)土體強(qiáng)度提高顯著。同時(shí),由于擴(kuò)孔擠密作用,夯擴(kuò)碎石樁對(duì)改善地基的不均勻沉降有很好的效果。但施工至樁頂段,由于上覆土層壓力的減小,土體發(fā)生隆起現(xiàn)象,在0.8 m深度范圍內(nèi),土體強(qiáng)度受擾動(dòng)破壞有較大降低。墊層施工前,應(yīng)予以壓實(shí)處理。

參考文獻(xiàn)：

［1］ MITCHELL J K.In-place Treatment of Foundation Soils ［J］.Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, 1970, 96（1): 73-110.

［2］ 張艷美,張鴻儒,張旭東.碎石樁復(fù)合地基的研究進(jìn)展與分析［J］.工程地質(zhì)學(xué)報(bào),2005,13（1):100-106.

［3］ 楊 杰,方 懈.碎石樁復(fù)合地基沉降分析研究現(xiàn)狀［J］.大眾科技,2010,（3):89-91.

［4］ 趙明華,陶 可.碎石樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比數(shù)值分析［J］.湖南交通科技,2002,（4):17-18.

［5］ LEE J S,PANDE G N. Analysis of Stone-column Reinforced Foundations［J］. International Journal for Numerical and Analytical Methods of Geomechanics, 1998, （22): 1001-1020.

［6］ KIRSCH F,SONDERMANN W. Ground Improvement and Its Numerical Analysis［C］/ / International Society for Soil Mechanics and Geotechnical Engineering. Proceedings of the 15th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering,Istanbul,Turkey,August 27-31, 2001: 1775-1778.

［7］ 馬 莉.夯擴(kuò)碎石擠密樁消除液化加固地基機(jī)理及施工質(zhì)量控制［J］.寧夏電力,1998,（4):9-14.

［8］ 薛 儉.夯擴(kuò)碎石擠密樁在地基處理中的應(yīng)用與分析［J］.西北水電,2000,（1):33-37.

［9］ 朱志剛,張 勇,楊素春.夯擴(kuò)擠密碎石樁處理深厚填土地基對(duì)比試驗(yàn)分析［J］.勘察科學(xué)技術(shù),2003,（4): 9-14.

［10］魏會(huì)敏.夯擴(kuò)擠密碎石樁在砂礫層基礎(chǔ)處理中的應(yīng)用［J］.南水北調(diào)與水利科技,2006,（3):55-57.

［11］張建立.夯擴(kuò)擠密碎石樁在沿海高速公路地基處理中的應(yīng)用［J］.公路交通技術(shù),2007,（2):8-10.

［12］許蕓蕓,孫忠強(qiáng),劉亞昌,等.夯擴(kuò)擠密碎石樁在沿海高速公路砂土液化地基中的應(yīng)用［J］.鐵道建筑,2007, （4):66-67.

［13］付殿武,李鳳起,戚銀生,等.夯擴(kuò)擠密碎石樁處理液化砂土［J］.沈陽(yáng)建筑大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版),2010, （2):282-285.

［14］闞保國(guó).夯擴(kuò)擠密碎石樁在軟土路基處理中的應(yīng)用［J］.黑龍江交通科技,2011,（1):41-42.

［15］陳建峰,韓 杰.夯擴(kuò)碎石樁單樁載荷試驗(yàn)數(shù)值模擬［J］.巖土工程學(xué)報(bào),2009,31（9):1366-1370.

［16］陳建峰,韓 杰.夯擴(kuò)碎石樁群樁承載性狀研究［J］.中國(guó)公路學(xué)報(bào),2010,（1):26-31.

［17］王樹(shù)強(qiáng).確定樁土應(yīng)力比n值的探討［J］.西南交通大學(xué)學(xué)報(bào),1993,（3):40-45.

［18］韓 杰,葉書(shū)麟,曾志賢.碎石樁加固沿海軟土的試驗(yàn)研究［J］.工程勘察,1990,（5):1-6.

（編輯:劉運(yùn)飛)

In-situ Test on the Composite Foundation of Ram-compaction Gravel Pile with End Expansion

YE Chao-liang,LIU Yao-jun,FENG Huai-ping
（School of Civil Engineering, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang 050043 ,China)

Abstract:According to measured results of in-situ static load test, static cone penetration test（CPT), heavy dynamic penetration test（DPT), and indoor soil test, we analyze three mechanical parameters of composite foundation of ram-compaction gravel pile, namely pile-soil stress ratio, bearing capacity, and soil’s compacted effect with piles. We take the construction of ram-compaction gravel pile in the 14th bid of South-to-North Water Transfer Project, located in Handan, Hebei province, as an example. Results show that, pile-soil stress ratio of composite foundation of ram-compaction gravel pile with expanding head is bigger than that of normal gravel pile, which is from 4. 2 to 7.4；pile-soil stress ratio first increases and then decreases with the increase of load, and gradually tends to be stable, and the ratio increases with the pile length；then, the gravel pile’s curve of load vs. settlement（P-S curve) exhibits gradual change, without obvious inflection point or abrupt change point；furthermore, bearing capacity of composite foundation of ram-compaction gravel pile increases with pile length. According to the results of CPT and DPT, we find that the rammed gravel pile can effectively improve the strength of soil among piles, and decrease uneven settlement of the foundation.

Key words:ram-compaction gravel pile with end expansion；bearing capacity of composite foundation；pile-soil stress ratio；in-situ test；heavy dynamic penetration test；static load test

作者簡(jiǎn)介：葉朝良（1969-),男,安徽寧國(guó)人,教授,博士,碩士研究生導(dǎo)師,主要從事巖土工程方面的教學(xué)與研究工作,（電話)13513388512（電子信箱)yechl001@163.com。

收稿日期：2014-09-18;修回日期：2014-11-14

doi:10.11988/ ckyyb.20140812

中圖分類號(hào)：TU472.3

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1001-5485(2016)02-0062-05