沉桩挤土效应研究综述

沉桩挤土效应研究综述卞立民1　徐海波2　徐建平3(1.铁道第三勘察设计院,天津　300142;2.北京昌平一建建筑股份有限公司,北京　100083;3.武汉轨道交通有限公司,湖北　武汉　430017)摘　要:从理论及试验研究两方面对前人在沉桩挤土效应方面的研究成果进行综述,建立了沉桩挤土效应研究的系统构架,对该课题在今后的研究内容、发展方向等方面给出了建议.关键词:沉桩挤土效应;　理论研究;　试验研究中图分类号:T U472.3+2 文献标识码:A 文章编号:1000-5730(2002)03-0068-05 沉桩挤土效应虽然是一项研究较早的课题,但由于沉桩荷载传递机理涉及因素复杂,如桩和土之间的接触、滑移和摩擦效应,桩尖土体的压密和开裂,其中包含几何大变形、材料非线性及接触非线性等一系列复杂的问题,故目前此问题仍困扰着人们.1　沉桩挤土效应的理论研究1.1　土体位移机理分析桩周土体在沉桩过程中,受到径向挤压和竖向剪切作用,应力应变状态发生很大的变化,离桩体一定范围内的土体结构、密度及含水量发生改变,导致土的物理力学性质也发生改变,其影响主要表现为以下几个方面.a.高灵敏度的软粘土中产生较高的超孔隙水压力,大幅度降低了土体中的有效应力.b.对已打入土中的桩产生挤压,使其桩顶偏位、桩身挠曲、向上浮起.c.无论是土体的垂直隆起还是水平位移,都要波及到沉桩范围外一定距离,这是沉桩对周围环境产生危害的主要原因.d.沉桩结束后,随着超孔隙水压力的消散,桩周土体再固结,当桩间土的压缩量大于桩尖的下沉量时,桩侧就要受到负摩阻力的作用,导致桩间土面下沉,土与承台脱离,同时也可能使周围建筑物产生不均匀下沉.土体的位移性状随着土性的不同而不同.如灵敏粘土在打桩过程中产生了软化,从桩两侧挤出地表,因而土体隆起较大;而非灵敏粘土如硬粘土、细砂和粗砂等土层,则其隆起量要小得多.桩在压入不同土层深度时,其位移模式也不相同.对于粘性土层,当桩进入较浅土层时,由Terzaghi图1　TERZ AG HI位移模式图2　MEY E RH OF 位移模式(1942年)[1]所提出的桩周土位移模式(图1)可看出,桩尖以下土体的破坏面一直延伸至地表,从桩侧呈楔形破坏挤出.当桩进入较深土层时,由Meyerhof (1959年)[2]所提出的桩周土破坏模式(图2)可以看出,桩尖土体呈李形破坏,近地表处的土体隆起要比深部的土体隆起大.当桩尖刺入不可压缩介质中时,土体可能按图3的模式移动,此模式类似于球形孔的扩张.Massarch (1974年)[1]对打入硬的、密实的粘土中的模型桩周围的土体变形机理作了描述,对于接近地表面的土体,由于粘聚力的作用,其运动集中在垂直面上向下位移,然后从桩两侧挤出,近地表的土体主要向上隆起,随着桩的深入,其位移模式逐渐变化,运动主要沿径向发展,类似于一柱状孔的扩张(图4).T omlis on (1970年)[3]认为这个变形机理与现场开挖观察到的结果一致,下述的小孔扩张理论正是建立在此基础上的.图3　Z E E V A RE R T 位移模式图4　M ASSRASCH 位移模式收稿日期:2002-03-18.作者简介:卞立民(1971-),男,工程师;天津,铁道第三勘察设计院(300142).第19卷第3期 华　中　科　技　大　学　学　报(城市科学版) V ol.19N o.32002年9月 J.of Huazhong Univ.of Sci.&T ech.(Urban Science Edition ) Sep.20021.2　以小孔扩张理论为基础的各种方法Bishop R.E.,Hill R.与M oh N.F.(1945年)在《压痕硬度试验理论》中讨论了无摩擦介质(剪切内摩擦角φ=0)中的圆柱形与球形小孔扩张问题,随后该理论被引入岩土工程中用于分析桩的承载力、桩孔扩张等.通过对模型桩和实际工程沉桩过程的观察发现,沉桩过程中桩尖土的形变类似于球形孔扩张引起的形变;而在除桩尖和地面附近绝大部分桩身周围,土的形变类似于圆柱形孔扩张引起的形变.图5给出了沉桩过程中土体主要位移图示及桩周土中所形成的几个性质不同的区域:A 区(强烈重塑区),紧贴桩身,在打桩过程中经历了大位移,且由于拖拽可能导致上下错位,结构完全破坏;B 区(塑性区),受沉桩影响严重,土体产生大位移和塑性变形,但不至于导致上下错位;C 区(弹性区),虽受沉桩的影响,但土体保持弹性变形.孔隙水压力和侧压力虽不大,但可以观察到;D 区,该区不受沉桩的影响.图5　桩周土的位称和分区基于这些理由,从70年代开始,人们利用圆孔扩张理论来研究沉桩挤土效应,并在此基础上发展了许多方法.a.力学方法.为利用弹塑性力学求解问题,Vesic [4]对圆孔扩张问题做如下一般性假定(图6).图6　小孔扩张模型初始状态:土体处于均一应力状态;土体为均匀、各向同性的理想弹塑性材料;土体内存在一个半径R 0的圆孔;土体满足M ohr 2C oulomb 强度准则.加荷方式和性状:内扩张压在扩张过程中保持不变;圆孔周围一定范围的土体进入塑性状态;在特定扩张压下,圆孔有特定的扩张半径R u 和塑性区边界半径R P ;在R P 范围之外,土体仍处于弹性状态.解决问题时,可以忽略地表与桩尖的影响,简化成轴对称平面应变问题.把桩沉入土中看作为土中扩张出一个与桩径相同的圆柱形小孔,扩张过程中,内应力不断增大,直到扩张形成塑性区与弹性区.然后利用力学平衡方程和假定的土体本构关系,进行总应力分析,从而求出塑性区的增量、孔隙水压力增量等.Butterfield 和Banerjee [5,6]首次提出用平面应变条件下零初始半径的柱状孔扩张来模拟沉桩挤土过程,通过总应力分析,就光滑和粗糙的桩土界面这两种情况,分别导出了小应变和大应变公式,并应用H onkel 孔压公式,得出了土中的孔压和桩土界面上的径向有效应力.胡中雄等[7]则将饱和软土中的打入桩的挤土过程看成无限土体内柱孔的不排水扩张,而桩尖处看成球状孔的扩张.假定饱和软土为不可压缩(μ=0.5),根据静力极限平衡及M ohr 准则,导出了径向、竖向总应力和孔隙水压力的表达式,其结果与实测结果较为符合.对于饱和土体,柱状孔扩张情况下周围土体应力分布为:塑性区σr =2c u ln (R P /r )+c u ;σθ=2c u ln (R P /r )-c u ;σz =2c u ln(R P /r );弹性区σr =c u (R P /r )2;σθ=-c u (R P /r )2;σz=0;塑性区半径R P /R u =E/[2(1+μ)c u ];超孔隙水压力Δu =[0.817αf+2ln R P /r ]c u ,上列式中,c u 为不排水剪切强度;αf 为破坏时的α值,可从测定三轴变形试验参数α或常规三轴压缩试验参数A 得出.b.数值方法.文献[8,9]在圆孔扩张理论的基础上,采用剑桥本构模型初步考虑土体的非线性,用一维有限元分析了沉桩对桩周土体的影响.为避免计算中初始扩张半径为零而造成环向应变无穷大的问题,假设桩孔扩张前土体中已存在一半径为3/3R (R 为桩半径)的柱孔,以保持扩张体积等于桩的入土体积,即从0到R 的实际扩张用3/3R 到23/3R 的扩张代替.在固结过程,假定使静孔压消散的渗流仅沿径向发生,用T erzaghi 固结理论求解,这样可以对沉桩过程进行比较全面的研究.若将二维问题简化为一维问题,虽便于结合其它因素如有限应变和土的非线性一起求解,但此方法忽略了地表和桩尖对土体垂直变形和剪切作用的影响,更无法模拟沉桩挤土过程的96第3期 卞立民等:沉桩挤土效应研究综述连续变形特征.Banerjee和Fathallah[10]最早提出了按准静力求解沉桩挤土效应的二维欧拉方法.他们假定土体本构关系满足冯2米赛斯或修正剑桥模型,桩体为刚体且表面光滑,忽略桩土之间的相互作用,运用非线性有限元求解.采用修正拉格朗日和修正剑桥模型,将桩尖进入每一层单元分解成20个阶段的锥形孔的扩张,每一阶段扩张桩径的1/20来模拟沉桩挤土过程,然后就沉桩挤土有限元分析所得的结果,再对固结进行有限元(小应变)分析.Cividini A和G ioda G[11]也发展了此方法,利用修正拉格朗日公式,在分析中用G oodman接触面单元处理桩土之间的剪切作用,以Druker2Prager 准则考虑土的弹塑性,按准静力三维轴对称问题求解.运用这种方法可以研究桩侧土体和桩尖附近土体,并对沉桩的全过程进行模拟,克服了一维简化方法的局限.1.3　应变路径方法美国麻省理工学院的Baligh M.M.[12]80年代提出了应变路径法,他在研究深层贯入(桩、触探)问题时,发现了深层土体变形的一些特征,特别是单桩贯入土中时土体单元的变形路径和应变路径.其核心是:在径向,土体的变形是单调向外侧挤而不回复转向;在竖向,土体的变形是先沿贯入方向向下发展,而后再经过桩(锥)尖底部后转向朝上,且这种变形折返的发生范围较大.在此基础上,将地基看作是一种特殊的流体,将沉桩想象成一个刚体,以一定的速度贯入均匀流场,采用流函数及应变路径法,对桩周土的应力应变及孔压进行分析,得到较好的结果.1.4　波动分析方法波动分析方法主要针对打桩系统的波动特征,从桩体的一维波动分析入手,发展到对整个桩锤2桩2土系统进行有限元数值分析.Isaacs在30年代首先提出了可用一维波动方程来描述打桩时的桩体性状.1960年,Smith E.A. L.发表了《打桩分析中的波动方程》,提出了对于桩锤2桩2土体系,可以用一系列质块、弹簧和阻尼器组成的离散模型来模拟,使得应力波理论进入了实用阶段.但这一方法在本质上只能分析桩体,而对桩周土无能为力.作为严格意义上的打桩分析,必须对整个打桩系统进行数值模拟.于是逐渐提出了波动有限元法,根据应力波理论,将桩锤2桩2土系统作为波动问题用有限元求解.文献[13,14]用隐式积分法求解三维轴对称波动有限元方程,分析中采用了接触面单元考虑桩土间的相对滑移与剪切,土体满足冯2米赛斯准则,但结果不理想.文献[15]提出了冲击动力反应的显式有限元积分法,并编制了分析一般连续冲击问题的有限元程序.采用波动有限元进行沉桩分析,能够模拟打桩的波动特性,理论性较强,分析结果也较为全面,但在应用上还有一定困难.考虑到静压桩的施工特点,该方法不适合静压桩的挤土效应研究. 1.5　群桩挤土效应分析在群桩挤土效应理论分析方面,目前一般将群桩按一般组合进行分区,将每一分区的桩近似为当量单桩,然后按单桩分析群桩的挤土.这种分析方法忽略了桩施工的先后次序对桩间土及对已施工桩的影响.到目前为止,对群桩挤土应力、应变及位移场的解析方法的研究进展缓慢.2　沉桩挤土效应的试验研究2.1　原位试验研究T erzaghi[1]曾报道了将21m长的木桩打入软粘土中,每锤一击,相邻的桩会升起10～12cm,这即是沉桩引起的上覆土层隆起的问题.Hagerty和Peek[16]通过调查13个涉及到土体位移和桩身位移的工程实例,对土体位移和地表隆起做了分析研究,其结论如下.a.打桩过程中,灵敏粘性土的体积压缩导致所排土体体积的减少;而对饱和的、非灵敏粘性土,在打桩过程中,其不可压缩性使所排土体的体积就等于打入桩的体积,地表隆起要比前者大得多.b.当打桩顺序是从桩基边向中间包围时,桩基中间的地表隆起要比按从桩基一端打到另一端时的地表隆起大.c.对饱和的、非灵敏的粘性土,给定有规则的打桩顺序和水平地表的假设时,基础范围内的地表隆起可按下列过程估算:先将打入桩的桩身体积V P除以桩基所包围的土体体积V S得到体积置换比;土体隆起的归一化(等于土体隆起h s除以桩身长度L)按经验估算,对于常用的型号和尺寸及基础布局,归一化的土体隆起近似等于体积置换比的一半;归一化的土体隆起与桩的平均长度的乘积,就是土体隆起的估算值.C ooke和Price[17]对沉入伦敦粘土中的模型静压桩进行了现场观测.在桩体不同高度处安装了4个拉压应力传感器,利用水平埋设的测斜管测量不同深度土体的竖向位移,利用径向埋设的探头及位移传感器,测量靠近地表和桩体最终位置中间深度处的土体位移,其结论如下.a.当桩尖07 华　中　科　技　大　学　学　报(城市科学版) 2002年距观察水平面以上2倍桩径处时,土体主要发生向下运动.b.离桩2倍桩径处,地表隆起较大,在超过10倍桩径的距离处,仍能测到隆起现象.c.由于打桩的影响,离桩1倍桩径范围内的土体被完全地扰动了.Marssach[16]通过对实际沉桩工程中单桩周围土体的观察,得到以下结论:桩身周围的土体主要向下运动,然后从桩两侧挤出;近地表的土体主要发生向上运动;深层土体主要发生水平向的运动.在沉桩过程中,桩尖处土的变形类似一个球形孔的扩张,而在除桩尖和地表附近以外的绝大部分桩身周围,土的变形类似于圆柱形孔的扩张.上海工业建筑设计院与南京水利科学研究所1975年对上海二区散粮筒仓工程的群桩基础进行了原位观测,并作了定性分析.樊良本[18]在杭州某教学大楼桩施工阶段,观测孔隙水压力分布,发现了孔隙水压力在打桩过程中起伏变化的过程.另外,上海工业建筑设计院从噪音、振动及挤土三方面结合实际工程论述了沉桩对周围环境的影响. 2.2　模型试验研究Banerjee等[19]利用模型固结试验箱做了粘土挤土效应试验,桩体上装有器件可测轴力、侧向土压和孔压,在离桩体一定范围的不同深度处埋设4只孔压仪,将沉桩过程及再固结过程中观测到的桩周土体的应力、孔压与大应变有限元(贯入分析)计算结果,与圆孔扩张结果相比较,结果皆较为吻合.俞季民[20]在60cm×60cm×120cm的刚性槽中,将模型桩压入砂土中,观测了桩贯入后桩周土体附加应力的情况.结果表明,桩贯入后,土体应力主轴由垂直向转为水平向;桩径大小与挤出区作用消失的快慢密切相关.樊良本等[18]设计了K0仪进行桩模拟试验,测定了模型桩沉桩引起的土中径向应力增量,验证了圆孔扩张理论解释单桩周围土中应力变化的适用性,为研究人员提供了一个较好试验方法.粘土中典型的沉桩试验还有Azzouz等[22]用装有P LS压力盒的模型桩沉入两种粘土层中,这种压力盒可以同时量测作用在桩身上的水平总应力、孔隙水压力和剪应力.其结果表明,应变路径法比圆孔扩张更好地接近实测,而土的敏感度对作用在桩侧的有效应力影响较大,该试验着重于对桩体侧摩阻性状的分析.3　结论与建议综上所述,有如下结论:a.土的因素.包括桩周土的性质(砂土、硬粘土还是软粘土)、土的抗剪强度、侧应力系数及应力历史等.特别是桩周土是饱和软土时,产生相对高的孔隙水压力,大幅度减少土中的有效应力.b.桩的施工方法.桩的施工过程对桩周土的扰动而影响侧摩阻力和打入桩的残余应力.c.时间效应.施工间歇对孔隙水压力的影响较大,影响挤土效应.作者建议作如下研究,即a.沉桩荷载传递机理的深入研究.b.无论是理论还是试验研究,除应力状态的研究外,更应侧重于应变的研究.c.除侧摩阻力的研究外,还应侧重于桩端土特性的研究.d.桩土共同作用的研究.e.群桩的挤土效应问题的研究.f.应用研究,如沉桩对邻近建筑物、地下管线、边坡稳定性、深基坑稳定性及隧道稳定性等的不利影响的研究.参　考　文　献[1]孙　均等.地下结构有限元法解析[M].上海:同济大学出版社,1988.[2]Meyerhof G.G..C ompaction of sands and bearing capacityof piles[J].J.S.M.F.D.ASCE,1959,85,6.[3]华东水利学院土压力教研室.土工原理与计算[M].北京:水利电力出版社,1979.[4]Vesic A.S..Expansion of cavity in an in finite s oil mass[J].J.S.M.F.E.ACSE,1972.[5]Butterfield R.,Baberjee P.K..Application of electro2osm o2sis to s oil part2[A].Civil Engineering Research Report [R].UK:Department of Civil Engineering,S outhampton U2 niversity.[6]Butterfield R.,Banerjee P.K..The effects of pore waterpressure on the capacity of driven piles[A].2nd S outh East Asia Regional C on ference on S oil Mechanics and F oundation Engineering[C],H ong K ong,1989.[7]胡中雄等.环境岩土工程概论[J].岩土工程学报,1990,(1):35-39.[8]Cater J.P.and others.S tress and pore pressure changes inclay during and after the expansion of a cylindrical cavity [J].Int.Jour.Num.Anal.Meth.in G eomechanics, 1979,3(4):217-220.[9]Cividini A.,G ioda G.A simply fied Analysis of Pile Penetra2tion[A].6th Int.C on f.on Numerical Methods in G eome2 chanics,1998.[10]Banerjee P.K Fathallahs R.C..An Euleria formulation ofthe element method for predicting the stress and pore water pressure around the driven pile[A].3nd Int.C on f.on Numerical Methods in G eomechanics.[11]Cividini A.and G ioda G.Finite element m odelling of thedriving process of piles[A].Proc.12th I.S.M.F.D., 1989.[12]Baligh,M.M..S train path method[J].Jour.of G eot.Eng.Div.,ASCE,1985,(9):1113-1115.17第3期 卞立民等:沉桩挤土效应研究综述[13]Chow Y.K and Smith I.M..S tatic dynamic analysis of anaxially loaded pile[A].4th Int.C on f.on Numerical Meth2 ods in G enmechanics,1982.[14]Smith I.M.and Chow Y.K..Three2dimension analysis ofpile duriability[A].Proc.2nd Int.C on f.on Numeral in O ffshore Pilling,1982.[15]王运功.冲击问题的动态分析方法[J].振动与分析,1994.[16]许朝阳.软粘土中沉桩挤土效应的模型试验研究及数值模拟[D].上海:同济大学地下工程系,1999. 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