第 6 期王翔鹰等 : 抗液化排水刚性桩沉桩过程的土压力响应 2185 [7 8] 提供足够的承载力 Tanaka 等针对既有路堤及其他地下结构, 提出了使用具有排水性能的特制钢制板桩对可液化土层进行围护处理的方法对于特制板桩的抗液化性能, 科研工作者展开了相关的后续研究 : 振动台试验

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零瞻祖
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1 第 39 卷第 6 期岩土力学 Vol.39 No 年 6 月 Rock and Soil Mechanics Jun. 218 DOI: /j.rsm 抗液化排水刚性桩沉桩过程的土压力响应 1, 王翔鹰 2 1,, 陈育民 2 1, 2,, 江强 3, 刘汉龙 1, 2, 4 (1. 河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室, 江苏南京 2198;2. 河海大学土木与交通学院, 江苏南京 2198; 3. 江阴市人民政府重点工程建设办公室, 江苏江阴 2144;4. 重庆大学土木工程学院, 重庆 445) 摘要 : 抗液化排水刚性桩是一种将刚性桩与竖向排水体相结合的新桩型基于某建筑桩基工程, 开展了抗液化排水刚性桩和不含排水体的普通刚性桩的沉桩对比现场试验, 采用了动态土压力传感器实时监测沉桩过程中桩周土体内产生的土压力响应, 对比了与普通桩沉桩对桩周土体水平方向应力及有效应力影响的差异试验结果表明 : 抗液化排水刚性桩能够有效减小沉桩过程对桩周深部可液化土体的扰动, 在桩身近侧 ( 距桩心.6 m) 深部埋深 ( m) 位置, 的水平土压力响应峰值仅为普通桩的 1/4; 能够有效降低沉桩对可液化土层有效应力的影响, 使桩周土体更加稳定 ; 在单次沉桩过程中, 对于浅部埋深 ( m), 对桩周土压力峰值的影响作用较小, 对于存在可液化土层的深部埋深 (-1 m), 对土压力峰值的有效影响半径可达 4 倍桩径现场试验数据为抗液化排水刚性桩的桩间距选择提供了有力的设计参考依据关键词 : 排水刚性桩 ; 土压力 ; 现场试验 ; 沉桩中图分类号 :TU 473 文献识别码 :A 文章编号 : (218) Soil pressures of the anti-liquefaction rigid-drainage pile during pile driving WANG Xiang-ying 1, 2, CHEN Yu-min 1, 2, JIANG Qiang 1, 2, 3 1, 2, 4, LIU Han-long (1. Key Laboratory of Ministry of Education for Geomechanics and Embankment Engineering, Hohai University, Nanjing, Jiangsu 2198, China; 2. College of Civil and Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing, Jiangsu 2198, China; 3. Jiangyin Construction Project Management Office, Jiangyin, Jiangsu 2144, China; 4. School of Civil Engineering, Chongqing University, Chongqing 445, China) Abstract: The anti-liquefaction-rigid-drainage pile is a new pile type combining the bearing capacity of rigid pile and the drain ability of gravel pile. In a pile foundation project, pile driving field tests of the rigid-drainage pile were carried out. The horizontal and vertical soil pressures around drainage piles and ordinary piles were recorded in different locations and depths using dynamic sensors during field tests. According to these test results, rigid-drainage pile can reduce the disturbance of soil pressures during pile driving. At the location.6 m far from the pile center in the depth m, the peak horizontal soil pressure around the rigid-drainage pile is a quarter of the ordinary pile s. The rigid-drainage pile can reduce the impact of pile driving on the effective stress in soil, which makes the liquefiable soil around rigid-drainage piles more stable. In the depth of m, the effect of rigid-drainage piles on soil pressure is not obvious. In deep depths (-1, m), the effective influence radius of rigid-drainage piles is about 4 times as large as the pile diameter. The data of piles tests provide other engineers with reliable evidences. Keywords: rigid-drainage pile; soil pressure; field test; pile driving 1 引言管线上浮桩身受损桩基失效建筑倾覆结构坍塌是地震中土体液化对建 ( 构 ) 筑物造成的几种常见危害 [1] 桩基工程和可液化土特性以及二者交叉结合的桩 - 土相互作用, 是液化抗震研究的主 [2 3] [4 5] 要方向碎石桩法和挤密砂桩法是两种通用且技术已较为成熟的土层抗液化处理桩法, 能够有效消散桩周土体中因地震液化积累的超孔压 [6], 但对于承载力要求较高的建 ( 构 ) 筑物, 其往往无法收稿日期 : 基金项目 : 国家自然科学基金面上项目 (No ); 国家自然科学基金重点国际合作研究项目 (No ); 中央高校基本科研业务费项目 (No.215B17314) This work was supported by the National Natural Science Foundation of China ( ), the Funds for International Cooperation and Exchange of the National Natural Science Foundation of China ( ) and the Fundamental Research Funds for the Central Universities (215B17314). 第一作者简介 : 王翔鹰, 男,1988 年生, 博士研究生, 主要从事桩基抗震以及防灾减灾方面的研究 wxy547@163.com

2 第 6 期王翔鹰等 : 抗液化排水刚性桩沉桩过程的土压力响应 2185 [7 8] 提供足够的承载力 Tanaka 等针对既有路堤及其他地下结构, 提出了使用具有排水性能的特制钢制板桩对可液化土层进行围护处理的方法对于特制板桩的抗液化性能, 科研工作者展开了相关的后续研究 : 振动台试验 [9 1] 离心机试验 [11] 有限元数值模拟 [] 尽管该方法能够有效阻止结构底部土体因液化产生的侧向流动, 但由于所采用的板桩属于附加沉桩, 使用成本较高, 通常仅在针对既有建筑且其他液化处理方法施工受限时使用立足于众多的实际工程, 国外的学者开展了诸多有针对性的液化抗震研究, 例如 : 研究特定荷载下单桩响应 [13] 特定场地上的新工法 [14] 特定结构在地震作用下的潜在危害 [15] 而国内的科研工作 [16] 者, 也在相应的领域展开了探索, 如汪明武等对液化场地浅埋钢筋混凝土结构物的结构变形及动土 [17] 压力进行了分析, 张建民就砂土动力学特性, 进行了较为系统地探讨与总结基于通过在刚性桩桩侧设置凹槽并根据凹槽的 [18] 类型来放置不同工程材料以形成排水通道的思 [19 2] 路 ( 见图 1), 刘汉龙发明了抗液化排水刚性桩, 使其既有类似碎石桩的排水效果, 又具有刚性桩的承载性能, 从而能消散地震作用下地基中产生的超 [18] 孔隙水压力达到抗液化的效果陈育民等通过振动台试验与三维数值模拟, 对比分析了动力作用下普通桩与抗液化排水刚性桩周围土体的响应差异, 对排水刚性桩的工程实践提供了对比参照刚性桩 ;2- 圆形凹槽 ;3- 方形凹槽 ;4- 圆形排水软管 ; 5- 方形排水盲沟 ;6- 孔隙水 ;7- 地基图 1 排水刚性桩技术示意图 Fig.1 Sketch of rigid-drainage pile 本文结合江阴市第一初级中学新校区教学楼桩基建设工程, 首次开展了抗液化排水刚性桩和不含排水体的普通刚性桩的沉桩对比现场试验 : 分别在普通预制方桩 ( 下文简称普通桩 ) 和抗液化排水刚性桩 ( 下文简称 ) 周围埋设动态土压力传感器, 对沉桩过程中桩周的土体响应进行现场监测, 并在沉桩结束后继续检测记录相关参数的变化情况, 分析与普通桩的影响差异本文将主要介绍沉桩过程土压力响应方面的内容 2 试验概况江阴市第一初级中学新校区位于江阴市徐霞客广场北侧, 场地地形较为平坦, 地貌上属于长江三角洲冲湖积平原, 地貌单一, 地势稍有起伏根据现场勘探报告, 拟建场地在 5 m 深度范围内可划分为 9 个工程地质层, 其中层各分出一个亚层教学楼选用第 (7) (7-1) (8) 或 (8-1) 层作为桩基持力层, 该部分土层分布较为均匀, 可视为均匀地基其中, 第 (7) (8) 层为粉质黏土, 而第 (7-1) 层为饱和的粉砂夹粉土, 土层分布在 ~18 m 区间, 层厚 ~6.5 m, 该类土在中高强度地震发生时存在液化的可能图 2 为场地工程地质剖面图局部示例表 1 为各土层参数取值情况图 2 工程地质剖面图 Fig.2 Geological profile [19] 试验现场使用的桩型为刘汉龙开发的抗液化排水刚性桩排水刚性桩为钢筋混凝土预制桩, 在预制时, 通过模具在桩身侧面设置排水凹槽排水凹槽内放置形状互相匹配的塑料排水盲沟, 塑料盲沟预先用无纺土工布通长包裹, 盲沟的大小尺寸以不超过排水刚性桩桩身侧面为准在实施过程中, 通过现场的打桩设备将抗液化排水刚性桩打入到地基的预定深度, 地震时产生的超静孔隙水可以通过排水凹槽中的塑料排水盲沟进行消散, 而盲沟周围包裹的土工布可以防止排水通道被泥沙阻塞, 从而保证排水通道畅通达到消除液化的目的如图 3 所示, 现场桩型截面为 3 mm 3 mm 的方形截面, 桩身侧面排水凹槽尺寸为 mm 2 mm, 排水盲沟截面尺寸为 1 mm 1 mm 盲沟置于排水凹槽后, 沿桩身通长用冲击钻钻钉锚固, 以防止沉桩过程中排水体因桩周土体摩擦力被挤出 (1) 素填土 (2) 粉质黏土夹粉土 (3) 淤泥质粉土 (6) 粉质黏土 (7) 粉质黏土 (7-1) 粉砂夹粉土 (7) 粉质黏土

2186 岩土力学 218 年层号土层名称层厚 / m 1 素填土.4~2.8 天然含水率 / % 表 1 土层参数 Table 1 Parameters of soil layers 重度 / (kn/m 3 ) 孔隙比饱和度 / % 液限 / % 塑限 / % 压缩模量 2 粉质黏土夹粉土.~2.9 3.9 18.69.867 97 32.6 22.6 6.94 22.1 21.

3 2186 岩土力学 218 年层号土层名称层厚 / m 1 素填土.4~2.8 天然含水率 / % 表 1 土层参数 Table 1 Parameters of soil layers 重度 / (kn/m 3 ) 孔隙比饱和度 / % 液限 / % 塑限 / % 压缩模量 2 粉质黏土夹粉土.~ 淤泥质粉土.7~ 粉质黏土.~ 粉质黏土.~ 粉质黏土.~ 粉砂夹粉土.~ / MPa 黏聚力 / kpa 内摩擦角 / ( ) 3 Fig.3 图 3 横截面 ( 单位 :mm) Cross section of rigid-drainage pile (unit: mm) 3 现场条件及测点布置教学楼桩基工程选用的桩型为预制方桩, 桩身设计总长为 22 m, 分为上下两截, 上节桩长为 1 m, 下节桩长为 m, 采用静压沉桩法施工其中, 上节桩排水体通长布置, 下节桩在桩底部留有 1 m 长的桩头, 确保沉桩时排水体能够随桩身沉入土中工程拟建的 3 栋教学楼中, 北侧及中间的教学楼桩基使用普通桩, 南侧教学楼桩基使用排水刚性桩排水体 2 图 4 为本文涉及到的主要试验仪器的埋设位 1.8 地面 1 1 横截面四桩承台排水面.3 土工布包裹排水盲沟排水面 5 土压力测点图 4 现场试验仪器布置 ( 单位 :m) Fig.4 Sketch of sensors arrangement (unit: m) 1 15 水平土压力竖直土压力置垂直排水体所在面距离桩心 m 处分别钻孔, 分别在 -1 m 埋深位置竖直向布设动态土压力计, 测量侧向土压力, 在 - m 埋深位置水平向布设动态土压力计, 测量竖向土压力本文试验主要监测的为沉桩过程引起桩周土体内的土压力变化值, 即沉桩过程的土压力响应 4 试验结果与分析 4.1 沉桩过程中桩侧水平土压力时程分析图 5 为单次沉桩过程中各测点处不同埋深位置的土压力时程曲线沉桩施工由两个阶段构成 : 第 1 阶段进行下节桩的沉桩作业, 最大沉桩进尺为 m, 当进尺达到要求后, 桩机吊装上节桩至沉桩孔, 开始整桩的焊接作业 ; 在上下节桩焊接施工完成后, 在接桩处补钉短条排水体, 确保排水通道上下畅通, 随后继续进行整桩沉桩作业 ; 第 2 阶段整桩的最大沉桩进尺为 1 m, 沉桩全过程累积进尺为 22 m 在现场试验过程中, 为配合孔压响应方面的研究, 将沉桩的每个阶段又细分为 2~3 个子阶段, 即每当第 1(2) 阶段沉桩进尺达到预计最大值的 1/3(1/2) 时暂停 2~3 min, 之后再继续相应的沉桩作业图 5(a) 5(b) 为.6 m 测点在 m 埋深时的桩周水平土压力时程曲线在.6 m 测点 m 埋深位置, 沉桩第 1 阶段, 与普通桩的桩周水平土压力随着沉桩施工的进行而迅速上升, 在沉桩作业暂停时逐渐降低 ; 沉桩第 2 阶段, 与普通桩的桩周水平土压力主要表现为幅值的衰减降低, 对沉桩作业的启动与暂停过程已无明显响应, 整个沉桩过程中, 二者的水平土压力峰值及幅值衰减程度都较为接近 ( 峰值在 1 kpa 附近,3 min 幅值衰减 5%~6%) 在.6 m 测点 m 埋深位置, 沉桩第 1 阶段, 普通桩在该阶段前半程 ( 进尺约为 m 至 4~6 m) 无响应, 在后半程 ( 进尺约为 6 m 至 8~ m) 桩周水平土压力开始随着沉桩施

4 第 6 期王翔鹰等 : 抗液化排水刚性桩沉桩过程的土压力响应 (a).6 m 测点 m 埋深处土压力曲线 (c) 1.2 m 测点 m 埋深处土压力曲线 (e) 1.8 m 测点 -1 m 埋深处土压力曲线 (g) 3. m 测点 -1 m 埋深处土压力曲线 (b).6 m 测点 m 埋深处土压力曲线 (d) 1.2 m 测点 -1 m 埋深处土压力曲线 (f) 1.8 m 测点 m 埋深处土压力曲线 (h) 3. m 测点 m 埋深处土压力曲线图 5 沉桩过程水平土压力时程曲线 Fig.5 Dynamic horizontal soil pressure history during pile driving 工而迅速上升, 随着作业暂停而逐渐降低, 其水平土压力峰值及衰减速率与普通桩 m 埋深位置相近, 在该阶段无明显响应 ; 沉桩第 2 阶段, 普通桩与对沉桩作业的暂停与进行有明显响应, 但普通桩的水平土压力峰值 (515 kpa) 远大于的水平土压力峰值 (13 kpa), 普通桩响应幅值的衰减程度 (3 min 内衰减 5%~6%) 要大于响应幅值的衰减 (3 min 衰减 3%) 结合图 6(a) 可知, 沉桩过程中桩周土体中土压力的变化值主要受到土体中积累的超孔隙水压力影响

5 2188 岩土力学 218 年对比图 5(b)~5(h) 中的各测点不同埋深位置的桩周水平土压力时程曲线, 可以看出, 在浅部埋深位置 ( m), 与普通桩桩周水平土压力的增减, 通常与沉桩第 1 阶段 ( 累积进尺 ~ m) 作业的进行暂停关联明显, 对第 2 阶段 ( 累积进尺 ~22 m) 无较大响应 ; 在中深部埋深位置 (-1 m), 与普通桩桩周水平土压力的增减, 在沉桩第 1 阶段前半程 ( 累积进尺 ~6 m) 较不明显, 在沉桩第 1 阶段后半程 ( 累积进尺 6~ m) 及第 2 阶段 ( 累积进尺 ~22 m) 与沉桩施工作业关联明显比较 4 个测点不同埋深, 不难发现, 普通桩桩周各位置的水平土压力峰值相对波动较大, 例如.6 m 测点 m 埋深位置, 普通桩水平土压力峰值 (515 kpa) 为水平土压力峰值 (13 kpa) 的 4 倍, 而 3. m 测点 m 埋深位置, 普通桩水平土压力峰值 (9 kpa) 为水平土压力峰值 (78 kpa) 的 1.15 倍 ; 普通桩响应幅值达到峰值后的衰减量均值 (3 min 内衰减 5%~6%) 要大于 (3 min 衰减 3%~5%) 超孔隙水压力 / kpa 超孔隙水压力 / kpa (a).6 m 测点 m 埋深处超孔隙水压力曲线焊接施工普通桩,.6 m, m,.6 m, m (b) 孔压试验工况 ( 三桩承台单独测量孔压 ) 图 6 沉桩过程超孔压时程曲线 Fig.6 Excess pore pressure history during pile driving 上述结果表明 : 沉桩过程中桩周土体的土压力变化, 主要受到土体中积累的超孔隙水压力影响 : 由图 6 可知, 在整个沉桩过程中, 产生的超孔压幅值要小于普通桩结合图 5 6, 因桩身排水通道的存在, 能够降低试验沉桩对桩周土体的扰动, 减少土体压力的波动变化 4.2 沉桩过程中桩侧竖直土压力时程分析图 7 为单次沉桩过程中 1.2 m 测点 - m 埋深位置的竖直土压力时程曲线 ( 普通桩.6 m 测点 - m 埋深位置 1.8 m 测点和 3. m 测点 - m 埋深位置动态土压力计损坏 ) 同沉桩过程中桩周水平土压力变化情况相似, 该测点位置的桩侧竖直土压力幅值相对普通桩波动较小图 m 测点 - m 埋深处沉桩过程中竖直土压力时程曲线 Fig.7 Dynamic vertical soil pressure history during pile driving of point 1.2 m and depth - m 4.3 沉桩过程中桩侧有效应力变化规律现场试验中, 使用的检测仪器为动态土压力盒与动态孔压计, 检测沉桩过程中桩周土体中的动态响应, 即由沉桩引起的土压力变化值以及沉桩引起的超孔隙水压力变化值那么, 根据有效应力原理 : u, 测得的土压力变化值可作为桩周土在测点位置的总应力变化值, 减去超孔压响应这部分的孔压变化值, 即可得到沉桩过程中桩周土的有效应力变化值时程曲线 ( 又 : 排水刚性桩现场试验孔压响应方面的内容另行撰文 [21] ) 图 8 为相应测点位置的有效应力变化值时程曲线比较图 8(a) 8(b), 不难看出, 沉桩施工结束一段时间后 (9~1 min, 图中 9 s 附近 ), 在桩身近侧.6 m 测点处, 在浅部埋深 ( m) 普通桩与对桩周土体有效应力影响的差异为 1 kpa 左右, 然而在深部埋深 ( m) 位置, 普通桩的沉桩导致桩周土原有有效应力减少约 25 kpa, 的有效应力减小值仅为 45 kpa 二者之所以存在较大差异, 是因为相比, 普通桩在深部土层位置缺乏有效的排水通道, 沉桩过程中积累的大量超孔压无法迅速消散, 进而导致土体中原有有效应力大幅降低这与静力压桩的力学定

6 第 6 期王翔鹰等 : 抗液化排水刚性桩沉桩过程的土压力响应 (a).6 m 测点 m 埋深位置处有效应力变化值 (c) 1.2 m 测点 m 埋深位置有效应力变化值 (b).6 m 测点 m 埋深位置有效应力变化值 (d) 1.8 m 测点 m 埋深位置有效应力变化值 (e) 3. m 测点 m 埋深位置有效应力变化值图 8 沉桩过程中有效应力变化值时程曲线 Fig.8 Effective stress change value history during pile driving [22] 性分析相符, 龚晓南等认为在压桩过程中, 当桩挤开其周围土体时, 土体中的总应力在增加 ; 有效应力的增大或减小则依赖于桩周土体在剪切和重塑时土体是趋于膨胀或收缩的 ; 正常固结黏土不排水剪切时趋于收缩, 故其有效应力减小结合图 8(c)~8(e), 沉桩过程中, 在非液化土层所在的浅部埋深 ( m) 位置, 与普通桩对桩周土原有有效应力的影响差异较小 ; 在可液化土层所在的深部埋深 ( m) 位置, 能够有效降低沉桩对桩周土原有有效应力的削弱作用上述结果表明 : 现场试验中桩周近侧可液化土层分布位置 (.6 m 测点 m 埋深 ), 相比, 普通桩桩周土体的有效应力有较大损失 ( 约为 2 kpa); 而在其余测量仪器未损坏的位置, 大部分测点处的有效应力相比普通桩损失要小结合土体液化的机制, 尽管试验沉桩与真实地震在荷载形式上有所区别, 但试验结果已经能较好地验证抗液化性能的工作原理 : 减少超孔压积累加速超孔压消散以达到降低土体压力扰动减少有效应力损失从而维持地基稳定 4.4 水平土压力峰值沿埋深分布规律图 9 为普通桩与在各次沉桩过程中不同深度各测点的水平土压力峰值对比其中, 1.8 m 测点处 m 埋深 3. m 测点处 m 埋深两个位置的动态土压计损坏 ; 普通桩.6 m 测点处 -1 m 埋深位置的动态土压计损坏 ; 一次沉桩过程中 1.2 m 测点处 m 埋深位置的动态土压计过载

7 219 岩土力学 218 年沉桩位置仪器测点 m 测点 1.2 m 测点 1.8 m 测点 3. m 测点 (a) 一次沉桩沉桩位置仪器测点 m 测点 1.2 m 测点 1.8 m 测点 3. m 测点 (b) 二次沉桩沉桩位置仪器测点 m 测点 1.2 m 测点 1.8 m 测点 3. m 测点 (c) 三次沉桩 -2-2 Fig.9 图 9 水平土压力峰值竖向分布 Distribution of peak horizontal soil pressure in vertical direction 图 9 中数据表明, 桩周土体在桩体沉桩过程中产生的水平土压力峰值随着深度的增加逐渐增大, 但在不同水平间距的测点处与普通桩有所区别各次沉桩过程中, 在相对较远的 m 测点处, 与普通桩的水平土压力峰值较为接近 ( 幅值差 <15%), 其中 1.8 m 测点 -1 m 埋深 3. m 测点 -1 m 埋深两个位置与普通桩的水平土压力峰值基本相同在相对较近的 m 测点处, 与普通桩的水平土压力峰值在浅部埋深位置较为接近, 在深部埋深位置桩周的水平土压力峰值远小于普通桩其中.6 m 测点 m 埋深位置, 一次二次三次沉桩过程中与普通桩的水平土压力峰值之比分别为 25% 33% 39%;1.2 m 测点 -1 m 埋深位置, 一次二次三次沉桩过程中与普通桩的水平土压力峰值之比分别为 41% 42% 44%;1.2 m 测点 m 埋深位置, 二次三次沉桩过程中与普通桩的水平土压力峰值之比分别为 58% 74%

8 第 6 期王翔鹰等 : 抗液化排水刚性桩沉桩过程的土压力响应 2191 上述结果表明 : 对比普通桩, 能够有效降低桩周近侧 (.6 m 测点 1.2 m 测点 ) 深部土体 (-1 m 埋深 ) 在沉桩过程中产生的水平土压力峰值, 减小沉桩过程对深部土体的扰动, 从而增加桩基及上部建筑的结构稳定与抗震性能 4.5 桩周水平土压力峰值规律图 1 为单次沉桩过程中不同埋深处 ( -1 m) 普通桩与的水平土压力峰值沿测点到桩心距离的分布图桩径 d 取方桩边长 3 mm, 则 m 各测点即为 2 倍 4 倍 6 倍 1 倍桩径位置 Fig (a) m 埋深距离桩径比 (r/d) (b) -1 m 埋深距离桩径比 (r/d) (c) m 埋深图 1 桩周水平土压力峰值分布 Distribution of peak horizontal soil pressure in horizontal direction 由图 1 可知, 比较同桩不同距离桩径比处的数据, m 埋深, 桩周 4 倍桩径处的水平土压力峰值为 2 倍桩径处的 68%, 普通桩桩周 4 倍 6 倍 1 倍桩径处的水平土压力峰值为 2 倍桩径处的 65% 39% 13%;-1 m 埋深, 桩周 4 倍 6 倍 1 倍桩径处的水平土压力峰值为 2 倍桩径处的 47% 61% 28%, 普通桩桩周 6 倍 1 倍桩径处的水平土压力峰值为 4 倍桩径处的 57% 23%; m 埋深, 桩周 6 倍 1 倍桩径处的水平土压力峰值为 2 倍桩径处的 95% 69%, 普通桩桩周 4 倍 6 倍 1 倍桩径处的水平土压力峰值为 2 倍桩径处的 71% 26% 15% 距离桩径比 (r/d) 同时, 对比相同位置与普通桩的数据, m 埋深, 与普通桩的桩周水平土压力峰值比在 2 倍桩径处为 95%, 在 4 倍桩径处为 99%; -1 m 埋深, 与普通桩的桩周水平土压力峰值比在 4 倍桩径处为 41%, 在 6 倍桩径处为 94%, 在 1 倍桩径处为 16%; m 埋深, 与普通桩的桩周水平土峰值比在 2 倍桩径处为 25%, 在 6 倍桩径处为 93%, 在 1 倍桩径处为 114% 上述结果表明 : 在单次沉桩过程中, 桩周土体的水平土压力峰值随着测点距离桩心的增加而减小 ; 对于 m 埋深, 对桩周水平土压力峰值的影响作用较小, 对于可液化土所在的 -1 m 埋深, 对水平土压力峰值的有效影响半径可达 4 倍桩径 5 结论本文开展了抗液化排水刚性桩和不含排水体的普通刚性桩的沉桩对比现场试验研究, 分析了沉桩过程中桩周土体动土压力响应变化及其峰值分布规律, 得到的结论如下 : (1) 试验桩沉桩的土压力及有效应力变化情况, 从实践方面较好地验证了抗液化性能的工作原理, 即通过减少桩周土体的超孔压积累并加速其消散, 从而降低土体压力扰动减少有效应力损失以达到维持地基稳定避免土体液化的最终目的 (2) 相比普通桩, 能够减小沉桩过程对桩周深部土体原有土体的扰动, 增加桩周土体的稳定在桩身近侧 (.6 m) 存在可液化土层的深部埋深 ( m) 位置, 的水平土压力响应峰值仅为普通桩的 1/4, 同样时间内其水平土压力响应幅值在峰值后的衰减幅度约为普通桩的 6% (3) 在单次沉桩过程中, 对于 m 埋深, 对桩周水平土压力峰值的影响作用较小, 对于存在可液化土的 -1 m 埋深, 对水平土压力峰值的有效影响半径可达 4 倍桩径 (4) 地震作用下的土体响应与沉桩过程中的土压变化规律在机制上是有所差异的, 抗液化排水刚性桩在地震荷载下对桩周土体中土压的影响作用待后续展开研究参考文献 [1] YASUDA S, HARADA K. Measures developed in Japan after the 1964 Niigata earthquake to counter the liquefaction of soil[c]//1th U.S. National Conference on Earthquake Engineering. Anchorage, Alaska: [s. n.], 214. [2] PARK Y H, KIM S R, KIM S H, et al. Liquefaction of

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01-0982.doc 第 32 卷第 7 期岩土工程学报 Vol.32 No.7 2010 年 7 月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering July 2010 沿海碎石回填地基上高能级强夯系列试验对比研究年廷凯 1,2, 水伟厚 3, 李鸿江 4, 杨庆 1,2, 王玉立 (1. 大连理工