飽和砂土地基應(yīng)力擴(kuò)散效應(yīng)的離心模型試驗研究

董曉朋, 馬建林, 胡中波,2, 李軍堂, 徐 力

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,成都 610031； 2.中國長江三峽集團(tuán),北京 100038； 3.中鐵大橋局集團(tuán)有限公司,武漢 430050； 4.中鐵大橋勘測設(shè)計院集團(tuán)有限公司,武漢 430056)

飽和砂土地基應(yīng)力擴(kuò)散效應(yīng)的離心模型試驗研究

董曉朋1, 馬建林1, 胡中波1,2, 李軍堂3, 徐 力4

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,成都 610031； 2.中國長江三峽集團(tuán),北京 100038； 3.中鐵大橋局集團(tuán)有限公司,武漢 430050； 4.中鐵大橋勘測設(shè)計院集團(tuán)有限公司,武漢 430056)

沉井基礎(chǔ)在大跨度橋梁工程中的應(yīng)用已越來越廣泛。在沉井基礎(chǔ)的沉降計算中,附加應(yīng)力影響范圍的確定一直是重點(diǎn)和難點(diǎn),主要涉及應(yīng)力擴(kuò)散起始位置、擴(kuò)散角大小和附加應(yīng)力影響深度3個方面。針對目前現(xiàn)有理論及常用規(guī)范對確定附加應(yīng)力影響范圍的不適用性,開展沉井基礎(chǔ)作用下飽和砂土應(yīng)力擴(kuò)散效應(yīng)的研究具有十分重要的意義。通過離心模型試驗開展4組不同埋置深度條件下沉井基礎(chǔ)的靜載荷試驗,確定飽和砂土地基中附加應(yīng)力的影響范圍,試驗結(jié)果可為工程設(shè)計提供依據(jù)。

離心模型試驗；應(yīng)力擴(kuò)散；沉井基礎(chǔ)；沉降計算；飽和砂土

近年來，伴隨著我國高速交通的快速發(fā)展，一大批跨江越海大橋得以建造。沉井基礎(chǔ)以其承載能力大、剛度大、協(xié)調(diào)不均勻沉降的能力強(qiáng)、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)已被廣泛應(yīng)用于工程實踐[1-3]。

目前，我國工程界通常采用分層總和法計算地基沉降[4]。對于沉井基礎(chǔ)的沉降計算而言，國內(nèi)外現(xiàn)行計算方法往往將其視為一個深埋的實體基礎(chǔ)，應(yīng)用淺基礎(chǔ)的沉降計算方法進(jìn)行沉降計算，由于基礎(chǔ)埋深較深、上部結(jié)構(gòu)與地基基礎(chǔ)共同作用及側(cè)向約束作用，其沉降計算方法更加復(fù)雜，至今還未完全解決[5]。為了考慮土的壓縮性對基礎(chǔ)沉降的影響，首先需要確定附加應(yīng)力的影響范圍，其涉及地基類型，基礎(chǔ)形式、埋深，外部荷載等多個因素的影響，主要包括應(yīng)力擴(kuò)散起始位置、擴(kuò)散角大小及附加應(yīng)力影響深度3個方面。

在確定應(yīng)力擴(kuò)散起始位置及擴(kuò)散角大小時，主要有3類方法：一是考慮從承臺開始的應(yīng)力擴(kuò)散角α=φ/4(φ為土體的內(nèi)摩擦角)，附加應(yīng)力從基底平面算起[6]。二是附加應(yīng)力從基底平面算起，不考慮應(yīng)力擴(kuò)散角，國內(nèi)現(xiàn)行規(guī)范[7-11]均采用此法。三是應(yīng)力在基底以上某一高度(1/m)處開始擴(kuò)散，太沙基和皮克[12]曾建議1/m=1/3，附加應(yīng)力也在該位置起算；美國橋梁設(shè)計規(guī)范[13]沿用此法，且1/m的值常取1/3或1/2。

對于附加應(yīng)力影響深度的計算，現(xiàn)行常用規(guī)范多采用“應(yīng)變控制法”或“應(yīng)力控制法”確定。其中，鐵路規(guī)范[7]、公路規(guī)范[8]和建筑地基規(guī)范[9]均采用“應(yīng)變控制法”來確定，所不同的是，上述各規(guī)范對計算深度以上所取土層厚度的規(guī)定有所不同，根據(jù)該薄層所產(chǎn)生的沉降量不大于修正前總沉降量的0.025倍，以此來確定影響深度，因此3種規(guī)范方法得到的影響深度各不相同[14]。樁基規(guī)范[10]則采用“應(yīng)力控制法”滿足計算深度處的附加應(yīng)力為該處自重應(yīng)力的0.2倍來確定；上海地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范[11]要求計算深度處的附加應(yīng)力為該處自重應(yīng)力的0.1倍；美國橋梁設(shè)計規(guī)范[13]規(guī)定計算深度處的附加應(yīng)力為基底附加應(yīng)力的0.1倍，以此來確定影響深度。此外，當(dāng)無相鄰荷載影響且基礎(chǔ)寬度在1～30 m時，附加應(yīng)力影響深度可近似由zn=b(2.5-0.4lnb)進(jìn)行計算[9]。

上述理論及規(guī)范雖給出了附加應(yīng)力影響范圍，但由于計算模式和設(shè)計人員技術(shù)經(jīng)驗不同，往往選用的方法不同，最終導(dǎo)致沉降計算結(jié)果的差異，從而增加了工程設(shè)計計算的盲目性和風(fēng)險。鑒于此，基于離心模型試驗，開展了飽和砂土地基中沉井基礎(chǔ)的靜載荷試驗，確定了附加應(yīng)力的影響范圍，對實際工程有一定的指導(dǎo)意義。

1 試驗方案

1.1 試驗設(shè)備及裝置

本試驗采用西南交通大學(xué)TLJ-2型土工離心機(jī)，其最大容量為100 gt，最大加速度為200g，有效半徑為2.7 m。

試驗采用的模型箱正面為有機(jī)玻璃板，其余三面及底板為鋼板，尺寸為80 cm(長)×70 cm(寬)×70 cm(高)，模型試驗布置如圖1所示。模型試驗的邊界效應(yīng)主要來自模型箱邊壁對模型的約束作用。當(dāng)模型中結(jié)構(gòu)物與側(cè)壁相對較近時，模型箱的約束會明顯影響到結(jié)構(gòu)物的性狀[15]。本試驗沉井基礎(chǔ)的尺寸為10 cm(長)×7.5 cm(寬)，與箱壁最小距離大于4B(B為基礎(chǔ)寬度)，沉井基底與箱底最小距離為4B，可忽略邊界效應(yīng)[16]。

圖1 試驗布置示意(單位：cm)

1.2 地基土的制備與物理力學(xué)特性

試驗土樣選用福建標(biāo)準(zhǔn)砂，按每層厚度為5 cm分層攤鋪砂土地基，使用壓實儀進(jìn)行多遍夯擊，并根據(jù)每層的體積計算出每層砂土質(zhì)量。重復(fù)此步驟，直至地基厚度達(dá)到設(shè)計要求的45 cm。完成試驗土樣的填筑后，通過預(yù)先埋設(shè)在模型箱四角的注水管緩慢從箱底向上注水，當(dāng)水面高于土面1 cm時，終止注水，靜置24 h，使砂土在自重作用下壓密，以保證每次試驗土樣的均一性。試驗土樣的參數(shù)見表1。

表1 模型試驗福建標(biāo)準(zhǔn)砂基本參數(shù)

注：內(nèi)摩擦角、黏聚力均由直接剪切試驗測得。

1.3 試驗加載及量測

本試驗采用西南交通大學(xué)胡中波等人設(shè)計的加載系統(tǒng)對沉井施加豎向荷載，如圖1所示。試驗采用分級加載，每級加載量為0.2 kN，加載完后實時觀察測力傳感器讀數(shù)的大小，待讀數(shù)穩(wěn)定后，記錄讀數(shù)并施加下一級荷載，直至加載至某級荷載時，測力傳感器讀數(shù)不能穩(wěn)定或小于上一級穩(wěn)定荷載，停止加載，終止試驗。

本試驗采用的土壓力傳感器為TY102型土壓力盒，位移傳感器為CW50型差動式位移傳感器，其外形如圖2所示。

圖2 傳感器

1.4 試驗安排

針對飽和砂土地基開展了4組模型試驗，具體試驗安排見表2。

表2 試驗安排

試驗假定應(yīng)力線性擴(kuò)散，傳感器布置如圖3～圖6所示。

圖3 傳感器布置(H=0cm)(單位：cm)

當(dāng)基礎(chǔ)埋深H=0 cm時，應(yīng)力從基底開始擴(kuò)散。根據(jù)圖3中傳感器與虛線的相對位置，將試驗土樣分為4個區(qū)，由左到右分別為Ⅰ區(qū)、Ⅱ區(qū)、Ⅲ區(qū)、Ⅳ區(qū)。Ⅰ區(qū)傳感器位于同一豎直斷面上，且遠(yuǎn)離沉井基礎(chǔ)，用于判定同一水平斷面其他位置處是否產(chǎn)生附加應(yīng)力；Ⅱ區(qū)靠近土樣表面的兩支傳感器考慮23°(2φ/3，φ為試驗土樣的內(nèi)摩擦角)的擴(kuò)散角布置，靠近模型箱底的3支傳感器考慮29°(5φ/6)的擴(kuò)散角布置；Ⅲ區(qū)傳感器位于同一豎直斷面上(基底以下中心位置)，用于判定附加應(yīng)力影響深度；Ⅳ區(qū)靠近土樣表面的2支傳感器考慮35°(φ)的擴(kuò)散角布置，靠近箱底的3支傳感器考慮40°的擴(kuò)散角布置。

圖4 傳感器布置(H=15 cm)(單位：cm)

當(dāng)基礎(chǔ)埋深H=15 cm時，試驗土樣分區(qū)同前所述。參照美國橋梁設(shè)計規(guī)范，Ⅱ區(qū)應(yīng)力從基底以上H/3位置開始擴(kuò)散，參考H=0 cm的試驗結(jié)果，考慮32°的擴(kuò)散角布置傳感器。Ⅳ區(qū)應(yīng)力從基底以上H/2位置開始擴(kuò)散，同樣考慮32°的擴(kuò)散角布置傳感器。

圖5 傳感器布置(H=5 cm)(單位：cm)

當(dāng)基礎(chǔ)埋深H=5 cm時，試驗土樣分區(qū)同前所述。參考H=15 cm的試驗結(jié)果，應(yīng)力從基底以上H/3位置開始擴(kuò)散，Ⅱ區(qū)考慮33°的擴(kuò)散角布置傳感器，Ⅳ區(qū)考慮34°的擴(kuò)散角布置傳感器。

圖6 傳感器布置(H=10 cm)(單位：cm)

當(dāng)基礎(chǔ)埋深H=10 cm時，試驗土樣分區(qū)同前所述。參考H=5 cm的試驗結(jié)果，應(yīng)力從基底以上H/3位置開始擴(kuò)散，Ⅱ區(qū)考慮34°的擴(kuò)散角布置傳感器，Ⅳ區(qū)考慮35°的擴(kuò)散角布置傳感器。

2 試驗結(jié)果

2.1 應(yīng)力擴(kuò)散起始位置及擴(kuò)散角大小

對于任一水平斷面的傳感器，由于Ⅰ區(qū)傳感器距離基礎(chǔ)較遠(yuǎn)，不受附加應(yīng)力影響，其讀數(shù)為上覆土壓力值，可通過比較Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)、Ⅳ區(qū)應(yīng)力的大小判定Ⅱ區(qū)、Ⅳ區(qū)是否受附加應(yīng)力影響，當(dāng)Ⅱ區(qū)、Ⅳ區(qū)應(yīng)力值與Ⅰ區(qū)接近時，可近似認(rèn)為該位置不受附加應(yīng)力影響；當(dāng)Ⅱ區(qū)、Ⅳ區(qū)應(yīng)力值大于Ⅰ區(qū)時，則該位置受到附加應(yīng)力影響。

根據(jù)上述原則，確定不同埋深條件下，應(yīng)力擴(kuò)散起始位置及擴(kuò)散角試驗結(jié)果如表3所示。

表3 應(yīng)力擴(kuò)散起始位置及擴(kuò)散角試驗結(jié)果

注：H=15 cm的試驗中，Ⅱ區(qū)應(yīng)力略高于Ⅰ區(qū)應(yīng)力，Ⅳ區(qū)應(yīng)力基本上與Ⅰ區(qū)應(yīng)力相等，因而假定應(yīng)力從基底以上H/3位置開始擴(kuò)散。

由表3可知，當(dāng)基礎(chǔ)埋深H=0時，應(yīng)力從基底開始擴(kuò)散；當(dāng)基礎(chǔ)埋深H>0時，應(yīng)力從基底以上H/3位置開始擴(kuò)散。綜合各組試驗結(jié)果，應(yīng)力擴(kuò)散角的變化范圍為34°<θ<35°，可近似取土的內(nèi)摩擦角作為應(yīng)力擴(kuò)散角。

2.2 附加應(yīng)力影響深度

附加應(yīng)力影響深度主要由Ⅲ區(qū)傳感器確定，該區(qū)典型的應(yīng)力-時間曲線如圖7所示，其應(yīng)力發(fā)展規(guī)律如下。

(1)離心機(jī)加速轉(zhuǎn)動階段：應(yīng)力隨加速度的增大近似線性增加，如圖7中的OA段，轉(zhuǎn)速穩(wěn)定后，應(yīng)力達(dá)到A點(diǎn)。

(2)加載階段：隨著上部豎向荷載的施加，淺層地基土體受到附加應(yīng)力的影響，其應(yīng)力不斷增加，且呈非線性狀態(tài)，如圖7中的AB段，直至加載結(jié)束，應(yīng)力達(dá)到最大值(B點(diǎn))。對于深層地基土體而言，受附加應(yīng)力的影響較小，其應(yīng)力基本保持不變，如圖7中的AC段所示。

圖7 應(yīng)力-時間曲線

根據(jù)上述原則，確定不同埋深條件下，附加應(yīng)力影響深度的試驗結(jié)果如表4所示。

表4 附加應(yīng)力影響深度的試驗結(jié)果

注：H=10 cm的試驗中，Ⅲ區(qū)最下層傳感器的應(yīng)力-時間曲線近似如圖7中OAC所示，因而假定附加應(yīng)力影響深度約為30 cm。

綜合上述試驗結(jié)果，考慮N=100的模型比換算為原型尺寸后，對于飽和砂土地基，附加應(yīng)力影響深度在30 m(4倍基礎(chǔ)寬度)左右，而建筑地基規(guī)范方法的計算結(jié)果僅為12.7 m，與試驗結(jié)果差異較大。

3 結(jié)論與建議

通過開展離心模型試驗,研究了飽和砂土地基中沉井基礎(chǔ)在豎向荷載作用下的應(yīng)力擴(kuò)散效應(yīng)。初步結(jié)論與建議如下。

(1)對于飽和砂土地基，當(dāng)基礎(chǔ)埋深H=0時，應(yīng)力從基底開始擴(kuò)散；當(dāng)基礎(chǔ)埋深H>0時，應(yīng)力從基底以上H/3位置開始擴(kuò)散。

(2)應(yīng)力擴(kuò)散角建議取土的內(nèi)摩擦角φ。

(3)對于本文的試驗結(jié)果，附加應(yīng)力的影響深度在30 m左右，約為基礎(chǔ)寬度的4倍。國內(nèi)常用的《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》(GB50007—2011)的計算結(jié)果偏小。

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Study on Foundation Stress Dispersion Effect in Saturated Sand Based on Centrifugal Model Test

DONG Xiao-peng1, MA Jian-lin1, HU Zhong-bo1,2, LI Jun-tang3, XU Li4

(1. School of Civil Engineering Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2. China Three Gorges Corporation, Beijing 100038, China; 3. China Railway Major Bridge Engineering Group Co., Ltd., Wuhan 430050, China;4. China Railway Major Bridge Reconnaissance & Design Group Co., Ltd., Wuhan 430056, China)

The open caisson foundation is more and more widely used in the big-span bridge engineering. In process settlement calculation, the determination of the additional stress distribution is always the focus and challenge. It mainly includes the initial position of stress dispersion, the size of diffusion angle and the influence depth of additional stress. Hence, the study of the properties of stress dispersion of the open caisson foundation is of great significance. The current approach given in the codes and the existing theory cannot be used for the open caisson foundations subjected to vertical loads under some limit conditions. To deal with this problem, the behaviors of settlement in saturated sand under vertical static loading are investigated based on several centrifugal model tests, and the influence scope of additional stress in saturated sand is determined. The test results may provide some references for engineering practices.

Centrifugal model test; Stress dispersion; Open caisson foundation; Settlement calculation; Saturated sand

1004-2954(2018)01-0084-04

2017-03-16;

2017-04-19

國家重點(diǎn)研發(fā)計劃(2016YFC0802203-1)

董曉朋(1991—)，男，碩士研究生，主要從事地基基礎(chǔ)方面的研究，E-mail：dxp19911126@163.com。

TU473.2

A

10.13238/j.issn.1004-2954.201703160001