樁土復(fù)合路基靜載試驗的改進(jìn)方法

宋浩翰， 洪寶寧*， 單 浩， 姜昌武， 劉 鑫

(1.河海大學(xué)巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實驗室, 南京 210098； 2.江蘇省巖土工程技術(shù)工程研究中心， 河海大學(xué), 南京 210098；3.河海大學(xué)巖土工程科學(xué)研究所, 南京 210098； 4.河海大學(xué)隧道與地下工程研究所, 南京 210098)

樁土復(fù)合路基是高速公路軟基處理中最常用的一種形式,然而,常常出現(xiàn)質(zhì)量檢測滿足要求,但仍有較大的工后沉降,如橋頭跳車等。其原因之一是現(xiàn)有檢測手段自身存在不足,檢測結(jié)果不能反映復(fù)合路基的綜合性能。中國相關(guān)規(guī)范[1-4]在樁土復(fù)合路基質(zhì)量檢測的靜載試驗方面,目前仍沿用剛性基礎(chǔ)的復(fù)合地基檢測思路,用10 cm砂墊層模擬實際墊層作用,方法過于簡單,與樁土復(fù)合路基真實受力狀態(tài)有較大差別。李國維等[5]通過廣東某高速公路路堤荷載作用下的樁、土應(yīng)力試驗,得出了樁土應(yīng)力比在柔性基礎(chǔ)作用下比剛性基礎(chǔ)下小得多的結(jié)論；劉勇[6]認(rèn)為,基礎(chǔ)剛度對水泥粉煤灰碎石(cement fly-ash gravel,CFG)樁端承樁復(fù)合地基的沉降變形有較大影響,柔性基礎(chǔ)下較剛性基礎(chǔ)下樁身上刺更為明顯；徐超等[7]進(jìn)行了水泥土攪拌樁復(fù)合地基的對比試驗,試驗結(jié)果表明,樁的端承條件對于復(fù)合地基樁土承載力的發(fā)揮和沉降影響較大,并建議應(yīng)將荷載特性和樁的端承條件納入水泥土攪拌樁復(fù)合地基的承載力評價當(dāng)中；朱世哲等[8]假定墊層分別為彈性體和彈塑性體,考慮樁體向上刺入墊層和向下刺入持力層的情況,討論了墊層厚度、模量等參數(shù)對樁土應(yīng)力比的影響。眾多研究均表明：樁土復(fù)合路基中墊層在調(diào)節(jié)樁土應(yīng)力比、控制沉降等方面,發(fā)揮著重要作用。墊層模擬的合理性、科學(xué)性是靜載試驗中能否準(zhǔn)確獲取樁土復(fù)合路基質(zhì)量狀態(tài)的關(guān)鍵。針對上述問題,在數(shù)值模擬計算、理論分析和現(xiàn)場試驗的基礎(chǔ)上,提出一種通過在靜載試驗中引入彈性墊層的改進(jìn)方法。

1 現(xiàn)狀分析

對復(fù)合路基墊層的研究[9-12]反映了如何選取合適的復(fù)合路基的墊層厚度、剛度以及墊層的破壞形式等問題,但是對于樁土復(fù)合路基靜載試驗方法本身是否能夠科學(xué)地反映實際加載情況并沒有足夠的重視?，F(xiàn)行規(guī)范的試驗方法中采用的一般為顆粒類砂、石墊層,顆粒類墊層依靠顆粒的流動調(diào)節(jié),補(bǔ)充土體下沉的空缺,減小樁土相對變形。其發(fā)揮程度取決于樁土相對剛度、樁間距土拱特征、墊層剛度和內(nèi)摩擦角等綜合因素,其作用較難控制,也是工程上樁土應(yīng)力比難于準(zhǔn)確測試的原因。彈性橡膠墊層的調(diào)節(jié)機(jī)理是以彈性壓縮,或樁體上刺而減小樁土相對沉降的原理來調(diào)節(jié)樁土應(yīng)力的,因其彈性性質(zhì)不變,彈性系數(shù)相對穩(wěn)定,在選取彈性墊層材料時,能夠依據(jù)成熟的理論獲得樁體、土體的承載力,計算樁體的上刺量,確定滿足上刺量的彈性系數(shù),易于人為控制,能夠達(dá)到預(yù)期效果,更好地模擬實際工況。

同時,現(xiàn)行的靜載試驗承壓板均是剛性的,模擬的是建筑等剛性基礎(chǔ),復(fù)合地基樁、樁間土的豎向變形相同,而對于復(fù)合路基,路堤可視為柔性基礎(chǔ),允許樁體上刺,使樁間土也能發(fā)揮其承載能力,所以現(xiàn)行的靜載試驗結(jié)果不能準(zhǔn)確反映樁土復(fù)合路基的工作性狀,而彈性墊層相比于砂、石墊層而言應(yīng)力比結(jié)果更接近實際工況,其應(yīng)力傳遞規(guī)律更符合現(xiàn)場墊層的工作機(jī)理。因此提出一種以彈性墊層取代傳統(tǒng)砂、石墊層的改進(jìn)的復(fù)合路基靜載試驗方法。

2 必要性和合理性分析

以佛山市高速公路改造項目為工程背景,分別計算了實際路堤、常規(guī)靜載試驗方法和采用不同彈性墊層方法等情況下,樁土應(yīng)力比n、累計沉降s、樁頂刺入量Δs隨荷載作用的變化規(guī)律。通過各種情況的對比分析,論證在靜載試驗中引入彈性墊層的必要性、合理性。

2.1 有限元計算模型及參數(shù)

采用PLAXIS有限元計算軟件進(jìn)行計算和分析。土體采用莫爾-庫侖彈塑性模型；CFG樁采用軟件自帶的樁單元進(jìn)行模擬,樁單元分別由梁單元和特殊界面單元構(gòu)成,其中特殊界面單元用以模擬樁土相互作用,即側(cè)摩阻力和樁端摩阻力；網(wǎng)格采用二次十節(jié)點(diǎn)四面體單位進(jìn)行土體模擬,整體網(wǎng)格疏密度設(shè)定為中等密度,在此基礎(chǔ)上對樁體及墊層周圍土體進(jìn)行加密,加密系數(shù)取為0.2。根據(jù)背景工程資料,建立數(shù)值模擬計算模型如圖1所示。

圖1 數(shù)值模擬計算模型

圖1中,樁體采用樁間距為1.8 m的正方形布置,樁體模量為2×104MPa、樁長為10 m、樁徑為0.5 m。為了減小邊界條件對計算結(jié)果的影響,計算模型為20 m×20 m×30 m,單樁復(fù)合路基靜載試驗面積為1.8 m×1.8 m。地基土層分布自上而下為素填土、淤泥質(zhì)黏土、粉質(zhì)黏土、強(qiáng)風(fēng)化砂巖,其中,淤泥質(zhì)黏土層為主要加固區(qū)。計算模型底部(z=-30)豎向固定；模型側(cè)面(x=-10,x=10；y=-10,y=10)橫向固定。計算工況如下。

(1)單樁復(fù)合路基常規(guī)靜載試驗的模擬計算,即10 cm砂墊層。

(2)引入不同彈性墊層的單樁復(fù)合路基靜載試驗?zāi)M計算,即10 cm砂墊層+不同厚度、模量的彈性墊層,其中：彈性墊層厚度分別取20、30、40、50、60 mm；彈性墊層模量分別取2、4、6、8、10 MPa。

(3)模擬復(fù)合路基路堤荷載計算模型如圖1(b)所示,填土高度為10 m,每級填土1 m,將1 m填土荷載等效為20 kPa的荷載。

根據(jù)設(shè)計單位提供的地質(zhì)勘探資料和試驗資料,計算模型的計算參數(shù)如表1所示。

表1 計算模型的計算參數(shù)

2.2 計算結(jié)果及分析

荷載水平為20～200 kPa,每級等量加載20 kPa,穩(wěn)定后施加下一級荷載直至目標(biāo)荷載。在不同荷載P下,各工況的樁土應(yīng)力比n、累計沉降s、樁頂刺入量Δs的變化規(guī)律如圖2所示,其中工況2中彈性墊層的厚度h固定為40 mm。

圖2 不同彈性墊層下復(fù)合路基變化曲線

由圖2(a)和圖2(b)可知,采用砂墊層的常規(guī)靜載試驗時,樁土應(yīng)力比和累計沉降隨荷載水平的增加而增大,并且關(guān)系曲線近似于線性關(guān)系。由文獻(xiàn)[10]可知,在實際情況下,樁土應(yīng)力和累計沉降量隨荷載的變化皆呈非線性關(guān)系,因此,常規(guī)方法與實際變化規(guī)律不相符合。而引入彈性墊層后,后期樁土應(yīng)力比的增加幅度逐漸減小,而且在同一荷載水平下,彈性墊層的模量越小,樁土應(yīng)力比越小。整體上,引入彈性墊層后,樁土應(yīng)力比相對較小,與路堤荷載的變化曲線相近,表明彈性墊層有減小樁土應(yīng)力比的作用,能夠調(diào)節(jié)樁、土之間的應(yīng)力,使樁間土參與分擔(dān)上部荷載,更符合路堤柔性基礎(chǔ)下復(fù)合地基的承載特性。同時,在同一荷載水平下,引入彈性墊層后的靜載試驗的累計沉降比常規(guī)的大一些,且與路堤荷載下的累計沉降量更為接近。墊層的彈性模量越小,累計沉降越大,主要是由于樁土應(yīng)力比較小,樁間土參與承擔(dān)了上部荷載,更符合路堤荷載下復(fù)合地基的工作性狀。

由圖2(c)可知,樁頂刺入量隨荷載的增加而增加,且路堤荷載下的樁頂刺入量增長速度較快,靜載試驗彈性墊層作用下樁頂刺入量與之接近,而砂墊層下的樁頂刺入量一直維持在較低水平。這是因為砂墊層厚度較薄,而承壓板是剛性的,隨著荷載的增加,迫使樁體和樁間土同步沉降,導(dǎo)致樁體上刺入墊層困難,樁體承擔(dān)大部分荷載,相應(yīng)地沉降也較小,這與路堤柔性基礎(chǔ)作用下復(fù)合路基容許樁體上刺的工作性狀并不符合。

綜上所述,常規(guī)靜載試驗不能很好地模擬實際路堤荷載,而引入彈性墊層的靜載試驗下樁土應(yīng)力比、累計沉降、樁頂刺入量的變化規(guī)律與路堤荷載下變化規(guī)律基本一致,可很好地模擬實際工況。

3 彈性墊層參數(shù)確定

上述數(shù)值模擬結(jié)果表明,引入彈性墊層的靜載試驗下樁土應(yīng)力比、累計沉降、樁頂刺入量的變化規(guī)律與路堤荷載下變化規(guī)律基本一致,可很好地模擬實際工況。為了引入合適的彈性墊層以改進(jìn)樁土復(fù)合路基靜載試驗,有必要對其參數(shù)進(jìn)行確定,對比不同工況下的樁土應(yīng)力比及樁土刺入量以確定彈性墊層參數(shù)。

3.1 彈性墊層參數(shù)的表達(dá)式推導(dǎo)

樁土應(yīng)力比n是反映復(fù)合路基工程性能的綜合性指標(biāo),而樁頂刺入量,即樁和樁周土相對位移Δs,是墊層調(diào)節(jié)復(fù)合路基應(yīng)力分配的基本條件之一,樁土應(yīng)力比n間接決定樁土相對位移Δs的大小,兩者是相互關(guān)聯(lián)的,不是相互獨(dú)立的。褥墊層厚度h和模量E是影響復(fù)合路基樁土應(yīng)力比n的關(guān)鍵因素,而彈性材料重度γ對上部荷載的影響和占比很小,可以忽略不計,故本節(jié)選擇彈性墊層厚度h、模量E作為主要控制參數(shù)以選擇合適的彈性墊層。對上一節(jié)中的數(shù)值計算結(jié)果進(jìn)行分析,圖3分別給出了樁頂刺入量Δs與彈性墊層模量E、厚度h、樁土應(yīng)力比n的關(guān)系曲線。

圖3 樁頂刺入量與墊層模量、厚度、樁土應(yīng)力比的關(guān)系曲線

由圖3(a)可知,Δs與E兩者關(guān)系曲線近似于冪函數(shù),冪次為-0.970 3,接近于-1,故可近似認(rèn)為樁頂刺入量Δs與彈性模量E成反比關(guān)系；由圖3(b)、圖3(c)可知,樁頂刺入量Δs與墊層厚度h、樁土應(yīng)力比n-1呈線性關(guān)系,相關(guān)性系數(shù)為0.996 6、0.999 8,因此,可近似認(rèn)為樁頂刺入量Δs和厚度h以及樁土應(yīng)力比n-1成正比關(guān)系。

綜合上述分析,設(shè)樁頂刺入量Δs是樁土應(yīng)力比n-1、墊層厚度h、彈性模量E有關(guān)的函數(shù),可表示為

(1)

式(1)中：η(E,h,n)為關(guān)于E、h和n的修正系數(shù)；f(q0,m)為關(guān)于荷載q0和樁體置換率m的函數(shù),由彈性力學(xué)基本壓縮量公式可知,壓縮量和應(yīng)力一般呈正向比例關(guān)系。故假定f(q0,m)=q0f(m)。則式(1)可轉(zhuǎn)化為

(2)

式(2)中：η(E,h,n,m)為關(guān)于E、h、n、m和其他因素的修正系數(shù)。經(jīng)過轉(zhuǎn)化,有：

(3)

由式(3)可知,樁頂刺入量、樁土應(yīng)力比與h/E有直接關(guān)聯(lián),當(dāng)h/E滿足一定要求時,彈性墊層滿足刺入量以及承載要求,故可將h/E作為彈性墊層參數(shù)的選擇標(biāo)準(zhǔn)。

3.2 彈性墊層參數(shù)確定

為了確定合理的彈性墊層參數(shù),以樁土應(yīng)力比及樁頂刺入量的相對誤差不大于20%的標(biāo)準(zhǔn),將不同彈性墊層下的數(shù)值計算結(jié)果與路堤荷載下的數(shù)值計算結(jié)果進(jìn)行比較，如圖4、圖5所示。

由圖4可知,當(dāng)h=20 mm及h=30 mm時均不能滿足要求,當(dāng)h=40 mm,滿足要求的彈性模量為2～6 MPa；當(dāng)h=50 mm,滿足要求的彈性模量為4～8 MPa；當(dāng)h=60 mm,滿足要求的彈性模量為4～10 MPa。

圖4 不同彈性墊層下樁土應(yīng)力比的變化曲線

圖5 不同彈性墊層下樁頂刺入量的變化

由圖5可知,當(dāng)h=20 mm及h=30 mm時彈性墊層下樁頂刺入量的變化曲線均不能較好地模擬實際工況。當(dāng)h=40 mm,滿足要求的彈性模量為2～6 MPa；當(dāng)h=50 mm,滿足要求的彈性模量為2～8 MPa；當(dāng)h=60 mm,滿足要求的彈性模量為2～10 MPa。

由分析結(jié)果可知,當(dāng)彈性墊層厚度為20 mm和30 mm時,不能很好地模擬實際工況；當(dāng)彈性墊層厚度h=40 mm,彈性模量E取值為2～6 MPa時,無論是樁土應(yīng)力比還是樁頂刺入量,其與柔性荷載下的復(fù)合路基承載形式是比較接近和相似的。同理,彈性墊層厚度h=50 mm,合理的彈性模量E取值為4～8 MPa；彈性墊層厚度h=60 mm,合理的彈性模量E取值為4～10 MPa。

4 正確性和可靠性驗證

通過現(xiàn)場CFG樁復(fù)合路基試驗,分析改進(jìn)后靜載試驗在沉降及樁土應(yīng)力比的變化規(guī)律,試驗表明彈性墊層具有明顯的應(yīng)力調(diào)節(jié)作用,更能體現(xiàn)實際工程墊層的作用,驗證了改進(jìn)方法的可靠性。

試驗依托佛山市高速公路改造工程項目,共設(shè)置14根CFG樁進(jìn)行試驗,其中1根根據(jù)規(guī)范方法,僅鋪10 cm砂墊層,其余13根采用40 mm和60 mm彈性橡膠墊層+10 cm砂墊層。

現(xiàn)選取佛山市桂花島至仙湖段改造工程的3根CFG樁為例進(jìn)行試驗說明。佛山市桂花島至仙湖段改造工程(一期)K13+650-K13+735、K14+204-K14+335段為采用CFG樁進(jìn)行軟基處理的復(fù)合路基,處理主要地層為淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土,在該段路基隨機(jī)選取37-4#、68-3#、56-7#CFG樁進(jìn)行單樁復(fù)合路基載荷試驗,樁徑0.5 m,樁長15.5 m,樁間距1.8 m,承載力特征值為150 kPa,樁的布置形式呈梅花型。

4.1 試驗方法

采用慢速維持荷載法,加載等級可分為8～12級,每級加載等值,第一級可按2倍每級加載值加載。工程樁試驗最大加載壓力不應(yīng)小于設(shè)計要求特征值的2倍,該試驗只需加載至2倍設(shè)計承載力特征值,如果荷載未加載到最大試驗荷載時,復(fù)合路基就已發(fā)生變形沉降不穩(wěn)定(不合格),荷載可以減到上一級荷載進(jìn)行延時持載。設(shè)置靜載荷自動測試儀,使其在每級荷載施加后按第5、15、30、45、60 min測讀承壓板的沉降量,以后每隔30 min測讀一次,期間每隔90 min就需判斷該級荷載下承壓板沉降是否處于相對穩(wěn)定狀態(tài)。當(dāng)試驗荷載小于等于承載力特征值對應(yīng)的荷載時,承壓板在每一小時內(nèi)的沉降量不超過0.1 mm,此時可認(rèn)為沉降達(dá)到相對穩(wěn)定；當(dāng)試驗荷載大于承載力特征值對應(yīng)的荷載時,承壓板每一小時內(nèi)沉降量不超過0.25 mm,此時可認(rèn)為沉降達(dá)到相對穩(wěn)定；當(dāng)承壓板沉降速率達(dá)到相對穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)時,再施加下一級荷載,直至加載到2倍設(shè)計承載力特征值。如果荷載未加載到最大試驗荷載時,復(fù)合路基就已發(fā)生變形沉降不穩(wěn)定(不合格),荷載可以減到上一級荷載進(jìn)行延時持載。

4.2 試驗主要參數(shù)

根據(jù)試驗方案,試驗的主要參數(shù)如表3所示；CFG樁復(fù)合路基現(xiàn)場試驗情況如圖6所示。

表3 現(xiàn)場試驗主要參數(shù)

圖6 CFG樁復(fù)合路基現(xiàn)場試驗

圖6中采用的承壓板為直徑1.8 m,面積3.24 m2的圓形鋼板,要求試驗最大荷載為972 kN,可分9級等量加載,第一級荷載為60 kPa。

4.3 試驗結(jié)果分析

為進(jìn)一步論證靜載試驗引入彈性墊層的合理性,對CFG樁加載階段P-s曲線、樁土應(yīng)力比進(jìn)行分析。

4.3.1P-s曲線分析

記錄下每一級加載下沉降達(dá)到相對穩(wěn)定時的累計沉降量,3根CFG樁試驗所得的P-s曲線如圖7所示。由圖7可知,隨著復(fù)合路基上部荷載的增加,沉降量也隨著增加,試驗結(jié)果均能滿足設(shè)計和規(guī)范要求,三者的P-s曲線平緩光滑,形態(tài)相似,并且可以看出采用橡膠墊層的兩根試樁前期的曲線幾乎重合,主要原因是所隨機(jī)抽取的3個試點(diǎn)樁體的施工質(zhì)量及施工路段的地質(zhì)情況相近,工程特性較為一致,從側(cè)面說明了對比試驗結(jié)論的可靠性和靜載試驗采用彈性墊層測試方法的穩(wěn)定性。鋪設(shè)10 cm砂墊層的1號樁試驗沉降變形曲線特點(diǎn)表現(xiàn)為非線性,采用彈性橡膠墊層的2、3號樁試驗沉降變形曲線非線性特點(diǎn)表現(xiàn)更為明顯,充分說明了彈性墊層的樁土應(yīng)力調(diào)節(jié)作用明顯,相對于使用單一砂墊層模擬,引入彈性墊層更能體現(xiàn)復(fù)合路基工作機(jī)理。

圖7 現(xiàn)場試驗樁P-s曲線

4.3.2 樁、土應(yīng)力及樁土應(yīng)力比分析

根據(jù)1～3號樁試驗結(jié)果分別對其樁、土應(yīng)力和樁土應(yīng)力比變化規(guī)律進(jìn)行分析,結(jié)果如圖8所示。

由圖8(a)、圖8(b)1號樁結(jié)果分析可以看出,隨著每級荷載的增加,1號樁樁間土、樁頂應(yīng)力逐漸增大,加載到后期荷載較大階段時,樁頂應(yīng)力增加尤為迅速。表明樁體承擔(dān)了絕大部分的荷載,10 cm砂墊層沒有起到調(diào)節(jié)樁土應(yīng)力的作用,沒有體現(xiàn)路堤荷載下墊層的作用特點(diǎn)。同時,由圖8(c)也可以看出,1號樁樁土應(yīng)力比在加載初期緩慢增大,在加載后期急劇增大,其曲線形態(tài)與樁頂應(yīng)力的非常相似,樁間土沒有發(fā)揮承載力作用,與實際路堤荷載下復(fù)合地基工作性狀差異較大。

試驗結(jié)果分析反映,在整個試驗的加載階段,樁體承擔(dān)了絕大部分的荷載,而樁間土并未充分發(fā)揮其承載能力,按照規(guī)范鋪設(shè)的厚10 cm的砂墊層并不能如實際工程中的墊層一樣很好地起到調(diào)節(jié)樁土應(yīng)力的作用,沒有真實反映復(fù)合路基的工作機(jī)理,也就不能通過現(xiàn)行的靜載試驗來獲取準(zhǔn)確的工后沉降信息。

由圖8(a)、圖8(b)2、3號樁結(jié)果分析可以看出,2、3號樁隨著每級荷載的增加,樁間土、樁頂應(yīng)力均逐漸增大,樁間土應(yīng)力呈直線形式增加,樁頂應(yīng)力曲線斜率逐漸減小,即其增加幅度逐漸減小。由圖8(c)可知,隨著荷載水平的增加,2、3號樁土應(yīng)力比先逐漸增加,后增加幅度慢慢變小,3號樁樁土應(yīng)力比達(dá)到峰值時,又緩慢減小。2號樁的樁土應(yīng)力比為7.46～10.65,3號樁的樁土應(yīng)力比為6.54～9.54,比2號樁小,表明彈性墊層的模量對CFG樁復(fù)合路基的樁土應(yīng)力比也有影響,模量大樁土應(yīng)力比也大,與前文數(shù)值計算結(jié)果基本一致。

綜上所述,在整個試驗的加載階段,彈性墊層具有明顯的應(yīng)力調(diào)節(jié)作用,樁體與樁間土在彈性橡膠墊層的調(diào)節(jié)作用下,共同承擔(dān)上部荷載,且增大彈性墊層的模量能增大樁土應(yīng)力比,更能體現(xiàn)CFG樁復(fù)合路基實際工程墊層的作用。

5 結(jié)論

(1)路堤柔性基礎(chǔ)中樁體上刺現(xiàn)象明顯,然而傳統(tǒng)靜載試驗不能很好地反映此現(xiàn)象,其樁土應(yīng)力比偏大,樁頂刺入量偏小,墊層沒有起到調(diào)節(jié)樁土應(yīng)力的作用,因此其結(jié)果與實際情況有較大誤差,不能很好地對復(fù)合路基進(jìn)行檢測。

(2)數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗結(jié)果表明,相較于傳統(tǒng)靜載試驗,引入彈性墊層后的改進(jìn)靜載試驗下樁土應(yīng)力比、累計沉降、樁頂刺入量的變化規(guī)律與路堤荷載下變化規(guī)律基本一致,可更好地模擬實際工況。這為復(fù)合路基的質(zhì)量檢測提供了一種新方法。