深厚填土區(qū)碎石土抗剪性能及樁基力學(xué)特性分析

王林峰，程 平，唐 寧，楊 柳，朱 航

(1. 重慶交通大學(xué) 山區(qū)公路水運(yùn)交通地質(zhì)減災(zāi)重慶市高校市級重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400074；2. 成都理工大學(xué) 地質(zhì)災(zāi)害防治與地質(zhì)環(huán)境保護(hù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610059)

0 引 言

近年來，碎石土作為一種有著較好力學(xué)性能的巖土體材料被廣泛運(yùn)用于公路、鐵路等基礎(chǔ)設(shè)施的路基填筑中。常見的碎石土是不連續(xù)非線性松散體，具有非均質(zhì)性，這是由于“土”和“石”之間的強(qiáng)度差異造成的[1-2]。由于組成碎石土的巖土材料顆粒結(jié)構(gòu)、顆粒粒徑、密度、強(qiáng)度等力學(xué)性質(zhì)復(fù)雜，加之不同地區(qū)巖土體受自然環(huán)境影響，使得深厚填土區(qū)碎石土的力學(xué)能能也存在較大差異。因此，開展不同條件下的碎石土力學(xué)性能研究是保障公路、鐵路工程建設(shè)，提高橋梁樁基承載性能的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。

國內(nèi)外學(xué)者針對碎石土和橋梁樁基等在多因素變化下的力學(xué)性能已有較多研究。宋岳等[3]和郭喜峰等[4]分別對三峽庫區(qū)某滑坡體的土石混合料進(jìn)行取樣，進(jìn)行了直剪試驗(yàn)和篩分試驗(yàn)，得到了庫區(qū)碎石土在含石量和顆粒粒徑變化下的抗剪強(qiáng)度變化規(guī)律；胡峰等[5]考慮含石量、碎石土上覆壓力、土體中塊石尺寸等因素，采用自主研發(fā)的大型土工抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)儀器進(jìn)行了剪切試驗(yàn)，揭示了土石混合體的力學(xué)性能；丁秀麗等[6]運(yùn)用離散元模擬軟件PFC進(jìn)行了碎石土的雙軸壓縮試驗(yàn)，揭示了碎石土在一定含石量條件下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，表現(xiàn)為臺階狀；徐文杰等[7]通過野外試驗(yàn)，對比分析了碎石土在天然狀態(tài)和浸水狀態(tài)的抗剪強(qiáng)度變化規(guī)律；A.SIMONI等[8]和A. A.MIRGHASEMI等[9]分別通過研究發(fā)現(xiàn)，碎石土力學(xué)性能受含石量的影響較大；盧黎等[10]針對特殊大粒徑且含有粉質(zhì)黏土的較密實(shí)碎石土進(jìn)行了抗剪強(qiáng)度分析；裴向軍等[11]研究了含水率和摻砂量對雙聚材料改良碎石土性能的影響。這些研究為碎石土在工程實(shí)際中的應(yīng)用提供了理論參考。

由于道路建設(shè)往往需要穿過溝壑縱橫、地勢起伏的高山峽谷，各種類型的橋梁樁基成為工程建設(shè)所必需，為滿足樁基具有可靠承載地基基礎(chǔ)，阻止樁體負(fù)摩阻力等不利因素產(chǎn)生，工程上常采用深挖后再填埋的方式處理地基。程麥理[12]基于有限元數(shù)值模擬軟件ANSYS分析了黃土地區(qū)樁基的承載力特性；劉源等[13]通過開展室內(nèi)三位荷載試驗(yàn)，分析了樁周土體含水率變化對碎石樁承載性能的影響，對工程實(shí)際起到了較好的指導(dǎo)作用；楊劍等[14]采用數(shù)值模擬方法，將樁周土體強(qiáng)度參數(shù)的相關(guān)距離和變異參數(shù)相結(jié)合進(jìn)行分析。

綜上，筆者依托渝黔高速公路綦江北互通段公路建設(shè)工程項(xiàng)目，考慮深厚填土區(qū)碎石土含水率和含石量變化，通過室內(nèi)試驗(yàn)分析了碎石土抗剪性能，采用數(shù)值模擬揭示橋梁樁基在深厚填土地基土上的承載特性。

1 碎石土物理試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

渝黔高速公路綦江北互通段公路橋梁建設(shè)項(xiàng)目位于重慶市綦江區(qū)新盛鎮(zhèn)附近，由綦江北互通及連接線組成。為更好的開展項(xiàng)目施工，確保橋梁樁基建設(shè)，本試驗(yàn)所用的碎石土原材料取自綦江區(qū)新盛鎮(zhèn)公路橋梁樁基施工現(xiàn)場。該工程棄土場填土為松散堆積，填土區(qū)域厚度范圍為15～40 m，填土粒徑集配差，堆積年限不超過5 a。由于填土堆積時間短，又沒有經(jīng)過壓實(shí)，目前為欠固結(jié)狀態(tài)。碎石土主要由砂泥巖碎塊石及粉質(zhì)黏土組成，石塊大小不一，填土的固結(jié)沉降將會在樁周產(chǎn)生一定的負(fù)摩阻力。

1.2 天然含水率測定

碎石土天然含水率采用烘干法測定[15]。選取具有代表性的碎石土土樣進(jìn)行稱量(分為5個盒子，盒子編號為1～5)，然后放入烘箱中在105 ℃下恒溫烘干8 h，取出土樣冷去至室溫后再稱量其質(zhì)量，采用式(1)計(jì)算其含水率，試驗(yàn)結(jié)果精確至0.01。

(1)

式中：w為含水率，%；m0為鋁盒質(zhì)量，g；m1為鋁盒加濕土質(zhì)量，g；m2為鋁盒加干土質(zhì)量，g。

測得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表1，經(jīng)式(1)計(jì)算得到施工現(xiàn)場碎石土天然含水率為8.33%。

表1 碎石土天然含水率測定結(jié)果Table 1 Determination results of natural moisture content of gravel soil

1.3 碎石土顆粒級配測定

碎石土顆粒分析實(shí)驗(yàn)是為測定碎石土中各粒組所占該土總質(zhì)量的百分?jǐn)?shù)，以便更好了解碎石土粒組成情況。筆者采用篩分法對施工現(xiàn)場取回的碎石土樣進(jìn)行顆粒分析[15]。

根據(jù)篩分試驗(yàn)結(jié)果(表2)繪制顆粒級配曲線，如圖1。根據(jù)顆粒級配曲線，按式(2)、式(3)計(jì)算不均勻系數(shù)和曲率系數(shù)。

(2)

(3)

式中：Cu為不均勻系數(shù)；Cc為曲率系數(shù)；d10、d30、d60分別為顆粒級配曲線上小于該粒徑的土含量占總質(zhì)量10%、30%、60%的粒徑。

經(jīng)計(jì)算，Cu=12、Cc=8.3。根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)：當(dāng)Cu≥5、Cc=1～3時，為良好級配土或不均粒土；若由于該實(shí)驗(yàn)所用碎石土不能同時滿足上述條件，則該碎石土為不良級配土。

表2 碎石土各粒組所占百分比Table 2 The percentage of each group of gravel soil

圖1 碎石土顆粒級配曲線Fig. 1 Grain gradation curve of gravel soil

1.4 碎石土抗剪強(qiáng)度分析

抗剪強(qiáng)度是碎石土的重要力學(xué)性能之一，常用黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ作為評價土體抗剪強(qiáng)度主要參數(shù)。本試驗(yàn)采用YDS-2攜帶式巖、土力學(xué)性質(zhì)多功能試驗(yàn)儀進(jìn)行碎石土直剪試驗(yàn)。

碎石土直剪試驗(yàn)試驗(yàn)采用快剪法，用應(yīng)力控制法施加剪應(yīng)力。垂向荷載保持不變，分級施加剪切荷載，剪切前后的碎石土土樣如圖2。由圖2可知：碎石土剪切后形成的剪切面是凹凸不平的曲面，且曲面粗糙，這正是由于土體中含有不同粒徑的碎石，剪切時碎石和土體的相互錯動及擠壓，在剪切面內(nèi)形成較為粗糙的曲面，這與一般土體的剪切面有較大區(qū)別。

圖2 碎石土剪切前后對比Fig. 2 Comparison of gravel soil before and after shearing

剪切后的試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)按照式(4)、式(5)處理：

(4)

式中：σ為正應(yīng)力，MPa；Iσ為垂向油缸壓力表預(yù)定值，MPa；Iσ0為垂向油缸壓力表初值，MPa；Sv為垂向油缸活塞面積，m2；G為試樣蓋板、滾珠軸承、半球形座和上半部分混凝土試件的總重，kN；Sj為剪切面面積，m2。

(5)

式中：τ為剪應(yīng)力，MPa；Iτ為剪切油缸壓力表預(yù)定值，MPa；Iτ0為剪切油缸壓力表初值，MPa；Sh為剪切向油缸活塞面積，m2；Sj為剪切面面積，m2。

1.4.1 含水率對碎石土抗剪強(qiáng)度參數(shù)影響

施工區(qū)碎石土天然含水率為8.3%，為研究含水率對碎石土抗剪強(qiáng)度參數(shù)影響，本試驗(yàn)設(shè)置含水率為8%、10%、12%這3種不同工況。根據(jù)式(6)計(jì)算出所需水量，然后拌合均勻試驗(yàn)需要的碎石土樣。

(6)

式中：w為所需含水率，%；mw為土體中水的質(zhì)量， g；mo為碎石土的質(zhì)量，g。

采用碎石土直剪試驗(yàn)儀進(jìn)行不同含水率下的試驗(yàn)，如表3；根據(jù)摩爾-庫侖強(qiáng)度公式，繪制碎石土抗剪強(qiáng)度曲線，如圖3；通過擬合公式求得不同含水率下碎石土的內(nèi)摩擦角和黏聚力關(guān)系曲線，如圖4。

由圖3、圖4可知：隨著施工區(qū)碎石土含水量的增加，在相同正應(yīng)力作用下，土樣達(dá)到剪切破壞所需要的剪切應(yīng)力不斷減小，碎石土抗剪強(qiáng)度參數(shù)中的土體黏聚力隨著含水率的增大先平緩減小，當(dāng)含水率超過10%時，碎石土黏聚力減小較快，內(nèi)摩擦角則隨著含水率的增加而減小。

表3 不同含水率碎石土直剪試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Direct shear test results of gravel soil withdifferent moisture content

圖3 不同含水率下碎石土直剪試驗(yàn)曲線Fig. 3 Direct shear test curve of gravel soil with different moisture content

圖4 碎石土含水率與內(nèi)摩擦角、黏聚力的關(guān)系曲線Fig. 4 Relation curve between water content of gravel soil andinternal friction angle and cohesion

碎石土土體中的水具有潤滑作用，這是由于土體孔隙水增多所致，由于含水量增加，碎石土中大粒徑顆粒部分發(fā)生軟化，相互摩擦之后棱角破碎，其強(qiáng)度也就降低了。這也說明，降雨條件下土體抗剪強(qiáng)度降低，易出現(xiàn)土體滑動，需加強(qiáng)對施工區(qū)環(huán)境監(jiān)測，防止災(zāi)害發(fā)生。

1.4.2 含石量對碎石土抗剪強(qiáng)度參數(shù)影響

施工區(qū)域橋梁樁基施工段需要進(jìn)行大量的填土，其碎石含量也是影響土體抗剪強(qiáng)度的重要因素。為合理控制填土質(zhì)量，保障填土地基具有較好的承載力與穩(wěn)定性，需要通過試驗(yàn)確定碎石土含石量對其抗剪強(qiáng)度參數(shù)影響。設(shè)計(jì)碎石土樣的含石量分別為20%、40%、60%。控制碎石土的含水率為天然含水率8.3%，按照碎石土直剪試驗(yàn)步驟開展試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果及分析如表4和圖5、圖6。

由圖5、圖6可知：隨著施工區(qū)碎石土中碎石含量增加，在相同正應(yīng)力作用下，土樣達(dá)到剪切破壞所需要的剪切應(yīng)力不斷增大，碎石土抗剪強(qiáng)度參數(shù)中的土體黏聚力隨著含石量增加逐漸減小，內(nèi)摩擦角則隨著含石量增加而增大。

碎石土黏聚力主要由其中的黏土提供，內(nèi)摩擦角主要由大粒徑塊石提供，當(dāng)碎石含量較少時，碎石土主要表現(xiàn)為土體性質(zhì)，塊石還未形成骨架，當(dāng)碎石含量增多，碎石土中黏土含量減少，相應(yīng)的黏聚力就減小，內(nèi)摩擦角增大。這表明在采用碎石土作為深挖基坑填土材料時，要合理搭配細(xì)顆粒土與大粒徑碎石含量，選擇較好級配的土，經(jīng)充分壓實(shí)后才能保證填土地基具有較好的承載特性，滿足工程需要。

表4 不同含石量碎石土直剪試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Direct shear test results of gravel soils with different stonecontent

圖5 不同含石量下碎石土直剪試驗(yàn)曲線Fig. 5 Direct shear test curve of gravel soil with different stone content

圖6 碎石土含石量與內(nèi)摩擦角、黏聚力的關(guān)系曲線Fig. 6 Relation curve between stone content of gravel soil andinternal friction angle and cohesion

2 樁基力學(xué)特性分析

2.1 模型建立

樁基礎(chǔ)在巖土工程中的運(yùn)用十分廣泛，其力學(xué)特性不僅受樁基自身材料屬性影響，還受地基填充材料在空間上力學(xué)參數(shù)變化影響。筆者采用MIDAS/GTS有限元分析軟件建立深厚填土區(qū)以碎石土作為填土材料的樁基計(jì)算模型，本計(jì)算模型中主要是碎石土和樁這兩種不同性質(zhì)的材料，其中碎石土體為普通黏土，樁體材料為鋼筋混凝土，根據(jù)施工現(xiàn)場填土厚度為15～40 m，設(shè)置模型尺寸為20 m×20 m×50 m，包含基巖和填土層，如圖7。

圖7 有限元計(jì)算模型Fig. 7 Finite element model

模型的樁徑設(shè)為d=1 m，樁長設(shè)為h=30 m，土體設(shè)為均質(zhì)彈塑性土層，土體和樁的計(jì)算參數(shù)如表5。樁和土體間接觸面單元中的法向剛度和切向剛度分別為：KN=1×108kN/m，Ks=1×106kN/m，樁頂集中力為1 000 kN，樁周圍均布荷載為100 kPa。為研究工程區(qū)碎石土填土地基單樁在荷載作用下的沉降規(guī)律和負(fù)摩阻力分布特性的變化規(guī)律，本次數(shù)值模擬分為4種工況，如表6。

表5 模型計(jì)算參數(shù)Table 5 Model calculation parameters

表6 數(shù)值模擬工況Table 6 Numerical simulation conditions

2.2 沉降分析

依據(jù)所建立有限元模型，逐級對樁頂施加荷載，根據(jù)樁體沉降隨荷載的變化規(guī)律，得出單樁的極限承載力。當(dāng)樁頂荷載為1 000 kN時，樁頂豎向位移為2.07 cm，如圖8。

為得出單樁的極限承載力，分別設(shè)置樁頂荷載為500、1 000、1 500、2 000、2 500、3 000、3 500、4 000、4 500 kN，通過模型計(jì)算得到樁頂荷載作用下單樁的荷載-沉降曲線，如圖9。由圖9可知：當(dāng)樁頂荷載達(dá)到3 000 kN時，樁頂沉降出現(xiàn)突變，樁體被破壞，此時的沉降值為55.1 mm，即單樁豎向抗壓極限承載力為3 000 kN。

圖8 樁體沉降計(jì)算結(jié)果Fig. 8 Calculation results of pile body settlement

圖9 單樁Q-s曲線Fig. 9 Q-s diagram for single pile

為更好研究樁體在不同加載次序下的沉降，筆者根據(jù)所設(shè)置的工況分析先堆載后樁載、先樁載后堆載、先樁載再堆載最后樁載這幾種情況下的樁體沉降變化，如圖10。

圖10 加載次序變化時的樁體沉降Fig. 10 Settlement diagram of pile when loading order changes

由圖10可知：首先對樁周碎石土施加堆載至100 kPa時，樁體達(dá)到的最終沉降為47.8 mm，再對單樁樁頂施加荷載至3 000 kN時，樁體形成的最終沉降量為156.5 mm；當(dāng)首先對樁頂施加荷載至3 000 kN時，樁體達(dá)到的最終沉降為55.1 mm，再對樁周碎石土施加荷載至100 kPa時，樁體最終沉降為187.5 mm；若當(dāng)先對單樁施加1 500 kN荷載時，樁體先達(dá)到的沉降為27.7 mm，再對樁周土施加荷載至100 kPa時，樁體沉降為74.7 mm，最后再對樁體施加1 500 kN荷載時，樁體最終沉降等于147.3 mm。

通過分析發(fā)現(xiàn)，當(dāng)先施加堆載時，造成的樁頂沉降變化幅度小于先施加樁載再施加堆載情況，且當(dāng)先施加的樁載越大時，后續(xù)施加堆載時造成的樁頂沉降變化幅度也隨之增大。先施加樁載再堆載最后樁載工況下的樁體最終沉降較小，這種加載方式對樁基承載力有較好發(fā)揮，這與文獻(xiàn)[16]通過數(shù)值模擬的結(jié)論相似，可在工程實(shí)際中運(yùn)用。

2.3 樁側(cè)摩阻力分析

樁基摩阻力產(chǎn)生對樁體承載性能有著重要影響。筆者按表6中的幾種工況對樁側(cè)摩阻力進(jìn)行分析，其數(shù)值模擬結(jié)果如圖11。

圖11 不同加載次序作用下樁側(cè)摩阻力變化規(guī)律Fig. 11 Change rule of pile lateral friction resistance under different loading order

由圖11(a)可知：單樁受到樁頂?shù)暮奢d作用時，此時樁周土受擾動較小，碎石土沉降較小，位移基本保持不變，單樁位移隨著外界樁頂荷載的增加而增大，樁土相對位移中樁體位移比樁周碎石土體位移大，由此形成的樁側(cè)摩阻力為正摩阻力，且隨著樁深的增大不斷增加。

由圖11(b)可知：當(dāng)樁周土受堆載作用且樁頂無荷載時，此時樁周圖受擾動較大，其碎石土體位移隨著堆載作用的增加而增大且遠(yuǎn)大于樁體位移，由此在單樁周圍先出現(xiàn)負(fù)摩阻力。由模擬可知：當(dāng)在樁周土體上施加的堆載從20 kPa逐級增加到100 kPa時，出現(xiàn)在樁側(cè)的負(fù)摩阻力峰值分別為-31.4、-60.8、-80.7、-100.3、-118.8 kPa。隨著時間延長，樁周碎石土體逐漸沉降固結(jié)，位移和變形較小，當(dāng)達(dá)到碎石土和樁體位移一致這一臨界值時，樁土相對位移為零。樁側(cè)摩阻力為零的逐漸固結(jié)穩(wěn)定樁周土位移逐漸減小，當(dāng)樁周土位移與樁體位移相等時，樁側(cè)摩阻力為零。最后由于樁體位移大于土體位移，樁側(cè)將產(chǎn)生負(fù)摩阻力。

由圖11(c)可知：對單樁周圍土體施加一定的堆載時，樁側(cè)將產(chǎn)生負(fù)摩阻力；當(dāng)堆載停止，開始對單樁施加樁頂荷載時，樁體位移將逐漸大于碎石土體位移；因此樁側(cè)負(fù)摩阻力區(qū)逐漸減小，最后形成正摩阻力，實(shí)現(xiàn)摩阻力的重分布。由模擬可知：樁側(cè)負(fù)摩阻力峰值由-118.8 kPa逐級減小為-98.9、-77.9、-51.5、-25.7 kPa，當(dāng)荷載達(dá)到3 000 kN時樁側(cè)負(fù)摩阻力消失。

由圖11(d)可知：當(dāng)對樁體施加的荷載等于1 500 kN時，樁側(cè)僅出現(xiàn)正摩阻力，且逐漸增大；當(dāng)堆載等于20 kPa時，樁頂開始出現(xiàn)負(fù)摩阻力；隨著堆載不斷增大樁側(cè)摩阻力逐漸實(shí)現(xiàn)重分布，正摩阻力減小，負(fù)摩阻力增大；當(dāng)施加1 500 kN樁頂荷載時，樁體和碎石土相對位移再次發(fā)生改變；由此形成樁側(cè)負(fù)摩阻力隨著樁頂荷載的增加而減小，正摩阻力逐漸增大，最后導(dǎo)致樁側(cè)摩阻力再次重新分布。

通過模擬結(jié)果可知：當(dāng)樁土發(fā)生相對位移時，深厚填土區(qū)土體在荷載作用下沉降位移大于樁體位移，初期將產(chǎn)生負(fù)摩阻力，由于時間增長，填土沉降變小，樁體位移大于土體位移，摩阻力出現(xiàn)由“負(fù)”到“正”的變化。由此可知，在樁基施工過程中，為避免樁側(cè)產(chǎn)生不利的負(fù)摩阻力，要事先對填土進(jìn)行夯實(shí)，使土體沉降不會過大，同時為避免樁土產(chǎn)生過大的相對位移，可在樁體外圍設(shè)置保護(hù)套筒。

3 結(jié) 論

筆者依托渝黔高速公路綦江北互通段公路橋梁建設(shè)項(xiàng)目，選取該施工現(xiàn)場深厚填土區(qū)碎石土開展室內(nèi)力學(xué)試驗(yàn)，并分析了以碎石土作為填土地基的樁基在不同荷載及加載次序作用下的力學(xué)特性，得到如下結(jié)論。

1)碎石土抗剪性能受含水率和含石量的影響較大，當(dāng)碎石土含水率從8%增加到12%時，土體黏聚力在8%～10%范圍內(nèi)先平緩的由24.53 kPa減小到24.36 kPa；當(dāng)含水率超過10%時，則迅速減小到21.51 kPa；內(nèi)摩擦角則隨著含水率增加從14.04°減小到11.86°。這表明：水對碎石土具有潤滑和軟化作用，降低了碎石土的抗剪強(qiáng)度；當(dāng)含石量從20%增加到60%時，黏聚力從21.78 kPa減小到15.79 kPa，內(nèi)摩擦角則從15.64°增加到26.57°。要合理搭配細(xì)顆粒土與大粒徑碎石含量，選擇較好級配的碎石土作為填土材料才能滿足工程需要。

2)樁基沉降不僅受荷載大小影響，也受到加載次序影響。先施加堆載造成的樁頂沉降變化幅度小于先施加樁載再施加堆載的情況。施加荷載時，先樁載再堆載最后樁載工況下的樁體沉降較小，工程實(shí)際中可采用這種加載方式。

3)加載次序?qū)螛稑秱?cè)摩阻力變化規(guī)律有較大影響。當(dāng)只樁載作用時，樁側(cè)出現(xiàn)正摩阻力；只堆載時，在加載前期將產(chǎn)生負(fù)摩阻力，隨著土體固結(jié)穩(wěn)定，負(fù)摩阻力逐漸減小，達(dá)到一定時間后，開始出現(xiàn)正摩阻力；先堆載且使堆載等級穩(wěn)定后，隨著樁載施加，樁-土相對位移發(fā)生變化，摩阻力將重新分布；樁體負(fù)摩阻力的產(chǎn)生取決于樁土相對位移大小，在實(shí)際施工過程中，要確定合理的加載次序及加載大小。