膨脹土地區(qū)自平衡試驗(yàn)負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)研究

歐孝奪,呂政凡,陸小金,江 杰,李 勝,秦金喜

(1. 廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，廣西 南寧 530004；2. 工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣西 南寧 530004；3. 廣西金屬尾礦安全防控工程技術(shù)研究中心，廣西 南寧 530004；4. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092)

1 概述

隨著工程建設(shè)的發(fā)展，樁基礎(chǔ)因其擁有獨(dú)特的優(yōu)勢而得到了廣泛應(yīng)用，然而各種復(fù)雜條件下應(yīng)用的樁基礎(chǔ)對基樁承載力試驗(yàn)提出了挑戰(zhàn)。自平衡試樁法由于其獨(dú)特的加載方式，而具備試驗(yàn)簡單易行、操作安全、不受場地和噸位制約的優(yōu)點(diǎn)，極大地節(jié)省了檢測成本和檢測時間，是一種先進(jìn)的檢測技術(shù)[1]。采用自平衡法確定試樁極限承載力時，需將上、下2段樁按2根獨(dú)立的受檢樁取極限值，再采用等效轉(zhuǎn)換方法獲得自平衡試樁的極限承載力。其中負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)的取值是自平衡試樁承載能力準(zhǔn)確與否的關(guān)鍵所在。

目前規(guī)范規(guī)定當(dāng)無可靠比對試驗(yàn)資料和地區(qū)經(jīng)驗(yàn)時，不同土質(zhì)條件下的轉(zhuǎn)換系數(shù)可取0.8～1.0，其取值是針對各個地區(qū)給出的建議值，這種考慮下各地區(qū)土質(zhì)差異的取值方法偏保守。李小娟[2-3]等以某橋梁的3根鉆孔灌注樁為試驗(yàn)對象，先后進(jìn)行自平衡靜載試驗(yàn)和傳統(tǒng)靜載試驗(yàn)，通過對比2種測試方法的極限側(cè)摩阻力值，得出砂性土、黏性土中的轉(zhuǎn)換系數(shù)分別為0.6～0.7、0.7～0.8的結(jié)論。LEE[4]等通過室內(nèi)模型試驗(yàn)對比抗壓樁與抗拔樁側(cè)摩阻力的差異，得到砂土中抗拔樁樁側(cè)摩阻力為抗壓樁的0.56倍。KIM[5]等研究了由側(cè)摩阻力引起的自平衡法與傳統(tǒng)靜載法樁身壓縮量之比，研究表明樁的長徑比、土質(zhì)和排水狀況對樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮存在影響。張新蕾[6]、陳長流[7]、趙天時[8]通過現(xiàn)場試驗(yàn)得到了自重濕陷黃土樁基負(fù)摩阻力的分布規(guī)律。周奎[9]、劉辰麟[10]、李心平[11]則通過現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)合數(shù)值模擬的方法分析了黃土濕陷性差異、厚度、抗剪強(qiáng)度和樁體參數(shù)等因素對黃土地區(qū)負(fù)摩阻力的影響。齊靜靜[12-14]等通過現(xiàn)場試驗(yàn)研究了濕陷黃土地區(qū)的自平衡試樁負(fù)摩阻力的發(fā)展規(guī)律。HOONIL[15]等采用數(shù)值模擬的方法，得出不同長徑比和土體彈性模量對應(yīng)的轉(zhuǎn)換系數(shù)。從上述文獻(xiàn)可以看出，特殊土負(fù)摩阻力的對比試驗(yàn)主要集中在對濕陷性黃土的研究，而對膨脹土的研究尚不多見。針對實(shí)際工程中特殊土的負(fù)摩阻力取值，設(shè)計者大多參照規(guī)范中相似土層取值，例如膨脹土按黏土取值。顯然這是不準(zhǔn)確的，這將極大影響自平衡靜載試驗(yàn)技術(shù)在膨脹土地區(qū)的準(zhǔn)確性。

膨脹土是一種遇水膨脹失水收縮的特殊性土。在膨脹土地區(qū)中進(jìn)行自平衡靜載試驗(yàn)確定極限承載力時，需要通過等效轉(zhuǎn)換方法確定，但自平衡規(guī)范[16]并未針對膨脹土特性給出相應(yīng)負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)。因此，研究膨脹土中自平衡試驗(yàn)負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)，不僅對膨脹土地區(qū)自平衡靜載試驗(yàn)的準(zhǔn)確性有積極作用，也有利于自平衡靜載試驗(yàn)技術(shù)在特殊土分布地區(qū)推廣應(yīng)用，具有顯著的現(xiàn)實(shí)意義。本文研究成果可為膨脹土地區(qū)自平衡試驗(yàn)負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)γ取值提供參考。

2 模型試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)裝置包括模型箱、模型樁、底座、支架、砝碼、浸水裝置和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(包括壓力傳感器、百分表和應(yīng)變儀)，具體布置如圖1、圖2所示。試驗(yàn)所用模型箱為高度880 mm、直徑580 mm、壁厚3 mm的鋼桶，桶底加焊3 mm的圓形鋼板以防止夯土造成桶底變形；為方便注水管的連接，在鋼桶作業(yè)側(cè)壁距底部20 mm處預(yù)留孔徑為20 mm、向外延伸40 mm的連接口；模型箱底部的孔與PVC管間設(shè)有O型線圈，在浸水試驗(yàn)時作防水措施，在加載時取下O型線圈使試樁自由滑動[17]。

圖1 試驗(yàn)裝置正面圖(單位：mm)Figure 1 Front view of test equipment(Unit:mm)

圖2 試驗(yàn)裝置側(cè)面圖(單位：mm)Figure 2 Side view of test equipment(Unit:mm)

試驗(yàn)采用的傳統(tǒng)靜載模型樁和自平衡試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆兜纳稀⑾?段樁均為鋁合金制空心管，外徑25 mm、壁厚2 mm。試驗(yàn)樁入土深度為670 mm，未入土部分長30 mm，另在樁頂以下20 mm處一側(cè)預(yù)留10 mm圓孔，用于引出應(yīng)變片連接線，如圖3所示[17]。

圖3 模型樁實(shí)物圖Figure 3 Model pile drawing

2.2 試驗(yàn)用土

試驗(yàn)用膨脹土取自廣西南寧地區(qū)某工地，取樣深度范圍為2～2.5 m，通過室內(nèi)試驗(yàn)測得土樣天然含水率為18%，干密度為1.48 g /cm3，屬于弱潛勢膨脹土，其物理參數(shù)如下：自由膨脹率48.5%，天然含水率20.02%，液限64.0%，塑限32.0%，塑性指數(shù)32.0%，天然密度1.48 g/cm3。采集的擾動土通過烘干、粉碎制成初始含水量為18%的土樣用于填筑，控制實(shí)際與設(shè)計含水率、干密度偏差不超過±1%。模型試驗(yàn)土體按每層100mm進(jìn)行分層填筑，并對每層填土取樣測其含水率，稱取土樣后采用人工夯實(shí)至干密度為1.48g /cm3。

2.3 試驗(yàn)內(nèi)容

試驗(yàn)分為2組，第1組為膨脹土未浸水情況下，對傳統(tǒng)靜壓樁和自平衡試樁進(jìn)行逐級加載，直至試樁破壞；第2組為膨脹土浸水膨脹至土體飽和后，再對傳統(tǒng)靜壓樁和自平衡試樁進(jìn)行逐級加載，直至試樁破壞。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

通過Q-S曲線確定自平衡試樁極限承載力主要有以下2種情況：①對于有明顯突變的Q-S曲線，取突變點(diǎn)前一級荷載作為極限承載力；②對于無明顯突變的“緩變”型Q-S曲線，極限承載力可取累計位移達(dá)到40 mm時所施加的某一級荷載。

提取試驗(yàn)所得未浸水工況下和浸水工況下傳統(tǒng)靜壓樁、自平衡試樁荷載-沉降曲線(Q-S曲線)如圖4、圖5所示，向上位移為正，向下位移為負(fù)，試驗(yàn)Q-S曲線均存在明顯的突變點(diǎn)。由此分析：

a.未浸水工況下：對于傳統(tǒng)靜壓樁，樁頂累積位移為13.2 mm，加載前期位移隨荷載增加呈緩慢增加趨勢，當(dāng)荷載增加至1 360 N時，位移增量有增大趨勢，荷載繼續(xù)增大至1 750 N時，位移已達(dá)15.0 mm，卸載后回彈量僅為1.8 mm，已超出彈性工作范圍，可判定試樁已發(fā)生破壞，取1 570 N為靜載試樁極限承載力。對于自平衡試樁，上段樁與下段樁的Q-S曲線發(fā)展趨勢基本相同，分別取上下段曲線的拐點(diǎn)處對應(yīng)荷載為極限荷載，上下段樁極限承載力分別為660 N和758 N。

b.浸水工況下：對于傳統(tǒng)靜壓樁，樁頂累積位移為5.4 mm，加載前期位移隨荷載增加的趨勢緩慢，當(dāng)荷載增加到1 200 N時，位移增量有增大趨勢，繼續(xù)增大1 320 N時位移已達(dá)10.0 mm，卸載后回彈量僅為2.1 mm，已超出彈性工作范圍，可判定試樁已發(fā)生破壞，取1 200 N為靜載試樁極限承載力。對于自平衡試樁，上段樁與下段樁的Q-S曲線發(fā)展趨勢基本相同，分別取上下段曲線的拐點(diǎn)處對應(yīng)荷載為極限荷載，上下段樁極限承載力分別為378 N和578 N。

圖4 2種工況下傳統(tǒng)靜壓樁Q-S曲線Figure 4 The Q-S curves of traditional static pressure pile under two working conditions

圖5 2種工況下自平衡試樁Q-S曲線Figure 5 The Q-S curves of self-balancing test pile under two working conditions

同時根據(jù)規(guī)范[16]中的單樁豎向受壓承載力確定方法，單樁的豎向極限承載力應(yīng)取Q-S曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)時對應(yīng)的荷載值或s-lgt曲線尾部出現(xiàn)明顯下彎曲時的前一級荷載值。提取沉降-時間對數(shù)曲線如圖6、圖7所示。綜合分析圖4～圖7，可以推斷未浸水工況下傳統(tǒng)靜壓樁，及自平衡上、下段樁豎向極限承載力為1 570、660、758 N；在浸水工況下傳統(tǒng)靜壓樁，及自平衡上、下段樁豎向極限承載力為1200、378、578 N。

(a) 未浸水工況

(b) 浸水工況

(a) 未浸水工況

(b) 浸水工況

4 負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)確定

4.1 轉(zhuǎn)換系數(shù)的確定

本文模型試驗(yàn)采用的自平衡試樁與傳統(tǒng)靜壓樁樁長、樁徑均相同，且是在同樣邊界條件下完成加載的，可以認(rèn)為試樁極限承載力相同，故將傳統(tǒng)靜壓樁極限承載力視為自平衡試樁整根樁極限承載力。采用式(1)計算試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)，求得未浸水時負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)為0.82，浸水時為0.63。

(1)

式中:Q為傳統(tǒng)靜壓樁加載極限值；Q上、Q下分別為自平衡試樁上、下段加載極限值；W為上段樁自重；γ為受檢樁的負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)。

4.2 自平衡試驗(yàn)等效轉(zhuǎn)換結(jié)果

為驗(yàn)證對比試驗(yàn)所得轉(zhuǎn)換系數(shù)γ的可靠性，將自平衡試樁結(jié)果向傳統(tǒng)靜載試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行等效轉(zhuǎn)換。試驗(yàn)結(jié)果轉(zhuǎn)換分為2個部分，第1部分為荷載轉(zhuǎn)換，可通過式(1)實(shí)現(xiàn)。第2部分為位移轉(zhuǎn)換，靜壓試樁位移包括樁端土壓縮變形與樁身壓縮變形，其中樁身壓縮變形量為樁端阻力與樁側(cè)摩阻力引起的壓縮變形量之和，按式(2)、式(3)、式(4)計算。因等效靜載樁下段與自平衡樁下段受力情況相同，且位移相等，直接取下段樁位移s下為樁端土壓縮變形。等效后整樁位移s見式(5)。

(2)

(3)

(4)

s=s下+Δs

(5)

式中：Δs為上段樁樁身壓縮變形量；Δs1為在樁端阻力作用下上段樁樁身的壓縮變形量；Δs2為在樁側(cè)摩阻力作用下上段樁樁身的壓縮變形量；Ep為樁身彈性模量；Ap為樁身截面面積；L為上段樁長度。

在上式中，特別注意的是式(4)中Q下荷載的取值應(yīng)采用位移s上=s下所對應(yīng)的荷載值。為了直觀顯示不同轉(zhuǎn)換系數(shù)對轉(zhuǎn)換結(jié)果的影響，假設(shè)浸水前后轉(zhuǎn)換系數(shù)不變，γ取0.7。等效轉(zhuǎn)換結(jié)果如圖8、圖9所示。

圖8 未浸水工況下自平衡等效曲線與傳統(tǒng)靜壓曲線Figure 8 The curves of equivalent test pile and traditional static pressure pile without flooding

圖9 浸水工況下自平衡等效曲線與傳統(tǒng)靜壓曲線Figure 9 The curves of equivalent test pile and traditional static pressure pile in flooding condition

由圖8、圖9可見，浸水前γ取0.82，浸水后γ取0.63，自平衡等效轉(zhuǎn)換Q-S曲線與傳統(tǒng)靜壓試樁Q-S曲線匹配程度較好。當(dāng)假設(shè)浸水前后轉(zhuǎn)換系數(shù)不變，γ取0.7，轉(zhuǎn)換曲線與傳統(tǒng)靜壓曲線有一定的偏差，說明γ取值對轉(zhuǎn)換結(jié)果影響較大。

5 數(shù)值模擬對比與不同含水率分析

本文在國內(nèi)學(xué)者普遍認(rèn)可的溫度場等效濕度場理論基礎(chǔ)上，采用有限差分軟件FLAC3D對膨脹土負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值的參數(shù)影響進(jìn)行分析。在土中設(shè)置熱源使土體加熱膨脹，設(shè)定其發(fā)熱功率即熱膨脹率來模擬膨脹土的膨脹系數(shù)。求解過程設(shè)定溫度計算為主步，靜力計算為從步，實(shí)現(xiàn)熱力耦合來對膨脹土樁基靜載試驗(yàn)的模擬。

5.1 模型建立

5.1.1溫度場等效濕度場理論

FLAC3D中的溫度模塊可以模擬材料中的瞬態(tài)傳導(dǎo)，以及因溫度發(fā)展而產(chǎn)生的位移與應(yīng)力，即溫度應(yīng)力導(dǎo)引起應(yīng)變。FLAC3D中的能量方程表達(dá)式為：

(6)

式中：qi,i為qi在i方向的導(dǎo)數(shù)，即熱流量向量梯度,W/m3；qv為體熱源強(qiáng)度,W/m3；ζ為單位體積所含熱能,J/m3；t為時間。

溫度會隨著能量儲存和體積應(yīng)變的改變而發(fā)生變化，其本構(gòu)關(guān)系可表示為：

(7)

式中：Mth和βth表示材料常量；T為溫度,℃。當(dāng)βth=0，且Mth=1/ρCV，ρ為密度,kg/m3，Cv為恒定體積下的比熱,J/kg·℃;代入式(7)得到：

(8)

將式(8)代入式(7)，可得能量平衡方程：

(9)

對于靜態(tài)、均勻的各向同性實(shí)體，傅里葉定律表達(dá)式為：

qi=-λTi

(10)

式中:λ為熱導(dǎo)率,W/(m·℃)；Ti為T在i方向的導(dǎo)數(shù)，即溫度梯度,℃/m；當(dāng)qv=0，將式(9)代入式(10)可得熱傳導(dǎo)微分方程：

(11)

FLAC3D的熱力耦合是基于溫度改變引起單元的應(yīng)變而實(shí)現(xiàn)的，溫度引起的應(yīng)變增量Δεij與溫度該變量ΔT的關(guān)系為：

Δεij=αΔTδij

(12)

式中：α為溫度線膨脹系數(shù)；ΔT為溫度增量,℃；δij為Kroneeker delta函數(shù)。

在濕度應(yīng)力場理論中，巖土吸水膨脹的方程可表示為：

(13)

式中：Δεw為吸水膨脹引起的應(yīng)變增量；β為膨脹土的膨脹系數(shù)；Δw為含水量變化量；δij為Kroneeker delta函數(shù)。聯(lián)立式(12)、 式(13)可得：

(14)

基于上述理論，通過前期進(jìn)行的室內(nèi)膨脹土自由膨脹率試驗(yàn)所得的膨脹土的膨脹系數(shù)β，利用式(14)，及可求得數(shù)值模擬計算所需的溫度線膨脹系數(shù)α。在土中設(shè)置熱源使土體加熱膨脹，設(shè)定其發(fā)熱功率即熱膨脹率來模擬膨脹土的膨脹系數(shù)，進(jìn)而利用FLAC3D溫度模塊對膨脹土樁基的受力過程進(jìn)行熱力耦合分析。

5.1.2相關(guān)參數(shù)及邊界條件

對第1節(jié)模型試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬分析，建立尺寸為0.25 m×0.25 m×0.85 m且中心開直徑0.025 m深度為0.67 m的塊狀模型(土體模型),和直徑0.025 mm、高度0.7 m的圓柱模型(試樁模型)，樁土模型如圖10所示。土體采用Mohr-Coulomb模型，樁體采用isotropic elastic，用溫度場模型(isotropic heat conduction)等效濕度場模型。土體周圍四邊，以及底部均約束三方向自由度，頂部不約束自由度。樁體和土體接觸面采用FLAC3D內(nèi)置的Coulomb滑動模型。

圖10 樁土模型圖Figure 10 Model of pile and soil

本次土體模型采用莫爾-庫倫模型，材料參數(shù)體積模量K、剪切模量G，通過試驗(yàn)測得的土體力學(xué)參數(shù)彈性模量E運(yùn)用式(15)、 式(16)進(jìn)行轉(zhuǎn)換。模型參數(shù)選取如表1所示。

(15)

(16)

樁體與土體之間選取FLAC3D內(nèi)置的interface接觸模型，接觸面參數(shù)法向剛度kn和切向剛度ks按式(17)確定。接觸面參數(shù)取值如表2所示。

(17)

式中:Δzmin為接觸面周邊單元體的最小法向?qū)挾取?/p>

表1 模型參數(shù)取值表Table 1 Model parameter value table材料名稱重度γ/(kN·m-3)體積模量K/MPa剪切模量G/MPa粘聚力c/kPa內(nèi)摩擦角φ/(°)土體14.825.08.473.628.1樁體78.558 00027 000 ——

表2 接觸面參數(shù)取值表Table 2 Contact surface parameter value table樁土界面類型法向剛度kn/(MPa·m-1)切向剛度ks/(MPa·m-1)粘聚力c/kPa內(nèi)摩擦角φ/(°)接觸側(cè)面1.958×1071.958×10755.618.08接觸底面1.958×1051.958×10535.612.08

5.2 計算結(jié)果及分析

通過數(shù)值模擬得到試驗(yàn)樁在各級荷載下的沉降量模擬值，模擬值與模型試驗(yàn)測量值荷載與樁頂沉降關(guān)系曲線如圖11、圖12所示?？梢钥闯?，模擬值與模型試驗(yàn)測量值的樁頂位移均隨著荷載的施加而逐漸增大，表明數(shù)值模擬得到的結(jié)果與試驗(yàn)測試值高度吻合，變化規(guī)律一致，驗(yàn)證了數(shù)值模擬的可靠性。

圖11 自平衡試樁模擬與實(shí)測曲線Figure 11 Simulated and measured curves of self-balancing test pile

圖12 傳統(tǒng)靜壓樁模擬與實(shí)測曲線Figure 12 Traditional static pile simulation and measured curve

通過模型試驗(yàn)僅得到膨脹土含水率為18%(初始含水率)和30%(飽和含水率)的試驗(yàn)結(jié)果，不能完整分析含水率與負(fù)摩阻力取值間的關(guān)系。故采用FLAC3D模擬膨脹土在20%、22%、24%、26%、28%含水率下的負(fù)摩阻力取值，根據(jù)取值分布關(guān)系得到含水率與負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值間的關(guān)系呈二次項(xiàng)分布如圖13所示，負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值隨含水率的增大而呈減小趨勢，相關(guān)系數(shù)R2=0.977 1，這表明膨脹土含水率對負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值影響較大。

圖13 不同含水率與負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值關(guān)系Figure 13 The relationship between different moisture content and conversion coefficient

6 結(jié)論

本文運(yùn)用模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法，對膨脹土在浸水與未浸水2種工況下的自平衡試樁靜載試驗(yàn)和傳統(tǒng)靜載試驗(yàn)進(jìn)行對比分析，得到如下結(jié)論：

a.膨脹土浸水后，基樁豎向承載力減小了23%，原因是浸水后黏聚力下降，膨脹土膨脹對基樁的“緊握”、“上拔”作用使基樁豎向極限承載力變小。

b.膨脹土未浸水時，自平衡負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值為0.82與黏性土取值相近；膨脹土浸水膨脹后，自平衡負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值為0.63，與砂土取值相近。

c.γ取值對轉(zhuǎn)換結(jié)果影響較大，實(shí)際工程中γ取值過于保守，采用上述轉(zhuǎn)換系數(shù)，自平衡試驗(yàn)荷載-位移曲線等效轉(zhuǎn)換為傳統(tǒng)靜載試驗(yàn)曲線吻合度較高。

d.負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值隨膨脹土含水率的增大而減小，且呈多項(xiàng)式關(guān)系y=7.441×10-4x2-0.050 2x+1.471，相關(guān)系數(shù)R2=0.977 1。