膨脹土地區(qū)自平衡試樁轉換系數(shù)影響因素分析

歐孝奪 白露 江杰 李勝 秦金喜

摘要：為研究自平衡試樁法中負摩阻力轉換系數(shù)的影響因素及其規(guī)律，確保自平衡試樁法在膨脹土地區(qū)的適用性，對自平衡試樁和傳統(tǒng)靜壓樁的模型試驗進行了數(shù)值模擬研究。采用控制單一變量法，分析了膨脹土的性質、樁體幾何參數(shù)、樁土接觸面性質等因素對自平衡法轉換系數(shù)的影響規(guī)律，并通過擬合得到各因素與轉換系數(shù)間的二次項分布關系式及相關系數(shù)。研究表明：負摩阻力轉換系數(shù)隨膨脹土含水率增大而減小，膨脹土含水率由初始值18%增加到30%時，轉換系數(shù)減小約0.2，且膨脹土自由膨脹率、抗剪強度對試樁極限承載力影響較大;此外，負摩阻力轉換系數(shù)隨著樁長、樁徑的增大而增大，可推測負摩阻力對大直徑超長自平衡試樁影響較小。

關 鍵 詞：自平衡試樁; 膨脹土; 樁基承載力; 轉換系數(shù)

中圖法分類號： TU473.1

文獻標志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2022.05.030

0 引 言

自平衡試樁法作為一種新的基樁承載力測試方法，與傳統(tǒng)的堆載法、錨樁法相比，它不需要壓重平臺或錨樁反力裝置，可節(jié)省時間、人力、費用，近年來廣泛應用于確定單樁極限承載力[1-3]。目前工程中主要采用簡化轉換法將自平衡試樁結果轉換為傳統(tǒng)靜壓試樁荷載與位移曲線，利用負摩阻力轉換系數(shù)將上段樁測試結果轉換為傳統(tǒng)靜壓試樁類似結果，并求解其承載力[4]。因此，轉換系數(shù)的準確取值及影響因素確定是這項技術在不同地區(qū)推廣與應用過程中遇到的一個重要問題。

國內外學者對自平衡試樁靜載荷試驗及應用進行了大量的研究。行業(yè)規(guī)范[5]規(guī)定當無可靠比對試驗資料和地區(qū)經(jīng)驗時，自平衡轉換系數(shù)可取0.8～1.0，長樁或黏性土取1.0，短樁或砂土中取0.8。蔡雨等[6]分別對抗壓樁、抗拔樁和自平衡試樁的荷載傳遞規(guī)律特性進行了模型試驗研究，揭示了三者之間的傳遞特征及正負摩阻力之間的關系。Kim等[7]對自平衡法與靜載法由側摩阻力引起的樁身壓縮量之比進行了研究，結果表明樁側摩阻力的發(fā)揮與樁的長徑比、土質及排水狀況有關。Mission等[8]發(fā)現(xiàn)自平衡轉換系數(shù)與土體不排水抗剪強度的分布、樁長細比、樁側摩阻力有關，用實測的上、下段樁荷載-沉降曲線進行了驗證。Hoonil等[9]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的轉換系數(shù)。羅春波[10]通過ABAQUS軟件分析了樁土剛度比、長徑比、土體泊松比對側阻和位移沿樁身分布規(guī)律的影響。戚元博[11]利用ANASY軟件建立自平衡試樁模型，研究了不同樁徑、樁長、平衡點位置以及樁彈性模量等不同工況對承載力的影響規(guī)律。針對特殊土層的研究，齊靜靜等[12]提出了濕陷性黃土地區(qū)浸水情況下受樁側負摩阻力影響的自平衡測試結果轉換方法，可應用于濕陷性黃土地區(qū)。王長丹等[13]則通過室內離心模擬試驗研究黃土浸水變形與樁基負摩阻力的變化規(guī)律。周奎[14]通過現(xiàn)場試驗結合數(shù)值模擬的方法分析了黃土濕陷性強弱、黃土厚度、土體抗剪強度以及樁體參數(shù)等因素對黃土地區(qū)負摩阻力產(chǎn)生及影響的規(guī)律。謝立安[15]設計了工程試樁浸水試驗對膨脹土地區(qū)橋梁樁基承載性能及樁身負摩阻力特性的影響進行研究。李紫曄[16]建立了有限元模型模擬研究膨脹土中膨脹力對抗滑樁的內力變形規(guī)律及承載特性的影響。

綜上所述，以上研究并未對膨脹土地區(qū)中采用自平衡試樁法時負摩阻力轉換系數(shù)的影響因素及其影響規(guī)律進行研究。膨脹土作為一種特殊土層，其遇水膨脹將極大影響自平衡靜載轉換系數(shù)的準確取值[17-18]，且行業(yè)規(guī)范并未針對膨脹土特性給出相應的轉換系數(shù)。因此本文針對膨脹土地區(qū)自平衡試樁負摩阻力轉換系數(shù)的影響因素進行模擬分析，就土體、樁體、樁土接觸面等對比因素對轉換系數(shù)的影響規(guī)律進行探討，對自平衡試樁法在膨脹土地區(qū)的推廣應用具有現(xiàn)實意義。

1 模型建立及轉換系數(shù)計算

1.1 模型建立

為方便研究自平衡試樁各參數(shù)變化對負摩阻力轉換系數(shù)的影響，采用FLAC3D有限差分軟件對自平衡試樁與傳統(tǒng)靜壓樁的室內模型試驗[6]進行建模。建立0.25 m×0.25 m×0.85 m且中心去除直徑0.025 m、深度為0.67 m的塊狀模型（土體模型），設置直徑0.025 m、高度0.70 m的圓柱模型（試樁模型），網(wǎng)格劃分如圖1所示。模型共有6 546個節(jié)點，5 696個單元。土體周圍四邊以及底部均約束3方向自由度，頂部不約束自由度。

1.2 模型參數(shù)選取

土體采用Mohr-Coulomb模型，樁體采用Isotropic elastic模型，溫度場采用Isotropic heat conduction模型，設定用土體發(fā)熱功率即熱膨脹率模擬膨脹土的膨脹系數(shù)。樁體和土體接觸面采用FLAC3D內置的Coulomb滑動模型，接觸面參數(shù)法向剛度kn和切向剛度ks用式（1）確定，土體、樁體、接觸面力學參數(shù)取值如表1～3所列。

kn=ks=10maxK+4G/3Δzmin（1）

式中：Δzmin為接觸面周邊單元體的最小法向寬度;K為材料體積模量;G為剪切模量。

1.3 計算結果及分析

通過模擬膨脹土含水率在未浸水（含水率為18%）和浸水（含水率為30%）[17]條件下試樁在各級荷載下的加載值與沉降量，繪制了荷載與沉降關系曲線如圖2～3所示?？梢钥闯鲭S著荷載的施加，樁頂位移逐漸增大，數(shù)值模擬結果變化規(guī)律與實際情況相符。試驗中自平衡試樁和傳統(tǒng)靜壓樁樁長、樁徑相同，且是在同樣邊界條件下完成加載的，因此認為試樁極限承載力相同，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，可采用式（2）計算在各種模擬工況下試樁負摩阻力轉換系數(shù)。

Q=Q上-Wγ+Q下（2）

式中：Q為傳統(tǒng)靜壓樁加載極限值;Q上、Q下為自平衡試樁上下段加載極限值;W為上段樁自重;γ為試樁的負摩阻力轉換系數(shù)。

采用式（2）計算得未浸水（初始含水率18%）時負摩阻力轉換系數(shù)為0.83，浸水（含水率30%）時為0.63。

以上僅測得膨脹土含水率為18%（初始含水率）和含水率為30%時的結果，不能完整分析含水率變化與負摩阻力取值間的關系。故以下對含水率分別為20%，22%，24%，26%，28%時的負摩阻力取值進行模擬，根據(jù)含水率與負摩阻力轉換系數(shù)取值間擬合得到二次項分布關系如圖4所示。

2 膨脹土性質的影響

2.1 膨脹土類型的影響

假定膨脹土含水率為24%，其余參數(shù)如表1～3所列。通過選取溫度膨脹系數(shù)模擬膨脹土膨脹潛勢，溫度膨脹系數(shù)取0.004 0，0.003 5，0.003 0，0.002 5，0.002 0，分別模擬自由膨脹率90%的強膨脹土，80%、70%的中膨脹土和60%、50%的弱膨脹土[17]，分析不同類型膨脹土對轉換系數(shù)的影響。不同類別膨脹土中傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖5所示，膨脹土自由膨脹率與自平衡試樁轉換系數(shù)的關系如圖6所示。

由圖5可知：膨脹土的自由膨脹率對試樁極限承載力影響較大，弱膨脹土中的試樁在荷載1 700 N均已達極限強度，而在中強膨脹土中荷載超過1 800 N仍未達到極限承載力，表明膨脹土的“上拔”作用對試樁極限承載力影響較大。由圖6可知：90%的強膨脹土在含水率24%（即未完全膨脹狀態(tài)）時，試樁負摩阻力轉換系數(shù)為0.5，表明上段樁真實極限承載力是實測值的兩倍，可以看出膨脹土的“上拔”作用對轉換系數(shù)取值影響較大?？赏茰y當考慮自由膨脹率大小時，強膨脹土較弱膨脹自平衡試樁承載力更大，安全性更高。

2.2 土體抗剪強度的影響

關于膨脹土抗剪強度，本文考慮黏聚力大小對轉換系數(shù)取值的影響，分別選取土體黏聚力30，40，50，60，70 kPa，其余參數(shù)如表1～3所列。不同黏聚力膨脹土中傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖7所示，膨脹土黏聚力大小與自平衡試樁轉換系數(shù)的關系如圖8所示。

由圖7可知：膨脹土的黏聚力大小對試樁極限承載力影響較大，黏聚力越小樁端位移越大，極限承載力越小。在膨脹土黏聚力為30 kPa時，試樁極限荷載為1 200 N，而黏聚力達70 kPa時試樁極限荷載達1 700 N。由圖8可知：隨著土體黏聚力的增大，試樁負摩阻力系數(shù)隨之增大，在膨脹土黏聚力為30 kPa時，試樁負摩阻力轉換系數(shù)達0.55。表明土體黏聚力越小，正摩阻力與負摩阻力比值越大。也證實了膨脹土含水率越高轉換系數(shù)越小的現(xiàn)象與土體黏聚力減小有關。因此膨脹土黏聚力較小時，自平衡試樁上段樁真實承載力與實測承載力比值大。

2.3 土體彈性模量的影響

土的彈性模量是表征其力學特征的重要指標，以應變?yōu)?%對應的應力-應變曲線的割線斜率作為膨脹土的彈性模量值。因此本文分別取膨脹土的彈性模量為20，30，40，50 MPa，且保持其他變量不變，模擬樁基自平衡靜載試驗和傳統(tǒng)靜壓試驗。不同彈性模量的膨脹土中傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖9所示，膨脹土彈性模量大小與自平衡試樁負摩阻力轉換系數(shù)的關系如圖10所示。

由圖9可知：膨脹土的彈性模量的變化對試樁極限承載力影響較小，試樁承載力和樁端位移變化很小。由圖10可知：自平衡負摩阻力轉換系數(shù)隨彈性模量的增大而增大，但增幅較小且趨勢并不明顯，可推斷彈性模量變化對轉換系數(shù)影響較小。

3 樁體性質的影響

3.1 樁長的影響

樁長直接影響樁土接觸面積，為研究樁長對自平衡試樁負摩阻力轉換系數(shù)取值的影響，本文分別取樁長為50，60，70，90，110 cm，進行數(shù)值模擬分析。不同樁長的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖11所示，樁長與自平衡試樁轉換系數(shù)的關系如圖12所示。

由圖11可知，樁長90 cm和110 cm的試樁在荷載達到2 000 N時，仍未達到試樁極限承載力，而樁長50 cm的試樁極限承載力為1 200 N，其余試樁極限荷載隨樁長增大有所增加，因此試樁樁長對極限承載力影響較大。由此可知，實際工程中通過增大樁長是增加樁基承載力十分有效的方法。由圖12可知，在樁長為110 cm時，負摩阻力轉換系數(shù)達0.9，表明負摩阻力對長樁影響較小。隨樁長的減小，轉換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。對于短樁，由于上段樁上拔時產(chǎn)生的負摩阻力與下壓時產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此其實際承載力比實測極限加載值要大，所以在自平衡靜載試驗中應注意短樁摩阻力轉換系數(shù)的取值。

3.2 樁徑的影響

同樣，樁徑也直接影響樁土接觸面積，本文分別取樁徑為1.5，2.5，3.5，4.5 cm的樁進行數(shù)值分析。不同樁徑的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖13所示，樁徑與自平衡試樁負摩阻力轉換系數(shù)的關系如圖14所示。

由圖13可知，與樁長類似，樁徑的增大同樣使試樁極限承載力增大。由圖14可知，在樁徑為4.5 cm時，負摩阻力轉換系數(shù)達0.86，表明負摩阻力對大直徑樁影響較小。隨樁徑的減小，轉換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。對于大直徑樁，由于上段樁上拔時產(chǎn)生的負摩阻力與下壓時產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此其實際承載力比實測極限加載值要大，所以在大直徑試樁自平衡靜載試驗中應準確選取負摩阻力轉換系數(shù)。

3.3 樁身彈性模量的影響

分別取樁體彈性模量為70，60，50，40 GPa。不同樁體彈性模量的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖15所示，樁體彈性模量與自平衡試樁負摩阻力轉換系數(shù)的關系如圖16所示。

由圖15可知：樁體的彈性模量的變化對試樁極限承載力影響較小，試樁承載力和樁端位移變化很小。由圖16可知：負摩阻力轉換系數(shù)隨著樁體彈性模量的增大有所變換，但增幅較小且趨勢不明顯，取值基本與樁體彈性模量為70 GPa時相同，即0.7左右。

4 樁土接觸面的力學性質影響

樁土的荷載傳遞不僅與樁、土的獨立特性有關，還與樁土間的接觸性質有關，從而影響自平衡試樁負摩阻力轉換系數(shù)取值。本文分別對接觸面參數(shù)法向剛度kn、切向剛度ks、黏聚力c和內摩擦角φ變化對自平衡試樁負摩阻力轉換系數(shù)取值的影響進行模擬研究。

4.1 切向剛度的影響

分別取接觸面切向剛度為2×105，3×105，4×105，5×105，6×105 MPa/m。不同接觸面切向剛度的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖17所示，接觸面切向剛度與自平衡試樁負摩阻力轉換系數(shù)的關系如圖18所示。

由圖17可知，接觸面切向剛度超過105 MPa/m時，試樁極限承載力顯著增加。當接觸面切向剛度為2×105 MPa/m，試樁極限承載力為1 100 N，而接觸面切向剛度為3×105 MPa/m時，試樁極限承載力已達1 500 N，切向剛度繼續(xù)增大，試樁極限承載力增幅變小。由圖18可知，接觸面切向剛度為2×105 MPa/m時，負摩阻力轉換系數(shù)達0.85，表明接觸面切向剛度對負摩阻力轉換系數(shù)取值影響較大。隨著切向剛度的減小，轉換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。在切向剛度較大時，上段樁上拔時產(chǎn)生的負摩阻力與下壓時產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此其實際承載力比實測極限加載值要大。

4.2 法向剛度的影響

分別取接觸面法向剛度為2×105，3×105，4×105，5×105，6×105 MPa/m。不同接觸面法向剛度的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖19所示，接觸面法向剛度與自平衡試樁轉換系數(shù)的關系如圖20所示。

由圖19可知，接觸面法向剛度超過105 MPa/m時，試樁極限承載力顯著增加。當接觸面法向剛度為2×105 MPa/m，試樁極限承載力為700 N，而接觸面切向剛度為3×105 MPa/m時，試樁極限承載力已達1 100 N，切向剛度繼續(xù)增大，試樁極限承載力增幅變小。由圖20可知：接觸面法向剛度為2×105 MPa/m時，轉換系數(shù)達0.87，表明接觸面法向剛度對負摩阻力轉換系數(shù)取值影響較小。隨著法向剛度的減小，轉換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。在法向剛度較大時，上段樁上拔時產(chǎn)生的負摩阻力與下壓時產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此其實際承載力比實測極限加載值要大。

4.3 接觸面的黏聚力的影響

分別取接觸面黏聚力為40，50，60，100，200 kPa。不同接觸面黏聚力的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖21所示，接觸面黏聚力與自平衡試樁轉換系數(shù)的關系如圖22所示。

由圖21可知，隨著接觸面黏聚力的增大，試樁極限承載力顯著增加。當接觸面黏聚力200 kPa時，荷載為2 400 N試樁仍未破壞。由圖22可知：當接觸面黏聚力為200 kPa時，轉換系數(shù)達0.85，表明接觸面黏聚力對負摩阻力轉換系數(shù)取值影響較大。隨著黏聚力的減小，轉換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。在黏聚力較小時，上段樁上拔時產(chǎn)生的負摩阻力與下壓時產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此這種情況下實際承載力比實測極限加載值要大。

4.4 接觸面內摩擦角的影響

分別取接觸面內摩擦角為10°，20°，30°，40°，50°。不同接觸面內摩擦角的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖23所示，接觸面內摩擦角與自平衡試樁轉換系數(shù)的關系如圖24所示。

由圖23可知，接觸面內摩擦角對試樁極限承載力的影響與接觸面黏聚力的規(guī)律基本相同。隨著接觸面內摩擦角的增大，試樁極限承載力顯著增加。由圖24可知：在接觸面內摩擦角為50°時，轉換系數(shù)達0.86，表明接觸面黏聚力對負摩阻力轉換系數(shù)取值影響較大。隨著內摩擦角的減小，轉換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。在內摩擦角較小時，上段樁上拔時產(chǎn)生的負摩阻力與下壓時產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此這種情況下實際承載力比實測極限加載值要大。

5 結 論

（1） 膨脹土浸水后，由于黏聚力下降，“上拔”作用使得對上段樁加載的負摩阻力逐漸減小，其轉換系數(shù)隨含水量增大而減小。膨脹土未浸水（初始含水率18%）時，自平衡試樁負摩阻力轉換系數(shù)取值為0.83，與黏性土取值相近，浸水膨脹后（含水率為30%），負摩阻力轉換系數(shù)取值為0.63，與砂土取值相近;且膨脹土自由膨脹率、抗剪強度對試樁極限承載力影響較大。因此在強膨脹土和黏聚力較大的膨脹土中，自平衡試樁上段樁實測值與真實承載力較接近，故負摩阻力轉換系數(shù)可取較大值。

（2） 樁長、樁徑對試樁極限承載力影響較大，且隨著樁長、樁徑的增大，負摩阻力轉換系數(shù)增大的趨勢比較明顯，表明負摩阻力對于大直徑超長自平衡試樁影響較小，因此在工程中可將荷載箱置于樁底或靠近樁底位置進行測試。

（3） 樁土接觸面力學性質對試樁極限承載力和負摩阻力轉換系數(shù)取值影響都很大，當切向和法向剛度都大于2×105 MPa/m時，上段樁上拔時產(chǎn)生的負摩阻力與下壓時產(chǎn)生的正摩阻力比值較大。因此其實際承載力比實測極限加載值要大，在工程中對于樁土接觸面力學參數(shù)較大的試樁應充分考慮負摩阻力對極限承載力的影響。

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（編輯：鄭 毅）

Analysis on influencing factors of conversion coefficient of self-balanced test pile in expansive soil area

OU Xiaoduo1，2，3，BAI Lu1，JIANG Jie1，2，3，LI Sheng4，QIN Jinxi1

（1.College of Civil Engineering and Architecture，Guangxi University，Nanning 530004，China; 2.Key Laboratory of Disaster Prevention and Structural Safety of Ministry of Education，Nanning 530004，China; 3.Guangxi Engineering Research Center for Metallic Tailings Security Prevention and Control，Nanning 530004，China; 4.College of Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China）

Abstract：

In order to study the influencing factors and regularity of the conversion coefficient of self-balanced pile tested in expansive soil area，and to ensure the applicability of the self-balanced test method in expansive soils area，a numerical simulation on model test of self-balanced pile and traditional static pressure pile was carried out.The influence rule of the properties of expansive soil，geometric parameters of pile body and properties of pile-soil contact surface on the conversion coefficient of self-equilibrium method were analyzed by the method of controlling single variable.By the method of fitting，the quadratic term distribution formula and correlation coefficient between each factors and conversion coefficient were obtained.The results show that the conversion coefficient of negative friction resistance decreases with the increase of water content in expansive soil.The conversion coefficient decreases by about 0.2 when the water content of the expansive soil increases from the initial value of 18% to 30%，and the free expansion ratio and shear strength of expansive soil have large influence on the ultimate bearing capacity of piles.In addition，the conversion coefficient of negative friction resistance increases with the increase of pile length and pile diameter.Thus，it can be inferred that the negative friction resistance has less effect on large diameter and extra-long self-balanced piles.

Key words：

self-balanced pile;expansive soil;bearing capacity of pile foundation;conversion coefficient