掏土孔應(yīng)力擾動法下的塑性區(qū)范圍研究

王曉磊, 徐洪潮, 張鵬, 席亞軍

(1.河北工程大學(xué) 土木工程學(xué)院,河北 邯鄲 056038; 2.青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院,山東 青島 266033; 3.河北建研科技有限公司,河北 石家莊 050021)

地質(zhì)條件惡劣、施工過程不規(guī)范及自然災(zāi)害等常造成建筑物產(chǎn)生傾斜、沉降,影響建筑物的使用壽命及安全性。對已發(fā)生不均勻沉降、傾斜等的建筑物進行糾傾工作,既能解除危險建筑物對生命、生產(chǎn)安全的威脅,又能有效避免建筑物拆除、重建等帶來的資源浪費和環(huán)境保護問題。淺層水平掏土糾傾技術(shù)是解決建筑物傾斜問題的重要方法之一,也是提高傾斜建筑安全性、適用性的有效手段之一,在很多實際工程中取得了理想效果。該技術(shù)對于實現(xiàn)建筑物安全回傾具有很高的工程應(yīng)用價值,對我國現(xiàn)階段大氣污染防治以及建筑綠色發(fā)展具有重要意義。

TUGAENKO N F等[1]通過浸水法使地基土體有效應(yīng)力減小,為建筑糾傾工程積累了經(jīng)驗。WONG R C K等[2]和GREEN A G[3]對深層水平掏土法進行了研究,分析了多個不同孔徑掏土孔在不同空間布置方式下產(chǎn)生的應(yīng)力場。張鑫等多位學(xué)者[4-8]分析了淺層水平掏土糾傾法下不同孔徑、數(shù)量及孔距下土體的破壞機制和破壞形態(tài),探究了土體塑性區(qū)的影響范圍。肖俊華等[9]推導(dǎo)出了豎向掏土糾傾法下塑性區(qū)半徑的解析解,并分析了土體種類及地下水對塑性半徑的影響。江宗寶等[10]利用注水法對濕陷性黃土地區(qū)的傾斜罐倉進行了糾傾并達到了預(yù)期效果,沙志國等[11]和康志勇等[12]則利用注水法施工成功實現(xiàn)了傾斜房屋的糾傾。

通過以上研究發(fā)現(xiàn),現(xiàn)有掏土糾傾技術(shù)主要依靠增加掏土孔數(shù)量或者掏土孔直徑的方法加快建筑回傾速度,然而此種方法不但會增加掏土工作量,還可能由于掏土孔過大而造成建筑突沉,構(gòu)成潛在的威脅。采用注水法進行建筑糾傾,施工過程中射水深度的不同會導(dǎo)致土體性質(zhì)產(chǎn)生不均勻差異,使上部建筑回傾速率難以控制。因此,為減少掏土工作量,使傾斜建筑實現(xiàn)快速均勻回傾,本文提出掏土孔應(yīng)力擾動法,主要對掏土孔應(yīng)力擾動法下的塑性區(qū)范圍進行研究,以期為采用水平掏土迫降技術(shù)的糾傾工程提供技術(shù)支撐。

1 應(yīng)力擾動法下孔周應(yīng)力及塑性區(qū)

1.1 應(yīng)力擾動法糾傾作用機理

掏土孔應(yīng)力擾動法糾傾作用機理為:①在保證建筑物沉降較大一側(cè)不再繼續(xù)沉降的情況下,在沉降較小一側(cè)基底處進行水平向鉆孔,邊擾動邊開挖,使掏土孔周土體產(chǎn)生松動,從而破壞掏土孔周應(yīng)力平衡,塑性區(qū)域向外擴張,上部建筑的回傾速度加快;②當(dāng)鉆孔形成后,地基土受力面積減小,導(dǎo)致在上部荷載作用下基底應(yīng)力增加,在建筑物自重及應(yīng)力擾動的作用下使鉆孔受壓產(chǎn)生變形,孔壁土體局部隨之發(fā)生塑性變形;③隨著螺旋擾動應(yīng)力的施加,會引起各掏土孔之間的塑性區(qū)重疊區(qū)域變大,應(yīng)力場疊加效應(yīng)更明顯,最終鉆孔被壓扁,并利用地基土的附加應(yīng)力與自重應(yīng)力,使地基土產(chǎn)生塑性變形,迫使建筑物沉降從而達到糾偏目的。

1.2 擾動前應(yīng)力分析及塑性區(qū)計算

陳云娟等[13]利用修正的魯賓涅特解計算出了掏土孔孔周土體塑性區(qū)的大小,得到了開挖擾動狀態(tài)下的掏土孔孔周塑性區(qū)半徑。

本文參考巖體力學(xué)中無壓洞室開挖后圍巖重分布應(yīng)力分析和塑性圈圍巖應(yīng)力分析,在彈性圈和塑性圈應(yīng)力解中引入修正系數(shù),得到掏土孔應(yīng)力擾動法下的塑性區(qū)計算公式。彈塑性交界面處應(yīng)力分布如圖1所示。

圖1 彈塑性交界面處應(yīng)力分布

交界面處掏土孔周彈性圈內(nèi)的重分布應(yīng)力為:

(1)

(2)

式中:σv為上部荷載;σre為徑向彈性應(yīng)力;σr1為彈塑性交界面處土體應(yīng)力;σθe為切向彈性應(yīng)力;λ為地應(yīng)力側(cè)壓力系數(shù),通過實際土體物理力學(xué)參數(shù)確定,一般通過地應(yīng)力監(jiān)測或反演計算求得。

由于掏土孔開挖后無支護內(nèi)力,則開挖后的掏土孔塑性圈重分布應(yīng)力為:

(3)

(4)

式中:σrp為徑向塑性應(yīng)力;σθp為切向塑性應(yīng)力;c為土體黏聚力;φ為內(nèi)摩擦角。

在掏土孔周的彈塑性圈交界面處,既滿足彈性應(yīng)力條件,又滿足塑性應(yīng)力條件,則利用在交界面處彈性應(yīng)力和塑性應(yīng)力相等,有:

(5)

(6)

則掏土孔開挖后的塑性區(qū)半徑為:

(7)

1.3 應(yīng)力擾動法下的塑性區(qū)計算

建筑物糾傾工程中,由于土體參數(shù)對于糾傾工程穩(wěn)定性分析影響嚴(yán)重,主要通過土體物理力學(xué)參數(shù)變化來表征掏土孔周應(yīng)力擾動的影響,因此對式(7)中的黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ進行系數(shù)修正,以擾動范圍內(nèi)的土體參數(shù)代表整體土體參數(shù),并對擾動狀態(tài)下掏土孔周土體塑性半徑及應(yīng)力進行研究。

產(chǎn)生塑性變形的土體可以被視為由理想原狀土和理想完全損傷土兩個部分組成,將這兩種土體狀態(tài)稱為參考狀態(tài)[14],在土體上部的加載過程中,初始的原狀土?xí)粩嘞驌p傷土的狀態(tài)過渡,這可能導(dǎo)致土體結(jié)構(gòu)的損傷[15-16]。這里把土體的變形和破壞看成是原狀土所占的比重逐步減小和受損土的比重逐步增大的過程。這里,引入土體擾動度ω來表示土體的擾動系數(shù),即S=ωSd+(1-ω)Si,Sd為擾動土的力學(xué)參數(shù),Si為原狀土的力學(xué)參數(shù)。則對于原狀土的黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ的土體擾動度分別為:

(8)

(9)

則應(yīng)力擾動后的孔周土體參數(shù)為:

c′=ω1c1+(1-ω1)c;

(10)

φ′=ω2φ1+(1-ω2)φ。

(11)

式中:c1為應(yīng)力擾動區(qū)域土體黏聚力,kPa;c′為塑性區(qū)內(nèi)土體黏聚力,kPa;φ1為應(yīng)力擾動區(qū)域土體內(nèi)摩擦角,(°);φ′為塑性區(qū)內(nèi)土體內(nèi)摩擦角,(°);ω1為應(yīng)力擾動下土體黏聚力的擾動度;ω2為應(yīng)力擾動下土體內(nèi)摩擦角的擾動度。

采用螺旋擾動的方式對掏土孔周進行應(yīng)力擾動,擾動后產(chǎn)生新的塑性區(qū)半徑為r′1。將式(10)和式(11)代入式(7),可得應(yīng)力擾動法下的塑性區(qū)半徑r′1為:

(12)

根據(jù)式(12)可知,應(yīng)力擾動后的塑性區(qū)半徑主要與擾動度ω1、ω2,擾動后的黏聚力c′和內(nèi)摩擦角φ′,上部荷載σv及初始掏土孔半徑r0相關(guān)。隨著擾動范圍的增大,擾動度ω1、ω2增大,受擾動影響下的孔周土體參數(shù)c′、φ′不斷減小,則應(yīng)力擾動法下的塑性區(qū)半徑r′1越來越大;上部荷載σv越大,則塑性區(qū)半徑r′1越大;應(yīng)力擾動法下的塑性區(qū)半徑與初始掏土孔半徑r0成正比。因此,可采用調(diào)整上部應(yīng)力σv、初始掏土孔半徑r0及擾動范圍大小的方法,對掏土孔應(yīng)力擾動法下孔周塑性區(qū)的大小進行控制。

2 掏土孔應(yīng)力擾動法試驗

2.1 試驗?zāi)康募胺椒?/h3>

1)進行直剪試驗,測定原狀土的黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ;

2)通過布置的土壓力盒及數(shù)采儀測量掏土孔開挖前后的孔周應(yīng)力變化;

3)用長釘在掏土孔周進行深度為50 mm的螺旋擾動,通過直剪試驗測量擾動土體的黏聚力c1和內(nèi)摩擦角φ1;

4)測量應(yīng)力擾動前后孔周應(yīng)力的變化。

2.2 試驗準(zhǔn)備

在試驗場地開挖出一道長1.5 m、寬1.0 m、深1.0 m的工作坑,將工作坑壁修整為規(guī)則平面,如圖2所示。

圖2 試驗工作坑

將開挖出的土體按每層150 mm的厚度填回工作坑,工作坑內(nèi)土體高度每上升150 mm進行一次人工夯實,夯實到土體高度下降50 mm,直至夯實土體至土壓力盒埋置面。對夯實后的土體進行直剪試驗,測量黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ,利用地基承載力公式(13)[17]對夯實后土體的地基承載力進行計算。

fa=Mbγb+Mdγmd+Mcck。

(13)

式中:fa為由土的抗剪強度指標(biāo)標(biāo)準(zhǔn)值確定的地基承載力特征值;γ為基礎(chǔ)底面以下土的容重;γm為基礎(chǔ)底面以上土的加權(quán)平均容重;Mb、Md、Mc為承載力系數(shù);b為基底寬度,當(dāng)基底寬度大于6 m時按6 m考慮,對于砂土,基底寬度小于3 m時按3 m考慮;ck為基底下一倍基礎(chǔ)底面短邊深度內(nèi)土的黏聚力標(biāo)準(zhǔn)值。

原狀土體物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 原狀土體物理力學(xué)參數(shù)

試驗采用威海晶合公司生產(chǎn)的應(yīng)變式土壓力盒,量程0.0～0.6 MPa,精度≤1%FS,數(shù)量為12個。在夯實土體表面上的預(yù)定位置依次埋置1#—12#土壓力盒,其中,1#—3#土壓力盒位于加載面下700 mm處,4#—9#土壓力盒位于加載面下500 mm處,10#—12#土壓力盒位于加載面下300 mm處,均為水平埋置。各土壓力盒之間的距離為100 mm,均埋置于孔深400 mm處,埋置方式如圖3—5所示。

圖3 4#—9#土壓力盒埋置圖

圖4 1#—3#及10#—12#土壓力盒埋置圖

掏土孔直徑為200 mm,深度為600 mm,布置方式如圖5所示。

圖5 掏土孔及土壓力盒布置圖(單位:mm)

2.3 加載及量測系統(tǒng)

使用地錨、反力梁、液壓式千斤頂、應(yīng)力分配板等構(gòu)成的地錨反力施加系統(tǒng)施加上部荷載,試驗加載系統(tǒng)設(shè)計如圖6所示。由圖6可以看出:利用地錨和鐵絲將反力梁進行固定,隨著千斤頂?shù)捻斏?地錨逐漸對反力梁施加荷載并對土體產(chǎn)生反向壓力。上部荷載60 kN,應(yīng)力分配梁長1.5 m,應(yīng)力分配板長1.0 m,寬0.6 m,加載面積為0.6 m2。在上部荷載作用下,使用螺旋桿進行掏土,掏土孔深度600 mm,開挖掏土孔過程中用東華DH3818Y靜態(tài)數(shù)采儀及計算機采集并記錄土壓力值。

圖6 加載系統(tǒng)示意圖

2.4 擾動前的應(yīng)力分析及塑性區(qū)范圍

為了更直觀地觀察土壓力,將處理得到的土壓力數(shù)值繪成曲線,如圖7所示。利用ABAQUS對擾動前的孔周塑性區(qū)進行數(shù)值模擬,結(jié)果如圖8所示。

圖7 擾動前4#—9#土壓力盒應(yīng)力-時間曲線

圖8 應(yīng)力擾動前孔周塑性區(qū)模擬結(jié)果

由圖7可知,掏土孔開挖過程中4#—9#土壓力盒的應(yīng)力(P)隨時間(t)先增加后趨于平穩(wěn)。其中6#和7#土壓力盒的應(yīng)力峰值達到了218 kPa,接近土體的地基承載力特征值,這兩個土壓力盒的位置為距掏土孔中心200 mm處。圖8中孔周塑性區(qū)范圍介于A(-0.128,0,1)與B(-0.156,0,1)之間,約為142 mm。采用有限元分析軟件ABAQUS對試驗工作坑中的土體建立三維可變形實體的有限元模型,尺寸為1.5 m×1.0 m×1.0 m,并對模型分區(qū)。其中掏土孔半徑為0.1 m,楊氏模量為30 GPa,泊松比為0.25。未經(jīng)擾動的土體密度為1 580 kg/m3,內(nèi)摩擦角為30°,黏聚力為20 kPa;經(jīng)應(yīng)力擾動后的土體密度為1 280 kg/m3,內(nèi)摩擦角為24°,黏聚力為15 kPa。對土體模型頂面施加壓強應(yīng)力,大小為100 kPa。對土體模型整體沿Y方向施加重力應(yīng)力,重力加速度大小為-10 m/s2。

孔周應(yīng)力大小如圖7所示,土體變形情況如圖9所示。由圖7、圖9可知:掏土孔周[0,200) mm范圍內(nèi)出現(xiàn)了土體塑性區(qū);位于土孔兩側(cè)的4#、5#和8#、9#土壓力盒應(yīng)力值都在220 kPa以下,沒有達到地基承載力,認(rèn)為其沒有達到土體塑性狀態(tài)[17]。

通過以上土體應(yīng)力分析及塑性區(qū)模擬結(jié)果可知,距掏土孔中心 [0,200) mm范圍內(nèi)的土體發(fā)生了塑性變化,存在一定范圍的塑性區(qū),所以塑性區(qū)的半徑范圍為[100,200) mm。按照式(7)計算可得,孔周塑性區(qū)半徑r1=147 mm,與通過試驗測得的結(jié)果吻合,可證明式(7)的正確性。

圖10為應(yīng)力擾動前1#—3#及10#—12#土壓力盒應(yīng)力-時間曲線。通過圖8所示的孔周塑性區(qū)模擬結(jié)果及圖10所示的土壓力盒應(yīng)力-時間曲線可以看出:位于掏土孔正上方的2#和正下方的11#土壓力盒應(yīng)力值先略微增加,然后在一段時間內(nèi)減小,減小到最低點后又逐漸增加,最后趨于穩(wěn)定,穩(wěn)定后的應(yīng)力值小于掏土前的初始土應(yīng)力值。根據(jù)穩(wěn)定后的土體應(yīng)力值及土體塑性區(qū)模擬結(jié)果可以看出,掏土孔上方及下方的土體沒有出現(xiàn)塑性區(qū)。

圖10 擾動前1#—3#及10#—12#土壓力盒應(yīng)力-時間曲線

2.5 擾動后的應(yīng)力分析及塑性區(qū)范圍

為研究擾動后的孔周應(yīng)力及孔周的塑性區(qū)的大小,用長釘對掏土孔周的土體進行螺旋擾動,模擬施工中用帶有短鋼筋凸起的螺旋鉆桿進行邊擾動邊開挖的應(yīng)力施加方式,擾動深度為50 mm。擾動后的掏土孔壁如圖11所示。

圖11 應(yīng)力擾動后的掏土孔壁

應(yīng)力擾動法下掏土孔周擾動深度50 mm范圍內(nèi)的土體物理力學(xué)參數(shù)為:含水率17%,密度1.28 g/cm3,黏聚力14 kPa,內(nèi)摩擦角22°。

為更直觀地觀察應(yīng)力擾動過程中孔周應(yīng)力的變化情況,將應(yīng)力數(shù)值繪成曲線,如圖12所示。

圖12 擾動后4#—9#土壓力盒應(yīng)力-時間曲線

利用ABAQUS對應(yīng)力擾動后的孔周塑性區(qū)進行數(shù)值模擬,結(jié)果如圖13所示。

圖13 應(yīng)力擾動后孔周塑性區(qū)模擬結(jié)果

由圖12可以看出:經(jīng)應(yīng)力擾動后,掏土孔周土體的應(yīng)力開始時有所增加,后逐漸趨于平穩(wěn);其中6#、7#土壓力盒處的土體應(yīng)力峰值大于220 kPa。根據(jù)土壓力盒埋置位置,6#和7#土壓力盒距掏土孔邊緣100 mm。由圖13可以看出,孔周塑性區(qū)范圍介于A點(-0.192,0,1)、B點(-0.239,0,1)之間,約為220 mm,并根據(jù)孔周應(yīng)力大小(如圖12所示)及土體變形情況(如圖14所示)認(rèn)為距掏土孔中心[0,200) mm范圍內(nèi)的土體進入了塑性區(qū)。而4#、5#、8#、9#土壓力盒處的應(yīng)力峰值小于220 kPa,說明距掏土孔中心300 mm位置的土體應(yīng)力并未達到塑性應(yīng)力。此時的塑性區(qū)半徑范圍為[200,300) mm。

圖14 應(yīng)力擾動后掏土孔變形情況

通過式(12)對應(yīng)力擾動后的孔周塑性區(qū)進行計算,可得擾動后的塑性區(qū)半徑r′1=202 mm,與試驗測得結(jié)果[200,300) mm較為符合。證明式(12)對于應(yīng)力擾動法下塑性區(qū)的計算是正確的,與實際結(jié)果一致。

圖15為應(yīng)力擾動后1#—3#及10#—12#土壓力盒應(yīng)力-時間曲線,根據(jù)圖13擾動后的孔周塑性區(qū)模擬結(jié)果及圖15擾動后的豎直向土壓力盒應(yīng)力-時間曲線可以看出:經(jīng)應(yīng)力擾動后,掏土孔正下方的2#和正上方的11#土壓力盒應(yīng)力值先減小,后逐漸增加并趨于平穩(wěn),平穩(wěn)后的土應(yīng)力值均小于擾動前的土體應(yīng)力;而位于掏土孔斜下方的1#和3#土壓力盒及斜上方的10#和12#土壓力盒的應(yīng)力值經(jīng)少量增長后達到穩(wěn)定狀態(tài),且穩(wěn)定后的土體應(yīng)力均未達到土體的地基承載力。通過應(yīng)力分析及塑性區(qū)模擬結(jié)果可以判斷出,經(jīng)應(yīng)力擾動后的掏土孔上方和下方土體應(yīng)力并未達到塑性應(yīng)力,沒有出現(xiàn)塑性區(qū)域。

圖15 擾動后1#—3#及10#—12#土壓力盒應(yīng)力-時間曲線

2.6 試驗結(jié)果分析

通過對比圖7及圖12中4#—9#土壓力盒的應(yīng)力-時間曲線,并結(jié)合應(yīng)力擾動前孔周塑性區(qū)模擬結(jié)果可以看出:掏土孔的開挖及應(yīng)力擾動的施加都會使孔周水平向土體應(yīng)力增大,且經(jīng)應(yīng)力擾動后的掏土孔水平向土體應(yīng)力較擾動前的有所增加,塑性區(qū)范圍擴大。通過應(yīng)力分析可知,經(jīng)應(yīng)力擾動后的塑性區(qū)半徑范圍由原來的[100,200) mm擴大至[200,300) mm。經(jīng)式(7)計算得到的擾動前的塑性區(qū)半徑為147 mm,式(12)計算得到的應(yīng)力擾動后塑性區(qū)半徑202 mm,與試驗分析結(jié)果相符。由此可以得知:當(dāng)掏土孔半徑為100 mm、應(yīng)力擾動深度為掏土孔半徑的1/2時,塑性區(qū)半徑范圍增大了30%～40%。

通過對比圖10擾動前和圖15擾動后1#—3#及10#—12#土壓力盒應(yīng)力-時間曲線,并結(jié)合應(yīng)力擾動后孔周塑性區(qū)模擬結(jié)果,可以看出:掏土孔開挖及應(yīng)力擾動的施加,使掏土孔正上方和正下方的土應(yīng)力先減小后增大,最終趨于穩(wěn)定,但最終值小于初始值,斜上方及斜下方的土應(yīng)力稍微增大后保持穩(wěn)定。掏土孔開挖后及應(yīng)力擾動后,掏土孔上下兩側(cè)的土應(yīng)力均未達到塑性應(yīng)力,沒有形成塑性區(qū)。掏土孔周只在水平方向上達到了塑性應(yīng)力,形成了塑性區(qū)。

通過以上試驗結(jié)果分析可知,本文提出的掏土孔應(yīng)力擾動法能夠通過施加應(yīng)力擾動使孔周土體松動,改變掏土孔周的應(yīng)力分布,使孔周土體的塑性區(qū)范圍擴大。

3 結(jié)論

本文主要對淺層水平掏土孔周應(yīng)力擾動法下塑性區(qū)范圍進行研究,推導(dǎo)得到了應(yīng)力擾動法下塑性區(qū)半徑的表達式,通過分析試驗測量得到的擾動前后的孔周應(yīng)力,得到了應(yīng)力擾動前后塑性區(qū)的半徑范圍。主要結(jié)論如下:

1)推導(dǎo)得到了掏土孔周最大塑性半徑的計算公式,并根據(jù)推導(dǎo)公式發(fā)現(xiàn)塑性區(qū)域的大小與掏土孔開挖半徑成正比,并與黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ有關(guān)。在此計算公式的基礎(chǔ)上,修正黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ得到了掏土孔應(yīng)力擾動法下的塑性區(qū)半徑公式。

2)將試驗得到的實際掏土孔周塑性區(qū)范圍與計算得到的進行比較,發(fā)現(xiàn)理論值與實際值較為符合。當(dāng)掏土孔半徑為100 mm、應(yīng)力擾動深度為掏土孔半徑的1/2 時,塑性區(qū)范圍增大了30%～40%。掏土孔應(yīng)力擾動法能夠有效加快建筑糾傾速度,該塑性區(qū)半徑的計算公式可用于指導(dǎo)建筑糾傾。