楊榕, 張建經(jīng), 王志佳, 黎洪磊, 李良勇

(1.中建路橋集團有限公司, 成都 610031; 2.西南交通大學土木工程學院, 成都 610031;3.海南大學土木建筑工程學院, ?？?570228)

隨著經(jīng)濟日益進步,交通、建筑等領域工程項目明顯增加。在項目工程施工過程中,尤其是交通工程,軟土地基較為常見,土體呈飽和狀態(tài)時,承載力較低,此時若直接填筑路基,必將產(chǎn)生不均勻沉降,影響線路的安全運行。因此常對此類地基進行加固處理。

振動沉管散體材料(碎石)樁簡稱“傳統(tǒng)散體材料樁”(ordinary stone column,OSC)是一種高效的復合地基處理方法,由于其具有優(yōu)良的置換功能、排水特性、擠密效應以及降低地基液化的能力,因此被廣泛用于軟弱地基的治理。但傳統(tǒng)散體材料樁存在承載力不足、沉降難以控制等缺點,為此Van Impel[1]提出土工材料加筋散體材料樁的概念,用以克服這些缺陷[2]。Yoo等[3]采用包裹式散體材料樁的現(xiàn)場加載試驗,研究了不同套管長度的包裹式散體材料樁單樁。實驗結果表明,套管對散體材料樁的剛性有一定的改善,且部分包裹式散體材料樁在套管下面出現(xiàn)鼓脹現(xiàn)象;Murugesan等[4-5]通過單樁、群樁室內試驗,發(fā)現(xiàn)采用包裹式散體材料樁對地基的抗壓能力有很大的改善,而散體材料樁在荷載作用下會出現(xiàn)損傷,而包裹式散體材料樁在受載時不會出現(xiàn)明顯的損傷;趙明華[6-9]和黎洪磊等[10]對包裹式散體材料樁復合地基進行了理論和實驗研究,得到了有關其承載特性和變形特征的一些結果,并給出了其承載力的計算方法;歐陽芳等[11-13]通過室內模型實驗表明,局部包裹式散體材料樁與全包裹式散體材料樁承載特性、變形特征及破壞方式不同,其承載力特征、變形特征及破壞方式不同,其傳遞到樁底的載荷比局部包裹式散體材料樁和散體材料樁的承載力要大;盧蘭萍等[14]通過有限元軟件對散體材料樁復合地基進行分析,并與現(xiàn)場沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)進行對比,結果表明,散體材料樁復合地基對軟基的加固效果良好能有效降低其沉降。

目前對于包裹式散體材料樁(geotextile encased stone column,GESC)加固粉質黏土地基的室內試驗較少,因此,現(xiàn)依托簡陽市金簡仁快速路二期SG8標段K50+250～K50+325路基工程,開展室內試驗,將分別模擬傳統(tǒng)散體材料樁(OSC)和包裹式散體材料樁(GESC)加固處理粉質黏土地基。然后對粉質黏土地基包裹式散體材料樁加固的復合地基的承載力計算方法進行總結歸納,并與試驗結果進行對比,為今后進行包裹式散體材料樁處理粉質軟黏土地基的試驗與設計時提供參考。

1 粉質黏土包裹式散體樁復合地基模型試驗

1.1 試驗相似設計

依托簡陽市金簡仁快速路二期SG8標段K50+250～K50+325段粉質黏土地基工程實例,基于相似理論設計展開了室內模型試驗研究。

根據(jù)現(xiàn)場勘察及設計資料,該路段路基全長75 m,寬約100 m,平均填方高度為11.7 m。采用散體材料樁加固路基,樁徑0.5～0.7 m,樁長4.5 m。根據(jù)確定的長度相似比,室內模型試驗中,包裹式散體材料樁的樁徑確定為10 cm,相似比采用原型/模型,則長度相似比取6,重度相似比取1,因此室內模型試驗包裹式散體材料樁的樁長為75 cm,長徑比為7.5。表1所列為其他參數(shù)相似比,可根據(jù)Buckinghan π定理[15]計算所得。

表1 各物理量相似比

1.2 試驗材料

1.2.1 填土材料

模型箱內的填土材料分為兩層,上層高度為75 cm,采用粉質黏土填筑,取自依托工程現(xiàn)場的軟塑狀粉質黏土;下層高度為10 cm,為堅硬土層,作為持力層,由不同材料按一定的比例配制而成[16]。填土材料的物理力學參數(shù)如表2所示。

表2 填土的物理力學參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of fill soil

1.2.2 樁體材料

散體材料樁/包裹式散體材料樁的樁體所需材料為碎石,所采用的碎石骨料的粒徑均小于10 mm,密度為1 529 kg/m3,經(jīng)篩分試驗得到各粒徑含量,繪制其級配變化曲線如圖1所示。

圖1 碎石骨料級配曲線圖Fig.1 Particle size distribution curve of crushed stone aggregates

1.2.3 包裹材料

根據(jù)現(xiàn)場試驗選用的土工布強度及相似比,本文試驗選取了兩種不同強度的包裹材料,以便于開展包裹材料強度對包裹式散體材料樁復合地基影響的對比研究。為了獲得者這兩種包裹材料的抗拉特性,將開展了拉伸試驗,其拉伸試驗結果如圖2所示。

圖2 包裹材料拉伸試驗曲線圖Fig.2 Tensile test curve of wrapping material

由圖2可知,包裹材料Ⅰ的極限抗拉強度為12.2 kN/m,彈性模量為10 kN/m,線彈性延伸率范圍為0～24.6%;包裹材料Ⅱ的極限抗拉強度為35.4 kN/m,彈性模量為20 kN/m,線彈性延伸率范圍為0～25.3%。

在制作包裹式散體材料樁時,包裹材料套筒直徑略大于樁徑,且采用雙層材料縫制而成,縫制接縫處搭接長度為10 cm,縫制材料采用與包裹材料強度相似的材料,并在沿套筒縱向縫制3道,經(jīng)過拉伸試驗測定縫制處的強度大致接近未縫制處的材料強度。由套筒的制作方法可知,包裹材料套筒Ⅰ的彈性模量為20 kN/m,包裹材料套筒Ⅱ的彈性模量為40 kN/m。

1.3 試驗分組和設備

為研究粉質黏土包裹式散體材料樁(GESC)復合地基的靜載承載特性和孔隙水壓力的變化規(guī)律,本文考慮從包裹式散體材料樁的包裹長度、包裹材料強度兩方面進行試驗,共設計了6組試驗方案,均為單樁室內試驗。其中包括1組素土(未處理)地基,1組傳統(tǒng)散體材料樁(OSC)復合地基和4組包裹式散體材料樁復合地基。4組包裹式散體材料樁復合地基試驗分別為3組不同包裹長度和1組不同包裹材料強度。具體分組情況如表3所示。

表3 室內模型試驗的分組Table 3 Grouping of indoor model tests

室內試驗所選用模型箱圖3的長×寬×高為1 m×1 m×1 m,承壓板最大直徑為25 cm,這滿足室內試驗的邊界條件要求,即模型箱的長、寬均比試驗中最大承壓板直徑大4倍以上。

圖3 模型箱及加載裝置圖Fig.3 Schematic of model box and loading system

試驗所需的傳感器主要包括土壓力盒和孔隙水壓力計,土壓力盒、孔隙水壓力計的具體位置如圖4所示。土壓力盒選用應變式BW型微型土壓力傳感器,布置于樁頂、樁土間和樁周(E1～E5和T1～T6),分別用于監(jiān)測樁頂應力、樁間土應力和樁周水平土應力,可計算樁土應力比?？紫端畨毫τ嬤x用BWK型微型孔隙水應力傳感器,孔隙水壓力計K1～K3用于監(jiān)測試驗過程中復合地基孔隙水壓力的變化。

圖4 土壓力盒和孔隙水壓力計布置圖Fig.4 Layout of soil pressure box and pore water pressure measurement devices

荷載加載系統(tǒng)選用西南交通大學巖土中心實驗室裝配的列車荷載模擬加載系統(tǒng),數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)選用DH3816靜態(tài)應變測試分析系統(tǒng)采集傳感器數(shù)據(jù)。

1.4 模型的填筑及加載

首先,將配制好的堅硬土分兩層填筑,共10 cm,按照每層5 cm厚,質量98 kg。在充分夯實后,將表面進行拉毛處理。堅硬土層填筑完成之后,按照包裹式散體材料樁的設計位置把成樁管(PVC管)固定,即在模型箱的中心位置。之后,分層填筑上層粉質軟黏土,每次成樁5 cm高,向成樁管內倒入0.6 kg的碎石,并用振搗棒進行振搗[16],填土和樁體制作完成后,對填土和樁體表面進行平整,并放置一層無紡的土工布,用于隔離填土與碎石,以防止加載過程中碎石壓入填土和樁體中。再用直徑為0～1.5 cm的碎石在土工布上鋪設一層2 cm厚的褥墊層。最后,在褥墊層上部鋪設10 cm厚,粒徑2～5 cm的碎石,用以模擬路堤。整個模型制作完成后,在頂面上放置一塊木板,使填土表面在預壓過程中受力均勻。靜載預壓24 h,以消除擾動。

加載規(guī)范參考復合地基靜載試驗規(guī)程,每增加一次載荷,每隔5、5、10、15、15 min,然后每30 min讀取一次。當累積沉降值連續(xù)在1 h以內低于0.1 mm時,即視為沉降穩(wěn)定,并繼續(xù)進行下一階段的載荷。在一定的荷載作用下,如果出現(xiàn)較大的沉降量,那么該復合地基就出現(xiàn)破壞,即可停止加載。

2 試驗結果分析

2.1 承載力分析

2.1.1 應力位移曲線

復合地基載荷試驗的應力-位移曲線是確定復合地基承載力的重要手段,如圖5所示為在不同加固形式下粉質黏土復合地基載荷試驗的應力-位移曲線。

P為荷載板上所施加的應力;S為荷載板頂面沉降;D為荷載板的直徑圖5 應力-位移曲線圖Fig.5 Stress-strain curves

在本文中,若無特殊說明,圖中及表中符號均為以表4對應代指關系。

表4 文中符號及對應指代關系Table 4 Symbols and their corresponding meanings

由圖5可知:

(1)未處理的粉質黏土地基的承載力在小于20 kPa時,曲線已經(jīng)發(fā)生了陡降,表明此時粉質黏土地基已經(jīng)發(fā)生了破壞。而傳統(tǒng)散體材料樁復合地基在荷載板應力達到40 kPa左右時,曲線發(fā)生陡降,此時,傳統(tǒng)散體材料樁加固處理的粉質黏土復合地基開始發(fā)生破壞。

(2)l/3包裹式散體材料樁復合地基的試驗結果與傳統(tǒng)散體材料樁復合地基相比,承載能力未發(fā)生較大的變化,說明此時包裹材料對散體材料樁的約束作用很小。2l/3包裹式散體材料樁復合地基其承載能力相比于傳統(tǒng)散體材料樁復合地基、l/3包裹長度散體材料樁復合地基提高許多。由此表明,在合理范圍內增大包裹式散體材料樁的包裹長度,能提高粉質黏土地基包裹式散體材料樁復合地基的承載能力。

(3)全長包裹式散體材料樁復合地基的沉降隨應力增加而緩慢增大,但最終復合地基的承載能力得到明顯提高。對比不同加固形式下復合地基的承載力可知,全長包裹式散體材料樁處理粉質黏土地基能夠有效提高復合地基的承載能力,且隨著包裹材料的抗拉強度的增大,復合地基的極限承載力也增大。

2.1.2 復合地基承載力的確定

本文中室內模型試驗結果中,為量化研究復合地基承載特性,通過利用lgP-S曲線陡降段的起點得到5種不同加固形式復合地基極限承載力如表5所示。

表5 不同加固形式極限承載力Table 5 Ultimate bearing capacity of reinforced foundations under different reinforcement modes

由表5可知:

(1)未經(jīng)處理的粉質黏土地基的承載力僅為15 kPa,傳統(tǒng)散體材料樁復合地基的承載力為36 kPa,l/3包裹、2l/3包裹式散體材料樁復合地基的承載力為39、58 kPa,比傳統(tǒng)散體材料樁復合地基增加了1.08、1.6倍。

(2)全長包裹材料散體材料樁Ⅰ、Ⅱ處理的粉質黏土復合地基的承載力為82、91 kPa,分別比傳統(tǒng)散體材料樁復合地基提高了2.28、2.52倍。

(3)不同的包裹材料長度會造成復合地基的承載力產(chǎn)生不同的結果。l/3包裹式散體材料樁復合地基的承載力與傳統(tǒng)散體材料樁復合地基相比,由于包裹材料對樁體的約束作用不大,其承載力沒有得到明顯提高,但2l/3包裹式散體材料樁復合地基的承載能力卻得到了較大的提高。

(4)提高包裹材料的抗拉強度有助于增強復合地基的承載能力,且復合地基的承載力隨包裹材料的抗拉強度的增大而增大。

2.2 應力傳遞規(guī)律

2.2.1 樁土應力比

在本文室內模型試驗中,樁頂處的應力與樁間土的應力由土壓力盒E1、T1測定,分別表示為σ樁頂、σ樁周土,由兩者計算樁土應力比n的表達式為

(1)

式(1)中:σ樁頂為樁頂所承擔的應力;σ樁周土為樁間土承擔的應力。

不同加固形式下復合地基的樁土應力比隨荷載板位移的變化曲線如圖6所示。

圖6 不同加固形式下復合地基的樁土應力比Fig.6 Stress ratio between pile and soil in composite foundations under different reinforcement modes

由圖6可知,在不同加固形式下,復合地基的樁土應力比先略增大,后略減小,最后趨于穩(wěn)定。在加載初期,應力主要集中在復合地基中較淺的位置處,此時應力主要向樁體集中,所以樁土應力比會略增大。隨著應力增大,在包裹式散體材料樁樁體的作用下,應力被傳遞至更深的土層,樁頂應力略微減小,同時樁周土體由于受到樁體的鼓脹變形擠壓,會有所增大,此時樁土應力比會略減小。在復合地基接近破壞階段,樁土應力比逐漸趨于穩(wěn)定,可能是因為樁頂處所承擔的應力接近極限承載力,鼓脹變形量也接近于破壞臨界值,此時應力增大,樁頂應力、鼓脹變形量、樁周土體受到的擠壓力處于一個平衡穩(wěn)定狀態(tài),樁土應力比趨于穩(wěn)定。但當應力不斷增大時,平衡穩(wěn)定狀態(tài)會被打破,即復合地基發(fā)生破壞。

2.2.2 樁身應力

為了解樁身應力在荷載作用下的具體傳遞情況,在樁身內距樁頂0、15、35、50/55、75 cm處安裝土壓力盒E1～E5,以監(jiān)測樁身應力的變化,其中在l/3包裹式散體材料樁復合地基試驗時,由于土壓力盒在埋設后發(fā)生損壞,未能完整地記錄加載過程中樁身應力的變化,因此未作出其樁身應力的變化圖。為量化研究應力在樁內某一深度的傳遞規(guī)律及效率,將縱坐標歸一化處理為h/d,其中h距樁頂深度,d為樁徑。

由圖7可知:

圖7 不同加固形式下復合地基的樁身應力分布Fig.7 Distribution of pile stress in composite foundations under different reinforcement modes

(1)傳統(tǒng)散體材料樁復合地基與部分包裹式散體材料樁復合地基的樁身應力沿樁身從樁頂往下逐漸減小;部分包裹式散體材料樁的樁身應力在套筒底端處(5d～7.5d)減小明顯,這是因為未包裹段沒有受到包裹材料的約束作用,樁體鼓脹變形較大,樁周土體被動土壓力及樁側摩阻力增大,樁身應力減小。

(2)全長包裹式散體材料樁復合地基的樁身應力在距樁頂1.5d范圍內先增大,是因為在接近地表面處樁周土體對樁體的約束作用較小,在荷載作用下,樁周土體的沉降量較大,樁體受到摩阻力的方向與正常情況相反,即摩阻力的方向向下,所以樁身應力在0～1.5d范圍內增大。但在1.5d～7.5d范圍內樁周土體對樁的約束作用較大,因此在1.5d～7.5d范圍內樁身應力逐漸減小。

(3)隨著荷載板上的應力增大,復合地基的樁身應力沿樁身從樁頂往下減小的速率變大,且隨著荷載板上的應力不斷增加,傳遞至樁底的應力(即樁端阻力)會不斷增大。

圖8所示為不同加固形式處理不同土性復合地基的樁身應力傳遞效率。其中P/A-GESC分別為部分包裹式散體材料樁、全長包裹式散體材料樁。

Ph為樁端阻力;P0為樁頂處應力圖8 樁頂應力傳遞效率對比圖Fig.8 Comparison of pile head stress transmission efficiency

由圖8可知:

(1)粉質黏土(SC)全長包裹式散體材料樁復合地基、軟土(SS)全長包裹式散體材料樁復合地基的樁端阻力所占樁頂處應力的65%、62.5%,均大于樁側摩阻力所占樁頂處應力的百分比,屬于摩擦端承樁。而部分包裹式散體材料樁復合地基及傳統(tǒng)散體材料樁復合地基的樁端阻力所占樁頂處應力的47.5%、48.5%,均小于樁側摩阻力所占樁頂處應力的百分比,屬于端承摩擦樁。

(2)軟土地基(高含水率淤泥質土)因為自身承載力較低,包裹式散體材料樁加固處理效果較明顯,樁頂豎向荷載更多地被傳遞到深層的土體中,提高了復合地基的承載力,因此,各種加固形式下包裹式散體材料樁復合地基的樁端阻力占樁頂應力的百分比較大。粉質黏土地基自身承載力略高于軟土地基,因此全長包裹式散體材料樁復合地基的樁身應力傳遞效率不如軟土地基。

2.2.3 樁周土體水平壓力

由布設在距樁側表面2 cm處的土壓力盒T2～T6,監(jiān)測不同加固形式復合地基在加載過程中樁周水平土壓力沿樁身的變化規(guī)律(素土試驗放置于模型箱中心位置),如圖9所示為樁周土體水平土壓力沿樁身分布曲線。其中h距樁頂深度,d為散體材料樁/包裹式散體材料樁樁徑。

圖9 不同加固形式下復合地基的樁周土體水平土壓力Fig.9 Lateral soil pressure around pile in composite foundations under different reinforcement modes

由圖9可知:

(1)在不同加固形式下,沿樁體頂部向下,不同深度處的樁周土體水平土壓力隨上部荷載板上的應力的增大而增大。

(2)由圖9(b)、圖9(e)、圖9(f)可知,在單級荷載板的應力作用下,從樁頂沿樁體向下,復合地基的樁周土體水平土壓力先增大后減小。距樁頂深度為0≤h≤1.5d時,樁周土體水平土壓力增大,1.5d左右達到最大值,1.5d

(3)由圖9(c)、圖9(d)可知,由于部分包裹式散體材料樁復合地基中包裹段與未包裹段的樁體的剛度不同,未包裹段的樁體對樁周土體水平土壓力的擠壓力大于包裹段,因此,部分包裹式散體材料樁復合地基沿樁體向下樁周土體水平土壓力的變化規(guī)律不同于其他幾種加固形式下復合地基的樁周水平土壓力的變化規(guī)律。在包裹段范圍內(0～2.5d/0～5d),復合地基的樁周土體水平土壓力先增加后減小,1.5d左右達到最大值,而在包裹套筒的底端(2.5d/5d)時,樁周水平土壓力會減小到最小值,而后由于未包裹段的鼓脹變形量增大,樁周土體水平土壓力會略微增大。

2.2.4 樁端阻力

樁底端布置的土壓力盒E5用于監(jiān)測復合地基的樁端阻力的變化,作樁端阻力隨荷載板沉降的變化曲線如圖10所示。

S為荷載板頂面沉降;D為荷載板直徑圖10 不同加固形式下復合地基樁端阻力隨荷載的變化曲線Fig.10 Variation of pile end resistance with load in composite foundations under different reinforcement modes

由圖10可知:

(1)傳遞至樁端阻力大小順序為:傳統(tǒng)散體材料樁復合地基<部分包裹式散體材料樁復合地基<全長包裹式散體材料樁復合地基。復合地基的樁端阻力隨位移比的增大而增大,隨豎向荷載的增大而增大,且位移較小時,樁端阻力的變化不大。

(2)對不同加固形式而言,當0

當5%

當17%

(3)全長包裹式散體材料樁復合地基加載完成后,傳遞至樁底應力可達到散體材料樁復合地基的樁底應力的3倍左右,這表明,加載過程中,包裹式散體材料樁將更多樁頂應力傳遞至深層土體中,從而增大了復合地基的承載力。

2.3 孔隙水壓力變化規(guī)律

為研究散體材料樁和包裹式散體材料樁的排水能力,在模型箱中距樁頂35、55 cm處,距樁側面10、20 cm處布置孔隙水壓力計K1、K2、K3,監(jiān)測加載過程中樁周土體的超靜孔隙水壓力的變化。圖11、圖12所示分別為傳統(tǒng)散體材料樁復合地基、包裹式散體材料樁(Ⅰ)復合地基的超靜孔隙水壓力隨加載時間的變化曲線。

圖11 OSC的超靜孔隙水壓力變化曲線圖Fig.11 Variation of excess pore water pressure with time for OSC

圖12 GESC(Ⅰ)的超靜孔隙水壓力變化曲線圖Fig.12 Variation of excess pore water pressure with time for GESC (Ⅰ)

由圖11、圖12可知:

(1)孔隙水壓力計K1、K2距填土表面的深度相同(h=5.5d),但K2距樁體的距離較近,樁體的存在加速了復合地基的排水,樁周土體受到的擾動較大,因此K2處復合地基的超靜孔隙水壓力大于K1處。

(2)孔隙水壓力計K2、K3距樁體的水平距離相同(x=10 cm),但K2距填土表面的深度(h=5.5d)大于K3(h=3.5d)。對試驗結果分析得到,粉質黏土包裹式散體材料樁復合地基的樁體的鼓脹變形的最大值發(fā)生在1.5～3.5d范圍內,孔隙水壓力計K2離鼓脹變形區(qū)較遠,周圍土體受到鼓脹變形所產(chǎn)生的水平應力較小,所以K3處復合地基的超靜孔隙水壓力較大。

(3)對傳統(tǒng)散體材料樁復合地基而言,K3處超靜孔隙水壓力的變化幅度大于K1、K2處。這是由于在加載初期,復合地基中樁體承受了大部分的荷載,對樁周土體的擾動較小,復合地基的超靜孔隙水壓力不大,隨著加載地進行,樁體加速了復合地基的排水,樁體發(fā)生大量的鼓脹變形,對樁周土體的擠壓力變大,所以K3處復合地基的超靜孔隙水壓力較大。

(4)每級荷載作用下,復合地基的超靜孔隙水壓力先累積增大,在間隙期不斷消散,且由圖可知,當級荷載的消散速率隨著加載時間會稍有增大。

由此可以看出,樁周土體的受力狀態(tài)是造成復合地基的超靜孔隙水壓力變化的主要原因之一。同時,也表明了更多的樁頂荷載被傳遞到了更深的土層中,從而復合地基的承載力會有所增加。

3 包裹式散體材料樁復合地基承載力及沉降計算

3.1 包裹式散體材料樁復合地基承載力計算

包裹式散體材料樁復合地基的樁體在包裹材料的約束作用下,樁體的剛度較大,因此,在對包裹式散體材料樁復合地基計算承載力時,可將其視為半剛性樁。參考《復合地基技術規(guī)范》(GBT 50783—2012)中計算[15,17-18]公式,即

(2)

式(2)中:fspk為復合地基的承載力特征值,kPa;fsk為經(jīng)地基處理后樁間土的承載力特征值,kPa,宜按靜載試驗確定,無可提供參考的試驗資料時可取為天然地基承載力特征值;Ra為單樁豎向承載力特征值,kN;βp為樁體豎向承載力修正系數(shù),宜根據(jù)工程中復合地基樁體的實際豎向承載力及其發(fā)揮程度取值,無經(jīng)驗時可取為0.7～0.9;βs為樁間土地基的承載力修正系數(shù),宜根據(jù)工程中復合地基中樁間土的實際承載力及其承載力發(fā)揮程度取值,無經(jīng)驗時可取為水泥粉煤灰碎石(cement fly-ash gravel,CFG)樁復合地基的上限0.95;Ap為單樁截面積,m2;m為面積置換率。

在這種情況下,樁身與樁周土不一定同時受到破壞,所以必須對樁身和樁周土的承載力利用修正系數(shù)βp和βs進行修正。

針對復合地基的不同破壞模式,可按不同的方法計算復合地基的承載力,粉質黏土包裹式散體材料樁復合地基針對部分包裹式散體材料樁復合地基和全長包裹式散體材料樁復合地基主要有兩種破壞模式。

3.1.1 樁體發(fā)生刺入破壞

《復合地基技術規(guī)范》(GBT 50783—2012)中規(guī)定:在復合地基中,采用柔性樁、剛性樁作為復合地基的豎向加筋性樁,其豎向抗壓強度是由單樁的豎向抗壓試驗來計算的。從樁周土和樁端土的受力計算中得到的單樁豎向承載力特征值,計算[15,17-18]公式為

(3)

式(3)中:Ra為單樁豎向抗壓承載力特征值,kN;Up為樁的周長,m;N為樁長深度范圍內劃分的土層數(shù);qsi為樁長范圍內第i層土的樁側摩阻力特征值,宜按地區(qū)經(jīng)驗確定;li為樁長范圍內第i層土的厚度,m;Ap為單樁截面積,m2;qp為樁端阻力特征值,kPa,可根據(jù)《建筑地基基礎設計規(guī)范》(GB 50007)的相關規(guī)定確定。

3.1.2 樁體發(fā)生鼓脹破壞

粉質黏土包裹式散體材料樁復合地基在這種情況下的承載力計算方法可以參照歐陽芳[15]有關軟土包裹式散體材料樁復合地基的設計方法。在考慮土體和套筒的徑向約束條件下,考慮土體和套筒的軸向約束,可以計算出其極限承載力。

當包裹式散體材料樁出現(xiàn)膨脹剪斷時,其極限水平應力是樁周土體的剪應力與套管最大徑向加筋的疊加,從而得出其極限軸向應力值。計算公式為

(4)

相應地,包裹式散體材料樁單樁的豎向承載力特征值為

(5)

3.2 包裹式散體材料樁復合地基沉降計算

《復合地基技術規(guī)范》(GBT 50783—2012)中對復合地基的沉降進行了計算。其中包括墊層壓縮變形量、加固區(qū)復合土層壓縮變形量和加固區(qū)下臥土層壓縮變形量等問題,并提出了相應的計算方法。若墊層的壓縮變形較少,在工程階段基本完工,則可以忽略不計[19-20],即

S=S1+S2

(6)

式(6)中:S1為復合地基加固區(qū)復合土層壓縮變形量,mm;S2為加固區(qū)下臥土層壓縮變形量,mm。

粉質黏土包裹式散體材料樁復合地基的壓縮變形主要有兩種形式:樁頂處的變形和樁體的鼓脹變形。

3.2.1 樁頂刺入褥墊層的變形

褥墊層通常是礫石、砂石或碎石材料布置于包裹式散體材料樁復合地基的樁頂部,協(xié)同樁體和土體受力。由于樁體的剛度較大,在荷載作用下,樁周土體的壓縮量較大,會使得褥墊層材料向樁間土表面流動,即可表現(xiàn)出樁體刺入褥墊層現(xiàn)象。

式(6)是先前研究總結關于包裹式散體材料樁復合地基的樁頂發(fā)生刺入破壞時,復合地基的沉降的計算公式,適用于粉質黏土包裹式散體材料樁復合地基中。以刺入變形為主的包裹式散體材料樁復合地基的沉降計算公式為

(7)

(8)

式中:S1為等沉面以上區(qū)域樁間土的壓縮量,cm;S2為樁長深度范圍內等沉面以下區(qū)域,樁間土的壓縮量,cm;σv,c、σv,s為單樁影響范圍內樁體和土體承擔的應力,kPa;Ac、A為單樁截面積和單樁影響面積,則土體面積As=A-Ac,令ac=Ac/As;n為樁土應力比;E1為等沉面以上部分的樁周土體的加權平均壓縮模量,kPa;E2為等沉面以下區(qū)域樁周土體的加權平均壓縮模量,kPa;l0為等沉面深度,m;β1=4acμ1k1/d;μ1為等沉面以上樁土之間的摩擦力系數(shù);k1為等沉面以上土體側壓力系數(shù);β2=4acμ2k2/d,其中:μ2為等沉面以下樁、土之間的摩擦力系數(shù);k2為等沉面以下土體側壓力系數(shù)。

3.2.2 樁體的鼓脹變形

《復合地基技術規(guī)范》(GBT 50783—2012)中規(guī)定,散體材料復合地基和柔性樁復合地基可按復合模量法計算復合地基的沉降,計算式[15,17-18]為

(9)

Espi=mEpi+(1-m)Esi

(10)

式中:Δσi為第i層土的平均附加應力增量,kPa;li為第i層土的厚度,mm;m為復合地基面積置換率;Ψs1為復合地基加固區(qū)復合土層壓縮變形量計算經(jīng)驗系數(shù),根據(jù)實測資料、經(jīng)驗和復合地基類型確定;Espi為第i層復合地基的壓縮模量,kPa;Epi為第i層樁體的壓縮模量,kPa;Esi為第i層樁間土的壓縮模量,kPa,宜按當?shù)亟?jīng)驗確定,若無資料,可取為天然地基的壓縮模量。

在復合地基的加固區(qū),應按復合地基的不同,對下臥層上部施加的附加荷載采取不同的處理方式。對于散體材料樁的復合地基,可以采用壓擴方法,而對于剛性樁的復合地基,則可以按樁土的模量比大小,按應力擴散的方法進行計算。

4 與室內試驗結果比較

將傳統(tǒng)散體材料樁復合地基中散體材料樁視為包裹材料的剛度為0的包裹式散體材料樁來驗算粉質黏土包裹式散體材料樁復合地基以鼓脹變形為主的沉降的計算公式。

4.1 以刺入變形為主的沉降計算公式

全長包裹式散體材料樁復合地基主要以刺入變形為主,包裹式散體材料樁的樁體的壓縮特性主要通過樁體的剛度體現(xiàn)出來,全長包裹式散體材料樁的楊氏模量按照包裹式散體材料樁的單軸壓縮試驗結果分別取為14、17 MPa[21]。粉質黏土的壓縮模量可參考設計及地勘資料獲得,等沉面以上、以下分別為3.26、3.26 MPa。等沉面以上、以下的樁土摩擦系數(shù)取值分別為0.2和0.24[22],側向壓力系數(shù)按式ν/(1-ν)計算可得(ν為泊松比)[23]。褥墊層基床系數(shù)根據(jù)《鐵路路基設計規(guī)范》(TB 10001—2005,J447—2005)取為90 MPa/m。具體參數(shù)取值如表6所示。

表6 包裹式散體材料樁復合地基沉降計算參數(shù)取值Table 6 Calculation parameters for settlement of composite foundation with encased granular materials

4.2 以鼓脹變形為主的沉降計算公式

本文室內模型試驗中全長包裹式散體材料樁復合地基的破壞模式均為刺入褥墊層而發(fā)生破壞,而傳統(tǒng)散體材料樁復合地基的破壞模式是樁體的過量鼓脹變形而發(fā)生破壞,將傳統(tǒng)散體材料樁視為包裹材料的剛度為0的全長包裹式散體材料樁來驗算以鼓脹變形為主的粉質黏土復合地基的沉降的計算公式,按式(9)、式(10)進行。

根據(jù)室內模型試驗中選用的碎石和粉質黏土可確定材料的各項物理力學參數(shù),粉質黏土的重度為18.2 kN/m3,摩擦角為12.56°,散體材料樁的重度為16.21 kN/m3。此時散體材料樁的樁體的主要壓縮長度取為4d[15]。

表7所示為復合地基的樁頂處的應力為15、30、60 kPa時,復合地基表面沉降的理論計算值與室內試驗結果對比。

表7 地基沉降理論計算值與試驗結果對比Table 7 Comparison between theoretical and experimental settlement values of foundation

由表7可知:

(1)采用全長包裹式散體材料樁復合地基的沉降量是以刺入破壞為主。當復合地基上的應力水平很低時,其理論與室內試驗的擬合效果良好,但隨著表面應力的增大,其理論計算值將逐漸減小。然而,傳統(tǒng)的計算方法中并不考慮樁體和土體發(fā)生塑性后的變形,同時在總結歸納沉降公式時,也沒有考慮到模型試驗中路堤模擬層對復合地基沉降的影響,這兩個問題尚需深入探討。

(2)傳統(tǒng)散體材料樁復合地基以鼓脹變形為主計算復合地基的沉降,當復合地基表面的應力為15 kPa時,理論計算與室內試驗的沉降值分別為9.22、8.12 mm,試驗結果比理論計算結果小13.54%,計算公式可靠。

根據(jù)傳統(tǒng)散體材料樁復合地基和全長包裹式散體材料樁復合地基的表面沉降理論計算值與室內模型試驗結果的對比可知,計算結果與試驗結果較為一致。

5 結論

依托簡陽市金簡仁快速路二期SG8標段K50+250～K50+325的路基工程,開展了室內模型試驗,通過控制包裹式散體材料樁的包裹長度、包裹材料的強度等變量,以不同加固形式開展了試驗,綜合測量了復合地基的沉降、土壓力變化及孔隙水壓力的變化情況,并對粉質黏土地基包裹式散體材料樁加固的復合地基承載力計算理論進行了總結,并與試驗結果進行了對比。主要研究成果如下。

(1)包裹式散體材料樁復合地基的承載能力和變形特征主要受包裹的長度和包裹材料的強度的影響。隨著包裹材料的強度的提高,包裹式散體材料樁復合地基的承載能力也隨之增加;隨著包裹材料的強度和包裹長度的增加,復合地基的樁土應力比也會增大。

(2)部分包裹(2l/3)散體材料樁復合地基樁頂應力傳遞至套筒底端位置處的樁身應力為樁頂應力的80%～90%,而傳遞至樁底時樁身應力約為樁頂應力的50%;全長包裹式散體材料樁傳遞至樁底處的樁身應力可達到樁頂應力的60%左右,而傳統(tǒng)散體材料樁傳遞至樁底的樁身應力則僅為樁頂應力的25%～45%。樁底端應力隨荷載板位移比增大而增大,隨豎向荷載的增大而增大,且全長包裹式散體材料樁復合地基在位移比較小時,傳遞至樁底端的應力變化不大。

(3)沿樁體從樁頂往下,不同深度處的樁周土體水平土壓力隨上部荷載板上的應力的增大而增大;單級荷載作用下,復合地基的樁周土體水平土壓力表現(xiàn)出先增大后減小的變化規(guī)律,距樁頂1.5d深度處,樁周土體水平土壓力達到最大值,即表明包裹式散體材料樁復合地基的樁體的最大鼓脹變形量在1.5d～3.5d范圍內。

(4)包裹式散體材料樁復合地基的超靜孔隙水壓力隨散體材料樁的包裹材料的強度和包裹長度的增大而減小,即復合地基的承載力也會隨著包裹材料的強度和包裹長度的增大而增大。不同加固形式下復合地基的超靜孔隙水壓力α隨著應力的增加而非線性增長,加載初期,α增長較快,隨著加載地進行,后期α的增長變緩,并會趨于穩(wěn)定。其中,包裹式散體材料樁是良好的排水通道,復合地基的排水效果最優(yōu),超靜孔隙水壓力的消散速度最快,因此復合地基的承載力也是最大的,其次分別是部分包裹式散體材料樁復合地基、傳統(tǒng)散體材料樁復合地基。

(5)根據(jù)現(xiàn)行的建筑地基設計規(guī)范和已有包裹式散體材料樁復合地基的設計方法的研究資料,對粉質土包裹式散體材料樁復合地基的設計計算方法進行了總結歸納,并與試驗結果進行了對比,計算結果與試驗結果較為一致。