田建勃，韓曉雷，于清樺，劉江元，邊登鵬，王海剛

（1. 西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安 710055；2. 機(jī)械工業(yè)勘察設(shè)計(jì)研究院，西安 710043；3. 北方工程設(shè)計(jì)研究院有限公司，石家莊 050011）

1 引 言

碎石墊層作為一種性能良好的天然建筑材料，因其具有抗剪強(qiáng)度高、壓實(shí)性能好、透水性強(qiáng)、填筑密度大、承載力高等工程特性，在土木工程建設(shè)中得到了越來(lái)越廣泛的應(yīng)用[1－2]。目前，碎石墊層多應(yīng)用于建筑土石壩、水利水電、鐵路路基、橋梁墩臺(tái)及處理軟弱地基等方面。利用碎石類(lèi)土作為CFG樁(cement flyash gravel pile)復(fù)合地基的褥墊層在某些工程建設(shè)中也開(kāi)始得到應(yīng)用，例如對(duì)于深埋輸煤暗道這類(lèi)特種結(jié)構(gòu)的地基處理時(shí)，實(shí)際工程中往往采用很厚的碎石墊層作為 CFG樁復(fù)合地基的褥墊層。然而，目前對(duì)碎石墊層的承載能力、變形特性等方面研究較少，而且對(duì)于復(fù)合地基中碎石墊層，尤其是比較厚的碎石墊層，在高應(yīng)力下的特性尚缺乏研究。

褥墊層的厚度、剛度及其側(cè)面約束條件對(duì)CFG樁復(fù)合地基的效應(yīng)均有較大影響[3－5]。如果褥墊層厚度過(guò)小，會(huì)導(dǎo)致復(fù)合地基樁土應(yīng)力比加大，這樣樁承擔(dān)的荷載加大，而樁間土承載能力不能充分發(fā)揮，要達(dá)到設(shè)計(jì)要求的地基承載力，必然要增加樁的數(shù)量或長(zhǎng)度，這樣會(huì)造成經(jīng)濟(jì)上的浪費(fèi)；如果褥墊層厚度過(guò)大，又會(huì)導(dǎo)致樁土應(yīng)力比等于或接近1，此時(shí)樁承擔(dān)的荷載太小，復(fù)合地基中樁的設(shè)置實(shí)際上已失去意義[3－4]。褥墊層的剛度越大，則樁土應(yīng)力比就越大，反之就越小。如果復(fù)合地基的褥墊層剛度增大到無(wú)窮大，則此時(shí)褥墊層相當(dāng)于樁基承臺(tái)[4]。李寧等[6]利用數(shù)值分析方法，系統(tǒng)研究了 4種不同模量樁體復(fù)合地基施加褥墊后的承載性狀。周愛(ài)軍[7]、任鵬[8]、王兵[9]、亓樂(lè)[10]等結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)靜載荷試驗(yàn)，研究了褥墊層對(duì)復(fù)合地基承載特性的影響。褥墊層側(cè)面約束條件影響著樁頂褥墊層承擔(dān)樁頂反力、防止樁頂向上刺入的能力、墊層的壓縮量，從而影響了根據(jù)沉降比確定的復(fù)合地基承載力特征值和復(fù)合地基極限承載力，其側(cè)面約束條件對(duì)復(fù)合地基褥墊層性能的影響尚未見(jiàn)研究。

本文以“山西平朔東露天煤礦暗道測(cè)試與研究”為依托，進(jìn)行了不同厚度碎石墊層室內(nèi)模型試驗(yàn)研究，并采用 ABAQUS有限元法，對(duì)這種深埋條件下碎石墊層的強(qiáng)度和變形特性進(jìn)行了深入研究，以期達(dá)到對(duì)實(shí)際碎石墊層工程推廣應(yīng)用的理論和技術(shù)依據(jù)，并希望對(duì)復(fù)合地基褥墊層的設(shè)計(jì)有一定指導(dǎo)意義。

2 室內(nèi)模型試驗(yàn)

2.1 工程概況

平朔礦區(qū)東露天礦選煤場(chǎng)為年產(chǎn)2.5×107t特大型選煤廠(chǎng)，產(chǎn)品煤槽倉(cāng)與裝車(chē)站距離為3 348.7 m，其中東露天煤礦至電廠(chǎng)的輸煤暗道長(zhǎng)近240 m，鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，頂部為拱形，底部倒拱形，兩側(cè)直墻。暗道建成后需進(jìn)行回填，回填深度約40 m，輸煤暗道采用 CFG樁復(fù)合地基進(jìn)行地基處理。CFG樁復(fù)合地基采用鉆孔壓灌樁長(zhǎng)螺旋鉆機(jī)成孔，泵送混凝土灌注，壓灌樁直徑φ=500 mm，樁長(zhǎng)15 m，采用正三角形布樁，其中褥墊層為 2 m厚碎石墊層，壓實(shí)系數(shù)不小于0.96，碎石墊層寬出邊樁外徑500 mm。為了保證暗道在建成后能安全地投入使用，設(shè)計(jì)中采用了盡可能高的安全系數(shù)。但從理論上和工程地質(zhì)勘察資料中，對(duì)埋深達(dá)40 m的地基承載能力，很難做出科學(xué)評(píng)價(jià)，這樣一來(lái)，設(shè)計(jì)的安全儲(chǔ)備大小、保守程度如何，以及設(shè)計(jì)的合理性如何等，仍有待進(jìn)一步研究探討。因此，西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院對(duì)其進(jìn)行了系統(tǒng)的測(cè)試與研究。

2.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

本試驗(yàn)是模擬大尺寸 CFG樁復(fù)合地基碎石墊層的環(huán)境條件，采用褥墊層四邊均約束、防止褥墊層從載荷板下擠出的側(cè)限模型箱作為試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，主要是?duì)不同厚度碎石墊層在側(cè)限高應(yīng)力下的強(qiáng)度特性和變形指標(biāo)進(jìn)行研究，分別對(duì)10、20、30、40、50 cm厚碎石墊層進(jìn)行靜載荷試驗(yàn)，得出了碎石墊層的強(qiáng)度特性和變形指標(biāo)。 室內(nèi)模型試驗(yàn)加載裝置和原理如圖1、2所示。

圖1 試驗(yàn)加載裝置圖Fig.1 Load test apparatus

圖2 加載試驗(yàn)示意圖Fig.2 Sketch of load test

2.3 試驗(yàn)設(shè)備

室內(nèi)模型試驗(yàn)的設(shè)備主要有：

（1）試驗(yàn)箱采用5 mm厚鋼板，試驗(yàn)箱尺寸為40 cm×40 cm×50 cm (長(zhǎng)×寬×高)；

（2）載荷板圓形鋼板 直徑為 31.6 cm，厚為3.4 cm；

（3）加載設(shè)備采用16 t立式油壓千斤頂，油壓千斤頂合力中心與荷載板中心重合；

（4）測(cè)試儀器 TDS－602靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀、位移傳感器（量程為100 mm，精度為±0.01 mm，4個(gè)）、30 t荷載傳感器、電阻應(yīng)變計(jì)（BX120－3AA膠基箔式應(yīng)變計(jì)）、電阻應(yīng)變花（BX120－3CA）；

（5）振動(dòng)器用于碎石墊層分層填筑時(shí)振動(dòng)密實(shí)；

（6）碎石墊層采用粒徑為4.75～31.50 mm的碎石，碎石取自實(shí)際工程現(xiàn)場(chǎng)采用的CFG樁復(fù)合地基碎石褥墊層材料。

2.4 試驗(yàn)方案

2.4.1 試驗(yàn)步驟

碎石墊層分5層填筑，標(biāo)記為S1～S5，其填筑高度分別為10、20、30、40、50 cm。碎石墊層的密實(shí)度按在工程試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)采用灌砂法測(cè)得的密度進(jìn)行控制，填筑前先計(jì)算出現(xiàn)場(chǎng)灌砂法測(cè)得的密度，得出模型箱中每層碎石所需的重量，按計(jì)算的碎石重量進(jìn)行分層填筑。每層碎石墊層填筑完畢后，用機(jī)械振動(dòng)夯實(shí)，將碎石墊層分界線(xiàn)壓實(shí)到事先在試驗(yàn)箱四周標(biāo)示好的壓實(shí)高度。其中在室內(nèi)模型試驗(yàn)開(kāi)始之前，對(duì)試驗(yàn)用的碎石土（碎石取自實(shí)際工程現(xiàn)場(chǎng)采用的CFG樁復(fù)合地基碎石褥墊層材料）進(jìn)行粒徑級(jí)配分析，采用篩分法繪制碎石土的粒徑級(jí)配累積曲線(xiàn)，如圖3所示。

圖3 碎石墊層的粒徑級(jí)配曲線(xiàn)Fig.3 Grain size gradation curve for gravel cushion

2.4.2 試驗(yàn)加載方式

加載采用分級(jí)維持荷載-沉降相對(duì)穩(wěn)定法（即常規(guī)的慢速法）：按等荷載增量分級(jí)施加，每級(jí)荷載達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定后加下一級(jí)荷載，直到加載完成，然后分級(jí)卸載到0。

加載分級(jí)：根據(jù)試驗(yàn)工程現(xiàn)場(chǎng)中填土高度，考慮到試驗(yàn)室條件、橫梁反力架和油壓千斤頂?shù)南拗?，以及模型箱、載荷板變形的要求，試驗(yàn)分8級(jí)加載，每級(jí)100 kPa，加載終值為800 kPa，并記錄豎向荷載值、鋼箱側(cè)壁應(yīng)變片數(shù)值、載荷板沉降觀(guān)測(cè)數(shù)值等。

2.4.3 鋼箱應(yīng)變量測(cè)

模型箱兩側(cè)等高位置上對(duì)稱(chēng)貼有應(yīng)變片和應(yīng)變花，其中應(yīng)變片40個(gè)、三軸45°應(yīng)變花10個(gè)，總計(jì)70個(gè)測(cè)量通道，測(cè)試中電阻應(yīng)變片和電阻應(yīng)變花的布置，如圖4所示。

圖4 電阻應(yīng)變片布置圖（單位：mm）Fig.4 Layout of resistance strain gauges (unit: mm)

2.4.4 載荷板沉降量測(cè)

在載荷板上對(duì)稱(chēng)布設(shè)4個(gè)位移傳感器（量程為100 mm，精度為±0.01 mm），以測(cè)載荷板沉降量。

2.4.5 試驗(yàn)數(shù)據(jù)量測(cè)及終止條件

《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》[11]對(duì)淺層平板載荷試驗(yàn)的加載做了如下規(guī)定：每級(jí)加載后，間隔10、10、10、15、15 min讀取一次沉降，以后為每隔0.5 h讀一次沉降，當(dāng)連續(xù)2 h，每小時(shí)的沉降量小于0.1 mm時(shí)，則認(rèn)為已趨于穩(wěn)定，可加下一級(jí)荷載。

本次試驗(yàn)測(cè)試時(shí)，利用TDS－602靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀對(duì)加載全過(guò)程進(jìn)行了沉降量測(cè)記錄，每級(jí)加載開(kāi)始前3 min間隔10 s記錄一次沉降數(shù)據(jù)，而后每隔1 min自動(dòng)采集一次沉降數(shù)據(jù)，穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)仍按連續(xù)2 h，每小時(shí)的沉降量小于0.1 mm來(lái)判定，認(rèn)為沉降穩(wěn)定后，再施加下一級(jí)荷載。

應(yīng)變量測(cè)：與沉降測(cè)量相同，利用 TDS－602靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀對(duì)加載全過(guò)程進(jìn)行了應(yīng)變量測(cè)記錄，每級(jí)加載開(kāi)始前3 min間隔10 s記錄一次應(yīng)變數(shù)據(jù)，而后每隔1 min自動(dòng)采集一次應(yīng)變數(shù)據(jù)，直至該層碎石試驗(yàn)結(jié)束，分級(jí)卸載到0為止。

最終終止加載應(yīng)以沉降不收斂或得到相關(guān)曲線(xiàn)進(jìn)行定性的分析為條件。

3 數(shù)值模擬

3.1 模型建立

本文采用 ABAQUS有限元軟件對(duì)不同厚度碎石墊層室內(nèi)模型試驗(yàn)進(jìn)行模擬分析，數(shù)值模擬計(jì)算時(shí)假定：模型箱、載荷板、碎石墊層均為均質(zhì)各向同性；模型箱、載荷板采用彈性模型，碎石墊層采用彈塑性Mohr-Coulomb模型。在建立有限元模型時(shí)對(duì)模型箱、載荷板、碎石墊層均采用8節(jié)點(diǎn)六面體線(xiàn)性減縮積分形式的三維實(shí)體單元——C3D8R?？紤]接觸問(wèn)題，在載荷板和碎石墊層頂面、碎石墊層與模型箱內(nèi)壁之間設(shè)置接觸單元。載荷板和碎石墊層頂面之間采用tie連結(jié)，以保證在加載過(guò)程中荷載能均勻、有效地傳遞到碎石墊層上。碎石墊層和模型箱內(nèi)壁之間定義接觸面摩擦模型，接觸面之間的法向采用硬接觸(hard contact)，切線(xiàn)方向摩擦系數(shù)取經(jīng)驗(yàn)值0.6。碎石墊層底面和模型箱內(nèi)底面之間采用tie連結(jié)，模型箱外底面采用Encastre完全約束。計(jì)算模型尺寸與室內(nèi)模型試驗(yàn)相同，各種材料的模型參數(shù)選值見(jiàn)表1。

表1 有限元模型材料參數(shù)表Table 1 Material parameters of finite element model

為與試驗(yàn)情況一致，數(shù)值模擬分析時(shí)，施加荷載分別為 100、200、300、400、500、600、700、800 kPa；碎石墊層的厚度分別為10、20、30、40、50 cm。

3.2 模擬結(jié)果應(yīng)力云圖

當(dāng)荷載800 kPa時(shí)，模型箱和碎石墊層（10 cm）的應(yīng)力云圖如圖5所示。

圖5 模型箱和碎石墊層應(yīng)力云圖（單位：MPa）Fig.5 Stress nephogram of test box and gravel cushion (unit: MPa)

4 試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比分析

4.1 碎石墊層承載力對(duì)比分析

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到不同厚度碎石墊層的p-s曲線(xiàn)見(jiàn)圖6，采用ABAQUS軟件數(shù)值模擬得到的不同厚度碎石墊層的p-s曲線(xiàn)見(jiàn)圖7。曲線(xiàn)分析如下：

（1）從模型試驗(yàn)和 ABAQUS數(shù)值模擬的結(jié)果可以看出，碎石墊層加荷至800 kPa過(guò)程中，5種不同厚度的碎石墊層荷載-沉降曲線(xiàn)都基本呈線(xiàn)性化特征，都沒(méi)有出現(xiàn)一般地基載荷試驗(yàn)的比例極限和極限荷載，說(shuō)明載荷試驗(yàn)中碎石墊層還處于彈性變形階段或碎石土的壓密階段，試驗(yàn)并沒(méi)有加載至破壞。

圖6 模型試驗(yàn)得到的不同厚度碎石墊層p-s曲線(xiàn)Fig.6 p-s curves of gravel cushions with different thicknesses obtained by model testing

圖7 數(shù)值模擬得到的不同厚度碎石墊層p-s曲線(xiàn)Fig.7 p-s curves of gravel cushions with different thicknesses obtained by numerical simulation

（2）碎石墊層的厚度對(duì)沉降的大小有一定的影響。模型試驗(yàn)和ABAQUS數(shù)值模擬的結(jié)果都顯示，在其他條件相同的情況下，碎石墊層越厚，沉降越大。從圖6可以看出，室內(nèi)模型試驗(yàn)中除墊層厚度從10 cm增厚至20 cm時(shí)，在相同荷載作用下沉降略有減小之外，墊層厚度從20 cm逐漸增厚至50 cm時(shí)，在相同荷載作用下沉降逐漸增大，即碎石墊層的沉降隨厚度的增加而增大。

（3）當(dāng)進(jìn)行室內(nèi)試驗(yàn)時(shí)，在加載初期一定荷載作用下，碎石墊層在較短的時(shí)間內(nèi)壓縮變形量已基本趨于穩(wěn)定，而后隨時(shí)間的增加，其壓縮變形量很小。這是因?yàn)樗槭w粒受外力作用之后，內(nèi)部應(yīng)力發(fā)生變化，失去原來(lái)的平衡狀態(tài)，顆粒之間克服摩阻力，互相移動(dòng)和填充，出現(xiàn)新的排列，孔隙減小，密度增大；施加的外部荷載越大，促使顆粒移動(dòng)、充填的能量越大，碎石土越趨密實(shí)；當(dāng)碎石土被密實(shí)至一定程度之后，顆粒間的孔隙非常小，這時(shí)即使增大壓實(shí)功能，顆粒再要移動(dòng)、充填是相當(dāng)不易的，壓縮量已趨于穩(wěn)定。

4.2 碎石墊層側(cè)向約束力對(duì)比分析[12－13]

4.2.1 碎石墊層側(cè)向約束機(jī)制分析

對(duì)于本次不同厚度碎石墊層模型試驗(yàn)的力學(xué)分析，在荷載壓力作用下碎石墊層的橫向膨脹使模型箱壁產(chǎn)生水平彎曲變形，由于約束條件的不同，中部箱壁的變形較大，所以它對(duì)碎石墊層的反作用力（約束力）也較??；另一方面，模型箱轉(zhuǎn)角處的變形較小，兩個(gè)垂直方向的拉力合成對(duì)碎石墊層對(duì)角線(xiàn)(45°)方向的強(qiáng)力約束，如圖8所示。所以碎石墊層承受的約束力主要是沿對(duì)角線(xiàn)的集中擠壓力而截面中部處的約束力很小。

4.2.2 碎石墊層有效約束力的確定

（1）模型箱側(cè)向壓應(yīng)力的計(jì)算

計(jì)算時(shí)假設(shè)模型箱對(duì)碎石墊層的約束效應(yīng)沿模箱壁均勻分布，并乘以有效約束系數(shù)來(lái)考慮其不均勻性。將模型箱沿縱向剖開(kāi)，以模型箱為對(duì)象進(jìn)行受力分析，如圖9所示。

圖8 模型箱對(duì)碎石墊層的約束機(jī)制Fig.8 Confining mechanism of test box to gravel cushion

圖9 模型箱的受力分析示意圖Fig.9 Sketch of mechanic analysis for test box

由 Σ Fx=0可知：

可得

式中：f1′為模型箱的側(cè)向壓應(yīng)力（kPa）；fsh為模型箱側(cè)壁的橫向拉應(yīng)力（kPa）；a為模型箱的邊長(zhǎng)（mm）；t為模型箱壁的厚度（mm）；l為模型箱的高度（mm）。

（2）有效約束系數(shù)的計(jì)算

①橫截面有效約束系數(shù)計(jì)算

由前述碎石墊層側(cè)向約束機(jī)制可知，模型箱對(duì)碎石墊層的約束作用主要是集中在4個(gè)角部沿對(duì)角線(xiàn)呈 45°方向的強(qiáng)力約束，而截面中部的模型箱壁對(duì)碎石墊層的約束作用較小。因此，可以假設(shè)橫截面上弱約束區(qū)碎石墊層的形狀是起角θ為 45°的拋物線(xiàn)[12]，模型箱碎石墊層橫截面上強(qiáng)、弱約束區(qū)碎石墊層形狀如圖8所示。

弱約束區(qū)碎石墊層的面積Af為

有效強(qiáng)約束區(qū)碎石墊層的面積Ae為

式中：Ac為模型箱包圍的面積（mm2）

橫截面有效約束系數(shù)ke1為

②側(cè)面有效約束系數(shù)計(jì)算：

由于模型箱碎石墊層可以看成箍筋縱向間距為0的矩形箍筋約束混凝土[13]，故其側(cè)向有效約束系數(shù)ke2=1，則模型箱碎石墊層有效約束系數(shù)為ke=ke1ke2= 1/3。所以，碎石墊層有效約束力f1為

（3）碎石墊層側(cè)壓力系數(shù)、泊松比估算

根據(jù)上述理論公式來(lái)計(jì)算不同厚度時(shí)碎石墊層受到的側(cè)向約束力的大小，以此來(lái)計(jì)算碎石墊層的側(cè)壓力系數(shù)k0，由μ= k0/(1+ k0)來(lái)確定泊松比μ，并利用彈性力學(xué)公式來(lái)確定碎石墊層的變形模量，為碎石墊層的沉降計(jì)算提供參數(shù)。計(jì)算中，鋼箱彈性模量取2.06×105MPa。

通過(guò)對(duì)10～50 cm不同厚度碎石墊層側(cè)向約束計(jì)算成果的整理，計(jì)算得到的碎石墊層側(cè)壓力系數(shù)k0均值在0.23～0.29之間，泊松比μ均值在0.19～0.23之間。與文獻(xiàn)[14]給出的碎石土k0、μ經(jīng)驗(yàn)值（書(shū)中表2.7中k0為0.18～0.25，μ為0.15～0.20）相比，k0和μ的最大值稍微大了一些，本次試驗(yàn)計(jì)算的側(cè)壓力系數(shù) k0和泊松比μ可為類(lèi)似級(jí)配的碎石墊層提供參考。不同厚度碎石墊層的側(cè)壓力系數(shù)和泊松比計(jì)算成果，如表2所示。

表2 不同厚度碎石墊層側(cè)壓力系數(shù)、泊松比計(jì)算成果表Table 2 Calculation results of lateral pressure coefficient and Poisson’s ratio of gravel cushions with different thicknesses

4.2.3 碎石墊層側(cè)向約束力結(jié)果分析

將利用 ABAQUS有限元軟件計(jì)算出的結(jié)果與本文計(jì)算方法結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖10、11所示，圖12、13將兩種計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了匯總分析。

從圖10、11可以看出，利用ABAQUS有限元軟件計(jì)算的不同荷載下碎石墊層的側(cè)向約束力與本文提出的計(jì)算方法較為接近，其沉降計(jì)算結(jié)果與本文計(jì)算方法相比，除少數(shù)點(diǎn)外，大部分較小。但從兩者的計(jì)算結(jié)果來(lái)分析，可以看出，不同厚度碎石墊層豎向應(yīng)力與墊層側(cè)向約束力近似呈線(xiàn)性關(guān)系，碎石墊層受到的側(cè)向約束力也隨沉降的增加而近似呈線(xiàn)性增長(zhǎng)。

圖10 不同厚度碎石墊層豎向應(yīng)力和側(cè)向約束力關(guān)系曲線(xiàn)Fig.10 Curves of vertical stress and lateral pressure in gravel cushions with different thicknesses

圖11 不同厚度碎石墊層側(cè)向約束力和沉降關(guān)系曲線(xiàn)Fig.11 Curves of lateral pressure and settlement in gravel cushions with different thicknesses

從圖12和圖13可以看出，從總體趨勢(shì)上看，隨著碎石墊層厚度的增加，在豎向相同荷載作用下，墊層所受到的側(cè)向約束力有所減?。辉诋a(chǎn)生相同沉降時(shí)，墊層越厚，墊層受到的側(cè)向約束力越小。

圖12 不同厚度碎石墊層豎向應(yīng)力和側(cè)向約束力關(guān)系對(duì)比圖Fig.12 Comparison curves of vertical stress and lateral pressure in gravel cushions with different thicknesses

圖13 不同厚度碎石墊層側(cè)向約束力和沉降關(guān)系對(duì)比圖Fig.13 Comparison curves of lateral pressure and settlement in gravel cushions with different thicknesses

5 碎石墊層變形模量的確定

載荷試驗(yàn)一般適用于淺土層上進(jìn)行，其優(yōu)點(diǎn)是壓力的影響深度可達(dá)到（1.5～2.0）b（b為承壓板邊長(zhǎng)或直徑），因而試驗(yàn)成果能反映較大一部分土體的壓縮性，比鉆孔取樣在室內(nèi)測(cè)試所受到的擾動(dòng)要小得多。土中應(yīng)力狀態(tài)在承壓板較大時(shí)與實(shí)際基礎(chǔ)情況比較接近，因此，有的國(guó)家規(guī)范規(guī)定在地基沉降公式計(jì)算中采用載荷試驗(yàn)確定的壓縮性指標(biāo)。

載荷試驗(yàn)中，常按如下的彈性力學(xué)公式來(lái)計(jì)算地基土的變形模量[14]：

式中：ω為沉降影響系數(shù)，方形壓板取0.88，圓形壓板取 0.79；b為承壓板的邊長(zhǎng)或直徑（mm）；s1為與所取定的比例界限p1相對(duì)應(yīng)的沉降（mm），對(duì)中、高壓縮性粉土和黏性土取s1=0.02b及其對(duì)應(yīng)的荷載為p1，對(duì)低壓縮性粉土和黏性土、碎石土、砂土則取s1=（0.010～0.015）b及其對(duì)應(yīng)的荷載p1來(lái)計(jì)算E0。

根據(jù)本次試驗(yàn)測(cè)得的μ、p1、s1數(shù)值，分別計(jì)算碎石墊層的變形模量，如表3所示。

表3 變形模量E0計(jì)算值Table 3 Calculated values of deformation modulus E0

碎石墊層的變形模量并不是一個(gè)定值，與多種因素有關(guān)，本次計(jì)算的工程現(xiàn)場(chǎng)碎石墊層的變形模量介于40～49 MPa。

6 結(jié) 論

（1）5種不同厚度的碎石墊層荷載與沉降變形、豎向應(yīng)力與側(cè)向約束力都近似呈線(xiàn)性變化。碎石墊層的厚度對(duì)沉降大小有一定影響，在其他條件相同的情況下，碎石墊層越厚，沉降越大。

（2）在一定荷載作用下，碎石墊層在較短的時(shí)間內(nèi)自身壓縮變形已基本趨于穩(wěn)定，而后隨時(shí)間的增加，其壓縮變形量很小。

（3）本文通過(guò)室內(nèi)模型箱試驗(yàn)的設(shè)計(jì)，提出了一種測(cè)定碎石類(lèi)土側(cè)壓力系數(shù)、泊松比及變形模量的試驗(yàn)測(cè)定方法，以期為測(cè)定其他類(lèi)別土的側(cè)壓力系數(shù)、泊松比及變形模量提供參考。

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