劉建宇，王春艷，劉冒佚，丁選明，劉歡

(1. 重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點試驗室，重慶 400045；2.重慶市城投公租房建設(shè)有限公司，重慶 400000)

鈣質(zhì)砂廣泛分布在中國南海海域,因具有極高的碳酸鈣含量而得名。與石英砂相比，鈣質(zhì)砂具有內(nèi)部孔隙多、顆粒易破碎、重度較低、棱角和內(nèi)摩擦角較大等特點[1-4]。由于其獨特的物理特性，鈣質(zhì)砂與石英砂在工程力學(xué)性質(zhì)上有較大的差異，導(dǎo)致在鈣質(zhì)砂地基上進行工程建設(shè)時，現(xiàn)有的設(shè)計理論和設(shè)計方法不再適用[5]，需要對其進行專門研究。

學(xué)者們對鈣質(zhì)砂中樁基承載特性展開了大量的研究。秦月等[5]采用室內(nèi)模型試驗，模擬了單樁在不同受力方向下的承載特性，分析了鈣質(zhì)砂地基中樁-土相互作用機制。江浩[6]對鈣質(zhì)砂中單樁和群樁分別進行了室內(nèi)模型試驗，通過與石英砂中樁基模型試驗結(jié)果進行對比，發(fā)現(xiàn)鈣質(zhì)砂地基中樁側(cè)阻力較低是由顆粒破碎引起的。劉家易[7]研究了鈣質(zhì)砂中X形樁的豎向承載特性。鄧瑋婷等[8]研究了鈣質(zhì)砂中膨脹混凝土樁豎向承載特性，發(fā)現(xiàn)提高樁體線膨脹率可以有效提高樁的極限承載力和側(cè)摩阻力。Agarwal等[9]給出了極限端阻力和極限側(cè)阻力隨不同碳酸鹽含量的取值。Angemeer等[10]在澳大利亞的巴斯海峽通過打入全尺寸樁，發(fā)現(xiàn)在鈣質(zhì)砂中鋼管樁的側(cè)阻力非常小，隨著深度增加幾乎不發(fā)生改變。Dewi等[11]利用有限元軟件PLAXIS 3D模擬了鈣質(zhì)砂中單樁在豎向循環(huán)荷載作用下的響應(yīng)。然而，上述研究都是針對鈣質(zhì)砂中樁基的豎向承載特性，對水平承載特性的研究尚少。

在海洋工程建設(shè)中，建筑物所承擔(dān)風(fēng)荷載或者波浪荷載等水平方向的荷載通常由樁基礎(chǔ)傳遞到地基，所以，有必要研究鈣質(zhì)砂中樁基的水平承載特性。筆者通過室內(nèi)模型試驗，探究鈣質(zhì)砂中單樁水平承載特性，對鈣質(zhì)砂和石英砂地基中不同長度單樁的樁頂位移、樁頂轉(zhuǎn)角、樁身彎矩以及樁側(cè)土體壓力進行詳細的分析和討論。

1 試驗概況

1.1 試驗材料

模型試驗中土體難以按照相似關(guān)系改變其性質(zhì)，所以采用原狀土。為了保證試驗中土體滿足連續(xù)性和均勻性假定，消除地基土粒徑對單樁承載特性產(chǎn)生的粒徑效應(yīng)，徐光明等[12]發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)物與土料粒徑之比大于23時可忽略粒徑效應(yīng)。試驗采用的鈣質(zhì)砂取自南海某島，石英砂為福建標(biāo)準(zhǔn)砂。為了消除粒徑效應(yīng)，烘干后篩去原狀土中少量粒徑大于2 mm的粗顆粒，中值粒徑約為0.8 mm，樁徑與粒徑比均不小于23。兩種試驗用砂的顆粒級配曲線如圖1所示，鈣質(zhì)砂的不均勻系數(shù)Cu=2.64，曲率系數(shù)Cc=0.95，標(biāo)準(zhǔn)砂的不均勻系數(shù)Cu=4.50，曲率系數(shù)Cc=1.19。試驗過程中，在模型槽上每隔10 cm標(biāo)記一個刻度線，采用分層填筑的方式，倒入一定質(zhì)量的砂樣后進行壓實以控制土體的相對密實度為70%。

圖1 級配曲線Fig.1 Grain size distribution curves of test

通過直剪試驗，得到試驗用砂的τ-σ關(guān)系曲線，如圖2所示。標(biāo)準(zhǔn)砂黏聚力c=0，摩擦角φ=38.65°；鈣質(zhì)砂黏聚力c=12.23 kPa，摩擦角φ=43.46°。與劉崇權(quán)等[4]得到的直剪試驗結(jié)果相近，鈣質(zhì)砂具有微小的黏聚力，c≈10 kPa，φ為35°～45°。由于顆粒形狀極不規(guī)則、表面粗糙、棱角度高，鈣質(zhì)砂所表現(xiàn)出來的c值主要來源于顆粒之間的咬合嵌固作用，產(chǎn)生機理與粗顆粒土相似[13]。直剪試驗完成后，在鈣質(zhì)砂樣的下剪切盒中有部分砂發(fā)生“膠結(jié)”，如圖3所示，而標(biāo)準(zhǔn)砂樣沒有出現(xiàn)此現(xiàn)象。同時，鈣質(zhì)砂不規(guī)則的顆粒形狀和較粗糙的表面也是導(dǎo)致其具有較大內(nèi)摩擦角的主要原因。鈣質(zhì)砂和石英砂的物理力學(xué)參數(shù)見表1。

圖2 τ-σ的關(guān)系曲線

圖3 下剪切盒中砂樣Fig.3 Sand sample in lower shear

表1 試驗土體物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical parameters of test soil

模型樁采用C30細石混凝土澆筑，采用外徑為50 mm，內(nèi)徑為45 mm的PVC管材作為模板。樁內(nèi)布置有鋼筋籠，鋼筋籠由4根12#直鋼絲組成，并每隔150 mm設(shè)置一個箍筋。樁的埋置深度分別為700、550、400 mm?；炷僚浜媳葹樗唷盟蒙啊檬?1∶0.38∶1.11∶2.72。待混凝土強度足以保證其表面在拆模過程中不發(fā)生損壞時拆除PVC管，并在標(biāo)準(zhǔn)環(huán)境下養(yǎng)護28 d。通過簡支梁法測得模型樁的抗彎剛度EI=5 340 N·m2，彈性模量E=26.54 GPa。模型樁參數(shù)如表2。

表2 模型樁參數(shù)Table 2 Parameters of model piles

1.2 試驗方案

試驗裝置包括自制模型槽、加載系統(tǒng)和測量系統(tǒng)。自制模型槽尺寸為1 m×0.8 m×0.8 m。Ovesen[14]通過試驗得到模型與箱內(nèi)側(cè)壁之間的距離大于模型尺寸的2.82倍時可忽略邊界效應(yīng)的影響。為消除邊界效應(yīng)的影響，將模型樁布置于模型槽的中央，長度和寬度方向模型樁和模型箱內(nèi)側(cè)壁之間的距離與模型樁外徑的比值分別為10.6和8.4，均滿足要求。模型箱采用角鋼作為骨架，亞克力板作為擋板。采用砝碼、滑輪和鋼絞線進行水平向加載。在地表處水平安置一個位移計，以測量樁頂?shù)乃轿灰?。在高出地?00 mm處安置另一個位移計，通過兩位移計的差值計算樁頂?shù)霓D(zhuǎn)角。在模型樁所對應(yīng)的亞克力板處，豎向每隔160 mm設(shè)置一個直徑為10 mm的孔，插入空心鋼管，其內(nèi)抵模型樁，外設(shè)小滑輪，一端連接樁身測點的斯百克線穿其而過，順過滑輪連接電子位移計，以測量加載過程中樁身的側(cè)向位移。試驗?zāi)Ｐ腿鐖D4。

圖4 試驗?zāi)Ｐ?/p>

通過對稱布設(shè)在樁周的應(yīng)變片來測量樁身應(yīng)變。采用浙江黃巖測試儀器廠生產(chǎn)的BX-120-3AA型應(yīng)變片，其柵長3 mm，柵寬2 mm，靈敏系數(shù)為(2.08±1)%，電阻值為(120.1±0.1)Ω。從加載點下30 mm起每隔80 mm布設(shè)一對應(yīng)變片。通過布設(shè)在樁周的微型土壓力盒來測量樁周土壓力的變化，采用南京丹陌電子科技有限公司生產(chǎn)的DMTY系列應(yīng)變式土壓力盒，尺寸為Φ16 mm×4.8 mm，量程為0.2 MPa。從地表下20 mm起每隔100 mm布設(shè)一對土壓力盒。位移計采用江蘇泰斯特TST-100應(yīng)變式頂桿位移計，其量程為100 mm，靈敏度80με/m。采用DH3821靜態(tài)應(yīng)變測試分析系統(tǒng)采集應(yīng)變、位移以及土壓力等信息。

采用慢速維持荷載法，取預(yù)估最大荷載的1/10作為加載量。參考相關(guān)研究，取每級荷載增量為0.1 kN。每級荷載維持1 h，加載后每隔1、5、15、30、60 min各讀一次數(shù)，當(dāng)連續(xù)兩次樁頂位移不超過0.1 mm/h時施加下一級荷載。當(dāng)樁頂水平位移達到0.15倍樁徑或者出現(xiàn)明顯拐點時停止加載。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 樁頂水平位移及樁頂轉(zhuǎn)角

圖5、圖6分別為各樁樁頂水平位移-荷載曲線和樁頂轉(zhuǎn)角-荷載曲線?？梢钥闯?，隨著水平荷載的增加，樁基在地表處的水平位移和樁頂轉(zhuǎn)角具有類似的變化規(guī)律。隨著樁長的增加，相同荷載作用下樁頂水平位移減小。在加載初期，抗力主要由靠近地面部分的土體提供，樁周土體處于彈性階段，土體的變形也主要是彈性變形，樁頂水平位移近似線性增大，隨著荷載進一步增加，樁身的變形加大，土體由上至下逐漸發(fā)生屈服，水平荷載向更深層土體傳遞，樁周土體逐漸進入塑性階段，位移變化速率逐漸提高。

圖5 樁頂水平位移曲線Fig.5 Horizontal displacement curves of pile

圖6 樁頂轉(zhuǎn)角曲線Fig.6 Angle curves of pile

樁基橫向承載力可取當(dāng)樁基地表處側(cè)向位移達到0.1倍外徑或樁頂轉(zhuǎn)角達到2°時所對應(yīng)的橫向荷載中的較小值[15]。通過比較可以得到P1、P2、P3和P4的水平極限承載力為0.82、0.74、0.64、0.75 kN，對應(yīng)的樁頂轉(zhuǎn)角為1.30°、1.20°、1.15°和1.25°。在鈣質(zhì)砂地基中，相比于最短的P3，P2和P1的水平極限承載力分別提高了15.6%和28.1%，樁頂轉(zhuǎn)角增大了4.3%和13%。當(dāng)樁長相同時，鈣質(zhì)砂中P1的水平極限承載力相較于標(biāo)準(zhǔn)砂中的P4提升了9.3%，樁頂轉(zhuǎn)角增加了4%。

隨著樁長的增加，模型樁的水平極限承載力得到了明顯提升，對應(yīng)的樁頂轉(zhuǎn)角也隨之增大，一方面可能是對應(yīng)的水平力增加了，另一方面可能是隨著樁長的增加，樁的相對剛度減弱，樁逐漸由剛性樁向柔性樁轉(zhuǎn)化，樁身的彎曲變形逐漸增大。

當(dāng)水平荷載較小時，P4和P1的位移-荷載曲線幾乎重合。隨著荷載的增加，標(biāo)準(zhǔn)砂中P4的水平位移逐漸大于P1?？赡苁怯捎跇?biāo)準(zhǔn)砂顆粒的表面較為圓潤光滑，鈣質(zhì)砂顆粒形狀不規(guī)則且表面粗糙，使其具有一定的黏聚力和較大的內(nèi)摩擦角，相比于標(biāo)準(zhǔn)砂具有更大的抗剪強度，從而鈣質(zhì)砂中的P1具有更大的水平承載力。同時，采用的是模型試驗，未考慮圍壓作用，土體所達到的應(yīng)力水平較低。鈣質(zhì)砂在圍壓很低時加載，其顆粒破裂極少，土體變形以顆粒的相對錯動滑移為主，與普通剪脹性土沒有太大差別[16]。鈣質(zhì)砂在較高應(yīng)力水平下的樁基試驗有待進一步開展。

2.2 樁身側(cè)向位移

樁身側(cè)移通過豎向設(shè)置的一列位移計測得，由于裝置設(shè)計的原因，各樁底部有一部分的側(cè)向位移未能采集。圖7為各樁在各級水平荷載作用下樁身側(cè)向位移沿深度的分布曲線。可以看出，隨著水平荷載的增加，樁身側(cè)向位移逐漸增大，位移零點逐漸下移。隨著埋深的增加，樁身側(cè)向位移表現(xiàn)出明顯的非線性。側(cè)移主要集中在樁身上部，下部側(cè)移較小。P1的側(cè)向位移零點大約在-0.25～-0.35 m處，隨著荷載增加逐漸下移，當(dāng)深度超過側(cè)向位移零點后，下部樁身側(cè)向位移幾乎為零。P2的側(cè)向位移零點大約在-0.3～-0.35 m處，當(dāng)深度超過側(cè)向位移零點后，樁身出現(xiàn)較小的反向位移。隨著荷載的增加，P3側(cè)向位移的零點約在-0.25～-0.3 m處，該樁下部分的側(cè)向位移雖然未能采集，但根據(jù)發(fā)展趨勢可以判斷下部分會出現(xiàn)反向位移。

隨著樁長的增加，下部樁身側(cè)向位移受樁頂水平力作用的影響逐漸減小。當(dāng)樁身長度較短時，受到土體約束較小，樁的相對剛度較大，在水平荷載作用下樁身繞著側(cè)向位移零點發(fā)生了一定的轉(zhuǎn)動，彎曲變形不明顯。隨著樁長的增加，土體對樁的約束增強，樁側(cè)土體有足夠大的抗力，使得樁身發(fā)生彎曲變形，超過水平側(cè)移零點后，下部樁身的變形幾乎不受荷載影響。

圖7(e)為P1和P4在各級荷載作用下的樁身側(cè)移，可以發(fā)現(xiàn)，在相同的水平荷載作用下，P4樁身側(cè)移大于P1，可能是由于鈣質(zhì)砂在低應(yīng)力水平下抗剪強度大于標(biāo)準(zhǔn)砂，土體能提供更大的抗力。當(dāng)達到其水平極限承載力時，P4的側(cè)移小于P1，可能是由于P4的水平極限承載力較小。

圖7 樁身側(cè)向位移曲線Fig.7 Lateral displacement curves of

2.3 樁身彎矩

模型樁某一截面樁身彎矩M和對應(yīng)的應(yīng)變片數(shù)據(jù)ε滿足關(guān)系式

M=EIΔε/D

(1)

式中：EI為抗彎剛度；Δε=ε1-ε2,為同一截面的應(yīng)變差值；D為兩應(yīng)變片的間距，即樁身外徑(D=45 mm)。

圖8為各模型樁的樁身彎矩圖?？梢钥闯觯S著深度的增加，樁身彎矩呈現(xiàn)出先增大后減小的發(fā)展趨勢。同時，隨著水平荷載的增加，樁身彎矩也呈增加趨勢。對比各樁彎矩圖，P1的樁身彎矩主要集中在樁身上部，當(dāng)深度達到0.45 m處時出現(xiàn)反彎點，隨著深度的增加出現(xiàn)一定的負彎矩，但彎矩變化非常小，幾乎為零。P2樁身彎矩分布范圍較P1要廣，當(dāng)深度達到0.5 m后，樁身彎矩幾乎為零，但沒有出現(xiàn)反向彎矩。P3全段均有彎矩分布，P4樁身彎矩分布與P2類似。各樁彎矩峰值點出現(xiàn)在深度約為0.15～0.2 m的上部土層內(nèi)，位于樁長的1/4～1/2處，說明中上部的樁身質(zhì)量對樁基水平承載力具有很大的影響。樁身長度對樁身受彎特性具有明顯影響。隨著樁長的增加，樁身峰值彎矩逐漸增大，說明增加樁長可以提高樁基水平承載力。同時，峰值彎矩點的相對位置逐漸上移，彎矩分布范圍由樁身全段逐漸轉(zhuǎn)向埋深較淺的樁段。隨著水平荷載的增加，中下部樁段的彎矩有所發(fā)展，說明中下部土層也逐步分擔(dān)水平荷載。

圖8 各模型樁的樁身彎矩圖Fig.8 Bending moment curves of

2.4 樁側(cè)土壓力

樁側(cè)土壓力是樁-土相互作用的結(jié)果，埋設(shè)在樁周的土壓力盒測得加載過程中樁側(cè)土壓力的變化如圖9。規(guī)定在水平荷載作用下樁土擠壓側(cè)為迎土側(cè)，在圖中采用實線表示；樁土分離側(cè)為離土側(cè)，采用虛線表示。加載之前對土壓力盒的數(shù)據(jù)進行清零處理，在加載過程中土壓力盒數(shù)值為正值則說明該點土壓力增大，負值則說明該點土壓力減小。

圖9 各樁樁側(cè)土體抗力Fig.9 Soil pressure around

由圖9可以發(fā)現(xiàn)，樁身長度對樁側(cè)土壓力分布具有明顯的影響。迎土側(cè)土壓力沿著深度方向先增大后減小，主要集中在土體的上部，峰值點的深度為0.1～0.2 m，即0.2～0.4倍樁長之間。樁身中下部的土壓力變化較小，出現(xiàn)一定的負值，說明土壓力減小，樁土有分離的趨勢。各樁迎土側(cè)土壓力的最大值隨著水平荷載的增加而增大，土體壓力變化較為明顯。離土側(cè)的土壓力變化較小，上部土體的壓力幾乎不隨水平荷載的增加而變化，隨著荷載的增加中下部土壓力出現(xiàn)正值，說明樁底產(chǎn)生了反向位移。并且隨著樁身長度的減小，離土側(cè)下部土壓力隨著水平荷載增加而逐漸增大，可能是因為樁身長度減小，導(dǎo)致土體對樁身下半部分約束減小，尤其是樁底的約束減小，從而樁身下部土體壓力增大，與短樁下部樁身出現(xiàn)反向位移的結(jié)論相吻合。兩側(cè)土壓力具有零點，鈣質(zhì)砂中各樁土壓力零點約分別位于0.42、0.54、0.75倍樁長處，隨著樁長的減小，土壓力零點的位置相對于樁身長度逐漸下移。在相同的水平荷載下，P1樁側(cè)土體壓力大于P4，說明P1樁周土體能夠提供更大的樁-土抗力。同時可以發(fā)現(xiàn)，在水平極限承載力范圍內(nèi)，樁周土體的土壓力值峰值約在100 kPa，參考柴維等[17]開展的鈣質(zhì)砂在不同剪切速率下的直剪試驗，當(dāng)正壓力在100 kPa左右時，其相對破碎勢Br約為1%，顆粒破碎較小。

3 結(jié)論

對鈣質(zhì)砂中不同長度單樁的水平承載特性進行了研究，對比分析了各樁的變形特征、樁身彎矩以及樁側(cè)土壓力的分布規(guī)律，得到以下結(jié)論：

1)樁長對水平承載特性具有顯著影響，隨著樁長的增加，相同荷載作用下樁頂水平位移減小，單樁水平極限承載力得到明顯的提升。

2)在低應(yīng)力水平下，鈣質(zhì)砂中樁基水平承載力大于標(biāo)準(zhǔn)砂中樁基承載力，可能是在低應(yīng)力水平下鈣質(zhì)砂的顆粒破碎并不明顯，顆粒破碎對水平承載力的影響并不顯著，鈣質(zhì)砂在較高應(yīng)力水平下的模型試驗有待進一步探究。

3)樁身變形主要集中在樁身上部。當(dāng)長度較小時，下部出現(xiàn)一定的反向位移，當(dāng)長度較大時，下部水平位移幾乎為零。隨著樁長的增加，樁身變形逐漸呈現(xiàn)出由剛性轉(zhuǎn)動到彎曲變形的特征。

4)樁長對樁身彎矩分布具有較大影響，隨著樁長的增加，彎矩的分布范圍逐漸由樁身全段縮減至樁身上部分，在樁身下部出現(xiàn)反彎點，并有一定的反向彎矩。

5)各樁承受水平荷載時，樁側(cè)土體壓力主要集中在樁身上部，上部土體對樁基水平承載力有較大的影響，改善上部土體的質(zhì)量對樁基水平承載有利。迎土側(cè)土壓力隨水平荷載增加變化較為明顯，離土側(cè)土壓力變化較小。