董志磊，劉 輝，李 鑫，鄧博團

(1.河南省路橋建設集團有限公司，河南 商丘 476000；2.西安科技大學 建筑與土木工程學院，陜西 西安 710054；3.中建六局第一建設有限公司，陜西 西安 710000)

目前，我國預制管廊建設已經在各地區(qū)陸續(xù)開展，不可避免地會穿越濕陷性黃土地區(qū).濕陷性黃土作為一種特殊土質，在干燥情況下土質堅硬、穩(wěn)定性好，遇水浸濕后便會發(fā)生濕陷變形，產生不均勻沉降，導致預制管廊也隨之發(fā)生不均勻沉降.地基土的差異沉降作為預制管廊受力性能的重要影響因素之一，會對濕陷性黃土地區(qū)的預制管廊建設工程造成嚴重影響.

在關于濕陷性黃土對地下工程的影響研究中，翁效林、王利明、張玉偉等[1-3]均通過模型試驗研究了周邊及基底全幅均勻浸水、半幅不均勻浸水工況對地鐵隧道的影響；房茂立等[4]基于應變的設計方法對黃土地區(qū)某地下管道工程進行分析；劉德仁等[5]在黃土自重濕陷場地進行了現場浸水試驗.

在預制管廊力學特性研究中，Pitilakis K等[6]研究了地表建筑對管廊結構抗震性能的影響，得到了地表建筑對不同埋深條件下管廊變形影響程度；鄧博團等[7-10]研究了地裂縫及地震環(huán)境下綜合管廊在靜、動力作用下變形規(guī)律及破壞模式；胡翔等[11]對預制預應力管廊接頭及管廊整體結構開展了足尺模型的單調靜力試驗；Tsinidis等、馮立等[12-13]研究了地震波激勵下的綜合管廊地震響應特征.

在地基不均勻沉降對預制管廊受力性能影響研究中，趙文昊等[14]采用數值模擬對預制拼裝綜合管廊進行容許差異沉降分析；Karinski等[15]分析了地下結構在發(fā)生變形或與周圍土體發(fā)生相對滑動時結構自身的受力性能；穆曉虎[16]研究了黃土地層不同浸水范圍對預制管廊結構受力變形的影響，并對濕陷性黃土地基處理樁間距、處置范圍及深度進行分析及對比優(yōu)化；崔允亮[17]等采用分布式光纖監(jiān)測和數值模擬分析不同預保護方案下盾構施工對管廊豎向位移的影響.

在進行濕陷性黃土模型試驗時，由于現場取土會對原狀土產生擾動，難以符合模型試驗的要求，所以需要人工配制濕陷性黃土.已有學者對此展開了研究，如胡再強等[18]在風干黃土顆粒中摻入Ca(OH)2，制樣完成后向其中通入CO2氣體，得到與原狀黃土定向相似人工結構性黃土試樣.蔣明鏡等[19]為模擬天然狀態(tài)下黏土的結構性，加入冰粒和少量水泥于原料軟土之中.Basma等[20]以石英粉、砂作為無黏性材料，在膨潤土中摻入石膏、工業(yè)鹽、石英粉、砂以及高嶺土制備出具有不同濕陷性的人工黃土，且制備過程中控制試樣含水率與原狀土相似.

綜上所述，學者們在不均勻沉降對于預制管廊的影響研究方面主要集中在管廊接頭受力、地基處理、節(jié)間張拉力以及不均勻沉降后的治理措施等方面.由于濕陷性黃土遇水浸濕后產生不均勻沉降的特質，不同浸濕深度均使得預制管廊結構受力更加復雜，仍需進一步展開研究.因此，本文提出四組人工配制濕陷性黃土方案，通過濕陷試驗、固結試驗、直剪試驗結果分析優(yōu)化不同成分配比，與原狀黃土各項物理力學參數進行對比，確定與原狀黃土濕陷性基本相似的配比，將其作為試型土驗模，然后采用自行設計的模型試驗裝置，開展基底全幅均勻浸水模型試驗，以期得出不同浸水深度對預制管廊結構受力變形的影響規(guī)律.

1 濕陷性黃土的人工配制

由于現場取土會對原狀土產生擾動，難以符合模型試驗的要求，所以需要人工配制濕陷性黃土.試驗的主要目的是研究黃土地基浸水濕陷對管廊結構的影響，故主要關注配制模型土在浸水濕陷后，濕陷量與原狀土相似即可.

1.1 人工配制濕陷性黃土相似材料的選擇

借鑒現有研究關于濕陷性黃土相似材料的制備方法和張玉偉[21]對于人工配制濕陷性黃土方法的研究.在重塑黃土中加入CaO顆粒、石膏粉以及工業(yè)鹽，制備四組不同配比的人工濕陷性黃土試樣，制備過程中控制其含水率與原狀土保持一致，相似材料配合比見表1.

表1 相似材料配合比

1.2 物理力學參數測定

在保證原狀土與人工配制濕陷性黃土含水率一致的前提下，開展人工制備濕陷性黃土試樣與原狀土試樣的固結試驗、直剪試驗及濕陷試驗.

(1)固結試驗結果

分別以50、100、200 kPa作為固結荷載，對四組試樣分別開展標準固結試驗，所得e-p關系如圖1所示，由e-p曲線圖可求得各組的壓縮系數與壓縮模量，見表2.經過對比發(fā)現，試樣2與原狀黃土的壓縮系數和壓縮模量更加接近.

圖1 e-p曲線圖

表2 固結試驗參數

(2)剪切試驗結果

對原狀黃土及四組試樣開展剪切試驗，試驗中分別取50 kPa、100 kPa、200 kPa為垂直壓力，剪切速率取0.08 mm/min，根據試驗結果可得試樣的抗剪強度與垂直壓力之間的關系，如圖2所示.由圖中垂直壓力與抗剪強度的變化曲線可求得各組的黏聚力c 與內摩擦角φ值，如表3所示.對比后發(fā)現，試樣2與原狀土的c、φ值較為接近.

圖2 剪切試驗結果

表3 抗剪強度參數

(3)濕陷試驗結果

濕陷試驗以單線法開展，荷載分別取50、100、200 kPa，得到對應荷載下試樣的濕陷系數見表4，濕陷系數與壓力的關系如圖3所示.經對比，試樣2在不同荷載等級下與原狀土的濕陷系數更加接近.

圖3 不同荷載等級下的濕陷系數

表4 濕陷試驗結果

經過對各試樣開展的固結、直剪、濕陷試驗結果可以發(fā)現，隨著工業(yè)鹽的增加，試樣的壓縮模量增加，壓縮系數減小，人工制備試樣的結構強度增大；而隨著荷載強度的增加，試樣濕陷系數呈先增大后減小的趨勢.

1.3 人工配制濕陷性黃土材料配比的選擇

在人工配制濕陷性黃土試樣中，分別采用了重塑黃土、CaO顆粒、工業(yè)鹽和石膏粉為基本材料，其中CaO顆粒由于自身具有的特性，即遇水后產生Ca(OH)2.因此原狀黃土在遇水濕陷后其結構性破壞過程及濕陷性可通過CaO顆粒的特性來近似模擬；而工業(yè)鹽溶于水，能夠達到加強人工制備試樣濕陷性的目的，兩者含量可以調節(jié)人工制備試樣的結構性和濕陷性；石膏粉可近似模擬原狀黃土的膠結質.

綜合對比后發(fā)現，試樣2配比與原狀黃土的濕陷系數及其余物理力學參數更加接近，故選取試樣2的配比進行人工濕陷性黃土的配制，開展本文的模型試驗.

2 黃土地基浸水濕陷模型試驗研究

2.1 模型材料

本次模型試驗所模擬原型預制管廊結構相關參數如表5所示，地層模擬范圍一般要達到地下結構半徑的3～5倍，綜合考慮本模型試驗模擬土體范圍：35 m×21 m×35 m(長×寬×高).現有模型箱尺寸為1.0 m×0.6 m×1.0 m，故結合考慮模擬范圍和模型箱尺寸等試驗條件，取幾何相似比Cl=35.為模擬實際情況，取容重相似比Cγ=1.根據相似關系得到各物理參數的相似比如下.

表5 原型管廊相關參數

CES=35，CC=CES=1，Cφ=CE=1，Cσ0=35，

CC=CES=1，Cσs=CεCE，CH=Cl=35

其中Es、μ、c、φ、σs、ε分別為土體壓縮模量、泊松比、黏聚力、內摩擦角、土中應力、應變；h、E、σ分別為管廊埋深、彈性模量、應力.

單節(jié)模型管廊采用亞克力材料制成，在相鄰管廊內部粘貼0.02 m厚亞克力板通過承插方式連接，連接處選用丁青橡膠圈模擬防水及傳遞內力作用，其示意圖如圖4所示.模型管廊彈性模量為2.7×103MPa，泊松比為0.372，原型管廊截面尺寸為4 m×4 m，壁厚為0.55 m，根據本次試驗采用的幾何相似比為35，確定模型預制管廊單節(jié)尺寸為0.10 m×0.10 m×0.10 m，壁厚為0.04 m，單節(jié)預制管廊模型如圖5所示.

圖4 相鄰管廊承插式連接示意圖

圖5 單節(jié)預制管廊模型

2.2 試驗工況設計

本次模型試驗主要是從宏觀角度研究濕陷性黃土地基含水率改變后對預制管廊結構受力及變形的影響規(guī)律.借助自行設計模型試驗箱及浸水裝置開展模型試驗，主要試驗內容如表6所示，不同浸水工況示意圖如圖6.

圖6 基底全幅浸水工況示意圖

表6 模擬工況試驗設計

2.3 基底浸水試驗結果分析

2.3.1 應變分析

沿預制管廊頂板、底板、前側板及后側板中軸線各設置8個BMB120-3BA雙向應變花，且布設位置均相同，共計32個應變花，如圖7所示.

圖7 應變花測點布設圖

基底全幅浸水工況下，管廊頂、底板應變變化曲線如圖8、9所示，管廊前、后側板橫向應變變化曲線如圖10、11所示.圖中橫坐標為各測點編號，縱坐標為各測點的應變測量值(×10-6)，“+”為受拉，“-”為受壓.

圖8 全幅頂板應變

由圖8可知，隨著浸水深度的增加，管廊不同測點的應變呈增大趨勢，其中測點4達到受拉峰值，測點6達到受壓峰值.在浸水20～30 cm階段，大部分測點應變變化幅度稍有增加.測點5、7從未浸水到浸水結束后應變基本未發(fā)生變化，表明少部分測點應變受浸水影響不大.在浸水結束后，僅有測點5和測點6呈受壓狀態(tài)，其余測點均承受拉狀態(tài).分析整個浸水過程，隨著浸水深度的變化，管廊頂板應變測量值會有所增大.但各測點應變變化幅度較小，即說明基底全幅浸水對管廊頂板向應變影響相對較小.

由圖9可知，未浸水時，僅有測點6呈受壓狀態(tài)，其余測點均呈受拉狀態(tài).隨著浸水深度的增加，在測點2達到受拉峰值，可能會發(fā)生受拉破壞，測點5達到受壓狀態(tài)峰值.在浸水20～30 cm階段，各測點應變變化幅度較為明顯，其中測點2應變變化幅度最大，測點5由受拉轉變?yōu)槭軌?說明基底全幅浸水較深時，管廊底板受力影響顯著，極易發(fā)生受拉破壞，應在實際工程中對管廊底板加強防護.

圖9 全幅底板應變

由圖10可知，在未浸水濕陷時各測點均呈受拉狀態(tài)，受拉峰值位于測點2位置.隨著浸水深度的增加，各測點均呈應力增大趨勢，其中測點6從未浸水到浸水結束后應變測量值變化最為明顯，但在浸水20～30 cm階段應變變化較小.其余測點無論是在未浸水或是浸水某個階段，應變測量值變化幅度均較小.即說明基底全幅浸水對管廊前側板個別處影響稍有明顯，主要表現在未浸水至浸水階段，其余位置影響均較小，且基本都呈受拉狀態(tài).

圖10 全幅前側板應變

由圖11可知，未浸水狀態(tài)下，測點1、5、7均呈受壓狀態(tài)，其余測點均呈受拉狀態(tài).隨著浸水深度的增加，各測點的應變測量值均呈增大趨勢，個別測點變化較為明顯：測點3從未浸水到浸水20 cm再到浸水30 cm兩個階段應變測量值變化幅度都較大，并在浸水結束后達到受拉峰值；測點7應變測量值受浸水深度變化較大，主要體現在浸水20～30 cm階段.其余測點應變測量值變化較小.即表明基底全幅浸水對于管廊后側板極個別處應變影響幅度較為明顯，但總體來說管廊后側板受到的應變影響幅度較小，且基本都呈受拉狀態(tài).

圖11 全幅后側板應變

2.3.2 管廊底部位移分析

沿管廊底板中軸線位置布設5個YWC型應變式位移傳感器，如圖12所示.

圖12 位移計測點布設圖

圖13給出了管廊結構底部相對位移變化曲線，橫坐標為各測點編號，縱坐標為管廊位移測量值，“+”表示位移計縮短，“-”表示位移計伸長.

圖13 全幅管廊底部位移

由圖13可知，隨著浸水深度的增加，各測點位移呈增大趨勢，其中測點5處相對位移值最大，大小為0.52 mm.在未浸水至浸水20 cm階段，管廊底部均呈均勻的下沉趨勢；在浸水20 cm至30 cm階段，測點1沉降變化值最小，大小為0.12 mm.整體來看，管廊右側沉降明顯大于左側，即說明隨著浸水深度的增加，管廊基底產生不均勻沉降幅度隨之增大，可能導致預制管廊結構左側出現隆起現象.這是由于黃土浸水濕陷后會產生不均勻沉降，同時浸水深度的增加會改變土壤的水分分布和飽和度，水分進入土壤后，部分土壤顆?？赡軙蛎浕蛄鲃樱瑥亩鸪两?

2.3.3 黃土濕陷對預制管廊結構受力的影響

預制管廊埋設于地層中，管廊底部土體在上覆荷載及管廊自重作用下產生了一定的壓縮量，此時管廊基礎及其內部管線隨地基壓縮產生一定的沉降.而預制管廊是由若干節(jié)剛性管廊以承插方式連接，由于管廊結構本身剛度較大，不易發(fā)生變形，因此管廊豎向變形是通過相鄰管節(jié)連接處的相對轉動來實現.

管廊周圍黃土層浸水濕陷后，土體強度等各項參數降低，土體含水率增大，使其自重增大.在基底全幅浸水過程中，會打破管廊與周圍土體原有的受力平衡狀態(tài)，引起應力重分布現象，且主要集中在管廊頂板和底板：相較于頂底板橫向應變，基底全幅浸水對于管廊前、后側板應變影響幅度較小，即受力影響較小，且基本都呈受拉狀態(tài)；但是基底全幅浸水對管廊底板受力影響顯著，具體體現在應變測量值變化幅度較為明顯，極易發(fā)生受拉破壞，應在實際工程中對管廊底板加強防護.基于預制管廊的受力變形機理，分析得出預制管廊在黃土地基浸水濕陷時，可能使得預制管廊結構呈受彎、受剪狀態(tài)，如圖14所示.

圖14 不均勻沉降時預制管廊受力狀態(tài)

3 結論

開展了預制管廊基底全幅浸水濕陷模型試驗，分析了全幅浸水工況下預制管廊結構表面應變及管底位移的變化規(guī)律.主要研究成果如下：

(1)通過對比試驗得到與原狀黃土濕陷性基本相似的配比，為重塑土∶工業(yè)鹽∶石膏粉∶CaO粉=89∶5∶5∶1，并將其作為試驗模型土；

(2)在濕陷性黃土地基中，預制管廊在地基未浸水時，預制管廊結構整體表現為受拉狀態(tài)，隨著浸水深度的增加，各測點均呈應變增大趨勢.相較于管廊頂板，底板應變變化較為明顯，底板可能會發(fā)生受拉破壞；

(3)在濕陷性黃土地基中，預制管廊在地基浸水過程中，管廊位移呈下沉的趨勢，且隨著浸水深度的增加，管廊底部產生不均勻沉降幅度隨之增大，管廊右端下沉幅度明顯大于左端，可能導致管廊結構左端出現隆起現象，從而打破管廊與周圍土體原有的受力平衡狀態(tài)，引起應力重分布現象.隨著應力重分布現象的出現，會使得預制管廊結構呈受彎和受剪的受力狀態(tài).