碎石桩复合地基抗剪特性物理模型试验与数值模拟

江洎洧,盛春花,任佳丽,王汉武

(1.长江科学院 水利部岩土力学与工程重点实验室,武汉 430010; 2.中国水利水电科学研究院, 北京 100038)

0 引 言

碎石桩法在处理各类软基时展现出良好适用性,加之碎石易于就地、就近取材,施工过程对环境相对友好,且与新时期国家可持续发展战略和“双碳”战略高度契合,近年来在地基处理中被广泛选用。

碎石桩复合地基除应满足竖向承载力要求外,部分工程中还有相应深层抗滑稳定要求。目前《建筑地基处理技术规范》(JGJ 79—2012)[1]对该型复合地基抗剪强度计算未给出专门条款说明;《水电水利工程振冲法地基处理技术规范》(DL/T 5214—2016)[2]和《港口工程碎石桩复合地基设计与施工规程》(JTJ 246—2004)[3]中,对碎石桩复合地基抗剪强度的计算方法参考了经验计算公式,主要考虑了碎石桩置换因素,而对复合地基固结排水的考虑不足。

王保田等[4]和张福海等[5]以碎石桩加固超软弱土河道边坡为研究背景,结合现场测试数据给出了复合地基抗剪强度指标与面积置换率的关系;陈继彬等[6]结合高路堤填筑案例,对碎石桩处理软土地基的临界填筑高度进行了研究,凸显了实际工程对碎石桩复合地基抗剪强度定量化的需求;杨石扣等[7]在分析碎石桩加固土质边坡机理基础上,考虑复杂地基与碎石桩加固排水效应以及分级加载因素后认为,除材料置换因素,碎石桩对天然地基固结排水的改善有助于强化边坡抗滑稳定;王蕴嘉等[8]和邹佑学等[9]也注意到了碎石桩能够有效加速地基固结和排水的特性,通过数值计算进行了分析;徐研彦等[10]也将碎石桩复合地基成功运用于码头堆场软基处理;慕青松等[11]和Kareem等[12]从细观视角,对复合地基中,碎石桩-土之间逐层的传力特性开展了试验研究和分析,注意到了两种特性迥异介质受力过程的异步性;陈健等[13]以港珠澳大桥香港口岸人工岛项目碎石桩的工程应用为例,对于如何确定碎石桩复合地基的整体抗剪强度提出了疑问,其根源仍然是规范对量化碎石桩复合地基抗剪强度考虑因素不足;李阳[14]也提出应基于多维度、多尺度手段对碎石桩与桩间土相互作用进行研究。

针对碎石桩复合地基抗剪强化问题,部分学者结合实际工程应用开展了一些研究。刘波等[15]为解决长江高填方护岸深厚覆盖层地基抗滑稳定问题,采用振冲置换法对地基进行加固处理,成功解决了承载力、抗剪、降低后期沉降和防液化问题;陈建峰等[16]以离心模型试验手段研究了不加筋、半长加筋和全长加筋下高路堤填筑下地基的变形与稳定问题;曹卫平等[17]对采用干振碎石桩进行软土地基处理的台华高速路堤填筑过程中地基失稳问题进行了分析,该方案旨在通过碎石增强体置换+加速固结排水达到双重强化效果,但失败原因是施工未形成完整碎石桩体,以及路堤填筑过快,这表明碎石桩用于抗剪强化还需从工艺上开展研究;郑刚等[18]系统总结了柔性荷载下复合地基稳定性计算方法和破坏模式,为复合地基稳定设计提供了参考;王家辉等[19]开展了碎石桩复合地基单剪物理模型试验,初步研究后认为仅考虑置换率低估了碎石桩复合地基抗剪强度。

据以上分析可知,碎石桩复合地基抗剪特性的研究有实际需求,但目前定量化和机理性研究较少,对实际工程支撑力度不足。本文以工程需求为研究背景,综合物理模型试验和数值模型试验手段,开展碎石桩复合地基抗剪强化效果研究,对主要影响因素的作用机制做出初步的分析和归纳。

1 工程背景

某涉水工程上部填筑高度约15 m,地基为典型二元结构,覆盖层为约10 m厚的冲洪积粉质黏土,呈软塑—可塑状,具有中—高压缩性;其下为基岩,物理力学参数显著高于覆盖层软土。

采用碎石桩复合地基对覆盖层软土进行处理,碎石桩直径1.0 m,桩间距2.0 m,按正方形布置,桩体穿透覆盖层,桩端落于强风化泥岩。复合地基除需满足承载力要求外,还需满足各时期工况下边坡-地基抗滑稳定需求。

采集现场试样,在室内对碎石桩体开展了大剪试验,同时对桩间土采原状样开展了不同状态的直剪试验,主要试验成果如表1所示。c、φ分别为黏聚力和内摩擦角。另据渗透性试验,测得密实度为0.91(与现场密实度一致)的碎石桩渗透系数为5.0×10-4m/s,桩间覆盖层粉质黏土渗透系数为8.0×10-6m/s,两者相差2个数量级。

表1 桩间土和碎石桩物理力学参数

2 碎石桩复合地基物理模型试验研究

对碎石桩复合地基进行现场抗剪测试难度极大,对剪切盒尺寸和反力要求难以实现。通过室内单剪物理模型试验,对碎石桩复合地基抗剪特性测试更为有效可行。

2.1 试验设备及试验方案

大型叠环式单剪仪如图1所示,试样尺寸为60 cm×60 cm×60 cm(长×宽×高)。

图1 大型叠环式单剪试验机

模型试验方案详述如下:

(1) 在模型内施作4根直径15 cm的碎石桩,布置情况见图2(a),与现场1.0 m桩径碎石桩相比按0.15进行了缩尺,平面布置完全相同。现场碎石原料最大粒径约15 cm,按0.2的缩尺系数做相似级配处理后制样。

图2 碎石桩复合地基抗剪物理模型试验布置方案

(2)碎石桩为散体状,按常规碎石桩(W-1)和花孔橡皮膜包裹碎石桩(W-2)两种方案,各进行一组不固结剪切试验,模拟施工期2种条件下复合地基抗剪过程的差异。花孔橡皮膜的意义在于将碎石体进行筋箍,但不改变其边界排水特性。

(3)开展一组固结后剪切试验(W-3),即施加法向压力后,直至复合地基物理模型法向位移稳定后开始剪切,模拟运行期条件;此外,按图2(b)在中部增设1根碎石桩,追加1组不固结快剪试验(W-4),研究适当增加置换率(提高25%)对复合地基抗剪的影响。W-3和W-4分别从时间代价(充分固结)和经济效益代价(提高置换率)的角度研究复合地基抗剪差异。图3为部分制备完成的复合地基模型试样。

图3 制备完成的复合地基物理模型状态

(4)考虑填筑附加荷载,4组试验每组测定3个试样,法向压力σ分别取100、200、300 kPa,法向压力按1 kN/s(约2.78 kPa/s)加至设定值,对不固结剪切条件,加载至设定法向压力后直接开始剪切过程;各方案剪切速率均为0.75 mm/min,对应于桩间粉质黏土本身的不良透水特性,属于快剪试验。试验结束,剪应变取15%(剪切位移9 cm),剪切持续2 h。

(5)从物理模型平面布置上看,碎石桩嵌于粉质黏土中,四周边界处粉质黏土与叠环接触,可很好地简化模拟实际工程中大面积碎石桩复合地基的实际边界情况。

2.2 试验成果分析

按以上方案,测得复合地基剪应力-剪应变曲线(图4);绘制了相应的强度曲线如图5所示,并将碎石桩复合地基抗剪强度参数统计于表2,分析如下。

图4 碎石桩复合地基物理模型试验剪应力-剪应变曲线

图5 碎石桩复合地基物理模型试验强度拟合曲线

表2 碎石桩复合地基物理模型试验抗剪强度参数

(1)复合地基需满足上部工程安全,以剪应变15%为试验终止条件。各方案复合地基均呈剪切硬化特征,碎石体(密实度0.91)剪应变软化特性基本被掩盖;剪应力-剪应变曲线较光滑,碎石桩-桩间软土协同受力较好,部分高法向应力下试样曲线存在波动可理解为持力后碎石的剪切错动。

(2)方案W-1内摩擦角19.2°,黏聚力6.1 kPa,较表1桩间土快剪强度指标提升显著,内摩擦角提高10.2°,而方案W-2与W-1抗剪强度参数差异不大,表明碎石桩和桩间土剪切变形协调性较好。图6对方案W-1剪切后试样进行了开挖验证,亦可看出软土对碎石桩具有较好的约束,碎石桩呈现整体倾斜式剪切变形,因此从复合地基深层抗滑强化的角度,对散体材料桩做额外柔性约束效果不大。

图6 单剪完成后复合地基状态

(3)从方案W-3测试成果来看,相比方案W-1,内摩擦角由19.2°提升至22.7°,增幅约18.2%,黏聚力由6.1 kPa略微降至4.9 kPa,充分固结对碎石桩复合地基抗剪强度的提升效果较好。

(4)方案W-4对碎石桩进行加密,相较方案W-1,碎石桩置换率由19.6%升至24.5%,增幅25%,内摩擦角提升4.4°,增幅22.9%;此外,经与方案W-3对比后发现,两者强度差异不大。据此可以看出,当碎石桩置换率不大时,促进复合地基固结能较为经济有效地提高碎石桩复合地基抗剪强度。

3 碎石桩复合地基数值试验研究

单剪物理模型试验无法做到精准的排水控制,且无法捕捉剪切过程中试样内部细观特征。对此,进一步开展碎石桩复合地基剪切数值试验,根据物理模型试验客观反馈的复合地基抗剪强度,分析碎石桩复合地基抗剪作用发挥机制。

3.1 计算程序及过程说明

采用FLAC3D有限差分程序开展碎石桩复合地基剪切数值试验,主要流程如下:

(1)建立图7所示数值试验模型,模型由126 720个单元和130 106个节点构成。模型中部凸出部分为剪切盒作用部位,尺寸为60 cm×60 cm×30 cm(长×宽×高),与单剪物理模型试验一致,该单元包括4根或5根碎石桩;下部采用复合地基实体建模,沿剪切方向向两侧各延伸一个完整的复合地基单元,主要目的是模拟叠环式单剪试验中试样的剪应力-剪应变的自适应,避免人为设定应力或应变边界对计算结果的干扰,尺寸为180 cm×60 cm×45 cm(长×宽×高)。

图7 碎石桩复合地基数值试验模型

(2)复合地基剪切不涉复杂应力路径,桩间土和碎石桩均采用摩尔-库伦模型模拟。碎石桩和桩间土分组赋参数,计算获取复合地基数值模型初始应力场。

(3)施加相应法向应力,达到应力-应变自平衡后开始剪切。

(4)剪切速率与物理模型试验一致,对图7剪切剧烈区剪应力全过程采集,按15%剪应变(与物理模型试验一致)求取复合地基抗剪强度参数。

(5)一致性校正。基于图7模型,分别按纯碎石和固结快剪状态纯桩间土进行一致性校正,抗剪强度参数按照表1选取。桩间土和碎石桩泊松比分别取0.35和0.25,校正参数主要为剪胀角和弹性模量;根据饱和软土的变形特性,桩间土剪胀角取0°,碎石桩剪胀角另据三轴试验测得约5°;根据工程经验,数值计算中弹性模量直接取勘查成果的压缩模量偏低,参考工程经验可在2～5倍通过试算确定。经过试算,计算弹性模量取表1中2倍压缩模量,可较好模拟桩间土和碎石桩力学行为。

(6)数值试验原则是将剪切过程中的桩间土视为快剪状态(不排水)或慢剪状态(排水),通过与物理模型试验反馈的强度指标对比,分析碎石桩作为优良的透水通道对复合地基渗透性能的改善,也即描述实际工程中碎石桩复合地基这种较为复杂的不充分排水状态。基于此开展4组数值试验,其中4桩条件开展3组,桩间土抗剪强度参数分别按快剪(M-1)、固结快剪(M-2)和慢剪(M-3)取值,分析碎石桩对桩间土排水条件改善与复合地基抗剪强度之间的关系;5桩条件开展1组对比计算,桩间土抗剪强度参数按固结快剪(M-4)取值,通过纵向和横向比较,分析较低碎石桩置换率区间,复合地基抗剪强化效果的敏感性和边际效应。

3.2 抗剪强度的计算成果分析

图8为各组数值试验提取的剪应力-剪应变曲线;绘制相应的强度曲线如图9所示,并将碎石桩复合地基抗剪强度参数计算值统计于表3。

图8 碎石桩复合地基数值试验剪应力-剪应变曲线

图9 碎石桩复合地基数值试验强度拟合曲线

表3 碎石桩复合地基数值试验抗剪强度参数

分析可知:

(1)从剪应力-剪应变曲线来看,数值试验与图4所示物理模型试验结果能较好吻合,剪应变达到15%时,复合地基抗剪强度均现峰值特征。

(2)对比物理模型试验和数值试验,当桩间土采用快剪参数即完全不考虑碎石桩的排水通道作用时,方案M-1计算复合地基摩擦角仅为16.1°,显著低于不固结剪切试验W-1所反馈的19.2°,而两者黏聚力接近,表明W-1条件下,剪切过程中碎石桩起到了较好的剪切排水作用,呈现为一种“不充分排水”状态,这在图6中也得到了验证;方案M-2(考虑附加荷载施加后碎石桩加速固结,但不考虑剪切过程中碎石桩的排水通道作用)和方案M-3(考虑附加荷载施加后碎石桩加速固结,以及剪切过程中碎石桩充分的排水效应)计算的复合地基内摩擦角分别为21.4°和23.5°,对比固结剪切试验W-3反馈值为22.7°,介于两者之间,且方案W-3与方案M-3更为接近,表明除固结加速效应外,剪切过程中碎石桩的剪切排水效应虽达不到理论上的充分排水,但排水效应已经非常显著。

(3)当碎石桩增加至5根时,相比方案M-2,方案M-4内摩擦角增幅为17.3%,黏聚力提升7.2 kPa,在固结快剪状态下,中部加密1根碎石桩对复合地基抗剪强度提升显著,增幅与物理模型试验也较为接近,但碎石桩置换率需增加25%;方案M-3(时间代价)和方案M-4(置换率代价),内摩擦角增幅相差6.8%,黏聚力基本相同,进一步验证了通过优化施工组织方案,可以较为经济有效地发挥碎石桩复合地基抗剪性能。

3.3 抗剪强度的计算成果分析

图10为复合地基剪切方向碎石桩轴线断面变形云图;图11为沿剪切方向碎石桩轴线断面应力云图。

图10 碎石桩复合地基数值试验剪切变形云图

图11 碎石桩复合地基数值试验剪切应力云图

为使复合地基达到较充分剪切状态,以25%剪应变绘制云图,分析可知:

(1)方案M-1条件下,断面上剪切位移云图呈近似水平状,其原因可认为当桩间土处于快剪状态,碎石桩和桩间土强度差异过大,加之置换率较低,碎石桩无显著的抵抗剪切效果,这与软土地基上快速堆载造成的整体剪出式破坏机理类似。

(2)方案M-2、M-3、M-4中,位移等值线呈凹向受剪切一侧,且模型下部剪切影响深度收窄,其剪切过程机理为,碎石桩与桩间土抗剪强度差异小于方案M-1,剪应力-剪应变的传递过程充分,自第一排碎石桩-桩间土-第二排碎石桩之间的传递脉络清晰,碎石桩对剪应力的分荷比增大,靠近受剪侧第一排碎石桩分担了更大的剪应力。

图11所示的剪应力云图可有效支撑以上判断,方案M-1条件下,碎石桩与桩间土并没有形成较为明显的应力差,碎石桩对剪应力的分担和抵抗效应不显著,剪应力整体分布相对均匀;方案M-2、M-3、M-4中,分别形成了一条较为清晰的倾斜状剪应力集中带,且两排碎石桩所在部位形成了2个较明显的高应力区,碎石桩与桩间土剪应力具有较显著的梯度差,峰值剪应力较M-1的433 kPa均有显著提高,方案M-3和M-4最大剪应力分别为约599 kPa和617 kPa,也与表3反映的强度参数差别基本吻合。

4 结 论

鉴于部分工程对定量评价和获取碎石桩复合地基抗剪特性具有迫切需求的实际情况,本文依托工程案例,综合大型物理模型试验和数值模型试验技术手段,开展了碎石桩复合地基抗剪强化效果及作用机制的专题研究,得到以下主要结论:

(1)以碎石桩置换率19.6%、正方形布置为基准,分别在不固结剪切、柔性透水膜包裹碎石桩不固结剪切以及固结剪切等条件下对复合地基各开展1组大型单剪物理模型试验,结果表明采用柔性材料包裹散体桩对复合地基整体抗剪强度的影响不显著,桩周软土对碎石桩的柔性约束已经能够使其呈现整体协同式剪切特征,而固结排水条件下复合地基内摩擦角较不固结剪切增加3.5°(约18%),较好地验证了碎石桩对软基渗透性能(包括固结和剪切阶段)具有显著的改善。

(2)将碎石桩置换率由19.6%提升至24.5%,增加一组加密碎石桩复合地基的不固结剪切试验,与置换率19.6%条件下固结剪切复合地基相比,两者抗剪强度差异不大,仅为0.9°,表明在碎石桩不足以主导复合地基宏观物理力学特性时,通过促进固结的方式可更经济和有效地发挥碎石桩复合地基抗剪强度。

(3)借助数值模型试验手段,着重考虑桩间土的固结排水效果对复合地基抗剪强化作用机制进行探究。与相应的试验控制状态相比,物理模型试验中桩间土反馈的剪切强度均得到了提升,不固结剪切条件下模型试验测得的内摩擦角显著高于桩间土采用快剪指标的计算值,固结剪切条件下模型试验测得的内摩擦角更接近与桩间土采用慢剪指标的计算值,表明碎石桩的“排水通道效应”在复合地基固结和剪切过程中均能有效提升桩间土的抗剪强度。

(4)剪切过程中的细观机制方面,在非极端条件下(例如快速填筑),碎石桩与桩间土剪应力-应变逐级向前传递,碎石桩由于其抗剪强度与模量均显著高于桩间土,具有相对较高的分荷比,通过抑制了碎石桩桩周土剪切位移上升和减缓剪应力向地基下部传递实现抗剪强化,剪应力等值线梯度差分布以及条带状剪应力集中区也有效支撑了以上判断。