DX樁樁周土應力場分布的模型試驗研究

唐松濤，陳立宏，袁希雨

(北京交通大學土木建筑工程學院，北京 100044)

1 前言

隨著我國鐵路尤其是高速鐵路的不斷發(fā)展，對橋梁樁基礎的要求越來越高，尤其是對其沉降和變形的控制也越來越嚴格。傳統(tǒng)的直孔灌注樁已經(jīng)很難滿足日益增長的承載力和沉降的要求，因此各種新型的樁基礎形式不斷涌現(xiàn)。在諸多新型樁中，變截面樁由于能夠較好地利用土層的承載力，具有明顯的高承載力、低沉降的優(yōu)勢，支盤樁、DX樁、AM樁等近年來在工程實踐中獲得了大量的應用［1］。早期的DX樁是在傳統(tǒng)的直孔樁鉆孔工藝完成之后，采用專用的三岔擠擴臂擠擴承力盤，而最新的DX旋挖擠擴設備集切削、碾壓、擠擴為一體，在形成承力盤時能根據(jù)地層特點選擇相應的施工工藝。例如，密實土層無法擠擴時可采用切削技術，而中密砂土則可采用擠擴與碾壓結(jié)合的工藝，這一創(chuàng)新使得DX樁具備了更好的土層適應性，而且更能充分利用土層的承載力。此外，由于DX樁的承力盤上下對稱，而且盤腔上下壁與樁身的夾角較大，可超過60°，與支盤樁和AM樁相比，形成同樣的盤徑所需的縱向高度較小，樁側(cè)摩阻力的損失很小。雖然DX樁已在橋梁、房屋、LNG等行業(yè)得到了大量應用，但是其理論研究較少，特別是DX樁沉降方面的理論研究大大落后于工程實踐，在工程設計中仍沿用實體基礎的設計理論。這樣的計算方法偏于保守，雖然安全，但卻造成了大量的浪費，同時，這種方法使得DX樁在控制沉降方面的優(yōu)勢難以發(fā)揮。因此，從工作性狀、荷載傳遞特性、設計計算方法等各方面對其展開系統(tǒng)研究顯得非常必要和緊迫。

國內(nèi)許多學者對類似的樁基模型進行了試驗研究。筆者之前完成了DX樁單樁以及群樁的大比尺模型試驗研究［2～3］，通過對比單樁以及群樁中的單樁，證明了DX樁在承載力和沉降方面的優(yōu)勢。浙江工業(yè)大學的盧成原等進行了支盤樁工作性狀的模型試驗研究，包括不同土層土質(zhì)、重復荷載下模型支盤樁工程性狀的試驗研究［4～6］，通過與等直徑模型樁的對比試驗表明支盤樁的承載力遠遠高于等直徑樁(約為直孔樁承載力的2倍)，而沉降變形則要小得多，而且在不同土體中承受荷載和變形能力是完全不同的，多支盤樁的支盤無論是設在相同土層還是不同土層，各個支盤的承載力發(fā)揮是不同步的。另外，王科元［7］、陳志堅［8］等在進行擠密效應對支盤樁承載性能影響的模型試驗研究后指出，擠密土支盤樁要遠好于非擠密土樁，這就要求在重復試驗過程中能較好地控制樁周土的密實程度。葉真華［9］等對樁身位于淤泥質(zhì)粘土中而樁端支撐于強持力層(砂土)和弱持力層(粉質(zhì)粘土)兩種情況下樁的承載性狀差異進行了室內(nèi)模型試驗研究，結(jié)果表明，淤泥質(zhì)粘土存在應變軟化特征;樁端持力層強度越大，樁側(cè)摩阻力增加越大。鄭剛［10］等通過可視化小模型試驗，驗證了擠擴多盤樁樁土效應，并進一步確定了土體破壞形式及破壞機理，而且發(fā)現(xiàn)，樁距是影響樁土相對滑移量的主要因素，樁距越大，樁身與樁土的相對滑移量就越大，樁端刺入量也越大。

文章通過對室內(nèi)小比尺模型試驗的結(jié)果進行分析，主要從土中應力的角度入手，針對不同的DX樁情況埋置土壓力盒，以測試土中應力的分布情況，從而進一步為沉降計算提供必要的依據(jù)。

2 DX樁模型試驗方案

2．1 試驗裝置

本次試驗采用長×寬×高分別為60 cm×60 cm×90 cm的模型試驗箱，采用鋼板和鋼化玻璃制作，其中底板和3個側(cè)邊為鋼板并通過加勁板加固，另一個側(cè)面為鋼化玻璃。加載裝置采用杠桿和砝碼系統(tǒng)，杠桿固定在剛性的反力架上。

地基土采用砂土，全部過0．63 mm的細篩。控制地基土的孔隙比為0．68，為中密狀態(tài)。

模型箱實驗時采用砂土便于重復，而且便于控制地基土的密實度，使得實驗具備良好的可重復性，便于通過多次實驗總結(jié)規(guī)律進行機理研究。但采用砂土也有一定的缺點，即無法模擬DX樁施工中常用的擠擴工藝，實際施工時一定范圍內(nèi)的樁周土會在擠擴壓力下被擠密，而模型箱中的砂土很難模擬這一效應。因此，采用砂土進行研究的重點不在于其擠密效應，而在于DX樁這種特殊的樁型結(jié)構帶來的承載機理和沉降規(guī)律。

目前，在鐵路橋梁樁基中大量應用的均為大直徑長樁，與小直徑樁相比，其受力特性等各方面性能均有所區(qū)別。為了更好地模擬大直徑長樁，采用長徑比25∶1作為模型試驗幾何比尺的控制條件。采用鋁管作為樁身材料，鋁管的直徑為22 mm，壁厚為3 mm，樁底采用鋁合金塊進行封底，以保證樁身的完整性;樁長為650 mm，其中有效樁長為500 mm;承力盤的模擬材料同樣采用鋁材，直徑為50 mm，制作時將鋁棒切割成承力盤的形狀并用銷釘與樁身連接成一體，見圖1。模型樁的具體參數(shù)見表1。

圖1 模型樁實物圖Fig．1 Model pile

表1 模型樁的具體參數(shù)Table 1 Parameters of model piles

試驗的量測系統(tǒng)主要包括以下幾個部分:

1)應變式壓力傳感器，精確測量施加在樁頂?shù)暮奢d值，設置在樁頭與加載裝置之間。試驗中采用定制的應變式壓力傳感器，最大量程為5 kN，精度為1%F．S。

2)百分表，測量點為樁頂引伸出的鋼片上，保證測量部位的位移真實反映樁頂沉降，而不受到其他連接部位的影響。

3)應變式微型土壓力盒，測量土中的應力變化，布置在樁身尤其是承力盤周圍。土壓力盒為定制產(chǎn)品，直徑為28 mm，厚度10 mm，量程為0～500 kPa，靈敏度為≤0．1%F．S。采用自制的高300 mm，直徑150 mm的圓柱形鋼桶，將土壓力盒埋入與模型試驗相同的密實度的砂土中，采用多級砝碼加載率定土壓力盒的系數(shù)［11～15］，結(jié)果發(fā)現(xiàn)砂標的結(jié)果與出廠標定的結(jié)果誤差較小，最大的誤差為7%，因此在本次試驗中，直接采用土壓力盒的出廠標定系數(shù)進行土壓力的計算。

2．2 試驗方案

進行了直孔樁、3個盤的DX樁以及一個盤的DX樁3組試驗，見表2。

表2 試驗方案Table 2 Test scheme

所有的模型樁均采用預埋的方法設置。在填土時，先將模型樁固定在木制夾具中定位，放置在試驗箱的預定部位，保證樁身軸線垂直。再往試驗箱中分層填土并夯實，每一層砂用量為一桶，大約23 kg，先將砂面撫平，然后用自制的擊錘滿鋪夯實兩遍。當砂面到達預埋土壓力盒的高度時，將土壓力盒按照設計部位埋入，用砂壓實，再繼續(xù)填土，直至預設高度。靜置模型裝置12 h然后進行試驗。微型土壓力盒的埋設部位為樁底與盤底正下方的位置，以及與正下方的土壓力盒間隔30 mm的部位，土中應力的測點布置見圖2。

3 試驗結(jié)果分析

3．1 各組試驗Q－s曲線結(jié)果的分析

圖3為直孔樁(S1)與3個承力盤DX樁(DX3)的Q－s曲線。由圖可以看出，在相同的樁長和樁徑的條件下，DX樁的Q－s曲線呈現(xiàn)明顯的緩變型。當沉降達到1 mm時，直孔樁的承載力約為500 N，而DX樁的承載力高達1800 N左右。由于采用鋁管作為樁身材料，表面較為光滑，樁土之間的摩擦力比實際情況偏小，從而導致直孔樁的承載力偏小。而對于DX樁，由于其承力盤的作用，在側(cè)摩阻力減小的情況下，承載力仍可以穩(wěn)定在較高水平。

圖2 土中應力測點布置圖Fig．2 Layout of measuing point in soil

圖3 直孔樁與DX樁(3個盤)的Q－s曲線Fig．3 Q －s curves of straight piles and DX piles(three bells)

圖4為一個承力盤的DX樁(DX1a和DX1b)的Q－s曲線，圖中虛線為承力盤在下部的情況即DX1a，實線為承力盤在上部的情況即DX1b。從圖5可以看出，兩種情況的Q－s曲線差別不大。但是，承力盤在下部的情況會略優(yōu)于承力盤在上部的情況。造成這種差別的原因在于，地基土每一層都采用相同的條件進行控制，但下部的土體由于上覆土層的影響，會比上部土體稍密實，承載力則相應提高，承力盤位于該層土體時所提供的承載力也相應提高。同時，亦可認為，承力盤作用的發(fā)揮雖然受到從上到下的順序效應的影響，但是在僅有一個承力盤的情況下，承力盤埋深對于承載力的發(fā)揮并沒有直接的影響。

圖5為直孔樁與不同情況DX樁的Q－s曲線。這些DX樁包括3個承力盤的DX樁、兩個承力盤的DX樁、一個承力盤但盤位分別在上下兩種情況的DX樁。從圖5可以清楚地看出，無論哪種情況的DX樁，與直孔樁相比，承載力的提高和沉降的控制效果都是非常明顯的;隨著盤數(shù)的增加，DX樁承載力也逐漸提高，且沉降控制的效果越好。

3．2 一個承力盤的DX樁的土中應力分布

為了進一步研究DX樁樁周土的受力情況，在盤周埋設了土壓力盒。一個承力盤的DX樁的測點布置見圖2(a)和(b)。此處分別選取DX1a－1和DX1b－2的試驗結(jié)果來進行對比分析，見圖6和圖7。

圖4 一個承力盤的DX樁的Q－s曲線Fig．4 Q －s curves of DX piles with one bell

圖5 直孔樁與不同情況DX樁的Q－s曲線Fig．5 Q －s curves of straight pile and DX piles

結(jié)果表明，樁端下部的土壓力盒受力最大，其次為盤下部的兩個土壓力盒，而盤外側(cè)的土壓力盒受力最小。對比兩個圖可以看出:

1)當位移均為3 mm時，盤在下部的 DX樁(DX1a)，盤底的土壓力要大于相同情況下盤在上部的情況(DX1b)。盤在下部的時候壓力大致為120 kPa，而盤在上部時平均壓力只有30 kPa。這與通過Q－s曲線得出的分析結(jié)果是一致的。

圖6 模型樁DX1a－1的土壓力盒測試結(jié)果Fig．6 Results of earth pressure cells of DX1a －1

圖7 DX1b－2的土壓力盒測試結(jié)果Fig．7 Results of earth pressure cells of DX1b －2

2)樁底量測的土壓力盒結(jié)果，盤在下部的DX樁的壓力平均為45 kPa，而盤在上部時僅為7 kPa左右。從這個結(jié)果可以看出，當盤在上部時，樁端兩側(cè)的土壓力盒僅受到來自樁端的微弱影響;而當盤位于下部時，樁底量測的土壓力盒明顯受到來自承力盤荷載的影響，使其壓力值比盤在上部時高出數(shù)倍。承力盤在下部時，承力盤離樁端的測點的距離大約為4倍的樁徑，可見承力盤的豎向影響范圍大于4倍的樁徑。

3)承力盤兩側(cè)的土壓力盒的測試結(jié)果表明，無論盤在上部還是下部，其結(jié)果相差不大，均在6～9 kPa這個范圍內(nèi)。可以認為這兩個測點基本位于承力盤影響擴散范圍邊緣，受到承力盤的影響很小。

將上述結(jié)果與樁身承載力相比較，得出單位承載力引起的土中應力與樁頂沉降之間的關系圖，見圖8和圖9。

單位承載力引起的樁端土壓力隨著位移的增加逐漸增加，而到了一定的階段，盤在上部時為2 mm，盤在下部時為1 mm，該值趨于穩(wěn)定。單位承載力引起的承力盤下的土壓力能夠較快的達到峰值，隨后便開始下降。隨著位移的增加，盡管總的樁頂荷載在增加，但是單位荷載引起的土中應力沒有繼續(xù)增長，而是呈現(xiàn)下降趨勢。由此可以說明承力盤附近的力隨著位移的增加開始向四周擴散，盤周土發(fā)揮了巨大的作用，而對于樁端兩側(cè)和盤兩側(cè)測點的土中應力占總的比例一開始便出現(xiàn)峰值，隨后略有下降并趨于穩(wěn)定。

圖8 DX1a－1的單位承載力引起的土中應力Fig．8 Soil stress per unit load force of DX1a －1

圖9 DX1b－2的單位樁頂荷載引起的土中應力Fig．9 Soil stress per unit load force of DX1b －2

3．3 兩個承力盤的DX樁的土中應力分布

兩個承力盤的DX樁試驗共進行了兩次，且兩次試驗的數(shù)據(jù)結(jié)果較為一致，因此選取DX2－2的試驗結(jié)果進行分析。DX2－2樁的土壓力盒測試結(jié)果見圖10～圖12。

圖10 DX2－2下部承力盤土壓力盒測試結(jié)果Fig．10 Results of earth pressure cells of lower bell of DX2－2

從圖10和12中可以看出，上下兩個承力盤周圍的土壓力盒受力比較一致。當樁頂位移達到1．82 mm時，承力盤正下方的土壓力盒受力在60～80 kPa之間，兩側(cè)的土壓力盒受力很小，數(shù)值上最大值小于4 kPa，與正下方土壓力盒的受力相比可以忽略。

圖11 DX2－2承力盤中間的土壓力盒測試結(jié)果Fig．11 Results of earth pressure cells between two bells of DX2－2

圖12 DX2－2上部承力盤土壓力盒測試結(jié)果Fig．12 Results of earth pressure cells of upper bell of DX2－2

上下兩個承力盤中間的土壓力盒受力也比較明顯(見圖11)。靠近樁身的兩個土壓力盒受力在15～20 kPa之間，而外側(cè)的土壓力盒受力分別為5．5 kPa和7．0 kPa。外側(cè)土壓力盒的測試結(jié)果略大于承力盤下方兩側(cè)的土壓力盒結(jié)果。該結(jié)果可以表明，承力盤對力的擴散作用還是比較明顯的，而外側(cè)土壓力盒的受力可以認為主要由承力盤的受力引起。目前，由于該位置距承力盤有兩倍盤徑的距離，故受力已經(jīng)很小，可以認為承力盤引起的受力在豎向的擴散范圍為2倍的盤徑。靠近樁身的土壓力盒測試結(jié)果包含了兩方面的受力，一個是側(cè)阻引起的受力，另一個是上部承力盤引起的受力。目前還不能很好地區(qū)分這兩部分受力，需進一步進行對比試驗。

3．4 3個承力盤的DX樁的土中應力分布

圖13為3個承力盤的DX樁，即DX3－3各盤正下方的土壓力盒的受力情況。從圖13可以看出，當位移達到1．8 mm時，下部承力盤的受力最大，數(shù)值上大于100 kPa，而上部承力盤下方的土壓力盒受力最小，大致在60 kPa左右，兩者相差較大，達到40%。而兩個承力盤的DX樁在相同位移下，相同位置上的土壓力均在60～80 kPa之間，說明3個承力盤的DX樁承載力提高，導致了下盤受力增大，從而引起下盤周圍土中應力的增長，而上盤基本上維持和兩個盤DX樁一致的水平。

圖13 DX3－3(3盤)各盤正下方土壓力盒測試結(jié)果Fig．13 Results of earth pressure cells under each bell of DX3－3

圖14為3個盤的DX樁上盤和中盤正下方約1倍盤徑處的土壓力盒的受力情況。從圖中可以看出，1倍盤徑處土中應力仍然處于較高的水平，尤其是中盤下方的土應力，仍然有70 kPa左右，土中應力衰減較慢，而上盤下方的土應力相對較小，大致在30～40 kPa之間。

圖14 DX3－3(3盤)各盤正下方1倍盤徑處土壓力盒結(jié)果Fig．14 Results of earth pressure cells under each bell about 1 bell diameter of DX3－3

4 結(jié)語

經(jīng)過上述分析，可以得出以下幾條結(jié)論:

1)在砂土材料的地基土中，DX樁的承載力及沉降特性明顯優(yōu)于相同情況下的直孔樁，但小比尺試驗中直孔樁的側(cè)摩阻力偏小造成承載力比實際偏小，而DX樁承力盤作用明顯，在側(cè)阻偏小的情況下仍能維持比較高的承載力。

2)DX樁承力盤的不同位置(上部和下部)對承載力的影響不明顯，設置在下部時承載力略高。但是承力盤設置在上部時，承力盤引起的土中應力僅在一定深度范圍內(nèi)擴散，不會擴散至樁底，而盤在下部時，由于擴散距離有限，會引起樁端附近的土體應力增大，且樁軸線下方土體的應力亦會增加。

3)對于兩個盤的DX樁，上下盤的受力比較一致，土中應力分布情況也相似。試驗結(jié)果表明，承力盤受力引起的土中應力分布在豎向方向大致在2倍的盤徑左右。

4)對于3個盤的DX樁，3個盤周圍的土體應力擴散范圍從上往下逐漸增大，但是幅度較小。隨著樁頂荷載的增大，在相同位移的情況下，下部承力盤周的土體應力與兩個承力盤的DX樁相比受力更大。

［1］沈保漢，賀德新，劉振亮，等．DX多節(jié)擠擴樁的產(chǎn)生及特點［J］．工業(yè)建筑，2004，34(3):1－4．

［2］陳立宏，唐松濤，賀德新．DX樁群樁現(xiàn)場實驗研究［J］．巖土力學，2011，32(4):1003－1007．

［3］Tang Songtao，Chen Lihong．Field test of DX pile group．International conference on civil engineering，architecture and building materials［C］．Switzerland:Trans Tech Publications Ltd，2011．

［4］盧成原，王志軍，孟凡麗．不同土質(zhì)中模型支盤樁在重復荷載作用下的試驗研究［J］．巖石力學與工程學報，2007，26(增刊1):3141－3147．

［5］李天寶，盧成原，王科元．支盤樁工作性狀的模型試驗研究［J］．浙江工業(yè)大學學報，2008，36(3):290－294．

［6］盧成原，賈穎棟，周 玲．重復荷載下模型支盤樁工程性狀的試驗研究［J］．巖土力學，2008，29(2):431－436．

［7］王科元，朱興海，盧成原．擠密效應對支盤樁承載性能影響的模型試驗研究［J］．浙江工業(yè)大學學報，2009，37(1):53－57．

［8］陳志堅，劉艷軍．超長灌注樁對樁周土擠密作用的模型試驗研究［J］．巖土力學，2008，29(12):3277－3281．

［9］葉真華，周 健，唐世棟．粘土中不同樁端條件下樁承載性狀的模型試驗［J］．同濟大學學報:自然科學版，2009，37(6):733－737．

［10］鄭 剛，裴穎潔，劉雙菊．豎向荷載作用下樁筏基礎可視化模型試驗研究［J］．巖土力學，2008，29(11):2912－2918．

［11］Gregory S Wachman，Joseph F Labuz．Soil－ structure interaction of an earth pressure cell［J］．Journal of geotechnical and geoenvironmental engineering，2011，137(9):843－845．

［12］韋四江，王大順，郜進海，等．微型土壓力盒的標定及修正［J］．地下空間與工程學報，2009，5(5):1003－1006．

［13］Labuz J F，Theroux B．Laboratory calibration of earth pressure cells［J］．ASTM Geotech Test J，2005，28(2):188 －196．

［14］Selig E T．Soil stress gage calibration［J］．ASTM Geotech Test J，1980，3(4):153－158．

［15］Weller W A Jr，Kulhawy F H．Factors affecting stress cell measurements in soil［J］．J Geotech Eng Div，1982，108(GT12):1529－1548．