基于UU試驗方法在黏土地基承載力計算方法研究

覃震林

(柳州市勘察測繪研究院有限公司，廣西 柳州 545006)

1 引 言

《地基基礎設計規范》和《高層建筑巖土工程勘察標準》計算地基承載力用到的兩個理論公式，都是以摩爾-庫倫破壞理論，即基于地基土受力達到抗剪強度而破壞。由于土的抗剪強度指標因地基土受力條件不同而不同，受力條件又由地基土的排水條件和加荷速率決定，對于正常固結黏土地基，采用不固結不排水UU指標計算地基承載力。但現行的《土工試驗方法標準》采用的UU試驗加壓方法并不符合地基實際受力條件，其得出的抗剪強度指標用于地基承載力計算不盡合理：

按現有的勘察程序，在鉆探現場對主要受力層土層(假設其為同一層土，土層厚 8 m)按豎向間隔 1 m～2 m取樣，如此最上一個樣與最下一個樣深度相差了 3 m～6 m，原位所受的豎向壓力相差了約 55 kPa～110 kPa。而用如此不同壓力下的“同一土層”試樣進行“混合”UU試驗，只會得到一條傾斜的抗剪強度線而不是水平線。原因就出在不同壓力下的“同一土層”試樣進行“混合”UU試驗。本文建議將一倍基寬深度內劃分幾個力學亞層，每一亞層因為厚度小而可視為“同一深度即有著同一剪前壓力”，按各亞層的實際受力對試樣進行加壓，并將各亞層的CU按厚度加權平均得到的標準值作為承載力計算參數更合理。

2 工程案例對比分析

2.1 工程概況

分析地基中一點的應力狀態變化過程，為方便起見，設一無埋式筏板基礎，厚層飽和正常固結黏土，天然重度γ=20 kN/m3，無地下水。基底下亦即地面下 5 m深度的一個點，如圖1所示：

圖1 基底下某深度1個土單元示意

2.2 土單元應力過程分析

對于正常固結黏土，一般認為總應力固結不排水CU強度包線、固結排水CD強度包線及有效應力強度包線都是通過原點的直線，其中效應力線是“真正的”破壞強度線，CD線可認為是有效應力強度線。

未設筏基前，此點受荷為：大、小兩個主應力分別為豎直向和水平向，此時該點已完成了固結(自重固結)，豎直向σZ=σ1=rh=20×5=100 kPa，水平向應力σX=σ3=K0×σ1=0.7×100=70 kPa，為便于描述，設此時的應力狀態為X1(前綴X表示“現場的”)。注意到此狀態X1已有了主應力差。詳細描述其受荷過程應是：

在地質歷史上，該點自重壓力σZ=σ1從0逐漸增加到 100 kPa，同步形成靜止側壓力σX=σ3，按σX=σ3=K0×σ1的關系式，σX=σ3亦從0開始，逐漸增加到K0×100=70 kPa。這一漫長的地質過程屬于固結排水剪切CD過程，如圖2所示。

圖2 K0條件下土單元的莫爾應力圓

之后，基礎和上部結構形成了附加荷載P0=P，在土自重壓力和建筑附加壓力工作同作用下，土中此點大、小兩個主應力方向較X1狀態發生變化，不再是豎直—水平向，此時的應力狀態為X2，注意到此狀態也已有了主應力差。此點是否達到破壞按摩爾-庫倫破壞準則即是地基承載力的驗算問題，譬如按塑性展開深度確定的地基承載力(在現行的地基基礎規范中的5.2.4式—1/4板寬展開深度)。

2.3 土單元破壞原理

據“密度—有效應力—抗剪強度”的唯一性關系規律，對于同一種飽和正常固結黏土，存在單一的有效應力強度包線(超固結黏土也存在如此關系)，剪前孔隙比小則極限應力圓越大，預固結應力越大，則極限應力圓越大。

2.4 不同試驗方法土單元破壞過程對比分析

以自然環境下(現場)正常固結黏土為例，其多接近或達到飽和，在現代的建筑施工速度較快，地基在建筑荷載產生的附加荷載下來不及排水固結，故試驗采用不固結不排水UU，有如下3種UU試驗方法，具體為：

方法一：按《土工試驗方法標準》

以3件～4件試樣為一組至少6組進行試驗備樣，據“密度(孔隙比)—有效應力—抗剪強度”的唯一性關系規律，這幾組試樣須取自同一層土同一深度，以使其具有相同的剪前孔隙比。

首先，對試樣進行人工飽和處理，為便于對下面加荷過程敘述的形式統一，對各試件進行0壓力圍壓加荷，即預固結壓力σc=0，此時各試件應力狀態為同一個點圓A。之后，分別對各試樣施加不同大小的周圍壓力增量△σ3=100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa，即σ3=100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa，△σ3施加過程試樣處于密封不排水狀態，即不固結，周壓增量△σ3全部由孔隙水承擔，此時各試樣的應力狀態仍為一個個點圓，但位置不同；最后，施加主應力差qu=σ1-σ3至剪破，得到幾個極限總應力圓，如圖3所示。

圖3 σc=0的UU莫爾極限應力圓

由于飽和正常固結黏土在同一個剪前孔隙比下(同一個預固結壓力σc=0 kPa)，故在UU剪切過程中不管周圍壓力增量△σ3(由于預固結壓力σc=0 kPa，也即周壓σ3=)是多大，極限總應力圓的主應力差qu大小都相同，全部σ3(由于預固結壓力σc=0 kPa，也即周壓σ3=△σ3)全部轉為超靜孔隙水壓力，其對抗剪的貢獻為零，故形成的幾個極限應力圓大小相同，位置各異，有效強度包線僅一條，此為水平包線，qu/2=Cu。

方法二：按《地基基礎設計規范》

首先對試樣進行人工飽和處理，然后按《地基基礎設計規范》4.2.4條對每一組試樣施加自重應力值的預固結周圍壓力σc=σZ=100 kPa，此時各試樣應力狀態為同一個點圓B。固結后分別施加不同大小的周圍壓力增量△σ3=0 kPa、100 kPa、200 kPa、300 kPa，即σ3=100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa，△σ3施加過程試樣處于密封不排水狀態，即不固結，周壓增量△σ3全部由孔隙水承擔，此時各試樣的應力狀態為一個個點圓，但位置不同；最后，施加主應力差qu=σ1-σ3至剪破，得到幾個極限總應力圓，如圖4所示。

圖4 σc=σZ=100 KPa的UU莫爾極限應力圓

同方法一的理由，由于飽和正常固結黏土在同一個剪前孔隙比下(同一個預固結壓力σc=100 kPa)，故形成的幾個極限應力圓大小相同，位置各異，有效強度包線僅一條，此為水平包線，qu/2=Cu。

方法三：按筆者修正的方法

在試驗中對試件模擬地基土實際受力過程：首先，直接讓試樣在預固結周圍壓力σc=K0×σZ=K0×σ1=70 kPa作用下預固結，各試件應力狀態為同一個點圓，σ3=70 kPa。然后，在排水條件下施加主應力差主應力差q=σ1-σ3=100-70=30 kPa，各試件應力狀態為同一個點圓，此時不會剪破，因為其應力跡線是K0線，其應力圓是一個小圓(此即是基底下 5 m深處未加附加荷載時的應力狀態)。最后，在不排水條件下施加主應力差qu=σ1-σ3至剪破(此即是基底下 5 m處施加附加荷載后的應力狀態)。如此最大限度地模擬了實際的受力過程。

也可近似取試驗的預固結周圍壓力σc=σ3=1/3×σ1+2×σ3=100+2×70=240 kPa=80 kPa(試驗狀態S1的第1個σ3，S1前綴S表示“試驗的”)，即讓各試樣在此σc=80 kPa排水預固結，此時各試樣的應力狀態為同一個點圓C。預固結后對各試樣分別施加不同大小的周圍壓力增量△σ3=0 kPa、100 kPa、200 kPa、300 kPa，即σ3=80 kPa、180 kPa、280 kPa、380 kPa，△σ3施加過程試樣處于密封不排水狀態，即不固結，周壓增量△σ3全部由孔隙水承擔，此時各試樣的應力狀態仍為一個個點圓，但位置不同；最后，施加主應力差qu=σ1-σ3至剪破，得到幾個極限總應力圓，如圖5所示。

圖5 σc=80 KPa(≈K0σZ)的UU莫爾極限應力圓

同方法一的理由，由于飽和正常固結黏土在同一個剪前孔隙比下(同一個預固結壓力σc=80 kPa)，故形成的幾個極限應力圓大小相同，位置各異，有效強度包線僅一條，此為水平包線，qu/2=Cu。

通過以上分析，對三種試驗方法的特點分別總結如下：

方法一：是在σc=0排水預固結，周壓σ3全部由孔隙水承擔，此時各試件應力狀態仍為一個個點圓；最后，在不排水條件下施加主應力差qu=σ1-σ3至剪破，得到幾個大小相同的極限總應力圓。

方法二是在σc=100 kPa排水預固結，周壓σ3全部由孔隙水承擔，此時各試件應力狀態仍為一個個點圓；最后，在不排水條件下施加主應力差qu=σ1-σ3至剪破，得到幾個大小相同的極限總應力圓。

方法三簡化為在σc=80 kPa作用下預固結，周壓σ3全部由孔隙水承擔，此時各試件應力狀態仍為一個個點圓；最后，在不排水條件下施加主應力差qu=σ1-σ3至剪破，得到幾個大小相同的極限總應力圓。

3 結 語

通過以上分析，以上3種方法的不同僅在于預固結周圍壓力σc的不同，其中方法三更符合地基土真實的受力情況——地基土真實預固結周圍壓力σc=80 kPa。由于方法一的預固結周圍壓力σc=0小于方法二σc=100 kPa和方法三σc=80 kPa(即地基土真實的附加荷載之前剪前圍壓)，故其剪前孔隙比也大于后二者，其總極限應力圓直徑亦小于后二者，方法一試驗結果小于方法三，即較真實情況偏低。同理，方法二試驗結果大于方法三，較真實情況偏高。

對方法三試驗結果的處理是：每一組3件～4件試樣作3個～4個極限應力圓，因其內摩擦角理應為“0”，這幾個極限應力圓不應作公切線，而應取各個極限應力圓的平均值qu，再按Cu=qu/2得一個Cu值平均值，以不少于6個Cu值平均值統計標準值。由于不同深度的土層實際所受的預固結壓力不同，故即使是同一土質，Cu亦隨深度增大而增大。因此，在勘察現場取樣時對同一土層，亦應在不同深度取樣，且按不同深度的實際壓力設定UU試驗的剪前預固結壓力σc。也就是對同一層土按深度分為幾個力學亞層(深度亞層)進行采樣和試驗，各力學亞層的Cu代表值即標準值是不同的。

對于《地基基礎設計規范》1/4b展開深度的地基承載力公式(5.2.5)，規范要求其各項系數按板底下1b內的內摩擦角標準值查表，對于此UU試驗值，內摩擦角標準值顯然為0，則公式中Mb、Md、Mc三個系數中前兩個為0，僅Mc項為3.14。而板底下1b內的Cu標準值如何統計呢？因為筏板下越深處的Cu值越大，籠統地將1b深度范圍內不同深度的Cu值進行統計從統計學意義而言也不合理。另一方面，采用公式(5.2.5)由于塑性破壞從基礎底部(兩側邊)開始逐漸向下開展到1/4b深度(當然涉及更復雜的非線性彈塑性問題，實際沒這么簡單)，如果按1b深度統計，是將下部較大的Cu值統計進來，而實際上發揮更大作用的是上部的較小的Cu值，從而計算承載力會高于實際承載力，當然，此公式按1/4b展開深度計算承載力本身已含有安全儲備卻是另一回事。

基于以上分析，如果按板底下1b內的進行計算承載力，則細化為按一倍基寬深度內劃分幾個力學亞層(深度亞層)，各亞層的Cu按厚度加權平均，較淺部的權重大于較深部的權重，如此統計得到的Cu標準值作為承載力計算參數。