循環(huán)荷載下粉煤灰復(fù)合地基豎向承載特性模型試驗研究

周盛全, 徐秋偉, 馮紹童, 戴晨, 李棟偉

(1.安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院, 淮南 232000; 2.東華理工大學(xué)土木與建筑工程學(xué)院, 南昌 330013)

粉煤灰是煤炭燃燒后產(chǎn)生的一種工業(yè)廢渣,中國具有豐富的煤炭資源[1],每年至少有1億t以上的粉煤灰無法利用而產(chǎn)生歷史堆積[2-3],且堆積時間跨度較長,這導(dǎo)致產(chǎn)生大量具有大跨度歷史堆積性質(zhì)的粉煤灰,這類粉煤灰的性質(zhì)、結(jié)構(gòu)等方面出現(xiàn)了不可逆的變化,不再適用于摻合料[4],因此合理處理歷史堆積粉煤灰亟待解決[5]。

為提高歷史堆積粉煤灰的利用率,提出將其作為一種地基材料,使其成為一種人工復(fù)合地基。由于粉煤灰多孔的性質(zhì)導(dǎo)致其承載力較低,類似于一種軟弱地層[6-7],作為地基持力層時需進行加固處理。中國研究大多數(shù)采用強夯法和振沖法加固軟土地層[8-9],但其無法加固深層地基并且影響因素眾多等限制,使其無法在工程中廣泛推廣。而近年來對樁基礎(chǔ)的研究[10-12],給加固粉煤灰地層帶來了新思路。李雷[13]使用鋼管樁解決軟弱地基的加固問題,加固后的極限承載力特征值達到200 kPa。張秀勇等[14]利用碎石樁加固軟土地基,發(fā)現(xiàn)碎石樁對天然軟土地基的加固處理效果比較顯著。Jin等[15]發(fā)現(xiàn)透水混凝土樁提高了復(fù)合地基的承載力,增加了樁-土應(yīng)力比。Zhu等[16]表明水泥粉煤灰碎石樁(cement fly-ash gravel,CFG)對地基具有壓實鞏固和替換效果。Guo等[17]表明剛性單樁復(fù)合地基承載力與樁長呈正相關(guān)關(guān)系。周盛全等[18]通過開展水泥-粉煤灰攪拌樁復(fù)合地基室內(nèi)模型試驗,證明經(jīng)過加固后的復(fù)合地基的承載能力增強為粉煤灰地基的2.2倍。大量的試驗研究表明,由豎向增強體和天然地基組成的復(fù)合地基,可以有效解決軟弱地基承載力不足這一問題,而粉煤灰地層作為一種軟土地基,也可使用類似方法進行加固。

目前針對樁基礎(chǔ)加固粉煤灰地層的研究主要集中在靜荷載環(huán)境下,而粉煤灰復(fù)合地基還常常會承受循環(huán)往復(fù)的荷載,如道路的交通荷載、吊車的往復(fù)荷載等。而較復(fù)雜的循環(huán)荷載作用下的復(fù)合地基承載特性一直是被廣泛關(guān)注的熱點問題,Wang等[19]發(fā)現(xiàn)在鈣質(zhì)砂地層中循環(huán)荷載下的樁側(cè)/樁端荷載分擔比呈現(xiàn)動態(tài)變化。張玲等[20]證實了筋箍碎石樁對軟土地基的樁-土應(yīng)力分布、孔隙水壓力等都具有顯著影響。胡俊杰等[21]發(fā)現(xiàn)海上風機群樁基礎(chǔ)在雙向循環(huán)荷載下的側(cè)向累積位移與單向水平循環(huán)位移變化基本一致。Zhang等[22]發(fā)現(xiàn)CFG樁的加固效果明顯減弱了車輛動荷載對路基的影響。Lu等[23]發(fā)現(xiàn)循環(huán)軸向荷載有助于X形樁樁側(cè)摩阻力和樁頂剛度的退化。Zhang等[24]發(fā)現(xiàn)在水平循環(huán)荷載下的粉煤灰地層會產(chǎn)生水平阻力下移現(xiàn)象。綜上研究現(xiàn)狀,眾多研究學(xué)者對循環(huán)荷載作用下的砂土、粉土等復(fù)合地基承載特性已經(jīng)進行了一系列的研究,但循環(huán)荷載作用下粉煤灰復(fù)合地基豎向承載特性研究并未提及。為研究循環(huán)荷載下粉煤灰復(fù)合地基的豎向承載特性,在自主研發(fā)的裝置上進行靜荷載和循環(huán)荷載室內(nèi)模型試驗,分析粉煤灰復(fù)合地基豎向承載特性,試驗結(jié)果可為加固粉煤灰地層的設(shè)計提供參考價值。

1 試驗內(nèi)容與方案

1.1 試驗材料

本次試驗采用地基材料是取自安徽省淮南市某粉煤灰堆積區(qū),如圖1所示。在進行試驗之前,參考《土工試驗方法標準》[25]對粉煤灰試樣進行物理性質(zhì)測試,測得的粉煤灰基本物理力學(xué)性質(zhì)和顆粒級配曲線如圖2、表1所示。

表1 粉煤灰的物理力學(xué)性質(zhì)Table 1 Physical and mechanical properties of fly ash

圖1 粉煤灰堆積區(qū)現(xiàn)場圖Fig.1 Site map of fly ash accumulation area

圖2 粉煤灰顆粒級配曲線Fig.2 Fly ash particle gradation curve

1.2 模型箱與模型樁

本試驗?zāi)Ｐ拖洳捎?0 mm厚亞克力板拼接組成,模型箱尺寸為600 mm×500 mm×750 mm,同時為滿足試驗所需剛度要求,外部采用角鋼焊接加固。模型樁選擇長650 mm,直徑20 mm,壁厚4 mm的閉口PP(聚丙烯)管樁,相似比為1∶30,模型樁彈性模量為1.06×103MPa。模型樁與模型箱箱內(nèi)側(cè)壁之間的距離等于12倍模型樁直徑,遠大于2.82倍,因此可忽略邊界效應(yīng)的影響[26]。

圖3為測量元件布置圖,如圖3所示在模型樁身對稱貼置7組應(yīng)變片,土壓力傳感器T1放置樁端位置,T2～T5放置樁側(cè)。本試驗采用埋入式法埋置模型樁,先將樁底以下10 cm的粉煤灰地基填筑壓實好,定位完成后放置樁體,然后開始分層填筑粉煤灰,每層厚5 cm,層層進行夯實,控制每層填入相同重量的粉煤灰,且進行相同時間的夯實,確保樁周粉煤灰均勻密實,層與層之間刮毛處理,防止土體分層,完成模型樁的埋置。

圖3 測量元件布置圖Fig.3 Arrangement of measuring elements

1.3 模型試驗裝置

本試驗在自主研發(fā)的加載系統(tǒng)上進行,如圖4所示,試驗過程中,空氣壓縮機產(chǎn)生所需氣壓,通過高壓氣管傳送給增壓氣缸,可編程邏輯控制箱控制箱(programmable logic controller, PLC)通過輸入不同波形的電壓信號控制氣缸壓桿對輸出的氣壓進行調(diào)節(jié),實現(xiàn)試驗所需的反復(fù)加載與卸載過程。

圖4 加載裝置示意圖Fig.4 Schematic diagram of loading device

1.4 循環(huán)荷載試驗方案

在進行循環(huán)加載試驗前,首先對模型樁進行靜載荷試驗,以此確定模型樁單樁抗壓極限承載力。本試驗采用慢速維持荷載法,根據(jù)《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014)[27]施加每一級荷載后,當樁頂累計沉降連續(xù)兩次不超過0.1 mm/h時,可施加下一級荷載。

根據(jù)靜載荷試驗數(shù)據(jù)所確定的豎向極限承載力,選取3組循環(huán)荷載幅值。在試驗開始前,模型樁需埋置并靜置24 h。進行循環(huán)加載試驗時,加載至循環(huán)荷載幅值后維持并讀取沉降,然后開始卸載,以此完成一次循環(huán),重復(fù)循環(huán)加卸載直至完成整個循環(huán)加載試驗。其中荷載分為恒荷載和循環(huán)荷載兩部分,定義單樁豎向承載力極限值為QC,恒荷載為Q0(取0.2QC),循環(huán)荷載為Q1。設(shè)M=Q1/QC為循環(huán)荷載比,分別取M為0.2、0.4、0.6。循環(huán)加載試驗采用正弦波形來模擬樁基礎(chǔ)受到的動力荷載,荷載加載波形如圖5所示,循環(huán)荷載變化式為

P為荷載;t為加載時間;t1為恒荷載加載完成時間; t2為循環(huán)荷載首次加載開始時間;T為周期圖5 荷載波形Fig.5 Load waveform

Q(t)=Q0+Q1=Q0+MQC|sin(ωt)|,t>t2

(1)

式(1)中:Q0為恒定荷載;Q1為循環(huán)荷載;M為循環(huán)荷載比;QC為單樁豎向極限承載力;ω為頻率;t為加載時間。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 樁頂累計沉降

2.1.1 循環(huán)荷載樁頂沉降

按照試驗方案進行了三組不同循環(huán)幅值下的循環(huán)動載試驗,循環(huán)荷載作用下樁頂累計沉降SN與循環(huán)次數(shù)N曲線如圖6所示。

圖6 循環(huán)荷載沉降曲線Fig.6 Cyclic load settlement curve

三組不同循環(huán)動荷載比M下的樁頂累計沉降主要呈現(xiàn)兩種變化形態(tài)。當M=0.2、0.4時,累計沉降主要表現(xiàn)為穩(wěn)定型,即加載前期,累計沉降峰值伴隨著循環(huán)次數(shù)的增加出現(xiàn)緩慢增長,當達到一定循環(huán)次數(shù)時,樁頂沉降逐漸穩(wěn)定,無明顯增長。當M=0.6時,沉降曲線呈現(xiàn)為增長型,即循環(huán)加載前期,樁頂累計位移出現(xiàn)明顯增長,伴隨著循環(huán)次數(shù)的累加,增長速率出現(xiàn)衰減,但沉降趨勢并未出現(xiàn)明顯收斂現(xiàn)象,累計沉降仍保持緩慢增長趨勢。

樁頂?shù)睦塾嫵两抵饕蓸抖朔勖夯业膲嚎s變形產(chǎn)生,而粉煤灰的顆粒破碎程度決定了壓縮變形情況,隨著循環(huán)次數(shù)的增加,樁端粉煤灰反復(fù)加壓,樁頂累計沉降在前期增長迅速,當顆粒完全破碎后,沉降開始趨于穩(wěn)定。當循環(huán)動荷載比M≥0.6時,具有明顯的“門閥”現(xiàn)象,M的增長,使粉煤灰獲得更大的破碎應(yīng)力,壓縮變形程度更加嚴重,沉降出現(xiàn)難以收斂的緩慢增長趨勢,因此在實際工程中應(yīng)避免出現(xiàn)這種現(xiàn)象。

2.1.2 循環(huán)荷載樁頂沉降速率

為深入研究循環(huán)沉降曲線的兩種不同變化趨勢,定義樁頂循環(huán)沉降差值與循環(huán)次數(shù)差值之比為循環(huán)沉降速率ρN,根據(jù)三組不同循環(huán)幅值下的樁頂沉降,繪制循環(huán)沉降速率曲線如圖7所示。

圖7 循環(huán)沉降速率曲線Fig.7 Circulating sedimentation rate curve

由圖7可知,隨著循環(huán)次數(shù)的增加,循環(huán)沉降速率曲線前期均迅速減小,而后期衰減速率開始平緩,直至沉降逐漸穩(wěn)定。當M越大時,沉降速率曲線前期呈現(xiàn)更加明顯的減小趨勢,并且趨于穩(wěn)定狀態(tài)所需的循環(huán)次數(shù)也越多。這是由于當上部施加豎向荷載時,樁身會發(fā)生強迫振動,沉降逐漸增大,但隨著循環(huán)次數(shù)的增加,應(yīng)力反復(fù)集中,樁側(cè)摩阻力發(fā)揮完全,但仍不足以完全承擔上部荷載,此時樁端阻力開始發(fā)揮作用,承擔部分上部荷載,循環(huán)沉降速率呈現(xiàn)減小并趨于穩(wěn)定的規(guī)律。

2.2 循環(huán)荷載土壓力分布情況

分別進行三組不同幅值下循環(huán)加載試驗,發(fā)現(xiàn)在循環(huán)加載前期,原本咬合不完全的樁側(cè)和樁端土體顆粒,在豎向荷載的作用下,開始產(chǎn)生相對位移,土體發(fā)生進一步密實,各點土壓力增長迅速,循環(huán)加載10次后,土體結(jié)構(gòu)開始趨于穩(wěn)定。為深入探究循環(huán)荷載作用下不同埋深土壓力的變化情況,利用土壓力傳感器對試驗中各點土體進行檢測,分別在不同循環(huán)荷載比作用下,選取循環(huán)10次后50 s內(nèi)各點土壓力變化數(shù)據(jù),繪制各點土壓力變化圖,如圖8所示。

圖8 循環(huán)10次后50 s內(nèi)各點土壓力變化情況Fig.8 Changes of earth pressure at each point in 50 s after 10 cycles

如圖8所示,各點土壓力隨著荷載的施加,皆呈現(xiàn)出正弦波動規(guī)律,其中T1放置于樁端,在一定方面體現(xiàn)了樁端阻力的變化情況,沿樁側(cè)縱向距離1.5d(d為樁徑),豎向均間隔7.5d處依次放置T2、T4、T5,監(jiān)測樁側(cè)土壓力在不同埋深處的變化情況,并在樁側(cè)縱向放置T3,配合T2監(jiān)測土壓力縱向變化情況。

對比圖中T2、T4、T5變化情況可知,隨著荷載的反復(fù)加載卸載,內(nèi)部顆粒受振動影響,無法處于相對靜止狀態(tài),距樁頂最近的T2處正弦波動變化最為顯著,而T5處土壓力變化曲線近似平緩直線,這由于樁頂荷載波動隨埋深的增加,振動幅度出現(xiàn)明顯衰減,傳至樁側(cè)最下方T5處測點,振幅已近似為0,其作用效果類似于靜載,顆?；咎幱陟o止狀態(tài)。

三組循環(huán)荷載幅值下樁側(cè)的土壓力隨埋深增加,均出現(xiàn)衰減現(xiàn)象,T4處的土壓力分別衰減至T2的11.5%～22.2%、15.6%～18.8%、18.1%～20.2%,T5衰減至T2的2.1%～8.2%、10.23%～11.17%、12.5%～14.1%,然而將圖中T2、T3曲線進行對比發(fā)現(xiàn),T3土壓力卻達到了T2土壓力的47.6%～57.6%、86.9%～91.6%、80.5%～84.46%,這表明樁側(cè)土壓力不僅發(fā)生了豎向衰弱,也產(chǎn)生了徑向的弱化現(xiàn)象,但相對于豎向的明顯衰弱,橫向的土壓力削弱較少,可見循環(huán)荷載作用下的樁側(cè)土壓力對縱向土體影響范圍較大,因此在實際工程中,對距離樁身較遠的土體也應(yīng)進行更深一步的加固,確保工程的安全。

為探究樁側(cè)土壓力與循環(huán)次數(shù)的變化關(guān)系,將樁側(cè)各點土壓力峰值Tmax與循環(huán)次數(shù)N通過函數(shù)Allometricl進行非線性擬合,以M=0.4為例,繪制樁側(cè)土壓力峰值與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系如圖9所示。函數(shù)方程為

圖9 M=0.4的樁側(cè)土壓力峰值與循環(huán)次數(shù)的變化曲線Fig.9 The change curve of the peak earth pressure on pile side and the number of cycles when M=0.4

Tmax=aNb

(2)

式(2)中:a、b為常系數(shù);Tmax為樁側(cè)各點土壓力峰值;N為循環(huán)次數(shù)。

由圖9可知,各點土壓力峰值隨著循環(huán)次數(shù)的增加,前期均以較低的增長速率緩慢增長,隨后曲線呈現(xiàn)出平穩(wěn)趨勢。得到的各擬合關(guān)系方程系數(shù)如表2所示,T2～T5的決定系數(shù)R2分別為0.952、0.965、0.979、0.981,均大于0.95,擬合結(jié)果具有很高的相關(guān)密切程度,因此該方程對循環(huán)次數(shù)與樁側(cè)土壓力的變化關(guān)系具有一定的預(yù)測效果,可通過該預(yù)測方程得到試驗的預(yù)測結(jié)果,從而將試驗結(jié)果與其進行對比分析,使結(jié)論更具有可靠性。

表2 Tmax-N常規(guī)擬合曲線參數(shù)Table 2 Tmax-N fits curve parameters

2.3 循環(huán)荷載樁身軸力

圖10為以循環(huán)動荷載比M=0.4、0.6為例,繪制的樁身軸力F與循環(huán)次數(shù)N的變化規(guī)律曲線,其中L為樁身長度。

圖10 循環(huán)荷載下樁身軸力隨循環(huán)次數(shù)變化圖Fig.10 Variation of pile axial force with the number of cycles under cyclic loading

從圖10中可以看出,在豎向循環(huán)荷載作用下,樁身軸力隨著樁身深度的增大,整體呈現(xiàn)減小的變化趨勢。在埋深2.5～12.5 cm和32.5～62.5 cm之間時,軸力減少速率較快,而在12.5 ～32.5 cm之間時,軸力的減小趨勢開始出現(xiàn)平緩。這是當樁承受豎向循環(huán)荷載時,豎向荷載沿樁的軸向力傳遞,荷載在傳遞過程中需要不斷克服樁側(cè)摩阻力,從而樁身軸力整體均發(fā)生減小,而在樁身12.5～32.5 cm之間樁側(cè)摩阻力較弱,所以軸力的變化速率發(fā)生減小。

而循環(huán)次數(shù)與樁身軸力成正相關(guān)關(guān)系,并且三種不同幅值下樁身軸力的增長都主要發(fā)生在循環(huán)加載的初期,在后續(xù)的循環(huán)過程中樁身軸力增長緩慢并逐漸穩(wěn)定,這是由于加載初期,隨著豎向荷載的施加,樁側(cè)粉煤灰發(fā)生壓密現(xiàn)象,樁土之間相對位移較小,樁側(cè)摩阻力增長緩慢,樁身軸力大幅度增加,隨著循環(huán)次數(shù)的增加,樁土接觸面發(fā)生反復(fù)剪切,致使樁側(cè)粉煤灰出現(xiàn)顆粒破碎,樁土相對位移增加,樁側(cè)摩阻力增長,因此樁身軸力出現(xiàn)前期增加而后期逐漸穩(wěn)定的現(xiàn)象。

2.4 樁側(cè)阻力和樁端阻力

2.4.1 循環(huán)荷載樁側(cè)摩阻力

圖11為循環(huán)荷載下各樁身長度的樁側(cè)摩阻力fN隨著循環(huán)次數(shù)N變化情況,以循環(huán)荷載比M=0.4、0.6時循環(huán)加載情況為例,其中L為樁身長度。

圖11 循環(huán)荷載下樁側(cè)摩阻力隨循環(huán)次數(shù)變化圖Fig.11 Variation of pile lateral frictional resistance with the number of cycles under cyclic loading

從圖11中可以看出,隨著樁身長度的增加,樁側(cè)摩阻力呈現(xiàn)出先減小再增加,最后又減小的變化,整體成“S”形的趨勢,循環(huán)幅值越大,樁側(cè)土體剪切變形越嚴重,樁側(cè)摩阻力“S”形的趨勢幅度也越大。

而在經(jīng)過多次的加載卸載,樁側(cè)發(fā)生反復(fù)剪切運動,在循環(huán)次數(shù)較少時,顆粒發(fā)生劇烈破碎,導(dǎo)致樁側(cè)土體出現(xiàn)應(yīng)力大幅損失,迅速削弱樁側(cè)承載能力,樁側(cè)摩阻力快速減少,而隨著循環(huán)次數(shù)的增加,顆粒破碎越完全,樁側(cè)摩阻力弱化速率開始趨于穩(wěn)定。

2.4.2 循環(huán)荷載樁端阻力

圖12為不同循環(huán)幅值、不同循環(huán)次數(shù)N的樁端阻力qN變化曲線。

圖12 循環(huán)荷載樁端阻力變化圖Fig.12 Cyclic load pile end tip resistance variation diagram

從圖12中可以發(fā)現(xiàn),樁端阻力隨著循環(huán)次數(shù)的增長而逐漸增大,并且樁端阻力的增大主要發(fā)生在前幾十次的循環(huán)。這是由于循環(huán)次數(shù)的增加,樁端土體應(yīng)力反復(fù)集中,土體被完全壓實,使得樁端土體獲得了更大的模量,土體剛度大幅增加,進而分擔更大的荷載,出現(xiàn)樁端阻力強化的機理,隨著循環(huán)次數(shù)的不斷增加,樁端土體顆粒破碎完全,樁端阻力將呈現(xiàn)出穩(wěn)定趨勢,只有當土體進一步發(fā)生顆粒破碎時,穩(wěn)定趨勢才會出現(xiàn)大幅變化。因此當循環(huán)荷載幅值增大時,提供了更大的循環(huán)荷載破碎應(yīng)力,土體顆粒破碎情況更加嚴重,樁端阻力隨之增大,并且更難達到穩(wěn)定,最終導(dǎo)致抑制土體變形愈加困難。

2.5 樁側(cè)/樁端阻力強弱化系數(shù)

樁側(cè)摩阻力的弱化,不是某一界面摩阻力的弱化,而是整體樁側(cè)截面的弱化,故樁側(cè)平均摩阻力可以在一定程度上反映樁側(cè)摩阻力的弱化情況?，F(xiàn)定義第N次、第1次循環(huán)的樁側(cè)平均摩阻力峰值,二者的變化量與F1的比值為樁側(cè)平均摩阻力弱化系數(shù)D,即

(3)

式(3)中:D為樁側(cè)摩阻力弱化系數(shù);F1為樁側(cè)平均摩阻力初始峰值;FN為第N次周期樁側(cè)平均摩阻力峰值。

在循環(huán)荷載作用下,整個樁基礎(chǔ)遵循這樁側(cè)和樁端共同承載的特性,當樁側(cè)阻力發(fā)生弱化時,樁端將承擔大部分的上部荷載,樁端阻力會出現(xiàn)對應(yīng)的強化機理。qN為第N次循環(huán)的樁端阻力峰值、q1為第1次循環(huán)的樁端阻力初始峰值,同樣定義二者的變化量與q1的比值為樁端阻力強化系數(shù)Z,即

(4)

式(4)中:Z為樁端阻力強化系數(shù);q1為樁端阻力初始峰值;qN為第N次周期樁端阻力峰值。

并分別利用Hyperbl函數(shù)對弱化系數(shù)D、強化系數(shù)Z與循環(huán)次數(shù)N進行非線性擬合,函數(shù)方程為

(5)

(6)

式中:D為樁側(cè)摩阻力弱化系數(shù);Z為樁端阻力強化系數(shù);P1、P2、P3、P4為常系數(shù);N為循環(huán)次數(shù)。得到的各擬合關(guān)系方程系數(shù)如表3所示。

表3 Z/D-N常規(guī)擬合曲線參數(shù)Table 3 Z/D-N fits curve parameters

對試驗和擬合結(jié)果進行整理,分別繪制循環(huán)次數(shù)N與樁側(cè)平均摩阻力弱化系數(shù)D、樁端阻力強化系數(shù)Z的關(guān)系變化圖及其擬合曲線圖,如圖13、圖14所示。

圖13 循環(huán)次數(shù)與弱化系數(shù)D變化關(guān)系圖Fig.13 Relationship between the number of cycles and the weakening factor D

圖14 循環(huán)次數(shù)與強化系數(shù)Z變化曲線Fig.14 Relationship between the number of cycles and the reinforcement factor Z

從圖13、圖14可見,樁側(cè)阻力弱化系數(shù)D、樁端阻力強化系數(shù)Z與循環(huán)荷載比M均為典型的正相關(guān)關(guān)系,隨著循環(huán)幅值的增大,樁側(cè)阻力的弱化程度越大,相應(yīng)的樁端阻力強化程度也越大。

當M=0.2、0.4、0.6時,循環(huán)前期弱化系數(shù)D為5.26%、8.59%和11.76%,循環(huán)后期弱化系數(shù)D分別達到了20.9%、36.9%和46.02%。相對于M=0.2,當M=0.4時,D在前期和后期分別增長了3.33%和16%,而在同等幅值增量條件下,M=0.6時前期和后期分別增長了3.17%和9.12%?？梢姌秱?cè)阻力弱化系數(shù)D的增量,隨著循環(huán)幅值的增加,無論在循環(huán)前期還是后期均出現(xiàn)不同程度的降低。而強化系數(shù)Z在前期的增量也從13.39%減少至3.74%,后期的增量從11.18%減少到6.14%,其呈現(xiàn)出與弱化系數(shù)D類似的變化趨勢。這表明樁側(cè)阻力弱化程度和樁端阻力強化程度雖隨循環(huán)幅值增加而增加,但其增長速率卻呈現(xiàn)為減緩趨勢,因此當循環(huán)幅值繼續(xù)增大時,由循環(huán)幅值導(dǎo)致的樁身阻力弱強化過程皆會最終趨于穩(wěn)定局面,基本不再變化。

樁側(cè)阻力弱化系數(shù)D和樁端阻力強化系數(shù)Z在循環(huán)次數(shù)N的影響下,呈現(xiàn)動態(tài)變化,隨著周期的增加,大體表現(xiàn)為前期快速增長,后期穩(wěn)定的變化態(tài)勢。以1 200次循環(huán)為例,當M=0.2、0.4、0.6時,弱化系數(shù)D增長了15.64%、28.31%、34.26%,強化系數(shù)Z增加了50.03%、47.82%、50.22%,其中弱化系數(shù)D增量代表樁側(cè)摩阻力減少程度,強化系數(shù)Z增量代表樁端阻力的增加,相對于樁側(cè)的弱化程度,樁端的強化程度更大,這可能是由于循環(huán)周期的增加,土體應(yīng)力反復(fù)累積,樁端所需承擔總應(yīng)力增大,導(dǎo)致表現(xiàn)出樁端強化水平遠勝樁側(cè)弱化程度的現(xiàn)象。

在實際工程中,進行的現(xiàn)場試驗大多以靜荷載試驗為主,而復(fù)雜的循環(huán)動荷載試驗卻很難實現(xiàn),現(xiàn)通過室內(nèi)模型試驗,對實際工程進行模擬研究,并對試驗數(shù)據(jù)整理分析,所得弱化系數(shù)D和強化系數(shù)Z分別利用Hyperbl函數(shù)進行非線性擬合,得到的方程系數(shù)如表3所示,D的擬合曲線各決定系數(shù)R2為0.972、0.987、0.982,Z的擬合曲線各決定系數(shù)R2為0.992、0.959、0.987,均大于0.9,可見擬合效果良好,該擬合曲線與試驗結(jié)果具有較大的相關(guān)性,因此可嘗試利用其分析不同循環(huán)周期下樁身阻力強弱化程度,作為工程安全的參考依據(jù),對實際工程具有重要意義。

2.6 循環(huán)荷載下樁端/樁側(cè)阻力荷載分擔比

整個試驗過程中,上部荷載是由樁端和樁側(cè)共同承載,并且遵循這樁側(cè)先承載,樁端后承載的順序,定義樁端/樁側(cè)阻力與樁端阻力和樁側(cè)阻力累加值的比值為樁端/樁側(cè)阻力荷載分擔比。圖15為循環(huán)荷載下樁端阻力/樁側(cè)平均摩阻力承擔上部荷載的荷載分擔比和循環(huán)次數(shù)的關(guān)系。

f為樁側(cè)阻力荷載分擔比,q為樁端阻力荷載分擔比圖15 循環(huán)荷載樁端/樁側(cè)阻力荷載分擔比Fig.15 Cyclic load pile end/pile side friction resistance load sharing ratio

從圖15中可以看出,當循環(huán)幅值增加,樁側(cè)平均摩阻力所占比例具有明顯的衰減變化,樁端阻力所占比例也相應(yīng)地出現(xiàn)了增長,這表明相較于靜荷載,循環(huán)荷載分擔比雖然隨著循環(huán)次數(shù)的變化呈現(xiàn)動態(tài)變化,但是上部荷載的大小仍然對樁端/樁側(cè)阻力荷載分擔比具有顯著影響。

在第10次循環(huán)周期時,當M=0.2、0.4、0.6,樁側(cè)平均摩阻力分別為67.21%、57.52%、45.71%,樁端阻力占比分別為32.79%、42.48%、54.29%,其中只有M=0.6時,樁端阻力占比高于樁側(cè)平均摩阻力,而在進行循環(huán)1 000次加載后,當M=0.2、0.4、0.6時,樁側(cè)平均摩阻力分別為49.54%、31.98%、22.7%,樁端阻力占比分別為50.46%、68.02%、77.3%,循環(huán)荷載分擔比均表現(xiàn)出樁端所占比例超越樁側(cè)分擔比例,圖中存在占比反超點,并且循環(huán)幅值越大,出現(xiàn)反超點所需的循環(huán)次數(shù)越少。

3 結(jié)論

本文開展了循環(huán)荷載和靜荷載下粉煤灰地基單樁承載特性模型試驗,得到以下結(jié)論。

(1)在循環(huán)動荷載試驗中,粉煤灰復(fù)合地基的樁頂累計沉降主要可以分為穩(wěn)定型和增長型兩種變化形態(tài)。M=0.6表現(xiàn)為增長型,且后期沉降趨勢并未出現(xiàn)收斂形勢,最終樁基礎(chǔ)會出現(xiàn)動力破壞,因此M=0.6為臨界值,循環(huán)動荷載比M的設(shè)置應(yīng)小于等于0.6。

(2)在粉煤灰地層中,樁側(cè)土壓力主要在靠近樁身的上半部分出現(xiàn),豎向和徑向均會出現(xiàn)衰減現(xiàn)象,并且豎向衰減更為明顯。而通過對循環(huán)次數(shù)和樁側(cè)土壓力峰值進行擬合,得到的非線性擬合方程,其對實際工程中不同循環(huán)次數(shù)下的樁側(cè)土壓力變化情況具有一定的參考價值。

(3)對樁側(cè)阻力弱化系數(shù)D和樁端阻力強化系數(shù)Z進行非線性擬合,該函數(shù)可對實際工程中不同循環(huán)周期下的樁端阻力、樁側(cè)阻力變化情況進行預(yù)測分析。循環(huán)荷載作用下的荷載分擔比表現(xiàn)為循環(huán)幅值越大,樁端阻力的承載占比越大,隨著循環(huán)周期的增加,均出現(xiàn)樁端所占比例反超樁側(cè)的現(xiàn)象,并且循環(huán)幅值越大,出現(xiàn)該反超現(xiàn)象所需的循環(huán)次數(shù)也越少。