李凱仁， 韓尚宇， 李月明， 余 強(qiáng)

(南昌航空大學(xué)土木建筑學(xué)院， 南昌 330063)

0 引言

墩基礎(chǔ)通常指直徑d≥0.8m、埋深為3～6m且長徑比L/d<6的剛性基礎(chǔ)[1]。已有工程實(shí)際表明，墩基礎(chǔ)在巖石地層中已得到了廣泛的應(yīng)用[2]。相關(guān)學(xué)者對(duì)墩基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)方法、承載力計(jì)算等進(jìn)行了研究，如李筱華等[3]認(rèn)為可采用擴(kuò)大頭、空心及變截面等措施來提高墩基礎(chǔ)的承載力；韓勇等[4]提出應(yīng)按極限荷載破壞模式來界定墩基礎(chǔ)；劉忠昌等[5-6]得出了豎向、水平荷載作用下的單墩承載力經(jīng)驗(yàn)公式，提出了擴(kuò)底墩基礎(chǔ)檢測(cè)的實(shí)施方法和技術(shù)要求；劉炎炎等[7]提出了一種新的極限破壞滑移面模型，研究了墩基礎(chǔ)豎向承載力計(jì)算方法；李冕貴[8]分析了墩基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)與施工要點(diǎn)；柏孝輝等[9]分析了墩基礎(chǔ)的適用條件及優(yōu)點(diǎn)，研究了墩基礎(chǔ)的承載力計(jì)算、構(gòu)造設(shè)計(jì)等方面的內(nèi)容；母恩喜等[10]認(rèn)為墩基礎(chǔ)的破壞模式類似于大直徑樁基礎(chǔ)，其承載力可依據(jù)現(xiàn)行建筑樁基規(guī)范[11]計(jì)算；夏一平等[12]探討了墩基礎(chǔ)的承載力計(jì)算方法及墩基礎(chǔ)與上部結(jié)構(gòu)的連接措施等內(nèi)容；鄒榮炳[13]探討了墩基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)要點(diǎn)及其工程應(yīng)用。

現(xiàn)有研究成果對(duì)本文的研究具有重要參考價(jià)值，但研究的側(cè)重點(diǎn)主要集中于黏性土地層和巖石地層墩基礎(chǔ)的受力特征、工作機(jī)理等內(nèi)容，且國家現(xiàn)行建筑樁基規(guī)范[11]、地基基礎(chǔ)規(guī)范[14]對(duì)墩基礎(chǔ)未作出明確的規(guī)定，針對(duì)砂土地層墩基礎(chǔ)的荷載-位移變化規(guī)律、承載力的影響因素、墩底土壓力分布特點(diǎn)等方面的研究成果較少，難以滿足砂土地層墩基礎(chǔ)的工程實(shí)踐需要。

考慮到砂土地層具有承載力好、后注漿施工便捷等特點(diǎn)，為拓寬墩基礎(chǔ)的應(yīng)用范圍，本文借鑒了相關(guān)室內(nèi)模型試驗(yàn)的研究經(jīng)驗(yàn)[15-20]，分別開展了單墩在豎向荷載、水平荷載等不同方向靜載作用下的模型試驗(yàn)，研究砂土地層墩基礎(chǔ)的承載性能。

1 室內(nèi)模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)裝置主要由模型箱、反力裝置、加載裝置及測(cè)試系統(tǒng)組成，其中模型箱采用角鋼和鋼板焊接成100cm×100cm×150cm(長×寬×高)的長方體；反力裝置主要由門式剛架、滑輪固定塊及定滑輪組成；加載裝置由油壓千斤頂、牽引繩及重物箱組成；測(cè)試系統(tǒng)主要由微型土壓力盒、混凝土應(yīng)變片、指針式百分表和靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試分析儀組成。

試驗(yàn)地基土采用中砂，砂土的不均勻系數(shù)Cu=3.26，曲率系數(shù)Cc=1.06，細(xì)度模數(shù)Mx=2.51，密度為1.56g/cm3，含水率為4.4%，內(nèi)摩擦角為28°。試驗(yàn)中采用分層填筑的方式將砂土填入模型箱內(nèi)，每層砂土厚度為20～30cm；通過環(huán)刀法測(cè)出夯擊后的砂土密度(密度要達(dá)到1.56g/cm3)，并以此作為分層夯擊控制指標(biāo)，保證砂土填筑的均勻性。在模型墩埋設(shè)過程中，采用水平尺多點(diǎn)測(cè)量墩身的垂直度，并進(jìn)行調(diào)整，以保持墩身豎直。

模型墩為縮尺比1/5的等直徑墩，采用C20混凝土澆筑而成，進(jìn)行不同方向靜載作用下墩基礎(chǔ)承載性能的室內(nèi)模型試驗(yàn)，定性分析其荷載-沉降規(guī)律和受力特點(diǎn)。模型墩詳細(xì)尺寸參數(shù)見表1。

圖1 墩身應(yīng)變片布置示意

圖2 測(cè)試系統(tǒng)示意

圖3 豎向荷載作用下的模型試驗(yàn)加載照片

模型墩尺寸參數(shù) 表1

1.2 測(cè)試系統(tǒng)設(shè)計(jì)

(1)墩體變位測(cè)試

在模型墩墩頂布設(shè)指針式百分表，以測(cè)量模型墩在豎向荷載和水平荷載作用下的墩頂位移變化情況。

(2)墩身變形測(cè)試

在模型墩墩側(cè)沿軸線對(duì)稱粘貼兩組應(yīng)變片，采用靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試分析儀采集墩身應(yīng)變數(shù)據(jù)。墩身應(yīng)變片布置示意圖見圖1(以2#模型墩為例)。

(3)墩底土壓力測(cè)試

沿水平方向，在距墩底約5cm一側(cè)的土體中均勻間隔(每隔5cm)布設(shè)3個(gè)微型土壓力盒，最左側(cè)土壓力盒在豎向位于模型墩豎向中心線處；同時(shí)，沿模型墩中心軸線方向，在距墩底每隔20～30cm的土體深度位置處布設(shè)1個(gè)微型土壓力盒，其布設(shè)數(shù)量根據(jù)墩長的不同而進(jìn)行適當(dāng)?shù)恼{(diào)整，采用靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試分析儀采集微型土壓力盒數(shù)據(jù)。測(cè)試系統(tǒng)示意如圖2所示。

1.3 加載方式

對(duì)模型墩分別開展豎向荷載和水平荷載作用下的模型試驗(yàn)。豎向荷載作用下的模型試驗(yàn)利用油壓千斤頂對(duì)模型墩施加荷載，并采用慢速維持荷載法；當(dāng)達(dá)到設(shè)計(jì)要求的最大加載量或墩頂豎向位移超過40mm時(shí)，可終止加載試驗(yàn)。豎向荷載作用下的模型試驗(yàn)加載照片如圖3所示。

水平荷載作用下的模型試驗(yàn)采用重物加載法，對(duì)模型墩逐級(jí)等量施加荷載，每級(jí)荷載增量為0.2kN；當(dāng)墩頂水平位移超過30～40mm或墩周土體發(fā)生較大變形時(shí)，可終止加載試驗(yàn)。水平荷載作用下的模型試驗(yàn)加載照片如圖4所示。

圖4 水平荷載作用下的模型試驗(yàn)加載照片

圖5 各模型墩豎向荷載-墩頂位移曲線

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 荷載作用方向與墩頂位移

2.1.1 豎向荷載與墩頂位移

4個(gè)模型墩豎向荷載與墩頂位移的關(guān)系曲線如圖5所示。從圖中可以看出，在初期荷載作用下，4個(gè)模型墩的墩頂位移增長緩慢，墩體幾乎保持穩(wěn)定；隨著荷載的持續(xù)增加，墩頂位移逐漸增加。

對(duì)比1#,2#,3#模型墩可以發(fā)現(xiàn)，豎向荷載-墩頂位移變化規(guī)律基本一致，曲線大致可以分成3個(gè)階段：第1階段，模型墩在初期荷載的作用下位移變化量很小，為彈性階段；隨著荷載的繼續(xù)增加，3個(gè)模型墩幾乎同時(shí)進(jìn)入第2階段，即彈塑性變化階段，其墩頂位移呈非線性變化特征，其中3#模型墩的墩頂位移曲線段最長，1#模型墩的墩頂位移曲線段最短；第3階段為塑性變化階段，墩頂位移在豎向荷載作用下大致呈線性變化。當(dāng)墩頂位移量為25mm時(shí)，1#,2#,3#模型墩的豎向承載力分別為4.35,5.16,5.42kN。由此可以看出，單墩豎向承載力隨著墩長的增加而增加。

對(duì)比2#,4#模型墩可以看出，4#模型墩的墩頂總位移相對(duì)較小，且未超過40mm。在墩長相同、墩徑不同的情況下，4#和2#模型墩的豎向荷載-墩頂位移曲線存在差異：相比于2#模型墩，4#模型墩的豎向荷載-墩頂位移曲線中的第1階段和第2階段更長，且曲線未出現(xiàn)明顯的穩(wěn)定變化階段。當(dāng)墩頂產(chǎn)生25mm的位移時(shí)，4#模型墩的豎向承載力為10.61kN，相對(duì)于2#模型墩的豎向承載力增加了105.6%。結(jié)果表明，墩徑的增加能提高單墩豎向承載力，且墩徑增大較墩長增長對(duì)單墩豎向承載力的影響更為顯著，砂土地層墩基礎(chǔ)表現(xiàn)出較強(qiáng)的端承性，因此在對(duì)砂土地層墩基礎(chǔ)進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)著重考慮提高砂土對(duì)墩基礎(chǔ)的端承能力。

2.1.2 水平荷載與墩頂位移

圖6為4個(gè)模型墩在水平荷載作用下荷載-墩頂位移的關(guān)系曲線。4個(gè)模型墩水平荷載-墩頂位移曲線也可以分成3個(gè)階段：第1階段，在水平荷載作用初期，4個(gè)模型墩的墩頂位移變化量很小，墩周砂土處于彈性階段；隨著荷載的持續(xù)增加，模型墩進(jìn)入第2階段，即彈塑性變化階段，墩體將發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)或撓曲變形，墩周砂土出現(xiàn)細(xì)小裂縫，塑性不斷發(fā)展，墩頂位移的變化速率逐漸加快；加載至第3階段，墩頂位移呈線性變化，受壓側(cè)墩周砂土達(dá)到極限狀態(tài)。

在墩徑相同的情況下，對(duì)比1#,2#,3#模型墩的水平荷載-墩頂位移曲線可以發(fā)現(xiàn)，1#模型墩在水平荷載作用下最先進(jìn)入第2階段，3#模型墩的第1階段和第2階段更長；在相同的水平荷載作用下，墩長越長的模型墩墩頂位移更小，且隨著荷載的增加，墩頂位移增加的速率更小。在墩長相同的情況下，相比于2#模型墩，4#模型墩的水平荷載-墩頂位移曲線中的第1階段和第2階段明顯增長；在產(chǎn)生相同的墩頂位移時(shí)，4#模型墩具有更強(qiáng)的抵抗水平荷載的能力，主要是由于墩徑的擴(kuò)大使墩身與墩側(cè)土體的接觸面積增加，墩側(cè)土體提供了更多的阻力。

圖6 各模型墩水平荷載-墩頂位移曲線

從圖6還可以判斷，1#,2#,3#,4#模型墩的水平承載力分別為1.2,1.4,1.6,2.8kN，其中3#模型墩相較于1#模型墩，其水平承載力提高了33.3%，而4#模型墩比2#模型墩的水平承載力提高了100%。

2.2 荷載作用方向與墩身變形

2.2.1 豎向荷載與墩身變形

以3#模型墩為例，通過墩身各點(diǎn)的應(yīng)變可計(jì)算得到各級(jí)豎向荷載下的墩身軸力分布情況，見圖7。由圖7可知，在不考慮墩身自重的影響下，墩身軸力隨著墩身入土深度的增加而逐漸減小。墩側(cè)摩阻力隨著墩土相對(duì)位移的增加而逐步發(fā)揮至完全，最大側(cè)摩阻力約為1.62kN，占總荷載的25%。在加載初期，豎向荷載主要由墩側(cè)摩阻力承擔(dān)，隨著荷載的進(jìn)一步增加，墩端阻力開始發(fā)揮，并逐步承擔(dān)大部分豎向荷載。

圖7 各級(jí)豎向荷載下墩身軸力曲線

圖8 不同水平荷載下墩身彎矩曲線

圖9 各級(jí)豎向荷載下各模型墩墩底土壓力分布曲線

2.2.2 水平荷載與墩身變形

根據(jù)3#模型墩的墩身壓應(yīng)變數(shù)據(jù)，繪制了不同水平荷載作用下墩身彎矩曲線，見圖8。由圖8可知，隨著水平荷載的增加，墩身彎矩相應(yīng)地增加；墩身彎矩呈兩端小、中部大的分布規(guī)律，最大彎矩出現(xiàn)在墩身入土深度為20cm(1/4墩長)的位置；在墩身入土深度為70cm的位置處，彎矩并沒有減為0，表明墩底部分同樣發(fā)生了變形，整個(gè)墩身對(duì)于抵抗水平荷載均產(chǎn)生貢獻(xiàn)。

2.3 墩底土壓力分布特點(diǎn)

圖9是4個(gè)模型墩在不同豎向荷載作用下的墩底土壓力分布曲線。從圖中可以看出，各模型墩墩底土壓力分布曲線變化規(guī)律相基本一致。在豎向荷載作用初期，墩底土壓力的分布形狀為邊緣大、中間小，接近于彈性理論解[21]；但當(dāng)豎向荷載增大至一定程度時(shí)，墩底土壓力的分布形狀趨向于馬鞍形，鞍部土壓力最大，墩底中部區(qū)域和邊緣區(qū)的土壓力次之。

同時(shí)，墩底土壓力曲線存在突變區(qū)域，即墩底土壓力分布形狀發(fā)生變化的區(qū)域，在此區(qū)域土壓力在數(shù)值上產(chǎn)生較大變化，結(jié)合豎向荷載-墩頂位移數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)，荷載作用下該區(qū)域所對(duì)應(yīng)的墩頂位移開始呈線性變化，墩頂位移進(jìn)入穩(wěn)定變化階段。

以4#模型墩為例，繪制了各級(jí)豎向荷載下土壓力沿土體深度變化變化曲線，如圖10所示。由圖可見，在豎向加載初期，土壓力基本呈線性變化，且不同土體深度處的土壓力差異較?。坏S著豎向荷載的持續(xù)增加，不同土體深度處的土壓力差異逐步增大。從圖中還可以發(fā)現(xiàn)，土壓力差異最大的部分在距墩底(1/3～1/2)墩長的土體深度區(qū)域處，超過該土體深度區(qū)域的土壓力差異相對(duì)較小。

圖10 各級(jí)豎向荷載下土壓力沿土體深度變化曲線

3 結(jié)論

(1)墩長和墩徑的增加均能提高單墩豎向和水平承載力，其中墩徑的增大較墩長的增長對(duì)單墩豎向承載力的影響更為顯著。

(2)在水平荷載作用下，墩身彎矩呈兩端小、中部大的分布特征，最大墩身彎矩出現(xiàn)在模型墩上部。

(3)在豎向荷載加載初期，墩底土壓力的分布形狀為邊緣大、中間小，但當(dāng)豎向荷載增大至一定程度時(shí)，墩底土壓力的分布形狀趨向于馬鞍形；土壓力差異最大的部分在距墩底(1/3～1/2)墩長的土體深度位置處。