Consolidation characteristics of unsaturated sandy clayey purple soils
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摘要: 土体变形和地基沉降一直是土力学研究的热点问题之一，干密度和基质吸力是非饱和土体压缩变形的两个重要影响因素。为研究广泛分布于西南三峡库区非饱和砂质黏性紫色土的压缩特性。利用GDS非饱和土高级固结试验系统，对非饱和砂质黏性紫色土进行一维侧限压缩试验，研究初始条件改变对紫色土的压缩特性的影响和规律，并提出相关模型。研究结果表明：①e–lgp曲线可以分解为两部分，两段变化情况的不同，干密度的增加会抑制土体压缩；②不同干密度的e–lgp曲线会在随着净竖向压力的增加中，孔隙比会在某一区域集中；③提出吸力压缩系数，建立与吸力和沉降量间的模型，并对地基沉降量进行预估；④从影响机制分析，吸力及密度的增加，都以不同方式，不同程度上缩小土颗粒间孔隙空间。进而影响土体压缩。研究结果可以为紫色土地区建筑，道路的地基设计和地基处理提供一定的参考价值。Abstract: The soil deformation and foundation settlement have always been one of the hotspots in the researches on soil mechanics. The dry density and matrix suction are the two important influence factors for the compressive deformation of unsaturated soils. In order to study the compressive characteristics of the unsaturated sandy cohesive purple soils widely distributed in the Three Gorges Reservoir areas in Southwest China. The GDS unsaturated soil advanced consolidation test system is used to carry out one-dimensional confining compression tests on the unsaturated sandy cohesive purple soils. The influences and rules of change of the initial condition on the compressive characteristics of the purple soils are investigated and a related model is proposed. The research results show that: (1) The e-lgp curve can be decomposed into two parts, and the change of the two sections is different. The increase of dry density will inhibit the soil compression. (2) The e-lgp curve of the purple soils with different dry densities will change with the net vertical direction. When the pressure increases, the void ratio will be concentrated in a certain area. (3) The compression of coefficient suction Qsi is proposed, a model between the the suction and settlement is established, and the foundation settlement is predicted. (4) From the analysis of the influence mechanism, the increase in the suction and density reduces the pore space between soil particles in different ways and to varying degrees. This in turn affects the soil compression. The research results may provide certain reference value for the foundation design and treatment of buildings and roads in the purple land areas.
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Keywords:
- compressive characteristic /
- dry density /
- matrix suction /
- purple soil
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0. 引言
吸力式沉箱基础因其尺寸范围广、极限水深大、经济性好、施工便捷等优势，受到了广大工程师青睐。然而软黏土中吸力式沉箱基础基础承载力较低，尚未形成一套有效的吸力式沉箱基础承载力提升技术。本文创新性地提出吸力式沉箱基础移动射流加固技术与劲性复合吸力式沉箱基础基础形式。由于该概念首次提出，通过吸力式沉箱基础移动射流加固试验以及加固后模型试验，研究加固后吸力式沉箱基础承载特性，为吸力式沉箱基础加固提供技术支撑。
国内外学者自吸力式沉箱基础基础出现以来，先后进行了大量研究工作，为后续的研究积累了宝贵经验。Deng等[1]、戴国亮等[2]通过模型试验、有限元以及理论分析对不同加载模式、长径比、排水条件下的吸力式沉箱基础基础的抗拔承载力进行了研究，提出了吸力式沉箱基础基础抗拔破坏模式、承载力组成以及抗拔承载力计算方法，然而在软黏土地基上吸力式沉箱基础竖向和水平承载力较低。同时Andersen等[3]进行了吸力式沉箱基础基础在循环荷载作用下的模型试验，得出吸力式沉箱基础基础循环后的极限承载力是静极限承载力的60%~90%，侧壁摩擦力及底部反向承载力均有所降低。此外，朱文波等[4]进行了吸力式沉箱基础基础长期抗拔承载力试验，结果发现，静荷载比越大抗拔承载力降低越多。因此，排水条件下吸力式沉箱基础基础承载力有限，且长期工作荷载以及循环荷载会进一步降低吸力式沉箱基础基础承载力。然而目前却很少涉及吸力式沉箱基础基础承载力提升技术的研究。目前关于基础提升技术主要有两种，一是改变桩的结构型式增加基础与土体接触面积；二是改变基础周围土体强度。对上述两种方法已有不少相关研究成果，在异型桩研究方面：Martin等[5]、钱德玲[6]、钱永梅等[7]研究了支盘桩盘间距、盘形式、盘直径、盘高度和盘数量等对桩基承载力影响，给出了支盘最优布置形式，建立了挤扩力学模型，揭示了挤扩支盘桩提高承载力的机理。实践证明，异型桩可有效增加桩基与土体接触面积，承载力得到了一定提升。但承载力提升能力有限，且施工工序较为繁多，导致经济性不佳，在吸力式沉箱基础中难以运用。在后压浆方面：Fleming[8]、Thiyyakkandi等[9]、Joer等[10]、Mullins等[11]研究了后压浆桩承载变形特性、桩端与桩侧承载力提升机制以及砂土层中桩端后压浆桩的荷载传递机理。王卫国等[12]、戴国亮等[13]、万志辉等[14]提出了组合压浆技术，给出了桩侧阻力与桩端阻力增强系数。但后压浆技术在软黏土中效果不佳。
综上所述，软黏土中吸力式沉箱基础基础竖向与水平承载力较低，对于如何有效提高吸力式沉箱基础基础承载力的研究较少。文中创新性提出了吸力式沉箱基础移动射流加固技术，同时开展加固后劲性复合吸力式沉箱基础基础承载特性试验研究，探明加固后劲性复合吸力式沉箱基础基础承载机理，为吸力式沉箱基础移动射流加固技术与劲性复合吸力式沉箱基础基础工程应用提供参考。
1. 模型试验
1.1 移动射流加固技术
吸力式沉箱基础移动射流加固技术如图 1所示。该技术主要是在吸力式沉箱基础侧壁布设移动射流管道，通过负压下沉将吸力式沉箱基础与移动射流管道安装到位。然后将管道内的射流喷嘴不断往上移动旋喷，利用高压水泥浆切割软黏土，使浆液与软黏土混合胶结后形成水泥土加固体，达到改良吸力式沉箱基础周围土体强度目的，实现水泥土与吸力式沉箱基础之间有效黏结与荷载传递。
同时将加固后的吸力式沉箱基础定义为劲性复合吸力式沉箱基础基础，来有效地提高吸力式沉箱基础承载力，进而扩大劲性复合吸力式沉箱基础基础在锚固基础中的应用。因此，文中通过吸力式沉箱基础移动射流加固试验以及承载力模型试验，研究加固后吸力式沉箱基础承载特性，为吸力式沉箱基础加固提供技术支撑。
1.2 移动射流加固试验
试验设备主要包括模型箱、射流系统和喷嘴移动系统。射流系统包括泥浆罐，气泵，流速控制器等。射流系统可以控制浆液射流强度，喷嘴移动系统可以控制喷嘴的移动速度。首先将射流管道布置在沉箱模型四周，并通过导向管进行定位。然后通过伺服电机控制射流管道上下移动以及射流管道旋转切割土体。移动射流加固试验如图 2所示。
移动射流管道在沉箱模型布置形式如图 3所示。第一种布置形式沿沉箱周围分别对称布置4个, 每个移动射流管道相距90°。第二种布置形式沿沉箱周围分别布置3个，每个移动射流管道相距120°。射流管道底部开有1.2 mm孔洞，然后通过伺服电机控制射流管道上下移动以及射流管道旋转切割土体，射流管道从低往上进行切割，射流管道每隔30 s提升20 mm。通过破土试验射流参数如表 1所示。
表 1 移动射流参数Table 1. Parameters of mobile jetCu/kPa Wc/% P/Pa Q/(L·min-1) t/mm r/cm 5.93 41.9 70 0.78 1.2 9.7 注：Cu不排水强度；P压强；Q流量；t喷嘴直径；r加固深度。 1.3 加固前后沉箱模型试验
模型试验中，模型箱尺寸（长×宽×高）为1.2 m×1.2 m×1.2 m，模型箱采用单面排水方案，即通过模型箱底部进行排水，见图 4。将含水率为50%~60%的泥浆一次性倒入模型箱中，在泥浆顶部铺盖土工布并用塑料膜密封，进行真空预压以及堆载预压处理。在预压过程中定期在土层不同位置进行十字板剪切试验，当土层沿深度的不排水强度达到6~10 kPa时，停止对土层预压处理。
为了研究加固后沉箱基础在不同加载角度下沉箱加固效果，加载分为竖向加载与水平加载。竖向加载角分别为0°，30°，45°，60°，90°。对于CM2水平加载角每隔60°进行一次试验。对于CM3水平加载角每隔45°进行一次试验。具体参数见表 2。对于移动射流加固前后吸力式沉箱基础模型采用分级加荷方法施加荷载，一般控制在沉箱模型极限承载力的8%~10%，每级加载第1 h内分别在5，10，15，30，60 min测读1次，以后每30 min测读1次。当每级加载每小时位移量变化小于0.01 mm时，施加下一级荷载，用力传感器测量荷载大小，用位移传感器测量位移时程。
表 2 模型参数Table 2. Model parameters编号 模型 管道 φ1/(°) φ2/(°) 1 CM1 0 每隔30 0 2 CM2 3个 每隔30 每隔60 3 CM3 4个 每隔30 每隔45 注：φ1为竖向加载角；φ1为水平加载角。 2. 试验结果
图 5（a）为3种沉箱模型水平加载条件下荷载位移对比曲线。可以看出CM2沉箱极限承载力是CM1沉箱极限的2.67倍，CM3沉箱极限承载力是CM1沉箱极限的3.80倍。图 5（b）为3种沉箱模型竖向加载条件下荷载位移对比曲线。可以看出CM2沉箱极限承载力是CM1沉箱极限的3.75倍，CM3沉箱极限承载力是CM1沉箱极限的5.14倍。可以看出加固后沉箱基础水平与竖向基础承载提升较为明显。
图 6为水平方向不同加载角度加固后沉箱模型荷载位移曲线对比结果。可以看出CM2在60°加载时，其承载力要高于0°加载，其原因为60°加载时，加载方向加固截面积较大。对于CM3加固模式，其加固范围正好可将沉箱包裹，因此在不同荷载水平角度条件下，其承载力差别不大。
图 7为沉箱模型加固前后包络线图。可以看出加固后沉箱模型包络线面积远大于未加固沉箱包络线面积，因此通过移动射流加固后吸力式沉箱基础水平与竖向承载得到极大提高。图 8为沉箱水平不同方位加载条件下沉箱模型荷载玫瑰图。可以看出CM2荷载玫瑰图在不同加载角度条件下，承载力有所差异，这是因为3根移动射流管道加固范围并不能完全包裹沉箱。CM3荷载玫瑰图在不同加载角度条件下，承载力差异较小，这是因为四根移动射流管道加固范围几乎可以包裹沉箱模型，因此在不同加载方向下，其荷载差异较小。
3. 结论
软黏土中吸力式沉箱基础基础竖向与水平承载力较低，对于如何有效提高吸力式沉箱基础基础承载力的研究较少。文中创新性提出了吸力式沉箱基础移动射流加固技术，同时开展加固后劲性复合吸力式沉箱基础基础承载特性试验研究，探明加固后劲性复合吸力式沉箱基础基础承载特性，为吸力式沉箱基础移动射流加固技术与劲性复合吸力式沉箱基础基础工程应用提供参考，主要得到以下3点结论。
（1）CM1未加固沉箱模型水平极限荷载为205 N，加固后CM2沉箱模型水平极限荷载为548 N，CM3水平极限荷载为785 N。CM2沉箱极限承载力是CM1沉箱极限的2.67倍，CM3沉箱极限承载力是CM1沉箱极限的3.8倍，可以看出加固后沉箱基础水平承载提升较为明显。
（2）未加固沉箱模型竖向极限荷载为243 N，CM2竖向极限荷载为912 N，CM3竖向极限荷载为1257 N。CM2沉箱极限承载力是CM1沉箱极限的3.75倍，CM3沉箱极限承载力是CM1沉箱极限的5.14倍。可以看出加固后沉箱基础竖向基础承载提升较为明显。
（3）通过后移动射流加固技术，不仅提高桩土接触面积同时提升桩周土体强度，移动射流管道布置越多，浆液包裹越好，包络线面积越大，荷载玫瑰越均匀，承载力差异较小。在移动射流管道布置时需考虑射流参数、土体特性等因素，破土半径需满足搭接要求。
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图 1 不同干密度下e–lgp曲线（s=100 kPa）
Figure 1. e–lgp curves under different dry densities (s=100 kPa)
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图 2 吸力压缩系数拟合结果（p=100 kPa）
Figure 2. Fitting results of compression coefficient of suction (p= 100 kPa)
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