复合地基离心模型试验桩土应力分布测试分析

姜彦彬; 何宁; 何斌; 汪璋淳; 张中流; 朱锐

doi:10.11779/CJGE2020S1017

复合地基离心模型试验桩土应力分布测试分析 English Version

姜彦彬^{1, 2,},
何宁²,
何斌²,
汪璋淳²,
张中流²,
朱锐²

1.
金陵科技学院建筑工程学院,江苏　南京　211169
2.
南京水利科学研究院岩土工程研究所,江苏　南京　210024

基金项目:

国家重点研发计划课题 2018YFC1508505

国家重点研发计划课题 2018YFC1508506

国家自然科学基金面上项目 51579152

中央级公益性科研院所基本科研业务费专项基金项目 Y317008

详细信息

作者简介:
姜彦彬（1989— ）,男,博士研究生,主要从事软土地基加固方面的研究。E-mail：tumujyb@163.com

中图分类号: TU473.1
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出版历程
- 收稿日期: 2020-06-04
- 网络出版日期: 2022-12-07
- 刊出日期: 2020-10-31

Distribution of pile-soil stress in centrifugal modelling of composite foundation

1.
School of Architectural Engineering, Jinling Institute of Technology, Nanjing 211169, China
2.
Geotechnical Engineering Department, Nanjing Hydraulic Research Institute, Nanjing 210024, China

摘要

摘要: 基于PCC桩承式加筋路堤离心模型试验,建立三维有限元数值模型,探讨了复合地基桩土应力测试方法及应力分布规律。研究表明：标定介质对土压传感器的系数有明显影响；桩帽及桩间土顶部的竖向土压分布都不均匀,其形心测点分别处于低应力区及高应力区,采用测量桩顶总荷载换算平均桩帽顶部竖向土压的方法更为合理。由不具有充分代表性的有限的测点所得土压通常无法真实地反映桩、土平均竖向应力。
- 复合地基 /
- 离心模型试验 /
- 土压力盒标定 /
- 应力分布 /
- 桩土应力比
Abstract: Based on the centrifugal modelling of PCC pile-supported and geosynthetic-reinforced embankments and the three-dimensional finite element numerical model, the test methods for vertical earth pressure and stress distribution rules of pile-soil in composite foundation are discussed. The results show that the calibration medium has an obvious influence on the coefficient of the earth pressure cells. In the range of single pile reinforced area, the distribution of vertical earth pressure at the top of pile cap and its surrounding soil is uneven. The centroid measuring points of the cap-top and the subsoil top are in the low-stress area and high-stress area, respectively. It is reasonable to calculate the average vertical earth pressure on the pile cap according to the measured force at the top of the pile. Statistics show that the average vertical stress of pile and soil cannot be characterized by the soil pressure obtained from the limited measuring points which are not fully representative.
- composite foundation /
- centrifugal modelling /
- calibration of earth pressure cell /
- stress distribution /
- stress ratio between pile and soil

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0. 引言

黄土节理在气候相对干燥的黄土高原地区普遍发育,是黄土地区工程建设中的不利因素。为了更好的满足工程建设所需土体的强度和渗透性,有必要开展黄土节理灌浆加固方面的研究。节理本身作为一条天然的灌浆通道,结合微生物溶液低黏滞性和高流动性的特点^[1],微生物溶液用于黄土节理的灌浆加固成为潜在的可能。

微生物诱导碳酸钙固化土体的过程是微生物溶液进行生化反应生成碳酸钙填充土体孔隙,胶结土体颗粒,以此改善土体强度和渗透性的过程^[2]。由于微生物溶液本身需要生物酶(巴氏芽孢杆菌)催化尿素水解来进行酶促反应,相比于传统的水泥或化学注浆,MICP灌浆加固岩土体有其独特的灌浆参数和灌浆影响因素^[3],具体体现在影响生物化学反应的因素方面,主要包括脲酶活性、胶结液浓度、灌浆速率、温度、pH和土体的颗粒级配等。尹黎阳等^[4]系统分析了上述灌浆因素对岩土固化效果的影响,给出了微生物灌浆所需的适宜环境条件。李捷等^[5]研究了不同脲酶活性对珊瑚砂矿化效果的影响,找到了最佳的脲酶活性。赵志峰等^[6]在常规的温度、pH影响因素中考虑了土体中胶结阳离子含量和氯化盐含量,通过试验证明土中胶结阳离子含量可以忽略不计,氯化盐对脲酶活性有抑制作用。彭劼等^[7-8]研究了不同温度下MICP固化砂土的效果,通过试验表明温度能够影响碳酸钙的生成速率。Wijngaarden等^[9]通过数值模拟的方法探究不同灌浆速率下的饱和砂柱灌浆效果,旨在解决微生物灌浆的均匀性问题。

综上所述,微生物灌浆的生化反应过程比较复杂,涉及的灌浆因素较多,一般通过试验方法很难做到综合分析。现有的灌浆因素分析主要集中在完整的岩土体,对包含节理裂隙岩土体的情况研究较少。本文在自行建立含节理黄土微生物灌浆模型的基础上,利用COMSOL软件通过数值模拟的方法,重点考虑初始脲酶活性、胶结液浓度、节理开度等因素,动态模拟出微生物溶液在节理-黄土体中的扩散过程,以此分析各灌浆因素对节理开度变化和黄土体有效加固范围的影响。

1. 运移扩散方程的建立

1.1 渗流方程

节理黄土体渗流方程的建立依据裂隙岩土体双重介质模型^[10],黄土体非饱和渗流的Richards方程为

(1)

式中为黄土渗透系数张量；,由土水特征曲线来描述；h为总水头；θ_m为黄土体体积含水率,θ_m=n·S_m;Q为黄土体渗流的源汇项,包含与节理的水交换。

节理假定为竖直,且节理面光滑,节理介质的非饱和渗流通常称为水流连续性的“立方定律”,

(2)

式中b为节理开度,b=b(x, y, t);为节理渗透系数张量,=k_fw·k_fr, k_fw为节理饱和渗透系数,k_fr为节理相对渗透系数；S_f为节理饱和度；Q为节理与黄土体的水交换量。

式(1), (2)的求解都需要用到土水特征曲线,通常采用的是V-G模型^[11]:

(3)

式中,θ_r为节理或黄土的残余体积含水率,θ_s为节理或黄土的饱和体积含水率,h_p为节理或黄土的吸力水头,α, a, η为试验拟合参数,且η=1-1/a。

节理介质的饱和渗透系数采用立方定律,再乘以相应的折减系数值,

(4)

式中,b_f为折减系数值,ρ, μ分别为溶液的密度和溶液动力黏度系数,取水的参数,忽略微生物溶液组分浓度的变化导致其参数的改变,g为重力加速度。

裂隙性土体中裂隙的饱和渗透系数值大约比土体饱和渗透系数值高2~6个数量级,土体中节理(裂隙)的渗透系数目前尚未给出具体表达式,有待进一步研究。根据课题组前期开展的天然黄土节理水流入渗试验^[12],典型节理开度下,节理的饱和渗透比黄土体高大约2个数量级；按照立方定律求解出节理饱和渗透系数以后,乘以折减系数b_f,使得与已有试验结果保持同一数量级,以此保证数值计算时参数的合理性。

节理的相对渗透系数采用Van Genuchten给出的相应表达式：

(5)

式(5)的参数同式(3)。

1.2 溶质运移方程

黄土体微生物溶液运移扩散方程采用的是对流-扩散-反应方程,反应项包含孔隙率变化^[9]:

(6)

式中n为孔隙率；Cⁱ为微生物溶液中反应物离子的浓度；∇为哈密尔顿算子；D_m为水动力弥散系数,D_m=βv_m+D₀, β为弥散度,v_m为渗流速度,D₀为分子扩散系数；m_i为化学计量数,m_urea=m_Ca+=-1反应物中尿素和钙离子：生成物铵根离子=2;r为尿素水解速率。

r的表达式是由米氏方程演化而来：

(7)

式中,v_max为初始脲酶活性,K_m米氏常数,t_max为灌浆时长。

节理介质中的反应性溶质运移扩散方程与黄土类似,此时反应项包含节理开度变化：

(8)

式中,D_f为节理中水动力弥散系数,v_f为节理中溶液的流速,其余参数同式(6)。

1.3 介质变化方程

碳酸钙沉淀填充黄土孔隙导致孔隙率减小：

(9)

式中,为碳酸钙的密度。

节理开度变化方程借助节理孔隙率^[13],参照黄土孔隙率的变化方程来推导,节理中碳酸钙沉淀的控制方程：

(10)

式中,γ为土体单位长度的节理数,假定为1 m^-1。

碳酸钙沉淀填充节理导致节理开度减小：

(11)

联立式(6), (8), (9), (11),结合相应的物理场参数和边界条件,可对此偏微分方程组进行求解。

1.4 模型求解与定解条件

本文计算模型为宽度120 cm,高度为100 cm的矩形区域,节理位于中间深度贯穿模型；假定节理竖直,且表面光滑。物理场中非饱和渗流场参数参考文献^[14],溶质运移参数参考文献^[15]。黄土的干密度取1.43 g/cm³,质量含水率为20.4%,暂不考虑黄土渗透系数的各向异性问题。模型上部边界：溶液沿节理灌浆口饱和下渗,孔隙水压力水头为0；给定具体浓度值,采取细菌菌液和胶结液混合注入的方式。模型左右两侧为不透水边界且无溶质流出。模型底部边界：溶液可以自由流出,非饱和渗流场设为“流出”边界,浓度场设为“通量”边界。

物理方程的求解采用有限元仿真软件COMSOL,对耦合的物理场进行求解。

2. 灌浆因素分析

微生物灌浆模型最重要的求解因变量是溶液中离子的浓度。本节重点对初始脲酶活性、胶结液浓度、节理开度3个影响因素进行数值模拟分析,模拟时,依据单一变量原则,只改变要分析的某一因素的取值,其余因素取值不变。灌浆因素研究方案见表1,初始脲酶活性(水解速率)r与v_max的关系式参考文献^[16]。

表 1 灌浆因素研究方案

Table 1. Research program of grouting factors

v_max/r/(kmol·m^-3·s^-1)	C_in/(kmol·m^-3)·M^-1	b₀/mm
9×10-⁵	1	0.5

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通过求解不同影响因素下的各离子浓度扩散情况及碳酸钙生成的扩散范围,可以对不同工艺下的灌浆效果进行评价,优化灌浆工艺,进一步了解节理黄土体微生物灌浆机制。

2.1 初始脲酶活性

细菌溶液中的脲酶活性对于微生物灌浆起决定作用,因为微生物灌浆的实质就是在脲酶的催化下,尿素与氯化钙的混合溶液反应产生碳酸钙沉淀的过程。如果细菌溶液中的脲酶活性很低或者细菌死亡导致无脲酶活性,即电导率为0,尿素无法水解,混合溶液的生物化学反应就不会发生,无法对节理黄土体进行加固。学者们对于脲酶活性的分析大致分为两类：①直接分析不同脲酶活性的值对加固效果的影响^[3];②通过脲酶分解尿素产生的铵根离子来间接反映脲酶的活性^[16]。

考虑初始脲酶活性分别为1.5倍,2.0倍,2.5倍,其余参数保持不变。模拟计算得到的灌浆口碳酸钙生成情况如图1所示。

图 1 碳酸钙随时间的变化曲线

Figure 1. Variation curves of joint aperture and calcium carbonate with time

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从图1可以看出,碳酸钙的生成量随着尿素活性的增大而逐渐增大。说明在有限的注浆加固时间内,适当的提高酶促反应速率,加快尿素溶液的分解,加大碳酸钙的生成,可以更加有效地减小节理开度值。

铵根离子浓度间接反映了微生物灌浆过程中尿素水解速率的大小。图2给出了节理沿伸方向上不同脲酶活性所对应的浓度锋前端铵根离子浓度的变化曲线。

图 2 不同节理位置的铵根离子浓度

Figure 2. Ammonium ion concentrations at different joint positions

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曲线分为两种变化趋势：在距灌浆口18 cm范围内,铵根离子浓度的变化曲线呈现上升趋势,反映出该部分尿素水解速率较快,是节理的主要封堵加固区域；后部分由于尿素水解速率的降低,反应生成的铵根离子浓度逐渐变小,也间接的说明脲酶的活性逐渐在节理加固区域被消耗掉。铵根离子浓度整体上随着脲酶活性的增大逐渐增大,曲线斜率表示尿素的水解速率^[3]。

2.2 胶结液浓度

采用3种微生物胶结液浓度,分别为0.5, 0.7, 1 mol/L。为了探究相同胶结液用量下的含节理黄土微生物灌浆效果,3组模拟计算的时间分别为6, 4, 3 h。不同胶结液浓度下不同节理位置处铵根离子变化曲线如图3所示。

图 3 不同胶结液浓度的铵根离子浓度变化曲线

Figure 3. Variation curves of ammonium ion concentration with different cement solution concentrations

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由图3可知,在距离节理灌浆口25 cm范围内,胶结液浓度越高对应的产生铵根离子的浓度越高,表明该尿素水解速率越高；在25 cm范围之外,出现了相反的情况：胶结液浓度越高尿素的水解速率降低,可能原因在于在持续灌浆过程中,胶结液中高浓度的钙离子可能会抑制尿酸的水解；但对于节理裂隙中的尿素水解速率影响不大。高浓度的胶结液尿素水解速率高,导致瞬间产生更多的碳酸钙,近而堵塞了后续微生物溶液沿节理的下渗。但由于胶结液浓度低,注入的微生物溶液需要更长的时间,意味着注入的总微生物溶液的体积在增加,相应的化学反应产生的废液量也再增加,废液沿节理流向两侧土体的总流量增多,会加大对土体强度的损伤。

2.3 节理开度

根据目前已有的含节理黄土的渗流研究结论可知,节理开度是影响节理渗流的主要因素。由立方定律表示的节理饱和渗透系数值可知,节理开度影响饱和渗透系数的大小,进而影响微生物溶液沿节理的下渗,最终影响节理-黄土体的加固效果。因此有必要分析节理开度对节理-黄土体微生物灌浆效果的影响。考虑节理开度分别为0.5, 1, 1.5 mm, b_f=5×10^-5,其余各物理参数见表1。

图4给出了不同节理开度下孔隙率等值线的变化范围和生化反应生成碳酸钙的等值线的范围。由此可得到不同节理开度的有效加固范围如表2所示。

图 4 不同节理开度的孔隙率等值线图

Figure 4. Contour diagram of porosity with different joint apertures

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表 2 不同节理开度的有效加固范围

Table 2. Effective reinforcement areas with different joint apertures (cm)

节理开度	孔隙率		碳酸钙
节理开度	减小深度	减小宽度	加固深度	加固宽度
0	22.16	8.59	30.67	11.17
10	44.40	9.68	57.51	12.44
15	60.34	10.43	74.00	13.37

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由表1可知,随着节理开度的逐渐增大,黄土体的加固范围在逐渐增大。由于节理的开度较大,单位时间内流经节理的微生物溶液增多,导致微生物溶液沿节理向两侧土体扩散的范围增大,进而在更大的范围反应产生碳酸钙沉淀,相应的土体孔隙率减小的范围会逐渐增加。

3. 结论

本文在建立的含节理黄土微生物灌浆模型的基础上,利用有限元仿真软件COMSOL软件,通过考虑初始脲酶活性、胶结液浓度、节理开度等因素,动态模拟出微生物溶液在节理-黄土体中的扩散过程,以此分析各灌浆因素对节理开度变化和黄土体有效加固范围的影响,得到3点结论。

(1)初始脲酶活性对于含节理黄土体的微生物灌浆起决定性作用,初始脲酶活性越高,单位时间内反应转化生成的碳酸钙越多,使得节理填充率越高。

(2)在胶结液总量不变的情况下,不同胶结液浓度对黄土体有效加固区范围影响较小。但较高浓度的胶结液所产生的废液量较少。实际应用中,为兼顾加固效果和减少废液量,应选用适宜的胶结液浓度。

(3)节理开度对于含节理黄土体在深度方向的加固效果要明显好于宽度方向,这与节理渗流规律接近。从不同灌浆因素的效果综合来看,靠近节理灌浆口位置处的加固效果优于其他位置,自由入渗加固含节理黄土体的深度有限。

图 1 PCC桩复合地基原型工况

Figure 1. Prototype conditions of composite foundation with PCC piles

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图 2 离心模型概况

Figure 2. Profile of centrifugal model

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图 3 有限元数值模型

Figure 3. Finite element numerical model

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图 4 土压传感器标定

Figure 4. Calibration of earth pressure cells

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图 5 轴力传感标定

Figure 5. Calibration of axial force sensors

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图 6 传感器标定结果

Figure 6. Calibration results

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图 7 桩土应力分布

Figure 7. Vertical earth pressures on cap and its surrounding soil

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图 8 桩帽及桩间土顶面的竖向应力云图

Figure 8. Contour map of vertical stress at top of cap and subsoil surface

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图 9 单桩加固范围竖向荷载统计

Figure 9. Statistics of vertical load within single pile reinforced area

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表 1 数值模拟材料参数

Table 1 Parameters for numerical simulation

材料	参数
PCC桩	$γ$ $γ$ =24 kN/m³, E=30 GPa, $ν$ $ν$ =0.2
土工加筋	J_2%= 210 kN/m, E=2 GPa, $ν$ $ν$ =0.3
软土（MC）	$γ$ $γ$ =19.3 kN/m³, E=5 MPa, $ν$ $ν$ =0.34, $c^{'}$ $c^{'}$ =19 kPa, $φ^{'}$ $φ^{'}$ =29°, ψ=0°, k=1.47×10^-8 m/s, e₀=0.878
软土（MCC）	$γ$ $γ$ =19.3 kN/m³, $λ$ $λ$ =0.097, M=1.32, e₁=1.197, κ=0.0194, $ν$ $ν$ =0.34, k=1.47×10^-8 m/s, e₀=0.878
下卧层	$γ$ $γ$ =20.2 kN/m³, $λ$ $λ$ =0.074, M=1.425, e₁=0.95, κ=0.0155, $ν$ $ν$ =0.31, k=2.63×10^-8 m/s, e₀=0.662
路堤填土	$γ$ $γ$ =19.7 kN/m³, E=26 MPa, $ν$ $ν$ =0.3, $c^{'}$ $c^{'}$ =0 kPa, $φ^{'}$ $φ^{'}$ =40°, ψ=10°
注：J_2%为土工加筋在2%应变的极限抗拉强度。

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表 2 标定方式对比

Table 2 Comparison of calibration methods

编号	^#1	^#2	^#3	^#4	^#5
土标系数/kPa^-1	1.52	1.61	2.17	2.13	2.54
水标系数/kPa^-1	1.75	2.31	2.45	2.41	2.90
误差/%	14.9	43.6	12.8	13.1	14.4

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