0.   引言

为了兼顾生产需求和环境保护，现如今大型储煤场多采用大跨度和高度的全封闭式煤棚，煤棚结构多采用群桩基础。储煤场在长期大面积堆载作用下，软土地基会产生较大沉降，从而对煤棚桩基产生影响。杨敏等^[1]研究表明长期堆载会产生地基滑动破坏，引起桩基变形和上部结构破坏。陈福全等^[2]研究了单排桩、双排桩在地面堆载荷载大小与作用位置、桩与土层条件、桩身约束条件等工况中的性状。金宗川等^[3]通过现场实测的方法，研究了大面积堆载作用下软土地基的变形特性，并得到地表沉降量随时间的变化关系李忠诚等^[4]建立三维有限元模型针对实际工程堆载事故进行分析，对堆载作用下土体的侧向位移模式进行了探讨与总结。梁发云等^[5]采用室内模型试验研究轴向受荷桩在土体侧移作用下的承载和变形特性。李志伟^[6]研究了在单侧堆载的作用下，桩基将产生侧向偏移及附加弯矩。梁庞^[7]采用数值模拟+现场试验的方法，对沿海储煤场软弱地基预应力高强混凝土管桩处理方案进行了对比研究。

本文结合实际工程，开展离心模型试验来预测储煤场长期堆载的沉降情况，并对桩基受力进行分析，实验结果为设计施工和三维数值模拟提供参考。

1.   离心模型试验设计

1.1   试验场地及设备

本次试验场地为交通运输部天津水运工程科学研究院，所使用的离心机为TK-C500型土工离心机，由中国工程物理研究院总体工程研究所研制，其最大容量为500g·t，有效半径达到4.5 m以上，最大加速度为250g，如图 1所示。

图  1  TK-C500型土工离心机

Figure  1.  TK-C500 geotechnical centrifuge

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1.2   模型设计

(1) 模型比尺

根据煤棚基础平面设计图，结合地层特点、模型箱尺寸、模型制作和边界条件等因素，选定模型比尺为N=70，试验模型如图 2所示，主要物理量相似比尺见表 1。

图  2  试验模型示意图

Figure  2.  Schematic diagram of test model

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表  1  土工离心机试验相似比尺

Table  1.  Scaling laws of centrifugal model tests

加速度	长度/位移	密度	质量	应力	应变	抗弯刚度	均布荷载
N	N	1	1/N3	1	1	1/N4	1

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(2) 地基模型

该沿海煤场研究区域的土层主要由粉质黏土、淤泥质黏土、黏土和砂土组成。试验组参考现场勘测资料确定试验用土和用砂指标，地基土层及砂层制模指标参数见表 2中。

表  2  土层参数

Table  2.  Parameters of soils

土层	厚度/mm	质量密度/(g·cm-3)	天然含水率/w	内摩擦角/(°)	压缩模量/MPa
粉质黏土	78	1.80	20.0	25	5.5
淤泥质黏土	53	—	35.8	—	—
砂土	44	1.90	27.0	25	2.3
淤泥质黏土	216	—	39.3	—	—
砂土	161	1.95	23.0	27	14
黏土	28	1.92	30.0	—	16
砂土	58	1.95	25.0	29	21
黏土	36	1.92	30.0	—	16
砂土	223	1.95	25.0	29	21

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对于地基土层来讲，土的压缩模量是判断土的压缩性和计算地基压缩变形量的重要指标之一。试验组选取天津滨海新区沿海吹填区的粉质黏土、高岭土、福建标准砂作为基土进行各层土样的配制，通过不同的比例来混合干土样，参考现场勘测资料中的密度和天然含水量开展固结试验，测得此种土样的压缩模量，并与勘测资料进行对比，误差小于5%方可达到试验要求。

本试验中，砂层原料平均粒径比值d₅₀=0.17，模型桩径/平均粒径比值为53，大于50，满足试验要求，因此砂土颗粒粒径无需进行缩尺。参照现场勘查资料对应砂层的含水率和密度指标开展直剪试验和固结试验，测得其内摩擦角和压缩模量指标并与现场资料进行比对，要求误差小于5%，如不满足这一要求，适当添加粗料或细料以调节内摩擦角，通过此种方法完成砂料的制备。

试验组针对不同类型的土样采取不同的方法进行制备。模型地基土层制备之前，将排水体放入模型箱底部。地基中的黏土层均经过烘干—粉碎—筛分—拌和—分层振动击实法等步骤完成制备，砂土层采用砂雨法制备并进行饱和。

(3) 桩基模型

煤棚基础采用高强度钢筋混凝土群桩基础，PHC管桩$\phi$600 mm×100 mm，抗裂弯矩为245.2 kN·m，极限弯矩为441.4 kN·m，桩长约40~44 m，模型若采用原型混凝土材料，缩尺后将导致结构过于薄弱，本试验按照等效刚度相似原则选取6061T6铝合金材料进行替代。经图纸计算桩基钢筋配筋率为0.96%，普通钢材弹性模量为200 GPa，C85混凝土弹性模量为38.5 GPa，EA=E₁A₁+E₂A₂，其中：E为等效弹性模量；E₁为钢筋模量，E₂为混凝土模量；A为桩截面积；A₁为钢筋截面积；A₂为混凝土截面积。计算得桥梁桩基的等效弹性模量E=40 GPa。6061铝合金弹性模量为69 GPa，相似比N=70，根据模型抗弯刚度等效公式E_PI_P/E_MI_M=N⁴，式中I为截面惯性矩，计算得到桩基模型管直径为9 mm，壁厚为0.5 mm，桩长636 mm。

试验时，PHC群桩上部承台会安装垂向和水平荷载配重块，用来模拟煤棚自重施加的荷载。

为了满足桩的抗弯承载能力要求，设计采取了保护措施，在煤棚基础的前方设置一排水泥搅拌桩(CDM桩)对基础桩身进行保护，降低软土层的变形对桩身产生的弯矩。实际工程中CDM桩搭接施工呈花生状，本试验中对CDM桩进行简化，拟采用弹性模量约200 MPa的ABS塑料板进行模拟。PHC群桩模型和CDM桩模型如图 3所示。

图  3  PHC桩和CDM桩

Figure  3.  PHC and CDM piles

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(4) 煤场堆载模拟装置

试验将煤场堆载简化为均布荷载，采用液压加载装置对煤场场地施加竖向轴力进行堆载模拟，液压加载系统通过力传感器和位移传感器的反馈信号进行动态控制，可根据需要设置分级加载级数，并实现对高离心环境下模型的自动化加载。

1.3   试验工况及监测方案

(1) 试验工况

启动离心机开始试验，以20g为一级，分级加载至70g，稳定运行2 h(相当于原型408 d)，以还原土体的应力状态。观察土面位移传感器的读数变化，趋于稳定之后，开展加载试验。试验模型布置图如图 4所示。

图  4  试验模型布置图

Figure  4.  Layout of test model

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经确认，现场加载周期为11.65 h，卸载周期为16.1 h。换算后，试验中一个加载周期时间为8.55 s，一个卸载周期时间为11.83 s，分级进行加卸载操作，10个加载周期约220 s。由于现场加卸载时间不确定，模型加卸载简化为10个无时间间隔的连续周期，加载时程曲线如图 5~7所示。10个循环加载周期完成后，模拟满载30 a工况(模型加载时长53.6 h)。

图  5  循环期地基表层t-S曲线

Figure  5.  t-S curves of foundation during cyclic loading period

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图  6  恒载期地基表层t-S曲线

Figure  6.  t-S curves of foundation during constant loading period

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图  7  循环期承台t-S曲线

Figure  7.  t-S curves of bearing platform during cyclic loading period

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(2) 监测方案

试验中，共设置了4个沉降监测点，通过在加载板上的动态差动位移传感器，间接测得煤场堆载区域内土体的沉降变化，用于绘制t-S曲线(沉降位移随加载时间变化曲线，横坐标为加载时间t，纵坐标为沉降位移S，均为原型尺度单位)；桩基承台及其外测布置激光位移传感器，用于检测桩基承台和堆载区域外的土体沉降变化；PHC桩和CDM桩桩身均布有全桥应变片，用于测量桩身变形，获得PHC桩弯矩和CDM桩剪力变化曲线。

2.   试验结果分析

2.1   地基沉降变化

10个循环加载周期内，堆载区域外3 m处的沉降量在3~9 mm之间往复变化。随着堆载周期的增加，堆载区域内地基表层沉降量不断增大，堆载至160 kPa时的沉降量从0.5 t的160 mm上升到10.5 t的203 mm。循环期地基表层t-S曲线如图 5所示。

30 a恒载期内，堆载区域外3 m处的沉降量在前5 a增长较快，达到138 mm；20 a后才开始趋于平稳，30 a的整体沉降量约为270 mm。堆载区域内地基表沉降量在前5 a增长较快，达到567.6 mm；25 a后才开始趋于平稳，30 a的整体沉降量约为852.9 mm。恒载期地基表层t-S曲线如图 6所示。

2.2   桩基顶部承台沉降变化

前10个循环加载周期内，^#2承台沉降时程曲线总体平稳，最大沉降量约为8.5 mm；^#4承台沉降时程曲线总体呈微弱下降趋势，最大沉降量约为8~9 mm。循环期承台t-S曲线如图 7所示。

在30 a恒载期内，^#2承台的沉降量在前5 a增长较快，15 a后趋于平稳，30 a的整体沉降量约为60.0 mm；^#4承台沉降曲线与^#2承台相似，30 a的整体沉降量约为60.7 mm。恒载期承台t-S曲线如图 8所示。

图  8  恒载期承台t-S曲线

Figure  8.  t-S curves of bearing platform during constant loading period

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2.3   PHC桩弯矩变化

10个循环加载周期内，各桩的桩身弯矩整体呈缓慢增长的趋势。30 a恒载期内，各桩的桩身弯矩整体呈增长趋势，前5 a增长速度较快，25 a后基本趋于稳定。^#1桩桩身弯矩形态呈S型分布，30 a后的弯矩最大值位于桩体中部(距桩顶25.76 m)处，约为373 kN·m，桩身弯矩曲线图如图 9所示；^#2桩的桩身弯矩变化趋势与^#1桩相似，30年后的弯矩最大值约为181 kN·m，如图 10所示。

图  9  ^#1桩桩身弯矩曲线图

Figure  9.  Curves of bending moment of pile 1

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图  10  ^#2桩桩身弯矩曲线图

Figure  10.  Curves of bending moment of pile 2

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2.4   CDM桩剪力变化

由于试验时间较长，造成CDM桩部分应变计发生损坏，现中只能给出循环期CDM桩的桩身剪力图。在10个循环加载周期内，桩身剪力整体呈缓慢增长的趋势，桩身剪力形态呈折线形分布，剪力最大值位于桩身中部，如图 11所示。

图  11  CDM桩桩身剪力曲线图

Figure  11.  Curves of shearing force of CDM piles

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3.   结论

针对煤场堆载过程对地基和煤棚桩基的影响问题开展试验研究工作，开展了离心模型试验，得到以下4点结论。

(1) 受本次试验工况和试验装置的限制，试验中将实际的梯形荷载简化成了均布荷载，造成靠近煤棚基础附近区域的荷载和地基沉降量与实际相比偏大。

(2) 在堆煤荷载作用下，由于软土层产生较大变形，使得桩身产生显著侧向位移，PHC群桩中靠近堆煤的前桩对后桩具有遮拦效应，前桩的存在使得后桩的弯矩和变形明显变小。

(3) 由于实验模型箱空间限制，未能布设水平位移监测传感器，相对于桩基顶部的沉降响应，其桩顶的侧向位移与桩基础桩身弯矩有更直接的关系，实验方案有待改进。

(4) 设计施工时，应在桩基础前设置保护桩，以此来减小受力变形。