球型靜力觸探儀貫入雙層土的困土效應(yīng)

楊 懿，周小文，周 密，肖自衛(wèi)

(1.亞熱帶建筑科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華南理工大學(xué))，廣州 510640；2.華南巖土工程研究院(華南理工大學(xué))，廣州 510640；3.中鐵南方投資有限公司，廣東 深圳 518000)

海洋軟土原位測(cè)試常采用靜力觸探。傳統(tǒng)圓錐靜力觸探儀(cone penetrometer)在海洋軟土中測(cè)得數(shù)據(jù)的精度隨水深增加而降低[1]。新型全流靜力觸探儀(full-flow penetrometer)能有效減少超負(fù)荷應(yīng)力造成的該測(cè)量誤差。球型靜力觸探儀是全流靜力觸探的一種，其與軟土接觸面積較大，能獲得更為精確的土體抗剪強(qiáng)度，且受土體剛度和應(yīng)力各向異性影響較小，因此，被越來(lái)越多地應(yīng)用于海洋巖土工程現(xiàn)場(chǎng)勘查和模型試驗(yàn)中[2-3]。

靜力觸探儀貫入屬于巖土工程中的一個(gè)難點(diǎn)問(wèn)題，針對(duì)球型靜力觸探儀的貫入，許多學(xué)者已開(kāi)展了相應(yīng)的研究工作。理論方面，李鏡培等[4]基于修正劍橋模型推導(dǎo)了球孔擴(kuò)張問(wèn)題的半解析解；李林等[5-6]進(jìn)一步推導(dǎo)了K0固結(jié)狀態(tài)下該問(wèn)題的彈塑性解析解并將其應(yīng)用于靜力觸探，通過(guò)觸探儀的測(cè)量數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)了靜壓樁時(shí)變承載特性；陳浩華等[7]拓展建立了不排水條件下超固結(jié)黏土中球孔擴(kuò)張的彈塑性解；Randolph等[8]采用極限分析上下限定理嚴(yán)格推導(dǎo)了塑性理論解。但理論解忽略了探桿和貫入速率的影響，且不能反映實(shí)際貫入的連續(xù)性。試驗(yàn)方面，Salgado等[9]基于標(biāo)定罐試驗(yàn)研究了貫入速率對(duì)貫入阻力的影響；Dejong等[10]結(jié)合大量現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)提出了測(cè)試規(guī)范和解釋指南；Morton[11]通過(guò)離心試驗(yàn)研究了貫入過(guò)程土體破壞機(jī)制；年延凱等[12]取中國(guó)南海土進(jìn)行室內(nèi)循環(huán)貫入測(cè)試，提供了阻力系數(shù)的參考值。試驗(yàn)往往成本高昂、難以實(shí)現(xiàn)，數(shù)值模擬成為重要研究手段。采用傳統(tǒng)的拉格朗日或歐拉有限元方法通常不易收斂，將兩種方法結(jié)合有助于解決收斂問(wèn)題。如Wang等[13]利用耦合拉格朗日-歐拉方法(CEL)成功模擬了全流靜力觸探儀在軟黏土中的深層貫入，但CEL方法基于流體方法模擬土體特性，計(jì)算精度不足；范慶來(lái)等[14]使用任意拉格朗日-歐拉方法(ALE)分析了全流靜力觸探儀的貫入機(jī)制，但在土體擾動(dòng)頻繁情況下ALE方法的模擬效果欠佳；Zhou等[15]通過(guò)大變形有限元方法研究了桿軸對(duì)貫入阻力的影響，貫入過(guò)程網(wǎng)格形態(tài)保持良好。

然而，對(duì)靜力觸探儀貫入特性的研究主要集中于單層土條件，實(shí)際海洋工程中常見(jiàn)的層土地基情況相關(guān)研究較缺乏。由于層土地基中各層貫入阻力并非與該層土體強(qiáng)度獨(dú)立對(duì)應(yīng)，有必要探討土層之間相互影響引起的貫入特性變化。陳剛等[16]認(rèn)為CPT探頭位于土層分界面時(shí)周?chē)馏w的變形可視作在另一均質(zhì)土中的球孔擴(kuò)張，提出了雙層土的同心分層球孔擴(kuò)張解； Walker等[17]利用數(shù)值模擬探討了CPT錐尖阻力隨土層厚度和土體性質(zhì)的變化規(guī)律；Mo等[18]基于離心試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)CPT的貫入阻力和土體變形規(guī)律主要取決于兩層土的相對(duì)性質(zhì)。而針對(duì)球型貫入儀的相關(guān)文獻(xiàn)極少。Lee等[19]在砂土覆蓋黏土的雙層土地基離心試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，上層砂土被困于球型探頭底端并帶入下層黏土中，產(chǎn)生了困土現(xiàn)象，這嚴(yán)重影響了下層土貫入阻力。困土現(xiàn)象在Hossain等[20]研究紡錘體基礎(chǔ)的雙層黏土地基離心試驗(yàn)中也被觀察到。但目前還未見(jiàn)對(duì)困土效應(yīng)的機(jī)理解釋和深入研究。

針對(duì)球型靜力觸探儀的困土效應(yīng)開(kāi)展研究，采用改進(jìn)的RITSS (remeshing and interpolation technique with small strain) 大變形有限元方法模擬觸探儀在雙層土地基中的貫入過(guò)程，探究困土效應(yīng)的產(chǎn)生條件與機(jī)理，通過(guò)參數(shù)分析考察困土效應(yīng)的影響因素，得到歸一化困土尺寸，進(jìn)一步提出修正困土效應(yīng)的土體不排水抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式，為球型靜力觸探儀在雙層土地基中的應(yīng)用提供參考。

1 研究方法

RITSS方法是1998年由Hu等[21]提出的一種大變形有限元數(shù)值分析方法，其基于連續(xù)小應(yīng)變分析與周期性網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)實(shí)現(xiàn)對(duì)大變形的模擬，本質(zhì)上屬于任意拉格朗日歐拉(ALE)方法，但在網(wǎng)格細(xì)分和變量映射時(shí)更具優(yōu)勢(shì)。RITSS方法的實(shí)現(xiàn)步驟可分為：1)生成初始網(wǎng)格；2)進(jìn)行多步拉格朗日小應(yīng)變分析；3)更新計(jì)算邊界并重新劃分網(wǎng)格；4)將場(chǎng)變量從舊網(wǎng)格插值映射到新網(wǎng)格；重復(fù)步驟2)至步驟4)直至達(dá)到所需位移條件。該方法能確保網(wǎng)格質(zhì)量，適用于處理大變形問(wèn)題，在國(guó)際上已得到了學(xué)術(shù)界的認(rèn)可并在靜力觸探、紡錘形基礎(chǔ)、加勁肋沉箱基礎(chǔ)等海洋巖土貫入問(wèn)題中得到了廣泛應(yīng)用[22-24]。

模擬球型靜力觸探儀貫入成層土?xí)r，材料線將在土層分界面附近發(fā)生間斷。傳統(tǒng)ALE方法的處理是將網(wǎng)格不斷細(xì)化，直到無(wú)法再細(xì)化時(shí)計(jì)算中止；RITSS方法是基于線性插值進(jìn)行動(dòng)態(tài)網(wǎng)格劃分，但需要預(yù)先獲知材料線斷裂位置和自由面位置。材料線間斷次數(shù)與位置的組合可能情況有上百種，此時(shí)要?jiǎng)討B(tài)更新材料邊界異常困難。為此，在RITSS方法的基礎(chǔ)上開(kāi)發(fā)了軸對(duì)稱(chēng)情況下動(dòng)態(tài)邊界索引與網(wǎng)格分區(qū)管理功能和動(dòng)態(tài)步長(zhǎng)自適應(yīng)功能。程序設(shè)計(jì)流程(見(jiàn)圖1)如下。

圖1 球貫入雙層土地基的RITSS程序設(shè)計(jì)流程

首先，執(zhí)行RITSS方法的前3個(gè)步驟，根據(jù)更新后的邊界和材料線信息識(shí)別各層土體所處位置。

其次，基于預(yù)設(shè)準(zhǔn)則進(jìn)行材料線間斷判別與處理。本研究中處理準(zhǔn)則設(shè)置為dcri=0.05hmin，其中dcri為臨界位移，hmin為最小網(wǎng)格尺寸。當(dāng)兩條材料線或材料線與貫入儀之間的距離小于dcri時(shí)，認(rèn)為兩者相接觸，自動(dòng)斷開(kāi)材料線并進(jìn)入分區(qū)動(dòng)態(tài)管理。

再次，對(duì)重點(diǎn)關(guān)注的區(qū)域(球型探頭附近)進(jìn)行局部網(wǎng)格加密，在遠(yuǎn)離球型探頭的區(qū)域使用相對(duì)稀疏的漸變過(guò)渡網(wǎng)格。

之后，執(zhí)行RITSS方法的第4)步，并對(duì)新網(wǎng)格進(jìn)行評(píng)估與優(yōu)化。根據(jù)網(wǎng)格信息動(dòng)態(tài)計(jì)算合適的貫入位移增量步(dt)，在保證精度的同時(shí)減少不必要的網(wǎng)格重劃分次數(shù)，從而提高計(jì)算效率。

最后，進(jìn)入下一次小應(yīng)變分析，循環(huán)直至達(dá)到所需貫入深度時(shí)結(jié)束計(jì)算。

通過(guò)該改進(jìn)的RITSS方法能有效解決球型靜力觸探儀貫入層土過(guò)程材料線間斷和自由面捕捉的問(wèn)題(這也是大變形模擬中的關(guān)鍵和難點(diǎn))。

修水縣不斷增加對(duì)旅游發(fā)展的投入。當(dāng)?shù)馗鶕?jù)優(yōu)勢(shì)資源著重計(jì)劃、投資6億元兜率寺、投資20億元溫泉度假旅游項(xiàng)目、投資2億元寧紅茶文化園、投資7億元東滸寨旅游，并實(shí)行政策傾斜保障，將農(nóng)業(yè)、林業(yè)、水利、交通、扶貧脫困、移民、新農(nóng)村建設(shè)、文物保護(hù)等專(zhuān)項(xiàng)資金與旅游建設(shè)發(fā)展相結(jié)合，成立縣旅游發(fā)展總公司，搭建科學(xué)高效的旅游融資平臺(tái)，同時(shí)，縣財(cái)政在安排2000萬(wàn)元文化旅游發(fā)展專(zhuān)項(xiàng)基金基礎(chǔ)上，按當(dāng)?shù)刎?cái)政增長(zhǎng)比例和旅游發(fā)展情況，視情逐年遞增，為旅游發(fā)展提供資金保障，為修水的旅游發(fā)展奠定深厚的基礎(chǔ)。

2 模型建立

2.1 幾何模型與材料參數(shù)

選用直徑(D)為113 mm、桿軸直徑(Dshaft)為36 mm、桿軸投影面與球截面面積比(a)為0.1的標(biāo)準(zhǔn)球型靜力觸探儀(見(jiàn)圖2(a))，考慮上軟下硬和上硬下軟兩種雙層黏土地基條件(見(jiàn)圖2(b))，其中上層土厚度為t、貫入深度(球底端到土體表面的距離)為din、上下兩層土體的有效容重分別為γt′和γb′。

圖2 球型靜力觸探儀及其貫入雙層黏土地基示意

黏土的不排水抗剪強(qiáng)度可通過(guò)式(1)計(jì)算，即

(1)

式中：su為黏土不排水抗剪強(qiáng)度，qnet為凈貫入阻力，Nb為穩(wěn)定承載力系數(shù)。對(duì)于雙層黏土，上層土不排水抗剪強(qiáng)度為sut，下層土不排水抗剪強(qiáng)度為sub。

2.2 模擬設(shè)置與本構(gòu)關(guān)系

理想情況下球型靜力觸探儀貫入時(shí)幾何、荷載和邊界以中心軸對(duì)稱(chēng)，故簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱(chēng)模型[8,25-26]。本研究分析域范圍為18D× 18D，足以避免邊界效應(yīng)。探頭嵌入土體約0.2D。下邊界設(shè)置為固定約束，左右邊界設(shè)置僅約束水平位移。球型靜力觸探儀與土體的接觸界面使用彈塑性節(jié)點(diǎn)約束關(guān)系模擬[27]，界面上的極限摩擦力為αsu，其中α為球土接觸面的摩擦因數(shù)。采用具有3個(gè)內(nèi)部高斯點(diǎn)的六節(jié)點(diǎn)三角形網(wǎng)格，并在探頭附近與土層分界線附近進(jìn)行局部加密。典型網(wǎng)格如圖3所示。

圖3 球型靜力觸探儀貫入雙層黏土地基的典型網(wǎng)格

將土體模擬為服從Tresca屈服準(zhǔn)則的理想彈塑性模型。彈性參數(shù)包括楊氏模量(E)和泊松比(υ)，認(rèn)為其與應(yīng)力無(wú)關(guān)并在貫入過(guò)程中保持為恒定值；塑性參數(shù)為黏土的不排水抗剪強(qiáng)度(su)，其定義了屈服面的大小；摩擦角(φ)和剪脹角(ψ)表征破壞時(shí)的塑性響應(yīng)。土體的剛度比(E/su)設(shè)定為中等剛度值500[28]。由于黏土滲透系數(shù)很小，貫入過(guò)程(標(biāo)準(zhǔn)貫入速率20 mm/s[10])中可不考慮土體的固結(jié)，即不固結(jié)不排水條件。設(shè)定υ=0.49、φ=0、ψ=0。采用White等[29]的方法將土體浮力的影響考慮在內(nèi)。如圖4所示，改變靜止土壓力系數(shù)(K0)，發(fā)現(xiàn)無(wú)論在單層土還是雙層土中，歸一化貫入阻力穩(wěn)定值幾乎不隨K0的變化而變化，因此，地應(yīng)力條件采用K0=1。基于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)與前人研究[30-34]選取其他計(jì)算參數(shù)，詳見(jiàn)表1。

圖4 靜止土壓力系數(shù)對(duì)歸一化貫入阻力穩(wěn)定值的影響

3 結(jié)果分析

3.1 數(shù)值模型的驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模型的可靠性，將大變形有限元分析結(jié)果(表1中組1、2)分別與塑性理論解[8]和離心試驗(yàn)[35]進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。如圖5(a)所示，當(dāng)球體完全光滑時(shí)(α=0)，穩(wěn)定承載力系數(shù)(Nb)為10.98，當(dāng)球體完全粗糙時(shí)(α=1)，穩(wěn)定承載力系數(shù)(Nb)為15.20，均介于塑性理論解上下限。

如圖5(b)所示，采用大變形有限元分析得到的土體不排水抗剪強(qiáng)度曲線與Zhou等[35]的離心試驗(yàn)數(shù)據(jù)非常接近，最終穩(wěn)定值約為13.5 kPa。表明本研究所采用的RITSS方法能夠較好地模擬球型靜力觸探儀的貫入問(wèn)題。

圖5 大變形有限元數(shù)值結(jié)果的驗(yàn)證

3.2 土體流動(dòng)機(jī)制分析

圖6、7(表1中組3)顯示了球型靜力觸探儀貫入雙層黏土地基中的土體流動(dòng)機(jī)制。在上軟下硬的雙層黏土地基中(圖6)，土體流動(dòng)機(jī)制大致分為3個(gè)階段：

表1 大變形有限元分析計(jì)算匯總

2) 第2階段。開(kāi)始貫入下層硬土，土層分界線變形，球型探頭周?chē)蠈榆浲潦軅?cè)向擠壓并逐漸被下層硬土替代(圖6(c))。

3) 第3階段。貫入下層土足夠深度后，球型探頭被回流的下層硬土完全包裹(圖6(d))。此時(shí)土體流動(dòng)機(jī)制與單層黏土的全流動(dòng)機(jī)制一致，表明單層黏土的穩(wěn)定承載力系數(shù)可用于土層分界過(guò)渡區(qū)之外的下層土。

圖6 貫入上軟下硬雙層黏土地基的土體流動(dòng)機(jī)制

上硬下軟的雙層黏土地基中(圖7)土體流動(dòng)機(jī)制也可分為3個(gè)階段：

1)第1階段類(lèi)似(圖7(a))。但當(dāng)上層土厚度不足以使土體形成完整環(huán)流場(chǎng)時(shí)，土體無(wú)法覆蓋至球型探頭頂端，導(dǎo)致與加載桿之間產(chǎn)生兩個(gè)間隙(圖7(b))。

2)第2階段。貫入下層軟土，土層分界線變形。上層土受側(cè)向擠壓時(shí)，由于相對(duì)較硬，無(wú)法被軟土完全替代，部分截留于球型探頭底端并隨貫入進(jìn)入下層土，開(kāi)始出現(xiàn)困土(圖7(c))。

3)第3階段。貫入下層土足夠深度后，困于球底端的硬土與上層土徹底分離，被回流的軟土包裹并限制在探頭底部，形成困土效應(yīng)(圖7(d))。此時(shí)，探頭測(cè)得的下層軟土貫入阻力受硬土影響而偏大。困土現(xiàn)象在Wang等[36]的離心試驗(yàn)中也被捕捉到。

圖7 貫入上硬下軟雙層黏土地基的土體流動(dòng)機(jī)制

3.3 貫入阻力曲線分析

球型靜力觸探儀在雙層黏土地基中的貫入阻力曲線如圖8(表1中組3)所示，同等不排水抗剪強(qiáng)度下單層均質(zhì)黏土的貫入阻力曲線也展示于圖中以作比較。貫入阻力采用下層軟土不排水抗剪強(qiáng)度進(jìn)行歸一化處理，貫入深度采用球型探頭直徑進(jìn)行歸一化處理。

圖8 貫入雙層黏土地基的典型貫入阻力曲線

對(duì)于上軟下硬的雙層黏土地基，在土層分界線上方約1D距離之前，貫入阻力曲線與對(duì)應(yīng)上層軟土不排水抗剪強(qiáng)度的單層均質(zhì)黏土的貫入阻力曲線(qsoft/su,stiff)重合；接近下層硬土?xí)r，土體歸一化貫入阻力顯著增大，在土層分界線下方約1.5D距離之后，下層硬土貫入阻力曲線與對(duì)應(yīng)下層硬土不排水抗剪強(qiáng)度的單層均質(zhì)黏土的貫入阻力曲線(qstiff/su,stiff)吻合，說(shuō)明此時(shí)探頭周?chē)蠈油烈淹耆幌聦油撂娲筋^測(cè)得的穩(wěn)定貫入阻力即為下層硬土中實(shí)際貫入阻力，可使用式(1)計(jì)算土體不排水抗剪強(qiáng)度。

對(duì)于上硬下軟的雙層黏土地基，貫入阻力過(guò)渡區(qū)相較上軟下硬的雙層黏土地基明顯增大，范圍為土層分界線以上約3D和分界線以下約5D距離。下層軟土中，由于困土效應(yīng)的影響，穩(wěn)定后的歸一化貫入阻力與對(duì)應(yīng)下層軟土不排水抗剪強(qiáng)度的單層均質(zhì)黏土(qsoft/su,soft)相比偏大。此情況下，經(jīng)式(1)計(jì)算出的土體不排水抗剪強(qiáng)度值將偏大。

4 困土效應(yīng)

4.1 產(chǎn)生機(jī)理

由前節(jié)分析發(fā)現(xiàn)，困土效應(yīng)存在于上硬下軟雙層黏土地基中，不存在于上軟下硬雙層黏土地基中(如圖6、7所示)。

球型靜力觸探儀貫入下層軟土后，由于上層土不排水抗剪強(qiáng)度較大以及土體與探頭之間存在摩擦接觸，原先位于探頭底部的硬土無(wú)法被軟土擠壓排開(kāi)，而是隨著貫入深度增加進(jìn)入下層直至被軟土完全包圍。因此，探頭底端接觸土體實(shí)際為硬土，使得所測(cè)貫入阻力偏大。在上層硬土限制下，下層軟土水平方向的流動(dòng)加強(qiáng)，全流動(dòng)機(jī)制不再是繞著球型探頭的標(biāo)準(zhǔn)環(huán)流(即流線不再是接近圓形的軌跡)，土體流動(dòng)不再沿球心上下對(duì)稱(chēng)，這種偏離也增大了貫入阻力。

4.2 參數(shù)分析

由機(jī)理分析可知，困土效應(yīng)與土層相對(duì)強(qiáng)度和球土間摩擦因數(shù)直接相關(guān)。此外，上層土厚度、桿軸投影面與球截面面積比也影響著土體的流動(dòng)機(jī)制與貫入阻力曲線。故參數(shù)分析考慮上層土厚度、土體強(qiáng)度、球土間摩擦因數(shù)、桿軸投影面與球截面面積比，得到球型靜力觸探儀貫入上硬下軟雙層黏土地基的結(jié)果如下。

1)上層土厚度與球體直徑之比(t/D)的影響。圖9(表1中組4)顯示了上層土厚度與球體直徑之比(t/D)在1～10時(shí)，歸一化貫入阻力沿歸一化貫入深度的變化情況。分別對(duì)應(yīng)軟土和硬土不排水抗剪強(qiáng)度的單層黏土(以t/D=0和t/D=∞表示)貫入阻力曲線也展示在圖中。當(dāng)t/D≤8時(shí)，上層硬土貫入阻力未達(dá)到對(duì)應(yīng)單層黏土(t/D=∞)中的穩(wěn)定值便受到下層軟土影響而急劇減小。且t/D越大，下層軟土的影響范圍越大。但當(dāng)上層土厚度(t)超過(guò)1 m時(shí)(t/D≥8.85)，上層硬土貫入阻力達(dá)到了穩(wěn)定貫入阻力，全流動(dòng)機(jī)制形成。下層軟土中穩(wěn)定承載力系數(shù)不隨上層土厚度與球體直徑之比(t/D)的改變而改變，都較對(duì)應(yīng)單層黏土(t/D=0)增大約2%，說(shuō)明上層土厚度對(duì)困土效應(yīng)影響可忽略。

圖9 上層土厚度不同時(shí)的貫入阻力曲線

2)下層土與上層土不排水抗剪強(qiáng)度比(sub/sut)的影響。固定下層土歸一化不排水抗剪強(qiáng)度(sub/(γb′D)=7.37)、球土間摩擦因數(shù)(α=0.3)和上層土厚度與球體直徑之比(t/D=8.85)，改變下層土與上層土不排水抗剪強(qiáng)度比(sub/sut取為0.08～0.5)，得到圖10中的上硬下軟雙層黏土地基中貫入阻力曲線(表1中組5)。隨著下層土與上層土不排水抗剪強(qiáng)度比(sub/sut)由0.08增大到0.5(即兩層土間的不排水抗剪強(qiáng)度差值減小)，下層軟土的穩(wěn)定承載力系數(shù)(Nb)由20.0減小到12.2，逐漸接近單層均質(zhì)黏土(t/D=0)中的值12.0。下層軟土的影響范圍隨下層土與上層土不排水抗剪強(qiáng)度比(sub/sut)的增大而減小，說(shuō)明兩層土間相對(duì)強(qiáng)度差值的減小使得下層軟土影響推遲，困土效應(yīng)減弱。值得注意的是，當(dāng)下層土不排水抗剪強(qiáng)度為上層土不排水抗剪強(qiáng)度的12.5倍(sub/sut=0.08)時(shí)，困土效應(yīng)導(dǎo)致下層軟土歸一化貫入阻力穩(wěn)定值相較單層黏土(t/D=0)情況偏大了66.7%。

圖10 雙層土不排水抗剪強(qiáng)度比不同時(shí)的貫入阻力曲線

3)球土間摩擦因數(shù)(α)的影響。基于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)值選擇球土間摩擦因數(shù)為0.1～0.4進(jìn)行研究，其他參數(shù)固定，結(jié)果如圖11(表1中組6)所示。球土間摩擦因數(shù)(α)對(duì)歸一化貫入阻力曲線影響顯著，下層軟土中穩(wěn)定承載力隨著球土間摩擦因數(shù)(α)的增大而增大，與單層黏土(t/D=0)的差別也逐漸增大。說(shuō)明困土效應(yīng)隨著球土間摩擦因數(shù)的增大而增強(qiáng)。

圖11 球土間摩擦因數(shù)不同時(shí)的貫入阻力曲線

4)桿軸投影面與球截面面積比(a)的影響。考慮實(shí)際工程中球貫入儀不同桿軸比(a)的主要范圍為0.08～0.20[10,37]，開(kāi)展a的影響特性研究，計(jì)算結(jié)果如圖12所示(表1中組7)。可以看出，貫入阻力曲線在上層硬土中影響較小，下層土中則有一定的影響。桿軸投影面與球截面面積比(a)的增大引起貫入阻力穩(wěn)定值減小，對(duì)困土效應(yīng)有一定影響，但相對(duì)土體強(qiáng)度比和摩擦因數(shù)影響較小。

圖12 桿軸投影面與球截面面積比不同時(shí)的貫入阻力曲線

5)下層土歸一化不排水抗剪強(qiáng)度(sub/(γb′D))的影響。單層黏土中，土體的歸一化不排水抗剪強(qiáng)度對(duì)土體流動(dòng)機(jī)制有影響。現(xiàn)改變下層土歸一化不排水抗剪強(qiáng)度(范圍2.95～14.75)，固定下層土與上層土不排水抗剪強(qiáng)度比(sub/sut=0.2)，討論下層土不排水抗剪強(qiáng)度的影響，計(jì)算結(jié)果展示在圖13(表1

圖13 下層土不排水抗剪強(qiáng)度不同時(shí)的貫入阻力曲線

中組8)中。可以看出，下層土中貫入阻力曲線近乎重合，下層土的歸一化不排水抗剪強(qiáng)度的變化未引起下層土的歸一化貫入阻力變化。進(jìn)一步證明困土效應(yīng)是受兩層土之間的相對(duì)強(qiáng)度而非下層土不排水抗剪強(qiáng)度影響。

4.3 困土尺寸

以歸一化困土厚度(Hplug/D)和歸一化困土寬度(Wplug/D)量化表征困土效應(yīng)。參數(shù)分析中下層土與上層土不排水抗剪強(qiáng)度比和球土間摩擦因數(shù)的影響如圖14所示。

圖14 強(qiáng)度比和摩擦因數(shù)對(duì)歸一化困土尺寸的影響

隨著下層土與上層土的不排水抗剪強(qiáng)度比(sub/sut)增大(即兩層土間的不排水抗剪強(qiáng)度差值減小)，歸一化困土厚度(Hplug/D)和歸一化困土寬度(Wplug/D)均減小，困土效應(yīng)減弱。上層硬土不排水抗剪強(qiáng)度恒定，下層土不排水抗剪強(qiáng)度較小時(shí)，硬土將更自由地陷入軟土中，從而增大困土尺寸，加強(qiáng)困土效應(yīng)。固定下層軟土不排水抗剪強(qiáng)度時(shí)，在不排水抗剪強(qiáng)度較大的上層硬土中，土體回流較為緩慢，硬土豎直向下流動(dòng)相對(duì)增多，使得困土尺寸增大。當(dāng)同時(shí)改變上下兩層土體強(qiáng)度但保持比值不變時(shí)，困土尺寸不變。

歸一化困土厚度(Hplug/D)和歸一化困土寬度(Wplug/D)均隨球土間摩擦因數(shù)(α)的增大而增大。這是因?yàn)樘筋^較粗糙時(shí)土體更容易滯留在周?chē)?/p>

在sub/sut取0.08～0.5、α取0.1～0.4進(jìn)行研究，對(duì)于標(biāo)準(zhǔn)球型貫入儀(a=0.1)，困土厚度變化為0～0.20D，困土寬度變化范圍較大，為0～0.50D。

4.4 修正方法

困土效應(yīng)增大了下層軟土中的貫入阻力，考慮土體特性、摩擦因數(shù)和桿軸比的影響，需要對(duì)其進(jìn)行修正以得到更為準(zhǔn)確的下層土不排水抗剪強(qiáng)度。將下層土中的穩(wěn)定承載力系數(shù)與單層均質(zhì)黏土中的穩(wěn)定承載力系數(shù)(Nb)的比值作為修正困土效應(yīng)的系數(shù)(k)，執(zhí)行表1中組9，擬合得到修正公式：

(2)

式中0.1≤α≤0.4，0.08≤a≤ 0.20。

5 結(jié) 論

1)上軟下硬雙層黏土地基中無(wú)困土效應(yīng)；上硬下軟雙層黏土地基中(α≠0時(shí))則會(huì)產(chǎn)生困土效應(yīng)。

2)困土尺寸隨下層土與上層土不排水抗剪強(qiáng)度比(sub/sut)增大而減弱，隨球土間摩擦因數(shù)(α)的增大而增強(qiáng)，受桿軸投影面與球截面面積比(a)影響較小，與上層土厚度與球體直徑之比(t/D)和下層土歸一化不排水抗剪強(qiáng)度(sub/(γb′D))無(wú)關(guān)。

3)下層土與上層土不排水抗剪強(qiáng)度比(sub/sut)取0.08～0.5、球土間摩擦因數(shù)(α)取0.1～0.4時(shí)，對(duì)于標(biāo)準(zhǔn)球型貫入儀，困土厚度變化為0～0.20D、困土寬度變化為0～0.50D。

4)上硬下軟雙層黏土地基中，貫入阻力的過(guò)渡區(qū)范圍大于上軟下硬雙層黏土地基情況。困土效應(yīng)使得測(cè)得的下層軟土貫入阻力穩(wěn)定值偏大。下層土不排水抗剪強(qiáng)度為上層土不排水抗剪強(qiáng)度的12.5倍時(shí)(sub/sut=0.08，α=0.3)，貫入阻力穩(wěn)定值與單層軟土中偏差高達(dá)66.7%。

5)提出了校準(zhǔn)困土效應(yīng)的修正系數(shù)計(jì)算公式(2)，從而獲得上硬下軟雙層黏土地基中更準(zhǔn)確的下層土不排水抗剪強(qiáng)度值，為球型靜力觸探儀在層土地基中的應(yīng)用提供依據(jù)。