聶如松，冷伍明，楊奇，岳健

(中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410075)

軟土地區(qū)橋臺(tái)樁基的受力情況比較復(fù)雜，不僅要承受上部結(jié)構(gòu)自重和交通車輛傳遞下來的荷載，而且還要承受橋臺(tái)背傳遞下來的土壓力和因?yàn)榕_(tái)后路基填筑對(duì)樁基產(chǎn)生的附加水平擠壓力及負(fù)摩擦力。因此，軟土地區(qū)橋臺(tái)區(qū)域一直是工程病害和事故的多發(fā)地帶，也是工程界關(guān)注的焦點(diǎn)。Springman等[1-5]利用先進(jìn)的離心模型試驗(yàn)技術(shù)對(duì)不同的邊界條件和不同的軟土層厚度中的橋臺(tái)樁基進(jìn)行研究，取得了一系列成果；李仁平等[6-9]對(duì)軟土地區(qū)橋臺(tái)樁基進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)方面的研究。Broms等[10-14]運(yùn)用有限元方法對(duì)橋臺(tái)樁基的性狀進(jìn)行分析；聶如松等[15-16]采用ADINA有限元程序?qū)奢d作用下排樁的受力性狀進(jìn)行了分析，探討了樁側(cè)土壓力的分布規(guī)律及樁-土間的土拱效應(yīng)，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，采用有限元程序?qū)Ω叱信_(tái)橋臺(tái)在臺(tái)后填土過程中樁基的受力情況進(jìn)行了分析。本文作者在現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試成果的基礎(chǔ)上，基于 ADINA有限元程序，建立三維群樁有限元模型，研究低承臺(tái)橋臺(tái)樁基在臺(tái)后路基填土過程中樁基沉降、樁身彎矩、樁頂水平變形、樁身剪力和樁側(cè)附加水平擠壓力隨臺(tái)后填土荷載增加的變化規(guī)律。

1 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)概況

隨著高速鐵路和高速公路的快速發(fā)展，如何考慮軟基橋頭路基填筑對(duì)橋臺(tái)樁基的側(cè)向影響，已引起工程界的高度重視。在某擬建高速鐵路軟土地基試驗(yàn)段，進(jìn)行了橋臺(tái)樁基在臺(tái)后填土前后軸力變化的長(zhǎng)時(shí)間跟蹤觀測(cè)，從而確定了橋臺(tái)樁基彎矩分布及隨荷載和時(shí)間的變化規(guī)律。為軟土地區(qū)橋臺(tái)樁基受力性狀研究提供了第一手資料。

1.1 工程地質(zhì)概況

根據(jù)該工程地質(zhì)勘察報(bào)告，場(chǎng)地地層屬第四系全新統(tǒng)沖湖積層，主要由淤泥質(zhì)黏土、粉質(zhì)黏土、粉砂組成。樁長(zhǎng)范圍內(nèi)各主要土層地質(zhì)資料自上而下如圖1所示。各土層的物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)見表1。

1.2 試驗(yàn)樁的設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1所示為該橋臺(tái)與基礎(chǔ)的剖面圖。橋臺(tái)樁基為鉆孔灌注樁，共 12根樁，平面布置呈 3排 4列方式，如圖2所示。圖中，5號(hào)、7號(hào)、10號(hào)樁為試驗(yàn)樁。臺(tái)后路基填筑段，其軟基采用袋裝砂井和堆載聯(lián)合方式進(jìn)行了處理。鉆孔樁的設(shè)計(jì)樁徑為 1.0 m，樁長(zhǎng)為43 m，樁端持力層為褐黃色的粉砂層，鉆孔樁的主筋直徑為25 mm鋼筋，為了設(shè)置傳感器的需要，試驗(yàn)樁采用通長(zhǎng)配筋，樁身上部16.4 m范圍內(nèi)采用40根直徑為25 mm鋼筋，其下采用20根直徑為25 mm鋼筋。鋼筋計(jì)主要布置在各土層分界面，厚度較大的土層的中間位置也設(shè)置了鋼筋計(jì)，如在粉砂層中，由于厚度較大，鋼筋計(jì)按4.0 m的間距布置；在同一截面上同時(shí)采用振弦式鋼筋計(jì)和電阻應(yīng)變式鋼筋計(jì)，均呈軸對(duì)稱布置，如圖3所示。各試樁自下而上設(shè)置14個(gè)測(cè)試截面，測(cè)試截面編號(hào)依次為A，B，C，D，E，F(xiàn)，G，H，I，J，K，L，M和N，通過專用測(cè)試儀器，可以直接讀出鋼筋應(yīng)力。再根據(jù)截面配筋率，換算測(cè)試截面處樁的軸力，并分析負(fù)摩擦力和彎矩。

圖1 橋臺(tái)和基礎(chǔ)剖面圖Fig.1 Profile of piled abutment

表1 各土層物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)Table 1 Physic-mechanical parameters of soils

圖2 橋臺(tái)基樁布置和試驗(yàn)樁基位置Fig.2 Layout of abutment piles

圖3 鉆孔灌注樁鋼筋計(jì)布置圖Fig.3 Layout of strain gauges in bored pile

1.3 臺(tái)后路基填土施工過程

臺(tái)后過渡段填料選擇為級(jí)配碎石加 3%的水泥，級(jí)配碎石的配合比為：m(碎石(粒徑20～40mm)):m(碎石(粒徑16～31.5mm)):m(碎石(粒徑5～16mm)):m(石粉)=1:2:3:4。分層夯實(shí)，每一層夯實(shí)后的平均厚度為25 cm，碾壓方式為先靜壓兩遍再震動(dòng)壓實(shí)。過渡段填土形狀呈倒置的梯形。壓實(shí)后的重度大致為21.5 kN/m3。遠(yuǎn)處路基和橋臺(tái)基礎(chǔ)修建完畢后，最后填筑過渡段。過渡段填土完畢后，再在其頂堆載2.7 m的浮土進(jìn)行超載預(yù)壓。

2 有限元分析

2.1 橋臺(tái)群樁有限元模型的建立

事實(shí)上，橋臺(tái)一般都采用低承臺(tái)群樁基礎(chǔ)。為了更好地模擬樁基橋臺(tái)-路基-地基之間的相互作用。本文建立了低承臺(tái)群樁模型，其有限元模型如圖4所示。土體采用Mohr-Coulomb理想彈塑性模型。樁體采用各向同性線彈性模型。模型計(jì)算參數(shù)如表2所示。

圖4 橋臺(tái)有限元模型Fig.4 Finite element model of abutment

表2 土和橋臺(tái)計(jì)算參數(shù)表Table 2 Parameters of soils and abutment

模型采用Y-Z面對(duì)稱，取橋臺(tái)的一半建立模型。X方向模型寬25.1 m，Y方向全長(zhǎng)68.5 m，地表向下即Z向?yàn)?1 m，樁端以下土體為6 d，承臺(tái)厚2 m，地表與承臺(tái)上表面持平。臺(tái)身高6 m，臺(tái)后路基高6 m，長(zhǎng)40 m，半邊寬5.1 m，按0.3 m每層加高，分20層。Y軸所垂直的2個(gè)側(cè)面約束Y方向的位移，X軸所垂直的2個(gè)側(cè)面約束X方向的位移，底面約束Z向位移。樁-土之間沒有設(shè)置接觸單元。臺(tái)身以及臺(tái)后填土通過生死單元來實(shí)現(xiàn)，承臺(tái)周邊與地基之間、承臺(tái)底面與地基之間設(shè)置接觸單元，臺(tái)背與填土之間也設(shè)置接觸單元。設(shè)置接觸單元的主要目的是要獲得臺(tái)背后的土壓力，承臺(tái)四周和承臺(tái)底面與地基土體之間摩擦因數(shù)設(shè)為接觸土體內(nèi)摩擦角的正切值，為 μ=0.153，臺(tái)背與填土之間的摩擦因數(shù)μ=0.36。

2.2 計(jì)算過程

在分析求解時(shí)，第1步計(jì)算土體自重產(chǎn)生的初始應(yīng)力場(chǎng)，輸出節(jié)點(diǎn)應(yīng)力并作為初始應(yīng)力文件保存；第2步建立橋臺(tái)群樁與地基土相互作用模型，導(dǎo)入節(jié)點(diǎn)初始應(yīng)力，計(jì)算自重應(yīng)力場(chǎng)。然后將橋臺(tái)單元激活和臺(tái)后路基單元分層激活，模擬橋臺(tái)臺(tái)身的修建過程和臺(tái)后路基的修建過程，計(jì)算完畢保存結(jié)果文件；第 3步，對(duì)第2步計(jì)算結(jié)果進(jìn)行有限元后處理。

3 結(jié)果分析與比較

3.1 橋臺(tái)沉降比較分析

表3所示為橋臺(tái)(自重4.9 MN)修筑完畢，臺(tái)后路基填筑完時(shí)承臺(tái)A，B，C和D 4角(如圖2所示)沉降觀測(cè)值。從表中可以看出，承臺(tái)靠近路基一側(cè)的沉降大于遠(yuǎn)離路基一側(cè)的沉降。表4所示為有限元計(jì)算結(jié)果，當(dāng)臺(tái)身以及路基荷載與實(shí)測(cè)情況相當(dāng)時(shí)，靠近路基一側(cè)的沉降小于實(shí)測(cè)結(jié)果，遠(yuǎn)離路基一側(cè)的沉降大于實(shí)測(cè)結(jié)果，承臺(tái)兩側(cè)的沉降差比較小。有限元模擬了現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際承臺(tái)重心偏移狀況，在臺(tái)身自重加載完畢時(shí)，承臺(tái)四角發(fā)生了不均勻沉降，其中靠近路基一側(cè)的沉降大于遠(yuǎn)離路基一側(cè)的沉降，但兩者之間的差值只有0.47 mm。影響橋臺(tái)沉降的因素眾多，橋臺(tái)自身重力、地基條件、樁基實(shí)際承載力、樁身負(fù)摩擦力、軟弱土層側(cè)向變形給樁向前的推力、承臺(tái)四周土體的性質(zhì)等等。模擬結(jié)果沒有承臺(tái)兩側(cè)實(shí)測(cè)沉降差大，但與實(shí)測(cè)平均沉降很接近，其主要原因是橋臺(tái)在施工過程中，承臺(tái)四周并沒有回填壓實(shí)，對(duì)承臺(tái)的約束力很??；而采用高承臺(tái)群樁模型模擬[16]，其沉降計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果更為接近。從這一點(diǎn)可以說明：在臺(tái)后路基施工之前，先回填承臺(tái)基坑，可以大大地減少橋臺(tái)前移量。

表3 實(shí)測(cè)承臺(tái)沉降表Table 3 Settlement of bearing platform

表4 有限元計(jì)算承臺(tái)沉降表Table 4 Settlement of bearing platform calculated by FEM

3.2 樁身彎矩比較分析

圖5所示為臺(tái)后過渡段路基填土 5.05 m并超載2.7 m高浮土過程中及超載作用下1周和4.5月后橋臺(tái)5號(hào)樁和7號(hào)樁樁身實(shí)測(cè)彎矩圖。圖6所示為低承臺(tái)橋臺(tái)在臺(tái)后路基作用下10號(hào)樁、7號(hào)樁和2號(hào)樁樁身彎矩隨填土高度變化的計(jì)算結(jié)果。

將實(shí)測(cè)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析可以發(fā)現(xiàn)，7號(hào)樁計(jì)算結(jié)果明顯大于5號(hào)樁和7號(hào)樁的實(shí)測(cè)結(jié)果。原因是多方面的。本文作者認(rèn)為：在實(shí)際工程中，臺(tái)后地基經(jīng)過袋裝砂井進(jìn)行處理，在路基填筑過程中，地基土中的孔隙水大部分被排出，地基土強(qiáng)度有了較大提高，在相同荷載作用下，地基土體的側(cè)向變形減小，作用在樁側(cè)的土壓力也會(huì)減小，導(dǎo)致實(shí)測(cè)樁身彎矩小于有限元計(jì)算結(jié)果；其次，在有限元計(jì)算過程中，沒有考慮樁-土之間的相對(duì)位移，可能使計(jì)算結(jié)果大于實(shí)測(cè)結(jié)果。

圖5 橋臺(tái)樁基實(shí)測(cè)樁身彎矩圖Fig.5 Measured bending moment in piles

實(shí)測(cè)結(jié)果中樁身最大彎矩的位置更靠近地表，且樁頂彎矩與計(jì)算結(jié)果有較大差別，波動(dòng)比較大。主要原因可能是在施工過程中，樁頂?shù)膹澗亟Y(jié)果受到外部環(huán)境的干擾比較大，臺(tái)背填土施工的影響很難人為控制。

從計(jì)算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：隨著臺(tái)后填土高度的增加，樁身彎矩逐漸增大。樁身彎矩在深度方向存在2個(gè)拐彎點(diǎn)，由于承臺(tái)和持力層的限制作用，低承臺(tái)樁基相當(dāng)于兩端有一定變位限度的超靜定梁結(jié)構(gòu)，中間由于承受軟弱土體的側(cè)向擠壓，使得樁身出現(xiàn)2個(gè)拐彎點(diǎn)。樁身彎矩最大值出現(xiàn)在樁頂與承臺(tái)的連接處，軟弱土層的中部出現(xiàn)彎矩極大值。這跟高承臺(tái)橋臺(tái)[16]計(jì)算結(jié)果不一樣。在臺(tái)后路基荷載作用下，由于承臺(tái)沒有水平向的約束，最大彎矩值往往出現(xiàn)在軟弱土層的中部[16]。其最大值的位置與低承臺(tái)軟弱土層中部樁身彎矩極大值位置一致。

對(duì)比圖6(a)，6(b)和6(c)可以發(fā)現(xiàn)：在相同路基荷載下，10號(hào)樁樁身彎矩大于7號(hào)樁樁身彎矩，7號(hào)樁樁身彎矩又大于2號(hào)樁樁身彎矩。樁身彎矩隨距離路基的遠(yuǎn)近而變化，距離路基越近，樁身彎矩越大，距離路基越遠(yuǎn)，樁身彎矩越小。這與文獻(xiàn)[16]中樁基計(jì)算結(jié)果一致。也與Gue等[17]報(bào)道的馬來西亞雪蘭莪州一條河上的鋼筋混凝土梁橋B橋臺(tái)樁基礎(chǔ)破壞所表現(xiàn)出來的規(guī)律一致。

3.3 樁頂水平位移、樁身最大彎矩與路基荷載的關(guān)系

圖6 樁身彎矩分布圖Fig.6 Calculated bending moment in piles

圖7 樁頂水平位移與臺(tái)后填土荷載的關(guān)系Fig.7 Relationship of horizontal displacement of pile top and embankment behind abutment

圖7所示為低承臺(tái)橋臺(tái)樁頂水平位移與臺(tái)后路基荷載關(guān)系曲線圖。從圖7可以看出：無論是靠近路基一側(cè)的10號(hào)樁，還是遠(yuǎn)離路基一側(cè)的2號(hào)樁，包括中間的7號(hào)樁，樁頂水平位移隨著臺(tái)后路基荷載的增加，逐漸向遠(yuǎn)離路基一側(cè)方向偏移，表現(xiàn)為橋臺(tái)前移。樁頂水平位移與臺(tái)后路基荷載之間的關(guān)系呈近似直線關(guān)系。這與 Jeong等[5]的離心試驗(yàn)結(jié)果所表現(xiàn)出來的規(guī)律一致。Stewart等[18]總結(jié)了路基填土荷載與樁身最大彎矩及樁頂水平變形的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)路基荷載與樁身最大彎矩及樁頂水平變形呈雙折線關(guān)系。其中兩折線的拐點(diǎn)對(duì)應(yīng)的路基荷載約為地基軟土層不排水抗剪強(qiáng)度的3倍即3su。Stewart等[18]所得結(jié)果是基于幾個(gè)工點(diǎn)不同情況下的測(cè)試結(jié)果，具有很大的離散性，而且對(duì)于橋臺(tái)是否是高承臺(tái)還是低承臺(tái)，沒有具體說明。聶如松等[16]對(duì)高承臺(tái)橋臺(tái)樁基樁身彎矩和樁頂位移與臺(tái)后填土荷載的關(guān)系進(jìn)行了詳細(xì)地探討。認(rèn)為高承臺(tái)橋臺(tái)樁基樁頂位移與臺(tái)后荷載的關(guān)系與 Stewart等[18]總結(jié)的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系較為吻合。

低承臺(tái)橋臺(tái)樁基樁頂水平位移與高承臺(tái)橋臺(tái)樁頂水平相比要小得多。本文計(jì)算結(jié)果中，在臺(tái)后填土高6 m時(shí)，樁頂最大水平位移為1.4 mm左右。這一點(diǎn)可以充分說明：周邊土體對(duì)橋臺(tái)的約束作用效果非常明顯。因此，在橋臺(tái)設(shè)計(jì)中，采用低承臺(tái)型式可以有效地限制橋臺(tái)前移病害的發(fā)生。

圖8 樁身最大彎矩與臺(tái)后填土荷載的關(guān)系Fig.8 Calculated maximum bending moment in piles with increasing embankment load

圖8所示為低承臺(tái)橋臺(tái)樁身最大彎矩與臺(tái)后填土荷載的關(guān)系曲線。從圖8可以看出：隨著填土荷載的增大，樁身最大彎矩隨之增大；樁身最大彎矩與填土荷載呈近似線形關(guān)系?？拷坊那芭艠稑渡韽澗卮笥谥虚g樁排的彎矩，大于遠(yuǎn)離路基向的后排樁彎矩。樁身最大彎矩隨距離路基的距離而變化：靠路基越近，樁身彎矩越大；距路基越遠(yuǎn)，樁身彎矩越小。數(shù)值計(jì)算表明：低承臺(tái)橋臺(tái)樁基樁身最大彎矩出現(xiàn)在樁頂處，這與高承臺(tái)橋臺(tái)樁身彎矩的位置是不同的。Springman等[1]和Jeong等[5]在離心試驗(yàn)中也得到類似的結(jié)果。

3.4 樁側(cè)附加水平擠壓力和樁身剪力分析

將樁身彎矩隨樁長(zhǎng)變化曲線用五次多項(xiàng)式擬合，然后求一次和二次導(dǎo)數(shù)可以分別得到樁身剪力分布圖和樁側(cè)附加水平擠壓力分布圖。下面以10號(hào)樁為例，分析樁身剪力和樁側(cè)附加水平擠壓力的變化規(guī)律。樁身剪力分布曲線見圖 9，樁側(cè)附加水平擠壓力分布曲線見圖10。

從圖9可以看出：樁身剪力隨著臺(tái)后填土高度的增加而增大；隨著深度的增加，先逐漸增大，達(dá)到峰值以后又逐漸減?。辉诰嚯x樁頂13 m處，樁身剪力由負(fù)值轉(zhuǎn)為正值，然后隨著深度的增加而增大，在距離樁頂約20 m處達(dá)到最大值。從整體上來看，樁身剪力圖在20 m深度范圍內(nèi)沿樁長(zhǎng)呈“S”型。

從樁身剪力圖可以判斷出樁側(cè)附加水平擠壓力的分布情況。承臺(tái)和地表土層為樁基提供了一定的反力，距離承臺(tái)底部5 m深的軟土并沒有因?yàn)榕_(tái)后路基荷載的影響而對(duì)樁基產(chǎn)生附加水平擠壓力，反而由于承臺(tái)的約束以及群樁的夾持效應(yīng)為樁基提供了約束反力。5 m深度以下，到20 m深度止，軟土對(duì)樁產(chǎn)生了附加水平擠壓力，力的轉(zhuǎn)變對(duì)應(yīng)著樁身剪力的峰值。由不同位置樁身彎矩的變化規(guī)律(如圖 6所示)，可以發(fā)現(xiàn)不同位置樁身剪力隨與填土的距離越遠(yuǎn)而越小。

從圖 10可以看出樁側(cè)附加水平擠壓力的分布規(guī)律：附加水平擠壓力隨填土荷載的增加而增大；在距離承臺(tái)底面深度 5 m范圍內(nèi)土體對(duì)樁產(chǎn)生了水平抗力，抗力分布呈近似倒三角形分布；在5～20 m深度范圍內(nèi)，地基土體對(duì)樁產(chǎn)生了附加水平擠壓力，使樁撓曲變形。該附加水平擠壓力隨深度呈拋物線分布，這與 Springman等[1]離心試驗(yàn)結(jié)果是一致的。附加水平擠壓力并不是產(chǎn)生在整個(gè)軟土層內(nèi)，樁側(cè)最大附加水平擠壓力沒有超過20 kPa。

圖9 樁身剪力分布曲線Fig.9 Calculated shearing forces in piles

圖10 樁側(cè)附加水平擠壓力分布曲線Fig.10 Calculated lateral earth pressures on piles

4 結(jié)論

(1) 采用低承臺(tái)結(jié)構(gòu)型式，并在臺(tái)后路基填土之前，先回填承臺(tái)基坑，可以有效地防止橋臺(tái)前移病害的產(chǎn)生。

(2) 樁頂水平位移、樁身最大彎矩隨填土荷載呈近似線性變化，與Springman和Jeong離心試驗(yàn)獲得的規(guī)律相一致；但與 Stewart等所總結(jié)的雙折線曲線關(guān)系不同。

(3) 在臺(tái)后路基填土過程中，低承臺(tái)橋臺(tái)樁身最大彎矩的位置始終處于樁頂。低承臺(tái)橋臺(tái)樁基表現(xiàn)出來的力學(xué)特性相當(dāng)于樁頂和樁端嵌入一定深度、具有一定變位的超靜定梁結(jié)構(gòu)。

(4) 在深度方向20 m內(nèi)，樁身剪力沿呈“S”型分布，樁側(cè)附加水平擠壓力呈拋物線分布；樁側(cè)附加水平擠壓力并不一定在整個(gè)軟土層產(chǎn)生。

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