楊 生，曹 洋，張二望

(福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建福州 350116)

軟土的力學(xué)性能低于其他類型土，荷載作用下將產(chǎn)生不同程度的變形[1-4]，而采用加固土體或隔離方式降低建(構(gòu))筑物周圍軟土地層的位移已成為目前較常用的手段。已有學(xué)者從不同角度探索各類減小軟土地層變形的方法，并取得了一定的成果。竺明星等[5]通過室內(nèi)試驗(yàn)研究了隔離樁樁長(zhǎng)、樁徑、樁間距和位置等因素對(duì)隔離效果的影響；劉毓氚等[6]利用PLAXIS軟件分析采用隔離樁與加固處理相結(jié)合的治理措施減少超載導(dǎo)致臨近建筑物變形的有效性；葉觀寶等[7]利用PLAXIS二維有限元軟件結(jié)合工程實(shí)例，分析采用排水固結(jié)、長(zhǎng)板-短樁和水泥攪拌樁3種軟基處理方法下軟土變形特性；王劍文[8]利用Geostudio有限元軟件分析了堆載高度、堆載面寬度對(duì)臨近橋梁樁基的影響以及換填土、隔離樁和換填土-隔離樁3種加固措施控制樁基位移和受力的情況；楊敏等[9]分析了水泥攪拌樁主動(dòng)加固下超載軟土地基對(duì)臨近樁基的作用；劉寶龍[10]分析了在盾構(gòu)臨近鐵路橋梁時(shí)，隔離樁加固對(duì)鐵路橋梁橋墩變形的影響；翟杰群等[11]分析了隔離樁在軟土地層中深基坑開挖對(duì)相鄰建筑的保護(hù)作用。

目前許多學(xué)者對(duì)土體側(cè)向位移作用下被動(dòng)樁的受力特性展開了深入的研究，部分學(xué)者甚至考慮了樁頂存在豎向荷載的被動(dòng)樁受力特性[12-14]，但在臨近堆載作用下對(duì)深厚軟土位移特性及樁土之間相互作用方面研究較少。軟土結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，導(dǎo)致堆載作用下深厚軟土側(cè)向位移用理論、數(shù)值方法很難準(zhǔn)確計(jì)算。沿海地區(qū)鐵路運(yùn)輸迅速發(fā)展，大量深厚軟土樁網(wǎng)鐵路路基不斷出現(xiàn)，同時(shí)路基側(cè)向的堆載工程也日益普遍，而關(guān)于大面積堆載對(duì)臨近已加固軟土地層樁網(wǎng)鐵路路基影響研究較少。本文依托福州可門港大橋貨場(chǎng)擴(kuò)建工程，研究堆載對(duì)橋梁樁基、路基的影響，利用FLAC 3D軟件建立有限元模型分析大面積側(cè)向堆載作用下已加固的鐵路濱海軟土路基的變形特性，以及采用單排、雙排隔離樁對(duì)減小路基變形的效果，以期為相似工程設(shè)計(jì)提供參考。

1 工程概況及數(shù)值模擬

1.1 工程概況

福州可門港鐵路支線(秀堡站—港灣站)DK15+406—DK16+850正線，位于東南濱海軟弱土層地區(qū)，建設(shè)場(chǎng)地地貌為沖海積平原，地層分布由上到下分別為填砂、淤泥、粉黏土、強(qiáng)風(fēng)化花崗巖、弱風(fēng)化花崗巖。其具體物理力學(xué)參數(shù)見表1。

該鐵路路基段軟基設(shè)計(jì)采用水泥攪拌樁加固處理，加固區(qū)水泥土強(qiáng)度按照樁土相對(duì)面積對(duì)樁身強(qiáng)度進(jìn)行折減確定[9]，水泥土彈性模量Ee計(jì)算式為

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)

式中:Ep為水泥攪拌樁的彈性模量，取160 MPa；Es為樁間土體壓縮模量，取2 MPa；S為水泥攪拌樁的截面面積；L為水泥攪拌樁的中心距，取1 m。

黏聚力和內(nèi)摩擦角根據(jù)《地基處理手冊(cè)(第3版)》分別近似取路基土體的10倍和2倍。攪拌樁加固區(qū)水泥土物理力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 攪拌樁加固區(qū)水泥土物理力學(xué)參數(shù)

1.2 模型建立與計(jì)算工況

考慮到路基軸向長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于橫斷面尺寸，近似認(rèn)為路基屬于平面應(yīng)變問題，因此選取一段典型路基進(jìn)行模擬，計(jì)算模型如圖1所示。

圖1 計(jì)算模型示意

貨場(chǎng)地面設(shè)計(jì)高程7.6 m，堆載體一側(cè)緊挨鐵路路基，路基填土高6 m，路基邊坡1∶1.5，下側(cè)加固土體可以通過調(diào)整土層參數(shù)進(jìn)行簡(jiǎn)化模擬[5]?？紤]到堆載過程中存在一定沉降，對(duì)于8 m計(jì)算厚度，可分3級(jí)堆載，堆載高度分別為3，3，2 m。同時(shí)為分析堆載寬度對(duì)路基的影響，每級(jí)堆載由路基向外分2次進(jìn)行，每次堆載寬度40 m，堆載體臨空面坡度為1∶2.5。取試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)中路基頂面距堆載較近且具有代表性的點(diǎn)A作為計(jì)算點(diǎn)，A點(diǎn)鉛垂線作為計(jì)算斷面。

基于Mohr-Coulomb模型，運(yùn)用FLAC 3D軟件參照實(shí)際工程建立有限元模型。模型尺寸為220 m×20 m×50 m，底部約束豎向位移，四周約束法向位移，頂部自由。不同填土的物理力學(xué)參數(shù)見表3。

表3 不同填土的物理力學(xué)參數(shù)

1.3 隔離樁模擬

采用鉆孔灌注樁作為隔離方案，利用FLAC 3D提供的樁單元進(jìn)行模擬，樁頂冠梁用梁?jiǎn)卧M，假設(shè)灌注樁和冠梁均為完全彈性體且設(shè)置為剛性連接。結(jié)構(gòu)單元截面與材料特性見表4，樁土接觸面參數(shù)見表5。

表4 結(jié)構(gòu)單元截面與材料特性

表5 灌注樁與土體接觸面參數(shù)

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 未施作隔離樁

在未采取治理措施的場(chǎng)地上進(jìn)行堆載，不同堆載工況下計(jì)算斷面處的土體側(cè)向位移隨深度變化曲線見圖2。

由圖2可知，計(jì)算斷面土體側(cè)向位移沿深度方向大致可以分成3段。在粉質(zhì)黏土層范圍內(nèi)側(cè)向位移較小，不同工況下差別不明顯；淤泥底面-25 m深度處至加固層底面-10 m深度處，土體側(cè)向位移呈線性增加，由于-25～-10 m內(nèi)土層未加固，側(cè)向位移線性增長(zhǎng)趨勢(shì)較為明顯。淤泥加固區(qū)范圍內(nèi)土體沿深度方向整體側(cè)向位移，無明顯變化。在不同堆載工況下，土體側(cè)向位移曲線形狀基本相同，但隨著堆載的進(jìn)行，堆載荷載的增加，側(cè)向位移有明顯增大。

圖2 堆載后路基中心土體側(cè)向位移曲線

現(xiàn)場(chǎng)堆載后路基中心土體側(cè)向位移實(shí)測(cè)曲線見圖3。可知，在未采取治理措施的情況下進(jìn)行貨場(chǎng)堆載將使路基出現(xiàn)較大側(cè)向位移，且模型計(jì)算的路基側(cè)向位移曲線變化趨勢(shì)與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)曲線大致相同，證明了模型建立是合理的。為防止路基側(cè)向位移過大，有必要采取控制措施。

圖3 現(xiàn)場(chǎng)堆載后路基中心土體側(cè)向位移實(shí)測(cè)曲線

2.2 單排隔離樁

隔離樁是利用樁身強(qiáng)度承受土體傳導(dǎo)的大部分荷載，對(duì)鄰近建筑物起到保護(hù)作用。本節(jié)探討單排鉆孔灌注樁對(duì)鐵路路基位移的影響，灌注樁與路基坡腳距離2 m，樁徑1.25 m，樁中心距取2倍樁徑，樁嵌入弱風(fēng)化花崗巖5 m。單排灌注樁立面布置參見圖1(a)。

在考慮隔離樁防護(hù)作用下，得到不同堆載高度時(shí)計(jì)算斷面處土體側(cè)向位移隨深度變化曲線見圖4?？芍?，隔離前后土體側(cè)向位移曲線形狀大致相同，在各級(jí)堆載下隔離后的土體側(cè)向位移數(shù)值較未隔離的土體側(cè)向位移均有一定減少，即當(dāng)堆載高度為3，6，8 m時(shí)，單排樁隔離前后表面計(jì)算點(diǎn)側(cè)向位移分別由40，87，124 mm降至 28，72，102 mm，減少率分別達(dá)到 30%、19.5%，17.7%。另外，從各堆載高度對(duì)應(yīng)的位移減小率可以看出，隨著堆載高度的增加，單排樁隔離效果有所減弱，因此對(duì)于外部過大堆載，需采用更為有效的措施控制地層位移。

圖4 隔離前后計(jì)算斷面土體側(cè)向位移曲線

各級(jí)堆載作用引起的樁身側(cè)向位移關(guān)系曲線見圖5?？芍?，隔離樁嵌巖段側(cè)向位移近似為零，淤泥層的樁身位移隨深度減少逐漸增加，在樁頂側(cè)向位移達(dá)到最大值。各級(jí)堆載作用下樁身位移分布大致相同，隨堆載高度的增加樁頂位移有較大的增加，第三級(jí)堆載完成時(shí)樁頂最大位移達(dá)到137 mm。

圖5 不同堆載工況下樁身側(cè)向位移曲線

在各級(jí)堆載作用下單排樁樁身最大彎矩的變化見圖6?？芍?，隨著堆載體的增高，單排樁樁身彎矩有較大的增加，當(dāng)堆載全部完成時(shí)，樁身最大正彎矩為2 382 kN·m，最大負(fù)彎矩為-1 555 kN·m，均不超過單排灌注樁的設(shè)計(jì)彎矩。

圖6 各工況下單排樁樁身最大彎矩

2.3 雙排矩形隔離樁

雙排隔離樁結(jié)構(gòu)為2排相互平行的鉆孔灌注樁和樁頂剛性冠梁組成的空間超靜定結(jié)構(gòu)，因此具有整體剛度大的特點(diǎn)。同時(shí)前后排樁端阻力、側(cè)摩阻力和樁側(cè)土壓力形成一對(duì)力偶減小排樁側(cè)向位移，使雙排樁具有良好的隔離效果。采用矩形布置的雙排鉆孔灌注樁后排樁距鐵路路基坡腳1.25 m，前排樁距坡腳5 m，雙排灌注樁立面布置參見圖1(a)。鉆孔灌注樁直徑1.25 m，底部嵌入弱風(fēng)化花崗巖5 m。同一排鉆孔灌注樁中心距為2倍樁徑，前后排樁中心距為3倍樁徑。鉆孔灌注樁和樁頂冠梁截面特性以及材料參數(shù)參見表 4、表 5。

雙排樁隔離前后計(jì)算斷面土體側(cè)向位移曲線見圖7。可知，由于深厚軟土層中隔離樁柔度較大，軟土側(cè)向擠壓將導(dǎo)致隔離樁出現(xiàn)明顯側(cè)向位移，因此采用雙排隔離樁治理路基仍然存在一定側(cè)向位移。隔離前后計(jì)算斷面土體側(cè)向位移曲線形狀大致相同，但數(shù)值上有顯著減小，主要由于雙排隔離樁樁頂冠梁剛性連接而樁端嵌固，前后排樁形成一個(gè)剛度較大的整體，其轉(zhuǎn)動(dòng)慣量大，水平抗彎能力較單排樁有顯著提高。當(dāng)堆載高度為3，6，8 m時(shí)，在施作雙排隔離樁之后表面計(jì)算點(diǎn)位移分別為8，31，46 mm，相對(duì)隔離前分別減小80%，64%，62%。同樣隨著堆載高度的增加，雙排隔離樁的隔離效果逐漸降低。

圖7 不同堆載高度計(jì)算斷面土體側(cè)向位移曲線

不同堆載厚度下前后排隔離樁樁身側(cè)向位移曲線見圖8。可知，樁側(cè)填土厚度較小時(shí)，前排樁樁身側(cè)向位移曲線呈弓型；隨著樁身側(cè)向位移進(jìn)一步增大，冠梁對(duì)樁頂位移減小作用有限，樁身側(cè)向位移曲線呈開口型。樁身側(cè)向位移隨堆載厚度的增加有較大增長(zhǎng)，堆載高度8 m時(shí)樁頂側(cè)向位移達(dá)到59 mm。前排樁在樁側(cè)水平土壓力作用下發(fā)生變形為被動(dòng)樁，而后排樁主要在樁頂承受冠梁荷載并主動(dòng)向樁側(cè)土體傳遞應(yīng)力為主動(dòng)樁。因此前后排隔離樁的變形曲線有較大的差異，說明軟土地基中隔離樁水平抗力主要來自于嵌巖段，在樁身側(cè)向位移下淤泥層的被動(dòng)土壓力較小。

圖8 不同堆載高度下前后樁側(cè)向位移曲線

針對(duì)路基表面計(jì)算點(diǎn)側(cè)向位移，不同隔離樁治理方式下隨堆載工況的變化曲線見圖9?？芍床扇≈卫泶胧r(shí)計(jì)算點(diǎn)側(cè)向位移隨加載工況的進(jìn)行呈大斜率快速增大。單排隔離樁下不同加載工況計(jì)算點(diǎn)側(cè)向位移曲線斜率較未治理曲線有所平緩，但斜率仍較大，側(cè)向位移值降低幅度小。雙排隔離樁下計(jì)算點(diǎn)側(cè)向位移曲線斜率明顯較未治理時(shí)與單排隔離樁時(shí)平緩，且側(cè)向位移有大幅度的降低。對(duì)比而言，雙排隔離樁具有較優(yōu)的位移控制效果。

圖9 不同工況路基表面計(jì)算點(diǎn)側(cè)向位移曲線

3 結(jié)論

1)未采取治理措施時(shí)，軟土地基的側(cè)向位移隨堆載寬度和高度的增加而增加，三級(jí)堆載過程中引起的軟土地表位移由40 mm上升至124 mm。水泥攪拌樁加固深度對(duì)側(cè)向堆載引起的土層位移有一定控制作用。

2)采用單排隔離樁治理時(shí)，對(duì)堆載作用下引起的軟土側(cè)向位移有一定的控制作用，較無隔離樁治理時(shí)軟土側(cè)向位移減少約為15%～30%，隨堆載高度增加，單排樁隔離效果有所減弱。

3)采用雙排矩形隔離樁治理措施時(shí)，對(duì)堆載作用下引起的軟土側(cè)向位移控制作用明顯，較無隔離樁治理時(shí)軟土側(cè)向位移減少約60%～80%，同樣隨堆載高度的增加，隔離效果有所減弱。

4)隨著側(cè)向堆載的增加，雙排隔離樁對(duì)應(yīng)的地層位移量以及位移發(fā)展速率均小于單排隔離樁，對(duì)軟土地層位移控制效果較優(yōu)，同時(shí)樁體本身變形量較小，自身穩(wěn)定性較好。