靳志超, 陳志堅

(河海大學(xué) 地球科學(xué)與工程學(xué)院, 江蘇 南京 211100)

軟土廣泛分布在我國沿海及三角洲等區(qū)域,通常具有含水率高、壓縮模量大、抗剪強(qiáng)度低、透水性差、承載力低等特點(diǎn)[1],給上部工程帶來各種各樣的危害,對施工和運(yùn)營都造成很大影響。因此在軟土地基上施工之前,需要對其進(jìn)行預(yù)處理,使其固結(jié),提高強(qiáng)度[2-3],處理方法有堆載預(yù)壓法、真空預(yù)壓法、反壓護(hù)道法、化學(xué)加固法、換填墊層法等[4]。曾芳金等[5]通過模型試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法來模擬沉井在被不同真空預(yù)壓程度處理后的軟土地基中的下沉,結(jié)果顯示土體含水率由61.2%下降到40.6%后,軟土地基對沉井的自重載荷提高了250%。黃朝煊[6]推求了超固結(jié)淤泥質(zhì)地基土任意固結(jié)度下地基土總應(yīng)力抗剪強(qiáng)度指標(biāo)解析計算式,表明了任意固結(jié)度下地基土抗剪強(qiáng)度指標(biāo)隨固結(jié)度的增加而增加。齊永正等[7]分析排水預(yù)壓加固軟基強(qiáng)度增長理論的研究現(xiàn)狀,推導(dǎo)出了只含有效應(yīng)力強(qiáng)度指標(biāo)的強(qiáng)度增長計算式,該式計算結(jié)果與工程實測值相符。閆澍旺等[8]應(yīng)用有效應(yīng)力法分析了土體固結(jié)引起強(qiáng)度增長的機(jī)制和計算,提出不排水條件下考慮土體強(qiáng)度增長的地基承載力分析方法。

對于大型沉井來說,其自重和規(guī)模都較大,若地基未經(jīng)過處理,則難以滿足施工要求[9],一般都會采用砂墊層結(jié)合砂樁處理的方法對其進(jìn)行加固[10],如江陰長江大橋北錨碇沉井、南京長江四橋北錨碇沉井、馬鞍山長江大橋南北錨碇沉井以及本文研究的龍?zhí)堕L江大橋南錨碇沉井。在沉井接高過程中,底部土體及砂樁改良地基在上部載荷的作用下會產(chǎn)生一定的固結(jié),超靜孔隙水壓力消散,有效應(yīng)力提高,土體強(qiáng)度也隨之提高[11],為下一級沉井的接高施工提供條件。

眾多學(xué)者都在研究沉井地基特性方面取得重要成果。許增會[12]結(jié)合現(xiàn)場試驗,對高置換率擠密砂樁加固軟土地基單樁承載力進(jìn)行分析計算,發(fā)現(xiàn)其承載力高于普通砂樁,超靜孔隙水壓力消散更快。陳培帥等[13]對某大型沉井砂樁復(fù)合地基的承載力進(jìn)行計算結(jié)果表明,砂樁復(fù)合地基固結(jié)完成后的承載力分別比天然地基提高了68%和80%。王正振等[14]以某巨型沉井為研究對象,針對不同的墊層材料、墊層厚度和砂樁間距共進(jìn)行了9組靜載試驗,結(jié)果表明,厚墊層-砂樁加固軟土地基效果十分理想。張治成等[15]運(yùn)用ABAQUS軟件中的顯式動態(tài)法模擬了沉井的突沉行為結(jié)果表明,沉井突沉是由于局部土體損傷失效帶動周圍大面積土體損傷演化所產(chǎn)生的。

綜上所述,之前的研究都未將具體工程與數(shù)值模擬相結(jié)合計算實際的地基強(qiáng)度增長量。因此,本文借助有限元軟件對龍?zhí)堕L江大橋南錨碇特大型沉井前3節(jié)接高過程進(jìn)行模擬,研究計算軟土地基在施加附加應(yīng)力后,超靜孔壓的增長與消散情況,以及固結(jié)后地基強(qiáng)度的增長情況,對比有效應(yīng)力法和規(guī)范法的計算結(jié)果差異,可為大型沉井接高過程中考慮地基固結(jié)強(qiáng)度提高及優(yōu)化施工方案提供一定的參考借鑒。

1 抗剪強(qiáng)度增長理論

我國對軟土強(qiáng)度增長規(guī)律的研究可以追溯到20世紀(jì)60年代初期,分別由曾國熙等[16]和沈珠江[17]提出了有效應(yīng)力法和規(guī)范法(有效固結(jié)壓力法)。兩者均基于Mohr-Coulomb破壞準(zhǔn)則,是一種由強(qiáng)度指標(biāo)計算土體抗剪強(qiáng)度的方法,但由于計算原理不同,兩者在強(qiáng)度指標(biāo)、應(yīng)力增量等方面的選取存在較大差異[18]。

1.1 有效應(yīng)力法

地基中某一時刻的抗剪強(qiáng)度τf可表示為[19]

τf=τ0+Δτfc-Δτfτ。

(1)

式中:τ0為地基中某點(diǎn)的天然抗剪強(qiáng)度; Δτfc為因固結(jié)產(chǎn)生的抗剪強(qiáng)度增量; Δτfτ為因剪切蠕變產(chǎn)生的抗剪強(qiáng)度衰減量。

事實上,由于剪切蠕變產(chǎn)生的抗剪強(qiáng)度衰減量目前還難以計算,因此將其省略并加上折減系數(shù)η,可將式(1)改寫為

τf=η(τ0+Δτfc)。

(2)

式中,η為考慮剪切蠕變等因素對抗剪強(qiáng)度造成影響的折減系數(shù),η值與土的性質(zhì)有關(guān),工程實踐中,一般η=0.75～0.90,地基中某點(diǎn)的剪應(yīng)力越大,剪切蠕變的作用就越為顯著,則η就取較低值,反之則需取較高值。

通常地基土的抗剪強(qiáng)度可表示為

τf=σ′tanφ′。

(3)

式中:φ′為土的有效內(nèi)摩擦角;σ′為剪切面上的有效壓應(yīng)力。

式(3)可化為與有效最大主應(yīng)力σ′1的關(guān)系:

(4)

由于地基固結(jié)增長的強(qiáng)度

(5)

式中:Δu為因上部載荷引起地基某點(diǎn)的孔隙水壓力增量;Δσ1為載荷所引起的地基中某一點(diǎn)的最大主應(yīng)力增量;U為地基中某點(diǎn)的固結(jié)度,可用平均固結(jié)度代替。

將式(5)代入式(2)得:

τf=η[τ0+kUΔσ1]。

(6)

1.2 規(guī)范法

規(guī)范法源于沈珠江[17]最初提出的有效固結(jié)壓力法,公式為

Δτ=Δσ′ctanφc。

(7)

式中:Δτ為地基土的抗剪強(qiáng)度增長量;Δσ′c為地基中某點(diǎn)在破壞前的有效固結(jié)壓力增量;φc為有效固結(jié)壓力法對應(yīng)的內(nèi)摩擦角。

式(7)可改寫為

Δτ=Δσ′1tanφcu=ΔσUtanφcu。

(8)

式中:Δσ′1為豎向有效應(yīng)力增量;Δσ為豎向附加應(yīng)力增量;φcu為固結(jié)不排水剪切試驗得到的地基土內(nèi)摩擦角。

式(8)是《建筑地基處理技術(shù)規(guī)范》(JGJ 79—2012)推薦的公式[19],基于有效固結(jié)壓力法在土體不等向固結(jié)條件下推導(dǎo)而來[20],用于計算正常飽和黏性土地基某點(diǎn)某一時間的抗剪強(qiáng)度。

土的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的測定一般采用室內(nèi)試驗以及原位試驗。室內(nèi)試驗會在取土過程中造成擾動,影響結(jié)果,而在沉井接高過程中,又很難進(jìn)行原位實驗直接獲得土體抗剪強(qiáng)度增長量[21]。因此,本文借助有限元軟件導(dǎo)出計算土體抗剪強(qiáng)度所需數(shù)據(jù),為研究土體強(qiáng)度變化規(guī)律提供新的思路,給類似的工程建設(shè)提供參考。

2 工程概況

南錨碇沉井共分9節(jié),第1節(jié)為鋼殼混凝土沉井(圖1),平面尺寸為73.8 m×57.0 m,高8 m,井壁厚度2.2 m,隔墻厚度1.4 m,中間按5×6的排列方式共設(shè)置了30個矩形井孔;第2～第9節(jié)均為鋼筋混凝土沉井,井壁厚度2.3 m,隔墻厚度2.0 m,平面尺寸為73.4 m×56.6 m,第2～第3節(jié)高6 m,第4～第6節(jié)高5 m,第7～第8節(jié)高4 m,第9節(jié)高7 m。

圖1 第1節(jié)沉井結(jié)構(gòu)示意

圖2 南錨錠處地層剖面

3 有限元建模

因沉井接高前3節(jié)后進(jìn)行下沉工作,所以本文研究范圍為第1～第3節(jié)的接高制作階段。沉井結(jié)構(gòu)與地基有限元模型如圖3所示。X軸方向為順橋向,正方形朝南,Y軸方向為橫橋向,正方形朝東,Z軸方向為豎直方向,正方形朝上。

圖3 沉井結(jié)構(gòu)與地基土體有限元模型

沉井前3節(jié)共分5次制作接高,第1次為第1節(jié)鋼殼混凝土澆筑,第2次、第3次對角澆筑第2節(jié)沉井,第4次、第5次對角澆筑第3節(jié)沉井。不同批次澆筑的混凝土之間均采用綁定接觸。除第1節(jié)混凝土澆筑5 d后養(yǎng)護(hù)40 d之外,第2節(jié)、第3節(jié)混凝土每次對角澆筑均只有2 d后養(yǎng)護(hù)7～10 d不等。沉井結(jié)構(gòu)采用八節(jié)點(diǎn)六面體三維應(yīng)力單元(C3D8),共有3 294個實體單元。

考慮滲流固結(jié)的影響,地基土體規(guī)模設(shè)置為400 m×400 m,基于比奧固結(jié)理論和修正劍橋模型的流固耦合模型進(jìn)行模擬計算。沉井底部向下12 m,向四周外擴(kuò)10 m均為砂樁改良地基。地基土體的網(wǎng)格劃分采用八節(jié)點(diǎn)六面體孔壓單元(C3D8P),共劃分有11 718個實體單元。約束地基模型四周的水平位移以及底面的豎向位移,地基頂面為自由面。同時將地表及四周設(shè)為排水面,底部邊界不透水。

根據(jù)工程地質(zhì)勘察報告以及鄰近工程獲取的經(jīng)驗值,地基土體計算參數(shù)如表1所示,表中c為土體黏聚力,φ為摩擦角,M為臨界狀態(tài)線在p-t(平均應(yīng)力-時間)平面上的斜率,λ為等向固結(jié)壓縮曲線在e-lnp(e為地基土孔隙度)上的斜率,к為多孔介質(zhì)彈性對數(shù)體積模量,ν為泊松比,e0為初始孔隙比,p0為初始平均應(yīng)力。

表1 土體物理力學(xué)參數(shù)

4 計算結(jié)果與分析

4.1 地基滲透性影響

沉井所處的地基屬軟土地基,為保障接高期間地基土體不被破壞,規(guī)范中要求兩次混凝土澆筑的間隔期地基超靜孔壓需消散70%以上。選取沉井中間區(qū)域埋深分別為10、20、30、40、50 m的5個觀測點(diǎn),得到接高期間超靜孔壓變化如圖4所示。

圖4 地基土體超靜孔壓變化

從圖4中可以看到,5次澆筑開始時,點(diǎn)2(埋深20 m)至點(diǎn)5(埋深50 m)的超靜孔壓在2 d內(nèi)均會快速上升,達(dá)到2 kPa以上,且深度越深,超靜孔壓增長越小,臨近澆筑完成后超靜孔壓增長速度才有所下降,并于澆筑完成后達(dá)到最高點(diǎn)。之后的養(yǎng)護(hù)中,超靜孔壓開始下降,速度由快至緩。但點(diǎn)1(埋深10 m)位于滲透性較好的砂樁改良地基內(nèi)排水路徑較短,因此相對于其他點(diǎn)其超靜孔壓在整個接高期間變化不明顯?？傮w來看,每次養(yǎng)護(hù)期間地基土體的超靜孔壓消散程度均滿足規(guī)范要求,且都能在下次澆筑時消散95%以上。

由于砂樁改良地基良好的滲透性,大量的孔隙水都從其中排出,為了使結(jié)論具有普適性,本節(jié)偏保守將周圍天然粉質(zhì)黏土的滲透系數(shù)作為砂樁改良地基的滲透系數(shù),研究混凝土澆筑的時間間隔是否會受到超靜孔壓消散過程的控制。計算結(jié)果如圖5所示。

圖5 地基土體(無砂樁)超靜孔壓變化

從圖5中可以看到,在沒有砂樁改良地基的情況下,超靜孔壓的變化規(guī)律與圖4相類似,但沉井澆筑完成后,超靜孔壓的消散速度相對較小,點(diǎn)1(埋深10 m)與點(diǎn)2(埋深20 m)的超靜孔壓也出現(xiàn)較大幅度增長,其余觀測點(diǎn)的超靜孔壓增幅則相對較小。

5次養(yǎng)護(hù)期間,點(diǎn)1的超靜孔壓在澆筑完成后的2 d內(nèi)均能消散70%以上,點(diǎn)5的超靜孔壓在澆筑完成后的3 d內(nèi)均能消散70%以上,其余3個觀測點(diǎn)的超靜孔壓消散速度位于二者之間。因此,每次混凝土養(yǎng)護(hù)期間,地基土體的超靜孔壓消散程度仍可在較短時間內(nèi)達(dá)到規(guī)范要求。

綜上所述,在沉井前3節(jié)的混凝土澆筑過程中,由于沉井底面地基土尚未被封底混凝土封閉,地基土排水通暢,對于粉質(zhì)黏土地基,每次混凝土澆筑完成后,在3 d內(nèi)超靜孔隙水壓力消散程度即可滿足規(guī)范要求。故沉井混凝土澆筑的時間間隔不受超靜孔隙水壓力消散過程控制,而是主要受控于沉井混凝土的齡期和強(qiáng)度形成情況。

4.2 基于有效應(yīng)力法的地基強(qiáng)度計算

利用式(6)對該沉井地基抗剪強(qiáng)度進(jìn)行計算分析。 土體力學(xué)參數(shù)參照表1, 最大主應(yīng)力增量取值從有限元軟件計算結(jié)果中導(dǎo)出, 均選取各層土體中部位置。 由于此模型附加剪應(yīng)力較小, 暫將η設(shè)置為0.9來計算。 沉井共分5次接高, 分別用1、 2-1、 2-2、 3-1、 3-2代表沉井首節(jié)接高后、第2節(jié)第1次接高后、 第2節(jié)第2次接高后、 第3節(jié)第1次接高后、 第3節(jié)第2次接高后。地基強(qiáng)度計算結(jié)果如表2所示。

表2 有效應(yīng)力法地基強(qiáng)度計算結(jié)果

地基抗剪強(qiáng)度計算結(jié)果顯示: 隨著沉井的接高,不同深度土層的抗剪強(qiáng)度均不斷提高, 其中砂樁改良地基與粉質(zhì)黏土夾粉土層抗剪強(qiáng)度增長率較大, 截止到沉井前3節(jié)接高完畢后抗剪強(qiáng)度分別增長了67.3%和53.6%。 由于折減系數(shù)η的影響, 粉細(xì)砂層和中粗砂層在沉井接高后強(qiáng)度出現(xiàn)小幅度的下降, 將第1節(jié)沉井澆筑后作為初始強(qiáng)度, 這2層土層抗剪強(qiáng)度均有所提升, 截止到沉井前3節(jié)澆筑完畢后, 粉細(xì)砂層和中粗砂層抗剪強(qiáng)度分別增長了11.8%和4.6%。 若將η取值為1, 即不考慮剪切蠕變等因素對抗剪強(qiáng)度值造成的影響, 則該2層土體抗剪強(qiáng)度總是呈現(xiàn)上升趨勢, 與土體天然初始強(qiáng)度相比, 抗剪強(qiáng)度增長率也分別達(dá)到了16.4%和7.0%。 除中粗砂層外,隨著沉井的接高, 每一次接高后抗剪強(qiáng)度增長量均有小幅度提升, 這是由于上部載荷不斷增大, 對土體擠密壓實的效果越來越好。 而對于底部的中粗砂層來說, 本就處于較大的天然應(yīng)力場中, 已經(jīng)得到充分的固結(jié), 上部附加應(yīng)力也很難傳遞到該層中, 所以無論是每次接高后抗剪強(qiáng)度增長量還是前3節(jié)全部澆筑完畢后的抗剪強(qiáng)度增長量均較小。

4.3 基于規(guī)范法的地基強(qiáng)度計算

根據(jù)《建筑地基處理技術(shù)規(guī)范》(JGJ 79—2012)進(jìn)行計算,不同地基土體中心處的豎向附加應(yīng)力從模擬結(jié)果中導(dǎo)出,φcu由三軸不排水實驗測定。計算結(jié)果如表3所示。

表3 規(guī)范法地基強(qiáng)度計算結(jié)果

隨著沉井的接高,各層地基強(qiáng)度也在提高。截止到接高施工結(jié)束,各層地基強(qiáng)度相較于初始天然強(qiáng)度,分別達(dá)到了192.0%、48.9%、23.8%、14.5%。其中,砂樁改良地基強(qiáng)度的提升最為明顯,這與它位于地表最淺層接受沉井壓實作用最強(qiáng)有關(guān)。砂樁地基與中粗砂層的強(qiáng)度增長量在每次接高后均有下降,但其余2層土體該現(xiàn)象并不明顯。

4.4 有效應(yīng)力法與規(guī)范法計算結(jié)果討論

將有效應(yīng)力法與規(guī)范法計算結(jié)果置于圖6中,由圖6可以看出,隨著沉井的接高,兩種方法計算出的地基強(qiáng)度均隨之增大,不同的是,除粉質(zhì)黏土夾粉土層外,規(guī)范法得出的抗剪強(qiáng)度以及強(qiáng)度增長量在不同接高階段均大于有效應(yīng)力法,這與有效應(yīng)力法中的折減系數(shù)和φ′、φcu的區(qū)別有關(guān)。強(qiáng)度增長較大的土層為砂樁改良地基和粉質(zhì)黏土夾粉土層,而深度土層強(qiáng)度增長幅度較小,即上部載荷向土層深度傳遞時存在衰減效應(yīng)。有效應(yīng)力法中粉細(xì)砂層和中粗砂層的抗剪強(qiáng)度在沉井首次接高后出現(xiàn)小幅度下降,這是因為折減系數(shù)的取值過小。規(guī)范法中粉質(zhì)黏土夾粉土層的抗剪強(qiáng)度在首次接高后出現(xiàn)下降,并且其強(qiáng)度在首節(jié)沉井接高后便始終低于砂樁改良地基,這是由于砂樁改良地基作為沉井的主要承載地基和優(yōu)良的排水通道,在承擔(dān)上部附加應(yīng)力時發(fā)揮了重要的作用。

圖6 兩種計算方法的地基強(qiáng)度結(jié)果對比

5 結(jié) 論

本文利用有限元軟件,對龍?zhí)堕L江大橋南錨碇沉井前3節(jié)接高施工過程進(jìn)行模擬,觀察其超靜孔壓消散情況,采取有效應(yīng)力法和規(guī)范法對沉井地基抗剪強(qiáng)度的增長進(jìn)行計算,并對兩種方法得出的結(jié)果進(jìn)行討論,得出結(jié)論如下:

1) 隨著沉井的接高澆筑,土體含水率降低,地基發(fā)生固結(jié),沉井下部土層抗剪強(qiáng)度得到提升。載荷向地基深部傳遞存在衰減效應(yīng),淺部的土層強(qiáng)度提升較大,深部土層強(qiáng)度提升有限。

2) 在每次混凝土澆筑完成后的70 h內(nèi),超靜孔隙水壓力消散70%以上,滿足規(guī)范要求,故沉井混凝土澆筑的時間間隔不受超靜孔隙水壓力消散過程控制,而是主要受控于沉井混凝土的齡期和強(qiáng)度形成情況。

3) 規(guī)范法得出的抗剪強(qiáng)度計算結(jié)果比有效應(yīng)力法大,在工程實踐中若為保守取值,可以選擇有效應(yīng)力法進(jìn)行計算。