低承臺橋臺樁基側向受力性狀試驗與數值分析

聶如松，冷伍明，楊奇，岳健

(中南大學 土木工程學院，湖南 長沙，410075)

軟土地區橋臺樁基的受力情況比較復雜，不僅要承受上部結構自重和交通車輛傳遞下來的荷載，而且還要承受橋臺背傳遞下來的土壓力和因為臺后路基填筑對樁基產生的附加水平擠壓力及負摩擦力。因此，軟土地區橋臺區域一直是工程病害和事故的多發地帶，也是工程界關注的焦點。Springman等[1-5]利用先進的離心模型試驗技術對不同的邊界條件和不同的軟土層厚度中的橋臺樁基進行研究，取得了一系列成果；李仁平等[6-9]對軟土地區橋臺樁基進行了現場試驗方面的研究。Broms等[10-14]運用有限元方法對橋臺樁基的性狀進行分析；聶如松等[15-16]采用ADINA有限元程序對荷載作用下排樁的受力性狀進行了分析，探討了樁側土壓力的分布規律及樁-土間的土拱效應，并結合現場實測，采用有限元程序對高承臺橋臺在臺后填土過程中樁基的受力情況進行了分析。本文作者在現場測試成果的基礎上，基于 ADINA有限元程序，建立三維群樁有限元模型，研究低承臺橋臺樁基在臺后路基填土過程中樁基沉降、樁身彎矩、樁頂水平變形、樁身剪力和樁側附加水平擠壓力隨臺后填土荷載增加的變化規律。

1 現場試驗概況

隨著高速鐵路和高速公路的快速發展，如何考慮軟基橋頭路基填筑對橋臺樁基的側向影響，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段，進行了橋臺樁基在臺后填土前后軸力變化的長時間跟蹤觀測，從而確定了橋臺樁基彎矩分布及隨荷載和時間的變化規律。為軟土地區橋臺樁基受力性狀研究提供了第一手資料。

1.1 工程地質概況

根據該工程地質勘察報告，場地地層屬第四系全新統沖湖積層，主要由淤泥質黏土、粉質黏土、粉砂組成。樁長范圍內各主要土層地質資料自上而下如圖1所示。各土層的物理力學性質指標見表1。

1.2 試驗樁的設計參數

圖1所示為該橋臺與基礎的剖面圖。橋臺樁基為鉆孔灌注樁，共 12根樁，平面布置呈 3排 4列方式，如圖2所示。圖中，5號、7號、10號樁為試驗樁。臺后路基填筑段，其軟基采用袋裝砂井和堆載聯合方式進行了處理。鉆孔樁的設計樁徑為 1.0 m，樁長為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，為了設置傳感器的需要，試驗樁采用通長配筋，樁身上部16.4 m范圍內采用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置了鋼筋計，如在粉砂層中，由于厚度較大，鋼筋計按4.0 m的間距布置；在同一截面上同時采用振弦式鋼筋計和電阻應變式鋼筋計，均呈軸對稱布置，如圖3所示。各試樁自下而上設置14個測試截面，測試截面編號依次為A，B，C，D，E，F，G，H，I，J，K，L，M和N，通過專用測試儀器，可以直接讀出鋼筋應力。再根據截面配筋率，換算測試截面處樁的軸力，并分析負摩擦力和彎矩。

圖1 橋臺和基礎剖面圖Fig.1 Profile of piled abutment

表1 各土層物理力學性質指標Table 1 Physic-mechanical parameters of soils

圖2 橋臺基樁布置和試驗樁基位置Fig.2 Layout of abutment piles

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

1.3 臺后路基填土施工過程

臺后過渡段填料選擇為級配碎石加 3%的水泥，級配碎石的配合比為：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，每一層夯實后的平均厚度為25 cm，碾壓方式為先靜壓兩遍再震動壓實。過渡段填土形狀呈倒置的梯形。壓實后的重度大致為21.5 kN/m3。遠處路基和橋臺基礎修建完畢后，最后填筑過渡段。過渡段填土完畢后，再在其頂堆載2.7 m的浮土進行超載預壓。

2 有限元分析

2.1 橋臺群樁有限元模型的建立

事實上，橋臺一般都采用低承臺群樁基礎。為了更好地模擬樁基橋臺-路基-地基之間的相互作用。本文建立了低承臺群樁模型，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。模型計算參數如表2所示。

圖4 橋臺有限元模型Fig.4 Finite element model of abutment

表2 土和橋臺計算參數表Table 2 Parameters of soils and abutment

模型采用Y-Z面對稱，取橋臺的一半建立模型。X方向模型寬25.1 m，Y方向全長68.5 m，地表向下即Z向為51 m，樁端以下土體為6 d，承臺厚2 m，地表與承臺上表面持平。臺身高6 m，臺后路基高6 m，長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個側面約束Y方向的位移，X軸所垂直的2個側面約束X方向的位移，底面約束Z向位移。樁-土之間沒有設置接觸單元。臺身以及臺后填土通過生死單元來實現，承臺周邊與地基之間、承臺底面與地基之間設置接觸單元，臺背與填土之間也設置接觸單元。設置接觸單元的主要目的是要獲得臺背后的土壓力，承臺四周和承臺底面與地基土體之間摩擦因數設為接觸土體內摩擦角的正切值，為 μ=0.153，臺背與填土之間的摩擦因數μ=0.36。

2.2 計算過程

在分析求解時，第1步計算土體自重產生的初始應力場，輸出節點應力并作為初始應力文件保存；第2步建立橋臺群樁與地基土相互作用模型，導入節點初始應力，計算自重應力場。然后將橋臺單元激活和臺后路基單元分層激活，模擬橋臺臺身的修建過程和臺后路基的修建過程，計算完畢保存結果文件；第 3步，對第2步計算結果進行有限元后處理。

3 結果分析與比較

3.1 橋臺沉降比較分析

表3所示為橋臺(自重4.9 MN)修筑完畢，臺后路基填筑完時承臺A，B，C和D 4角(如圖2所示)沉降觀測值。從表中可以看出，承臺靠近路基一側的沉降大于遠離路基一側的沉降。表4所示為有限元計算結果，當臺身以及路基荷載與實測情況相當時，靠近路基一側的沉降小于實測結果，遠離路基一側的沉降大于實測結果，承臺兩側的沉降差比較小。有限元模擬了現場實際承臺重心偏移狀況，在臺身自重加載完畢時，承臺四角發生了不均勻沉降，其中靠近路基一側的沉降大于遠離路基一側的沉降，但兩者之間的差值只有0.47 mm。影響橋臺沉降的因素眾多，橋臺自身重力、地基條件、樁基實際承載力、樁身負摩擦力、軟弱土層側向變形給樁向前的推力、承臺四周土體的性質等等。模擬結果沒有承臺兩側實測沉降差大，但與實測平均沉降很接近，其主要原因是橋臺在施工過程中，承臺四周并沒有回填壓實，對承臺的約束力很小；而采用高承臺群樁模型模擬[16]，其沉降計算結果與實測結果更為接近。從這一點可以說明：在臺后路基施工之前，先回填承臺基坑，可以大大地減少橋臺前移量。

表3 實測承臺沉降表Table 3 Settlement of bearing platform

表4 有限元計算承臺沉降表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5號樁和7號樁樁身實測彎矩圖。圖6所示為低承臺橋臺在臺后路基作用下10號樁、7號樁和2號樁樁身彎矩隨填土高度變化的計算結果。

將實測結果與有限元計算結果對比分析可以發現，7號樁計算結果明顯大于5號樁和7號樁的實測結果。原因是多方面的。本文作者認為：在實際工程中，臺后地基經過袋裝砂井進行處理，在路基填筑過程中，地基土中的孔隙水大部分被排出，地基土強度有了較大提高，在相同荷載作用下，地基土體的側向變形減小，作用在樁側的土壓力也會減小，導致實測樁身彎矩小于有限元計算結果；其次，在有限元計算過程中，沒有考慮樁-土之間的相對位移，可能使計算結果大于實測結果。

圖5 橋臺樁基實測樁身彎矩圖Fig.5 Measured bending moment in piles

實測結果中樁身最大彎矩的位置更靠近地表，且樁頂彎矩與計算結果有較大差別，波動比較大。主要原因可能是在施工過程中，樁頂的彎矩結果受到外部環境的干擾比較大，臺背填土施工的影響很難人為控制。

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

對比圖6(a)，6(b)和6(c)可以發現：在相同路基荷載下，10號樁樁身彎矩大于7號樁樁身彎矩，7號樁樁身彎矩又大于2號樁樁身彎矩。樁身彎矩隨距離路基的遠近而變化，距離路基越近，樁身彎矩越大，距離路基越遠，樁身彎矩越小。這與文獻[16]中樁基計算結果一致。也與Gue等[17]報道的馬來西亞雪蘭莪州一條河上的鋼筋混凝土梁橋B橋臺樁基礎破壞所表現出來的規律一致。

3.3 樁頂水平位移、樁身最大彎矩與路基荷載的關系

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

圖7 樁頂水平位移與臺后填土荷載的關系Fig.7 Relationship of horizontal displacement of pile top and embankment behind abutment

圖7所示為低承臺橋臺樁頂水平位移與臺后路基荷載關系曲線圖。從圖7可以看出：無論是靠近路基一側的10號樁，還是遠離路基一側的2號樁，包括中間的7號樁，樁頂水平位移隨著臺后路基荷載的增加，逐漸向遠離路基一側方向偏移，表現為橋臺前移。樁頂水平位移與臺后路基荷載之間的關系呈近似直線關系。這與 Jeong等[5]的離心試驗結果所表現出來的規律一致。Stewart等[18]總結了路基填土荷載與樁身最大彎矩及樁頂水平變形的關系，發現路基荷載與樁身最大彎矩及樁頂水平變形呈雙折線關系。其中兩折線的拐點對應的路基荷載約為地基軟土層不排水抗剪強度的3倍即3su。Stewart等[18]所得結果是基于幾個工點不同情況下的測試結果，具有很大的離散性，而且對于橋臺是否是高承臺還是低承臺，沒有具體說明。聶如松等[16]對高承臺橋臺樁基樁身彎矩和樁頂位移與臺后填土荷載的關系進行了詳細地探討。認為高承臺橋臺樁基樁頂位移與臺后荷載的關系與 Stewart等[18]總結的經驗關系較為吻合。

低承臺橋臺樁基樁頂水平位移與高承臺橋臺樁頂水平相比要小得多。本文計算結果中，在臺后填土高6 m時，樁頂最大水平位移為1.4 mm左右。這一點可以充分說明：周邊土體對橋臺的約束作用效果非常明顯。因此，在橋臺設計中，采用低承臺型式可以有效地限制橋臺前移病害的發生。

圖8 樁身最大彎矩與臺后填土荷載的關系Fig.8 Calculated maximum bending moment in piles with increasing embankment load

圖8所示為低承臺橋臺樁身最大彎矩與臺后填土荷載的關系曲線。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系。靠近路基的前排樁樁身彎矩大于中間樁排的彎矩，大于遠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，樁身彎矩越小。數值計算表明：低承臺橋臺樁基樁身最大彎矩出現在樁頂處，這與高承臺橋臺樁身彎矩的位置是不同的。Springman等[1]和Jeong等[5]在離心試驗中也得到類似的結果。

3.4 樁側附加水平擠壓力和樁身剪力分析

將樁身彎矩隨樁長變化曲線用五次多項式擬合，然后求一次和二次導數可以分別得到樁身剪力分布圖和樁側附加水平擠壓力分布圖。下面以10號樁為例，分析樁身剪力和樁側附加水平擠壓力的變化規律。樁身剪力分布曲線見圖 9，樁側附加水平擠壓力分布曲線見圖10。

從圖9可以看出：樁身剪力隨著臺后填土高度的增加而增大；隨著深度的增加，先逐漸增大，達到峰值以后又逐漸減??；在距離樁頂13 m處，樁身剪力由負值轉為正值，然后隨著深度的增加而增大，在距離樁頂約20 m處達到最大值。從整體上來看，樁身剪力圖在20 m深度范圍內沿樁長呈“S”型。

從樁身剪力圖可以判斷出樁側附加水平擠壓力的分布情況。承臺和地表土層為樁基提供了一定的反力，距離承臺底部5 m深的軟土并沒有因為臺后路基荷載的影響而對樁基產生附加水平擠壓力，反而由于承臺的約束以及群樁的夾持效應為樁基提供了約束反力。5 m深度以下，到20 m深度止，軟土對樁產生了附加水平擠壓力，力的轉變對應著樁身剪力的峰值。由不同位置樁身彎矩的變化規律(如圖 6所示)，可以發現不同位置樁身剪力隨與填土的距離越遠而越小。

從圖 10可以看出樁側附加水平擠壓力的分布規律：附加水平擠壓力隨填土荷載的增加而增大；在距離承臺底面深度 5 m范圍內土體對樁產生了水平抗力，抗力分布呈近似倒三角形分布；在5～20 m深度范圍內，地基土體對樁產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]離心試驗結果是一致的。附加水平擠壓力并不是產生在整個軟土層內，樁側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 樁側附加水平擠壓力分布曲線Fig.10 Calculated lateral earth pressures on piles

4 結論

(1) 采用低承臺結構型式，并在臺后路基填土之前，先回填承臺基坑，可以有效地防止橋臺前移病害的產生。

(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離心試驗獲得的規律相一致；但與 Stewart等所總結的雙折線曲線關系不同。

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

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

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