京石客專聲屏障樁基礎(chǔ)受力特性數(shù)值分析

孫建超，葉朝良，劉堯軍

（1.陜西鐵路工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院，陜西渭南 714000；2.石家莊鐵道大學(xué)土木工程學(xué)院，河北石家莊 050043）

聲屏障是隔離鐵路噪聲的有效方式，作用在聲屏障上的荷載主要有結(jié)構(gòu)自重、風(fēng)荷載、列車風(fēng)引起的脈動力3部分［1］，聲屏障基礎(chǔ)的穩(wěn)固性直接影響聲屏障的使用性能和列車運(yùn)營安全。

對聲屏障下采用大直徑、長度短的樁基礎(chǔ)，其設(shè)計(jì)參數(shù)缺乏應(yīng)有的數(shù)據(jù)積累，獲得參數(shù)最直接的方法就是現(xiàn)場的靜載試驗(yàn)，然而由于受到經(jīng)費(fèi)和設(shè)備的限制，到目前為止對鐵路聲屏障樁基礎(chǔ)進(jìn)行靜載試驗(yàn)的還很少，基本沒有試樁的資料。胡海軍用ANSYS對豎向荷載作用下的樁基礎(chǔ)進(jìn)行了承載力、沉降分析［2］；王姍對鐵路聲屏障樁基礎(chǔ)進(jìn)行了豎向承載力的驗(yàn)算［3］；范臻輝等對豎向荷載作用下大直徑樁荷載傳遞機(jī)理進(jìn)行了數(shù)值分析，不同的樁長、樁徑對荷載－沉降曲線的影響［4］；孫鳳珍對高鐵聲屏障結(jié)構(gòu)的受力進(jìn)行了分析計(jì)算［5］，王宏朝等對高速鐵路聲屏障在列車風(fēng)與自然風(fēng)作用下進(jìn)行了數(shù)值分析［6］。以往的研究對鐵路聲屏障樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)、施工及聲屏障的模擬計(jì)算進(jìn)行了分析，然而對其樁基礎(chǔ)的受力分析還沒有，以往的聲屏障基礎(chǔ)的樁徑及樁長的選擇都不盡相同，設(shè)計(jì)參數(shù)缺少研究資料和統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)。

鑒于此，本文針對路基聲屏障的單樁基礎(chǔ)進(jìn)行數(shù)值分析，在各級荷載的作用下，得到了樁頂位移和樁身內(nèi)力的分布情況，確定了樁基的承載力，并且分析了不同樁徑、樁長、樁身混凝土對樁身承載力的影響，對進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)提供重要的參考。

1 工程實(shí)例

京石客運(yùn)專線正定機(jī)場段合家莊村旁邊的路基聲屏障采用樁基礎(chǔ)，路基填料采用改良的B 級細(xì)圓礫土。本區(qū)段位于平原區(qū)地形平坦開闊，地面起伏不大，本段地層為第四系全新統(tǒng)沖洪積層和第四系上更新統(tǒng)沖洪積層，主要為粉質(zhì)黏土。

該段聲屏障樁基礎(chǔ)為鋼筋混凝土灌注樁，采用機(jī)械鉆孔施工，樁長6 m，樁徑為800 mm，樁間距為4m，配筋為13根HRB335鋼筋，樁身混凝土為C30。

2 數(shù)值分析

2.1 模型建立

運(yùn)用ABAQUS有限元計(jì)算軟件，對該聲屏障樁基礎(chǔ)進(jìn)行豎向受力分析，模擬中，要在模型中的各個(gè)構(gòu)件上建立表面，并建立接觸對，采用主－從接觸算法，選擇主、從表面的原則是：從屬表面的網(wǎng)格劃分更加精細(xì)，若網(wǎng)格密度相近，應(yīng)選擇較柔軟的材料表面為從屬表面，本文選擇土體表面為從屬表面，樁體表面為主控表面，樁－土接觸采用摩爾－庫侖摩擦罰函數(shù)形式［7－8］。假定樁身為線彈性材料，土體為服從Mohr－Coulomb屈服準(zhǔn)則的均質(zhì)彈塑性體，不考慮土體的剪脹；不考慮樁底的滑動，土體的連續(xù)性和物理參數(shù)不受單樁存在的影響；單樁和土體都采用三維有限元模型［9］。根據(jù)實(shí)際工程情況，建立了直徑為800mm 的單樁三維空間有限元模型，樁長為6m，入土深度為6m。根據(jù)現(xiàn)場試驗(yàn)情況，建立路基的土體模型，土體形狀為長方體。由于本試驗(yàn)的4根單樁的設(shè)計(jì)參數(shù)和樁周土體完全相同，所以本章只模擬一根單樁的情況，其他三根單樁的情況相同，不考慮群樁效應(yīng)。路基橫斷面取路基的實(shí)際橫斷面，路基頂面寬13.6m，采用1∶1.5的邊坡，路基坡腳兩邊各取5m 的寬度，長度方向取10倍的樁徑8m，樁底土深度取10m。土體分為2層，上層為人工的路基填土，下層為地基土體。整體模型的網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 整體模型的網(wǎng)格劃分圖Fig.1 Mesh of whole model

2.2 參數(shù)說明

樁身混凝土為C30，鋼筋為HRB335，根據(jù)假定樁身為線彈性材料，混凝土以及鋼筋的強(qiáng)度等級折合計(jì)算樁身的彈性模量E為3.167×104MPa，密度為2 400kg／m3，泊松比μ為0.17。土的粘聚力c和內(nèi)摩擦角φ可通過室內(nèi)三軸試驗(yàn)確定，土的楊氏模量和泊松比是線彈性模型的基本參數(shù)，根據(jù)試驗(yàn)和參考相關(guān)文獻(xiàn)［9－12］，計(jì)算中取樁土參數(shù)如表1所示。

表1 樁土參數(shù)表Tab.1 Parameters of pile and soil

2.3 加載方式

豎向荷載的加載方式和靜載試驗(yàn)［13］加載方式相同，預(yù)估最大荷載為1 500kN，分級荷載為預(yù)估最大荷載的1／10，第一級荷載采用給樁頂施加分級荷載的2倍，以后每級荷載按分級荷載遞增。

2.4 初始地應(yīng)力平衡

初始地應(yīng)力主要是由地層中巖土體的自重和地質(zhì)構(gòu)造作用引起的，是天然條件下地層中所存在的應(yīng)力。初始地應(yīng)力場在巖土工程的數(shù)值分析中是非常重要的，對于樁土共同作用的問題，地應(yīng)力平衡的結(jié)果是土體中只有自重應(yīng)力，而位移近似為零的狀態(tài)。

因此，在有限元分析之前，應(yīng)該首先計(jì)算土中的地應(yīng)力，進(jìn)行地應(yīng)力平衡。針對本試驗(yàn)樁的情況，簡化認(rèn)為自重應(yīng)力場就是初始應(yīng)力場，根據(jù)本模型的情況，可按照先對土體施加自重進(jìn)行計(jì)算，得出自重應(yīng)力，形成應(yīng)力文件，然后用＊initial conditions，type＝stress，input＝×××命令進(jìn)行平衡［10］。平衡后土體位移見圖2。

2.5 計(jì)算結(jié)果及分析

1）模擬計(jì)算

模擬計(jì)算的豎向荷載下單樁的P－s曲線與實(shí)測值對比見表2，對比的荷載－沉降曲線見圖3。

圖2 地應(yīng)力平衡后土體位移Fig.2 Soil displacement after stress balance of model

表2 實(shí)測沉降與計(jì)算沉降表Tab.2 Measured settlement and calculation settlement

圖3 模擬值與實(shí)測結(jié)果對比Fig.3 Comparison between the measured and calculation settlement at the top of pile

對比模擬結(jié)果與實(shí)測值，總體上來看，ABAQUS能夠較好地模擬單樁抗壓靜載試驗(yàn)［7］中樁頂荷載與位移的關(guān)系曲線。與實(shí)測值相比，在750kN 到1 350kN 模擬值與實(shí)測值差距較大，模擬值整體都偏小，可能是由于計(jì)算中設(shè)置的樁土參數(shù)偏于保守。

2）樁身軸力計(jì)算

在ABAQUS 的后處理中，可以通過cutting surface定義界面，然后用section print輸出軸力sof［11］，本計(jì)算中定義的界面依次為樁頂下1，2，3.5，5，6m 共5個(gè)截面，通過計(jì)算求出了樁身各斷面的軸力，樁身軸力曲線如圖4、圖5、圖6所示，從圖中可以看出，樁身軸力沿樁身遞減，隨著荷載的增大，各斷面軸力也逐漸增大，到樁底時(shí)，由于樁側(cè)摩阻力的作用，樁頂荷載大部分被樁側(cè)摩阻力克服，樁底的軸力最大只占樁頂荷載的7%，樁頂荷載主要由樁側(cè)摩阻力承載。

圖4 300kN 荷載下樁身軸力曲線Fig.4 Axial force curves of pile under 300kN

圖5 900kN 荷載下樁身軸力曲線Fig.5 Axial force curves of pile under 900kN

3）樁側(cè)摩阻力計(jì)算

按照提取軸力時(shí)的界面劃分，把樁側(cè)土層從樁頂依次編為0～1土層、1～2土層、2～3土層、3～4土層和4～5土層共5層，由各截面軸力計(jì)算的樁側(cè)平均摩阻力如圖7所示。從圖7可以看出，除0～1土層在750kN 后有下降外，其他土層側(cè)摩阻力都隨荷載增大而增大，表明0～1土層側(cè)摩阻力已快發(fā)揮到極限，1～2土層的側(cè)摩阻力最大，樁頂荷載主要由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)。

圖6 1 500kN 荷載下樁身軸力曲線Fig.6 Axial force curves of pile under 1 500kN

圖7 各級荷載下樁側(cè)各土層摩阻力的計(jì)算值Fig.7 Side resistance－settlement curves under the loads

4）樁長、樁徑、樁身彈性模量對樁頂沉降的影響

①樁長的影響。本聲屏障樁長為6 m，在樁徑和土體參數(shù)不變的情況下，考慮樁長分別取4m，10 m，經(jīng)過有限元計(jì)算可以得到不同荷載下樁頂沉降與荷載的關(guān)系曲線如圖8所示。

圖8 不同樁長的樁頂荷載與位移關(guān)系曲線Fig.8 Load－settlement curves for different length of pile

從圖8可以看出，在其他參數(shù)不變的情況下，樁長越長，在相同荷載下樁頂沉降越小，這也是摩擦型樁的特點(diǎn)，樁越長與樁側(cè)土體的接觸面積越大，樁側(cè)的摩阻力越大，樁頂?shù)某两翟叫　?/p>

②樁徑的影響。在樁長、樁身材料參數(shù)和土體參數(shù)不變的情況下，分別考慮取樁徑為600，1 000，1 200mm，經(jīng)過有限元計(jì)算可以得到不同荷載下樁頂沉降與荷載的關(guān)系曲線如圖9所示。

圖9 不同樁徑樁頂荷載與位移關(guān)系曲線Fig.9 Load－settlement curves for different diameter of pile

從圖9可以看出，隨著樁徑的增大，在相同荷載作用下，樁頂位移逐漸減小。在樁徑D＝600mm的時(shí)候，樁頂沉降最大，承載力減小。而在樁徑為800，1 000，1 200mm 的情況下，相同荷載下樁頂?shù)某两当容^小，且變化不大，這充分表明了大直徑樁具有很高的承載力，但是隨著樁徑的增大，成本和施工難度增大，本工程采用的800 mm 樁徑能滿足承載力的要求，還有一定的富余。

③樁身彈性模量的影響。樁身混凝土強(qiáng)度的大小是影響彈性模量的主要因素，所以考慮取樁身混凝土為C20和C40，在其他參數(shù)不變的情況下，相應(yīng)的彈性模量近似取2.55×104MPa和3.25×104MPa分別進(jìn)行計(jì)算，可得不同荷載下樁頂沉降與荷載的關(guān)系曲線如圖10所示。

從圖10中可以看出，樁身的彈性模量對P－s曲線影響比較小，三條曲線非常接近，由于本試驗(yàn)樁樁長比較短，只有6 m 的樁長，樁頂?shù)某两抵饕蓸秱?cè)土的側(cè)摩阻力來承擔(dān)，樁身的彈性模量對樁頂?shù)某两涤绊懖淮蟆?/p>

從圖8、圖9、圖10可以看出，樁身的彈性模量對P－s曲線影響最小，隨著樁徑、樁長的增大，相同荷載下，樁頂?shù)奈灰浦饾u減小，這充分表明了大直徑長樁具有很高的承載力，但是隨著樁長、樁徑的增大，成本和施工難度增大，本試驗(yàn)樁的800 mm 樁徑、6m 樁長能滿足承載力的要求。

圖10 不同樁身混凝土樁頂荷載與位移關(guān)系曲線Fig.10 Load－settlement curves for different concrete of pile

3 結(jié) 語

通過現(xiàn)場試驗(yàn)和計(jì)算，對于本試驗(yàn)樁得出以下結(jié)論。

1）樁頂?shù)腜－s曲線呈緩變型，加到預(yù)估最大荷載時(shí)，樁頂?shù)淖畲蟪两岛苄?，只?.37mm 左右，樁的豎向承載性能還沒有完全發(fā)揮出來。

2）通過計(jì)算樁身的軸力和側(cè)摩阻力分布情況，樁頂荷載主要由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)，最大樁端阻力只占樁頂荷載7%。

3）在其他參數(shù)不變的情況下，樁長的大小對樁的沉降有一定的影響，樁長越長，樁頂?shù)奈灰圃叫。粡膬?nèi)力計(jì)算來看，在6 m 樁長的情況下，樁底的內(nèi)力已經(jīng)很小了，所以增加樁長對樁的豎向受力影響不大，建議采用4～5m 樁長，降低造價(jià)。

樁徑的大小對樁的沉頂沉降影響比較大，采用大直徑可以明顯提高單樁的承載力，減小樁頂?shù)淖冃?，增?qiáng)樁身的穩(wěn)定性。但是考慮到經(jīng)濟(jì)和實(shí)際的需要，本樁基礎(chǔ)采用800mm 的樁徑偏大，建議采用600mm 樁徑，樁徑過大，反而造成浪費(fèi)。

豎向荷載作用下樁身混凝土的強(qiáng)度對樁頂位移影響比較小，所以對于本聲屏障下的樁基礎(chǔ)建議采用C20混凝土，這樣既經(jīng)濟(jì)又滿足承載力的要求。

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