航道重力式擋土墻地基樁承載力分析

◎ 曹洋 曹元軍

1.江蘇中泰建發集團有限公司；2.泰州職業技術學院

1.引言

航道重力式擋土墻的地基沉降超標，易造成擋土墻開裂、移位或者錯位，甚至形成輕微或者中等程度塌陷的施工質量缺陷。因而在航道整治或者新建工程中，需做好重力式擋土墻基礎的處理和過程觀測，將沉降速率控制在每晝夜＜5mm、位移速率控制在每晝夜＜3m m。在航道施工質量控制中，其巖土工程問題常采用各類計算模型進行預測，而土體參數輸入直接影響計算模型的預測效果[1]?？s徑缺陷是影響基樁承載性能的主要缺陷形式，當缺陷樁數量巨大，處理不當會給工程帶來極大的安全隱患和經濟損失[2]。通過有限單元分析法，研究打樁過程中樁對土體動態的橫向擠壓和豎向剪切作用，模擬樁錘擊打入飽和黏土地基的全過程，得到地基在打樁過程中的反應規律[3]。然而在實際工程中，由于人力、時間、經濟等成本的限制，只能得到有限的土工試驗數據，難以獲得比較全面土體參數的統計特征[4]。本研究從蘇北黏土區通揚線興化陳堡段駁岸建設工程中，對重力式擋土墻基礎打樁沉降位移進行模擬計算與分析，為后期樁基礎承臺的施工提供技術參數支撐。

2.工程概況

樁基礎處理對于地上建筑物來說至關重要，本研究工程選擇蘇北黏土區通揚線興化陳堡段駁岸建設工程為對象，該駁岸護坡采用重力式擋土墻結構，其基礎處理采用預制PHC樁的處理方式，基樁采用梅花形陣列布置，樁頂處設碎石墊層，如圖1所示，為PHC樁基礎施工現場。

圖1 PHC樁基礎施工

3.計算模型

本文為了簡化模型的計算量，考慮PHC樁單獨打樁對地基礎的影響，并且假設重力式擋土墻產生的載荷為均勻分布。地基取為5×5m，樁基直徑為0.6m，如圖2所示，基礎土體的邊界約束為四周，中間為P H C 樁建立局部坐標系，根據該工程實驗室實測數據，設置彈性模量為1.0 3×10 5k Pa，泊松比系數取為0.498，屈服應力（Yield ing stress）取為16.25kPa。

圖2 地基樁約束邊界模型

本文計算本構模型依據下列算式建構：

（1）計算中的本構模型對應的不排水強度依據表達式為：

式中，Cu為不排水強度（kPa），qf為破壞時的偏應力（kPa），θ為應力的方向角（rad）。

（2）計算土模型。將樁周土體簡化為理想彈塑性模型，當土位移小于最大彈性位移Q 時，應力和應變呈線性關系；當土位移達到Q值，應力不再隨應變增加而增加，土進入塑性狀態，即[5]：

式中，RS為樁在深度處土體的剪切屈服阻力（kN），RU為樁在深度處土體的極限靜阻力（kN），Q為土體最大彈性位移（mm），u(Z)為Z深處土位移（mm），FS為軸向力（kN）。

3.1 建立幾何模型與網格劃分

為了能夠比較逼真反映模型模擬實際打樁施工，對于該模型的本構關系，參考了相關文獻做法，不能采用統一標準尺寸劃分模型[6]。在本文本構模型建構過程中，考慮到PHC 樁位于濱水邊坡施工實際情景，與邊坡土方擠壓的耦合作用，也參考了相關文獻的經驗做法[7]，同時也考慮到建模的成功率，及其計算結果與實際試驗檢測值的接近性，減少非奇異誤差，如圖3所示。

圖3 反映本構關系的模型網格

運用A B AQU S 有限元軟件模擬計算，航道重力式擋土墻基礎取為網格類型C PE 4 的尺寸0.2 m、P H C 樁為網格類型C P E 4 的尺寸0.04m。

3.2 基礎樁塑性變形

地基在受到打樁力反復作用下，土體經歷了由未屈服到屈服的變形過程，由圖4（a）所示，當屈服應力AC Yield為零時，土體材料未屈服，但是當AC Yield為1k Pa時，土體材料已經屈服變形。該圖表明，從塑性區的分布特征來看，由于PHC樁的周圍土體受到擠壓作用力，在樁周圍的土體有繞過PHC樁變形而產生等值線云圖，并且在基礎柱周圍出現剪切變形區域，最大屈服應力達到1.8 6 6k Pa；當屈服應力為1.275k P a 時，呈現較為典型的衛星狀分布。由圖4（b）所示，PHC樁在錘擊和土體擠壓聯合作用下，也會產生一定量的塑性變形，但與圖4（a）相比較，PHC樁的塑性變形量要小很多（最大值相差達0.741kPa），且同時間內段PHC樁的變化幅度也小，最大塑性應力達到1.125k Pa，分布在PHC 樁兩側、呈現對稱特征。結合圖4（a）和（b）看出，在受到打樁力作用下，PHC樁的塑性變形要比基礎土體塑性變形要小，符合航道重力式擋土墻樁基礎實際施工試驗實測效果，可為后續樁基礎模型求解其他參數的合理性進行相互驗證，這也為施工組織塑性變形防護設計提供理論數據支持。

圖4 模型塑性變形區

3.3 基礎樁剪應力分布

在打樁過程中及打樁完成后，基礎土體和樁均產生剪應力，如圖5（a）所示，C SH E A R 1為切向應力，在樁四周土體產生剪應力，伴隨土體經歷由未屈服到屈服的變形過程，且在樁周圍的土體有繞過PHC樁剪切變形土體。與此同時，樁的剪應力分布如圖5（b）所示，在該圖中，隨著打樁持續施工，基礎土體與樁之間將產生相對位移，包括垂直位移和水平位移，在位移增加的情況下，各向摩擦阻力也在相應增加。此外，在圖5（b）中，由于圓柱樁的軸幾何對稱性，還存在土體與樁之間水平無相對位移現象，其剪應力為0，但在樁的右側最大剪應力達到10k Pa，在樁的前側最小剪應力達到-10kPa，表明在打樁過程中要注意觀察和監測樁剪應力分布不均造成的不良影響，如裂紋、斷裂等缺陷產生等。對比上述3.2節基礎樁塑性變形，樁剪應力分布與塑性變形分布，具有內在的相似性和關聯性。

圖5 模型剪應力分布

3.4 基礎樁Mises應力分布

在樁基礎施工中，基礎M ises應力分布如圖6（a）所示，M i s e s應力分布于樁四周，由于受到樁位移的變化和擠壓力作用，且存在繞過樁向右側土體移動變化趨勢，表明土體在一定區域范圍內將承受Mises應力分布影響，Mises應力最大值73.98kPa，分布于樁的右側。樁的Mises應力變化如圖6（b）所示，在樁的前側和后側Mises 應力達到最大值為24.98kPa，但是與圖6（a）比較，樁的Mises最大應力分布與土體Mises最大應力分布區域并不重合，與樁的塑性變形云圖分布如圖4（b）有相似分布，所以在樁基礎施工中，應注意觀測樁基礎前側和后側變形數據值，從而確保樁基礎的隱蔽施工質量，不留下后續重力式擋土墻承臺施工質量缺陷的隱患。

圖6 模型Mises應力分布

3.5 樁的位移變化與接觸壓力

樁基礎的位移變化會產生接觸應力的不同分布，如圖7（a）所示，在該圖中樁的Magnitude水平位移在樁的右側呈現最大區域，而在樁左側的水平位移的變化則相對較小，樁的前側和后側的水平位移則變化較小。而水平位移的變化勢必導致接觸應力的改變，如圖7（b）所示，CPRESS接觸應力隨著樁位移的改變，接觸應力呈現右側區域最大，左側區域最小，與圖7（a）對照，左側位移的變化要比右側小，同樣樁左側位移的接觸應力要比樁右側小。由此看出，樁的位移變化與接觸壓力、樁Mises應力、樁剪應力、樁塑性變形等特征量，具有內在的關聯性和相互制約性。

圖7 樁位移與接觸應力

3.6 計算樁水平極限承載力

航道邊坡在水平位移一定的條件下，其基樁離坡腳愈近，水平承載力將會愈大。據相關文獻報道，用有限元方法和p-y曲線對水平承載樁進行了樁－土共同作用的非線性分析研究，可以得出一個新的樁－土相互作用的單元計算模型[8-9]。在交通運輸部水運工程樁基礎的檢測項目中，對于樁水平極限承載力的施工規范，則表述為混凝土樁表面不應有裂縫樁、拼接樁的接頭接點處理應滿足設計要求[10]。由此可見，樁水平位移與極限承載力是樁基工程的重要設計與施工參數[11-13]。在基礎土體中，由于樁的作用而產生水平位移，便會相應在樁節點處產生水平方向的約束力R F1和R F 2，在本研究中為了簡化模型約束力計算，只取RF1為研究對象計算水平約束力，則樁的水平承載力可以由截面所有節點RF1的矢量和得出總的極限承載力。如圖8所示，在該圖中變化曲線隨著打樁施工開始到打樁結束，極限承載力由0到98k N的變化，在超過80s時，水平承載力的變化極小，表明在水平承載力處于極限狀態且能保持穩定。

圖8 樁的水平承載力變化

4.結論

淺表層為非飽和土，深層為飽和黏土在蘇北地區分布較為廣泛。在航道治理中的邊坡擋土墻樁基礎，需要涉及設計、施工與監理工作流程，通過本研究樁基礎模型得到以下結論：

（1）樁基礎的沉降量與樁的位移變化而產生的本構接觸應力、Mises應力、塑性變形關聯，在常規航道擋土墻樁基礎參數下，得到了隨著施工時長與樁水平極限承載力的變化曲線，且在施工超過80s時，水平承載力的變化極小，在樁基礎施工組織設計中需要制定相應施工質量管控措施。

（2）由于擋土墻的樁分布設置陣列成梅花型，與土體構成本構關系中接觸應力、Mises應力、塑性變形也會相應變化，樁基礎的水平承載力也會進一步提高，則樁基礎的沉降量整體一致性要加以控制，滿足設計要求。

（3）為了有效防止PHC樁在施工中的開裂缺陷，應在施工組織設計中制定樁在深度處土體的剪切屈服阻力保持穩定的措施，這也是控制樁基礎的沉降量高效工法。