王衛(wèi)強(qiáng),張 浩

(1. 蘇交科集團(tuán)股份有限公司 南京市 210017;2. 鄭州大學(xué) 鄭州市 450000)

0 引言

軟土地區(qū)橋臺(tái)樁基受力機(jī)制復(fù)雜,往往在支撐上部橋梁結(jié)構(gòu)荷載的同時(shí),還需承擔(dān)因鄰近路基填筑引起軟弱土層側(cè)移的推擠作用[1]。目前,針對如何考慮軟土側(cè)移對鄰近樁基的影響,尚沒有明確的計(jì)算分析方法,即使《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG 3363—2019)也沒有給出具體可靠的建議,致使軟土地區(qū)公路橋涵修建中出現(xiàn)因緊鄰堆載導(dǎo)致結(jié)構(gòu)樁基偏移的病害[2]。

近些年來,國內(nèi)外學(xué)者通過現(xiàn)場實(shí)測或模型試驗(yàn),并結(jié)合數(shù)值分析,對軟土側(cè)移作用下橋臺(tái)基樁的工作性狀開展了相應(yīng)研究。基于離心模型試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果,Xiao等[3]考慮了地基處理對軟土區(qū)橋臺(tái)樁基的被動(dòng)受荷效應(yīng)的影響;為了更好的揭示工程實(shí)際狀況,一些有針對性的有限元模型和土層本構(gòu)也被應(yīng)用到了橋臺(tái)樁基的數(shù)值分析中[4]。然而,對于工程設(shè)計(jì)人員來說,這些數(shù)值分析中的高級(jí)處理技術(shù)和代碼并不易被掌握。

為了合理評(píng)估軟土側(cè)移對鄰近橋臺(tái)樁基的不利影響,Springman等[5]采用平均側(cè)向推擠力來表征軟土側(cè)移作用,在考慮樁土相對剛度、相對位移和土體強(qiáng)度等因素的基礎(chǔ)上,給出了橋臺(tái)樁的簡化計(jì)算方法;參考水平主動(dòng)受荷樁的受力分析,Zhang等[6]通過修正塑性變形理論模型與極限平衡理論,給出了路堤邊載作用下既有樁基的土體側(cè)移推擠作用計(jì)算方法。文章結(jié)合南京某公路橋臺(tái)偏移事故,基于塑性理論構(gòu)建了土體側(cè)移對橋臺(tái)雙排樁的推擠作用模型,采用樁身受力響應(yīng)矩陣傳遞法對事故橋臺(tái)樁基進(jìn)行了計(jì)算分析,揭示了軟土地基橋臺(tái)排樁的破壞機(jī)理,為軟土區(qū)橋臺(tái)雙排樁受力響應(yīng)分析提供了一種分析方法。

1 工程病害實(shí)例

南京某新通道工程設(shè)計(jì)為一級(jí)公路,設(shè)計(jì)速度100km/h,全長約45.9km,其中穿湖段長約12.6km,并與湖中大堤公路平交,如圖1所示。原有大堤公路高約5.5m,兩側(cè)為新建新通道公路的引橋,因線路平交要求和考慮穿湖段路基浸水影響,兩側(cè)引橋橋臺(tái)間填土填升至6.0m。場區(qū)地層自上而下分別為素填土、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、硬塑狀粉質(zhì)黏土、強(qiáng)風(fēng)化和中風(fēng)化砂礫巖,土層物理力學(xué)指標(biāo)見表1。

表1 主要土層物理力學(xué)指標(biāo)

圖1 工程示意圖

大堤兩側(cè)橋臺(tái)均采用肋板式,橫橋向3道肋板,肋板橫橋向?qū)挾葹?m,肋板平均高度5m,每道肋板下設(shè)置承臺(tái)及兩根1.2m直徑鉆孔灌注樁,樁基橫向間距4.6m,縱向間距3.5m?？紤]到場區(qū)分布有淤泥質(zhì)軟弱土層,地基采用剛性樁進(jìn)行處理,考慮到橋臺(tái)已經(jīng)施工,為了防止管樁施工造成橋臺(tái)偏移,剛性樁采用素混凝土樁,樁間距2.5m。然而,當(dāng)左、右兩側(cè)橋臺(tái)施工結(jié)束,并完成臺(tái)后填土施工,在進(jìn)行橋梁支座軸線放樣時(shí),發(fā)現(xiàn)左、右兩側(cè)橋臺(tái)均出現(xiàn)了遠(yuǎn)離大堤方向的偏移。

臺(tái)后填土結(jié)束15d后,左側(cè)、右側(cè)橋臺(tái)分別向兩側(cè)遠(yuǎn)離大堤方向發(fā)生67～68mm和43～53mm水平位移;當(dāng)后續(xù)施工開始運(yùn)輸蓋梁并堆載時(shí),兩橋臺(tái)的水平位移又進(jìn)一步加劇,左側(cè)橋臺(tái)向左水平位移達(dá)到95～104mm,右側(cè)橋臺(tái)向右水平位移49～66mm。

由現(xiàn)場工況和地勘資料可以判定該偏移病害的主要原因是場區(qū)淺層分布一層厚約8.0～9.8m淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土。根據(jù)《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》對該層土承載力驗(yàn)算。在臺(tái)后填土荷載作用下,淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土承載力不足,極易發(fā)生側(cè)向變形而對橋梁墩臺(tái)產(chǎn)生較大推擠作用。雖然工程設(shè)計(jì)中在橋臺(tái)后側(cè)填土區(qū)域局部進(jìn)行素混凝土樁地基處理,但由于樁間距較大,對軟弱土層無法起到加固止移作用。

2 軟土側(cè)移推擠作用分析

考慮到橋臺(tái)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)與臨近填土堆載影響,基于Ito局部塑性變形理論[7],構(gòu)建側(cè)移軟土與橋臺(tái)雙排樁相互作用的動(dòng)態(tài)開展模型,如圖2所示。

圖2 側(cè)移軟土與橋臺(tái)排樁的相互作用模型

當(dāng)臺(tái)后填土作用時(shí),基底軟弱土層發(fā)生側(cè)向位移并對橋臺(tái)排樁產(chǎn)生推擠;隨著填土堆載增加,作用到前排樁BB′面的水平推擠力逐漸增大,樁間逐漸進(jìn)入塑性狀態(tài)(Ⅰ區(qū)、Ⅱ區(qū)、Ⅲ區(qū)和Ⅳ區(qū));此時(shí),水平推力的進(jìn)一步增加,塑性區(qū)將逐漸對后排樁產(chǎn)生推擠作用,直至側(cè)移土產(chǎn)生推擠作用逐漸消減并達(dá)到平衡狀態(tài)。

假定:單樁與側(cè)移土之間的塑性區(qū)開展模式同局部塑性變形模型,且樁間塑性區(qū)平衡狀態(tài)為靜土壓力狀態(tài),即:P0=K0γz,P0為塑性區(qū)邊界應(yīng)力;K0為靜止土壓力系數(shù)。

據(jù)此,以樁間AA′為水平向坐標(biāo)原點(diǎn),基于塑性變形理論,根據(jù)各區(qū)域土體單元靜力平衡條件可計(jì)算得出側(cè)移土體-排樁相互作用區(qū)域任意位置處的水平作用應(yīng)力。

(1)Ⅰ區(qū)-BB′E′E范圍內(nèi)時(shí):

(1)

(2)Ⅱ區(qū)- EE′A′A范圍內(nèi)時(shí):

(2)

(3)Ⅲ區(qū)- AA′D′D范圍內(nèi)時(shí):

(3)

(4)Ⅳ區(qū)- DD′G′G范圍內(nèi)時(shí):

(4)

考慮臨近堆載作用影響,可給出樁間塑性區(qū)邊界BB′上水平向應(yīng)力:PBB'(z)=σx(z)+K0γz,σx(z)為臨近填土堆載引起的水平向附加應(yīng)力,可由彈性理論近似求出[2,6]。

考慮側(cè)移土塑性區(qū)在雙排樁間的開展特點(diǎn),當(dāng)塑性區(qū)影響到后排樁時(shí),假定前排樁后側(cè)塑性區(qū)邊界水平應(yīng)力與后排樁塑性區(qū)前側(cè)邊界水平應(yīng)力相同(見圖2)。據(jù)此,通過以下步驟即可得出側(cè)移土對橋臺(tái)雙排樁的被動(dòng)荷載作用。

如圖2所示,根據(jù)臨近堆載與橋臺(tái)樁基工況,可確定樁間AA′和BB′界面上水平向應(yīng)力PAA′(z)和PBB′(z):

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(3)基于前述假定,將前排樁GG′界面上水平應(yīng)力PGG′(z)作為后排樁BB′界面水平應(yīng)力PBB′(z),采用與前排樁相同方法,通過步驟2即可確定塑性區(qū)開展對后排樁被動(dòng)荷載作用Prs(z)。

3 橋臺(tái)樁身受力響應(yīng)分析

3.1 樁土相互作用模型

如圖3所示,明確側(cè)移土體對橋臺(tái)樁基的推擠作用后,即可建立橋臺(tái)雙排樁的受力計(jì)算模型。上部墩臺(tái)假定為剛性基礎(chǔ),上部荷載作用:軸力N0,剪力V0和彎矩M0;受臺(tái)后填土堆載作用,前、后排樁分別受到側(cè)移軟土的推擠作用Pfs(z)和Prs(z);根據(jù)樁間塑性區(qū)的開展情況,前、后排樁后側(cè)還會(huì)受到樁周土的抗力作用。

圖3 橋臺(tái)雙排樁受力計(jì)算模型

假定樁后土體抗力發(fā)揮為理想的彈塑性模型:

(10)

式中:pu為土體極限抗力;y為樁身側(cè)向位移;y*為土體抗力極限發(fā)揮時(shí)所對應(yīng)的側(cè)向位移;b1為樁身計(jì)算寬度;k為土體抗力反應(yīng)模量,采用三參數(shù)地基土抗力模型[6]。

δ為土體抗力修正系數(shù),考慮因樁間土塑性區(qū)開展樁后土抗力并不一定完全發(fā)揮,根據(jù)第2節(jié)側(cè)移土塑性區(qū)計(jì)算方法,可得:

基于樁身受力特點(diǎn),可得前排樁微分控制方程:

(11)

式中:EI樁身抗彎剛度;Nf前排樁身軸力;yf前排樁側(cè)向位移;pf(z)前排樁土體抗力。

后排樁微分控制方程:

(12)

式中:Nr為后排樁身軸力;yr為后排樁側(cè)向位移;pr(z)為后排樁土體抗力。

當(dāng)臺(tái)后填土荷載水平較低時(shí),樁間側(cè)移土體塑性區(qū)開展有限,也可能不會(huì)有推擠力作用到后排樁,此時(shí)后排樁微分控制方程退化為:

(13)

據(jù)此,考慮樁周多層土工況,通過樁身離散采用矩陣荷載傳遞法[6],可建立橋臺(tái)前、后排樁受力響應(yīng)矩陣方程:

Uf(n,nn)=Sf(n,nn)…Sf(i,w)…Sf(1,2)Sf(1,1)Uf0=SfUf0

(14)

Ur(n,nn)=Sr(n,nn)…Sr(i,w)…Sr(1,2)Sr(1,1)Ur0=SrUr0

(15)

進(jìn)而,考慮樁頂邊界條件:

Mf0+Mr0=M0;Vf0+Vr0=V0;yf0=yr0=y0;φf0=φr0=φ0

樁端自由時(shí):

Mf(n,nn)=0;Vf(n,nn)=0

Mr(n,nn)=0;Vr(n,nn)=0

樁端固定時(shí):

yf(n,nn)=0;φf(n,nn)=0

yr(n,nn)=0;φr(n,nn)=0

將樁頂和樁端已知邊界條件代入式(14)和式(15)即可求解該兩個(gè)矩陣方程,從而得出剩余的樁頂和樁端的未知參量,進(jìn)而可得出前、后排樁任意節(jié)點(diǎn)處的參量。

3.2 工程案例計(jì)算分析

采用上述方法對前述工程病害橋臺(tái)樁基進(jìn)行計(jì)算分析。由于缺乏地層土體抗力參數(shù),根據(jù)原鐵道部第二勘測設(shè)計(jì)院提供的常見巖土體抗力系數(shù)經(jīng)驗(yàn)值0.5～1.4MN/m4,黏土抗力系數(shù)取為0.5 MN/m4。臺(tái)后填土高度取為線路平交設(shè)計(jì)高度6m;左、右側(cè)橋臺(tái)承臺(tái)尺寸11.4m×5.7m×1.6m,樁長分別為36m和30m,均采用鋼筋現(xiàn)澆混凝土,樁身彈性模量取38GPa。由于橋臺(tái)上部結(jié)構(gòu)尚未施工,樁頂承臺(tái)邊界條件M0=0、V0=0,樁頂軸力由墩臺(tái)自重計(jì)算得出,單樁樁頂軸力Ni=433.2kN;樁端邊界采用自由約束。

圖4所示即為工程中左、右側(cè)橋臺(tái)排樁的水平位移曲線和樁身彎矩曲線?？梢钥闯?計(jì)算所得樁頂承臺(tái)水平位移量與現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果較為接近。由于樁頂橋臺(tái)的剛性約束,前后排樁水平位移較為接近,但樁身彎矩分布明顯不同,前排樁在上部橋臺(tái)剛性約束與軟弱土側(cè)移推擠力綜合作用下,樁身上部有明顯的反彎現(xiàn)象。

圖4 工程案例計(jì)算結(jié)果

以右側(cè)橋臺(tái)雙排樁基工況為基礎(chǔ),計(jì)算不同軟弱土層厚度工況(h=6.0m、8.0m和10.0m)下橋臺(tái)樁基的水平位移和樁身彎矩分布曲線,見圖5。隨著軟弱土層厚度的增加,在臺(tái)后填土荷載作用下其對橋臺(tái)樁基的側(cè)向推擠作用增強(qiáng)。當(dāng)軟弱土厚度由8.0m增加到10.0m時(shí),樁頂位移增加了約46.9%,樁身最大彎矩增加了約32.5%～33.6%。

圖5 軟土層厚度影響

4 結(jié)論

(1)南京某新通道穿湖段橋臺(tái)偏移事故工程調(diào)研分析表明,臺(tái)后填土引起基底軟弱土側(cè)移推擠作用不容忽視,在軟土區(qū)橋臺(tái)設(shè)計(jì)與施工中應(yīng)予考慮。

(2)基于局部塑性變形理論及橋臺(tái)雙排樁受荷特點(diǎn),構(gòu)建了側(cè)移軟土與橋臺(tái)雙排樁相互作用動(dòng)態(tài)開展模型,給出了雙排樁被動(dòng)荷載效應(yīng)計(jì)算方法。

(3)通過樁身離散和矩陣傳遞法,分析了工程案例橋臺(tái)樁基被動(dòng)受荷效應(yīng),驗(yàn)證了側(cè)移土推擠作用計(jì)算方法的適用性。