繆圓冰，陳禮榕，鄭路,3，林聰煜

(1.福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建 福州 350108；2.福建陸海工程勘察設(shè)計有限公司，福建 福州 350007； 3.四川大學(xué)災(zāi)后重建與管理學(xué)院，四川 成都 610065；4.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082)

0 引言

隨著我國經(jīng)濟的快速發(fā)展，橋梁在城市立交、高架橋和高速鐵路等建設(shè)中得到了廣泛的應(yīng)用.日益復(fù)雜的交通網(wǎng)滿足了人們的交通需求，但工程建設(shè)的交叉影響也給鄰近樁基帶來極大的挑戰(zhàn)，目前最為常見的有隧道開挖[1-2]、基坑開挖[3-4]和路基不平衡堆載[5-7]等對既有樁基礎(chǔ)的不利影響.此類工程問題在我國沿海軟土地區(qū)表現(xiàn)尤為明顯，其主要原因在于軟土具有抗剪強度低、靈敏性高和流變特性強等特點.這類問題屬于典型的被動樁問題，且工況往往十分復(fù)雜，目前常采用三維數(shù)值模擬手段進行計算評估.

在模擬計算中，對于巖土體材料常采用不同的土體本構(gòu)模型，如摩爾庫倫、修正劍橋及硬化土模型等.國內(nèi)外已有較多學(xué)者對此展開豐富的研究，如李志偉[8]采用硬化土模型對堆載作用下，鄰近樁基偏位狀況及內(nèi)力狀況進行三維數(shù)值模擬；董蕓秀等[9]采用MARC有限元軟件和摩爾庫倫本構(gòu)模型，研究下伏軟弱夾層路基堆載對樁基的影響；Li等[10]對軟黏土采用修正劍橋模型模擬基坑開挖對鄰近樁基的影響.

目前在軟基堆載對鄰近樁基影響方面已有較多針對軟土本構(gòu)特性的研究，但都與時間無關(guān).軟土具有復(fù)雜的流變性質(zhì)，是否考慮蠕變對計算結(jié)果有較為顯著的影響.已有學(xué)者對考慮蠕變和不考慮蠕變工況下軟土路基的沉降進行對比，研究結(jié)果表明考慮蠕變特性后沉降增長了近3倍[11].由于蠕變模型中所涉及的蠕變參數(shù)較多，且與巖土體所處的應(yīng)力水平密切相關(guān)，為此已有較多學(xué)者對不同類型巖土體開展蠕變試驗研究，為進一步應(yīng)用蠕變本構(gòu)模型提供試驗依據(jù)[12-16].目前已有部分學(xué)者采用三維數(shù)值模擬手段將蠕變模型應(yīng)用于工程實踐中，如蔣海飛等[17]基于Cvisc模型，模擬巖土體蠕變對邊坡穩(wěn)定性的影響，研究結(jié)果表明考慮蠕變后邊坡的安全系數(shù)下降了9.2%，對邊坡的穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響；林志斌等[18]研究滲流及蠕變的相互耦合作用對軟土基坑開挖的影響，得出考慮滲流和蠕變對基坑的影響不可忽略；江宗斌等[11]采用FLAC3D中的Cvisc模型進行大連地區(qū)沿海路基土的沉降和CFG樁的數(shù)值模擬，得到蠕變對于沉降的影響很大，蠕變作用產(chǎn)生的位移占總位移的50%以上.

綜上所述，國內(nèi)外已有較多學(xué)者對路基沉降和基坑開挖展開豐富的蠕變數(shù)值模擬，但對鄰近樁基受力特性的影響問題還鮮有報道.為此，本文擬在前文研究的基礎(chǔ)上，依托于某實際工程，開展路基拼寬和既有隧道開挖引起軟土路基側(cè)移對鄰近橋梁樁基影響的三維數(shù)值模擬研究，并將計算值與實測值對比，驗證模型和參數(shù)的正確性，最后對樁基病害整治方案提供設(shè)計參考.

1 工程概況

某高速公路路基段下存在深厚淤泥軟土層，建成通車12 a后，新建了城市快速路和互通立交橋上跨此軟基區(qū)域.互通橋梁建成1 a后，為了適應(yīng)交通量快速發(fā)展需求，對原高速公路路基進行了拼寬，拼寬路基下方設(shè)3排剛性樁對軟土地基進行加固.各工程的相對位置關(guān)系如圖1所示.

圖1 各工程相對位置關(guān)系立面示意圖(單位：m)Fig.1 Elevation diagram of relative position relationship of each project(unit:m)

軟基拼寬4 a后，互通主線橋梁樁基發(fā)生了程度不一的偏移，墩頂最大偏移量達165 mm.軟基拼寬7 a后，地鐵盾構(gòu)區(qū)間上行線和下行線分別側(cè)穿既有橋梁樁基，檢測發(fā)現(xiàn)橋梁樁基偏移進一步加劇，墩頂最大偏移量達240 mm.

從以上橋梁樁基病害發(fā)展過程可看出，橋梁樁基穿過的深厚淤泥層受到了多次擾動，應(yīng)力歷史十分復(fù)雜；另外，受淤泥蠕變特性的影響，橋梁樁基偏位和路面變形的發(fā)展呈現(xiàn)明顯的時間性.

1.1 橋梁尺寸

本工程橋梁上部結(jié)構(gòu)為預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土連續(xù)箱梁，下部結(jié)構(gòu)為兩柱兩樁，其中立柱采用橢圓形墩柱，基礎(chǔ)形式為鉆孔灌注樁，樁基直徑1.8 m，樁長23.75 m，持力層為中風(fēng)化花崗巖，樁間距6.5 m，承臺尺寸長寬高為9.5 m×3 m×2 m，承臺混凝土C30，墩身混凝土C40，墩高12.3 m.

1.2 路基拼寬

路基拼寬寬度6.5 m，高度5.35 m，坡度1∶1.5.路基拼寬段地基處理采用三排樁徑為0.5 m，樁間距為2.5 m的剛性樁，沿著線路縱向分布.

1.3 盾構(gòu)尺寸

盾構(gòu)側(cè)穿橋梁樁基，盾構(gòu)上行線和下行線分別距離橋梁樁基10 m和4 m，盾構(gòu)埋深約為16.4 m.隧道內(nèi)徑5.5 m，襯砌采用通用環(huán)進行錯縫拼裝，壁厚0.35 m，環(huán)寬1.2 m，混凝土強度等級C55.

1.4 場地地質(zhì)條件

場地地貌類型為第四系沉積層(屬沖海積-海陸交互相地貌單元)和剝蝕殘丘地貌.場地土層分布如表1所示.表1中：d為厚度；c為粘聚力；φ為摩擦角。

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physico-mechanical parameters of soils

2 路基拼寬及隧道開挖數(shù)值模擬

2.1 彈塑性蠕變本構(gòu)模型

常用土的流變模型，諸如Kelvin、Maxwell和Burgers模型等，均有一定的適用范圍，如土的應(yīng)力松弛與Maxwell相似，而彈性后效性質(zhì)又與Kelvin相似，蠕變特性則與賓漢姆體相似.因此，在選用蠕變模型時應(yīng)慎重考慮.

對于軟黏土而言，Burgers模型能較好地反應(yīng)軟黏土的蠕變特性[15,19]，在加載時它既能表現(xiàn)瞬時彈性應(yīng)變，又能表現(xiàn)延滯彈性與粘滯流動；在卸載時，能表現(xiàn)出瞬時彈性恢復(fù)和彈性后效，又有殘余永久變形.為更好地模擬土體的流變與屈服特性，本文在計算模擬中采用FLAC3D內(nèi)置的Cvisc流變模型，它是由Burgers流變模型和Mohr-Coulomb彈塑性模型串聯(lián)組合而成的復(fù)合模型，如圖2所示.

圖2 Cvisc流變模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of Cvisc rheological model

流變模型響應(yīng)的流變方程為：

(1)

式中：EM，ηM，Ek，ηk分別為Maxwell體和Kelvin體的彈性模量和粘性系數(shù)；εp為塑性應(yīng)變.

由巖土體蠕變特性可知，對于出現(xiàn)加速蠕變的巖土體而言，巖土體的變形會隨時間而不斷發(fā)展，最終可能出現(xiàn)不切實際的位移；對于只出現(xiàn)減速蠕變的巖土材料，其變形隨著時間的增長而逐漸趨于穩(wěn)定.在Cvisc模型中通常將Maxwell粘度設(shè)置為無窮大來實現(xiàn)巖土材料僅出現(xiàn)衰減蠕變的力學(xué)特性[17].為便于研究，本文在此基礎(chǔ)上研究軟土地基的蠕變特性，使用的參數(shù)如表2所示，Gk和GM分別為Kelvin體和Maxwell體的剪切模量.

表2 黏彈塑性模型的參數(shù)Tab.2 Parameters of Cvisc model

2.2 網(wǎng)格的建立與參數(shù)的選取

創(chuàng)建如圖3所示的幾何模型，長×寬×高為100 m×130 m×80 m，共有271 635個單元，283 626個節(jié)點.隧道管片采用liner結(jié)構(gòu)單元模擬，將管片作為均質(zhì)圓環(huán)考慮，抗彎剛度進行0.75的折減以考慮接頭對管片剛度的影響，liner單元接觸參數(shù)如表3所示.

圖3 有限元模型和網(wǎng)格劃分Fig.3 Finite element model and mesh generation

表3 liner單元的接觸參數(shù)Tab.3 Contact parameters of liner

樁基和剛性樁地基處理均采用FLAC3D中內(nèi)置的pile單元模擬.由于樁底嵌入中風(fēng)化花崗巖，嵌巖段模擬將樁單元節(jié)點與其附近網(wǎng)格通過rigid剛性連接.其余段落通過設(shè)置樁土接觸參數(shù)，使其可以較好地模擬樁土的相互作用，接觸面參數(shù)參考相關(guān)書籍并結(jié)合相關(guān)文獻[20]進行選取.彈簧剛度kn=ks=10(K+4G)/Zmin，K和G分別為土體體積模量和剪切模量，其中K=E/3(1-2μ)，G=E/2(1+μ)，Zmin為相鄰網(wǎng)格最小劃分尺寸.樁與土之間的粘聚力c′=(1/2～1/3)c，摩擦角滿足：tanφ′=(1/3-2/3)tanφ.其中c，φ為樁周土體粘聚力和內(nèi)摩擦角.不考慮樁與土體相互作用的剪脹效應(yīng)和抗拉強度，即取剪脹角和抗拉強度為零，樁土接觸參數(shù)見表4所示.

表4 樁-土體接觸參數(shù)Tab.4 Pile-soil contact parameters

橋墩采用beam單元模擬，并與樁pile單元剛性連接.根據(jù)橋梁設(shè)計資料，在橋墩頂部施加上部結(jié)構(gòu)傳遞的豎向荷載6 000 kN，水平向施加屈服彈簧模擬支座側(cè)向約束.根據(jù)《公路橋梁抗震設(shè)計細則(JTG/T B02-01—2008)》[21]第6.3.7條規(guī)定，盆式支座臨界滑動摩擦力：

Fmax=μdR

(2)

初始剛度：

(3)

式中:μd為滑動摩擦系數(shù)，取0.02；R為支座所承擔(dān)的上部結(jié)構(gòu)重力，kN；xy為活動盆式支座屈服位移，取0.005 m.

經(jīng)計算，F(xiàn)max=μdR=0.02×6 000 kN=120 kN，k=24 000 kN·m-1.因此取墩頂水平屈服彈簧剛度為24 000 kN·m-1，屈服力為120 kN.在路基拼寬完成后，根據(jù)中國車輛荷載規(guī)定，對路基施加車輛荷載15 kPa.

3 計算結(jié)果分析

3.1 土體位移規(guī)律

按照橋梁樁基周邊各項工程的實際施工順序進行了全過程數(shù)值模擬，圖4為計算得到的路基拼寬、地鐵隧道上行線和下行線開挖工況下土體位移矢量圖.從圖中可以看出，路基拼寬后，由于路基底部存在大范圍淤泥土層，在加寬段自重及其交通荷載的作用下，路基及下方軟基產(chǎn)生向下和向外側(cè)的位移.在地鐵隧道上行線和下行線開挖后，破壞了土體原有的應(yīng)力平衡狀態(tài)，進一步加劇了軟基向外變形，進而導(dǎo)致橋梁樁基發(fā)生較大的水平偏位.

(a) 路基拼寬

3.2 墩頂水平位移結(jié)果驗證

圖5為墩頂水平位移現(xiàn)場實測位移和數(shù)值模擬結(jié)果的對比，從圖5中可看出，上行線隧道開挖與模擬值存在些許偏差，但從整體趨勢和量值來看，兩者相差不大，從側(cè)面驗證了數(shù)值模擬模型和參數(shù)的正確性，為后續(xù)評價樁基承載能力和病害整治決策提供參考依據(jù).根據(jù)實測結(jié)果，在地鐵隧道下行線開挖后，橋梁樁基墩頂累計水平位移達24 cm，已嚴重影響到行車安全，需對樁基進行病害整治.

圖5 墩頂水平位移數(shù)值模擬結(jié)果與實測值的對比Fig.5 Numerical simulation results comparation with field data

3.3 既有橋梁樁身水平位移和內(nèi)力

圖6為既有橋梁樁身內(nèi)力與變形隨深度變化曲線.由于淤泥質(zhì)土提供較小的樁側(cè)摩阻力，因此樁身軸力隨深度變化不大.而隨著地鐵上行線和下行線的開挖，土體發(fā)生顯著沉降，此時樁身承受了較大的負摩阻力，樁身軸力隨工況不斷增大.從圖6中可看出，隨著樁身水平位移的不斷增大，樁身彎矩也逐漸增大，其最大值出現(xiàn)在樁底嵌巖段，這是由于隨著土體水平側(cè)移量的不斷增大，樁側(cè)承受較大的水平附加土壓力，而樁底嵌入中風(fēng)化巖，為樁端提供了良好的嵌固支承條件.

(a) 樁身軸力

提取路基下方剛性樁水平位移隨深度變化曲線，如圖7所示.將剛性樁與既有橋梁樁身水平位移(圖6(c))進行對比可以發(fā)現(xiàn)，由于路基下方剛性樁的存在，各工況下剛性樁水平位移均比既有橋梁樁基水平位移明顯增大，其發(fā)揮了類似隔離樁的作用，對土體水平位移起到了明顯的減小作用，但屏蔽作用不明顯，實際工程中應(yīng)適當(dāng)加大樁徑、樁長和排數(shù)，來達到更為良好的屏蔽效果，從而減小既有橋梁樁基水平位移和內(nèi)力.

圖7 剛性樁水平位移隨深度變化曲線Fig.7 Deflection of rigid pile along shaft

考慮到橋梁樁基除了受到橋梁上部結(jié)構(gòu)傳來的豎向荷載，在土體水平運動產(chǎn)生水平附加土壓力作用下，還發(fā)生了較大的彎矩，因此參考《建筑樁基技術(shù)規(guī)范(JGJ 94—2008)》[22]第5.8.5條條例，對樁身最大彎矩所在截面進行正截面偏心受壓承載力、斜截面受剪承載力和裂縫進行驗算，驗算結(jié)果如表5所示.

表5 樁身承載力和裂縫寬度驗算結(jié)果Tab.5 Calculation results of pile bearing capacity and crack width

從表5中可以看出，原樁身配筋及截面尺寸已不滿足正截面承載力驗算要求，裂縫寬度也不滿足《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范(JTG 3362—2018)》[23]第6.4.2條規(guī)定的0.2 mm要求.因此，在樁頂發(fā)生如此大水平位移條件下，既有橋梁樁基的承載能力已不滿足規(guī)范要求，需進一步對事故樁基提出針對性的治理措施.

3.4 病害整治

目前國內(nèi)已有諸多關(guān)于樁側(cè)不平衡堆載引起既有樁基的水平偏位較大的工程實例及病害整治.可簡要分為兩類：1) 當(dāng)水平偏位不大時，樁身承載能力狀態(tài)尚滿足規(guī)范要求，此時可采取如應(yīng)力釋放孔+高壓旋噴+樁頂頂推糾偏的方式.2) 當(dāng)水平偏位較大時，樁身承載能力狀態(tài)已不滿足規(guī)范要求，此時應(yīng)采取在既有樁基周邊打設(shè)新樁，對原樁基進行主動托換的方式.

參考3.3節(jié)驗算結(jié)果，既有橋梁樁基的承載能力已不滿足規(guī)范要求，因此擬采取樁基主動托換的方式對原事故樁基進行病害整治，其與原樁基的位置關(guān)系如圖8所示.

圖8 新增樁基示意圖Fig.8 Schematic drawing of new pile

為了分析新增樁基的工后變形和受力情況，對樁基托換工況也進行了數(shù)值模擬.新增樁基采用pile單元模擬，并在樁頂施加箱梁自重荷載2 400 kN，其與土體接觸參數(shù)同表4.

結(jié)合現(xiàn)場地表沉降實測數(shù)據(jù)，考慮到地鐵下行線開挖后，軟基尚未進入蠕變穩(wěn)定狀態(tài)，同樣對新增樁基進行了蠕變計算，計算時間取10 a，計算結(jié)果如圖9所示.從圖9可看出，新增樁基樁頂水平預(yù)計在3 a后趨于穩(wěn)定，樁頂水平位移約為3.5 cm.

圖9 新增樁基樁頂水平位移蠕變曲線Fig.9 Horizontal displacement creep curve at the top of new pile

提取蠕變穩(wěn)定后新增樁基樁身內(nèi)力結(jié)果，如圖10所示.可以看出，樁身內(nèi)力沿深度逐漸增大，最大值出現(xiàn)在樁端嵌巖處.嵌巖段由于中風(fēng)化巖提供了較大的水平及豎向反力，樁身內(nèi)力在嵌巖段急劇減小.內(nèi)力計算結(jié)果可為新增樁基截面設(shè)計和配筋提供一定參考.

(a) 樁身軸力

4 結(jié)語

1) 在軟土地基中，路基拼寬可導(dǎo)致軟基發(fā)生較大的水平位移，拼寬段正下方小直徑排樁地基處理雖然對軟土地基水平側(cè)移有一定的隔離作用，但作用不明顯.實際工程中為防止側(cè)移對臨近建構(gòu)筑物的不利影響，應(yīng)適當(dāng)加密排樁間距、樁徑和樁長.

2) 當(dāng)既有橋梁樁頂水平位移較大時，應(yīng)對實測結(jié)果進行反演分析，并對橋梁樁身承載能力進行驗算，為后續(xù)病害整治決策提供參考.

3) 在病害發(fā)展過程中，既有橋梁樁基實際上承擔(dān)了“抗滑樁”的功能，下一步橋梁樁基托換設(shè)計中應(yīng)充分考慮后續(xù)軟基蠕變引起的水平荷載.

4) 軟基對施工擾動較為敏感，橋梁加固施工方案要盡可能減小施工擾動.若采用補樁加固方案，宜采用回鉆式全套管施工，以盡可能減少土體擾動、開挖卸荷及施工振動等對臨近橋梁樁基及既有盾構(gòu)隧道的影響.