土體模量對高承臺超長群樁基礎(chǔ)承載性能的影響

黃凌君，劉紀(jì)峰，蔣景順，陳續(xù)鴻

（1.三明學(xué)院 建筑工程學(xué)院，福建 三明365004；2.三明市高遠(yuǎn)公路建設(shè)開發(fā)有限責(zé)任公司，福建 三明365004）

土體模量對高承臺超長群樁基礎(chǔ)承載性能的影響

黃凌君1，劉紀(jì)峰1，蔣景順2，陳續(xù)鴻2

（1.三明學(xué)院 建筑工程學(xué)院，福建 三明365004；2.三明市高遠(yuǎn)公路建設(shè)開發(fā)有限責(zé)任公司，福建 三明365004）

應(yīng)用有限元軟件GTS建立高承臺超長群樁模型，利用現(xiàn)場靜載試驗(yàn)數(shù)據(jù)修正模型參數(shù)，并分析樁周土模量改變條件下群樁的承載能力。結(jié)果表明：超長群樁承載力較單樁有較大幅度折減，且受樁周土模量影響明顯；高承臺超長群樁軸力和摩阻力隨樁基深度變化曲線較低承臺有所不同，并隨著樁周土模量改變呈規(guī)律性變化。

土體模量；高承臺；超長群樁；承載性能

超長群樁基礎(chǔ)受力復(fù)雜，其力學(xué)性能的研究仍落后于工程實(shí)際，受試驗(yàn)條件限制，實(shí)際樁基工程主要根據(jù)單樁承載性能推斷，具有很大地域性和離散型，因此研究超長群樁的承載特性具有較大的理論和實(shí)踐意義[1-2]。目前，一些學(xué)者針對超長群樁承載力展開研究，主要包含理論計(jì)算和模型試驗(yàn)兩方面，分析了群樁沉降、有效樁長計(jì)算、群樁效率系數(shù)計(jì)算、荷載-位移曲線、軸力及摩阻力隨深度變化曲線等內(nèi)容。關(guān)于不同設(shè)計(jì)參數(shù)及地質(zhì)參數(shù)變化對超長群樁承載性能的影響研究方面，李海元等[2]利用有限元軟件分析了樁距改變的效果；吳巋華等[3]則從承臺厚度變化的角度進(jìn)行闡述；王成華等[4]較為全面的探討了承臺、樁底地層條件、樁長、樁距、樁數(shù)等參數(shù)影響的作用；宋阮等[5]研究了樁端土層性質(zhì)不同時(shí)，低承臺和高承臺群樁基礎(chǔ)位移及軸力對比圖；李俊偉等[6]通過模型試驗(yàn)方法，在密實(shí)粗砂土層中選擇不同長細(xì)比、樁間距、樁長的群樁基礎(chǔ)分析，得到有用的結(jié)論。劉原[7]改變參數(shù)專門針對群樁水平方向剛度和承載性能進(jìn)行計(jì)算。李洋等[8]利用ABAQUS建立了超長群樁和土體相互作用的非線性數(shù)值分析模型，得出土體固結(jié)情況下樁側(cè)負(fù)摩阻力隨樁長和邊載距離的變化規(guī)律。而已有研究中還未專門針對高承臺超長群樁基礎(chǔ)在樁周、樁底土體模量變化時(shí)的承載性能進(jìn)行分析。筆者以國道205線三明市區(qū)過境段工程荊東互通主線橋92 m高承臺超長群樁為例，利用現(xiàn)場自平衡試驗(yàn)數(shù)據(jù)修正GTS有限元模型參數(shù)，將土體模量增大或減小，研究對應(yīng)的荷載-位移曲線、軸力及摩阻力曲線的變化規(guī)律，結(jié)論可為其他類似工程承載力研究提供借鑒。

MIDAS/GTS有限元軟件具有強(qiáng)大的巖土模塊分析處理功能。本文采用三維實(shí)體單元模擬土體，并假設(shè)同一層土體為均質(zhì)、各向同性。鑒于Mohr-Coulomb模型應(yīng)用簡單，計(jì)算參數(shù)易獲取[9]，故采用該彈塑性模型。群樁承臺則利用混凝土彈性材料實(shí)體單元模擬。

由于超長樁長徑比較大，因此采用梁單元線彈性體模擬，而樁土摩擦界面則采用GTS軟件中特有的樁單元來模擬，樁端位置設(shè)置彈簧，以此分析端阻力的變化情況。

1 工程實(shí)例及有限元模型

1.1 工程概況

國道205線三明市區(qū)過境段工程荊東互通主線橋上部結(jié)構(gòu)主跨采用72+130+72 m變截面懸澆連續(xù)箱梁，左右幅4個(gè)主墩位于平均水深14 m的沙溪河中，每個(gè)承臺布置8根樁，樁徑2.2 m，共有88 m和92 m超長樁各16根。其中92 m群樁承臺底部高出地面線9.7 m，為高承臺超長群樁。樁基穿過的地層主要是砂土狀強(qiáng)風(fēng)化構(gòu)造巖、碎塊狀強(qiáng)風(fēng)化構(gòu)造巖和中風(fēng)化構(gòu)造帶層，3種類型的土層均為多層分布，且彼此互相交替[10]。承臺樁基布置圖如圖1所示。靜載測試采用自平衡法，取1根92m長樁進(jìn)行試驗(yàn)，加卸載分級進(jìn)行。每級加載量為預(yù)估極限荷載的1/10～1/15，第一級可按2倍分級荷載加載。具體詳見文獻(xiàn)[10]。

1.2 有限元模型

1.2.1 建模及邊界條件

考慮樁周和樁端土層的影響范圍，土層水平范圍X、Y方向分別取90 m，土層豎向總厚度取105 m；根據(jù)設(shè)計(jì)圖92 m長樁超出土層表面高度為9.7 m；為劃分網(wǎng)格方便，承臺建模時(shí)由原設(shè)計(jì)弧形角變?yōu)橹苯?；由于本文目的是分析土體模量改變對高承臺群樁承載性能的影響，背景工程中不同風(fēng)化程度構(gòu)造巖交替分布的地層顯然過于復(fù)雜，且按照實(shí)際復(fù)雜地層計(jì)算對論文結(jié)論并沒有明顯的影響。為了節(jié)省工作量，本文土體有限元模型假設(shè)按三層布置，從上到下分別為砂土狀強(qiáng)風(fēng)化構(gòu)造巖，碎塊狀強(qiáng)風(fēng)化構(gòu)造巖及中分化構(gòu)造巖。超長樁穿過不同風(fēng)化程度構(gòu)造巖層的總厚度按現(xiàn)場各巖層實(shí)際總厚度取值，持力層取為中風(fēng)化構(gòu)造巖；采用自由網(wǎng)格劃分建立群樁模型，如圖2所示。

圖1 92m承臺樁基布置圖

圖2 模型網(wǎng)格劃分立面圖

2.2.2 相關(guān)參數(shù)確定

土層分布情況和力學(xué)計(jì)算參數(shù)見表1所示。樁土接觸面法向剛度kn可以取一較大值，數(shù)量級為100 GkN/m3，剪切剛度取為土體模量一個(gè)數(shù)量級，分別取300 GkN/m3和160 MPa。為方便摩阻力計(jì)算，假設(shè)不同風(fēng)化程度構(gòu)造巖與樁基接觸面法向剛度、剪切剛度、最終剪力一致。最終剪力假設(shè)（代表計(jì)算能達(dá)到的最大側(cè)摩阻力）按照200 kPa計(jì)算。參照文獻(xiàn)[10]，自平衡試驗(yàn)極限荷載下實(shí)測樁端阻力為16 000 kN，樁端位移為7 mm，故GTS中樁端彈簧剛度按2 000 000 kN/m估算取值。

表1 地基土及樁的基本參數(shù)

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 荷載沉降曲線

圖3 單樁實(shí)測和計(jì)算Q-S曲線

參照文獻(xiàn)[10]，將自平衡法荷載箱各級荷載轉(zhuǎn)化為樁頂?shù)刃Ш奢d，可以得到實(shí)測單樁頂?shù)刃–S曲線。由于圖2有限元理論模型超長樁穿過不同風(fēng)化程度構(gòu)造巖層的總厚度按現(xiàn)場交叉分布各巖層實(shí)際總厚度取值，樁端彈簧剛度也按實(shí)際情況推算，另外超長樁承載力主要由樁側(cè)摩阻力提供，將圖2群樁改為僅1根92 m超長單樁計(jì)算的樁頂荷載位移曲線和實(shí)測單樁頂?shù)刃Ш奢d位移曲線具有可比性，如圖3。

圖3計(jì)算時(shí)砂土狀強(qiáng)風(fēng)化構(gòu)造巖土體模量取100 MPa，碎塊狀強(qiáng)風(fēng)化構(gòu)造巖土體模量取150 MPa，中風(fēng)化構(gòu)造巖土體模量300 MPa。理論計(jì)算和實(shí)測的樁頂Q-S曲線擬合結(jié)果較好，只是計(jì)算值比實(shí)測值略微大一些，說明模型中選取的土體和樁體材料、土體模量、本構(gòu)關(guān)系、接觸面參數(shù)及網(wǎng)格劃分合理，能夠模擬真實(shí)的試樁過程。二者都是緩變型曲線，試驗(yàn)尚未達(dá)到破壞荷載，主要是由于樁頂沉降偏大結(jié)束加載。根據(jù)圖示，按位移40 mm控制[10]，對應(yīng)實(shí)際樁頂?shù)刃Ш奢d極限承載力為59 963 kN，計(jì)算樁頂荷載極限承載力為57 000 kN。

利用單樁承載力計(jì)算時(shí)的土體模量取值進(jìn)行圖2群樁有限元模型分析，由于群樁荷載在角樁、邊樁、中心樁上并非均勻分布，為了方便比較，本文計(jì)算的是群樁平均樁頂位移。在進(jìn)行土體模量影響分析計(jì)算時(shí)，考慮樁周和樁底土模量共同縮小5倍和10倍，樁周和樁底土模量共同增加5倍，僅樁底持力層土體模量減小10倍3種情況。結(jié)果如圖4。

圖4 群樁在不同土體模量下計(jì)算Q-S曲線

圖4和圖3比較可知，92 m超長群樁各樁仍然表現(xiàn)為緩變型承載特性，但承載力較單樁有較大幅度的折減。在正常土體模量條件下，按位移40 mm控制，群樁中基樁平均極限承載力僅為24 000 kN，為單樁計(jì)算樁頂荷載極限承載力57 000 kN的42%，說明超長群樁的承載力較單樁折減明顯，不能一味通過增加樁長來提高承載力，可以考慮樁端后壓漿技術(shù)減少沉降[11]。改變土體模量結(jié)果得出：在荷載相同時(shí)，群樁中基樁平均樁頂位移隨土體模量縮小而增大，隨土體模量增大而減小。但土體模量增大5倍樁頂位移減小幅度不如土體模量縮小5倍樁頂位移增加幅度，這是因?yàn)楸疚臉?gòu)造巖的土體模量比較大，增加土體模量后效果不明顯。另外，僅持力層土體模量縮小的樁頂位移變化曲線在荷載增加時(shí)曲率明顯較陡，說明持力層的土體模量對群樁頂位移影響程度是所有土層中最大的。

2.2 群樁計(jì)算軸力曲線分析

計(jì)算角樁、邊樁、中心樁在平均樁頂荷載為22 739 kN下軸力隨樁深度變化曲線，并將樁側(cè)及樁端土體模量同時(shí)縮小10倍進(jìn)行比較計(jì)算，如圖5。

圖5 群樁軸力隨樁深變化曲線

圖5可以看出，角樁軸力最大，邊樁次之，中心樁最小，說明群樁中基樁荷載分配是不均勻的。樁的計(jì)算軸力隨樁深度增加呈非線性減小，在約10 m范圍之內(nèi)，軸力幾乎不變，這是因?yàn)闃痘叱龅孛?.7 m，該段落不受土體摩阻力作用，故軸力隨樁長不會變化，圖中-10 m以下樁身上段斜率變化較緩，中段稍微變陡，下段斜率變化最快，說明軸力變化曲線隨深度衰減快慢與樁周土體模量關(guān)系密切，下段中風(fēng)化構(gòu)造巖土體模量大，則曲線斜率變化明顯，上段砂土狀強(qiáng)風(fēng)化構(gòu)造巖土體模量相對較小，則收斂速度較慢。各樁軸力最后在樁底趨于相同，且數(shù)值較小，說明超長樁主要靠摩阻力傳遞荷載，樁端阻力較小。

比較樁頂軸力并計(jì)算可知，正常土體模量條件下，角樁、邊樁和中心樁分別承受平均樁頂荷載的113%，109%，97%，軸力相差不大，說明在土體模量較大的構(gòu)造巖條件下，樁頂軸力在基樁的分配較均勻。土體模量縮小后，樁頂軸力分配出現(xiàn)明顯變化，土體模量減小10倍后角樁、邊樁和中心樁分別承受平均樁頂荷載的139%，99%，69.2%，說明土體模量越小，樁頂軸力分配越不均勻。

對比文獻(xiàn)[5]，低承臺條件下由于承臺底土層受壓，使得樁基軸力分布與高承臺群樁有所不同，低承臺條件下軸力隨深度并非一直減小，在樁上部有時(shí)會先減小后突增，變化規(guī)律與地質(zhì)情況有關(guān)。

2.3 側(cè)阻分析

計(jì)算角樁、邊樁、中心樁在平均樁頂荷載為6 842.85 kN下摩阻力隨樁深度變化曲線，并將樁側(cè)及樁端土體模量同時(shí)縮小10倍進(jìn)行比較計(jì)算，如圖6。

圖6 群樁摩阻力隨樁深度變化曲線

由圖6可知，群樁中角樁樁側(cè)摩阻力最大，邊樁次之，中心樁最小。這是因?yàn)橹行臉对谌簶栋鼑?，樁土間豎向位移受相鄰樁影響最大，樁土相對位移減小，影響摩阻力發(fā)揮；各樁摩阻力隨深度增加總體上呈現(xiàn)非線性遞增趨勢，最后趨于一致。由于承臺的存在限制了群樁上部的樁土相對位移，從而使基樁上段的樁側(cè)摩阻力發(fā)揮程度有所降低。參考文獻(xiàn)[2]和[4]中低樁承臺群樁摩阻力隨樁深度變化曲線，圖6樁摩阻力并非從零開始隨深度遞增，因?yàn)楸疚母叱信_離土表面有9.7 m，樁在土表面的摩阻力受承臺限制不如低樁承臺；樁側(cè)及樁端土體模量同時(shí)縮小10倍后，群樁側(cè)摩阻力隨樁深度變化趨勢總體不變，但角樁、邊樁和中心樁摩阻力曲線更離散，且樁端側(cè)摩阻力發(fā)揮程度不如正常情況土體模量，說明土體模量的減少使群樁中不同位置基樁和土的相對位移差別較大，樁端側(cè)摩阻力發(fā)揮較慢。

3 結(jié)論

通過對高承臺超長群樁在土體模量改變下的有限元承載能力分析，可以得到以下結(jié)論：

（1）超長群樁各樁仍然表現(xiàn)為緩變型承載特性，但承載力較單樁有較大幅度的折減。

（2）在荷載相同時(shí)，群樁中基樁平均樁頂位移隨土體模量縮小而增大，隨土體模量增大而減小，持力層的土體模量對群樁頂位移影響程度是所有土層中最大的。

（3）群樁中各基樁荷載分配是不均勻的，樁周土體模量越小，樁頂軸力分配越不均勻。

（4）群樁軸力變化曲線隨深度衰減快慢與樁周土體模量關(guān)系密切，土體模量大，則曲線斜率變化明顯，土體模量小，則收斂速度較慢。

（5）群樁中角樁樁側(cè)摩阻力最大，邊樁次之，中心樁最小。承臺的存在限制了群樁上部的樁土相對位移，從而使基樁上段的樁側(cè)摩阻力發(fā)揮程度有所降低。樁側(cè)土體模量的減少使群樁中不同位置基樁和土的相對位移差別較大，樁端側(cè)摩阻力發(fā)揮較慢。

[1]姜勇．超長群樁基礎(chǔ)力學(xué)性能模擬分析[D]．蘭州：蘭州交通大學(xué)，2013．

[2]李海元，王成華．不同樁距超長群樁承載特性的有限元分析[J]．建筑技術(shù)開發(fā)，2013，40（5）：18－21．

[3]吳巋華，劉小虎，張?zhí)旌?，等．承臺厚度不同對超長群樁的影響分析[J]．科技創(chuàng)新導(dǎo)報(bào)，2010（8） ：31-33．

[4]王成華，李海元．超長群樁豎向承載特性的有限元分析[J]．低溫建筑技術(shù)，2006（6）：92－94．

[5]宋阮，余昆，付軍．樁端土層性質(zhì)不同對超長群樁的影響分析[J]．交通科技，2013（3）：1－4．

[6]李俊偉，張濤，尹可芳．粗砂密實(shí)狀態(tài)超長群樁承載性能試驗(yàn)分析[J]．山西建筑，2011（10）：72－74．

[7]劉原．超長鉆孔灌注樁水平約束剛度及承載性能研究[D]．長沙：中南大學(xué)，2013．

[8]李洋，姚文娟．邊載作用下相對樁長對超長樁負(fù)摩阻力的影響[J]．市政技術(shù)，2016（5）：190－194．

[9]吳鵬，龔維明，梁書亭，等．用三維有限元法對超長單樁樁端承載力的研究[J]．巖石力學(xué)，2006，27（10）：1795－1799．

[10]黃凌君，蔣景順，蔣光煒．超長深水鉆孔灌注樁自平衡法承載力測試技術(shù)的應(yīng)用研究[J]．常州工學(xué)院學(xué)報(bào)，2017（1）：24－27．

[11]黃挺，龔維明，戴國亮．蘇拉馬都跨海大橋超長樁承載性能試驗(yàn)研究[J]．公路，2011（2）：217－222．

Construction of Pile Foundation of Super-long Pile Group with High Modulus Performance Impact Analysis

HUANG Ling-jun1,LIU Ji-feng1,JIANG Jing-shun2,CHEN Xu-hong2
（1.School of Civil Engineering,Sanming University,Sanming 365004,China;2.Gaoyuan Highway Construction and Development Limited Liability Company in Sanming City,Sanming 365004,China）

The finite element software GTS was used to establish the model of super-long pile group.The parameters of the model were corrected by field static load test data,and the bearing capacity of pile group under the condition of soil mass change was analyzed.The results show that the bearing capacity of the super-long group pile is greatly reduced compared with that of the single pile,and the soil modulus of the pile foundation is obviously affected.The axial force and the friction resistance of the super-long pile group are different and it shows regular changes with the pile soil modulus.

soil modulus;high capacity platform;super long group pile;bearing capacity

U443.15

A

1673-4343（2017）06-0083-06

10．14098/j．cn35－1288/z．2017．06．013

2017-09-28

福建省中青年教師教育科研項(xiàng)目（JAT160455）

黃凌君，男，三明建寧人，講師，工程師。主要研究方向：橋梁與隧道工程。

朱聯(lián)九）