高壓旋噴樁加固擾動(dòng)地層后樁基承載力分析

付濤郟建樹王亮宋明康

(1.山東建筑大學(xué)交通工程學(xué)院,山東濟(jì)南250101；2.山東路橋集團(tuán)有限公司,山東濟(jì)南250021)

0 引言

高壓旋噴樁法作為一種常用的地基加固方法,于1970年后期引入國內(nèi)[1],在市政道路、堤防大壩、鐵路交通等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[2]。其通過導(dǎo)管射出的水泥漿液與周圍土體充分混合,從而形成一定強(qiáng)度的固體結(jié)構(gòu),起到加固地基的目的[3-4]。高壓旋噴樁法主要用于大顆粒地層動(dòng)水條件下的高噴注漿防滲技術(shù)和淤泥地層中的高噴注漿加固技術(shù)等方面,在加固擾動(dòng)地層方面,其應(yīng)用研究還不夠完善,對(duì)于加固擾動(dòng)地層后樁基豎向承載力的計(jì)算理論研究尚未涉及。

文章以某公路大橋工程為背景,針對(duì)主橋橋位周圍由于采砂,導(dǎo)致的河床坍塌深度較大,抽砂層以上土層處于沉降狀態(tài),河床地層土質(zhì)松散的實(shí)際情況,提出采用高壓旋噴樁加固因采砂而擾動(dòng)的地層方案。采用數(shù)值模擬技術(shù),依據(jù)JTG D63—2007《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》[5],利用通用有限元分析軟件ABAQUS對(duì)高壓旋噴樁加固采砂撓動(dòng)地層條件下大直徑超長樁豎向承載性能進(jìn)行數(shù)值模擬,分析樁側(cè)阻力與樁端阻力的分布特征,揭示其在豎向荷載作用下的工作機(jī)理。

1 工程概況

某公路大橋設(shè)計(jì)完成、施工單位進(jìn)場(chǎng)后發(fā)現(xiàn),在主橋施工區(qū)域河岸線存在塌陷情況,因此對(duì)主橋橋位區(qū)域的河床底標(biāo)高進(jìn)行初步測(cè)量,發(fā)現(xiàn)與設(shè)計(jì)圖紙河床底標(biāo)高存在重大偏差,判斷為河床產(chǎn)生下沉現(xiàn)象。經(jīng)過分析發(fā)現(xiàn),主橋橋位周圍由于采砂現(xiàn)象嚴(yán)重,導(dǎo)致河床比原設(shè)計(jì)坍塌7～8 m,地面標(biāo)高起伏較大,土層影響范圍很深,依據(jù)最終地層勘探報(bào)告,擾動(dòng)地層范圍為-18.1～-32.8 m。土層擾動(dòng)范圍示意圖如圖1所示。由于河床沉降,設(shè)計(jì)單位對(duì)樁基進(jìn)行了變更設(shè)計(jì),采用加大樁基的方案。變更設(shè)計(jì)方案后,鉆孔灌注樁(按摩擦樁計(jì))直徑由2 m增大至2.5 m,最長樁長達(dá)103 m。

圖1 土層擾動(dòng)范圍示意圖

由于主橋橋位處河床地層土質(zhì)松散,形成擾動(dòng)地層,設(shè)計(jì)護(hù)筒底部未穿過砂層,位于軟弱土層內(nèi)。鉆進(jìn)過程中,在采用優(yōu)質(zhì)泥漿護(hù)壁、慢速鉆進(jìn)的情況下,擴(kuò)孔仍然嚴(yán)重,并大于護(hù)筒外徑,且沿護(hù)筒外壁向上侵蝕,造成護(hù)筒外側(cè)空虛,當(dāng)侵蝕至護(hù)筒外側(cè)摩阻力無法支撐護(hù)筒自重時(shí),發(fā)生護(hù)筒掉落現(xiàn)象。因擾動(dòng)地層較厚,擴(kuò)孔范圍較大,導(dǎo)致護(hù)筒掉落深度較大。

經(jīng)過分析現(xiàn)狀及護(hù)筒掉落情況可知,大橋主橋橋位處因采砂造成了特殊地質(zhì)情況,如果不首先進(jìn)行擾動(dòng)土層的加固處理,將無法正常進(jìn)行大直徑超長樁的施工。

2 高壓旋噴樁加固擾動(dòng)地層方案確定

通過對(duì)加固方案的對(duì)比優(yōu)選,最終確定采用高壓旋噴樁加固擾動(dòng)地層。樁周圍采砂區(qū)擾動(dòng)層高壓旋噴樁固結(jié),在每根樁基周圍設(shè)置一定數(shù)量的高壓旋噴樁加固采砂區(qū)擾動(dòng)土層,將土層固結(jié)。通過高壓漿液和空氣2種介質(zhì)的噴射流沖擊破壞土體,最后在土中形成圓柱狀固結(jié)體來加固擾動(dòng)土層。

通過試噴,確定高壓旋噴樁設(shè)計(jì)參數(shù)為:在樁基周圍布置樁徑為100 cm的旋噴樁,樁心距為76.57 cm,相互咬合為23.34 cm,設(shè)置13根。樁基內(nèi)旋噴樁樁徑為80 cm,樁心距為121.24 cm,設(shè)置3根。旋噴樁上端包裹護(hù)筒5.00 m,下端嵌入全風(fēng)化砂質(zhì)泥巖2.0 m。旋噴樁施工時(shí)河床底至平臺(tái)部分設(shè)置直徑為200 mm、壁厚為8 mm鋼套管,入土深度≥2 m,孔口平面誤差≤20 mm,套管傾斜度≤1%。漿液材料采用P.O 32.5級(jí)普通硅酸鹽水泥,采用水與普通硅酸鹽水泥、粉煤灰膠體量按0.8～1.1的水灰比的漿體,樁長水泥膠體用量為530 kg/m。方案設(shè)計(jì)圖如圖2所示。方案施工機(jī)具較小,施工方便,可與鉆孔同時(shí)施工,保證樁基施工工期,對(duì)擾動(dòng)層固化效果好,能有效防止鉆進(jìn)成孔時(shí) 在擾動(dòng)層和砂層擴(kuò)孔。

圖2 高壓旋噴樁加固擾動(dòng)地層方案設(shè)計(jì)圖/cm

3 高壓旋噴樁加固條件下樁基豎向承載力分析

3.1 數(shù)值分析模型建立

采用有限元分析軟件ABAQUS進(jìn)行數(shù)值分析,選取采用高壓旋噴樁加固條件下的鉆孔灌注樁作為研究對(duì)象,樁徑為2.5 m、樁長為103 m,持力層為中風(fēng)化泥質(zhì)砂巖,共建立2個(gè)有限元模型:無高壓旋噴樁的樁土模型和采用高壓旋噴樁加固后的樁土模型。

(1)無高壓旋噴樁的樁土模型 為了縮短計(jì)算時(shí)間、減少運(yùn)算成本,根據(jù)單樁的幾何、載荷特性關(guān)于樁基軸線對(duì)稱的特點(diǎn),將三維樁土問題簡化為軸對(duì)稱模型。

(2)采用高壓旋噴樁加固后的樁土模型 由于旋噴樁成非軸對(duì)稱分布,故將旋噴樁進(jìn)行簡化,厚度取旋噴樁外切圓與樁的半徑差,從而將模型簡化為軸對(duì)稱模型。

3.1.1 模型計(jì)算區(qū)域

土體計(jì)算區(qū)域的選擇將直接影響模型的計(jì)算精度,通常情況下,土體的計(jì)算區(qū)域選取的越大,計(jì)算時(shí)間越長,計(jì)算精度越大,同時(shí)剪應(yīng)變?cè)跇秱?cè)距離樁體軸線n倍樁徑(n通常取8～15)處減小至0[6-9]。因此在確定模型計(jì)算區(qū)域時(shí),選取15倍的樁徑作為計(jì)算域側(cè)界的半徑,在確定幾何模型的豎向邊界時(shí),取兩倍樁長的計(jì)算范圍,即采用較大的尺寸建立模型,來模擬半無限空間體。計(jì)算模型示意圖如圖3所示,建立的三維有限元模型如圖4所示。

圖3 計(jì)算模型圖

3.1.2 樁土相互作用模擬及計(jì)算參數(shù)選取

建立樁土分析模型時(shí),樁土單元均采用CAX4單元。樁體簡化成純混凝土結(jié)構(gòu),不考慮鋼筋的作用。因?yàn)榛炷翉椥阅Ａ窟h(yuǎn)大于樁基周圍土體的彈性模量,在外荷載作用下樁體僅產(chǎn)生彈性變形,不產(chǎn)生塑性變形,所以樁體選擇彈性模型。土體采用彈塑性模型,即Mohr-Coulomb模型[10]。

在數(shù)值建模模擬樁基和土體的過程中,最重要的是選擇合理的方法模擬樁土之間的相互作用。文章基于ABAQUS模擬大直徑超長樁時(shí),主要根據(jù)罰函數(shù)方法求解樁體與土體間的接觸問題。模擬樁土接觸問題時(shí),接觸面的確定和接觸面的本構(gòu)模型是兩個(gè)需要解決的主要問題[11-13]。定義接觸模型時(shí),采用主—從接觸模型,基于采用剛度大的面作為主控面、剛度小的面作為從屬面,如果2個(gè)面的剛度相近,則選擇網(wǎng)格劃分較粗的面作為主控面的原則,選取樁體表面作為主控面,土體表面作為從屬面。定義接觸屬性時(shí),需要確定接觸面之間的法向作用與切向作用。文章采用硬接觸方式確定接觸面法向作用,采用庫倫摩擦模型確定接觸面的切向作用,通過定義一個(gè)接觸面之間的摩擦系數(shù),來模擬接觸界面之間的摩擦特性。依據(jù)經(jīng)典的庫倫摩擦模型假設(shè),當(dāng)?shù)刃Σ亮π∮谂R界應(yīng)力tcrit時(shí),就不會(huì)發(fā)生滑移[14-15]。進(jìn)行樁土接觸分析時(shí),采用考慮樁土接觸作用的有限元,樁土接觸選擇庫倫摩擦,摩擦系數(shù)根據(jù)tanφ取值。

圖4 三維有限元模型圖

有限元模型網(wǎng)格劃分是數(shù)值模擬的關(guān)鍵,網(wǎng)格劃分采用(掃掠sweep網(wǎng)格)劃分技術(shù),單元類型均選用軸對(duì)稱4節(jié)點(diǎn)CAX4單元。劃分網(wǎng)格時(shí),在樁徑方向劃分3個(gè)種子,豎向布置全局種子,其密度為0.5,土體徑向按距離2/2.5劃分(距離軸線越遠(yuǎn),網(wǎng)格越稀疏),豎向布置全局種子,其密度為2。樁土模型兩側(cè)水平方向自由度定義為0,底部水平和豎直方向自由度均定義為0。

鉆孔灌注樁長為103 m,直徑為2.5 m,材料選用C30混凝土,彈性模量為30000 MPa,泊松比取0.2。高壓旋噴樁長為18.7 m,直徑為1.0 m,材料選用P.O 32.5普通硅酸鹽水泥,彈性模量為10000 MPa,黏聚力為0.4 kPa,內(nèi)摩擦角取30°,摩擦系數(shù)取0.58,泊松比取0.2。土層參數(shù)依據(jù)地質(zhì)勘探報(bào)告選取,見表1。

表1 土層計(jì)算參數(shù)表

3.1.3 數(shù)值分析模型驗(yàn)證

利用建立的數(shù)值模型計(jì)算出單樁豎向承載力,同時(shí)根據(jù)JTG D63—2007中摩擦樁單樁豎向承載力容許值計(jì)算公式,計(jì)算出單樁豎向承載力的理論值,通過比較兩者的差異,檢驗(yàn)?zāi)Ｐ偷恼_性,保證計(jì)算結(jié)果的可靠性。

根據(jù)數(shù)值計(jì)算得到的荷載—沉降曲線,取樁頂沉降為0.04 m時(shí)對(duì)應(yīng)的承載力,通過計(jì)算,未加固前單樁極限承載力為 29.94×103kN,與根據(jù)JTG D63—2007中公式5.3.3-1和5.3.3-2計(jì)算得到的理論值29.36×103kN相差甚小,驗(yàn)證了數(shù)值分析模型的可靠性。

3.2 數(shù)值分析方法

利用有限元模型,通過建立荷載步,逐步施加計(jì)算荷載,同時(shí)打開非對(duì)稱求解器等開關(guān)設(shè)置進(jìn)行非線性分析,計(jì)算達(dá)到設(shè)定的子步數(shù)以后停止。(1)定義施加自重荷載步,將樁和土的自重按照計(jì)算取值輸入程序。(2)定義施加地應(yīng)力場(chǎng)荷載步,用以平衡因考慮土體自重所產(chǎn)生的應(yīng)力,此步驟也稱為地應(yīng)力平衡。地應(yīng)力平衡是指建立任何工程或開挖任何工程之前,地表的位移都是0,但是土體中卻存在應(yīng)力,無位移但有應(yīng)力的時(shí)間點(diǎn)稱作地應(yīng)力平衡。如在自重荷載步對(duì)土體施加自重18 kN/m3,在地應(yīng)力平衡步中,只需對(duì)土體施加大小與自重相等但方向相反的地應(yīng)力場(chǎng),從而地表的初始位移幾乎為零,起到了平衡地應(yīng)力的作用。在對(duì)大直徑超長樁進(jìn)行豎向承載力研究時(shí),地應(yīng)力平衡尤為重要,如果平衡不當(dāng),地表位移會(huì)過大,引起誤差,影響數(shù)值模擬分析的精度。最后定義施加強(qiáng)制位移荷載步,賦予樁頂截面100 mm豎向強(qiáng)制位移,以得到樁基的沉降—荷載曲線,來判定樁基的豎向承載力。

3.3 結(jié)果與分析

3.3.1 樁側(cè)摩阻力分布特征

樁與樁周土體發(fā)生相互作用時(shí),會(huì)在樁土界面產(chǎn)生摩阻力,將樁頂豎向載荷通過摩阻力傳遞到樁側(cè)土體中。采用考慮樁土接觸作用和樁土界面摩擦特性的有限元法,樁土接觸選擇庫倫摩擦,樁土間摩擦系數(shù)見表1,樁基與旋噴樁間的摩擦系數(shù)為0.58,從而給出了樁土間的側(cè)摩阻力分布特性,如圖5所示。在加載初期,樁頂?shù)臉锻料鄬?duì)位移最大,摩阻力發(fā)揮最早。由于樁體模量較大,樁身壓縮模量較小,樁端處的樁土相對(duì)位移也較大,摩阻力有一定的發(fā)揮。隨著加載的進(jìn)行,摩阻力從上到下發(fā)揮,直至樁身全長。通過2個(gè)模型對(duì)比分析可知,在旋噴樁長度范圍內(nèi),摩阻力變化明顯:旋噴樁頂處,由于高壓旋噴樁加固地層范圍內(nèi)地基變形模量突然增大,地層壓縮量驟然減小,因此在高壓旋噴樁加固頂部范圍內(nèi),基樁的沉降位移大于高壓旋噴樁加固范圍內(nèi)地層的位移,此時(shí)樁側(cè)阻力表現(xiàn)為正摩阻力；但在高壓旋噴樁加固地層底部范圍內(nèi),基樁的沉降位移反而小于高壓旋噴樁加固范圍內(nèi)地層的位移,從而在高壓旋噴樁加固底部范圍產(chǎn)生負(fù)摩阻力。采用高壓旋噴樁加固擾動(dòng)地層條件下對(duì)樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮有較大影響,可以提高單樁豎向承載力。

圖5 樁土間側(cè)摩阻力分布特性圖

3.3.2 樁身軸力分布特征

通過有限元數(shù)值模擬,給出了考慮樁土接觸作用的樁身軸力隨深度的變化曲線,如圖6所示。當(dāng)樁頂荷載較小時(shí),樁身側(cè)摩阻力較小,不能完全抵消樁身自重,因此樁身軸力沿深度有所增加,隨著深度增加,樁的側(cè)摩阻力逐漸增大,與重力場(chǎng)相平衡,因此軸力逐漸趨于平緩,并有減小的趨勢(shì)；而在旋噴樁范圍內(nèi),由于樁側(cè)摩阻力的增大,樁身軸力迅速減小,在旋噴樁底部范圍內(nèi),樁身軸力出現(xiàn)不減反增的變化,從而與樁側(cè)負(fù)摩阻力和重力相平衡。在旋噴樁加固地層底部,由于在高壓旋噴樁底部范圍產(chǎn)生負(fù)摩阻力,從而樁身軸力反轉(zhuǎn)點(diǎn)、樁身軸力隨著深度的增加逐漸減小,從而與樁側(cè)摩阻力的變化相適應(yīng)。

3.3.3 沉降—荷載曲線

根據(jù)JTG D63—2007,單樁的豎向承載力可以按靜載法分析確定。靜載法即在樁頂逐級(jí)施加軸向荷載,直至樁達(dá)到破壞狀態(tài)為止,并在試驗(yàn)過程中測(cè)量每級(jí)荷載下不同時(shí)間的樁頂沉降,根據(jù)沉降—荷載曲線的變化特征來確定承載力,對(duì)于陡降型的沉降—荷載曲線,選曲線上發(fā)生明顯陡降的起始點(diǎn)。因此,在確定樁基極限承載力時(shí),若曲線存在陡降點(diǎn),則取陡降點(diǎn)對(duì)應(yīng)的承載力作為樁基的極限承載力；若曲線為緩變型,不存在明顯的陡降點(diǎn),則根據(jù)樁頂沉降不大于0.04～0.06 m的原則,取樁頂沉降為某一值時(shí)對(duì)應(yīng)的承載力為樁基極限承載力。荷載—沉降曲線如圖7所示。樁基的荷載—沉降曲線為緩變型,根據(jù)確定樁基極限承載力的原則,取樁頂沉降為0.04 m時(shí)對(duì)應(yīng)的承載力作為樁基的極限承載力。

圖6 樁身軸力隨深度變化曲線圖

圖7 有無旋噴樁荷載—沉降曲線圖

由計(jì)算分析可知,采用高壓旋噴樁加固擾動(dòng)地層條件下單樁豎向極限承載力要高于未加固擾動(dòng)地層條件下單樁豎向極限承載力。未加固前單樁極限承載力為29.94×103kN,與根據(jù)JTG D63—2007中公式5.3.3-1和 5.3.3-2計(jì)算得到的理論值29.36×103kN相差甚小,而采用旋噴樁加固擾動(dòng)地層后單樁極限承載力為31.94×103kN,極限承載力提高了約7%。樁的極限承載力對(duì)比見表2,旋噴樁加固后,單樁極限承載力的提高是由樁側(cè)阻力的提高引起。

表2 樁的極限承載力對(duì)比表

4 結(jié)論

針對(duì)某公路大橋主橋橋位處因采砂造成的特殊地質(zhì)情況,采用高壓旋噴樁加固擾動(dòng)地層方案,對(duì)方案進(jìn)行設(shè)計(jì),確定設(shè)計(jì)參數(shù),建立有限元模型進(jìn)行數(shù)值模擬分析,利用ABAQUS軟件模擬計(jì)算大直徑超長鉆孔灌注樁單樁豎向承載力,得到以下結(jié)論:

(1)采用高壓旋噴樁加固擾動(dòng)地層條件下對(duì)樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮有較大影響,可以提高單樁豎向承載力,樁身軸力自樁頂至樁底呈逐漸減小趨勢(shì)。

(2)加固可有效提高樁基的豎向承載力,通過沉降—荷載曲線對(duì)比可知,承載力提高了約7%。