非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)豎向承載特性分析

欒 陽(yáng) 楊 陽(yáng) 戴國(guó)亮 龔維明 賈其軍

(1東南大學(xué)土木工程學(xué)院，南京 210096)(2東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210096)(3中國(guó)路橋工程有限責(zé)任公司，北京 100011)

目前，我國(guó)橋梁建設(shè)正主攻跨越海峽連島工程和西部大開(kāi)發(fā)跨峽谷溝壑工程，這些橋梁工程多為重大發(fā)展戰(zhàn)略規(guī)劃的先導(dǎo)性工程，無(wú)論在政治上、還是經(jīng)濟(jì)上都具有舉足輕重的地位.但這些重大工程多位于地震頻繁且強(qiáng)烈的發(fā)震斷裂帶，作為生命線(xiàn)工程的大跨橋梁抗震問(wèn)題應(yīng)高度重視.

傳統(tǒng)的橋梁隔震是通過(guò)設(shè)置減震裝置，將上部結(jié)構(gòu)體系與下部結(jié)構(gòu)隔離開(kāi)來(lái)，以減少地震傳遞到結(jié)構(gòu)體系的能量[1].然而，大跨橋梁一般基礎(chǔ)規(guī)模及基礎(chǔ)剛度極大，上部結(jié)構(gòu)與下部結(jié)構(gòu)之間的減震裝置減震效果有限，在強(qiáng)震條件下剛度巨大的基礎(chǔ)面臨著破壞的風(fēng)險(xiǎn).希臘里約-安蒂里奧大橋(Rion-Antirion Bridge)為解決大跨橋梁抗震問(wèn)題，采用了一種由沉箱、墊層、樁復(fù)合地基組合而成的非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)[2-3].墊層置于沉箱與樁復(fù)合地基之間，既可均化上部荷載、減小不均勻沉降，同時(shí)還具有隔震的功能.目前，已經(jīng)建好的希臘里約安蒂里奧大橋和土耳其的伊茲米特海灣大橋(Izmit Bay Bridge)[4-5]，在建的丹麥新斯托海峽大橋(New Storstr?m Bridge)[6]以及土耳其的恰納卡萊大橋(?anakkale Bridge)[7]，也采用了這種形式的基礎(chǔ)作為橋梁的主塔基礎(chǔ).非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)已有20年歷史，但是過(guò)往針對(duì)非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)的研究均局限于對(duì)應(yīng)橋梁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)的校驗(yàn)[8-11]，承載機(jī)理及沉降規(guī)律的研究較少.

非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)在結(jié)構(gòu)上類(lèi)似剛性樁復(fù)合地基.剛性樁復(fù)合地基已得到了廣泛應(yīng)用和研究[12-13].相較于傳統(tǒng)的剛性樁復(fù)合地基，非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)所受豎向荷載巨大，墊層材料粒徑越大(10～80 mm)，墊層鋪設(shè)厚度越厚(3 m)，加固用的樁體多為鋼管樁，且上部沉箱為裸置.在具體結(jié)構(gòu)上，非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)與傳統(tǒng)剛性樁復(fù)合地基有很大的不同，現(xiàn)有剛性樁復(fù)合地基的設(shè)計(jì)理論不能直接應(yīng)用于非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ).因此，有必要對(duì)非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)進(jìn)行進(jìn)一步的研究.

本文首先進(jìn)行了非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)豎向承載力室內(nèi)模型試驗(yàn)，分析了非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)豎向承載性能及沉降規(guī)律.然后，采用顆粒流軟件與有限差分軟件，建立非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)離散-有限差分多尺度耦合分析模型，將模型計(jì)算結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證模型的可靠性.最后，從宏觀和細(xì)觀多尺度分析了非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)的力學(xué)行為，為非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)研究提供參考.

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

以瓊州海峽跨海大橋的主塔基礎(chǔ)為依托，采用1∶100相似比，設(shè)計(jì)非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)室內(nèi)模型試驗(yàn)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵?jiàn)圖1.沉箱模型為106 cm×70 cm×56 cm的圓端形沉箱，由厚度為3 cm的Q235鋼板焊接而成，內(nèi)設(shè)加筋肋保證剛度.樁模型為外徑43 mm、壁厚3 mm、長(zhǎng)40 cm的鋼管樁.沉箱下部共均勻布置36根模型樁，樁間距為3倍樁徑.墊層采用粒徑為2～5 mm的角礫，地基土采用中砂，材料性質(zhì)見(jiàn)表1.

(a) 模型正視圖

(c) 模型俯視圖

表1 墊層和地基土基本參數(shù)

1.2 傳感器布置

沿樁身布置應(yīng)變片，測(cè)量樁在豎向荷載作用下的樁身應(yīng)變，以計(jì)算樁身軸力.應(yīng)變片粘貼在樁內(nèi)側(cè)，單根樁應(yīng)變傳感器布置見(jiàn)圖2(a)，被測(cè)樁包括圖2(b)中的樁A、樁B、樁C和樁D.振弦式微型土壓力盒安裝在墊層底部，測(cè)量墊層底部土壓力值，得到土壓力分布情況，土壓力盒的測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖2(c).采用應(yīng)變式位移傳感器測(cè)量基礎(chǔ)沉降，加載前將位移傳感器固定在可移動(dòng)的基準(zhǔn)架上，位移傳感器測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖2(d).

(a) 應(yīng)變片布置

(c) 土壓力計(jì)布置

1.3 試驗(yàn)方案

為研究有、無(wú)墊層及墊層厚度對(duì)非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)豎向承載性能及沉降的影響，設(shè)計(jì)了4組試驗(yàn)(見(jiàn)表2)，其中墊層厚度是指樁頂?shù)匠料涞酌嬷g距離.

表2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ头纸M

試驗(yàn)采用分級(jí)加載，每級(jí)荷載分別為75、150、225、300、375、450、525、600 kN.每級(jí)荷載加載后維持1 h，并分別于5、10、15、30、45、60 min時(shí)采集一次數(shù)據(jù)，若位移變化量小于0.1 mm，表示豎向位移穩(wěn)定，進(jìn)入下一級(jí)加載.當(dāng)沉降急劇增大、壓力-沉降曲線(xiàn)出現(xiàn)陡降段時(shí)，或曲線(xiàn)為緩變型、累計(jì)沉降量超過(guò)40 mm時(shí)，終止加載.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 沉箱的荷載-位移曲線(xiàn)

圖3為不同厚度墊層模型沉箱的荷載-位移曲線(xiàn).由圖可知，荷載位移曲線(xiàn)為緩降形.相同荷載條件下，墊層越厚，沉箱沉降越大.究其原因在于，墊層越厚，豎向荷載條件下墊層壓縮量越大，由墊層壓縮造成的沉箱沉降也越大；墊層越薄，其對(duì)樁、土的變形協(xié)調(diào)能力越弱，大部分荷載由樁承擔(dān)，因此樁復(fù)合地基整體沉降減小.

圖3 不同厚度墊層模型沉箱荷載-位移曲線(xiàn)

2.2 樁身受力

圖4給出了各級(jí)荷載條件下各模型中心樁樁A的樁身最大軸力.由圖可知，各模型中樁身最大軸力隨荷載增加而線(xiàn)性增加，且模型MX36-0與MX36-2的增加速度更快.總體而言，樁身受力與上部荷載近似為線(xiàn)性關(guān)系，因此取600 kN荷載條件下各樁身受力做進(jìn)一步分析.

圖4 樁A的樁身最大軸力隨荷載變化曲線(xiàn)

圖5為600 kN荷載條件下，不同厚度墊層模型中心樁樁A的軸力及摩阻力分布曲線(xiàn).由圖可知，無(wú)墊層模型樁基的樁身軸力沿樁深遞減，僅存在正摩阻力；有墊層復(fù)合樁基的樁身軸力沿樁深先增大后減小，且在承載過(guò)程中樁頂刺入墊層，墊層顆粒流動(dòng)補(bǔ)償使得樁土保持緊密接觸，土體沉降大于樁體沉降，樁頂部分存在負(fù)摩阻力.由圖5(b)還可知，隨著墊層厚度的增加，樁身負(fù)摩阻力部分增大.當(dāng)墊層厚度為2、4、6 cm時(shí)，負(fù)摩阻區(qū)域分別為樁長(zhǎng)的0.20、0.31、0.43倍.隨著墊層厚度的增加，同級(jí)荷載作用下樁身同一位置處的負(fù)摩阻力增大.

圖6為600 kN荷載條件下模型MX36-4各樁的軸力及摩阻力分布曲線(xiàn).由圖可知，同一模型中樁身受力相似，中性點(diǎn)高度基本一致，邊樁軸力大于中心樁軸力.

(a) 軸力

(b) 摩阻力

(a) 軸力

(b) 摩阻力

2.3 樁土荷載分擔(dān)比與樁土應(yīng)力比

圖7為不同厚度墊層模型的樁土荷載分擔(dān)比隨荷載變化曲線(xiàn).由圖可知，荷載較小時(shí)，地基土承擔(dān)較多的上部荷載；隨著荷載的增大，樁基逐漸發(fā)揮作用，樁承擔(dān)荷載增加，超過(guò)地基土承擔(dān)荷載；當(dāng)荷載達(dá)到380 kN (即摩阻力為600 kPa)后，樁土荷載分擔(dān)比逐漸穩(wěn)定，不再變化.當(dāng)墊層較薄時(shí)，起始樁土荷載分擔(dān)比相差不大，但是穩(wěn)定后樁承擔(dān)的荷載比地基土大得多；墊層較厚時(shí)則相反，起始時(shí)樁土荷載分擔(dān)比相差較大，穩(wěn)定后樁承擔(dān)的荷載與地基土較為相近.對(duì)于模型MX36-2、MX36-4和MX36-6，最終樁和土的分擔(dān)比分別相差16.8%、9.6%和2.4%.說(shuō)明墊層越厚，墊層對(duì)樁、土變形協(xié)調(diào)能力越好.

圖7 不同厚度墊層模型樁土荷載分擔(dān)比

不同厚度墊層模型的樁土應(yīng)力比見(jiàn)圖8.由圖可知，樁土應(yīng)力比隨著荷載增加而增加，最終趨于穩(wěn)定.相同荷載條件下，墊層越厚，樁土應(yīng)力比越小，但隨著厚度的增加，墊層厚度對(duì)樁土應(yīng)力比影響逐漸變小.模型MX36-2、MX36-4、MX36-6的起始樁土應(yīng)力比分別為9.91、8.43、6.04，最終樁土應(yīng)力比分別為15.69、11.73、9.22.

圖8 不同厚度墊層模型樁土應(yīng)力比

3 多尺度耦合數(shù)值模擬分析

3.1 模型建立

采用優(yōu)化后的PFC3D-FLAC3D離散-有限差分耦合分析方法[14]，對(duì)非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)豎向承載力室內(nèi)模型試驗(yàn)進(jìn)行建模分析.數(shù)值模型分為2個(gè)部分：上部為離散元模型，由沉箱和墊層組成；下部為有限差分模型，模擬樁復(fù)合地基.考慮計(jì)算機(jī)的計(jì)算效率，為節(jié)約計(jì)算機(jī)內(nèi)存資源，取室內(nèi)試驗(yàn)1/4模型進(jìn)行建模.

建模過(guò)程中將沉箱考慮為剛體，采用塊體單元(Clump)進(jìn)行模擬.墊層采用與室內(nèi)試驗(yàn)墊層級(jí)配一致的球單元(Ball)，粒徑為2～5 mm.球單元之間采用線(xiàn)彈性模型、滑動(dòng)摩擦模型以及非黏滯阻尼模型，其法向剛度和剪切剛度均為10 MN/m，摩擦系數(shù)為0.55.墊層和沉箱之間的接觸為線(xiàn)性連接模型.

在有限差分軟件中，采用實(shí)體單元模擬樁基礎(chǔ)，為保證模型樁與試驗(yàn)樁的剛度一致，模型樁參數(shù)為

式中，E′、ρ′分別為數(shù)值模型樁的彈性模量和密度；E、ρ分別為Q235鋼的彈性模量和密度；A′為模型實(shí)心樁的橫截面積；A為試驗(yàn)管樁的橫截面積.模型樁密度為2.34 g/cm3，彈性模量為63 GPa，泊松比為0.33.

地基土采用莫爾-庫(kù)倫模型，相關(guān)參數(shù)與室內(nèi)試驗(yàn)一致.土層密度為1.59 g/cm3，壓縮模量為28 MPa，泊松比為0.22，摩擦角為35°，黏聚力為0.2 kPa.樁和地基土之間接觸面采用庫(kù)倫(Coulomb)滑移單元，允許相對(duì)滑動(dòng)，接觸面法相剛度為1 GN/m，剪切剛度為0.5 GN/m，摩擦角為28°，黏聚力為0.6 kPa.

3.2 多尺度耦合模型驗(yàn)證

圖9為室內(nèi)試驗(yàn)與模型計(jì)算得到的沉箱基礎(chǔ)荷載-位移曲線(xiàn).由圖可知，試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果較為吻合.但當(dāng)荷載較小時(shí)，相同荷載條件下室內(nèi)試驗(yàn)的沉箱沉降更大；荷載較大時(shí)則相反.且墊層越薄，小荷載條件下沉箱沉降試驗(yàn)值和模擬值差距越大.這可能是因?yàn)殡x散元中球顆粒為圓形剛體，無(wú)法發(fā)生破碎，數(shù)值模型中墊層壓縮模量呈線(xiàn)性變化，但是實(shí)際上墊層角礫壓縮模量并非線(xiàn)性變化，從而導(dǎo)致試驗(yàn)值與模擬值產(chǎn)生誤差.圖10給出了600 kN荷載條件下不同墊層模型中心樁樁A的樁身軸力試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比.由圖可知，模擬值小于試驗(yàn)值.然而，模擬值與試驗(yàn)值的整體變化規(guī)律一致，均呈現(xiàn)出墊層越厚、樁身軸力越小的趨勢(shì)，且所得樁身中性點(diǎn)位置基本一致.因此可以認(rèn)為，建立的離散-有限差分多尺度耦合數(shù)值模擬分析模型基本能夠正確模擬豎向荷載條件下非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)的力學(xué)性能.

圖9 沉箱基礎(chǔ)的荷載-位移曲線(xiàn)

4 多尺度對(duì)比分析

4.1 宏觀試驗(yàn)結(jié)果分析

圖11為600 kN荷載條件下模型地表土體及樁的豎向位移.由圖11(a)可知，沉箱下部地基土沉降呈中間大、兩邊小的蝶形.墊層越厚，沉箱下部相同位置處的地表土體越大，但土體沉降也越不均勻.這是因?yàn)楫?dāng)墊層厚度較小時(shí)，墊層對(duì)整個(gè)地基土體的變形協(xié)調(diào)能力較弱，且沉箱剛度很大，土體沉降受上部沉箱影響比較大.

由圖11(b)可知，隨著荷載的增大，墊層及地基土被壓縮，從而發(fā)生較大豎向位移，而樁基礎(chǔ)沉降小于墊層及地基土沉降，樁頂逐漸高于地基土表面，樁和土之間形成相對(duì)位移.對(duì)比圖11(a)中地表土體的豎向位移，圖11(b)中凸起部分為樁頂位移.由圖可知，墊層越厚，樁基不均勻沉降越大，模型MX36-2、MX36-4、MX36-6的樁基不均勻沉降分別為0.34、17.18、33.90 mm.除此以外，當(dāng)墊層為6 cm時(shí)，樁基沉降也呈中間大、兩邊小的趨勢(shì)；而模型MX36-2的幾根樁沉降一致，模型MX36-4靠近中心的3根樁沉降一致.可以發(fā)現(xiàn)，墊層下部樁基沉降與周?chē)鼗脸两狄?guī)律一致.600 kN荷載條件下，模型MX36-2由中心樁到外側(cè)樁的刺入量分別為3.4、3.5、3.6、5.1 mm，樁基刺入量差別不大；而模型MX36-6由中心樁到外側(cè)樁的刺入量分別為8.0、13.5、18.6、33.9 mm.因此，外側(cè)3根樁相比于中心樁，由中心向外樁頂刺入量分別增加了68.75%、132.5%、323.75%.

(b) 樁A的軸心橫剖面

4.2 細(xì)觀試驗(yàn)結(jié)果分析

以750 kN荷載條件下模型MX36-6為例，繪制通過(guò)樁A中心軸長(zhǎng)軸方向的模型剖面，并將顆粒位移表示成矢量圖，結(jié)果見(jiàn)圖12.由圖可知，隨著加載的進(jìn)行，沉箱向下嵌入墊層，樁向上刺入墊層.沉箱下部墊層顆粒主要發(fā)生向下位移，沉箱側(cè)面墊層顆粒以水平位移為主.為進(jìn)一步分析加載過(guò)程中顆粒位移變化情況，繪制600 kN荷載條件下模型MX36-6的顆粒豎向位移云圖，結(jié)果見(jiàn)圖13(a).由圖可知，樁頂區(qū)域以外的顆粒豎向位移基本一致，樁頂顆粒豎向位移相較于樁頂區(qū)域以外明顯減小，且邊樁樁頂顆粒位移小于中樁樁頂顆粒位移.模型MX36-6中邊樁樁頂出現(xiàn)了明顯的土拱效應(yīng)，中心樁樁頂未能形成完整核心區(qū).

圖12 750 kN荷載條件下模型MX36-6墊層顆粒位移矢量圖

(a) 豎向位移云圖

(b) 水平位移云圖

以600 kN荷載條件下的模型MX36-6為例，繪制模型水平剖面墊層顆粒水平位移云圖，結(jié)果見(jiàn)圖13(b).由圖可知，豎向荷載條件下沉箱外邊緣部分顆粒被擠出沉箱下部.長(zhǎng)軸方向距沉箱中心0.4 m以外的墊層顆粒在豎向荷載作用下發(fā)生水平位移，這一位置與模型MX36-6地表土沉降拐點(diǎn)一致，即墊層顆粒出現(xiàn)明顯水平運(yùn)動(dòng)的起始點(diǎn)與地基表層土沉降出現(xiàn)拐點(diǎn)位置相一致.

5 結(jié)論

1) 建立了離散-有限差分多尺度耦合數(shù)值模型，將計(jì)算結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)比，證明該模型能夠正確模擬豎向荷載條件下非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)力學(xué)性能.

2) 非接觸樁箱復(fù)合基礎(chǔ)荷載位移曲線(xiàn)為緩降形，下部地基土變形呈中間大、兩邊小的蝶形.相同荷載條件下，墊層越厚，沉箱沉降越大，且相同位置處地表沉降越大.

3) 相同荷載條件下墊層越厚，樁基礎(chǔ)不均勻沉降越大，樁基礎(chǔ)相對(duì)于墊層刺入量越大，相同位置處樁基礎(chǔ)中性點(diǎn)越低，但墊層對(duì)地基土及樁的變形協(xié)調(diào)功能越好.

4) 沉箱下部墊層顆粒主要發(fā)生向下位移，樁頂區(qū)域以外顆粒豎向位移基本一致，樁頂顆粒豎向位移相較于樁頂區(qū)域以外明顯減小.靠近沉箱邊緣處顆粒出現(xiàn)明顯水平位移，墊層顆粒出現(xiàn)明顯水平運(yùn)動(dòng)的起始點(diǎn)與地基表層土沉降出現(xiàn)拐點(diǎn)位置相一致.