液壓夯實(shí)機(jī)補(bǔ)強(qiáng)臺(tái)背路基影響因素分析

姬 猛，徐天宇，陳策策，周志軍,4

(1.中交二公局第四工程有限公司，河南 洛陽(yáng) 471013；2.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064；3.中國(guó)公路工程咨詢集團(tuán)有限公司，北京 100089；4.西安長(zhǎng)大公路工程檢測(cè)中心，陜西 西安 710064)

0 引言

橋臺(tái)背路基的處理問題是國(guó)內(nèi)外工程領(lǐng)域重要研究課題之一，強(qiáng)夯法對(duì)黃土地區(qū)臺(tái)背路基補(bǔ)強(qiáng)效果顯著[1-2]，但是已有研究表明，當(dāng)夯點(diǎn)落在距臺(tái)背2 m范圍內(nèi)時(shí)，強(qiáng)夯產(chǎn)生的巨大能量會(huì)以振動(dòng)波的形式對(duì)橋臺(tái)產(chǎn)生巨大的沖擊作用，橋臺(tái)結(jié)構(gòu)物在沖擊荷載作用下將產(chǎn)生沿路基縱向的動(dòng)位移，并在橋臺(tái)底部產(chǎn)生拉應(yīng)變，當(dāng)動(dòng)位移或拉應(yīng)變過大時(shí)，橋臺(tái)將發(fā)生失穩(wěn)破壞[3-4]。液壓夯實(shí)機(jī)作為輕型強(qiáng)夯設(shè)備，可以對(duì)狹小區(qū)域進(jìn)行作業(yè)，保證臺(tái)背路基的壓實(shí)質(zhì)量[5-6]，但沖擊振動(dòng)作用仍會(huì)對(duì)橋臺(tái)產(chǎn)生影響。

考慮沖擊振動(dòng)作用對(duì)既有結(jié)構(gòu)物的影響，李廷、孔令偉等學(xué)者基于強(qiáng)夯法對(duì)邊界接觸應(yīng)力和沉降特性進(jìn)行了理論研究[7]，張濤為了研究強(qiáng)夯振動(dòng)對(duì)周邊環(huán)境的影響，對(duì)某強(qiáng)夯處理過程的振動(dòng)進(jìn)行了監(jiān)測(cè)，發(fā)現(xiàn)強(qiáng)夯對(duì)建筑物產(chǎn)生了較大的動(dòng)力影響，提出通過開挖減振溝減少?gòu)?qiáng)夯振動(dòng)對(duì)建筑物的影響[8]，楊建國(guó)等人結(jié)合彈塑性有限元分析法，考慮對(duì)既有結(jié)構(gòu)物的影響，分析了包括錘重和夯錘落距在內(nèi)的強(qiáng)夯法加固設(shè)計(jì)參數(shù)[9]。在此基礎(chǔ)上，馮雄輝開展了液壓夯實(shí)法處理臺(tái)背路基的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，通過對(duì)比不同工況下的夯實(shí)效果，得出應(yīng)力從夯點(diǎn)向下傳播過程中存在一定的擴(kuò)散角，水平向影響深度為1.5 m，提出夯點(diǎn)位置離橋臺(tái)距離應(yīng)大于1.5 m[10]。劉建奇等通過在涵洞背側(cè)埋設(shè)位移傳感器，采用位移指標(biāo)評(píng)價(jià)夯擊過程中夯擊次數(shù)以及夯擊點(diǎn)與結(jié)構(gòu)物的水平距離對(duì)涵洞安全性的影響[11]，但沒有對(duì)路基和涵洞本身的影響因素進(jìn)行探討。綜上，目前的研究結(jié)果主要考慮夯擊作用的水平影響范圍，大都探討夯擊設(shè)備作業(yè)參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)物的影響，缺乏從路基、結(jié)構(gòu)物和夯擊設(shè)備三方面出發(fā)，綜合探討減弱對(duì)結(jié)構(gòu)物動(dòng)力影響的方法。

在液壓夯實(shí)法補(bǔ)強(qiáng)路基過程中，橋臺(tái)在夯擊作用下的變形評(píng)價(jià)指標(biāo)主要有臺(tái)身裂縫寬度、橋臺(tái)頂水平位移以及橋臺(tái)的豎向沉降等[12-15]。由于橋臺(tái)的豎向沉降通常不會(huì)超過規(guī)范允許值，因此現(xiàn)有模型通常用前兩項(xiàng)指標(biāo)來評(píng)價(jià)橋臺(tái)的變形，而臺(tái)身裂縫寬度和橋臺(tái)頂水平位移可以通過監(jiān)測(cè)臺(tái)身最不利荷載作用位置橋臺(tái)的動(dòng)應(yīng)變和頂端動(dòng)位移來控制[16-19]。

因此，本研究采用ABAQUS有限元模擬液壓夯實(shí)機(jī)補(bǔ)強(qiáng)臺(tái)背路基的過程，建立“夯錘-路基-橋臺(tái)”的相互作用模型，模擬夯點(diǎn)與橋臺(tái)距離、路基初始?jí)簩?shí)度、橋臺(tái)混凝土強(qiáng)度等級(jí)以及橋臺(tái)頂部支撐條件對(duì)橋臺(tái)變形的影響，通過對(duì)比不同工況下橋臺(tái)的最大動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)變值，分析夯擊作用影響橋臺(tái)變形的主要因素，為液壓夯實(shí)機(jī)補(bǔ)強(qiáng)臺(tái)背路基提供最佳施工參數(shù)。

1 工程概況

本研究依托某雙向四車道高速公路路基填筑工程，設(shè)計(jì)速度80 km/h，路基寬度25.5 m，橋臺(tái)長(zhǎng)12.75 m，耳墻寬0.5 m，臺(tái)高2.78 m。某標(biāo)段共有臺(tái)背路基12處，其中5處高度在2.56～3.06 m之間。為減少路基與橋梁結(jié)合部的差異沉降，避免橋頭跳車，路堤與橋臺(tái)、通道和涵洞連接處均設(shè)過渡段，過渡段路堤采用低液限粉質(zhì)黃土填筑。本研究旨在通過室內(nèi)足尺試驗(yàn)和有限元模擬結(jié)合，考慮液壓夯實(shí)對(duì)橋臺(tái)的動(dòng)力影響，從定性和定量?jī)煞矫娣治龅贸霰緲?biāo)段臺(tái)背路基補(bǔ)強(qiáng)的最佳施工參數(shù)。通過室內(nèi)土工試驗(yàn)得到表1所示的現(xiàn)場(chǎng)填土基本物理性質(zhì)指標(biāo)，這為建立有限元模型提供了材料參數(shù)。

表1 現(xiàn)場(chǎng)填料基本物理性質(zhì)指標(biāo)

2 數(shù)值模型建立

2.1 模型設(shè)計(jì)

為模擬路基施工現(xiàn)場(chǎng)液壓夯實(shí)機(jī)補(bǔ)強(qiáng)橋臺(tái)背路基，采用ABAQUS有限元軟件，模擬HHT-66型液壓夯實(shí)功能，橋臺(tái)為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，路基填料為黃土，路基每30 cm一層，共填筑8層，考慮路基填筑高度的足尺性，模型路基尺寸為8 m×6 m×2.5 m，壓路機(jī)初步碾壓后的壓實(shí)度為85%，臺(tái)背路基補(bǔ)強(qiáng)的仿真模型如圖1(b)所示。

2.2 材料參數(shù)

路基填料為黃土，橋臺(tái)屬于輕型鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，夯錘材料為鋼，各材料尺寸及材料參數(shù)見表2。

表2 仿真模型各部件尺寸及材料參數(shù)

2.3 創(chuàng)建部件與約束設(shè)置

創(chuàng)建液壓夯錘、橋臺(tái)、路基3個(gè)部件，由于主要研究橋臺(tái)在液壓夯實(shí)機(jī)補(bǔ)強(qiáng)黃土路基過程中的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，可以不考慮夯錘的變形，故將其約束成剛體。在進(jìn)行接觸分析時(shí)，夯錘下表面為主面1，路基上表面為對(duì)應(yīng)的從面1，路基與橋臺(tái)接觸的一側(cè)為主面2，橋臺(tái)與路基接觸的一側(cè)為對(duì)應(yīng)的從面2，從而建立夯錘-路基、路基-橋臺(tái)兩組接觸關(guān)系，接觸屬性選用庫(kù)倫摩擦接觸，切向作用采用“罰”函數(shù)算法，通過設(shè)置不同的摩擦系數(shù)對(duì)不同接觸面間的摩擦行為進(jìn)行模擬，法向作用則選取“硬接觸”方式進(jìn)行分析。根據(jù)相關(guān)資料文獻(xiàn)[13,18-19]，夯錘與路基接觸面的摩擦系數(shù)采用tan(0.5φ)=0.26, 路基與橋臺(tái)接觸面的摩擦系數(shù)采用tan(0.5φ)=0.39。

如圖1所示，進(jìn)行模型的邊界條件設(shè)置時(shí)，將橋臺(tái)底面、路基底面、路基與橋臺(tái)未接觸的面均設(shè)置為完全固結(jié)，約束橋臺(tái)側(cè)面沿路基橫斷面方向、豎直方向的位移和轉(zhuǎn)動(dòng)，僅保留橋臺(tái)沿路基縱向的位移和轉(zhuǎn)動(dòng)?，F(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中，橋臺(tái)兩側(cè)有耳墻分布，耳墻的存在會(huì)約束土體的側(cè)向變形，減小橋臺(tái)的側(cè)向位移，因此，數(shù)值模擬過程中將兩側(cè)路基土的位移和轉(zhuǎn)角進(jìn)行了約束，故圖1模型中將兩側(cè)耳墻去除。

圖1 模型施加邊界條件Fig.1 Boundary conditions imposed on model

采用對(duì)夯錘施加豎直方向的速度為邊界條件，以模擬夯擊過程，夯錘落距2.2 m，落地速度為7 m/s。

2.4 單元類型

路基和橋臺(tái)均采用三維實(shí)體，在劃分網(wǎng)格時(shí)，均選用八節(jié)點(diǎn)六面體減縮積分(C3D8R)實(shí)體單元進(jìn)行劃分。為了盡可能接近實(shí)際工作性狀，在劃分網(wǎng)格時(shí)，將夯錘-路基接觸位置處1 m×1 m范圍內(nèi)的網(wǎng)格進(jìn)行加密劃分。對(duì)本研究重點(diǎn)研究的橋臺(tái)網(wǎng)格適當(dāng)縮小，而在非加密區(qū)網(wǎng)格尺寸相對(duì)較大，使整個(gè)模型達(dá)到疏密結(jié)合的效果，從而保證模型能夠更快更準(zhǔn)確地收斂。網(wǎng)格劃分完成的模型如圖2(a)所示。

圖2 路基補(bǔ)強(qiáng)模型Fig.2 Subgrade reinforcement model

至此，建模過程結(jié)束，經(jīng)過數(shù)據(jù)提交與運(yùn)算后便可進(jìn)行后處理。

3 數(shù)值模型驗(yàn)證

3.1 室內(nèi)試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，開展了液壓夯實(shí)機(jī)夯擊橋臺(tái)背路基的足尺試驗(yàn)，夯錘落距2.2 m，夯點(diǎn)邊緣距橋臺(tái)60 cm，液壓夯實(shí)機(jī)采用HHT-66型。由于夯擊過程中，試驗(yàn)場(chǎng)地現(xiàn)存的位置固定且將通道墻作為模型“橋臺(tái)”，剛度較大，鋼筋混凝土動(dòng)應(yīng)變和橋臺(tái)頂端動(dòng)位移數(shù)據(jù)很難測(cè)得，考慮混凝土動(dòng)應(yīng)變和橋臺(tái)頂端動(dòng)位移主要由振動(dòng)沖擊作用導(dǎo)致，此過程中土體會(huì)擠壓臺(tái)背，臺(tái)背會(huì)受動(dòng)態(tài)土壓力的作用，而動(dòng)態(tài)土壓力數(shù)據(jù)容易準(zhǔn)確采集，故先將足尺試驗(yàn)采集的動(dòng)態(tài)土壓力數(shù)據(jù)和有限元仿真模擬的動(dòng)態(tài)土壓力數(shù)據(jù)作對(duì)比，驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。

試驗(yàn)中共埋設(shè)4個(gè)應(yīng)變式土壓力盒，分2層布設(shè)，為避免傳感器超量程工作，擬定的測(cè)點(diǎn)埋置深度分別為60 cm和120 cm，土壓力固定于橋臺(tái)背表面，受力面沿橋臺(tái)豎直方向，用于測(cè)量夯擊過程中對(duì)橋臺(tái)的的動(dòng)態(tài)土壓力值，采集設(shè)備采用DH5922系統(tǒng)，試驗(yàn)布置方案與試驗(yàn)過程如圖3所示。

圖3 臺(tái)背土壓力試驗(yàn)(單位：cm)Fig.3 Earth pressure test on abutment back(unit：cm)

3.2 土壓力對(duì)比分析

圖4為仿真模擬過程中夯錘下方60 cm深度處動(dòng)態(tài)土壓力隨夯擊次數(shù)的變化曲線，曲線中的5個(gè)峰值為5次夯擊作用下的動(dòng)態(tài)土壓力峰值。通過提取5個(gè)峰值可以得到60 cm深度處的動(dòng)態(tài)土壓力峰值，同理可得120 cm深度處的動(dòng)態(tài)土壓力峰值，如表3所示。

圖4 60 cm深度處動(dòng)態(tài)土壓力變化情況Fig.4 Change of dynamic earth pressure at 60 cm depth

表3 足尺試驗(yàn)與有限元模型動(dòng)態(tài)土壓力結(jié)果

在同一坐標(biāo)系中將仿真模型中60和120 cm深度處動(dòng)態(tài)土壓力峰值的變化情況與模型試驗(yàn)中的數(shù)據(jù)進(jìn)行繪制，如圖5所示。由圖5和表3可知：對(duì)于動(dòng)態(tài)土壓力的計(jì)算結(jié)果，仿真模型的模擬值與試驗(yàn)的實(shí)測(cè)值變化規(guī)律一致，數(shù)值誤差均小于10%，說明仿真模型的計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確可靠，模型可行。

圖5 不同深度處動(dòng)態(tài)土壓力變化情況Fig.5 Changes of dynamic earth pressure at different depths

3.3 數(shù)值模型動(dòng)位移結(jié)果

由圖6仿真模型的動(dòng)位移云圖可知，夯擊過程中橋臺(tái)動(dòng)位移最大的位置為橋臺(tái)頂端中心位置，最大動(dòng)位移為2.73 mm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于規(guī)范提出的橋臺(tái)最大動(dòng)位移2.5 cm的限值[17]，因此橋臺(tái)在夯擊作用下的動(dòng)位移符合規(guī)范要求，該工況下的橋臺(tái)處于穩(wěn)定狀態(tài)，從動(dòng)位移沿橋臺(tái)高度的分布可知，由于橋臺(tái)底部為三向約束的固定端，橋臺(tái)在夯擊作用下的變形與懸臂梁受荷載作用的變形相同，橋臺(tái)動(dòng)位移沿橋臺(tái)入土深度的增加而減小,殘余位移也呈同樣的規(guī)律變化，與理論情況相符，模型可行。

圖6 仿真模型動(dòng)位移變化Fig.6 Changes of dynamic displacement in simulation model

3.4 數(shù)值模型動(dòng)應(yīng)變結(jié)果

由圖7仿真模型中橋臺(tái)的動(dòng)應(yīng)變?cè)茍D可知，仿真模型的最大拉應(yīng)變?yōu)?0 με，尚未達(dá)到150 με的混凝土開裂允許應(yīng)變[17]，因此本模型試驗(yàn)的橋臺(tái)混凝土未產(chǎn)生裂縫，橋臺(tái)在夯擊作用下未發(fā)生破壞，由動(dòng)應(yīng)變沿橋臺(tái)高度的變化曲線可知，上部橋臺(tái)主要承受夯擊作用產(chǎn)生的壓應(yīng)變，橋臺(tái)下部因橋臺(tái)動(dòng)位移的作用而產(chǎn)生拉應(yīng)變，與理論情況相符，模型可行。

圖7 仿真模型動(dòng)應(yīng)變變化Fig.7 Changes of dynamic strain in simulation model

4 橋臺(tái)變形影響因素分析

4.1 夯錘落距對(duì)橋臺(tái)變形的影響

帶有液壓蓄能器的夯實(shí)機(jī)，在夯錘釋放前可施加初始?jí)毫?，以?shí)現(xiàn)低落距高能量的效果。HHT-66型液壓夯實(shí)機(jī)最高落距為2.2 m，對(duì)應(yīng)夯擊能為66 kJ，為了簡(jiǎn)化模型，可通過提高夯錘落距來等效模擬初始?jí)毫Γ诲N下落仍可視為自由落體，故以2，4，6，8和10 m 共5種不同落距進(jìn)行分析，研究夯擊能對(duì)橋臺(tái)變形的影響，不同落距對(duì)應(yīng)夯錘的落地速度分別為6.26，8.85， 10.84，12.52和14.00 m/s。

圖8所示為橋臺(tái)最大動(dòng)位移和動(dòng)應(yīng)變隨夯錘落距的變化規(guī)律。由圖8可知，相同落距下，隨著夯擊次數(shù)的增加，橋臺(tái)最大動(dòng)位移和最大動(dòng)應(yīng)變?cè)谀骋粎^(qū)間內(nèi)波動(dòng)，在第2擊結(jié)束時(shí)兩者都出現(xiàn)最大值，考慮最不利狀況，圖9回歸分析了第2擊結(jié)束時(shí)橋臺(tái)最大動(dòng)位移及最大動(dòng)應(yīng)變與夯錘落距的關(guān)系，由圖9可知：(1)在2～10 m落距范圍內(nèi)，橋臺(tái)頂端的最大動(dòng)位移smax隨夯錘落距h增加呈線性增長(zhǎng)，遵循smax=0.18h+2.38的規(guī)律。(2)最大動(dòng)應(yīng)變?chǔ)舖ax隨夯錘落距h增加呈線性增長(zhǎng)，遵循εmax=7.3h+48.4的規(guī)律。

圖8 橋臺(tái)最大動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)變隨夯錘落距變化Fig.8 Maximum dynamic displacement and maximum dynamic strain of abutment varying with dropping distance of rammer

圖9 橋臺(tái)最大動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)變與夯錘落距關(guān)系Fig.9 relationship between maximum dynamic displacement and maximum dynamic strain with dropping distance of rammer

4.2 夯點(diǎn)與橋臺(tái)距離對(duì)橋臺(tái)變形的影響

采用液壓夯實(shí)法對(duì)橋臺(tái)背路基進(jìn)行夯擊補(bǔ)強(qiáng)時(shí)，夯錘邊緣與橋臺(tái)距離的選擇是控制實(shí)際夯擊位置的重要參數(shù)。本研究采用自重3 t，底面面積為0.7 m×0.7 m的夯錘，通過調(diào)整夯錘位置，實(shí)現(xiàn)落距2.2 m時(shí)夯錘邊緣距橋臺(tái)10，20，30，40，50 cm共5種不同工況，進(jìn)而研究夯錘與橋臺(tái)不同間距情況下橋臺(tái)的動(dòng)力響應(yīng)，如圖10所示。

圖10 橋臺(tái)最大動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)變隨夯點(diǎn)與橋臺(tái)距離變化Fig.10 Maximum dynamic displacement and maximum dynamic strain of abutment varying with distance between compacting point and abutment

圖11所示為橋臺(tái)最大動(dòng)位移和動(dòng)應(yīng)變隨夯錘邊緣與橋臺(tái)距離的變化規(guī)律。由圖可知：(1)橋臺(tái)頂端最大動(dòng)位移隨著夯錘與橋臺(tái)距離的增加而逐漸減小，二者之間呈負(fù)線性相關(guān)，最大動(dòng)位移smax與夯錘邊緣距橋臺(tái)的距離d之間遵循smax=-2.49d+3.47的變化規(guī)律。(2)橋臺(tái)動(dòng)應(yīng)變?chǔ)舖ax的變化規(guī)律與橋臺(tái)頂端最大動(dòng)位移的變化規(guī)律基本一致，與夯錘距橋臺(tái)距離之間也呈負(fù)線性相關(guān)，遵循εmax=-66.00d+85.20的變化規(guī)律。

圖11 橋臺(tái)最大動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)變隨夯錘邊緣與橋臺(tái)距離關(guān)系Fig.11 Relationships of maximum dynamic displacement and maximum dynamic strain of abutment with distance between rammer edge and abutment

4.3 路基初始?jí)簩?shí)度對(duì)橋臺(tái)變形的影響

本研究足尺試驗(yàn)采用的路基填土最大干密度為1.900 g/cm3，最佳含水率為12.3%，100%壓實(shí)度對(duì)應(yīng)的路基填土密度為2.134 g/cm3。通過對(duì)模型參數(shù)中路基土密度的修改，實(shí)現(xiàn)路基壓實(shí)度分別為75%，80%，85%，90%和95%共5種不同的工況，各工況對(duì)應(yīng)的路基填土密度分別為1.600，1.707，1.814，1.921，2.027 g/cm3。

根據(jù)圖12橋臺(tái)最大動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)變隨路基壓實(shí)度的變化圖可知：在路基壓實(shí)度由75%增加至95%的過程中，橋臺(tái)最大動(dòng)位移曲線基本呈重合狀態(tài)，動(dòng)位移隨壓實(shí)度變化不明顯。橋臺(tái)動(dòng)應(yīng)變的變化規(guī)律與動(dòng)位移的變化規(guī)律基本一致，最大動(dòng)應(yīng)變波動(dòng)不超過5 με，說明在不同路基壓實(shí)度工況下夯擊作用對(duì)橋臺(tái)的影響效應(yīng)不明顯。

圖12 橋臺(tái)最大動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)變隨路基壓實(shí)度變化Fig.12 Maximum dynamic displacement and maximum dynamic strain of abutment varying with compaction degree of subgrade

4.4 橋臺(tái)混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)橋臺(tái)變形的影響

隨著橋臺(tái)混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提高，混凝土的彈性模量Ec也隨之增長(zhǎng)，進(jìn)而導(dǎo)致橋臺(tái)的抗彎剛度EI一并提高，由混凝土的本構(gòu)關(guān)系可知，橋臺(tái)動(dòng)應(yīng)變將按負(fù)冪指數(shù)形式變化[20-21]，本研究將對(duì)此結(jié)論進(jìn)行驗(yàn)證并分析橋臺(tái)動(dòng)位移的變化規(guī)律,所選擇的混凝土強(qiáng)度等級(jí)分別為C20，C25，C30和C35。

由圖13可知：(1)橋臺(tái)最大動(dòng)位移與動(dòng)應(yīng)變的變化規(guī)律基本一致，混凝土強(qiáng)度等級(jí)越低，夯擊作用下橋臺(tái)的最大動(dòng)位移和動(dòng)應(yīng)變?cè)酱?。橋臺(tái)采用C20

圖13 橋臺(tái)最大動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)變隨混凝土強(qiáng)度變化Fig.13 Maximum dynamic displacement and maximum dynamic strain of abutment varying with concrete strength

混凝土?xí)r，其最大動(dòng)位移為3.67 mm，最大動(dòng)應(yīng)變?yōu)?8 με，均符合規(guī)范要求[17]。(2)隨著混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提高，橋臺(tái)最大動(dòng)位移及橋臺(tái)動(dòng)應(yīng)變均有所減小。圖14中分別采用負(fù)冪指數(shù)函數(shù)和一次函數(shù)對(duì)橋臺(tái)第2擊結(jié)束時(shí)的最大動(dòng)位移smax與混凝土強(qiáng)度等級(jí)C的關(guān)系進(jìn)行擬合，結(jié)果表明當(dāng)采用smax=29.9×C-0.7擬合時(shí)，擬合度達(dá)到0.99，而采用smax=0.07C+5.12擬合時(shí),擬合度僅為0.93，說明最大動(dòng)位移與混凝土強(qiáng)度等級(jí)之間更滿足負(fù)冪指數(shù)函數(shù)關(guān)系。

圖14 橋臺(tái)最大動(dòng)位移與混凝土強(qiáng)度的關(guān)系Fig.14 Relationship between maximum dynamic displacement of abutment and strength of concrete

4.5 橋臺(tái)頂部支撐條件對(duì)橋臺(tái)變形的影響

由圖15(a)所示的橋臺(tái)受力及支座條件簡(jiǎn)化圖可知：當(dāng)對(duì)橋臺(tái)背路基進(jìn)行夯擊補(bǔ)強(qiáng)處理時(shí)，橋臺(tái)頂部的支撐條件對(duì)其變形將產(chǎn)生顯著的影響，即當(dāng)橋臺(tái)頂部臺(tái)帽處由橋面板完全支撐，無伸縮縫時(shí)，在夯擊振動(dòng)力作用下，臺(tái)頂?shù)乃轿灰茖?huì)很小，臺(tái)身的彎曲變形也較小，其承受振動(dòng)沖擊的能力將較大。當(dāng)臺(tái)頂?shù)呐_(tái)帽與橋面板間留有一定的伸縮縫時(shí)，在夯擊作用下，臺(tái)頂?shù)乃轿灰戚^大，橋臺(tái)的受力狀態(tài)與懸臂梁相似，臺(tái)身在地基支撐梁處產(chǎn)生較大的彎拉應(yīng)變，當(dāng)土質(zhì)地基不是很堅(jiān)硬時(shí)，將會(huì)產(chǎn)生繞地基支撐梁轉(zhuǎn)動(dòng)的可能。下面將伸縮縫對(duì)夯擊結(jié)果的影響進(jìn)行量化：由圖15(b)～(c)有限元模擬結(jié)果可知，當(dāng)橋臺(tái)頂部無伸縮縫時(shí)，橋臺(tái)在夯擊作用下的最大動(dòng)位移位置位于橋臺(tái)中部，其變形與有伸縮縫時(shí)明顯不同。由圖16可知，無伸縮縫時(shí)的橋臺(tái)位移隨臺(tái)高呈先增大后減小的趨勢(shì)，類似于簡(jiǎn)支梁受集中荷載的情況，而有伸縮縫時(shí)的橋臺(tái)位移隨臺(tái)高變形圖更接近懸臂梁的情況。

圖15 橋臺(tái)支撐條件及最大動(dòng)位移云圖(單位：mm)Fig.15 Nephograms of abutment support condition and maximum dynamic displacement(unit：mm)

圖16 不同頂部支撐條件下動(dòng)位移隨橋臺(tái)高度變化Fig.16 Dynamic displacement varying with abutment height under different top support conditions

圖17所示為橋臺(tái)最大動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)變隨夯擊次數(shù)的變化情況，無伸縮縫工況下橋臺(tái)的最大動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)變均明顯小于有伸縮縫工況。隨著夯擊次數(shù)的增加，無伸縮縫情況下橋臺(tái)的位移及應(yīng)變?cè)诘诙魏粨糁蟊阙呌诜€(wěn)定。此次夯擊過程中，橋臺(tái)最大動(dòng)位移在有無伸縮縫兩種工況下分別為0.68和2.69 mm，無伸縮縫時(shí)最大動(dòng)位移減小了75%。橋臺(tái)最大動(dòng)應(yīng)變?cè)谟袩o伸縮縫兩種工況下分別為70和53 με，無伸縮縫時(shí)的最大動(dòng)應(yīng)變減小了24%，說明無伸縮縫時(shí)橋臺(tái)承受振動(dòng)沖擊的能力顯著增強(qiáng)。

圖17 不同頂部支撐條件下橋臺(tái)最大動(dòng)位移和動(dòng)應(yīng)變Fig.17 Maximum dynamic displacement and maximum dynamic strain of abutment under different top support conditions

5 結(jié)論

本研究依托某高速公路橋隧過渡段臺(tái)背路基填筑工程，首先采用ABAQUS建立液壓夯實(shí)機(jī)補(bǔ)強(qiáng)臺(tái)背路基模型，結(jié)合既有試驗(yàn)數(shù)據(jù)和研究成果對(duì)模型進(jìn)行了驗(yàn)證。進(jìn)一步研究夯錘落距、夯點(diǎn)與橋臺(tái)距離、路基初始?jí)簩?shí)度、橋臺(tái)混凝土強(qiáng)度等級(jí)和橋臺(tái)頂部支撐條件對(duì)橋臺(tái)變形的的影響，得出結(jié)論如下：

(1)采用仿真模型對(duì)液壓夯實(shí)法補(bǔ)強(qiáng)臺(tái)背路基過程中臺(tái)背土壓力進(jìn)行分析，其結(jié)果與室內(nèi)足尺試驗(yàn)誤差基本在10%以內(nèi)，橋臺(tái)動(dòng)位移和動(dòng)應(yīng)變沿橋臺(tái)高度方向的變化趨勢(shì)與既有研究成果一致，有限元模擬能夠較準(zhǔn)確反映工程實(shí)際情況。

(2)橋臺(tái)在夯擊作用下的最大動(dòng)位移及最大動(dòng)應(yīng)變隨夯錘落距的增加呈線性增大，隨夯點(diǎn)與橋臺(tái)間距離的減小呈指數(shù)型增大。路基初始?jí)簩?shí)度由75%增加至95%過程中，橋臺(tái)最大動(dòng)位移變化趨勢(shì)基本一致，最大動(dòng)應(yīng)變波動(dòng)不超過5 με，路基初始?jí)簩?shí)度的變化對(duì)橋臺(tái)變形影響較小。

(3)橋臺(tái)混凝土強(qiáng)度等級(jí)提高，其最大動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)變相應(yīng)減小。當(dāng)橋臺(tái)頂部無伸縮縫時(shí)，最大動(dòng)位移和最大動(dòng)應(yīng)變相比于有伸縮縫時(shí)分別減小了75%和24%，說明無伸縮縫時(shí)橋臺(tái)承受沖擊荷載的能力顯著增強(qiáng)，補(bǔ)強(qiáng)過程中可采用臨時(shí)阻塞橋梁伸縮縫的方法改變橋臺(tái)的受力形式。

(4)研究成果為臺(tái)背路基補(bǔ)強(qiáng)施工時(shí)橋臺(tái)的變形分析提供了思路，對(duì)提高施工過程中橋臺(tái)的安全性具有指導(dǎo)意義。但是，實(shí)際橋臺(tái)往往有耳墻的存在，耳墻與邊坡的自由邊界是非完全約束的，受室內(nèi)模型試驗(yàn)條件的限制，本研究中試驗(yàn)槽兩側(cè)是完全約束的，這會(huì)增強(qiáng)夯錘夯擊過程中對(duì)橋臺(tái)的動(dòng)力影響，因此，后期開展現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)過程中需進(jìn)一步分析約束條件帶來的誤差。