基于有限元的框架橋頂進施工反力樁樁后地基加固效應研究

杜昊，陳武林，賀煒

(1.中交第四公路工程局有限公司, 北京市 100022； 2.長沙理工大學 土木工程學院)

1 前言

隨著中國經(jīng)濟持續(xù)發(fā)展，城市道路運載能力亟待提高。許多城市須在既有鐵路下拓寬市政道路，為確保施工期鐵路運輸暢通，其下的跨線橋通常采用頂進法施工，由排樁提供頂進施工所需的反力。當?shù)鼗脸休d力不足時，可在樁后進行地基處理，但其處理效果目前尚不明確，有必要開展研究。

國際上已有采用高壓旋噴樁提高群樁基礎水平承載性能的報道。Rollins等在美國鹽湖城北部Redwood公路及I-215交叉口附近開展了大比例模型試驗。模型樁為3 m×3 m管樁基礎，樁外徑324 mm，壁厚9 mm，中心距0.9 m，采用液壓錘打入地表以下約13.4 m。試驗其中一個工況采用7根直徑1.22 m、長3.76 m(其中0.76 m位于承臺)的旋噴樁對群樁基礎前側2.13 m范圍內進行了地基處理。試驗結果表明：采用地基處理后，群樁基礎水平承載力提高了184%，水平剛度提高了400%。中國近年來常采用地基處理方式對臨時或永久結構進行加固，如已建成的廣東虎門二橋坭洲水道橋錨碇基坑地連墻墻厚采用了旋噴樁進行處理，以提高成槽穩(wěn)定性，增強墻后土體性質；長沙地鐵橘子洲車站基坑地連墻墻后采用水泥注漿提高土體性質。由于此類工程多為臨時工程，中國開展的研究工作相對永久工程而言較少，生產中也多基于經(jīng)驗進行。結合實際工程對地基處理的實際效果進行多角度研究，有助于積累工程經(jīng)驗，確保工程安全適用、經(jīng)濟合理。

為探討地基處理對支護樁的加固效應，該文依托陜西省西咸新區(qū)灃涇大道南段下穿西戶鐵路頂進工程，開展參數(shù)研究和有限元分析。

2 高壓旋噴樁處理后地基參數(shù)分析

下穿鐵路框架橋頂進工程擬建場地位于西咸新區(qū)灃東新城內，地形總體較為平坦，地面高程395.08～395.21 m。頂進施工的反力系統(tǒng)為直徑1.2 m、長15 m、間距1.8 m的排樁(圖1)。由于場地黃土具有一定的濕陷性，且地下水位較高，擬采用兩排直徑為0.6 m的高壓旋噴樁在支護排樁后方施作防水帷幕，但其對于排樁水平承載力的提高效應尚不明確，需進行專題研究。

根據(jù)勘察資料，場地地層自上而下為：① 素填土；② 黃土；③ 中粗砂(中密)；④ 粉質黏土；⑤ 中粗砂(密實)。根據(jù)詳細勘察報告，其計算參數(shù)如表1所示。

圖1 框架橋頂推反力樁布置及樁后地基處理

表1 地基土計算參數(shù)

旋噴法起始于20世紀70年代初期日本開發(fā)的地基加固技術，其通過高速噴射切割土體并使水泥與土攪拌混合，形成水泥土加固體，具有適用性廣、形式靈活、價格相對便宜等特點。中國常采用的施工方法有單管法、二重管法和三重管法等。地基處理后形成的旋噴樁強度與土體礦物成分、置換能力以及水泥礦物成分等諸多因素有關。綜合DL/T 5200—2004《水電水利工程高壓噴射灌漿技術規(guī)范》、地基處理手冊及相關外文文獻可知，對于不同土性條件，所總結的高壓旋噴樁樁體強度如表2所示。

表2 不同土性下高壓旋噴樁樁體強度

研究表明：旋噴樁力學參數(shù)可根據(jù)經(jīng)驗或無側限抗壓強度進行預測。水泥土混合體的內摩擦角通常較為穩(wěn)定，且與水泥摻量直接相關。細粒土中旋噴樁的內摩擦角一般為32°～36°，而粗粒土一般為38°～43°。Michell推薦采用式(1)估計水泥土混合體的黏聚力c：

c=48.265+0.225qu

(1)

式中：qu為無側限抗壓強度(kPa)。

Briaud推薦采用式(2)估計水泥土彈性模量E(kPa)：

(2)

旋噴樁材料的膨脹角可以簡單采用ψ=φ-30°，或采用式(3)計算：

(3)

式中：ψ為膨脹角；φ為內摩擦角；φcυ為極限狀態(tài)下摩擦角，可取為30°。

根據(jù)式(1)、(2)可得到旋噴樁黏聚力、彈性模量與樁體無側限抗壓強度間的關系如圖2所示。

圖2 旋噴樁計算參數(shù)與強度關系

3 地基處理后的反力樁性能研究

排樁樁身鋼筋可根據(jù)計算彎矩配置以滿足設計強度要求，故分析的關鍵在于確定樁側土是否具有足夠的剛度及穩(wěn)定性。為探討地基處理對反力樁性能的增強效應，采用有限元軟件OptumG2建立了平面應變計算模型，其網(wǎng)格劃分如圖3所示。計算模型中土體變形特性采用變形模量E0描述，綜合理論公式與實際經(jīng)驗，其值對于黏土取1.35Es，砂土取1.0Es。排樁采用軟件中排樁單元模擬，其彈性模量為30 GPa，重度為25 kN/m3。軟件根據(jù)樁距和樁徑按剛度等效原則將樁轉換為等效的二維墻體，由于各樁間間距為0.5D，可形成良好的土拱效應，故該等效假定符合工程實際。

圖3 計算模型網(wǎng)格劃分圖

支護樁兩側距離邊界23 m(大于3倍開挖深度)，以避免邊界效應的影響。根據(jù)實際施工順序，計算模型首先獲得初始應力場，然后施工樁基礎，基坑開挖5.9 m及施工1.0 m高冠梁，最后對排樁施加1 000 kN頂推反力荷載。為模擬現(xiàn)場堆載及其他可變荷載，在樁后地表面施加15 kPa的分布荷載。

基于圖1所示地基處理幾何尺寸可計算得到極限狀態(tài)對應的最大集中荷載為4 826 kN，但其對應的樁頂位移量已達到0.57 m，土體位移量達1.05 m(圖4)。可見，排樁可以承受的最大反力應由位移控制。

圖4 極限狀態(tài)下變形場(極限荷載4 826 kN)(單位：m)

由于排樁為臨時工程，采用0.1D作為位移控制標準。當旋噴樁強度qu為0.8 MPa，寬度為1.1 m，長度為10.0 m，受最大頂推力為1 000 kN作用時的位移場如圖5所示。其最大位移為90 mm，可滿足臨時工程要求。

根據(jù)表2，黏性土中旋噴樁無側限抗壓強度為0.8～5.0 MPa。因此，該文針對旋噴樁無側限抗壓強度、地基處理寬度和深度三個因素進行探討，同時將計算結果與無地基處理的工況對比，結果如圖6所示。

圖5 最大頂推力1 000 kN作用下變形場(單位：m)

圖6 旋噴樁強度對排樁受力變形的影響

由圖6可知：① 在最大頂推力作用下，無旋噴樁處理時，排樁水平撓度為130 mm，而寬度1.1 m的樁后旋噴樁可將其降低至95 mm左右，降低比例為26.2%～27.1%；② 相同處理寬度條件下，旋噴樁樁身強度對排樁受力變形特性的影響較小。

對1 000 kN荷載作用下，旋噴樁強度qu為0.8 MPa，長度為10 m，寬度分別為0.6、1.1、1.6及2.1 m的工況進行計算，其結果如圖7所示。由圖7可知：地基處理范圍越寬，則反力樁最大變形越小。處理寬度為2.1 m時，樁身最大撓度為88 mm，降低比例為32.3%。綜合各方案性價比分析，加上排樁后側防水需要，工程中選用兩排旋噴樁，寬度為1.1 m。

對1 000 kN荷載作用下，旋噴樁強度qu為0.8 MPa，寬度為1.1 m，長度分別為5.0、10.0及15.0 m的工況進行計算，其結果如圖8所示。由圖8可知，旋噴樁長度越大，則排樁最大撓度越小。當長度為15 m時，排樁最大撓度為93 mm；而長度為5 m時，最大撓度增大至101 mm。其相對無地基處理工況的降低比率為22.3%～28.6%。

由分析可見：旋噴樁的尺寸對受力變形特性的影響較強度大，但在合理取值范圍內的影響均不明顯。如在滿足止水功能的條件下，其變形降低比率為22%～32%，在臨時工程設計中如能合理考慮，可有效減少施工費用。

圖7 旋噴樁寬度對排樁受力變形的影響

圖8 旋噴樁長度對排樁受力變形的影響

工程采用該方案處理后，頂推施工過程順利完成。

4 結論

(1) 跨線橋頂進施工采用反力樁達到極限狀態(tài)時對應的位移量較大，其承載能力宜采用位移進行控制。

(2) 旋噴樁的尺寸對受力變形特性的影響相對無側限抗壓強度明顯，在合理取值范圍內對變形的降低比率為22%～32%，進行臨時工程設計時宜予以考慮。

(3) 在跨線橋頂推施工臨時反力系統(tǒng)設計時，計入樁后地基處理的增強效應，可確保臨時結構合理可行、經(jīng)濟適用。