圍堤填筑對深厚軟土地基既有群樁基礎(chǔ)的影響研究

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(1.長江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430010; 2.中國科學(xué)院 武漢巖土力學(xué)研究所，武漢 430071 )

圍堤填筑對深厚軟土地基既有群樁基礎(chǔ)的影響研究

江洎洧1,付少蘭2,潘家軍1,徐晗1

(1.長江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430010; 2.中國科學(xué)院 武漢巖土力學(xué)研究所，武漢 430071 )

以某圍堤穿越深厚軟土區(qū)大橋群樁基礎(chǔ)為工程實(shí)例，采用三維有限元數(shù)值計算手段，分析工程實(shí)施過程中附加荷載施加對既有樁基工作環(huán)境影響。研究結(jié)果表明：①大面積堆載對樁基產(chǎn)生不利影響，并顯著受控于樁-土摩擦系數(shù)，鑒于工程中取值較困難，通過對比數(shù)值計算樁周負(fù)摩擦力與原位試驗(yàn)地基土側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值，確定本工程樁-土摩擦系數(shù)在0.2～0.3；②填筑會對鄰近樁基產(chǎn)生負(fù)摩擦力，進(jìn)而增加基樁軸力，但不引起樁身破壞；③對稱而均勻的填筑可最大程度降低樁基不均勻沉降及附加荷載向地基深部水平向的擴(kuò)散，基樁彎矩影響可控；④群樁中各基樁空間分布不同，附加荷載引起同一承臺下基樁-土變形協(xié)調(diào)存在差異，對橋樁安全監(jiān)測應(yīng)具有針對性。該研究成果可有效克服規(guī)范法的一些局限，對于指導(dǎo)實(shí)際工程方案的制定以及工程施工過程中合理布置監(jiān)測措施有一定參考價值。

圍堤填筑；大面積堆載；軟土地基；群樁基礎(chǔ)；負(fù)摩阻力；三維有限元

1 研究背景

新建工程附加荷載對既有建筑的影響一直以來都是基礎(chǔ)工程領(lǐng)域關(guān)注的熱點(diǎn)問題，深厚軟土地基上大面積堆載對既有樁基的影響就是其中一種常見的工程問題，需對樁基負(fù)摩阻力、彎矩、內(nèi)力以及基樁差異沉降等綜合指標(biāo)作出評價。

負(fù)摩阻力的概念最早由Terzaghi等[1]提出，其產(chǎn)生機(jī)理是受附加荷載的影響，樁周土產(chǎn)生相對于樁身的沉降，從而對樁身施加的下拽力；Little等[2]基于現(xiàn)場試驗(yàn)，以3×3群樁基礎(chǔ)研究樁基負(fù)摩阻力效應(yīng)，認(rèn)為摩擦型樁較端承型樁下拽效應(yīng)更加突出，且均存在一定的群樁效應(yīng)，但成果偏于定性；肖俊華等[3]基于對碼頭樁基礎(chǔ)負(fù)摩阻力現(xiàn)場試驗(yàn)，認(rèn)為拋石附加荷載引起軟弱土層固結(jié)沉降，從而導(dǎo)致下方一定深度內(nèi)樁基受負(fù)摩阻力作用；王長丹等[4]以離心模型試驗(yàn)為手段，研究了濕陷性地基中單樁基礎(chǔ)負(fù)摩阻力分布及中性點(diǎn)變化規(guī)律；《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》(GB 50007—2011)[5]等國標(biāo)或相關(guān)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)也詳細(xì)提供了樁基負(fù)摩阻力計算方法，給出了部分經(jīng)驗(yàn)參數(shù)。但對于樁基結(jié)構(gòu)或附加荷載較復(fù)雜的情況，也難以作出進(jìn)一步定量計算。三維數(shù)值計算提供了精細(xì)化模擬實(shí)際工程的可能，吳興龍等[6]和孔綱強(qiáng)[7]均采用三維有限差分計算方法從機(jī)理上分析樁基所受負(fù)摩阻力；高昂等[8]則從加載次序角度研究了堆載對樁基負(fù)摩阻力的影響，不同堆載次序設(shè)計對于樁基所受影響是可能存在很大差異的，需要在進(jìn)行相關(guān)堆載施工方案制定時考慮工序問題。

另一方面，大面積堆載對樁基結(jié)構(gòu)水平變形的影響也不容忽略。李忠誠等[9]通過對荷載傳遞公式的推導(dǎo)，建立了被動樁的簡化計算模式，定量研究堆載引起的土體運(yùn)動對鄰近樁基的影響；吳瓊等[10]則以三維有限元為技術(shù)手段，系統(tǒng)研究了側(cè)向荷載作用對樁基彎矩、最大變形點(diǎn)等的作用規(guī)律。

橋梁既有群樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，填筑工程施工附加荷載堆載次序也有待檢驗(yàn)，本研究以某圍堤填筑穿越軟土地基既有大橋樁基為工程背景，擬采用三維有限元數(shù)值計算手段，精細(xì)化模擬施工，分析附加荷載對樁基負(fù)摩阻力、樁身內(nèi)力以及樁基變形的影響。

2 工程地質(zhì)概況

圖1 既有橋梁及新建圍堤工程平面示意圖Fig.1 Plan sketch of pre-existed bridge and newly built embankment project

新建圍堤與既有大橋的相互關(guān)系如圖1所示。大橋已先期建成并通車，本區(qū)間范圍橋梁單跨跨距50 m、總寬度33 m；每組橋墩由2個直徑9.8 m的承臺構(gòu)成，其下為群樁基礎(chǔ)，由梅花狀分布的5根樁徑1.8 m的基樁構(gòu)成；大橋下伏深厚軟土地基，基樁長度約83 m，屬典型摩擦型樁。

擬建圍堤工程呈近正交穿越大橋，圍堤工程主要包括以下2部分：

(1) 樁承式防浪墻，位于F94#—F95#橋墩之間，在穿越橋梁區(qū)間內(nèi)防浪墻為空心混凝土結(jié)構(gòu)，外截面尺寸為8.6 m×8.0 m，空心部分填砂，防浪墻結(jié)構(gòu)自重很大，故底部采用鉆孔灌注樁承載，同時在兩側(cè)采用水泥土攪拌樁處理軟基，改善水平方向的附加應(yīng)力擴(kuò)散環(huán)境。

(2) 塘裙填土，堆載面積較大，分布于F93#—F95#橋墩之間，在沿橋梁走向方向呈以F94#橋墩為中心的對稱分布，塘裙填土高度為3.5 m，填筑寬度約50 m。

圍堤穿越大橋區(qū)段地基土可劃分為6層，其中上部3層為第四系全新統(tǒng)地層，下部3層為第四系更新統(tǒng)地層，具體如下所述。

②1亞砂土(Q43m)：呈灰-灰黃色，局部為淤泥質(zhì)亞黏土，稍密，飽和，層厚約14 m。

③ 淤泥質(zhì)亞黏土(Q42m)：呈灰色，具水平薄層理構(gòu)造，層間夾薄層粉砂或亞砂土，流塑，局部軟塑，飽和，層厚約26 m。

④2黏土(Q41m)：呈灰色，多具鱗片狀構(gòu)造，軟塑，局部為淤泥質(zhì)黏土，呈流塑狀，局部為亞黏土，層厚約13 m。

⑤1粉細(xì)砂(Q32al+m)：呈灰色-灰黃色，局部夾薄層黏性土，局部含較多貝殼碎屑，中密-密實(shí)，飽和，層厚約6 m。

⑦1中細(xì)砂(Q32al)：呈灰綠-灰黃色，顆粒粒徑一般上細(xì)下粗，底部局部含少量圓礫，局部為粉砂或粗砂，中密-密實(shí)，濕-飽和，層厚約5 m。

⑧1黏土(Q31al+l)：呈灰黃-灰綠色，老黏土，硬塑，稍濕-濕，該層厚度較大，大橋樁端82 m深度，即位于該土層內(nèi)。

從地基土分層結(jié)構(gòu)來看，上部3層為軟土，樁基需穿越的軟土層厚度達(dá)53 m左右；端部老黏土強(qiáng)度較高，具備一定的端部承載能力，初步判斷屬(端承)摩擦樁。

3 三維有限元模型的建立及計算流程

采用大型通用非線性有限元軟件ABAQUS進(jìn)行計算，該程序已實(shí)現(xiàn)了成熟的商業(yè)化，在進(jìn)行復(fù)雜模型計算時，具有可靠性強(qiáng)、有限元求解器的求解效率高、結(jié)果的收斂性穩(wěn)定等諸多優(yōu)勢。

3.1 計算本構(gòu)模型及參數(shù)

3.1.1 實(shí)體單元材料本構(gòu)模型及計算參數(shù)

綜合地勘察資料及室內(nèi)土工試驗(yàn)成果，計算所需參數(shù)如表1所示。巖土材料采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型模擬；混凝土單元(包括橋臺、橋樁、承臺結(jié)構(gòu)、防浪墻混凝土框架)及水泥土攪拌樁采用線彈性本構(gòu)模型模擬，模量、泊松比及密度參數(shù)等參照《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》(JTG D62—2004)進(jìn)行選取。

表1 計算所涉各類單元物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physico-mechanical parameters for each groupof elements in the computation

注：①按《建筑地基處理技術(shù)規(guī)范》水泥土攪拌樁壓縮模量為(100～120)fcu(fcu為樁體抗壓強(qiáng)度平均值)，若fcu取1.2 MPa，則攪拌樁壓縮模量取120～240 MPa，計算中彈性模量取200 MPa；②塘裙填土密度為1.4 g/cm3左右，本處取值較大，計算結(jié)果相對更加保守；③計算中彈性模量保守地參照了原位試驗(yàn)壓縮模量

3.1.2 接觸面的本構(gòu)模型及計算參數(shù)

負(fù)摩擦力由樁-土間的相對變形而產(chǎn)生，在所有樁-土界面均設(shè)置接觸面單元。接觸面采用罰函數(shù)接觸算法，接觸面上的法向(正)應(yīng)力和切向(剪)應(yīng)力保持連續(xù)，但法向(正)應(yīng)力不容許出現(xiàn)拉應(yīng)力狀態(tài)，故接觸面存在黏結(jié)、脫開以及滑移3種狀態(tài)。

接觸界面摩擦力與接觸力的大小、界面光滑狀態(tài)、材料特性和接觸對的相對剛度密切相關(guān)。此處仍采用Mohr-Coulomb接觸定理描述接觸面的力學(xué)行為。

3.2 三維有限元模型的建立

建立包括地基土、橋梁結(jié)構(gòu)及擬建圍堤的三維有限元計算模型。為避免計算邊界約束效應(yīng)，模型在3個方向進(jìn)行足夠延伸：樁端距地表為83 m，有限元模型中地基土深度取至110 m；橋面總寬33 m，模型沿大橋?qū)挾认騼蓚?cè)均擴(kuò)展50 m；沿橋梁走向方向則選取包括F93#，F(xiàn)94#,F95#橋墩在內(nèi)的3組橋樁共計3跨長度(150 m)。圖2為有限元網(wǎng)格剖分模型，共包含121 856個節(jié)點(diǎn)、118 343個單元。

圖2 三維有限元數(shù)值模型Fig.2 Three-dimensional numerical model for computation

以圖2為基準(zhǔn)，坐標(biāo)軸定義為：x軸沿大橋?qū)挾确较颍粂軸沿大橋走向方向，以F95#橋墩至F93#橋墩方向?yàn)檎较?；z軸為鉛直方向，向上為正。另外，為便于后續(xù)分析，以圖3規(guī)則對所有基樁進(jìn)行編號。

圖3 橋樁分布及基樁編號示意圖Fig.3 Distribution of bridge pier and foundation pile

3.3 附加說明

3.3.1 橋面交通等效荷載

參照《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTG D60—2004)[11]，車輛荷載按雙車道滿布車輛計算。車長為15 m，在跨長為50 m內(nèi)，每跨雙向共可排布20輛汽車，若每輛汽車30 t,則20輛汽車荷載共計為6 000 kN，計算時在橋面進(jìn)行施加。

3.3.2 樁-土摩擦系數(shù)的初步確定

根據(jù)《建筑樁技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)[12]，負(fù)摩阻力是由于地表附加荷載引起土體下沉而對樁體施加的向下的摩阻力，主要與樁-土接觸面摩擦系數(shù)有關(guān)。根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，樁-土摩擦系數(shù)可參照樁周土內(nèi)摩擦角選取?！督ㄖ都夹g(shù)規(guī)范》給出的飽和軟土負(fù)摩阻力系數(shù)為0.15～0.25，據(jù)表1“③淤泥質(zhì)亞黏土”內(nèi)摩擦角為10°，相應(yīng)摩擦系數(shù)為0.18，該值處于中偏小區(qū)間。本例中樁基穿越軟土層厚度很大，計算中以樁-土摩擦系數(shù)0.2作為基本工況是合適的。

另外，由于樁身穿越若干地層，下部土層工程性質(zhì)強(qiáng)于上部，故樁-土接觸面摩擦系數(shù)依次選取0.15，0.2(基本工況)，0.3，0.4開展數(shù)值模擬，一方面可進(jìn)行參數(shù)的敏感度分析，另一方面也可通過對比接觸面剪應(yīng)力指標(biāo)與靜力觸探側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值，校驗(yàn)接觸面摩擦系數(shù)取值的合理性。

3.4 有限元計算流程

(1) 初始重力場平衡。包括地層自重應(yīng)力以及橋梁結(jié)構(gòu)荷載(含交通荷載)，達(dá)到平衡狀態(tài)后，保留應(yīng)力場，位移場清零，獲取圍堤填筑前樁-土相互作用初始平衡狀態(tài)，作為初始狀態(tài)。

(2) 混凝土防浪墻施工。完成防浪墻底部鉆孔灌注樁和防浪墻兩側(cè)10 m深度范圍內(nèi)水泥土攪拌樁地基置換、混凝土防浪墻的修建(含填充砂)。

(3) 塘裙土方填筑。激活有限元模型中塘裙填土單元，計算并達(dá)到平衡狀態(tài)。

4 計算成果分析

以下分別從樁側(cè)負(fù)摩阻力、樁身內(nèi)力和彎矩、樁基差異沉降3個方面，分析圍堤填筑對既有群樁的影響。

4.1 圍堤填筑對樁基負(fù)摩阻力的影響

圖4所示為樁-土摩擦系數(shù)取0.2時，接觸面初始摩阻力分布等值線。

圖4 初始階段樁-土接觸面摩阻力分布等值線Fig.4 Contours of pile-soil friction in initial stage

參照圖2數(shù)值模型，僅有中間一組F94#樁基與新填筑的約3.5 m厚塘裙填土直接接觸，為便于統(tǒng)一，在接觸面應(yīng)力等值線圖中，樁頂部均為原始地面高程，下同。

由圖4可知：

樁-土接觸面摩阻力分布符合正常樁基的樁-土接觸應(yīng)力分布規(guī)律，樁側(cè)摩阻力隨埋深增加而遞增，負(fù)摩阻力很小，可忽略不計。

圖5和圖6分別為混凝土防浪墻修筑完畢以及塘裙填土后樁-土摩阻力等值線圖。

圖5 防浪墻修筑完畢樁-土接觸面摩阻力等值線Fig.5 Contours of pile-soil friction after the concrete wave screen was constructed

圖6 塘裙填土后樁-土接觸面摩阻力等值線Fig.6 Contours of pile-soil friction after the embankment filling was completed

由圖4—圖6可知：

(1)圍堤填筑對F94#橋墩下樁側(cè)負(fù)摩阻力影響最大?；炷练览藟μ钪戤吅笠鸬淖畲筘?fù)摩阻力為18.65 kPa，位于樁體中上部靠近F93#橋墩一側(cè)，圍堤工程完工后最大負(fù)摩阻力增至38.49 kPa，較均勻分布于樁體中部偏上部位。

(2) 圍堤填筑對F93#橋墩下樁側(cè)負(fù)摩阻力的影響次之，混凝土防浪墻填筑完畢后引起的最大負(fù)摩阻力為6.67 kPa，位于樁體中上部靠F94#橋墩一側(cè)，圍堤工程完工后最大負(fù)摩阻力增至12.22 kPa，較均勻分布于樁體中偏上部。

(3) F95#橋墩距離相對較遠(yuǎn)，并未因橫堤填筑形成明顯的負(fù)摩阻力區(qū)。

表2統(tǒng)計了樁-土摩擦系數(shù)取不同值時基樁最大負(fù)摩阻力。對比地勘資料，上部3層軟土側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值為40 kPa左右，樁-土摩擦系數(shù)取值0.2和0.3對應(yīng)的最大負(fù)摩阻力分別為38.49 kPa和57.08 kPa,不考慮工程偏于安全的因素，樁土摩擦系數(shù)取0.2～0.3是合理的，能夠較準(zhǔn)確地把握實(shí)際工程中樁-土相互作用特征，故以下分析以這2種工況為主。

表2 不同摩擦系數(shù)下的樁側(cè)最大負(fù)摩阻力統(tǒng)計Table 2 Statistics of negative side friction with varyingpile-soil friction coefficient

從樁-土兩側(cè)相對變形量也可了解基樁所受負(fù)摩阻力狀態(tài)，以3-3號基樁為例，圖7繪制了圍堤填筑完畢樁-土摩擦系數(shù)分別取0.2和0.3所對應(yīng)的樁、土沉降變形曲線。

圖7 圍堤工程完畢樁3-3樁-土沉降曲線Fig.7 Settlements of pile and soil for pile #3-3 after the embankment engineering was completed

由圖7可知：

(1) 曲線圖清晰展示了不同埋深區(qū)間樁-土相互作用特性，當(dāng)樁-土摩擦系數(shù)取0.2和0.3時，中性點(diǎn)對應(yīng)深度在40～45 m，其上部，土相對樁下沉而產(chǎn)生負(fù)摩阻力；其下部，樁相對于土下沉，量值在0.5 mm以內(nèi)，樁身端部正摩阻力由0.106 MPa增至0.118 MPa。

(2) 從樁頂?shù)綐抖?，樁身變形量的差異是由荷載引起的樁身壓縮引起，樁身壓縮量2 mm左右，該量值相對于地基土的變形量級可忽略。

4.2 圍堤填筑對樁基內(nèi)力的影響

樁基負(fù)摩阻力產(chǎn)生的同時，也將引起基樁軸力分布的變化。F94#橋樁受附加荷載影響最為顯著，表3統(tǒng)計了F94#橋樁右側(cè)5根基樁在不同階段的最大軸力，以樁-土摩擦系數(shù)取0.2為例作如下分析。

表3 不同階段各樁體軸力極值統(tǒng)計(F94#)Table 3 Statistics of maximum axial force of pilesat different stages(for pier F94#)

(1) 基樁呈梅花形布置，空間差異及上部荷載的不完全均勻使得基樁軸力存在一定差異，初始狀態(tài)荷載分配相對均勻，各基樁最大軸力為6.38～6.97 MN。繪制初始軸力最大的樁3-4軸力與埋深曲線如圖8所示，軸力隨埋深增大呈遞減趨勢，端部軸力相對于頂部軸力較小，顯現(xiàn)出典型的端承摩擦樁特性。

圖8 不同階段樁3-4軸力隨深度變化曲線Fig.8 Curves of axial force with depth for pile 3-4 at different stages

(2) 混凝土防浪墻施工對F94#橋樁下基樁軸力有明顯影響，軸力最大增幅出現(xiàn)在樁3-3內(nèi)，由初始狀態(tài)的6.38 MN增至9.35 MN。

(3) 塘裙填土涉及范圍較防浪墻大，其圍繞F94#橋墩進(jìn)行施工，故F94#橋樁下的基樁軸力又有明顯增長，相對初始狀態(tài)，增幅在60%左右，最大軸力增幅出現(xiàn)在樁3-4內(nèi)，由初始的6.97 MN增至11.41 MN。從圖8可看出，最大軸力出現(xiàn)在樁體中上部，顯然與樁體所受的負(fù)摩阻力密切相關(guān)。

(4) 塘裙填土遠(yuǎn)離F93#橋墩，且混凝土防浪墻底部及兩側(cè)進(jìn)行了鉆孔灌注樁防護(hù)以及水泥土攪拌樁地基置換，對F93#橋墩下基樁的軸力影響不大；F95#橋樁距離更遠(yuǎn)，填筑對其軸力影響甚微。

附加荷載在向地基深部傳遞的同時，也會向水平方向擴(kuò)散，引起樁身沿橋梁走向方向的水平變形，進(jìn)而產(chǎn)生附加彎矩。

以樁-土摩擦系數(shù)取0.2為例，表4統(tǒng)計了3組橋樁同一側(cè)共15根基樁在不同階段的最大彎矩，同時選取3-1基樁繪制不同階段樁身彎矩曲線圖(圖9)。

表4 不同階段各樁體彎矩極值及變化統(tǒng)計Table 4 Statistics of maximum bending moment andits variation at different stages MN·m

注：負(fù)值表示減?。徽当硎驹黾?/p>

圖9 不同階段樁3-1彎矩隨深度變化曲線Fig.9 Curves of bending momet with depth for pile #3-1 at different stages

由表4、圖9分析可知：

(1) 初始階段基樁最大彎矩靠近樁基頂部，埋深5 m左右，受橋樁承臺約束以及5根樁布置本身所具有的幾何不對稱性影響，基樁最大彎矩在0.25～0.54 MN·m之間。

(2) 防浪墻施工會對F94#和F93#橋墩下基樁彎矩產(chǎn)生一定影響，但絕對量值變化很小，最大增量僅為0.12 MN·m。注意到基樁彎矩并非均呈增加趨勢，這種增減不一的現(xiàn)象實(shí)際上是群樁基礎(chǔ)中基樁應(yīng)力調(diào)整的過程。

(3) 塘裙填土對F94#橋墩彎矩影響很小，原因?yàn)閲烫钪w附加荷載沿F94#橋墩近似對稱。

從圖9樁身彎矩曲線圖來看，隨荷載的逐步施加，基樁彎矩極值點(diǎn)有向下移動的趨勢,初始階段、防浪墻施工以及塘裙填土完畢對應(yīng)的彎矩極值埋深分別為5，9，18 m，顯示了荷載逐步加載過程中，地基水平方向變形的擴(kuò)散趨勢；樁身中下部彎矩曲線始終保持基本不變，也表明附加荷載對基樁的不利影響較為有限。

圖10 塘裙填土后F94#橋墩變形等值線Fig.10 Contours of displacement of bridge pier F94# after the embankment filling was completed

4.3 圍堤填筑對樁基變形的影響

圖10所示為樁-土摩擦系數(shù)取0.2時，混凝土防浪墻修筑后，F(xiàn)94#橋墩下樁體沿橋梁縱軸向和鉛直方向的變形等值線；表5則統(tǒng)計了不同階段各橋墩的變形情況;表6為相鄰橋墩之間的不均勻沉降。

表5 不同階段各橋墩最大變形分量統(tǒng)計Table 5 Statistics of maximum displacement ofeach bridge pier at different stages mm

表6 相鄰橋墩之間不均勻沉降Table 6 Uneven settlement between adjacent piers mm

由表5、表6分析可知：

(1) 混凝土防浪墻修筑完畢F93#橋墩與F94#橋墩相對沉降量為1.75 mm；F94#橋墩與F95#橋墩由堆堤引起的相對沉降量為7.10 mm；塘裙填土完畢F93#橋墩與F94#橋墩相對沉降量為10.37 mm，F(xiàn)94#橋墩與F95#橋墩相對沉降量為12.41 mm。

(2) 樁基最大相對沉降量計算值為12.41 mm，發(fā)生在填筑完畢F94#橋墩與F95#橋墩之間。大橋相鄰橋樁縱向中心距為50 m，根據(jù)《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》(JTG D63—2007)[13]4.3.3節(jié)要求，允許的最大相對沉降量為50 m×0.2%=100 mm；樁基最大水平變形為7.68 mm，可供實(shí)際工程監(jiān)測參考。

(3) 同一承臺下5根基樁之間也存在一定的沉降差異，最大沉降差發(fā)生在樁3-3和樁3-4之間，沉降差為2.98 mm，驗(yàn)證了前文提到的群樁內(nèi)部存在基樁之間應(yīng)力變形調(diào)整。

5 結(jié) 論

本文以深厚軟基上某新建圍堤穿越既有橋梁為工程背景，采用精細(xì)化三維有限元數(shù)值模擬手段，從樁側(cè)負(fù)摩阻力、樁身內(nèi)力和彎矩、樁基差異沉降3個方面，分析了圍堤填筑對既有(端承)摩擦型群樁基礎(chǔ)的影響，得到以下結(jié)論:

(1) 大面積堆載對群樁樁基造成的影響顯著受控于樁-土摩擦系數(shù)。鑒于實(shí)際工程中該參數(shù)取值較為困難，通過對比敏感性數(shù)值計算得到的樁側(cè)負(fù)摩阻力與現(xiàn)場靜力觸探得到的地基土側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值，確定了該群樁基礎(chǔ)樁-土摩擦系數(shù)應(yīng)為0.2～0.3；通過進(jìn)一步分析樁-土相對變形規(guī)律，較準(zhǔn)確地獲取了該樁基中性點(diǎn)深度在40～45 m。

(2) 圍堤填筑會引起鄰近樁基產(chǎn)生負(fù)摩擦力，進(jìn)而增加基樁軸力。對于83 m長的樁而言，樁身壓縮量<2 mm，不足以引起樁身破壞。

(3) 采用樁承式防浪墻及對兩側(cè)軟基的加固處理，輔以相對于既有橋梁基礎(chǔ)對稱而均勻的塘裙填土施工方案設(shè)計，可最大程度降低樁基不均勻沉降，有效改善附加荷載在水平方向傳遞擴(kuò)散，填筑工程對基樁彎矩的影響可控。

(4) 圍堤填筑工程所涉及樁基最大相對沉降量為12.41 mm，滿足規(guī)范要求；最大水平變形量為7.68 mm，在工程實(shí)施過程中可進(jìn)行監(jiān)測并作進(jìn)一步驗(yàn)證。

(5) 群樁基礎(chǔ)的復(fù)雜性遠(yuǎn)大于單樁基礎(chǔ)，因群樁基礎(chǔ)中基樁空間位置的差異，附加荷載會在基樁之間完成樁-土變形調(diào)整，而使得基樁之間在應(yīng)力變形方面存在一定差異。

本文所涉工程案例較復(fù)雜， 三維有限元精細(xì)化模擬可有效克服規(guī)范法的一些局限， 對于指導(dǎo)實(shí)際工程方案的制定以及工程施工過程中合理布置監(jiān)測措施有一定參考價值。 此外， 需說明的是： 本研究主要以驗(yàn)證混凝土防浪墻地基加固和大面積塘裙填土方案合理性， 以及預(yù)測工程實(shí)施對橋梁的不利影響為目的， 計算所采用物理力學(xué)參數(shù)偏保守， 后續(xù)將依照工程實(shí)際施工情況對橋墩及樁基變形進(jìn)行監(jiān)測。

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(編輯：姜小蘭)

Numerical Analysis of New Embankment Filling on Existing PileGroup Foundation in Deep Soft Soil Area

JIANG Ji-wei1, FU Shao-lan2, PAN Jia-jun1, XU Han1
(1.Key Laboratory of Geotechnical Mechanics and Engineering of the Ministry of Water Resources, Yangtze River Scientific Research Institute , Wuhan 430010, China; 2.Institute of Rock and Soil Mechanics, Chinese Academy of Sciences, Wuhan 430071, China)

Under large-area loading around existed pile group foundation, the pile shaft was not only loaded by negative friction, but also by extra horizontal force. With the pile group foundation of bridge passing through deep soft soil in a newly built cofferdam project for example, a 3-D finite element model was established to simulate the loading process. The simulation results indicate 1) large-area loading has negative effect on the pile foundation, and theeffect is significantly dominated by pile-soil friction coefficient which is different to be determined in actual engineering; the pile-soil friction coefficient in the study case was determined in the range of 0.2-0.3 through comparison between negative friction around pile foundation in numerical simulation and standard lateral friction resistance of foundation soil in in-situ test; 2) negative friction around pile foundation can be generated by the filling materials, hence increasing the axial force of pile foundation, yet with no damage; 3) filling symmetrically and evenly could alleviate to the largest extent the uneven settlement of pile foundation and confine the horizontal diffusion of additional loads to the deeper soil; the influence on the bending moment of pile shaft can also be controlled; 4) due to the difference in spatial distribution of pile group, the compatibility of pile-soil deformation below the same cushion cap induced by the additional loads is different, hence the safety monitoring for bridge pile should be targeted.

embankment filling; large-area loading; soft soil foundation; pile group foundation; negative friction; 3D finite element

2016-06-16；

：2016-09-05

國家自然科學(xué)基金項目(51409011)；中央級科研院所基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)項目(CKSF2014057/YT)

江洎洧(1984-)，男，湖北赤壁人，高級工程師，博士，主要從事巖土工程數(shù)值計算及試驗(yàn)研究，(電話)18607150746(電子信箱)jiangjw1023@163.com。

10.11988/ckyyb.20160616

2017,34(9):79-85,103

TU43;P473

：A

：1001-5485(2017)09-0079-07