藏东南砂层路堑分层开挖下钻孔桩响应研究

郭在旭 向俐蓉 刘会娟 孙 晓

(中铁二院工程集团有限责任公司， 成都 610031)

钻孔桩主要通过机械钻孔成桩，可明显减少人工作业量，有利于组织施工，往往可达到其它支护形式难以达到的效果[1]。与预制桩、人工挖孔桩相比，钻孔桩受季节气候、现场地质条件等影响较小，成本低，不需浇筑模板且配筋比较灵活。

钻孔桩在建筑基坑挡护、桥墩基础设置、边坡支挡、地基承载与沉降控制等领域应用广泛。Cui[2]等人通过案例分析和数值模拟，研究了钻孔桩和倾斜钢支撑组合结构加固基坑的力学位移响应规律；刘军[3]等人依托桥台桩基托换工程基坑支护，提出了一种土钉墙喷锚、钻孔桩和内支撑相结合的复合支护结构，并通过实时监测验证了施工方案的合理性；焦瑞玲[4]等人通过与常规挡墙方案比较，提出了一种永临结合的钻孔灌注排桩挡土墙方案，用于既有线切挖边坡的设挡收坡；黄丽娟[5]等人通过现场试验及作用机制研究，验证了钻孔桩后注浆技术的应用可有效地提高钻孔桩的单桩承载力，明显减少桩顶沉降。

雅鲁藏布江沿岸大量分布河谷风积沙，形成的斜坡砂层具有松散、挖孔易坍塌、成孔困难等特征，同时高原气候恶劣、高寒缺氧，在此条件下，路堑挡护桩采用人工挖孔成桩困难，宜采用机械化施工的钻孔桩[6]。目前，关于路堑分层开挖条件下砂层钻孔桩受力位移的研究尚不多见，因此本文结合拉萨至林芝铁路(简称“拉林铁路”)建设，通过数值仿真，研究分层开挖条件下钻孔桩植筋挡墙的受力位移响应。

1 工程概况

拉林铁路位于西藏自治区东南部，冈底斯山与喜马拉雅山之间的藏南谷地。沿线山高谷深，气候极端恶劣。山脉呈东西向纵贯延展，谷岭相间，地势起伏跌宕。拉林铁路全线长403 km，为国铁Ⅰ级、单线电气化铁路，设计行车速度160 km/h。风积沙主要分布于拉萨至协荣段，协荣车站一带尤为严重，发育有半固定沙丘、沙垄等。

拉林铁路DK 39+602.25～DK 39+653.75为风积沙路堑段落，长51.5 m，小里程端与嘎拉山隧道相连接，大里程端接嘎拉山大桥，该段属于雅鲁藏布江第四系冲洪积堆积高山宽谷区，路堑支挡结构采用钻孔桩植筋挡墙，典型设计断面(DK 39+625)如图1所示，各土层的主要物理力学参数如表1所示。

图1 DK 39+625典型设计断面图(m)

该段施工主要流程为：

(1)钻孔桩桩身定位，隔桩施作桩井，桩井施作完毕后，放入钢筋笼并打入预留连接钢筋，灌注混凝土。

表1 各土层物理力学指标表

(2)待桩身达到设计强度80%，从上至下分层开挖墙前土体。

(3)在同一分层内，喷射C25混凝土对桩前进行找平。

(4)喷射混凝土完成后，按要求采用机械接长连接钢筋。

(5)待上一层施作完成，按要求开挖下一层岩土体，施工工序同上一层，直至路堑基底。

2 数值模拟

2.1 基本假定

为研究砂层路堑分层开挖条件下，钻孔桩支挡结构的力学响应，在模型建立前作出4点假设：

(1)施工期间暂时不考虑地震作用，只在静力条件下进行计算。

(2)初始地应力平衡只考虑模型岩土体自重，不考虑地下水及其影响，忽略岩土体构造应力。

(3)模拟计算过程中考虑岩土体参数变化，仅在稳定性分析时，土体抗剪能力进行折减。

(4)假定钢筋混凝土结构为理想弹性材料。

2.2 模型建立

结合现场实际工况，数值模型计算比例设置为1∶1，将岩土体考虑为弹塑性材料，采用摩尔-库伦本构模型。挡土墙按弹性材料考虑，采用各项同性弹性模型进行模拟，钻孔桩按结构单元予以模拟，钻孔桩与挡土墙之间的连接钢筋采用结构单元模拟。各土层实体模型通过FLAC3D内置的楔形网格(Wedge)和矩形网格(Brick)建立。

数值模型边界条件为：固定下边界的x、y、z向位移，固定模型左右边界的x向位移，固定模型前后边界的y向位移。基本模型长148.5 m，高60.0 m，宽8.5 m。为避免边桩影响，共设置3根桩，单排布置，桩长17.0 m，桩径1.5 m，桩间距2.0 m。挡土墙与周围土体之间建立接触面。

2.3 计算参数及工况

数值模拟各土层、钻孔桩及挡土墙的计算参数如表2所示，钻孔桩力学及尺寸参数如表3所示。

基于初始地应力计算，设置结构单元模拟钻孔桩，然后模拟桩前土体的分层开挖。桩前土体开挖深度6.2 m，分三次开挖，具体工况如表4所示。

表2 各土层及结构计算参数表

表3 钻孔桩力学及尺寸参数表

表4 数值计算工况表

3 计算结果分析

3.1 边坡位移响应

桩前土体分层开挖过程中的边坡位移云图如图2所示，路堑开挖完成和基底碾压后的位移云图如图3所示。

图2 路堑分层开挖过程中的边坡位移云图(m)

图3 路堑开挖完成和基底碾压后的位移云图(m)

从图2可以看出，随着桩前土体的逐步开挖，桩后边坡下滑，下滑量随土层开挖厚度的增加而增大。由于砂层路堑的开挖卸荷效应，桩前土体出现不同程度的隆起现象，这与砂层土体的应力释放有关。在路堑基底，最大隆起位移与钻孔桩的距离约4.0 cm，至路堑开挖完成，该点最大隆起位移为5.87 cm。

对比图3(a)与(b)可以发现：(1)路堑开挖完成时，基底隆起量达到最大值，但基底碾压密实后，土体隆起量有所减小，由5.87 cm降低至3.49 cm；(2)桩后土体水平位移逐渐增大，但其沿深度方向却逐渐减小。

3.2 钻孔桩受力响应

为便于分析，本文以钻孔桩桩顶作为0点，靠近路堑侧(即临空侧)为桩前，远离路堑侧为桩后，桩身弯矩、剪力及水平位移正值按图4指定方向确定。

3.2.1钻孔桩桩身弯矩

分层开挖条件下，路堑钻孔桩桩身弯矩的分布如图5所示。其中，图5(b)为图5(a)中各工况相较于工况I-0的弯矩峰值增幅，钻孔桩桩身弯矩现场实测值也纳入图5中。

图4 桩身内力及位移正值确定图

图5 钻孔桩桩身弯矩分布特征图

从图5(a)可以看出， 5种模拟工况的桩身弯矩均沿桩深呈单峰曲线变化，即桩身弯矩从桩顶向桩深方向先增大至最大值(弯矩峰值点)，而后逐渐减小至零弯矩(桩底)。由量值和分布规律对比可知，数值模拟结果与现场实测值基本吻合。从图5(a)还可以看出，桩身弯矩峰值点由浅层(5.1 m)向地基深层方向逐渐发展延伸，分层开挖完成后，弯矩峰值点深度也趋于稳定，即工况E-3和工况F-4的弯矩峰值点深度均为11.2 m(开挖底面以下5 m)。此外，除工况I-0桩身弯矩峰值点深度位于开挖底面以上外，其余工况的桩身弯矩峰值点深度均位于开挖底面以下。其主要原因在于：随着砂层逐渐被分层开挖，桩身悬臂段增长，桩后侧向土压力也不断增大，桩身抵抗侧压的锚固作用不断增加，锚固点逐渐向桩深方向发展。

从图5(b)可以看出，相比工况I-0，工况F-4弯矩峰值增幅最大，但工况F-4的大部分弯矩增幅主要是由工况E-2和工况E-3贡献的，两者弯矩峰值增幅在工况F-4中的贡献比分别为33.5%和44.4%。由此可见，工况E-2和工况E-3的桩身弯矩增加显著，也就是说，在路堑分层开挖过程中，桩身弯矩及其峰值点极易快速增长，因此，工况E-2和工况E-3是砂层路堑分层开挖的重点监测阶段。

3.2.2钻孔桩桩身剪力

分层开挖条件下，路堑钻孔桩桩身剪力的分布如图6所示。其中，图6(b)为图6(a)中各工况相较于工况I-0的剪力峰值增幅。

由图6(a)可知，在不同的模拟工况下，桩身剪力沿桩深均呈反“S”型曲线分布，即桩身剪力沿桩深先向正值方向增大至正峰值点，再向负值方向逐渐减小并越过零点达到负峰值点，最后剪力负值向正值方向逐渐衰减至桩底。工况I-0～F-4的剪力拐点(即剪力由正值过渡至负值的分界点)深度分别为6.0 m、6.9 m、7.9 m、9.6 m和9.7 m。这表明随着开挖深度的加大，桩后土压力不断增大，而桩前土压力则呈降低趋势。从图6(a)还可看出，工况I-0、工况E-1和工况E-2的剪力正峰值深度均为4.3 m，当路堑开挖完成时(工况E-3和工况F-4)，剪力正峰值深度发展至6.0 m。工况I-0的剪力负峰值深度为11.0 m，工况E-1略增加至9.3 m，而后向深处线性增大至14.4 m(工况E-3和工况F-4)。

图6 钻孔桩桩身剪力分布特征图

从图6(b)可以看出，相较于工况I-0，工况F-4的剪力正、负峰值增幅均达到最大。其中，工况F-4的正峰值剪力增幅主要是由工况E-2贡献的，工况E-2的剪力正峰值增幅在工况F-4中的贡献比达到46.8%；工况F-4的负峰值剪力增幅主要是由工况E-2和工况E-3贡献的，二者的剪力负峰值增幅在工况F-4中的贡献比分别为28.5%和48.7%。由此可见，与桩身弯矩类似，工况E-2和工况E-3的桩身剪力也极易显著增加，在路堑分层开挖施工中也应予以重点关注。

3.3 钻孔桩植筋挡墙位移响应

分层开挖条件下，路堑钻孔桩植筋挡墙位移及轴力分布特征如图7所示。其中，图7(a)为水平位移沿桩身的分布情况(现场实测数据也列入其中)，图7(b)为挡土墙施工完成后(工况F-4)，桩-墙(钻孔桩-挡土墙)水平位移差沿深度的分布情况，图7(c)为挡土墙施工完成后，桩-墙连接钢筋轴力沿深度的分布情况。

图7 钻孔桩植筋挡墙位移及轴力分布特征图

从图7(a)可以看出，随着土层的开挖，钻孔桩向路堑临空面发生挠曲变形，变形量逐渐增大。各工况下，水平位移均沿桩深方向逐渐衰减至零点，而后向坡体方向发展并逐渐增大至桩底，工况I-0～F-4的零点水平位移深度分别为3.5 m、5.2 m、12.4 m、14.2 m和14.9 m。上述现象主要是由桩后土压力作用下，桩体发生了一定的扭转位移和弯曲变形引起的。由图7(a)还可知，各种工况下，临空侧的水平位移最大值均位于桩顶，水平位移最大值分别为-0.03 cm、-0.12 cm、-0.84 cm、-1.40 cm和-1.42 cm；向坡体侧的水平位移最大值均位于桩底，水平位移最大值分别为0.01 cm、0.04 cm、0.09 cm、0.10 cm和0.15 cm。由量值和分布规律对比可知，数值模拟与现场实测结果吻合较好。

由图7(b)可知，在桩深6.4 m以上，水平位移差为正值(即挡土墙水平位移大于钻孔桩)，桩深在6.4～6.8 m范围时，水平位移差为负值(即挡土墙水平位移小于钻孔桩)。由此可见，挡土墙与钻孔桩连接后，挡土墙的水平位移一般都大于钻孔桩的水平位移，仅在墙底处出现有挡土墙水平位移小于钻孔桩水平位移的现象。另一方面，从变化趋势上看，从桩顶至桩深6.4 m处，水平位移差呈衰减变化。

从图7(c)可以看出，钻孔桩与挡土墙之间的连接钢筋以受拉为主(正值)，仅在墙底处出现轻微的受压(负值)；连接钢筋拉力的最大值位于桩顶，且沿桩深方向逐渐衰减，至在墙底处发展为受压状态。

上述结果表明，钻孔桩植筋挡墙各构件应力变形协调良好，连接钢筋将钻孔桩和挡土墙紧密联系为一个整体。

4 结论

本文通过数值模拟，揭示了分层开挖条件下砂层路堑钻孔桩的力学响应，得出以下主要结论：

(1)在分层开挖条件下，桩后边坡发生下滑，并随开挖深度的增加逐步增大，开挖卸荷易造成桩前地基出现不同程度的隆起变形，此类隆起变形属于砂层的卸荷回弹，时效性不明显，对工程正常使用影响小。

(2)各工况下，钻孔桩桩身弯矩沿桩深方向均呈单峰曲线变化，且随着砂层的开挖，桩身弯矩峰值点由浅层逐渐向地基深层方向发展；桩身剪力沿桩深方向均呈反“S”型变化，且随着砂层的开挖，桩身剪力正、负峰值点均向地基深处发展。

(3)土层开挖造成钻孔桩向路堑临空面发生挠曲变形，且变形量逐渐增大，向临空侧的水平位移最大值位于桩顶，向坡体侧的水平位移最大值位于桩底，挠曲点靠近桩底。

(4)挡土墙与钻孔桩通过钢筋连接后，挡土墙的水平位移一般都大于钻孔桩的水平位移，连接钢筋以受拉为主。施工完成后，钻孔桩植筋挡墙各构件应力、变形协调良好。