航道重力式挡土墙地基桩承载力分析

◎ 曹洋 曹元军

1.江苏中泰建发集团有限公司；2.泰州职业技术学院

1.引言

航道重力式挡土墙的地基沉降超标，易造成挡土墙开裂、移位或者错位，甚至形成轻微或者中等程度塌陷的施工质量缺陷。因而在航道整治或者新建工程中，需做好重力式挡土墙基础的处理和过程观测，将沉降速率控制在每昼夜＜5mm、位移速率控制在每昼夜＜3m m。在航道施工质量控制中，其岩土工程问题常采用各类计算模型进行预测，而土体参数输入直接影响计算模型的预测效果[1]。缩径缺陷是影响基桩承载性能的主要缺陷形式，当缺陷桩数量巨大，处理不当会给工程带来极大的安全隐患和经济损失[2]。通过有限单元分析法，研究打桩过程中桩对土体动态的横向挤压和竖向剪切作用，模拟桩锤击打入饱和黏土地基的全过程，得到地基在打桩过程中的反应规律[3]。然而在实际工程中，由于人力、时间、经济等成本的限制，只能得到有限的土工试验数据，难以获得比较全面土体参数的统计特征[4]。本研究从苏北黏土区通扬线兴化陈堡段驳岸建设工程中，对重力式挡土墙基础打桩沉降位移进行模拟计算与分析，为后期桩基础承台的施工提供技术参数支撑。

2.工程概况

桩基础处理对于地上建筑物来说至关重要，本研究工程选择苏北黏土区通扬线兴化陈堡段驳岸建设工程为对象，该驳岸护坡采用重力式挡土墙结构，其基础处理采用预制PHC桩的处理方式，基桩采用梅花形阵列布置，桩顶处设碎石垫层，如图1所示，为PHC桩基础施工现场。

图1 PHC桩基础施工

3.计算模型

本文为了简化模型的计算量，考虑PHC桩单独打桩对地基础的影响，并且假设重力式挡土墙产生的载荷为均匀分布。地基取为5×5m，桩基直径为0.6m，如图2所示，基础土体的边界约束为四周，中间为P H C 桩建立局部坐标系，根据该工程实验室实测数据，设置弹性模量为1.0 3×10 5k Pa，泊松比系数取为0.498，屈服应力（Yield ing stress）取为16.25kPa。

图2 地基桩约束边界模型

本文计算本构模型依据下列算式建构：

（1）计算中的本构模型对应的不排水强度依据表达式为：

式中，Cu为不排水强度（kPa），qf为破坏时的偏应力（kPa），θ为应力的方向角（rad）。

（2）计算土模型。将桩周土体简化为理想弹塑性模型，当土位移小于最大弹性位移Q 时，应力和应变呈线性关系；当土位移达到Q值，应力不再随应变增加而增加，土进入塑性状态，即[5]：

式中，RS为桩在深度处土体的剪切屈服阻力（kN），RU为桩在深度处土体的极限静阻力（kN），Q为土体最大弹性位移（mm），u(Z)为Z深处土位移（mm），FS为轴向力（kN）。

3.1 建立几何模型与网格划分

为了能够比较逼真反映模型模拟实际打桩施工，对于该模型的本构关系，参考了相关文献做法，不能采用统一标准尺寸划分模型[6]。在本文本构模型建构过程中，考虑到PHC 桩位于滨水边坡施工实际情景，与边坡土方挤压的耦合作用，也参考了相关文献的经验做法[7]，同时也考虑到建模的成功率，及其计算结果与实际试验检测值的接近性，减少非奇异误差，如图3所示。

图3 反映本构关系的模型网格

运用A B AQU S 有限元软件模拟计算，航道重力式挡土墙基础取为网格类型C PE 4 的尺寸0.2 m、P H C 桩为网格类型C P E 4 的尺寸0.04m。

3.2 基础桩塑性变形

地基在受到打桩力反复作用下，土体经历了由未屈服到屈服的变形过程，由图4（a）所示，当屈服应力AC Yield为零时，土体材料未屈服，但是当AC Yield为1k Pa时，土体材料已经屈服变形。该图表明，从塑性区的分布特征来看，由于PHC桩的周围土体受到挤压作用力，在桩周围的土体有绕过PHC桩变形而产生等值线云图，并且在基础柱周围出现剪切变形区域，最大屈服应力达到1.8 6 6k Pa；当屈服应力为1.275k P a 时，呈现较为典型的卫星状分布。由图4（b）所示，PHC桩在锤击和土体挤压联合作用下，也会产生一定量的塑性变形，但与图4（a）相比较，PHC桩的塑性变形量要小很多（最大值相差达0.741kPa），且同时间内段PHC桩的变化幅度也小，最大塑性应力达到1.125k Pa，分布在PHC 桩两侧、呈现对称特征。结合图4（a）和（b）看出，在受到打桩力作用下，PHC桩的塑性变形要比基础土体塑性变形要小，符合航道重力式挡土墙桩基础实际施工试验实测效果，可为后续桩基础模型求解其他参数的合理性进行相互验证，这也为施工组织塑性变形防护设计提供理论数据支持。

图4 模型塑性变形区

3.3 基础桩剪应力分布

在打桩过程中及打桩完成后，基础土体和桩均产生剪应力，如图5（a）所示，C SH E A R 1为切向应力，在桩四周土体产生剪应力，伴随土体经历由未屈服到屈服的变形过程，且在桩周围的土体有绕过PHC桩剪切变形土体。与此同时，桩的剪应力分布如图5（b）所示，在该图中，随着打桩持续施工，基础土体与桩之间将产生相对位移，包括垂直位移和水平位移，在位移增加的情况下，各向摩擦阻力也在相应增加。此外，在图5（b）中，由于圆柱桩的轴几何对称性，还存在土体与桩之间水平无相对位移现象，其剪应力为0，但在桩的右侧最大剪应力达到10k Pa，在桩的前侧最小剪应力达到-10kPa，表明在打桩过程中要注意观察和监测桩剪应力分布不均造成的不良影响，如裂纹、断裂等缺陷产生等。对比上述3.2节基础桩塑性变形，桩剪应力分布与塑性变形分布，具有内在的相似性和关联性。

图5 模型剪应力分布

3.4 基础桩Mises应力分布

在桩基础施工中，基础M ises应力分布如图6（a）所示，M i s e s应力分布于桩四周，由于受到桩位移的变化和挤压力作用，且存在绕过桩向右侧土体移动变化趋势，表明土体在一定区域范围内将承受Mises应力分布影响，Mises应力最大值73.98kPa，分布于桩的右侧。桩的Mises应力变化如图6（b）所示，在桩的前侧和后侧Mises 应力达到最大值为24.98kPa，但是与图6（a）比较，桩的Mises最大应力分布与土体Mises最大应力分布区域并不重合，与桩的塑性变形云图分布如图4（b）有相似分布，所以在桩基础施工中，应注意观测桩基础前侧和后侧变形数据值，从而确保桩基础的隐蔽施工质量，不留下后续重力式挡土墙承台施工质量缺陷的隐患。

图6 模型Mises应力分布

3.5 桩的位移变化与接触压力

桩基础的位移变化会产生接触应力的不同分布，如图7（a）所示，在该图中桩的Magnitude水平位移在桩的右侧呈现最大区域，而在桩左侧的水平位移的变化则相对较小，桩的前侧和后侧的水平位移则变化较小。而水平位移的变化势必导致接触应力的改变，如图7（b）所示，CPRESS接触应力随着桩位移的改变，接触应力呈现右侧区域最大，左侧区域最小，与图7（a）对照，左侧位移的变化要比右侧小，同样桩左侧位移的接触应力要比桩右侧小。由此看出，桩的位移变化与接触压力、桩Mises应力、桩剪应力、桩塑性变形等特征量，具有内在的关联性和相互制约性。

图7 桩位移与接触应力

3.6 计算桩水平极限承载力

航道边坡在水平位移一定的条件下，其基桩离坡脚愈近，水平承载力将会愈大。据相关文献报道，用有限元方法和p-y曲线对水平承载桩进行了桩－土共同作用的非线性分析研究，可以得出一个新的桩－土相互作用的单元计算模型[8-9]。在交通运输部水运工程桩基础的检测项目中，对于桩水平极限承载力的施工规范，则表述为混凝土桩表面不应有裂缝桩、拼接桩的接头接点处理应满足设计要求[10]。由此可见，桩水平位移与极限承载力是桩基工程的重要设计与施工参数[11-13]。在基础土体中，由于桩的作用而产生水平位移，便会相应在桩节点处产生水平方向的约束力R F1和R F 2，在本研究中为了简化模型约束力计算，只取RF1为研究对象计算水平约束力，则桩的水平承载力可以由截面所有节点RF1的矢量和得出总的极限承载力。如图8所示，在该图中变化曲线随着打桩施工开始到打桩结束，极限承载力由0到98k N的变化，在超过80s时，水平承载力的变化极小，表明在水平承载力处于极限状态且能保持稳定。

图8 桩的水平承载力变化

4.结论

浅表层为非饱和土，深层为饱和黏土在苏北地区分布较为广泛。在航道治理中的边坡挡土墙桩基础，需要涉及设计、施工与监理工作流程，通过本研究桩基础模型得到以下结论：

（1）桩基础的沉降量与桩的位移变化而产生的本构接触应力、Mises应力、塑性变形关联，在常规航道挡土墙桩基础参数下，得到了随着施工时长与桩水平极限承载力的变化曲线，且在施工超过80s时，水平承载力的变化极小，在桩基础施工组织设计中需要制定相应施工质量管控措施。

（2）由于挡土墙的桩分布设置阵列成梅花型，与土体构成本构关系中接触应力、Mises应力、塑性变形也会相应变化，桩基础的水平承载力也会进一步提高，则桩基础的沉降量整体一致性要加以控制，满足设计要求。

（3）为了有效防止PHC桩在施工中的开裂缺陷，应在施工组织设计中制定桩在深度处土体的剪切屈服阻力保持稳定的措施，这也是控制桩基础的沉降量高效工法。