围堰对桥下桩基力学特性影响的数值分析*

徐庆国，王星华

(中南大学土木工程学院，湖南长沙 410075)

目前，一些铁路桥、公路桥通过一些水位线较低的湖区时，墩下桩基础的施工通常采用筑坝围堰。筑坝围堰会引起地面的下沉，同时也会对邻近群桩基础的变形和受力产生较大影响。杨敏［1－2］等采用二维有限元对堆载作用下邻近桩基的变形特性进行了数值分析。但是，考虑地基土固结时间的情况下，邻近桥下群桩基础的受力特性的研究并不多见。本文以京沪铁路阳澄湖桥段为例，考虑围堰固结时间，利用Flac3D软件对围堰作用下邻近群桩基础的受力特性进行数值分析，研究桩基在不同工况的受力特性，以便为工程的设计和施工提供依据，也为类似工程分析提供参考。

1 模型的建立

本项目为沪高速铁路丹阳至昆山特大桥阳澄湖桥段，大桥在DK1226～DK1263区间通过了阳澄湖水源保护区。图1所示为筑坝围堰的示意图。根据勘察报告，水下主要为几层性质不同的粉质粘土层。承台宽度10.5 m，桩长 55.5 m，桩径1.0 m，平面布置方式如图2所示。

图1 筑坝围堰示意图Fig.1 Sketch of the cofferdam

为消除边界条件对计算结果的影响，模型边界要足够的远，计算模型见图3，长度方向取104 m，宽度取74.8 m，竖向深度取80 m。围堰底宽15 m，高4 m，湖水水深3 m，不建立湖水和围堰的实体模型，其荷载以均布荷载的形式施加于湖水区和围堰区，等效荷载为60 kPa，两侧围堰边缘距离承台边界分别为6.75 m和3.75 m。约束模型4个侧面上的水平位移，约束模型底面各个方向位移;假设围堰底部为不透水边界，用free pp定义渗流力作用下该边界孔压的变化状态，湖水区表面为透水边界，孔压不变，根据水头高度用fix pp定义此边界的孔压。

图2 基桩平面布置图Fig.2 Layout of piles

图3 计算模型Fig.3 Computational model

计算时，各土层的应力－应变关系近似采用修正剑桥模型(MCC)。在确定剑桥模型屈服面和应力－应变关系时只需3个试验常数:各向等压固结系数λ、回弹系数κ和破坏常数M，其中λ和κ可以通过各向等压试验确定，也可以采用式(1)中前2个式子确定。M可以采用常规三轴压缩试验确定，也可由式(1)中第3式确定［3］。土体主要物理力学指标见表1。

式中:Cc为压缩指数;Cs为回弹指数，一般取(1/5 ～1/3)Cc，本文取1/3。

承台采用shell单元模拟，长10.5 m，宽6.8 m，高2 m，γ =25 kN/m3，E=30 GPa，ν=0.2;桩基为摩擦性桩，采用桩结构单元pile模拟，桩－土之间的摩擦和接触采用剪切连接弹簧和法向连接弹簧来模拟［4］，计算参数见表2，

考虑到土体的固结，数值计算时需要打开渗流模式，流体模型选择各向同性渗流模型，渗透系数取8×10－13m2/(Pa·s)，FLAC3D默认土体颗粒不可压缩，比奥系数为1，比奥模量(M)可根据式(2)计算［3］，软件根据土体参数、渗流参数等自动设置时间步长。

式中:n为孔隙率;Kf为流体模量，对于水而言，取2×109Pa。

2 模拟结果分析

筑坝围堰会引起其下以及周边土体的下沉，形成沉降槽，桩基础在沉降槽影响范围内时，桩周土产生沉降。当桩周土产生的沉降大于桩身的沉降变形时，在桩侧表面上的全部或一部分面积上将出现向下作用的摩阻力，也就是负摩阻力［5］。负摩阻力会使桩身发生附加压缩和附加轴力。以下均以距围堰最近的中心桩为研究对象。

表1 土层计算参数表Table 1 Calculation paraments of material

表2 桩单元(pile)计算参数表Table 2 Calculation paraments of pile

2.1 固结时间的影响

图4所示为桩侧摩阻力在加载前后随固结时间沿深度的变化曲线，图5所示为桩身轴力在加载前后随固结时间沿深度的变化曲线。

图4 桩侧摩阻力随固结时间的变化曲线Fig.4 The variation of side resistance of the pile with the consolidation time

图5 桩身轴力随固结时间的变化曲线Fig.5 The variation of the axial force of the pile with the consolidation time

从图4可见:加载之前，桩周土的沉降是桩土相互作用的主要原因。基桩基本不发生沉降，土体沉降使基桩产生负摩阻力，负摩阻力引起的下拽力使基桩发生压缩变形和端部沉降，将围堰荷载传递到桩身，这时的桩身轴力完全是桩周负摩阻力引起的附加轴力［6］。

从图5可以看出:加载之后，基桩轴力明显增大，由于负摩阻力的原因，沿桩深变化表现为先增大，然后减小，轴力的衰减速度较大，桩端处的轴力很小，随着围堰固结时间的推移，桩身轴力基本稳定，最大值出现在L/5(L为桩的入土长度)处。

加载之后，桩身压缩和桩端沉降短时间内就可以完成，而地基土需要很长时间才能固结稳定，所以桩周土的沉降变形会持续很长时间。从图4可以看出:加载之后的很短时间内中性点的位置要高于加载之前，桩侧摩阻力沿桩身呈非线性分布，随着固结时间的推移，中性点位置向下移动并趋于稳定。中性点以上，桩侧负摩阻力先增大后减小，中性点以下桩侧摩阻力随深度呈非线性变化，各土层交界面摩阻力出现拐点。桩侧摩阻力的产生和发展需要一个时间过程，这段时间的长短主要取决于桩周土固结完成的时间和桩身沉降完成需要的时间［7］。桩侧摩阻力在桩端处表现出增强效应，摩阻力比较大。文献［8］认为桩端摩阻力的增强效应是普遍存在的，但其机理尚不明确。文献［9］中，仅对灌注桩的孔底进行处理，保持其他条件不变的情况下，测得的桩端摩阻力的也不相同。

2.2 围堰堆载大小的影响

根据围堰设计示意图，围堰等效为60 kPa的均布荷载，当围堰高度和坡度在允许并且符合实际的情况下变化时，围堰等效均布荷载会在40～80 kPa范围内变化，图6所示为桩侧摩阻力在不同围堰堆载下沿桩深的变化曲线，图7所示为桩身轴力在不同围堰堆载下沿桩深的变化曲线。

图6 桩侧摩阻力随围堰堆载大小的变化曲线Fig.6 The variation of side resistance of the pile with the cofferdam loads

图7 桩身轴力随围堰堆载大小的变化曲线Fig.7 The variation of the axial force of the pile with the cofferdam loads

桩顶荷载引起的桩身压缩和桩端刺入减弱了桩土相对位移，随着桩身竖向压缩位移的增大，桩侧摩阻力增大到一定值后便会逐渐较小，在桩身竖向位移与桩周土沉降相同的位置，桩侧摩阻力减小到0，对应该位置的桩身轴力出现最大值，该点处也就是中性点。中性点以下，桩身位移大于桩周土沉降，桩身受到土体向下的作用，也就是正摩阻力，对应的桩身轴力沿桩身向下迅速衰减。桩端以下土体的压缩以及桩端的不断刺入使负摩阻力减小，正摩阻力进一步发挥［10］。

从图6可以看出:随着筑坝围堰堆载的增大，中性点的位置(图6摩阻力零点、图7轴力最大值点)向下移动，围堰堆载为40，60，70和80 kPa时对应的中性点位置(距桩顶)为 7.6，7.9，8.7 和9.2 m。摩阻力、轴力以及中性点是相对应的，始终处在一个动态平衡状态，直至稳定。各级荷载作用下的桩身轴力曲线在中性点上下一定范围内的变化较大，其他位置基本重合。

围堰堆载的增大使其引起的土体沉降槽影响范围增大，堆载越大，桩身相同位置处的桩周土沉降量越大。因此，在桩顶荷载不变的情况下，随着围堰荷载的增大，桩身中性点的位置向下移动。文献［11］研究了桩顶荷载对负摩阻力的影响，认为负摩阻力桩的中性点的位置是随着作用在桩顶的垂直荷载的增大而上升的，负摩阻力引起的附加轴力也是随着作用在桩顶的垂直荷载的增大而减小。

3 结论

(1)加载后，桩身中性点位置向上移动，随着土体固结时间的推移，中性点位置逐渐向下移动直至稳定。

(2)摩阻力、轴力以及中性点位置的稳定时间取决于桩周土的固结完成时间和桩身沉降完成时间。

(3)随着围堰堆载的增大，中性点位置逐渐下降，负摩阻力、轴力和中性点位置处于动态平衡状态，直至稳定。

［1］杨 敏，朱碧堂.堆载下土体侧移及对邻近桩作用的有限元分析［J］.同济大学学报，2003，31(7):772 －777.YANG Min，ZHU Bi-tang.Finite element method used in modeling lateral soil movement due to surcharge loads and its effect on adjacent piles［J］.Journal of Tongji University，2003，31(7):772－777.

［2］陈福全，杨 敏.地面堆载作用下邻近桩基性状的数值分析［J］.岩土工程学报，2005，27(11):1286 －1290.CHEN Fu-quan，YANG Min.Numerical annlysis of piles influenced by lateral soil movement due to surcharge loads［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2005，27(11):1286－1290.

［3］Itasca Consulting Group Inc.FLAC3D:Fast lagrangian analysis of continnua in 3 － Dimensions，Version3.0，Manual.Itasca，Minnesota，Minneapolis，2002.

［4］林智勇.群桩基础竖向承载力与沉降计算的数值分析研究［D］.福州:福州大学，2008.LIN Zhi-ying.Numrical analysis of pile groups foundation’s vertical bearing capacity and settlement［D］.Fuzhou:Fuzhou University，2008.

［5］赵明华.土力学与基础工程［M］.武汉:武汉理工大学出版社，2000:216－219.ZHAO Ming-hua.Soil mechanics and foundation engineering［M］.Wuhan:Wuhan University of Technology Press，2000:216－219.

［6］马时冬.桩身负摩阻力的现场测试与研究［J］.岩土力学，1997，18(1):8 －24.MA Shi-dong.Field tests and research on the negative friction of piles［J］.Rock and Soil Mechanics，1997，18(1):8－24.

［7］邱青云，张小敏.对桩的负摩阻力的研究［J］.石家庄铁路工程职业技术学院学报，2003，2(4):18－20.QIU Qing-yun，ZHANG Xiao-min.Research on the negative friction of piles［J］.Journal of Shijiazhuang Insititute of Railway Engineering，2003，2(4):18 －20.

［8］席宁中.试论桩端土强度对桩侧阻力的影响［J］.建筑科学，2000，16(6):51 －60.XI Ning－zhong.A discussion on influence of soil strength underneath a pile on the pile shaft resistance［J］.Building Science，2000，16(6):51 －60.

［9］刘利民，陈竹昌.桩侧阻力增强效应及其工程意义［J］.铁道建筑技术，2001(1):7－9.LIU Li-min，CHEN Zhu-chang.Enhancing effecy of side resistance of piles and its engineering significance［J］.Railway Corstruction Technology，2001(1):7 －9.

［10］林智勇，苏美选.堆载下单桩负摩阻力工作性状非线性数值分析［J］.工程地质学报，2010，18(5):0714－0720.LIN Zhi-yong，SUMei-xuan.Nonliner numerical analysis on negative skin friction behavior of single pile under surface loads［J］.Journal of Engineering Geology，2010，18(5):0714－0720.

［11］夏力农，杨秀竹.桩顶荷载影响负摩阻力的现场试验与数值模拟［J］.铁道科学与工程学报，2008，5(5):46－49.XIA Li-nong，YANG Xiu-zhu.Fieid tests and numerical simulation of working load influences on negative friction behaviors of piles［J］.Journal of Railway Science and Engineering，2008，5(5):46－49.