围堤填筑对深厚软土地基既有群桩基础的影响研究

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(1.长江科学院 水利部岩土力学与工程重点实验室，武汉 430010; 2.中国科学院 武汉岩土力学研究所，武汉 430071 )

围堤填筑对深厚软土地基既有群桩基础的影响研究

江洎洧1,付少兰2,潘家军1,徐晗1

(1.长江科学院 水利部岩土力学与工程重点实验室，武汉 430010; 2.中国科学院 武汉岩土力学研究所，武汉 430071 )

以某围堤穿越深厚软土区大桥群桩基础为工程实例，采用三维有限元数值计算手段，分析工程实施过程中附加荷载施加对既有桩基工作环境影响。研究结果表明：①大面积堆载对桩基产生不利影响，并显著受控于桩-土摩擦系数，鉴于工程中取值较困难，通过对比数值计算桩周负摩擦力与原位试验地基土侧摩阻力标准值，确定本工程桩-土摩擦系数在0.2～0.3；②填筑会对邻近桩基产生负摩擦力，进而增加基桩轴力，但不引起桩身破坏；③对称而均匀的填筑可最大程度降低桩基不均匀沉降及附加荷载向地基深部水平向的扩散，基桩弯矩影响可控；④群桩中各基桩空间分布不同，附加荷载引起同一承台下基桩-土变形协调存在差异，对桥桩安全监测应具有针对性。该研究成果可有效克服规范法的一些局限，对于指导实际工程方案的制定以及工程施工过程中合理布置监测措施有一定参考价值。

围堤填筑；大面积堆载；软土地基；群桩基础；负摩阻力；三维有限元

1 研究背景

新建工程附加荷载对既有建筑的影响一直以来都是基础工程领域关注的热点问题，深厚软土地基上大面积堆载对既有桩基的影响就是其中一种常见的工程问题，需对桩基负摩阻力、弯矩、内力以及基桩差异沉降等综合指标作出评价。

负摩阻力的概念最早由Terzaghi等[1]提出，其产生机理是受附加荷载的影响，桩周土产生相对于桩身的沉降，从而对桩身施加的下拽力；Little等[2]基于现场试验，以3×3群桩基础研究桩基负摩阻力效应，认为摩擦型桩较端承型桩下拽效应更加突出，且均存在一定的群桩效应，但成果偏于定性；肖俊华等[3]基于对码头桩基础负摩阻力现场试验，认为抛石附加荷载引起软弱土层固结沉降，从而导致下方一定深度内桩基受负摩阻力作用；王长丹等[4]以离心模型试验为手段，研究了湿陷性地基中单桩基础负摩阻力分布及中性点变化规律；《建筑地基基础设计规范》(GB 50007—2011)[5]等国标或相关行业标准也详细提供了桩基负摩阻力计算方法，给出了部分经验参数。但对于桩基结构或附加荷载较复杂的情况，也难以作出进一步定量计算。三维数值计算提供了精细化模拟实际工程的可能，吴兴龙等[6]和孔纲强[7]均采用三维有限差分计算方法从机理上分析桩基所受负摩阻力；高昂等[8]则从加载次序角度研究了堆载对桩基负摩阻力的影响，不同堆载次序设计对于桩基所受影响是可能存在很大差异的，需要在进行相关堆载施工方案制定时考虑工序问题。

另一方面，大面积堆载对桩基结构水平变形的影响也不容忽略。李忠诚等[9]通过对荷载传递公式的推导，建立了被动桩的简化计算模式，定量研究堆载引起的土体运动对邻近桩基的影响；吴琼等[10]则以三维有限元为技术手段，系统研究了侧向荷载作用对桩基弯矩、最大变形点等的作用规律。

桥梁既有群桩基础结构复杂，填筑工程施工附加荷载堆载次序也有待检验，本研究以某围堤填筑穿越软土地基既有大桥桩基为工程背景，拟采用三维有限元数值计算手段，精细化模拟施工，分析附加荷载对桩基负摩阻力、桩身内力以及桩基变形的影响。

2 工程地质概况

图1 既有桥梁及新建围堤工程平面示意图Fig.1 Plan sketch of pre-existed bridge and newly built embankment project

新建围堤与既有大桥的相互关系如图1所示。大桥已先期建成并通车，本区间范围桥梁单跨跨距50 m、总宽度33 m；每组桥墩由2个直径9.8 m的承台构成，其下为群桩基础，由梅花状分布的5根桩径1.8 m的基桩构成；大桥下伏深厚软土地基，基桩长度约83 m，属典型摩擦型桩。

拟建围堤工程呈近正交穿越大桥，围堤工程主要包括以下2部分：

(1) 桩承式防浪墙，位于F94#—F95#桥墩之间，在穿越桥梁区间内防浪墙为空心混凝土结构，外截面尺寸为8.6 m×8.0 m，空心部分填砂，防浪墙结构自重很大，故底部采用钻孔灌注桩承载，同时在两侧采用水泥土搅拌桩处理软基，改善水平方向的附加应力扩散环境。

(2) 塘裙填土，堆载面积较大，分布于F93#—F95#桥墩之间，在沿桥梁走向方向呈以F94#桥墩为中心的对称分布，塘裙填土高度为3.5 m，填筑宽度约50 m。

围堤穿越大桥区段地基土可划分为6层，其中上部3层为第四系全新统地层，下部3层为第四系更新统地层，具体如下所述。

②1亚砂土(Q43m)：呈灰-灰黄色，局部为淤泥质亚黏土，稍密，饱和，层厚约14 m。

③ 淤泥质亚黏土(Q42m)：呈灰色，具水平薄层理构造，层间夹薄层粉砂或亚砂土，流塑，局部软塑，饱和，层厚约26 m。

④2黏土(Q41m)：呈灰色，多具鳞片状构造，软塑，局部为淤泥质黏土，呈流塑状，局部为亚黏土，层厚约13 m。

⑤1粉细砂(Q32al+m)：呈灰色-灰黄色，局部夹薄层黏性土，局部含较多贝壳碎屑，中密-密实，饱和，层厚约6 m。

⑦1中细砂(Q32al)：呈灰绿-灰黄色，颗粒粒径一般上细下粗，底部局部含少量圆砾，局部为粉砂或粗砂，中密-密实，湿-饱和，层厚约5 m。

⑧1黏土(Q31al+l)：呈灰黄-灰绿色，老黏土，硬塑，稍湿-湿，该层厚度较大，大桥桩端82 m深度，即位于该土层内。

从地基土分层结构来看，上部3层为软土，桩基需穿越的软土层厚度达53 m左右；端部老黏土强度较高，具备一定的端部承载能力，初步判断属(端承)摩擦桩。

3 三维有限元模型的建立及计算流程

采用大型通用非线性有限元软件ABAQUS进行计算，该程序已实现了成熟的商业化，在进行复杂模型计算时，具有可靠性强、有限元求解器的求解效率高、结果的收敛性稳定等诸多优势。

3.1 计算本构模型及参数

3.1.1 实体单元材料本构模型及计算参数

综合地勘察资料及室内土工试验成果，计算所需参数如表1所示。岩土材料采用Mohr-Coulomb本构模型模拟；混凝土单元(包括桥台、桥桩、承台结构、防浪墙混凝土框架)及水泥土搅拌桩采用线弹性本构模型模拟，模量、泊松比及密度参数等参照《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG D62—2004)进行选取。

表1 计算所涉各类单元物理力学参数Table 1 Physico-mechanical parameters for each groupof elements in the computation

注：①按《建筑地基处理技术规范》水泥土搅拌桩压缩模量为(100～120)fcu(fcu为桩体抗压强度平均值)，若fcu取1.2 MPa，则搅拌桩压缩模量取120～240 MPa，计算中弹性模量取200 MPa；②塘裙填土密度为1.4 g/cm3左右，本处取值较大，计算结果相对更加保守；③计算中弹性模量保守地参照了原位试验压缩模量

3.1.2 接触面的本构模型及计算参数

负摩擦力由桩-土间的相对变形而产生，在所有桩-土界面均设置接触面单元。接触面采用罚函数接触算法，接触面上的法向(正)应力和切向(剪)应力保持连续，但法向(正)应力不容许出现拉应力状态，故接触面存在黏结、脱开以及滑移3种状态。

接触界面摩擦力与接触力的大小、界面光滑状态、材料特性和接触对的相对刚度密切相关。此处仍采用Mohr-Coulomb接触定理描述接触面的力学行为。

3.2 三维有限元模型的建立

建立包括地基土、桥梁结构及拟建围堤的三维有限元计算模型。为避免计算边界约束效应，模型在3个方向进行足够延伸：桩端距地表为83 m，有限元模型中地基土深度取至110 m；桥面总宽33 m，模型沿大桥宽度向两侧均扩展50 m；沿桥梁走向方向则选取包括F93#，F94#,F95#桥墩在内的3组桥桩共计3跨长度(150 m)。图2为有限元网格剖分模型，共包含121 856个节点、118 343个单元。

图2 三维有限元数值模型Fig.2 Three-dimensional numerical model for computation

以图2为基准，坐标轴定义为：x轴沿大桥宽度方向；y轴沿大桥走向方向，以F95#桥墩至F93#桥墩方向为正方向；z轴为铅直方向，向上为正。另外，为便于后续分析，以图3规则对所有基桩进行编号。

图3 桥桩分布及基桩编号示意图Fig.3 Distribution of bridge pier and foundation pile

3.3 附加说明

3.3.1 桥面交通等效荷载

参照《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2004)[11]，车辆荷载按双车道满布车辆计算。车长为15 m，在跨长为50 m内，每跨双向共可排布20辆汽车，若每辆汽车30 t,则20辆汽车荷载共计为6 000 kN，计算时在桥面进行施加。

3.3.2 桩-土摩擦系数的初步确定

根据《建筑桩技术规范》(JGJ 94—2008)[12]，负摩阻力是由于地表附加荷载引起土体下沉而对桩体施加的向下的摩阻力，主要与桩-土接触面摩擦系数有关。根据工程经验，桩-土摩擦系数可参照桩周土内摩擦角选取。《建筑桩技术规范》给出的饱和软土负摩阻力系数为0.15～0.25，据表1“③淤泥质亚黏土”内摩擦角为10°，相应摩擦系数为0.18，该值处于中偏小区间。本例中桩基穿越软土层厚度很大，计算中以桩-土摩擦系数0.2作为基本工况是合适的。

另外，由于桩身穿越若干地层，下部土层工程性质强于上部，故桩-土接触面摩擦系数依次选取0.15，0.2(基本工况)，0.3，0.4开展数值模拟，一方面可进行参数的敏感度分析，另一方面也可通过对比接触面剪应力指标与静力触探侧摩阻力标准值，校验接触面摩擦系数取值的合理性。

3.4 有限元计算流程

(1) 初始重力场平衡。包括地层自重应力以及桥梁结构荷载(含交通荷载)，达到平衡状态后，保留应力场，位移场清零，获取围堤填筑前桩-土相互作用初始平衡状态，作为初始状态。

(2) 混凝土防浪墙施工。完成防浪墙底部钻孔灌注桩和防浪墙两侧10 m深度范围内水泥土搅拌桩地基置换、混凝土防浪墙的修建(含填充砂)。

(3) 塘裙土方填筑。激活有限元模型中塘裙填土单元，计算并达到平衡状态。

4 计算成果分析

以下分别从桩侧负摩阻力、桩身内力和弯矩、桩基差异沉降3个方面，分析围堤填筑对既有群桩的影响。

4.1 围堤填筑对桩基负摩阻力的影响

图4所示为桩-土摩擦系数取0.2时，接触面初始摩阻力分布等值线。

图4 初始阶段桩-土接触面摩阻力分布等值线Fig.4 Contours of pile-soil friction in initial stage

参照图2数值模型，仅有中间一组F94#桩基与新填筑的约3.5 m厚塘裙填土直接接触，为便于统一，在接触面应力等值线图中，桩顶部均为原始地面高程，下同。

由图4可知：

桩-土接触面摩阻力分布符合正常桩基的桩-土接触应力分布规律，桩侧摩阻力随埋深增加而递增，负摩阻力很小，可忽略不计。

图5和图6分别为混凝土防浪墙修筑完毕以及塘裙填土后桩-土摩阻力等值线图。

图5 防浪墙修筑完毕桩-土接触面摩阻力等值线Fig.5 Contours of pile-soil friction after the concrete wave screen was constructed

图6 塘裙填土后桩-土接触面摩阻力等值线Fig.6 Contours of pile-soil friction after the embankment filling was completed

由图4—图6可知：

(1)围堤填筑对F94#桥墩下桩侧负摩阻力影响最大。混凝土防浪墙填筑完毕后引起的最大负摩阻力为18.65 kPa，位于桩体中上部靠近F93#桥墩一侧，围堤工程完工后最大负摩阻力增至38.49 kPa，较均匀分布于桩体中部偏上部位。

(2) 围堤填筑对F93#桥墩下桩侧负摩阻力的影响次之，混凝土防浪墙填筑完毕后引起的最大负摩阻力为6.67 kPa，位于桩体中上部靠F94#桥墩一侧，围堤工程完工后最大负摩阻力增至12.22 kPa，较均匀分布于桩体中偏上部。

(3) F95#桥墩距离相对较远，并未因横堤填筑形成明显的负摩阻力区。

表2统计了桩-土摩擦系数取不同值时基桩最大负摩阻力。对比地勘资料，上部3层软土侧摩阻力标准值为40 kPa左右，桩-土摩擦系数取值0.2和0.3对应的最大负摩阻力分别为38.49 kPa和57.08 kPa,不考虑工程偏于安全的因素，桩土摩擦系数取0.2～0.3是合理的，能够较准确地把握实际工程中桩-土相互作用特征，故以下分析以这2种工况为主。

表2 不同摩擦系数下的桩侧最大负摩阻力统计Table 2 Statistics of negative side friction with varyingpile-soil friction coefficient

从桩-土两侧相对变形量也可了解基桩所受负摩阻力状态，以3-3号基桩为例，图7绘制了围堤填筑完毕桩-土摩擦系数分别取0.2和0.3所对应的桩、土沉降变形曲线。

图7 围堤工程完毕桩3-3桩-土沉降曲线Fig.7 Settlements of pile and soil for pile #3-3 after the embankment engineering was completed

由图7可知：

(1) 曲线图清晰展示了不同埋深区间桩-土相互作用特性，当桩-土摩擦系数取0.2和0.3时，中性点对应深度在40～45 m，其上部，土相对桩下沉而产生负摩阻力；其下部，桩相对于土下沉，量值在0.5 mm以内，桩身端部正摩阻力由0.106 MPa增至0.118 MPa。

(2) 从桩顶到桩端，桩身变形量的差异是由荷载引起的桩身压缩引起，桩身压缩量2 mm左右，该量值相对于地基土的变形量级可忽略。

4.2 围堤填筑对桩基内力的影响

桩基负摩阻力产生的同时，也将引起基桩轴力分布的变化。F94#桥桩受附加荷载影响最为显著，表3统计了F94#桥桩右侧5根基桩在不同阶段的最大轴力，以桩-土摩擦系数取0.2为例作如下分析。

表3 不同阶段各桩体轴力极值统计(F94#)Table 3 Statistics of maximum axial force of pilesat different stages(for pier F94#)

(1) 基桩呈梅花形布置，空间差异及上部荷载的不完全均匀使得基桩轴力存在一定差异，初始状态荷载分配相对均匀，各基桩最大轴力为6.38～6.97 MN。绘制初始轴力最大的桩3-4轴力与埋深曲线如图8所示，轴力随埋深增大呈递减趋势，端部轴力相对于顶部轴力较小，显现出典型的端承摩擦桩特性。

图8 不同阶段桩3-4轴力随深度变化曲线Fig.8 Curves of axial force with depth for pile 3-4 at different stages

(2) 混凝土防浪墙施工对F94#桥桩下基桩轴力有明显影响，轴力最大增幅出现在桩3-3内，由初始状态的6.38 MN增至9.35 MN。

(3) 塘裙填土涉及范围较防浪墙大，其围绕F94#桥墩进行施工，故F94#桥桩下的基桩轴力又有明显增长，相对初始状态，增幅在60%左右，最大轴力增幅出现在桩3-4内，由初始的6.97 MN增至11.41 MN。从图8可看出，最大轴力出现在桩体中上部，显然与桩体所受的负摩阻力密切相关。

(4) 塘裙填土远离F93#桥墩，且混凝土防浪墙底部及两侧进行了钻孔灌注桩防护以及水泥土搅拌桩地基置换，对F93#桥墩下基桩的轴力影响不大；F95#桥桩距离更远，填筑对其轴力影响甚微。

附加荷载在向地基深部传递的同时，也会向水平方向扩散，引起桩身沿桥梁走向方向的水平变形，进而产生附加弯矩。

以桩-土摩擦系数取0.2为例，表4统计了3组桥桩同一侧共15根基桩在不同阶段的最大弯矩，同时选取3-1基桩绘制不同阶段桩身弯矩曲线图(图9)。

表4 不同阶段各桩体弯矩极值及变化统计Table 4 Statistics of maximum bending moment andits variation at different stages MN·m

注：负值表示减小；正值表示增加

图9 不同阶段桩3-1弯矩随深度变化曲线Fig.9 Curves of bending momet with depth for pile #3-1 at different stages

由表4、图9分析可知：

(1) 初始阶段基桩最大弯矩靠近桩基顶部，埋深5 m左右，受桥桩承台约束以及5根桩布置本身所具有的几何不对称性影响，基桩最大弯矩在0.25～0.54 MN·m之间。

(2) 防浪墙施工会对F94#和F93#桥墩下基桩弯矩产生一定影响，但绝对量值变化很小，最大增量仅为0.12 MN·m。注意到基桩弯矩并非均呈增加趋势，这种增减不一的现象实际上是群桩基础中基桩应力调整的过程。

(3) 塘裙填土对F94#桥墩弯矩影响很小，原因为围堤填筑整体附加荷载沿F94#桥墩近似对称。

从图9桩身弯矩曲线图来看，随荷载的逐步施加，基桩弯矩极值点有向下移动的趋势,初始阶段、防浪墙施工以及塘裙填土完毕对应的弯矩极值埋深分别为5，9，18 m，显示了荷载逐步加载过程中，地基水平方向变形的扩散趋势；桩身中下部弯矩曲线始终保持基本不变，也表明附加荷载对基桩的不利影响较为有限。

图10 塘裙填土后F94#桥墩变形等值线Fig.10 Contours of displacement of bridge pier F94# after the embankment filling was completed

4.3 围堤填筑对桩基变形的影响

图10所示为桩-土摩擦系数取0.2时，混凝土防浪墙修筑后，F94#桥墩下桩体沿桥梁纵轴向和铅直方向的变形等值线；表5则统计了不同阶段各桥墩的变形情况;表6为相邻桥墩之间的不均匀沉降。

表5 不同阶段各桥墩最大变形分量统计Table 5 Statistics of maximum displacement ofeach bridge pier at different stages mm

表6 相邻桥墩之间不均匀沉降Table 6 Uneven settlement between adjacent piers mm

由表5、表6分析可知：

(1) 混凝土防浪墙修筑完毕F93#桥墩与F94#桥墩相对沉降量为1.75 mm；F94#桥墩与F95#桥墩由堆堤引起的相对沉降量为7.10 mm；塘裙填土完毕F93#桥墩与F94#桥墩相对沉降量为10.37 mm，F94#桥墩与F95#桥墩相对沉降量为12.41 mm。

(2) 桩基最大相对沉降量计算值为12.41 mm，发生在填筑完毕F94#桥墩与F95#桥墩之间。大桥相邻桥桩纵向中心距为50 m，根据《公路桥涵地基与基础设计规范》(JTG D63—2007)[13]4.3.3节要求，允许的最大相对沉降量为50 m×0.2%=100 mm；桩基最大水平变形为7.68 mm，可供实际工程监测参考。

(3) 同一承台下5根基桩之间也存在一定的沉降差异，最大沉降差发生在桩3-3和桩3-4之间，沉降差为2.98 mm，验证了前文提到的群桩内部存在基桩之间应力变形调整。

5 结 论

本文以深厚软基上某新建围堤穿越既有桥梁为工程背景，采用精细化三维有限元数值模拟手段，从桩侧负摩阻力、桩身内力和弯矩、桩基差异沉降3个方面，分析了围堤填筑对既有(端承)摩擦型群桩基础的影响，得到以下结论:

(1) 大面积堆载对群桩桩基造成的影响显著受控于桩-土摩擦系数。鉴于实际工程中该参数取值较为困难，通过对比敏感性数值计算得到的桩侧负摩阻力与现场静力触探得到的地基土侧摩阻力标准值，确定了该群桩基础桩-土摩擦系数应为0.2～0.3；通过进一步分析桩-土相对变形规律，较准确地获取了该桩基中性点深度在40～45 m。

(2) 围堤填筑会引起邻近桩基产生负摩擦力，进而增加基桩轴力。对于83 m长的桩而言，桩身压缩量<2 mm，不足以引起桩身破坏。

(3) 采用桩承式防浪墙及对两侧软基的加固处理，辅以相对于既有桥梁基础对称而均匀的塘裙填土施工方案设计，可最大程度降低桩基不均匀沉降，有效改善附加荷载在水平方向传递扩散，填筑工程对基桩弯矩的影响可控。

(4) 围堤填筑工程所涉及桩基最大相对沉降量为12.41 mm，满足规范要求；最大水平变形量为7.68 mm，在工程实施过程中可进行监测并作进一步验证。

(5) 群桩基础的复杂性远大于单桩基础，因群桩基础中基桩空间位置的差异，附加荷载会在基桩之间完成桩-土变形调整，而使得基桩之间在应力变形方面存在一定差异。

本文所涉工程案例较复杂， 三维有限元精细化模拟可有效克服规范法的一些局限， 对于指导实际工程方案的制定以及工程施工过程中合理布置监测措施有一定参考价值。 此外， 需说明的是： 本研究主要以验证混凝土防浪墙地基加固和大面积塘裙填土方案合理性， 以及预测工程实施对桥梁的不利影响为目的， 计算所采用物理力学参数偏保守， 后续将依照工程实际施工情况对桥墩及桩基变形进行监测。

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(编辑：姜小兰)

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

国家自然科学基金项目(51409011)；中央级科研院所基本科研业务费项目(CKSF2014057/YT)

江洎洧(1984-)，男，湖北赤壁人，高级工程师，博士，主要从事岩土工程数值计算及试验研究，(电话)18607150746(电子信箱)jiangjw1023@163.com。

10.11988/ckyyb.20160616

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

TU43;P473

：A

：1001-5485(2017)09-0079-07