于 新 趙慧卿

(遼寧科技大學(xué)土木工程學(xué)院，遼寧 鞍山 114051)

大直徑PHC管樁土塞效應(yīng)的有限元分析

于 新 趙慧卿

(遼寧科技大學(xué)土木工程學(xué)院，遼寧 鞍山 114051)

為了研究土塞效應(yīng)對大直徑PHC管樁的影響，通過建立開口樁和閉口樁的樁土有限元模型，在充分考慮樁土接觸的情況下，對管樁進行豎向加載，得出了在不同荷載下樁土作用的荷載傳遞規(guī)律、土塞的受力特性，對大直徑PHC管樁土塞效應(yīng)的作用機理研究有較好的參考價值。

大直徑PHC管樁，土塞效應(yīng)，有限元分析，豎向荷載

0 引言

近年來，受益于港口、碼頭以及船舶制造業(yè)的高速發(fā)展，大直徑PHC管樁因其樁身質(zhì)量可靠、適應(yīng)性強、造價經(jīng)濟等優(yōu)點使其在水運工程結(jié)構(gòu)中得到了廣泛的應(yīng)用。但是，在預(yù)應(yīng)力混凝土空心管樁沉樁的過程中,管樁內(nèi)部形成土塞,同時樁端排開的土一部分進入管樁內(nèi)部形成土塞,產(chǎn)生土塞效應(yīng)[1]。近些年對于PHC管樁土塞效應(yīng)的研究多集中在小直徑PHC管樁(直徑600(含)以下)上，如崔東東[2]通過改變對土塞效應(yīng)的不同影響因素來確定土塞效應(yīng)對樁單樁豎向承載力的影響系數(shù)。謝永健等[3]對PHC管樁在軟粘土中打入過程中的土塞效應(yīng)作了研究。

對于大直徑PHC管樁，呂黃等[4]通過4組大直徑PHC豎向承載力靜載試驗來研究大直徑PHC管樁的豎向承載力分布。邢皓楓等[5]進行了PHC管樁沉樁效應(yīng)的測試和分析，發(fā)現(xiàn)在計算樁體承載力時忽略土塞效應(yīng)是很不經(jīng)濟的。現(xiàn)有的計算公式以及對樁土作用的數(shù)值分析往往忽略了土塞的作用，并且對于大直徑PHC管樁其土塞效應(yīng)作用機理研究并不是很明確。因此對于大直徑PHC管樁的土塞效應(yīng)研究具有很大的現(xiàn)實意義。下面通過有限元軟件建立樁土模型，然后定性的分析管樁在豎向荷載作用下土塞效應(yīng)的影響，來進一步明確土塞對大直徑PHC管樁的作用機理。

1 樁土計算模型

1.1 幾何模型

本文選取某工程φ1 000 PHC管樁AB型，壁厚130 mm，混凝土強度等級為C80,樁入土深度15 m。一般在粘性土和粉土中，管樁土塞高度在50%以上[6]，本文取9 m。建模時樁頂高出地面1 m，樁頂自由無約束。為了對管樁作定性的分析，對樁芯土及樁周土的參數(shù)均作了簡化。具體參數(shù)見表1。土體模型水平方向半徑取10倍樁徑10 m，樁端以下預(yù)留20 m的土體來滿足其沉降?？紤]到計算區(qū)域的對稱性，取要計算區(qū)域的1/4進行計算，在對稱面上設(shè)立正對稱邊界條件。模型的底端和外表面被完全約束。模型頂面上所有節(jié)點在各個方向上都是自由的。整個模型如圖1所示。

表1 土體材料參數(shù)

1.2 單元選擇

樁身和土體都采用8節(jié)點的六面體單元，即Solid45實體單元，它具有彈塑性、應(yīng)力強化、大變形和大應(yīng)變的能力。該單元同時適用于線彈性材料和彈塑性D-P模型。每個節(jié)點有3個沿著XYZ方向平移的自由度。

1.3 樁身和土體本構(gòu)模型

模型中的樁身采用線彈性材料。土體采用Drucker-Prager(DP)材料,其材料特性包括粘滯力、內(nèi)摩擦角和膨脹角。DP材料采用的是Drucker-Prager屈服準則。有限元模型中的膨脹角取0.1°。

1.4 接觸單元模擬

樁—土有限元模型的接觸面,應(yīng)用零厚度的四節(jié)點八自由度Goodman單元，將利用面與面接觸的Targe170，Conta173單元來模擬,該單元的特點是能進行大變形計算[7]。面—面接觸單元中，其中剛性面即管樁樁身作為目標面，柔性面作為接觸面。兩個面合起來叫作接觸對。樁土之間的庫侖摩擦系數(shù)取0.2。在設(shè)置接觸面過程中對所有樁與土的連接處均設(shè)置了接觸，分別為樁外壁與樁周土，樁端與樁端土，樁內(nèi)壁與土塞。

2 有限元計算結(jié)果與分析

2.1 荷載—沉降曲線

先對模型進行初始應(yīng)力平衡，再依次加載，每次加載500 kN。并記錄每次加載后樁頂?shù)某两?。將實測的樁頂沉降和模擬的樁頂沉降進行對比，繪制出Q—S曲線，如圖2所示。從圖2可以看出，樁的實測荷載—沉降曲線與計算的曲線基本吻合，因此該數(shù)值計算較能準確的反映實際情況。

從圖2的曲線形狀可以看出，曲線均呈陡降型。在加載的初期，樁荷載—沉降曲線近似呈直線，說明樁頂沉降基本上是由樁身的彈性壓縮變形引起的。表明樁基本處于彈性工作狀態(tài)。當(dāng)荷載繼續(xù)增大時，樁頂?shù)某两第呌诰徛．?dāng)荷載繼續(xù)增大到一定值后，樁頂沉降會突然增大。說明此時，樁端土出現(xiàn)了塑性變形，達到了其極限剪切應(yīng)變，從而導(dǎo)致了樁頂沉降的急劇增大。對于陡降型Q—S曲線，其單樁豎向極限承載力出現(xiàn)在發(fā)生明顯陡降的起始點附近。說明此時該樁在這種土質(zhì)中達到了其豎向極限承載力。從圖2中開口管樁和閉口管樁曲線可以看出，在相同荷載下開口管樁比閉口管樁樁頂沉降大，并且開口管樁比閉口管樁達到極限承載力所對應(yīng)的荷載力小。說明，由于土塞對管樁的豎向承載力是有影響的，并且這種影響是不利的。

2.2 土塞對管樁的承載力的影響

土塞對管樁的承載力的影響主要表現(xiàn)在樁的側(cè)摩阻力和端阻力兩個方面[8]。下面我們從樁的側(cè)摩阻力和端阻力兩方面來分析。

1)側(cè)摩阻力隨深度變化。

圖3和圖4分別為初始應(yīng)力平衡后，開口管樁和閉口管樁的外側(cè)摩阻力隨深度的變化曲線。其中，0 m處表示樁端，16 m處表示樁頂。

由圖3和圖4可以看出，隨著荷載的增大，樁外側(cè)摩阻力逐漸增大。當(dāng)加載較小時，樁外側(cè)摩阻力為從上到下依次增大。說明此時外側(cè)摩阻力逐漸由樁頂向樁端發(fā)展。隨著荷載的不斷加大，外側(cè)摩阻力逐漸由樁端到樁頂依次達到極限值。繼續(xù)加載后，外摩阻力曲線基本不變，說明此時樁身的外摩阻力全部發(fā)揮出來了。穩(wěn)定后的曲線形狀總體上是樁頂?shù)耐饽ψ枇Ρ葮抖送鈧?cè)摩阻力大，沿樁長呈現(xiàn)出上大下小的拋物線形的非線性分布。在樁頂附近是隨深度逐漸減小，當(dāng)達到一定深度后，開始隨深度逐漸增大。

從圖3，圖4可以看出，開口樁樁側(cè)阻力全部發(fā)揮出來的時間比閉口樁的早。并且總體上閉口樁的外摩阻力比開口樁的大。這是由于土塞的存在，土塞與管樁內(nèi)壁產(chǎn)生的內(nèi)摩阻力分擔(dān)了一部分摩阻力，并且由于開口樁承載力的下降，才使得樁外側(cè)摩阻力更早的發(fā)揮出來。

圖5為樁內(nèi)側(cè)摩阻力隨深度的變化曲線，內(nèi)側(cè)摩阻力隨著深度的增大而增大。不同荷載作用下，內(nèi)側(cè)摩阻力變化較大發(fā)生在樁端附近。這是由于隨著荷載的增大，樁體的樁端阻力不斷增大。土塞底部由于樁端土體較大的反力使得相對位移增大，因此樁端附近的內(nèi)側(cè)摩阻力急劇增大。

比較圖3，圖5，樁的內(nèi)側(cè)摩阻力在加載初期較小，這是由于此時外側(cè)摩阻力發(fā)揮主要作用。隨著荷載的增大，樁端阻力不斷增大,才使得樁的內(nèi)側(cè)摩阻力逐漸發(fā)揮。當(dāng)摩阻力趨于穩(wěn)定變化時，外摩阻力是沿樁長全身發(fā)揮作用的，而內(nèi)摩阻力的發(fā)揮主要集中在樁的中下部，說明樁的側(cè)摩阻力主要由外摩阻力承擔(dān)?？傮w上，樁的內(nèi)側(cè)摩阻力比外側(cè)摩阻力小很多。但在加載后期，樁端附近內(nèi)摩阻力與外摩阻力相近，這是由于與外側(cè)摩阻力相比，大部分范圍內(nèi)土塞與樁的相對位移是彈性變形，發(fā)揮范圍有限。只有土塞底部由于樁端土體較大的反力使得相對位移急劇增大，土塞底部才會發(fā)生塑性滑移，內(nèi)摩阻力才會在樁端附近急劇增大。

2)樁端阻力。

圖6為樁端阻力變化曲線，由曲線可以看出，隨著荷載的增大，樁端阻力也隨著增加。并且開口樁的端阻力比閉口樁的小。與圖3相比較，樁端阻力比樁側(cè)摩阻力大，說明樁端阻力對樁的承載力發(fā)揮了很大的作用，而且隨著荷載的增大，這種比例在不斷加大。當(dāng)樁側(cè)摩阻力全部發(fā)揮出來后，繼續(xù)不斷加載后，樁側(cè)摩阻力會出現(xiàn)減小，樁端阻力會繼續(xù)增大，可以認為該樁為端承摩擦樁。

2.3 土塞受力分析

下面對在2 000 kN時土塞的受力進行分析。

由圖7可以看出，土塞的Z向位移均為負，說明土塞在加載過程中發(fā)生了軸向壓縮。土塞的上部位移大，下部位移小。土塞端部兩側(cè)的沉降比中心處的沉降大。從圖8可以看出，土塞底部的應(yīng)力較大，并且變化比較集中。這說明了土塞底部變形不均勻是由于樁端反力的增大而引起的。

從圖9可以看出，土塞的水平切應(yīng)力主要集中在土塞底部附近。土塞上部的切向應(yīng)力明顯比下部小，并且越靠近管樁一側(cè)值越大。表明隨著樁體荷載的不斷加大，樁與土體相互擠密，增大了土塞的水平應(yīng)力。隨著土塞受剪切作用不斷加強，這種剪切作用主要發(fā)生在土塞底部以及靠近管樁的一側(cè)。

3 結(jié)語

1)樁頂?shù)某两登€均呈陡降型。在樁頂荷載達到豎向極限承載力之前，閉口樁沉降均小于開口樁沉降。并且開口樁的豎向極限承載力比閉口樁的低。這說明由于土塞的存在，對管樁的承載力是不利的。

2)開口樁在加載初期，外側(cè)摩阻力發(fā)揮主要作用，其次是樁端阻力。隨著荷載的增大，內(nèi)側(cè)摩阻力也開始發(fā)揮作用。在樁側(cè)摩阻力全部發(fā)揮出來后，樁的承載力主要依靠樁端阻力來分擔(dān)。土塞與樁的相對位移大部分范圍為彈性變形，只有土塞底部附近由于樁端土體較大的反力使得相對位移急劇增大，土塞底部才會發(fā)生塑性滑移。

3)在加載過程中土塞主要發(fā)生了軸向壓縮變形。土塞端部附近的樁端應(yīng)力較大，引起了土塞端部變形的不均勻。并且越靠近樁壁處，土塞的位移和應(yīng)力越大。隨著土塞受剪切作用不斷加強，這種剪切作用主要發(fā)生在土塞底部以及靠近管樁的一側(cè)。

對于大直徑的PHC管樁，其土塞對管樁的作用機理，以及對管樁承載力和沉降的影響仍需進一步的探索研究。

[1] 葛 騰.PHC靜壓管樁土塞效應(yīng)的研究[D].沈陽：沈陽建筑大學(xué)，2013.

[2] 崔東東.遼沈地區(qū)預(yù)應(yīng)力高強混凝土(PHC)管樁受力性能分析[D].沈陽：沈陽建筑大學(xué)，2013.

[3] 謝永健,王懷忠,朱合華.軟黏土中PHC管樁打入過程中土塞效應(yīng)研究[J].巖土力學(xué)，2009(6)：1671-1675.

[4] 呂 黃,李 君,李 耕.大直徑PHC樁豎向承載力分布的試驗研究[J].水運工程，2009(8)：58-61.

[5] 邢皓楓,趙紅崴,徐 超，等.PHC管樁錘擊施工效應(yīng)分析[J].巖土工程學(xué)報，2009，31(8)：1209-1212.

[6] Orrje O.Effect of pile driving on soil properties[J].Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division，ASCE,1967，93(5)：59-73.

[7] 律文田，王永和，冷伍明，等.PHC管樁荷載傳遞的試驗研究和數(shù)值分析[J].巖土力學(xué)，2006，27(3)：466-470.

[8] 杜來斌.PHC管樁的土塞作用對承載力影響的研究[D].上海：上海大學(xué)，2006.

The finite element analysis of large diameter PHC pipe pile soil plug effect

YU Xin ZHAO Hui-qing

(InstituteofCivilEngineering,UniversityofScienceandTechnologyinLiaoning,Anshan114051,China)

In order to study the effect of soil plug on large diameter PHC pipe piles, set up the finite element model of open pile and closing pile with soil, in the case of fully considering the pile soil contact, undering vertical load, to obtaine the load transfer law of piles and soil, and the stress of the soil plug features. To provide the reference value of the study of large diameter PHC pipe pile soil plug effect.

large diameter PHC pipe pile, soil plug effect, finite element analysis, vertical load

1009-6825(2014)30-0069-03

2014-08-13

于 新(1970- )，男，副教授； 趙慧卿(1988- )，男，在讀碩士

TU473.1

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