馮建光,　何英萍

(蘇州大學(xué) 城市軌道交通學(xué)院, 江蘇 蘇州 215137)

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鋼管-水泥土組合樁的抗拔性能

馮建光,何英萍

(蘇州大學(xué) 城市軌道交通學(xué)院, 江蘇 蘇州 215137)

針對(duì)傳統(tǒng)抗拔樁承載能力的局限性,根據(jù)勁性攪拌樁施工及荷載傳遞特點(diǎn),提出鋼管-水泥土組合抗拔樁形式,并借助ANSYS數(shù)值模擬軟件,分析鋼管直徑及壁厚對(duì)組合樁承載能力及破壞模式的影響。結(jié)果表明:鋼管直徑對(duì)組合樁的抗拔性能影響顯著。鋼管直徑小于0.4 m時(shí)組合樁的承載力增幅很大,達(dá)到0.4 m時(shí)承載力接近極限值;鋼管直徑為0.3～0.4 m時(shí)組合樁破壞模式較合理。鋼管壁厚對(duì)組合樁的抗拔性能影響較小。壁厚為10 mm時(shí)組合樁的極限承載力增幅較大,鋼管壁厚宜取10 mm。鋼管壁厚不影響組合樁的破壞模式,破壞均發(fā)生在鋼管與外樁界面。該研究為改善水泥土攪拌樁的抗拔性能提供了參考。

鋼管-水泥土組合樁; 抗拔性; 有限元

抗拔樁即承受上拔力的樁基,是樁基礎(chǔ)的重要形式之一。隨著我國(guó)國(guó)民經(jīng)濟(jì)的發(fā)展和城市化進(jìn)程的加快,建(構(gòu))筑物承受上拔力的情況越來(lái)越多[1]。傳統(tǒng)意義上的抗拔樁為等截面設(shè)計(jì),作用機(jī)理是依靠樁身與土層的摩擦力來(lái)抵抗軸向拉力,因而其豎向抗拔能力十分有限。等截面抗拔樁的破壞模式主要有樁身材料破壞、樁周土體剪切破壞兩種。對(duì)于傳統(tǒng)意義上的等截面抗拔樁而言,由于其樁身材料強(qiáng)度較高且樁身與樁周土未能有效結(jié)合,抗拔極限承載力僅取決于樁土界面的極限摩阻力,破壞界面發(fā)生在樁土界面上,樁身材料的作用因得不到充分發(fā)揮而造成浪費(fèi)[2-3]。

勁性攪拌樁由水泥土攪拌樁、芯樁兩部分組成,芯樁可由鋼筋混凝土、混凝土、鋼材等材料組成。勁性攪拌樁利用較大的比表面積提供摩阻力,利用高強(qiáng)度的樁芯承擔(dān)上部荷載,理論上這是一種經(jīng)濟(jì)有效的軟土地基處理方法,并且繼承了水泥土攪拌樁施工中的各種優(yōu)點(diǎn),因而其應(yīng)用前景更為廣泛[4]。

鑒于此,筆者提出在水泥土樁中插入圓鋼管的方法,并分析鋼管直徑及壁厚對(duì)組合樁承載能力及破壞模式的影響,以實(shí)現(xiàn)樁身強(qiáng)度和樁周(端)土承載力的良好匹配,充分發(fā)揮組合樁的抗拔性能。

1　組合樁的荷載傳遞機(jī)理與破壞模式

1.1傳遞機(jī)理

在上拔荷載作用下,鋼管-水泥土組合樁中的鋼管與內(nèi)、外水泥土(以下簡(jiǎn)稱內(nèi)、外樁)界面，組合樁與土之間均存在相對(duì)位移和剪切。因此,組合樁的荷載傳遞機(jī)理比單一材料抗拔樁的荷載傳遞機(jī)理要復(fù)雜得多。當(dāng)上拔荷載逐步作用于鋼管時(shí),鋼管受到拉伸而產(chǎn)生相對(duì)于內(nèi)、外樁向上的位移,同時(shí),鋼管受到內(nèi)、外樁所提供的向下摩阻力。組合樁在為鋼管提供向下摩阻力的同時(shí),其樁身將產(chǎn)生相對(duì)于樁周土體向上的位移,外樁與土之間也將產(chǎn)生摩阻力。1.2破壞模式

鋼管-水泥土組合樁由鋼管與水泥土共同受力,其極限承載力與鋼管、水泥土、樁周土本身的材料性質(zhì)及相互間接觸面的性質(zhì)直接相關(guān),故其破壞模式較均質(zhì)材料樁要復(fù)雜得多。影響勁性攪拌樁單樁極限承載力的因素有鋼管材料抗拉強(qiáng)度、鋼管與水泥土接觸面的極限側(cè)摩阻力、水泥土攪拌樁樁身材料抗拉強(qiáng)度、水泥土與土接觸面的極限側(cè)摩阻力、土體材料抗拉強(qiáng)度五種。

針對(duì)以上五種影響因素,從理論角度分析,軟黏土地基中的勁性攪拌樁在上拔荷載作用下存在五種破壞模式:

(1)由于樁身材料強(qiáng)度較高,且插入水泥土中的鋼管較長(zhǎng),上部鋼管達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí),無(wú)法繼續(xù)承載上部荷載并傳遞給樁身,如圖1a所示。但因鋼材強(qiáng)度比水泥土高,故一般不會(huì)出現(xiàn)此種破壞。

(2)由于鋼管截面積較小且長(zhǎng)度較短,鋼管與水泥土接觸面所能提供的摩阻力也相對(duì)較小,鋼管相對(duì)水泥土產(chǎn)生較大位移,表現(xiàn)為拔出破壞,如圖1b所示。

(3)由于水泥土本身強(qiáng)度較低,且鋼管與水泥土黏結(jié)較好,鋼管將水泥土帶出,如圖1c所示。

(4)鋼管直徑很大且與水泥土黏結(jié)很好,當(dāng)上拔力很大時(shí),樁周土與樁體無(wú)法協(xié)同工作,導(dǎo)致樁體從土中拔出,如圖1d所示。

(5)樁周土體抗剪性能較差,樁身材料抗拉強(qiáng)度較大,導(dǎo)致土體發(fā)生倒錐形剪切破壞,如圖1e所示。

圖1　鋼管-水泥土組合樁的五種破壞模式

如前所述,圖1a、1c兩種破壞模式出現(xiàn)的可能性較小,文中不予考慮。其他破壞模式既可能單獨(dú)發(fā)生,也可能以某種組合的形式發(fā)生,比較理想的破壞模式為,以最經(jīng)濟(jì)的形式充分利用各種材料的強(qiáng)度,使水泥土-土和鋼管-水泥土界面的摩阻力得到充分發(fā)揮,形成整體承載力最佳組合。

文獻(xiàn)[5]已對(duì)不同長(zhǎng)度(6、8、10 m)圓鋼管的組合樁抗拔性能作了數(shù)值模擬分析。文中借助ANSYS有限元分析軟件,研究圓鋼管直徑及壁厚兩個(gè)因素對(duì)鋼管-水泥土組合樁承載力的影響。

2　單樁有限元模擬

2.1計(jì)算模型

文中采用ANSYS三維有限元軟件進(jìn)行模擬。計(jì)算區(qū)域的范圍擬定為水平方向6 m(樁徑的20倍),垂直方向25 m(樁長(zhǎng)的2.5倍)。水泥土內(nèi)芯、樁體、土體均采用SOLID45單元?jiǎng)澐?。土體、水泥土采用D-P模型,內(nèi)芯采用彈性模型,具體材料參數(shù)見(jiàn)表1。內(nèi)芯與水泥土、水泥土與周圍土體之間的接觸面采用面面接觸單元。

表1　材料參數(shù)

2.2模擬方案

采用ANSYS軟件模擬鋼管與水泥土的不同工況,研究鋼管直徑、鋼管壁厚對(duì)組合樁承載能力的影響。模擬方案中絕對(duì)不變因素有土體的性質(zhì),水泥土樁樁長(zhǎng)(10 m)、樁徑(0.6 m),鋼管長(zhǎng)度(6 m),水泥土摻入比(15%),鋼管不圓度?？勺円蛩貫殇摴苤睆?D)、鋼管厚度(d)。模擬方案如下:

(1)鋼管壁厚取5 mm,鋼管直徑分別選取0.1、0.2、0.3、0.4、0.5 m五種。

(2)鋼管直徑取0.3 m,鋼管壁厚分別取5、10、20、30 mm四種。

3　結(jié)果分析

3.1鋼管直徑對(duì)組合樁抗拔承載性能的影響

3.1.1組合樁的荷載與位移分布

鋼管直徑不同時(shí)組合樁的上拔荷載(p)-上拔位移(s)曲線如圖2所示。

圖2　鋼管直徑不同時(shí)的荷載-位移曲線

圖2顯示,在加載初期階段,各種工況下的鋼管頂部位移均呈線性增加,荷載-位移曲線的斜率基本保持不變。鋼管直徑對(duì)組合樁極限承載能力的影響很大,總的變化趨勢(shì)是先增大后減小,直徑為0.3m時(shí)影響最大。

由圖3、4可以看出,隨著鋼管直徑的增加,極限荷載(pm)先增大后減小,但極限承載力(Fm)卻一直保持增長(zhǎng),這主要是由加載面積變化引起的。后一級(jí)鋼管直徑較前一級(jí)的極限承載力分別提高了309.900%、136.400%、18.300%和0.491%。分析以上數(shù)據(jù)可知,隨著鋼管直徑的增加,極限承載力的增加幅度逐漸放緩,當(dāng)直徑達(dá)到0.5m時(shí)其對(duì)極限承載力的提高已無(wú)明顯貢獻(xiàn)。鋼管直徑為0.4m時(shí)組合樁的承載力接近極限值,繼續(xù)增大直徑對(duì)組合樁承載力的貢獻(xiàn)很小,因而建議鋼管直徑取0.3～0.4m。

圖3　極限荷載隨鋼管直徑的變化情況

圖4　極限承載力隨鋼管直徑的變化情況

由圖5可見(jiàn),后一級(jí)鋼管直徑較前一級(jí)的極限位移(sm)分別提高了178.1%、169.3%、124.0%和10.2%。直徑小于0.4m時(shí),極限位移增幅很大;直徑大于0.4m時(shí),極限位移維持穩(wěn)定。其變化趨勢(shì)與極限荷載的變化趨勢(shì)基本一致。

圖5　極限位移隨鋼管直徑的變化情況

3.1.2組合樁的破壞模式

圖6為組合樁上拔荷載(p)-豎向位移(s1)曲線。當(dāng)內(nèi)樁與鋼管的曲線斜率基本保持不變時(shí),說(shuō)明內(nèi)樁已經(jīng)破壞,僅靠自重提供反力。

圖6　不同鋼管直徑時(shí)組合樁荷載-位移曲線

由圖6a～6c可見(jiàn),外樁的豎向位移隨著上拔荷載的增加而增加,但在加載至破壞時(shí),其豎向位移變化并未與鋼管位移保持一致,且樁周土的豎向位移并未因組合樁破壞而繼續(xù)增加,這說(shuō)明組合樁的破壞界面在鋼管與外樁的接觸面上。由圖6d、6e可見(jiàn),組合樁加載至破壞時(shí),內(nèi)、外樁的位移均隨著鋼管位移的急劇增加而增加,且樁周土的豎向位移并未因組合樁破壞而繼續(xù)增加,這說(shuō)明組合樁的破壞界面在外樁與樁周土的接觸面上。3.2鋼管壁厚對(duì)組合樁抗拔承載性能的影響

3.2.1組合樁的荷載與位移分布

鋼管壁厚不同時(shí)組合樁的上拔荷載(p)-上拔位移(s)曲線如圖7所示?？梢钥闯?每條曲線的變化趨勢(shì)相似,但在曲線斜率上有較大變化。

圖7　鋼管壁厚不同時(shí)的荷載-位移曲線

組合樁的極限荷載隨著鋼管壁厚(d)的變化情況如圖8所示。由圖可見(jiàn),組合樁的極限荷載隨著壁厚的增加而減小。這是由于加載截面面積變化較大,導(dǎo)致組合樁的極限荷載隨著鋼管壁厚增加而減小,但其極限承載力變化不大。

圖8　極限荷載隨鋼管壁厚的變化情況

圖9為鋼管壁厚不同時(shí)組合樁的極限承載力曲線。圖中顯示,后一級(jí)鋼管壁厚較前一級(jí)的極限承載力分別提高了12.20%、6.22%和4.02%。鋼管壁厚為10mm時(shí),極限承載力增加。其主要原因是,在受拉作用下鋼管的徑向變形減小,從而影響鋼管與外樁接觸面的側(cè)壓力,提高了外樁的側(cè)摩阻力。此外,鋼管本身自重也有增加,但當(dāng)鋼管壁厚增加至20、30mm時(shí),極限承載力的增加主要由鋼管自重提供。由此可見(jiàn),鋼管壁厚為5mm時(shí),對(duì)外樁承載能力有一定的影響;壁厚為10mm時(shí),鋼管自身的材料性能已經(jīng)充分發(fā)揮,繼續(xù)增加壁厚只能造成材料浪費(fèi)。

圖9　極限承載力隨鋼管壁厚的變化情況

圖10顯示了極限位移隨著鋼管壁厚的變化情況。由圖7、10可以看出,鋼管壁厚由5mm變化到30mm時(shí),極限上拔位移變化很小,在90mm附近波動(dòng),相差僅為5mm。因而壁厚對(duì)極限位移的影響很小。

圖10　極限位移隨鋼管壁厚的變化情況

3.2.2組合樁的破壞模式

圖11為鋼管壁厚不同時(shí)組合樁上拔荷載(p)-豎向位移(s1)曲線。由圖中四條曲線的相互關(guān)系,可以判斷其臨界破壞形式。內(nèi)樁與鋼管的曲線斜率基本保持不變,說(shuō)明內(nèi)樁已經(jīng)破壞,僅靠自重提供反力。外樁的豎向位移隨著上拔荷載的增加而增加,但加載至破壞時(shí),其豎向位移并未與鋼管位移保持一致,且樁周土豎向位移亦未因組合樁破壞而繼續(xù)增加,這說(shuō)明組合樁的破壞界面在鋼管與外樁的接觸面上。由此可知,鋼管壁厚對(duì)組合樁的破壞模式基本沒(méi)有影響。

圖11　不同鋼管厚度時(shí)組合樁荷載-位移曲線

4　結(jié)　論

(1)鋼管-水泥土組合樁的主要受力構(gòu)件為鋼管,在各種破壞模式下鋼管均未達(dá)到屈服強(qiáng)度,其主要破壞模式為鋼管-樁、樁-土界面的破壞。

(2)鋼管直徑對(duì)組合樁的抗拔性能影響顯著。鋼管直徑小于0.4m時(shí)承載力增幅很大;達(dá)到0.4m時(shí)承載力接近極限值。鋼管直徑小于0.3m時(shí)組合樁的破壞界面為鋼管與外樁的接觸面;鋼管直徑大于0.4m時(shí)破壞界面為外樁與樁周土的接觸面。為使鋼管、水泥土和樁周土三種材料性能充分發(fā)揮,達(dá)到最佳破壞模式,鋼管直徑宜為0.3～0.4m。

(3)鋼管壁厚對(duì)組合樁的抗拔性能影響較小。壁厚為10mm時(shí)極限承載力增幅較為顯著。考慮到鋼管的徑向變形對(duì)外樁承載力的影響,建議鋼管壁厚取10mm。鋼管壁厚不影響組合樁的破壞模式,破壞均發(fā)生在鋼管與外樁界面。

[1]《樁基工程手冊(cè)》編委會(huì). 樁基工程手冊(cè)[M]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 1996: 8-9.

[2]騰智明, 張惠英. 混凝土結(jié)構(gòu)及砌體結(jié)構(gòu)[M]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 1995: 10-11.

[3]史佩棟. 實(shí)用樁基工程手冊(cè)[M]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 1999: 181.

[4]柳博鵬. 勁性攪拌樁分別在豎向和水平荷載作用下承載性能的試驗(yàn)研究[D]. 天津: 天津大學(xué), 2006.

[5]羅太安, 馮建光, 安文東. 鋼管-水泥土組合樁抗拔性能有限元分析[J]. 黑龍江科技學(xué)院學(xué)報(bào),2010, 20(5): 350-352.

[6]楊洋, 于廣云, 安文東， 等. 加勁高壓旋噴樁抗拔性能有限元分析[J]. 黑龍江科技學(xué)院學(xué)報(bào), 2009, 19(2): 121-124.

[7]吳雄志， 賈志剛， 涂兵雄. 水泥土樁荷載傳遞性狀的數(shù)值分析[J]. 河北工程大學(xué)學(xué)報(bào)： 自然科學(xué)版， 2007(1)： 4-7.

(編輯荀海鑫)

Effect of steel pipe on withdrawal resistance capacity of steel-cement composite pile

FENGJianguang,HEYingping

(School of Urban Rail Transpotration, Soochow University, Suzhou 215137, China)

Aimed at addressing the limited bearing capacity inherent in conventional uplift piles, this paper proposes a steel-cement composite pile, a new combination building on the behavior of structure and load transfer in reinforced mixing piles. The paper goes further into an analysis of the effects of steel pipe diameter and thickness on the composite pile bearing capacity and failure modes, using numerical simulation software ANSYS. The analysis finds that steel pipe diameter exerts a significant effect on the withdrawal resistance behavior of composite piles, as is demonstrated when a steel pipe with a diameter of less than 0.4 m, provides a significant increase in bearing capacity of composite piles; a steel pipe with a diameter of up to 0.4 m gives composite piles the bearing capacity close to the limit; and a steel pipe with a diameter ranging from 0.3 to 0.4 m affords a more reasonable failure mode. Pipe wall thickness has a less effect on withdrawal resistance performance, as is evidenced by the fact that a 10 mm-thick pipe wall provides a greater increase in the ultimate bearing capacity, suggesting that a pipe wall thickness is set to be 10 mm. Pipe wall thickness produces no effect on the failure mode, due to the damage occurring only in the interface between steel pipe and the outer pile. This paper may serve as a reference for improving the performance of reinforced composite pile.

steel-cement composite pile; withdrawal resistance; finite element

2013-11-28

馮建光(1984-),男,山東省棗莊人,助理實(shí)驗(yàn)師,碩士,研究方向:巖土工程,E-mail:306482311@qq.com。

10.3969/j.issn.2095-7262.2014.03.018

TU473.1

2095-7262(2014)03-0306-06

A