張大帥，王千星，夏溪岑，趙紅華

(1.大連理工大學，工業(yè)裝備與結(jié)構(gòu)分析國家重點實驗室，遼寧 大連 116024；2.大連理工大學 工程力學系，遼寧 大連 116024；3.中建港航局集團有限公司，上海 200433)

近年來，隨著港口碼頭、海上鉆井平臺、大型輸電線路以及橋梁的快速發(fā)展，斜樁在這些工程中得到了許多應用[1]。同時國內(nèi)外的研究人員對斜樁的水平荷載特性越來越重視，眾多學者通過樁身傾角、樁長、樁徑、水平荷載、豎向荷載、錘擊能、沉降、模型試驗等各種工況對斜樁進行了廣泛的研究[2-4]。目前，斜樁在國內(nèi)外實際工程中已經(jīng)廣泛應用，為了進一步推廣斜樁在工程中的使用，還需要對斜樁的力學性能進行研究，尤其是樁頭在錘擊過程中易出現(xiàn)斷裂的情況，這對于節(jié)約工程成本以及斜樁的發(fā)展具有重要意義[5-6]。

國內(nèi)外學者對于斜樁的研究取得了一定的成果。Poulos[7]對斜樁樁組的沉降、橫向荷載、豎向荷載和彎矩進行了研究，在沒有地面運動的情況下，樁組的斜樁可以提高水平承載力的性能，減少沉降和側(cè)向撓度，還可以減少樁的垂直載荷和樁頭力矩。Sharma等[8]通過在垂直和橫向荷載條件下對不同長徑比、不同傾角的微型樁進行了模型試驗，發(fā)現(xiàn)垂直荷載和橫向荷載都隨長徑比的增加而增加，將4個不同傾角(0°、15°、30°、45°)的斜樁置于豎向荷載作用下，通過試驗觀察得出在最大傾斜角處的豎向位移最小。Sastry等[9]研究了樁在黏土中受垂直偏心和中心傾斜荷載的情況，使用等效剛度樁的有效嵌入深度的概念估算柔性樁的彎矩和樁身上部的側(cè)向土壓力，并通過現(xiàn)場案例進行比較來驗證該方法的合理性。徐江等[10]結(jié)合東海大橋海上風電場工程通過使用ABAQUS軟件分別對直樁和斜樁的樁頂進行加載模擬，有限元計算和現(xiàn)場試驗表明直樁的豎向極限荷載大于傾角為12°斜樁的豎向極限荷載，并且斜樁在豎向荷載的作用下，正斜樁的沉降范圍和沉降值大于負斜樁。

綜上所述，國內(nèi)外學者對樁基礎進行了大量的研究，大部分是研究普通樁基礎在靜力作用下的響應，對于斜樁的動力響應研究較少，尤其缺少預應力空心斜方樁的動力響應研究，且在工程實踐中仍存在著許多問題，需要進一步完善和發(fā)展。所以，預應力空心斜方樁在錘擊打樁過程中的動力響應研究是目前巖土工程領域的重要問題之一。本文根據(jù)實際工程情況，研究預應力空心斜方樁的動力打樁響應問題。

1 工程概況

上海某港池工程的北護岸采用單錨板樁結(jié)構(gòu)，在北護岸范圍內(nèi)，由南向北布置3排鉆孔灌注樁、3排直樁、3排斜樁，其中斜樁的斜率主要為5.5:1和5:1兩種，其中預制空心方樁的設計樁長主要為50和60 m，在現(xiàn)場每根樁被分成了4節(jié)樁(例如50 m的樁分為10 m+10 m+15 m+15 m)，樁的邊長為0.5 m，樁的空心內(nèi)徑為0.15m，在錘擊斜樁(傾角為12°)的施工過程中，第3和第4節(jié)樁的樁頭均出現(xiàn)了斷裂的情況(樁入土30～40 m和40～50 m時樁頂易出現(xiàn)破損現(xiàn)象，土中接頭處沒有出現(xiàn)異常)，為了分析樁頭出現(xiàn)斷裂的原因，進行有限元數(shù)值模擬和現(xiàn)場實際監(jiān)測的研究工作。實際監(jiān)測選用的樁號是N1-9F。

從上而下土層分布依次為素填土、粉質(zhì)黏土、灰質(zhì)粉土和砂質(zhì)粉土。素填土的平均貫入阻力為0.95 MPa，平均標準貫入擊數(shù)為7.8擊；粉質(zhì)黏土的平均貫入阻力為1.15 MPa，平均標準貫入擊數(shù)為5.3擊；灰質(zhì)粉土的平均貫入阻力為1.54 MPa，平均標準貫入擊數(shù)為11.2擊；砂質(zhì)粉土的平均貫入阻力為5.69 MPa，平均標準貫入擊數(shù)為20.7擊；沉樁過程中4根斜樁的最后10擊的平均貫入度分別為152、63、46、37 mm/擊，土的其他參數(shù)見表1。沉樁錘擊設備為ZJ150型步履式打樁機，打擊頻率為0.5～1.8 Hz，整機質(zhì)量為67 t，工程中實際使用的樁錘質(zhì)量為10 t，在樁錘距離樁頂?shù)母叨葹?.4 m進行錘擊。

表1 土的主要地層參數(shù)

2 有限元數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值建模

根據(jù)巖土工程勘察報告提供的地質(zhì)情況進行三維有限元建模。模型中的土體采用長為50 m、寬25 m、高100 m的對稱模型，土體的參數(shù)采用表1的參數(shù)進行屬性分配?，F(xiàn)場采用的樁為預應力空心方樁，在三維模型中樁的尺寸為表面邊長0.5 m、內(nèi)徑為0.15 m的空心矩形，第1和第2節(jié)樁的樁長均為10 m，第3和第4節(jié)樁的樁長均為15 m，整根樁的總長度為50 m。基本模型如圖1所示。

圖1 斜樁錘擊貫入的三維有限元模型

2.2 計算模型

為了節(jié)省計算時間，采用1/2土體對稱模型對預應力空心斜方樁進行動力響應計算，土體采用摩爾庫侖本構(gòu)模型，土體單元為歐拉單元，單元類型為EC3D8R；預應力混凝土空心斜方樁采用的是實體單元，單元類型為三維實體八節(jié)點減縮積分(C3D8R)；樁與土采用有限滑動接觸，法向作用為硬接觸，切向為罰函數(shù)，摩擦系數(shù)取0.2。樁身采用的是C80混凝土，樁的密度為2.5 t/m3，彈性模量為38 GPa，泊松比為0.25；土體與樁體都采用六面體結(jié)構(gòu)單元劃分，靠近樁體附近的土體網(wǎng)格較密，總共劃分為33.578 3萬個單元。現(xiàn)場錘擊919次將4節(jié)樁打入土體，樁錘距離樁頂?shù)母叨葹?.4 m，因地層的不同，在錘擊樁的過程中，為了讓樁更好地貫入土里，樁錘的頻率隨著樁深的增加而變大，從而每節(jié)樁的錘擊荷載也變大[11]。沉樁過程可以分為兩個階段：第1階段為錘擊樁的過程；第2階段為樁受到樁錘的能量在土中貫入的過程，當樁錘以速度v沖擊樁頂時，樁頂受到的沖擊力[12]可表示為：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：k為樁墊的彈簧剛度；m為樁錘的質(zhì)量，取10 t；EA為樁的抗壓剛度；c為在樁身傳播的應力波波速；E為樁的彈性模量；ρ為樁身的密度。

為了簡化計算，通過三角形荷載簡化錘擊荷載[13]，每節(jié)樁進行錘擊一個周期，錘擊荷載如圖2所示。

圖2 荷載-時間曲線

3 現(xiàn)場試驗

在現(xiàn)場發(fā)現(xiàn)樁出現(xiàn)斷裂的位置大部分是在第3和第4節(jié)樁的樁頭位置處(樁入土30～40 m和40～50 m時，樁頂易出現(xiàn)破損現(xiàn)象)，一般是樁頂沿樁身方向開裂，而且內(nèi)壁和外壁同時開裂，大約在樁頂?shù)?0 cm左右開始延伸。為了找到樁頭斷裂的原因，通過在樁頭安裝應變片，在沉樁的過程中對樁頭50 cm位置處進行應變測量，應變片的安裝設計位置如圖3所示。應變片貼成90°應變花的形式，左側(cè)面的應變片編號為1#、2#，正面的應變片的編號為3#、4#，右側(cè)面的應變片的編號為5#、6#(1#、3#、5#應變片測拉應變，2#、4#、6#應變片測壓應變)；現(xiàn)場應變片傳感器分別通過520膠水、AB膠水、防水膠進行固定以及保護，導線拉直后通過環(huán)氧樹脂膠進行保護，如圖4所示。利用萬用表檢測是否存在斷路等問題，檢測通過后使用動態(tài)采集儀DH3820采集打樁過程中樁頂?shù)膽儭?/p>

圖3 應變片位置

圖4 應變片保護

4 試驗結(jié)果與有限元對比分析

利用采集到的應變數(shù)據(jù)繪制整個錘擊樁過程的應變曲線，每節(jié)樁的一個峰值周期的應變曲線見圖5～8。

圖5 第1節(jié)樁的應變曲+線

當樁錘錘擊樁頂時，樁頂?shù)睦瓚兒蛪簯兯查g增大，當樁錘離開樁頂時，樁頂處的拉應變和壓應變的數(shù)值降低，整個錘擊過程中，拉應變和壓應變呈現(xiàn)三角形的趨勢。第1節(jié)樁在錘擊過程中的最大拉應變?yōu)?0×10-6，最大壓應變?yōu)?60×10-6；第2節(jié)樁在錘擊過程中的最大拉應變?yōu)?0×10-6，最大壓應變?yōu)?40×10-6；第3節(jié)樁在錘擊過程中的最大拉應變?yōu)?2×10-6，最大壓應變?yōu)?60×10-6；第4節(jié)樁在錘擊過程中的最大拉應變?yōu)?0×10-6，最大壓應變?yōu)?20×10-6。樁頂處的拉應變和壓應變隨著樁的節(jié)數(shù)增加也在增大。

圖6 第2節(jié)樁的應變曲線

圖7 第3節(jié)樁的應變曲線

圖8 第4節(jié)樁的應變曲線

根據(jù)圖2的荷載對每節(jié)樁的樁頂進行錘擊數(shù)值模擬，因每節(jié)樁在錘擊過程中模擬的結(jié)果與監(jiān)測到的1#、3#、5#應變片與2#、4#、6#應變片的應變峰值基本接近，所以有限元數(shù)值模擬只提取每節(jié)樁3#應變片的拉應變和4#應變片的壓應變，曲線如圖9所示。

圖9 每節(jié)樁的應變曲線

不改變模型的尺寸，僅改變樁錘質(zhì)量和樁錘高度進行優(yōu)化模擬，樁錘的質(zhì)量從10 t提高到12 t，通過將樁錘的高度從1.4 m降低至1.0 m間接地改變樁錘的錘擊頻率、錘擊速度和沖擊力進行模擬，得到優(yōu)化后的樁頂拉應變和壓應變曲線如圖10所示。

圖10 優(yōu)化后樁頂應變曲線

將監(jiān)測到的每節(jié)樁樁頂?shù)睦瓚兒蛪簯兊姆逯蹬c按照現(xiàn)場實際情況(樁錘10 t、樁錘距離樁頂1.4 m)進行有限元模擬的以及優(yōu)化之后(樁錘12 t、樁錘距離樁頂1 m)的峰值進行對比，如圖11所示。

圖11 監(jiān)測與模擬的樁頂應變峰值對比

保持模型尺寸不變，樁錘質(zhì)量為10 t，樁錘距離樁頂高度為1.4 m，僅改變樁身傾角進行模擬對比分析，樁身傾角分別為0°、6°、12°，得到不同斜度的樁頂拉應變和壓應變的峰值隨樁節(jié)數(shù)的變化曲線，如圖12所示。

圖12 不同樁身傾角時樁頂應變峰值對比

通過ABAQUS對錘擊力作用下樁頂動力響應的仿真模擬間接研究了錘擊頻率、錘擊速度對樁頂應變的影響，通過與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)進行對比分析，可以得出：

1)將圖9b)、圖10b)與圖5 b)、圖6 b)、圖7 b)、圖8 b)進行對比，發(fā)現(xiàn)在錘擊每節(jié)樁的樁頂時，監(jiān)測到每節(jié)樁的最大壓應變與數(shù)值模擬的最大壓應變比較接近，通過圖11b)發(fā)現(xiàn)：隨著樁節(jié)數(shù)的增加，樁錘錘擊頻率的增加，間接導致錘擊的速度增大，錘擊力增加，樁身的壓應變也隨之增大，第4節(jié)樁的壓應變最大，最大值達到320×10-6?；炷恋臉O限壓應變3 000×10-6，實際工況的壓應變遠小于極限壓應變。

2)將圖9a)、圖10a)與圖5a)、圖6a)、圖7a)、圖8a)進行對比，發(fā)現(xiàn)在錘擊每節(jié)樁的樁頂時，每節(jié)樁的最大拉應變的監(jiān)測值與有限元模擬的拉應變的峰值比較接近，通過圖11a)發(fā)現(xiàn)：隨著樁節(jié)數(shù)的增加，樁錘錘擊頻率的增加，間接導致錘擊的速度增大，錘擊力增加，樁身的拉應變也隨之增大，最大拉應變達到90×10-6?；炷恋臉O限拉應變?yōu)?00×10-6，實際工況中監(jiān)測到的拉應變趨近于混凝土的極限拉應變，容易導致樁頂受拉破壞。

3)通過圖11發(fā)現(xiàn)適當增加樁錘的質(zhì)量，降低樁錘到樁頂?shù)母叨?，在錘擊過程中樁頂?shù)膽兎逯涤兴档汀?/p>

4)通過對不同傾角0°、6°、12°的斜樁進行錘擊模擬，從圖12可看出，同等錘擊荷載作用下，隨著斜度的增加，斜樁的拉應變和壓應變也隨之增大，12°傾角產(chǎn)生的拉應變與壓應變峰值最大。

5 結(jié)論

1)通過有限元數(shù)值模擬把樁錘的沖擊力等效成三角荷載，分析得到的拉應變與時間的曲線峰值以及壓應變與時間的曲線峰值和現(xiàn)場試驗監(jiān)測的值非常接近，從而證明采用此方法模擬沉樁過程是合理的。

2)通過進行10 t樁錘、樁錘距離樁頂1.4 m與將樁錘質(zhì)量增加到12 t、樁錘到樁頂?shù)木嚯x降低到1 m進行優(yōu)化對比分析，表明采用12 t的樁錘、樁錘距離樁頂1 m時可以降低樁頂?shù)膽儭?/p>

3)通過對不同傾角0°、6°、12°的斜樁進行錘擊模擬，同等錘擊荷載作用下，隨著斜度的增加，斜樁的拉應變和壓應變也增加，12°傾角產(chǎn)生的拉應變與壓應變峰值最大。實際工程中可通過降低樁身傾角來降低樁頂破損的可能性。