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    層狀地基中大直徑鋼管樁承載力數(shù)值分析

    2024-04-22 09:30:08巴蛟龍汪志翔吳永強(qiáng)王其祥
    廣東土木與建筑 2024年3期
    關(guān)鍵詞:管樁塑性樁基

    巴蛟龍,汪志翔,吳永強(qiáng),王其祥,戎 葛

    (中鐵七局集團(tuán)(惠州)工程建設(shè)有限公司 廣東惠州 516000)

    0 引言

    巖土工程的日益發(fā)展,工程規(guī)模越來越大并且需求多、工期短。開口大直徑管樁被越來越多的采用在港口、大跨度橋梁等大型工程中。管樁在連續(xù)貫入的過程中,伴隨著樁周土顆粒的破碎,引起周圍土體的應(yīng)力場重分布并發(fā)生變形。相較于小直徑管樁貫入,大直徑管樁極限承載力在土體中的擴(kuò)散范圍更廣。且由于大直徑管樁貫入深度更深,會(huì)遇到黏土層下臥砂土層的工況,管樁極限承載力響應(yīng)更為復(fù)雜。相比于現(xiàn)場測試和室內(nèi)試驗(yàn),數(shù)值模擬的研究方法更為經(jīng)濟(jì)高效。

    針對連續(xù)貫入引起土體大變形,數(shù)值模擬中通常采用任意拉格朗日-歐拉(ALE)方法[1-2]、基于小應(yīng)變的網(wǎng)格重劃分和插值技術(shù)(RITSS)[3-4]、物質(zhì)點(diǎn)法(MPM)[5-6]和耦合歐拉-拉格朗日(CEL)法[7-8]來進(jìn)行三維模擬。其優(yōu)缺點(diǎn)如表1所示。

    表1 大變形模擬方法優(yōu)缺點(diǎn)Tab.1 Advantages and Disadvantages of Large Deformation Finite Element Calculation Technology

    CEL法原理如下:對剛度較大的材料采用拉格朗日體模擬,將剛度較小容易變形的材料模擬為歐拉體。CEL法在網(wǎng)格變形之后,網(wǎng)格不需要進(jìn)行重新劃分,而是將變量映射到原有的網(wǎng)格上,歐拉網(wǎng)格保持不變,材料可以在網(wǎng)格單元中“自由流動(dòng)”,避免了因出現(xiàn)網(wǎng)格畸變而造成的數(shù)值不穩(wěn)定。CEL法中將黏土層模擬為歐拉體,在網(wǎng)格中“自由流動(dòng)”的效果契合貫入過程中的大變形情況。

    1 管樁承載力計(jì)算

    我國現(xiàn)行規(guī)范中關(guān)于樁基承載力的計(jì)算方法大致可分為四類:

    ⑴理論公式法。計(jì)算深基礎(chǔ)承載力的經(jīng)典理論有:太沙基承載力理論、別列柴策夫公式等。梁超等人[9-10]研究發(fā)現(xiàn)太沙基公式充分考慮了邊載對樁基承載力的貢獻(xiàn),計(jì)算結(jié)果明顯高于CAWAP動(dòng)測結(jié)果,相對誤差達(dá)到了1 794.2%其中邊載貢獻(xiàn)超過90%以上;當(dāng)樁端進(jìn)入砂性土層時(shí),別列柴策夫法計(jì)算的結(jié)果以17.4%的誤差最接近動(dòng)測結(jié)果。

    ⑵對樁端土體抗剪強(qiáng)度加以修正。VESIC[11]提出了一種基于小孔擴(kuò)張理論的承載力計(jì)算方法,其公式為q=NcSu,其中Nc為樁基阻力系數(shù),美國石油協(xié)會(huì)(API)取Nc=9.0,以樁端土體的不排水抗剪強(qiáng)度為基礎(chǔ)確定單位樁基承載力[12],目前廣泛應(yīng)用于海上樁基工程中。

    ⑶基于原位靜力觸探試驗(yàn)(CPT/CPTU)的結(jié)果,結(jié)合樁端以下一定范圍的平均錐尖阻力以及該范圍土體力學(xué)參數(shù)加以修正得出。LEHANE[13]根據(jù)室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果,提出考慮范圍采用樁端以下20倍樁壁厚的區(qū)域。

    ⑷結(jié)合樁端以上和以下一定范圍的平均錐尖阻力以及該范圍土體力學(xué)參數(shù)加以修正得出。由于確定樁端阻力擴(kuò)散范圍的研究不明悉,不同學(xué)者計(jì)算樁基阻力時(shí)對錐體貫入阻力影響范圍取值不同,導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果存在差異。SCHMERTMANN[14]提出平均錐尖阻力影響范圍為樁端以上8D至樁端以下0.7D~4D;ICP[15]和LCPC[16]采用樁端上下1.5D的深度范圍。

    不同方法計(jì)算的樁基承載力存在差異,具體計(jì)算結(jié)果取決于所選方法以及所選的土層范圍。承載力又分為側(cè)摩阻力和樁端阻力,由于管樁內(nèi)外壁均與土體摩擦接觸,故管樁中的側(cè)摩阻力更為復(fù)雜[17-20],本文采用數(shù)值模擬進(jìn)行研究。

    2 工程概況

    本文以廣東惠州某鋼箱坦拱橋工程為例,全橋呈西-東走向,橋梁段總長273 m。橋型為單跨上承式鋼箱坦拱橋,主拱用鋼箱拱肋,橋面采用正交異性鋼橋面鋪裝。

    依據(jù)勘查成果,現(xiàn)場樁埋入深度所涉及的土種類主要為:①粉質(zhì)黏土,灰黃色,軟可塑,切面較光滑,干強(qiáng)度及韌性中等;局部分布,多呈透鏡體;層厚2.80~15.60 m;②粗砂、礫砂,灰黃色,飽和,稍密,含少量黏粒,級配良好;局部分布,層厚0.40~20.10 m。

    施工時(shí)需先在預(yù)計(jì)鋪設(shè)橋梁兩側(cè)搭設(shè)臨時(shí)鋼棧橋,并做好土袋圍堰。在兩岸組裝門式起重機(jī)。通過鋼棧橋打入支撐鋼箱梁用鋼管樁。而后搭設(shè)鋼管樁平臺、焊接風(fēng)撐、預(yù)壓。在成橋之后拆除鋼管樁支架以及臨時(shí)棧橋?,F(xiàn)場平面布置如圖1所示。

    圖1 管樁現(xiàn)場布置Fig.1 Site Layout of Pipe Piles

    3 數(shù)值模擬

    本文采用Abaqus 軟件采用CEL 法模擬用于搭載鋼箱梁的管樁貫入軟土的過程??紤]對稱性,建立1/4圓柱模型?,F(xiàn)場采用直徑D=1.25 m,壁厚?=0.045 m,高h(yuǎn)=20 m 的大直徑管樁;考慮到減小邊界效應(yīng)的影響,遵循土體分析半徑不小于管樁半徑的20 倍,深度方向取貫入深度2倍的原則,分析土體半徑為20 m,高度為30 m。土體均采用歐拉體,管樁采用拉格朗日體進(jìn)行模擬。黏土和砂土均采用莫爾-庫倫本構(gòu)模型。模擬中涉及的材料物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。

    表2 材料物理力學(xué)參數(shù)Tab.2 Mechanical Parameters for Materials

    由于鋼管樁的強(qiáng)度遠(yuǎn)大于土體,模擬時(shí)須對管樁施加剛體約束。樁與土體之間的接觸設(shè)置為通用接觸算法,利用罰函數(shù)定義樁土接觸,摩擦系數(shù)為0.32。在粘土上方設(shè)置2 m的空層,不對其賦予材料屬性,以達(dá)到貫入時(shí)受擠壓的下層材料流動(dòng)到上層的效果。對樁周土體適當(dāng)加密網(wǎng)格。三維模型及網(wǎng)格劃分如圖2 所示。在對稱面施加對稱邊界中的法向約束,對模型底部限制所有方向位移,約束弧面徑向位移??紤]到模擬時(shí)土體對不同貫入速度存在誤差,為確保模擬精度,同時(shí)降低計(jì)算成本,經(jīng)研究貫入速度取0.4 m/s 時(shí)的計(jì)算精度契合施工時(shí)樁體靜壓貫入過程[21]。限制管樁節(jié)點(diǎn)的所有自由度,在下沉分析步激活豎向0.4 m/s 的下沉速度,從而實(shí)現(xiàn)模擬貫入11.6 m的全過程。

    圖2 CEL模型及網(wǎng)格劃分Fig.2 CEL Model and Grid Partitioning

    3.1 樁身阻力分析

    樁身阻力主要由3個(gè)部分提供,分別為樁端阻力、外側(cè)摩阻力以及內(nèi)側(cè)摩阻力。貫入過程中3種力的變化過程[22]如圖3所示。

    圖3 不同時(shí)刻樁身阻力變化規(guī)律Fig.3 Law of Pile Resistance With Time

    由圖3 可知,在同一土層中,隨著貫入深度的增加,樁端阻力和內(nèi)外側(cè)摩阻力均在增大。在貫入前5 s(0~2 m 深度)樁身阻力均發(fā)生顯著的線性增加,其中樁端阻力的增加最為顯著。這是因?yàn)樨炄胪馏w時(shí),樁體的承載力主要由樁端阻力提供,土體剪切破壞主要發(fā)生在樁端。側(cè)摩阻力增長較緩慢,且外側(cè)摩阻力增長速率大于內(nèi)側(cè)。

    隨著樁身的連續(xù)貫入,樁身阻力的增長趨勢減緩,樁內(nèi)側(cè)摩阻力逐漸趨于穩(wěn)定在305 kN 上下波動(dòng);外側(cè)摩阻力隨貫入過程仍保持線性增大但增長速率較低;承載力主要由樁端阻力提供,在貫入5~21 s(2~8.4 m)樁端阻力增幅較平緩,此時(shí)距離下臥砂層3D;21 s 后急劇增大,最終達(dá)到2 034.28 kN。貫入全程,樁端阻力始終負(fù)責(zé)主要提供樁身承載力的作用,最終樁端阻力與總側(cè)摩阻力的占比分別為65.8% 和34.2%。在總側(cè)摩阻力中,內(nèi)側(cè)摩阻力的土塞效應(yīng)仍在累積[23-24],樁內(nèi)土塞未與內(nèi)側(cè)管壁完全接觸,外側(cè)摩阻力與內(nèi)側(cè)摩阻力的占比分別為71.1%和28.9%。

    3.2 樁周土力學(xué)響應(yīng)

    不同貫入時(shí)刻(5 s、10 s、15 s、20 s)時(shí)黏土層的Mises 應(yīng)力的分布云圖如圖4 所示。最大應(yīng)力集中在樁端附近,并由內(nèi)而外擴(kuò)散。因?yàn)樵谪炄脒^程中,主要由樁端阻力發(fā)揮作用,而樁內(nèi)外側(cè)摩阻力隨貫入穩(wěn)定后才會(huì)顯現(xiàn)。由圖4?、圖4?所示,當(dāng)貫入進(jìn)行到7.2 m 時(shí),Mises 應(yīng)力分布范圍從黏土層擴(kuò)散到下臥砂層,擴(kuò)散范圍為樁端下方3D。

    圖4 不同時(shí)刻Mises應(yīng)力分布Fig.4 Mises Stress Distribution during Steel Pipe Penetration

    不同貫入時(shí)刻(5 s、10 s、15 s、20 s、25 s)的黏土層塑性應(yīng)變區(qū)分布圖[25-26]如圖5 所示。由圖5?~圖5?可以看出,當(dāng)樁端與黏土層下邊界的距離達(dá)到4 m時(shí),樁端塑性區(qū)未到達(dá)土底邊界。隨著距離的增加,塑性區(qū)的發(fā)展深度穩(wěn)定在1.8 m(1.5D)。樁端阻力的影響范圍為樁端以下1.5D。由圖5?可以看出,當(dāng)樁端與黏土層下邊界距離達(dá)到2 m 時(shí),塑性區(qū)發(fā)展范圍接近土層邊界,繼續(xù)下沉塑性區(qū)將擴(kuò)散至下臥砂層并引起塑性區(qū)重分布,自樁端由內(nèi)向外擴(kuò)散,不再是僅分布于樁端與樁身。由圖5 的結(jié)果可以認(rèn)為,均質(zhì)黏土中樁端阻力的影響范圍為樁端以下1.5D。

    圖5 不同時(shí)刻土體塑性應(yīng)變云圖Fig.5 Soil Plastic Strain Cloud during Steel Pipe Penetration

    4 總結(jié)

    本文以廣東惠州某鋼箱坦拱橋工程為例,論述基于Abaqus 的大直徑管樁連續(xù)貫入層狀地基的數(shù)值分析方法,并與其他承載力計(jì)算方法對比分析,研究樁貫入引起周邊土體的應(yīng)力響應(yīng)范圍。主要結(jié)論如下:

    ⑴相較于混凝土樁貫入,靜壓管樁的連續(xù)貫入過程對周圍土體的擾動(dòng)不大,不僅會(huì)引起土體的局部大變形,還會(huì)改變樁周土體的有效應(yīng)力狀態(tài),從而影響自身的貫入阻力以及樁基承載力,且側(cè)摩阻力發(fā)揮得更加充分。

    ⑵貫入過程中主要由樁端阻力承擔(dān)樁身阻力,占比達(dá)65.8%,樁端阻力對臨近下臥砂層更敏感,距離3D時(shí)便會(huì)再度快速增長;側(cè)摩阻力中以外側(cè)摩阻力為主,且隨貫入深度增大逐漸增加,內(nèi)側(cè)摩阻力在貫入穩(wěn)定后趨于穩(wěn)定。

    ⑶針對黏土層下臥砂層工況,土體中Mises 應(yīng)力擴(kuò)散區(qū)域達(dá)樁端已下3D;管樁阻力影響范圍為樁端以下1.5D區(qū)域。

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