勁性復(fù)合樁的承載力分析

陸俊俊　（合肥工業(yè)大學(xué)，安徽合肥230009）

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勁性復(fù)合樁的承載力分析

陸俊俊（合肥工業(yè)大學(xué)，安徽合肥230009）

勁性復(fù)合樁基作為一種重要的基礎(chǔ)形式，它具有承載力高、沉降小、造價低等優(yōu)點。以禹洲地產(chǎn)南京雨花臺項目為研究背景，通過承載力設(shè)計值計算、現(xiàn)場試驗以及ANSYS有限元模擬分析，對等芯勁性復(fù)合樁承載力和荷載傳遞機理進行了分析比較。分析得出：勁性復(fù)合樁單樁豎向抗壓承載力實驗值與有限元值相符，偏差較小，且遠大于單樁豎向抗壓承載力設(shè)計值；勁性復(fù)合樁在樁身未發(fā)生破壞的情況下，其樁側(cè)摩阻力和樁端阻力分別承擔豎向荷載的90%和10%。

等芯勁性復(fù)合樁；靜荷載試驗；有限元；荷載傳遞規(guī)律

1　概述

許多沿海以及內(nèi)陸河流地區(qū)，廣泛分布著軟弱土，此類土在外部荷載作用下，地基的承載力低，沉降大，且沉降持續(xù)時間較長。勁性復(fù)合樁基作為一種重要的基礎(chǔ)形式，它具有承載力高、沉降小、造價低等優(yōu)點。

勁性復(fù)合樁自20世紀90年代在我國首次應(yīng)用以來，不少學(xué)者對其進行了研究分析。2003年董平等[1]運用有限元軟件分析研究了勁性復(fù)合樁在豎向荷載作用下樁周土與樁內(nèi)外芯的應(yīng)力比，發(fā)現(xiàn)勁性復(fù)合樁的工作方式接近摩擦樁。2008年盛桂琳等[2]以某工程為依托，通過ANSYS建立三維有限元模型，對勁性復(fù)合樁單樁復(fù)合樁基在豎向荷載作用下的工作性狀進行了數(shù)值分析。2011年陳華順等[3]以某公路試驗段工程為依托，長芯勁性復(fù)合樁荷載傳遞機理和樁側(cè)摩擦力進行了探討，提出了長芯勁性復(fù)合樁荷載傳遞和擴散的雙層模式，并分析了雙層模式中各層地基的荷載傳遞機理和工作機理。

本文以禹洲地產(chǎn)南京雨花臺項目為研究背景，通過承載力設(shè)計值計算、現(xiàn)場試驗以及ANSYS有限元模擬分析，對等芯勁性復(fù)合樁承載力和荷載傳遞機理進行了分析比較。

2　工程概況

該工程位于江蘇省南京市雨花臺區(qū)，該地區(qū)屬于新近沉積土場地，上面覆蓋的土層主要為飽和的淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土、呈“千層餅狀”的粉質(zhì)粘土與粉砂互層土。根據(jù)場地的地質(zhì)條件和建筑物的特點，如果采用鉆孔灌注樁，成樁過程中的泥漿對周圍環(huán)境污染比較嚴重，且成樁的質(zhì)量難以保證；如若采用常規(guī)壓樁工藝的管樁，由于場地上部存在很厚的淤泥質(zhì)粘土層，壓樁過程中“擠土效應(yīng)”會比較明顯，且目前國內(nèi)施工機械難以穿過3層粉細砂層，成樁困難。因此該項目選用等芯勁性復(fù)合樁基礎(chǔ)。

3　靜荷載試驗

3.1試樁設(shè)計

本次靜荷載試驗選用樁徑為900mm的等芯勁性復(fù)合樁，芯樁為600PHC-A-130型預(yù)應(yīng)力混凝土管樁（見圖1）。其中水泥參量宜為12%～18%，外芯層厚度為150mm。

圖1　樁身構(gòu)造詳圖

3.2試樁豎向抗壓承載力計算

根據(jù)《勁性復(fù)合樁技術(shù)規(guī)程》（JGJ/T327-2014）[4]4.3節(jié)中的相應(yīng)對勁性復(fù)合樁豎向抗壓承載力進行計算，其計算結(jié)果如表1所示。

根據(jù)《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁設(shè)計圖集》中的PHC管樁樁身承載力與裂縫控制指標表格，可以查到600PHC-A-130型管樁的樁身軸心受壓承載力設(shè)計值（未考慮壓強影響）R=4824kN。綜合以上承載力計算結(jié)果，預(yù)估的單樁豎向抗壓承載力特征值取3100kN。

1#勁性復(fù)合樁單樁豎向抗壓承載力計算　表1

3.3試驗加載

按照《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》（JGJ94-2008）[5]和《建筑樁基檢測技術(shù)規(guī)范》（JGJ206-2014）[6]中的有關(guān)條文，靜荷載試驗每級加載量為預(yù)估極限荷載的1/10，第一級可按2倍分級荷載加載，故本次試樁靜荷載試驗每級加載量為600kN，第一級加載量為1200kN，最終加載量不小于6200kN。每級荷載加載后間隔5min、10min、15min各讀表一次，以后每隔15min讀表一次，累計滿1h后每隔30min讀表一次。加載終止條件為：

①某級荷載作用下，樁的沉降量為前一級荷載作用下沉降量的5倍，且樁頂總沉降量超過80mm；

②某級荷載作用下，樁的沉降量大于前一級荷載作用下沉降量的2倍，且經(jīng)24h尚未達到相對穩(wěn)定。

3.4實驗結(jié)果的整理和分析

1#試樁的實驗數(shù)據(jù)經(jīng)整理得出的Q-S曲線如圖2所示。試樁在荷載逐級加載的過程中，其沉降曲線的斜率逐漸增加，當荷載加載到6200kN后，沉降曲線尾部斜率在荷載增加的情況下極具增大，直至樁身失去工作性能。

4　ANSYS有限元模擬

4.1有限元模型建立與求解

4.1.1計算模型

該勁性復(fù)合樁豎向承載力問題為中心對稱問題，取1/4樁進行計算，模型結(jié)構(gòu)如圖3所示，其中樁的結(jié)構(gòu)和尺寸和靜荷載試驗試樁相同。同時，根據(jù)豎向荷載的影響范圍，模型樁周土的取值范圍為：縱向深度50m，水平方向取邊長為4.8m的正方形。

圖2　1#試樁Q-S曲線

圖3　1/4模型結(jié)構(gòu)圖

4.1.2材料參數(shù)

模型中的土體采用Drucker-Prager（DP）材料，其模型計算中的材料參數(shù)如表2所示。

模型計算中的材料參數(shù)　表2

4.1.3單元的選取和劃分

本次有限元模型采用SOLID45單元來對其進行模擬。樁土接觸屬于邊界非線性問題，有限元建模時在樁與土之間引入面—面接觸單元模擬樁與土之間的剪力傳遞和相對滑移。本文選擇剛體—柔體的接觸單元來模擬樁土交界面的非線性。

關(guān)于試件的單元網(wǎng)格劃分，本次模擬均采用映射網(wǎng)格劃分，樁身網(wǎng)格尺寸為10mm×10mm×10mm。該模型網(wǎng)格劃分如圖4所示，該模型共劃分了62602個單元，其中進行攪拌樁被劃分成了30552個單元。

圖4　有限元網(wǎng)格劃分示意圖

4.2有限元模型計算結(jié)果分析

4.2.1豎向位移結(jié)果分析

本章1#試樁進行了有限元模擬分析，分析過程中通過分級加載計算出相對應(yīng)的豎向位移，并將其繪制成Q-S曲線如圖5所示。其后將有限元分析結(jié)果與靜荷載試驗結(jié)果置于同一坐標系中進行比較，如圖6所示。可以看出ANSYS有限元模擬分析得出的Q-S曲線與靜荷載試驗得出的Q-S曲線存在一定的偏差，但是總體上的走勢還是較為接近的。

圖5　1#模型樁Q-S曲線

圖6　1#樁Q-S對比曲線

4.2.2勁性復(fù)合樁樁側(cè)摩阻力、端阻力的分配情況

通過ANSYS運算求解得出樁側(cè)阻力和端阻力，根據(jù)勁性復(fù)合樁樁側(cè)、端摩阻力荷載分配情況（如圖7）可觀察得：樁側(cè)摩阻力和端阻力隨著豎向荷載的增加大體呈線性變化，樁側(cè)摩阻力的增長幅度遠遠大于樁端阻力；樁身在未發(fā)生破壞的使用情況下，勁性復(fù)合樁的樁側(cè)摩阻力和樁端阻力分別承擔豎向荷載的90%和10%。

圖7　1#模型樁樁端、側(cè)摩阻力荷載分配情況

5　結(jié)論

本文通過對試樁的靜荷載試驗以及ANSYS有限元計算分析，對勁性復(fù)合樁進行了分析研究，綜合本文的研究內(nèi)容可以得出以下結(jié)論：

①勁性復(fù)合樁樁身在未發(fā)生破壞的使用情況下，其樁側(cè)摩阻力和樁端阻力分別承擔豎向荷載的90% 和10%，屬于摩擦樁；

②本文中靜荷載試驗是在南京雨花臺區(qū)進行的，為勁性復(fù)合樁在相似巖土條件地區(qū)的應(yīng)用提供了理論依據(jù)和試驗資料。

[1]董平，秦然，陳征宙.混凝土芯水泥土攪拌樁的有限元研究[J].巖土力學(xué)，2003，24（3）： 344-348.

[2]盛桂琳，魯書甜，鮑鵬，趙捷.勁性攪拌樁承載力的主要影響因素分析和計算公式探討[J].河南大學(xué)學(xué)報，2008，38（1）：96-100.

[3]陳華順，孫元奎，李挺.長芯勁性樁樁側(cè)摩阻力計算方法探討[J].水運工程，2011，12（5）：40-44.

[4]JGJ/T327-2014，勁性復(fù)合樁技術(shù)規(guī)程[S].

[5]JGJ94-2008，建筑樁基技術(shù)規(guī)范[S].

[6]JGJ106-2014，建筑樁基檢測技術(shù)規(guī)范[S].

TU473.1+1

A

1007-7359(2016)03-0135-03

10.16330/j.cnki.1007-7359.2016.03.049

陸俊俊（1990-），男，江蘇海門人，合肥工業(yè)大學(xué)在讀碩士，研究方向：結(jié)構(gòu)工程。