钢管-水泥土组合桩的抗拔性能

冯建光,　何英萍

(苏州大学 城市轨道交通学院, 江苏 苏州 215137)



钢管-水泥土组合桩的抗拔性能

冯建光,何英萍

(苏州大学 城市轨道交通学院, 江苏 苏州 215137)

针对传统抗拔桩承载能力的局限性,根据劲性搅拌桩施工及荷载传递特点,提出钢管-水泥土组合抗拔桩形式,并借助ANSYS数值模拟软件,分析钢管直径及壁厚对组合桩承载能力及破坏模式的影响。结果表明:钢管直径对组合桩的抗拔性能影响显著。钢管直径小于0.4 m时组合桩的承载力增幅很大,达到0.4 m时承载力接近极限值;钢管直径为0.3～0.4 m时组合桩破坏模式较合理。钢管壁厚对组合桩的抗拔性能影响较小。壁厚为10 mm时组合桩的极限承载力增幅较大,钢管壁厚宜取10 mm。钢管壁厚不影响组合桩的破坏模式,破坏均发生在钢管与外桩界面。该研究为改善水泥土搅拌桩的抗拔性能提供了参考。

钢管-水泥土组合桩; 抗拔性; 有限元

抗拔桩即承受上拔力的桩基,是桩基础的重要形式之一。随着我国国民经济的发展和城市化进程的加快,建(构)筑物承受上拔力的情况越来越多[1]。传统意义上的抗拔桩为等截面设计,作用机理是依靠桩身与土层的摩擦力来抵抗轴向拉力,因而其竖向抗拔能力十分有限。等截面抗拔桩的破坏模式主要有桩身材料破坏、桩周土体剪切破坏两种。对于传统意义上的等截面抗拔桩而言,由于其桩身材料强度较高且桩身与桩周土未能有效结合,抗拔极限承载力仅取决于桩土界面的极限摩阻力,破坏界面发生在桩土界面上,桩身材料的作用因得不到充分发挥而造成浪费[2-3]。

劲性搅拌桩由水泥土搅拌桩、芯桩两部分组成,芯桩可由钢筋混凝土、混凝土、钢材等材料组成。劲性搅拌桩利用较大的比表面积提供摩阻力,利用高强度的桩芯承担上部荷载,理论上这是一种经济有效的软土地基处理方法,并且继承了水泥土搅拌桩施工中的各种优点,因而其应用前景更为广泛[4]。

鉴于此,笔者提出在水泥土桩中插入圆钢管的方法,并分析钢管直径及壁厚对组合桩承载能力及破坏模式的影响,以实现桩身强度和桩周(端)土承载力的良好匹配,充分发挥组合桩的抗拔性能。

1　组合桩的荷载传递机理与破坏模式

1.1传递机理

在上拔荷载作用下,钢管-水泥土组合桩中的钢管与内、外水泥土(以下简称内、外桩)界面，组合桩与土之间均存在相对位移和剪切。因此,组合桩的荷载传递机理比单一材料抗拔桩的荷载传递机理要复杂得多。当上拔荷载逐步作用于钢管时,钢管受到拉伸而产生相对于内、外桩向上的位移,同时,钢管受到内、外桩所提供的向下摩阻力。组合桩在为钢管提供向下摩阻力的同时,其桩身将产生相对于桩周土体向上的位移,外桩与土之间也将产生摩阻力。1.2破坏模式

钢管-水泥土组合桩由钢管与水泥土共同受力,其极限承载力与钢管、水泥土、桩周土本身的材料性质及相互间接触面的性质直接相关,故其破坏模式较均质材料桩要复杂得多。影响劲性搅拌桩单桩极限承载力的因素有钢管材料抗拉强度、钢管与水泥土接触面的极限侧摩阻力、水泥土搅拌桩桩身材料抗拉强度、水泥土与土接触面的极限侧摩阻力、土体材料抗拉强度五种。

针对以上五种影响因素,从理论角度分析,软黏土地基中的劲性搅拌桩在上拔荷载作用下存在五种破坏模式:

(1)由于桩身材料强度较高,且插入水泥土中的钢管较长,上部钢管达到屈服强度时,无法继续承载上部荷载并传递给桩身,如图1a所示。但因钢材强度比水泥土高,故一般不会出现此种破坏。

(2)由于钢管截面积较小且长度较短,钢管与水泥土接触面所能提供的摩阻力也相对较小,钢管相对水泥土产生较大位移,表现为拔出破坏,如图1b所示。

(3)由于水泥土本身强度较低,且钢管与水泥土黏结较好,钢管将水泥土带出,如图1c所示。

(4)钢管直径很大且与水泥土黏结很好,当上拔力很大时,桩周土与桩体无法协同工作,导致桩体从土中拔出,如图1d所示。

(5)桩周土体抗剪性能较差,桩身材料抗拉强度较大,导致土体发生倒锥形剪切破坏,如图1e所示。

图1　钢管-水泥土组合桩的五种破坏模式

如前所述,图1a、1c两种破坏模式出现的可能性较小,文中不予考虑。其他破坏模式既可能单独发生,也可能以某种组合的形式发生,比较理想的破坏模式为,以最经济的形式充分利用各种材料的强度,使水泥土-土和钢管-水泥土界面的摩阻力得到充分发挥,形成整体承载力最佳组合。

文献[5]已对不同长度(6、8、10 m)圆钢管的组合桩抗拔性能作了数值模拟分析。文中借助ANSYS有限元分析软件,研究圆钢管直径及壁厚两个因素对钢管-水泥土组合桩承载力的影响。

2　单桩有限元模拟

2.1计算模型

文中采用ANSYS三维有限元软件进行模拟。计算区域的范围拟定为水平方向6 m(桩径的20倍),垂直方向25 m(桩长的2.5倍)。水泥土内芯、桩体、土体均采用SOLID45单元划分。土体、水泥土采用D-P模型,内芯采用弹性模型,具体材料参数见表1。内芯与水泥土、水泥土与周围土体之间的接触面采用面面接触单元。

表1　材料参数

2.2模拟方案

采用ANSYS软件模拟钢管与水泥土的不同工况,研究钢管直径、钢管壁厚对组合桩承载能力的影响。模拟方案中绝对不变因素有土体的性质,水泥土桩桩长(10 m)、桩径(0.6 m),钢管长度(6 m),水泥土掺入比(15%),钢管不圆度。可变因素为钢管直径(D)、钢管厚度(d)。模拟方案如下:

(1)钢管壁厚取5 mm,钢管直径分别选取0.1、0.2、0.3、0.4、0.5 m五种。

(2)钢管直径取0.3 m,钢管壁厚分别取5、10、20、30 mm四种。

3　结果分析

3.1钢管直径对组合桩抗拔承载性能的影响

3.1.1组合桩的荷载与位移分布

钢管直径不同时组合桩的上拔荷载(p)-上拔位移(s)曲线如图2所示。

图2　钢管直径不同时的荷载-位移曲线

图2显示,在加载初期阶段,各种工况下的钢管顶部位移均呈线性增加,荷载-位移曲线的斜率基本保持不变。钢管直径对组合桩极限承载能力的影响很大,总的变化趋势是先增大后减小,直径为0.3m时影响最大。

由图3、4可以看出,随着钢管直径的增加,极限荷载(pm)先增大后减小,但极限承载力(Fm)却一直保持增长,这主要是由加载面积变化引起的。后一级钢管直径较前一级的极限承载力分别提高了309.900%、136.400%、18.300%和0.491%。分析以上数据可知,随着钢管直径的增加,极限承载力的增加幅度逐渐放缓,当直径达到0.5m时其对极限承载力的提高已无明显贡献。钢管直径为0.4m时组合桩的承载力接近极限值,继续增大直径对组合桩承载力的贡献很小,因而建议钢管直径取0.3～0.4m。

图3　极限荷载随钢管直径的变化情况

图4　极限承载力随钢管直径的变化情况

由图5可见,后一级钢管直径较前一级的极限位移(sm)分别提高了178.1%、169.3%、124.0%和10.2%。直径小于0.4m时,极限位移增幅很大;直径大于0.4m时,极限位移维持稳定。其变化趋势与极限荷载的变化趋势基本一致。

图5　极限位移随钢管直径的变化情况

3.1.2组合桩的破坏模式

图6为组合桩上拔荷载(p)-竖向位移(s1)曲线。当内桩与钢管的曲线斜率基本保持不变时,说明内桩已经破坏,仅靠自重提供反力。

图6　不同钢管直径时组合桩荷载-位移曲线

由图6a～6c可见,外桩的竖向位移随着上拔荷载的增加而增加,但在加载至破坏时,其竖向位移变化并未与钢管位移保持一致,且桩周土的竖向位移并未因组合桩破坏而继续增加,这说明组合桩的破坏界面在钢管与外桩的接触面上。由图6d、6e可见,组合桩加载至破坏时,内、外桩的位移均随着钢管位移的急剧增加而增加,且桩周土的竖向位移并未因组合桩破坏而继续增加,这说明组合桩的破坏界面在外桩与桩周土的接触面上。3.2钢管壁厚对组合桩抗拔承载性能的影响

3.2.1组合桩的荷载与位移分布

钢管壁厚不同时组合桩的上拔荷载(p)-上拔位移(s)曲线如图7所示。可以看出,每条曲线的变化趋势相似,但在曲线斜率上有较大变化。

图7　钢管壁厚不同时的荷载-位移曲线

组合桩的极限荷载随着钢管壁厚(d)的变化情况如图8所示。由图可见,组合桩的极限荷载随着壁厚的增加而减小。这是由于加载截面面积变化较大,导致组合桩的极限荷载随着钢管壁厚增加而减小,但其极限承载力变化不大。

图8　极限荷载随钢管壁厚的变化情况

图9为钢管壁厚不同时组合桩的极限承载力曲线。图中显示,后一级钢管壁厚较前一级的极限承载力分别提高了12.20%、6.22%和4.02%。钢管壁厚为10mm时,极限承载力增加。其主要原因是,在受拉作用下钢管的径向变形减小,从而影响钢管与外桩接触面的侧压力,提高了外桩的侧摩阻力。此外,钢管本身自重也有增加,但当钢管壁厚增加至20、30mm时,极限承载力的增加主要由钢管自重提供。由此可见,钢管壁厚为5mm时,对外桩承载能力有一定的影响;壁厚为10mm时,钢管自身的材料性能已经充分发挥,继续增加壁厚只能造成材料浪费。

图9　极限承载力随钢管壁厚的变化情况

图10显示了极限位移随着钢管壁厚的变化情况。由图7、10可以看出,钢管壁厚由5mm变化到30mm时,极限上拔位移变化很小,在90mm附近波动,相差仅为5mm。因而壁厚对极限位移的影响很小。

图10　极限位移随钢管壁厚的变化情况

3.2.2组合桩的破坏模式

图11为钢管壁厚不同时组合桩上拔荷载(p)-竖向位移(s1)曲线。由图中四条曲线的相互关系,可以判断其临界破坏形式。内桩与钢管的曲线斜率基本保持不变,说明内桩已经破坏,仅靠自重提供反力。外桩的竖向位移随着上拔荷载的增加而增加,但加载至破坏时,其竖向位移并未与钢管位移保持一致,且桩周土竖向位移亦未因组合桩破坏而继续增加,这说明组合桩的破坏界面在钢管与外桩的接触面上。由此可知,钢管壁厚对组合桩的破坏模式基本没有影响。

图11　不同钢管厚度时组合桩荷载-位移曲线

4　结　论

(1)钢管-水泥土组合桩的主要受力构件为钢管,在各种破坏模式下钢管均未达到屈服强度,其主要破坏模式为钢管-桩、桩-土界面的破坏。

(2)钢管直径对组合桩的抗拔性能影响显著。钢管直径小于0.4m时承载力增幅很大;达到0.4m时承载力接近极限值。钢管直径小于0.3m时组合桩的破坏界面为钢管与外桩的接触面;钢管直径大于0.4m时破坏界面为外桩与桩周土的接触面。为使钢管、水泥土和桩周土三种材料性能充分发挥,达到最佳破坏模式,钢管直径宜为0.3～0.4m。

(3)钢管壁厚对组合桩的抗拔性能影响较小。壁厚为10mm时极限承载力增幅较为显著。考虑到钢管的径向变形对外桩承载力的影响,建议钢管壁厚取10mm。钢管壁厚不影响组合桩的破坏模式,破坏均发生在钢管与外桩界面。

[1]《桩基工程手册》编委会. 桩基工程手册[M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 1996: 8-9.

[2]腾智明, 张惠英. 混凝土结构及砌体结构[M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 1995: 10-11.

[3]史佩栋. 实用桩基工程手册[M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 1999: 181.

[4]柳博鹏. 劲性搅拌桩分别在竖向和水平荷载作用下承载性能的试验研究[D]. 天津: 天津大学, 2006.

[5]罗太安, 冯建光, 安文东. 钢管-水泥土组合桩抗拔性能有限元分析[J]. 黑龙江科技学院学报,2010, 20(5): 350-352.

[6]杨洋, 于广云, 安文东， 等. 加劲高压旋喷桩抗拔性能有限元分析[J]. 黑龙江科技学院学报, 2009, 19(2): 121-124.

[7]吴雄志， 贾志刚， 涂兵雄. 水泥土桩荷载传递性状的数值分析[J]. 河北工程大学学报： 自然科学版， 2007(1)： 4-7.

(编辑荀海鑫)

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

冯建光(1984-),男,山东省枣庄人,助理实验师,硕士,研究方向:岩土工程,E-mail:306482311@qq.com。

10.3969/j.issn.2095-7262.2014.03.018

TU473.1

2095-7262(2014)03-0306-06

A