陳燦明，孟星宇，董 騰，李 致，蘇曉棟

(1.南京水利科學(xué)研究院， 江蘇 南京210029；2.水利部水科學(xué)與水工程重點實驗室， 江蘇 南京 210029)

鋼管樁和預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)度混凝土管樁(PHC樁)是高樁碼頭的最常用樁型，應(yīng)用極為廣泛[1-2]。鋼管樁自身強(qiáng)度高，可適應(yīng)的變形大，水平和豎向承載力高，能承受較大沖擊力，樁長可任意調(diào)節(jié)，易于穿透堅硬土層，但極易受腐蝕。PHC樁樁身混凝土強(qiáng)度高，工廠化生產(chǎn)質(zhì)量可靠，承載力相比同直徑的沉管灌注樁、鉆孔灌注樁和人工挖孔樁高，抗壓、抗彎性能及抗拔性能易得到保證，且工程造價相對較低。但與鋼管樁相比，PHC樁穿越密實砂層的能力遠(yuǎn)低于鋼管樁，故對于沉樁地質(zhì)條件復(fù)雜的地區(qū)，為減小沉樁難度，提升樁基的沉樁性能，結(jié)合PHC樁和鋼管樁各自優(yōu)點，提出了上部為PHC樁段下部為鋼管樁段的組合樁形式(以下簡稱上混下鋼組合樁或組合樁)[3]。目前對于上混下鋼組合樁的系統(tǒng)研究相對較少，現(xiàn)有主要集中在組合樁的工程經(jīng)驗總結(jié)[4-5]以及具體工程的數(shù)值模擬計算[6-7]。

本文建立上混下鋼組合樁的三維有限元模型，通過對上混下鋼組合樁受不同豎向荷載作用下樁頂位移、樁側(cè)摩阻力，樁端阻力、樁軸力分布等參數(shù)的分析，系統(tǒng)研究上混下鋼組合樁的樁徑、樁徑比及鋼管段長度對組合樁豎向承載能力的影響，為上混下鋼組合樁的設(shè)計和運(yùn)用提供技術(shù)理論支撐。

1 計算模型與參數(shù)

1.1 計算模型

以長江下游某5萬t級碼頭的上混下鋼組合樁為研究對象，樁徑1.0 m，總樁長53.0 m，樁身入土深度37.5 m，自由長度15.5 m。組合樁的PHC段長45.0 m，壁厚130 mm，鋼管段長8.0 m，壁厚16 mm。PHC段與鋼管聯(lián)接段長0.5 m，內(nèi)接式連接(內(nèi)、外接如圖1所示)；樁底開口，計算時不考慮土塞效應(yīng)。為減小邊界效應(yīng)影響，水平向樁周土體直徑取25倍樁徑(25D)，土層厚度取1.5倍樁基入土深度[8-9]。土體網(wǎng)格劃分沿深度方向1.0 m、樁周環(huán)向由圓心至圓周網(wǎng)格長度由0.5 m漸變至2.0 m、土體全局范圍內(nèi)按每隔2.0 m劃分一個單元。樁體和土體的單元均采用三維八節(jié)點減縮積分單元(C3D8R)，有限元模型坐標(biāo)系以泥面處樁軸心為坐標(biāo)系原點，泥面為XY平面，樁軸線向上為Z軸正方向，水平荷載沿X軸正方向通過樁截面圓心；樁-土接觸面單元屬性設(shè)置為法向“硬接觸”，切向彈性滑移變形，摩擦系數(shù)μ按罰函數(shù)的罰剛度法計算，接觸面上的法向接觸應(yīng)力P與剪應(yīng)力τ服從Coulomb摩擦定律。模型邊界采用底部邊界設(shè)置固定約束，四周邊界設(shè)置法向水平位移約束[10]。上混下鋼組合樁三維有限元模型見圖2。

圖1 上混下鋼組合樁接樁方式示意圖

圖2 上混下鋼組合樁模型

1.2 計算參數(shù)

鋼管段和PHC段均采用線彈性本構(gòu)模型，鋼管段及聯(lián)接段用鋼均為Q345鋼，PHC段為A型樁段，混凝土強(qiáng)度等級C80。地基土體采用Mohr-Coulomb彈塑性本構(gòu)模型，以PHC管樁沉樁難度較大的均質(zhì)粉砂土作為土體模型參數(shù)。模型材料物理力學(xué)參數(shù)見表1。豎向荷載逐級施加于樁頂橫截面中心點[11]。

表1 上混下鋼組合樁模型材料物理力學(xué)參數(shù)

2 樁徑影響

分別取PHC段樁徑DPHC為600 mm、700 mm、800 mm、1 000 mm、1 200 mm、1 300 mm和1 400 mm共七組模型進(jìn)行計算采用分級加載，加載時每級荷載級差取預(yù)計最大荷載1/10，樁徑為600 mm～1 400 mm的組合樁預(yù)估極限荷載為6 000 kN～14 000 kN，每級荷載取600 kN～1 400 kN。

根據(jù)7種樁徑PHC樁和組合樁樁側(cè)摩阻力、樁軸力、Q-S曲線等分析比較二者的豎向承載性能。圖3和圖4列出了樁徑1 000 mm上混下鋼組合樁和PHC樁樁身側(cè)摩阻力沿深度、樁身軸力沿深度變化；圖5為不同樁徑的PHC樁和上混下鋼組合樁的Q-S曲線，圖6為極限承載力時樁徑1 000 mm組合樁及PHC樁樁身側(cè)摩阻力和樁端阻力承載比隨荷載的變化曲線，圖7為承載比隨樁徑變化曲線。

圖3 1 000 mm樁樁身單位面積側(cè)摩阻力曲線

圖4 1 000 mm樁徑樁身軸力分布曲線

圖5 不同樁徑組合樁和PHC樁Q-S曲線

圖6 1 000 mm樁樁摩阻與端承承載比隨荷載變化曲線

圖7 承載比隨樁徑變化曲線

計算結(jié)果表明：

(1) 豎向荷載作用下組合樁和PHC樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律基本一致，組合樁在接樁部位明顯存在突變，且突變隨荷載增加而加劇。在接近極限荷載時PHC段樁身側(cè)摩阻力與純PHC樁基本接近，誤差為3.35%，下部鋼管段樁側(cè)摩阻力比同深度的PHC樁要小約10.46%～14.77%。

(2) 隨著入土深度的增加，受樁周阻力影響，樁軸力逐漸減小，PHC樁樁底樁身軸力為樁端阻力，而組合樁的端承力由接樁處錯臺和樁底兩部分組成，因此組合樁在接樁部位軸力存在突變，下部鋼管樁段軸力小于同深度的PHC樁。

(3)上混下鋼組合樁與PHC樁在加載前期沉降量與荷載近似成線性變化，隨著荷載增加，組合樁在第八級荷載、PHC樁在第九級荷載時Q～S曲線出現(xiàn)拐點，故按照規(guī)范取為相應(yīng)極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值。

(4) 樁徑600 mm～1 400 mm上混下鋼組合樁和PHC樁在Q-S曲線拐點相鄰二級荷載時樁頂沉降量分別為44.40 mm～33.26 mm、66.63 mm～45.83 mm和49.76 mm～37.93 mm和65.68 mm～53.48 mm。

(5) 根據(jù)Q-S曲線先擬合公式后微分求拐點法、樁頂位移40 mm確定的上混下鋼組合樁和PHC樁的承載力列于表2。對于小樁徑(600 mm～800 mm)的上混下鋼組合樁按樁頂位移40 mm確定的極限承載力大于拐點法確定值，對于大樁徑(1 000 mm～1 400 mm)的上混下鋼組合樁按樁頂位移40 mm確定的極限承載力略小于拐點法確定值。

表2 組合樁及PHC樁豎向極限承載力

(6) 上混下鋼組合樁豎向承載力略小于同樁徑PHC樁，根據(jù)Q-S曲線拐點法確定的組合樁豎向承載力比同樁徑PHC樁小1.73%～9.10%，平均5.48%；以樁頂位移40 mm確定的組合樁豎向承載力比同樁徑PHC樁小7.1%～9.80%，平均8.47%。

(7) PHC樁承載力主要通過樁身側(cè)摩阻力和樁端阻力組成，上混下鋼組合樁則由PHC段側(cè)摩阻力、接樁處端阻力、鋼管段側(cè)摩阻力、鋼管段端阻力四部分組成。極限荷載作用下，隨著樁徑600 mm增至1 400 mm，組合樁PHC段總側(cè)摩阻力占總承載力比例由70.3%降至65.4%，鋼管段總側(cè)摩阻力占總承載力比例由24.9%增至28.1%；相同樁徑的PHC樁樁身側(cè)摩阻力所占承載比例由95.2%降至93.8%，樁端端阻力承載比由4.8%增至6.3%。

(8) 底部開口組合樁在極限荷載作用下，樁端的承載比隨樁徑增大而增加。不考慮樁端土塞效應(yīng)時，樁徑600 mm增至1 400 mm的過程中接樁處環(huán)形端臺端承力占整樁承載力比例由2.9%增至5.8%，樁底端承比由1.9%增至2.8%?？偠顺辛Φ某休d比為4.8%～8.5%。

3 樁徑比影響

仍以上述上混下鋼組合樁為基本模型，保持上部PHC段樁徑Dc不變，改變鋼管段樁徑Ds，樁徑比(Ds/Dc)為1.0、0.9、0.8、0.7、0.6、0.5(樁徑比為1.0時采用外接，其余采用內(nèi)接)，計算分析組合樁樁徑比對承載力影響。圖8為極限荷載作用下樁徑比0.8和0.5組合樁接樁處土體豎向位移云圖，圖9為樁徑比0.8組合樁在各級荷載作用下樁身軸力曲線，圖10為8 000 kN作用下不同樁徑比樁身軸力分布。不同樁徑比組合樁接樁處環(huán)形端臺端承力分布見圖11。不同樁徑比上混下鋼組合樁Q-S曲線見圖12。

圖8 不同樁徑比組合樁土體豎向位移云圖

圖9 樁徑比0.8組合樁樁身軸力隨荷載變化曲線

圖10 8 000 kN作用下不同樁徑比組合樁樁身軸力變化曲線

圖11 不同樁徑比組合樁接樁處端阻力分布圖

圖12 不同樁徑比組合樁Q-S曲線

計算結(jié)果表明：

(1) 樁徑比1.0的外接組合樁與純PHC管樁樁身側(cè)摩阻力分布基本一致，內(nèi)接組合樁由于接樁部位下側(cè)土體受到環(huán)形端臺的作用，側(cè)摩阻力在接樁處存在明顯的突變，且突變隨樁徑比減小而加劇。在極限荷載作用下，樁徑比0.9和0.5的組合樁樁身側(cè)摩阻力的突變幅度分別為17.33%、30.55%。

(2) 內(nèi)接式組合樁的鋼管段側(cè)摩阻力明顯小于同位置的純PHC樁減小約3.41%～12.91%；受接樁處環(huán)形端臺產(chǎn)生的向下位移，下部鋼管段與土體相對位移隨樁徑比下降而逐漸減小。

(3) 樁徑比1.0的外接組合樁樁身軸力曲線為一條基本光滑曲線，與純PHC管樁樁身軸力分布曲線基本一致。樁徑比小于1.0的內(nèi)接組合樁樁身軸力在接樁部位處存在突變，樁徑比越小，荷載越大，突變越嚴(yán)重。

(4) 由于組合樁在接樁處和樁底形成端阻力，PHC段的樁軸力與同位置的純PHC樁相近，鋼管段樁軸力明顯小于同位置的純PHC樁，且隨樁徑比下降而越發(fā)顯著。

(5) 不同樁徑比上混下鋼組合樁的Q-S曲線在出現(xiàn)拐點前樁頂沉降量基本一致，出現(xiàn)拐點后樁頂沉降量均出現(xiàn)不同程度陡降，樁徑比由1.0變化到0.5時樁頂沉降量分別為：73.13 mm、44.27 mm、53.13 mm、49.71 mm、51.46 mm和53.57 mm，樁頂位移變化與樁徑比的變化規(guī)律相關(guān)性總體不明顯。

(6) 樁頂位移為40 mm時對應(yīng)于樁徑比由1.0變化到0.5時組合樁極限荷載分別為8 096.62 kN、8 502.86 kN、8 267.02 kN、8 219.73 kN、8 199.13 kN、8 041.72 kN，樁徑比為1.0的組合樁由于采用了外接方式接樁，沉降量明顯高于其它內(nèi)接的組合樁，極限承載能力明顯較內(nèi)接各樁徑比組合樁低，內(nèi)接組合樁極限豎向承載力隨著樁徑比減小而逐漸降低。與同條件PHC樁相比，樁徑比0.9～0.5組合樁極限承載力下降了3.68%～8.90%，平均6.87%。

(7) 樁徑比為1.0的上混下鋼組合樁和PHC樁承載機(jī)理相似，主要由樁側(cè)摩阻力和樁端阻力組成，組合樁樁側(cè)阻力分為PHC段和鋼管段。樁端阻力PHC樁占比較組合樁大，PHC樁為5.64%，組合樁為2.58%。

(8) 組合樁樁徑比由1.0逐漸降低到0.5時，組合樁PHC段總側(cè)摩阻力占總承載力比例逐漸增加，由63.6%提高至71.1%；鋼管段由于樁徑減小所以總側(cè)摩阻力值逐漸降低，占整樁承載力比例由33.8%降低至18.4%；環(huán)形端臺的端承力占整樁承載力比例由0提升至8.71%；組合樁樁底端承力占總承載力比例降幅較小，由2.58%降至1.82%。

4 鋼管段長度的影響

為比較組合樁樁長比對承載力的影響，仍以上混下鋼組合樁為基本模型， 保持樁身入土深度及樁徑比1.0不變，分別取鋼管段長度為0 m、4 m、8 m、12 m、16 m、20 m共六組模型進(jìn)行分級加載計算，即鋼管段占總?cè)胪翗堕L的0.00%、10.67%、21.33%、32.00%、42.67%和53.33%。不同長度比的上混下鋼組合樁Q-S曲線見圖13，8 000 kN荷載作用下不同鋼管長度組合樁軸力分布曲線見圖14。計算分析不同鋼管樁長度組合樁樁身側(cè)摩阻力分布規(guī)律，8 000 kN荷載時不同鋼管長度組合樁在接樁處側(cè)摩阻力突變程度和各部位的承載分別見表3、表4。

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圖13 不同長度比組合樁Q-S曲線

圖14 8 000 kN時不同鋼管段長度組合樁樁身軸力分布曲線

表3 不同鋼管段長度在接樁處側(cè)摩阻力變化情況

表4 不同鋼管段長度組合樁荷載傳遞分布表

計算結(jié)果顯示：

(1) 組合樁樁側(cè)摩阻力在接樁處出現(xiàn)大幅度下降，下降幅度及下降率隨鋼管段長度增加逐漸增加，8 000 kN荷載時作用下鋼管段長4 m～20 m組合樁接樁處側(cè)摩阻力下降量為3.24 kPa～13.99 kPa，下降率為2.89%～17.02%。

(2) 總樁長固定的組合樁鋼管樁長度越大，樁軸力在接樁部位突變量越大，說明接樁處環(huán)形端臺的端承力越大。鋼管段長度4 m～20 m的組合樁在8 000 kN荷載作用下接樁部位樁軸力突變值為299.4 kN～923.0 kN。

(3) 在豎向荷載作用下，前期組合樁沉降量與荷載近似線性變化，Q-S曲線出現(xiàn)拐點后不同鋼管段長度的組合樁樁頂沉降量出現(xiàn)明顯差異。對于總樁長固定的組合樁，鋼管段長度為4 m、8 m、12 m、16 m、20 m(占總長10.67%、21.33%、32.00%、42.67%和53.33%)的組合樁在拐點后樁頂沉降量為同條件PHC樁的101.31%、103.10%、104.24%、116.67%、127.65%、126.41%。鋼管段長度越短的組合樁樁頂沉降量越小。

(5) 在豎向荷載8 000 kN作用時，總長不變的組合樁隨著鋼管段長度由4 m增加至20 m，PHC段總側(cè)摩阻力由占整樁承載力的81.97%逐漸下降至23.71%，鋼管段側(cè)摩阻力占整樁承載力由12.17%逐漸增至62.07%；環(huán)形端臺處端承力占整樁承載力的比例由3.69%提升至11.37%。而組合樁底端承力變化不大，一般為總承載力的2.17%～2.88%(不考慮樁塞效應(yīng))。由此可見，對于內(nèi)接型式的組合樁，在總樁長固定時，底部鋼管段長度越長，接樁處環(huán)形端臺所發(fā)揮端承力越大，而組合樁樁底因未考慮土塞效應(yīng)，樁底端承力占比相對較小。

5 結(jié) 論

(1)上混下鋼組合樁側(cè)摩阻的分布主要受樁徑影響，樁徑越大，鋼管段總側(cè)摩阻力占組合樁總承載力比例越大，環(huán)形端臺發(fā)揮的端承力占整樁承載力比值越大；不同樁徑比下組合樁側(cè)摩阻力在接樁位置處產(chǎn)生突變率不同，且突變隨樁徑比減小而加??；不同鋼管樁長度組合樁樁側(cè)摩阻力在接樁處存在突變，且突變隨鋼管段長度增加逐漸下降。

(2)上混下鋼組合樁在接樁部位處軸力存在突變。相同樁徑下組合樁接樁部位下部鋼管段軸力小于同深度的純PHC樁；樁徑比1.0的組合樁與純PHC樁樁身軸力分布基本一致，樁徑比小于1.0的組合樁樁身軸力在接樁部位處存在突變，樁徑比越小，突變越嚴(yán)重；總樁長固定的組合樁鋼管段長度越大，樁軸力在接樁部位突變量越大。

(3)上混下鋼組合樁承載力受樁徑影響較大，隨樁徑增加承載力增加，且比同條件下PHC樁承載力略微降低；極限荷載時樁徑比越小，組合樁樁頂沉降越小，承載力越高；總樁長一定時，鋼管段長度越短的組合樁樁頂沉降量越小，承載力越高。

(4)當(dāng)在工程設(shè)計中選用內(nèi)接型式上混下鋼組合樁時，應(yīng)根據(jù)工程地質(zhì)條件從沉樁性能、豎向承載性能以及經(jīng)濟(jì)性綜合確定組合樁樁徑、樁徑比及鋼管段長度。