第 5 卷第 5 期岩土力学 Vol.5 No.5 004 年 5 月 Rock and Soil Mechanics May 004 文章编号 :000-7598-(004) 05-764-05 现浇混凝土薄壁管桩的传递机理 费康, 刘汉龙, 高玉峰, 丰土根 ( 河海大学岩土工程研究所, 江苏南京 0098) 摘要 : 振动沉模现浇混凝土薄壁管桩 ( 简称 PCC 桩 ) 技术是河海大学自主开发研制的用于地基加固处理的新技术, 它是一种适合于软土地区的新型高效优质桩型 通过有限元方法研究了 PCC 桩的传递机理, 考虑了桩土接触面的滑移 脱开和土的非线性 分析结果表明, - 沉降曲线数值模拟结果与现场试验相当接近, 并揭示了内外侧摩阻力的分布 端阻力的发挥 土塞的作用等一些目前无法由现场试验得到的结果 关键词 : 薄壁管桩 ; 土塞 ; 传递 ; 有限元法中图分类号 :TU 45 文献标识码 :A Load transfer mechanism for field pour concrete thin wall cased pile (PCC) FEI Kang, LIU Han-long, GAO Yu-feng, FENG Tu-gen (Research Institute of Geotechnical Engineering, Hohai University, Nanjing 0098, China) Abstract: Field pour concrete cased pile with vibrated and steel tube mould technology is a new ground improvement technology developed independently by Hohai University. This new pile style is suitable for soft areas. Load transfer is studied by means of an axisymmetric finite element elastoplastic model that includes interface elements for representing slippage, pile-soil separation and soil nonlinear behavior. Numerical results indicate that good agreement exists between the finite element prediction and the field test for the head load-settlement curve. Inner frictional resistance, outer shear stress, end bearing and effects of soil plug those can not be investigated by field test are also studied. Key words: field pour concrete cased pile; soil plug; load transfer; finite element method 前言 [, ] 现浇混凝土管桩又称 PCC 桩是依靠振动力 将内外双层套管所形成的环形腔体在活瓣桩靴的保 护下打入到设计深度, 在腔体内现浇注混凝土, 之 后振动拔管, 在环形域中土体与外部的土体之间形 成的混凝土管桩 用 PCC 桩加固软基, 具有造价低 承载力高 地基的稳定性增加和地基沉降明显降低 等特点, 常用于加固软土地区的高速公路路基, 改 善桥头跳车现象等 与钢管桩相比, 钢管桩管壁断面的面积较小, 一般只有钢管外包断面积的 5 %~8 %, 而 PCC 桩 的管壁断面的面积占外包断面积的 4 % 左右 ; 与 预应力管桩相比, 预应力管桩的外径在 400~600 mm 之间, 而 PCC 桩的直径则大很多, 外径一般在 000~ 500 mm 之间 这些差异造成 PCC 桩的荷 载传递机理与钢管桩和预应力管桩有所不同 由于 PCC 桩的承载力大, 受试验设备和经费的限制, 静载试验很难做到破坏, 且在实际工程中往往是将工程桩作为试验桩, 所以很难取得较为完整的 - 沉降曲线 同时, 由于在现场浇灌混凝土成桩, 很难在桩身埋设仪器, 因此, 工作条件下土塞的应力分布 内外摩阻力的发挥方式和程度等都无法知道 以有限元法为代表的数值分析方法, 可以很方便地模拟桩和桩周土的几何形状 本构模型 边界条件 桩和土之间的接触, 展示整个区域的应力场和应变场, 从而揭示 PCC 管桩的传递机理 有限元分析模型. 材料的本构模型计算分析时, 桩采用线弹性模型, 土体采用 Mohr-Coulomb 弹塑性模型 Mohr-Coulomb 模型的屈服面可以写成以下的形式 : 收稿日期 :00-0- 修改稿收到日期 :00-04- 作者简介 : 费康, 男,978 年生, 博士生, 从事地基基础工程研究
第 5 期费康等 : 现浇混凝土薄壁管桩的传递机理 765 其中 式中 R F R q p tan c 0 () (, ) sin π cos π tan () cos 为 Mohr-Coulomb 屈服面在 p-r q 平面 上的斜角, 通常指材料的内摩擦角 ; c 为材料的凝 聚力 ; 为剪应力方位角, 定义为 cos( ) r ; q p trace ( σ ) 为等效压应力 ; q ( s : s) 为 Mises 9 等效应力 ; r s : s: s 为偏应力张量的第 不变 量 ; s σ pi 为偏应力张量 Mohr-Coulomb 模型的屈服面存在尖顶和棱角 这些奇异点, 为了避免数值计算的繁杂和收敛缓 慢, 选取连续光滑的流动势函数如式 () [], 其形状 在子午面上是双曲线, 在 π 面上是椭圆 ( 见图 ) π θ= θ=π/ εc 0 R mwq θ=0 0 dε d pl pl ψ Rankine(e=/) θ=π/ θ=4π/ 4 π θ= θ= Mises Mises(e=) p p Menetrey-Willam Menetrey-Willam (/<e ) (/<e ) 图 流动势函数在子午面和 π 面上的形状 Fig. Flow potential in the meridional stress plane and in the deviatoric stress plane 其中 R mw 0 mw p G ( c tan ) ( R q) tan () (, e) R π, ( e )cos (e ) 4( e )cos (e ) 4( e )cos 5e 4e (4) 式中 为子午面平面上高围压时的剪胀角 ; c 0 为初始的凝聚力 ;, e 为定义流动势函数在子午和在 sin π 面形状的参数, 一般可取 0., e sin 这样定义的流动势函数是连续光滑的, 确保了流动 方向是唯一确定的. 接触面模型 接触面可以传递压力而不能承受拉力 受拉 时, 桩与土之间形成裂隙可以模拟桩与土之间的脱 开 接触面只能在有压力作用的时候可以传递剪力 桩土间的切向接触采用 Coulomb 摩擦模型 该模型 定义了限定的剪应力 p(p 为接触面法向压 力 ; 为接触面的摩擦系数 ) Coulomb 模型认为, 在摩擦剪应力 达到极限应力 前, 接触面不会有相对移动 摩擦剪应力 达到极限应力 后, 接触面开始滑移, 滑动的方向与摩擦剪应力方向相 同 接触面的刚塑性假设不利于数值计算的稳定性 和收敛, 更具备物理意义更方便的假设认为, 桩土 接触面上存在着弹性相对切向位移 弹性切向滑移 定义为, 偏离零剪应力位置的可恢复的切向位移, 与接触面剪应力的关系为 i ks i, 当 i 时开始滑移, k s 为粘结状态的刚度, 可以取为土的剪切 模量. 几何模型 本文结合南京大厂经一路 PCC 桩软基加固工程 的现场静载试验, 对 PCC 管桩的传递机理进行 了分析 拟分析的桩长 7.8 m, 外径为 000 mm, 壁厚 0 mm, 分析区域由桩端和桩中心线分别向 下和向外延长一倍桩长, 分析范围内土层共两层, 即 A 层亚粘土和 B 层亚粘土 A 层厚 4.5 m, 其 余为 B 层 有限元网格采用 4 节点轴对称单元, 在紧靠桩身和桩端的部位, 单元加密, 以保证桩端 土体的应力应变达到满意的精度, 共划分 687 个单 元,78 个节点 ( 图 ) 由于 PCC 管桩在成桩后将 管中桩顶标高下 60 cm 的土体替换为素混凝土, 因 此, 在网格划分中考虑了这一点, 即在桩外侧与桩管 外土 桩内侧与土塞 桩端与桩端土 桩顶与土塞顶 面均设置了接触面, 以全面的反映桩和土体的接触 特性.4 边界条件 初始条件 在模型的两侧施加水平方向位移约束 ; 在模型 底部, 施加水平和垂直两个方向的位移约束, 并认 为地下水位与地面齐平 先将桩视为和土具有一样 的重度, 给定所有的单元一个自我平衡的初始应力 场 h (h 为上覆土层的厚度 ), 然后把桩多出 z 来的那一部分重度作为外加到桩单元上 这 样, 就可以较好的模拟静载试验前土体的应力状态 el
766 岩土力学 004 年.5 简化处理 图 有限元网格 Fig. Finite element meshes 假定整个静载试验过程中, 产生的超孔压 有足够的时间消散, 整个静载过程就是一个力位移 求解问题 每次在桩顶施加 00 kpa 竖向均布, 共施加 5 次, 以模拟静载试验加载过程.6 计算参数 桩体弹性模量 E=0 GPa, 泊松比 =0.8, 土体参数根据室内试验确定 [4], 见表 桩土界面之间的摩擦角 是影响摩擦桩的承载 性能的关键因素 Potyondy [5] 和 Acer [6] 等的研究表明, 对于粘土, 取 0.6~0.7 是比较合适的 本文中取接触面的摩擦系数 tan 0. 4 桩 阻力存在异步发挥的现象 在加载的初期,P-S 曲 线的形状主要受桩外侧摩阻力的发挥控制,PCC 管 桩和闭口桩的 P-S 曲线基本吻合 当桩外侧土体和 桩壁之间开始滑移, 外侧摩阻力全部发挥后, 新增 主要传向桩端, 由内侧摩阻力和端阻力承担, P-S 曲线开始弯曲 由于土塞内侧摩阻力发挥所需 要的沉降比端阻发挥需要的沉降要大, 开口桩的沉 降比闭口桩的要大 由于 PCC 桩的管壁断面面积占 外包断面积的 4 % 左右, 桩端阻力分担了较多的荷 载, 内侧摩阻力没有充分发挥, 约占外侧摩阻力的 0 % 左右 桩顶 p / kn 图 沉降曲线的现场试验与有限元计算比较 Fig. Comparison of head load-settlement curves by field test and FEM Table 表 土体计算参数 Calculation parameters of soils 土层 / g m - c / kpa /( ) E / MPa A 0.98 8.5 0.6.5 B 0.98 6.6.8 4. 计算结果和分析. - 沉降关系曲线 单桩竖向静力试验的 - 沉降 (P-S) 曲 线是桩土体系的传递 侧阻和端阻发挥性状的 综合反应, 研究桩的 - 沉降曲线是研究桩的受力 机理的重要途径之一 图 给出了南京大厂经一路 [7] PCC 桩软基加固工程的现场静载试验与有限元计 算的比较结果 图 4 是随着加荷过程各承载力分量 的分担变化情况 由于 PCC 管桩中, 一部分桩 顶通过桩头盖板直接传递到土塞顶部, 图中的 端阻力实际上还包括了桩头盖板下土塞的承载作 用 本文采用的有限元模型, 考虑了桩与土塞 桩 与桩周土的接触非线性和土的非线性, 模拟结果与 实测相当接近 为分析开口桩与闭口桩传递机理的 差别, 采用相同的材料模型 接触面模型 加荷次 序对同样外径的闭口桩进行了分析, - 沉降曲线 也示于图 图 和 4 显示, 内 外侧摩阻力和端 桩顶 p / kn 图 4 侧阻力和端阻力曲线 Fig. 4 Friction resistance and end bearing. 内外侧摩阻力 桩身应力及桩端应力 图 5,6 给出了不同作用下, 内 外侧摩 阻力的发挥和沿桩长的分布曲线 侧摩阻力的发挥来源于桩土之间的相对位移, 内外摩阻力的发挥不同, 正是由于土塞和桩外侧土 的不同的边界条件和位移模式造成的 与桩外周无 限大的土体相比, 管内土塞相当于一个一维土柱, 桩外周土体变形以剪切变形为主, 而土塞则往往伴 随着压缩变形 随着桩顶受荷, 桩体向下移动, 桩 与桩外侧土的差异变形由上向下发展, 外侧摩阻力 也是由上向下发挥的 ; 而对于管内土塞, 当较 小时, 土塞连同桩管同步下沉, 只有当土塞底部受 到足够大的反力时, 土塞才会产生相对于管壁的向 上位移而使侧阻力充分发挥出来
第 5 期费康等 : 现浇混凝土薄壁管桩的传递机理 767 下, 土塞顶部的位移与桩顶一致, 内摩阻力没有发挥, 而在端部局部增大, 其分布图形为喇叭型 与外侧摩阻力相比, 内侧摩阻力的发挥范围很有限, 集中在桩端以上 4 倍桩径以内 图 5 内侧摩阻力沿桩长分布 Fig. 5 Inner frictional resistance distribution with depth 图 8 桩土表面的沉降 Fig. 8 Settlement of pile-soil system 图 6 外侧摩阻力沿桩长分布 Fig. 6 Outer frictional resistance distribution with depth 桩与土之间的接触采用的是 Coulomb 模型, 并 且桩侧的水平土压力随着深度而线性增加, 相应于 与土已经发生滑移的那部分桩身的摩阻力, 也随着 深度呈线性变化 靠近桩端的那一部分摩阻力近似 为常量, 不过在桩端剪应力降为 0, 这是因为, 紧 靠桩尖外侧的土体与桩壁外侧脱离开了, 其变形模 式可以从加载前后的网格图 ( 图 7) 变形体现出来 图 7 中网格的不连续反映了桩和土体产生的滑移 随着桩顶进一步受荷, 整个桩长范围内桩体与土之 间都产生了滑移, 外侧摩阻力充分发挥 同时由于 桩的挤压, 桩顶土体的水平应力增大, 摩阻力发挥 也增大 图 8 还给出了桩顶及桩周土表面的沉降发 展过程, 反映了桩土间接触面滑移的发展 图 9 为不同作用下桩身的应力分布 由于 在桩顶, 由盖板和桩壁共同承担, 桩身应力比 较小, 随着深度增加, 转而由桩壁承担, 在桩 壁和盖板交接处, 桩身应力最大, 其后, 由于侧摩 阻力作用, 桩身应力自上而下逐渐减小 图 9 桩身应力分布 Fig. 9 Stress distribution along pile depth 图 0 为不同作用下桩端土体的应力分布 作用在桩壁底端和土塞底部的反力是不一样的 土 塞端部的竖向应力呈不均匀分布, 靠近桩壁的土体 承担的更多, 呈现出比较明显的拱效应 考虑 了桩土之间的滑移后, 桩的影响范围很有限, 相对 土塞桩外周土体的竖向应力变化则很小 图 7 桩端土体的变形 Fig. 7 Detail of deformed pile-soil system around pile rip 与外侧摩阻力相比, 桩与土塞的相对位移是弹 性滑移, 内侧摩阻力要小很多 在桩头盖板的作用 图 0 桩端土体应力分布 Fig.0 Stress distribution under the pile tip
768 岩土力学 004 年 5 结语 本文通过有限元计算, 对 PCC 桩的传递机理进行了计算分析, 结果与现场静载试验 - 沉降曲线相当接近, 同时还揭示一些暂时无法由现场试验得到的结果 : ()PCC 桩和闭口桩的 P-S 曲线在加载初期十分接近, 在外侧摩阻全部发挥后, 开口桩的沉降比闭口桩的要大 ; () 桩外侧摩阻力由上向下扩展, 而内侧摩阻力则由下向上发展, 桩管内壁传递是 PCC 桩传递的主要特点 ; () 内侧摩阻力发挥比端阻力发挥需要的位移更大, 往往不能充分发挥 ; (4) 桩头盖板将一部分桩顶直接传给了土塞顶部, 土塞顶部也起了一定的 端阻 作用 ; (5)PCC 桩具有一定的管壁面积, 端部能承担一定的 由于拱效应, 土塞竖向应力沿径向分布是不均匀的 参考文献 [] 刘汉龙, 费康, 马晓辉, 等. 振动沉模大直径现浇薄壁管桩技术及其应用 (Ⅰ) : 开发研制与设计理论 [J]. 岩土力学, 00, 4(): 64-98. [] 刘汉龙, 郝小员, 费康, 等. 振动沉模大直径现浇薄壁 管桩技术及其应用 (Ⅱ): 工程应用与现场试验 [J]. 岩土力学, 00, 4(): 7-75. [] Menerey Ph, Willam K J. Triaxial failure erion for concrete and its generalization[j]. ACI Structural Journal, 995, 9: -8. [4] 河海大学岩土力学实验室. 南钢大厂经一路路基室内土工试验报告 [R]. 南京 : 河海大学, 00. [5] Potyondy J G. Skin friction between various soils and construction materials[j]. Geotechnique, 96, (4): 9 5. [6] Acer Y B, Durgunoglu H T, Tumay M T. Interface properties of sands[j]. Journal of Geotechnical Engineering, 98, 08(4): 648-654. [7] 铁道部大桥局第二桥梁工程处. 南京大厂区五条路经一道路工程单桩竖向静载荷试验报告 [R]. 南京 : 河海 大学, 00. 上接第 754 页 [7] Rice J R. The localization of plastic deformation[a]. Theoretical and Applied Mechanics[C]. North Holland Amsterdam: Koiter W T. 976, 07-0. [8] Runesson K. Bifurcation results for plasticity coupled to damage with MCR-effect[J]. International Journal of Solids and Structires, 7(4): 975-996. [9] Borja R I. Strain localization in frictional materials exhibiting displacement jump[j]. Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering, 00, 90(0): 555-580. [0] Borja R I. Finite element simulation of strain localization with large deformation: capturing strong discontinuity using a Petrov-Galerkin multi-scale formulation[j]. Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering, 00, 9(7): 949-978. [] Desrues J. Localisation Patterns in Ductile and Brittle Geomaterials[A]. Material Instabilities in Soils[C]. John Wiley & Sons Limited: Rene de Borst snd Erik. 998, 7-58. [] Rudnicki J W. Condition for the localization of deformation in pressure-sensitive dilatant materials[j]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 975, (6): 7-94. [] 赵纪生, 陶夏新. 覆盖土层中的局部应变带萌生与进化 [A]. 现代地震工程进展 [C]. 南京 : 东南大学出版社,00, 90-95. [4] Rice J R. On the stability of dilatant hardening for saturated rock mass[j]. Journal of Geophysical Research, 975, 80(): 5-56. [5] Rice J R. Some basic stress diffusion solutions for fluid saturated elastic porous media with compressible contents[j]. Reviews of Geophysics and Space Physics, 976, 4(): 7-4. [6] Runesson K. Localization in hyperelasto-plastic porous solids subjected to undrained conditions [J]. International Journal of Solids and Structures, 998, 5(): 4 9-4 55. [7] Han C. Plane strain compression experiment on water-saturated fine grained sand[j]. Geotechnique, 99, 6(): 49-78. [8] 张洪武. 饱和多孔介质分析解的唯一性与应变局部化分岔 [J]. 力学学报, 000, (6): 686-697. [9] Zhang H W, B A Schrefer. Uniqueness and localization analysis of elastic-plastic saturated porous media[j]. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 00, 5(): 9-48. [0] 贝尔. 多孔介质流体动力学 [M]. 北京 : 中国建筑工业出版社, 98. [] 赵纪生. 钢纤维混凝土在灌注桩基工程中的应用 [ 工学博士学位论文 D]. 哈尔滨 : 中国地震局工程力学研究所, 00. [] 陈少林. 两相介质中近场波动的数值模拟 [ 工学博士学位论文 D]. 哈尔滨 : 中国地震局工程力学研究所, 00. [] 米切尔. 岩土工程土性分析原理 [M]. 南京 : 南京工学院出版社, 988. [4] Rouche N. Stability Theory by Liapunov s Direct Method[M]. New York: Springer-Verlag, 977. [5] Eringen C. Nonlinear Theory of Continuous Media[M]. New York: McGraw-Hill, 96. [6] Peter B B. On the Nature of Flutter and Divergence Material Instabilities[J]. Periodica Polytechnica Transportation Engineering, 999, 7(): 9-99.