钢管-水泥土组合桩的抗拔性能

罗太安, 冯建光, 安文东

(1.泰州市第一建筑监理有限公司,江苏 泰州 225300;2.中国矿业大学 力学与建筑工程学院,江苏 徐州 221116;3.上海宏波工程咨询管理有限公司,上海 200232)

钢管-水泥土组合桩的抗拔性能

罗太安1, 冯建光2, 安文东3

(1.泰州市第一建筑监理有限公司,江苏 泰州 225300;2.中国矿业大学 力学与建筑工程学院,江苏 徐州 221116;3.上海宏波工程咨询管理有限公司,上海 200232)

为改善水泥土搅拌桩的抗拔性能,在搅拌桩内插入钢管,构成钢管 -水泥土组合桩,利用ANSYS有限元软件分析钢管长度对组合桩承载力的影响。结果表明:钢管 -水泥土组合桩的主要受力构件为钢管,钢管的荷载传递作用可以克服水泥土搅拌桩桩身材料的缺陷。钢管长度 l=8 m时,与 l=6 m的钢管 -水泥土组合桩相比,极限承载力提高了 32%,钢管长度 l>8 m时,对提高组合桩的极限承载力贡献不大。

钢管 -水泥土组合桩;抗拔性;极限承载力;有限元

Abstract:Directed at improving the uplift resistance of cement-soil mixing pile,this paper introduces a method designed to form steel-cement composite pile by inserting a steelpipe into and presents an analysis of the impact of steel pipe length on bearing capacity using finite element sof tware-ANSYS.The results show that steel pipe is the main force component for the steel-cement composite pile and the load transfer function of steel pipes can eliminate the material defects of cement-soil mixing pile.The steel pipe with length of 8 m gives the ultimate bearing capacity 32%greater than steel-cement composite pile with length of 6 m;steel pipe,longer than 8 m,contributes little to improving the bearing capacity.

Key words:steel-cement composite pile;uplift resistance;ult imate bearing capacity;finite element

0 引 言

水泥土搅拌桩可利用固化剂与软土之间所产生的一系列物理化学反应,使软土硬结成为具有整体性、水稳定性和一定强度的优质地基,被广泛应用于淤泥、淤泥质土、粉土和含水量较高的黏性土的加固方面。抗拔桩主要依靠桩身与土层之间的摩擦力提供抗拔力。传统的等截面抗拔桩往往由于桩周土提供的摩擦力不足[1-2]发生破坏。水泥土搅拌桩的水泥土与桩周原位土渗透结合较好,桩周摩阻力较等截面桩提高很多,具有作为抗拔桩的可行性,但由于桩身材料的限制,其承载能力难以充分发挥[3-4]。基于此,笔者采用在水泥土桩中插入圆钢管的方法,构成钢管 -水泥土组合桩,并利用 ANSYS有限元软件分析钢管长度对组合桩极限承载力的影响,以期改善水泥土搅拌桩的抗拔性能。

1 单桩有限元模型

1.1 计算假设

由于实际施工条件较为复杂,模型作如下假设:(1)桩体垂直设于土体内,且底面为水平面。(2)桩侧及桩底土均为连续均匀、各向同性的非线性弹塑性体。

(3)桩侧及桩底土体的物理力学性质不随桩的设置而改变。

1.2 网格划分

采用 ANSYS三维有限元模型模拟钢管 -水泥土组合桩的受力情况。拟定计算区域的水平方向为桩身半径的 20倍 (6 m),垂直方向为桩长的 2.5倍(25 m)。实验所选桩型为水泥土搅拌桩,桩长10 m,桩身半径 0.3 m;钢管外径 0.2 m,长度分别为6、8、10 m。桩土模型中,水泥土内芯、桩体及土体均由 SOL ID45单元中的八节点六面体单元进行网格划分,如图 1所示。

图 1 单元网格划分Fig.1 Elementmeshing

1.3 材料参数

模拟时,土体和桩体采用 D-P模型,内芯采用弹性模型,具体材料参数见表 1。

表 1 材料参数Table 1 Parameters of materials

1.4 接触面及边界条件

采用面面接触单元模拟内芯与桩体、桩体与周围土体界面的接触行为,摩擦系数从现场实测数据及文献[5]中获得。

取模型的 1/4进行有限元分析,设模型上表面为自由边界;土体的底部为固定支座,即三个方向的约束为零;土体的侧面的边界条件为 x、y方向约束,z方向自由;对称面上的边界条件为约束垂直于对称面方向的位移。

1.5 计算步骤

钢管 -水泥土组合桩受力的计算步骤:(1)初始应力计算,写入初始应力文件,求解。(2)重新建立相同的模型,在施加重力的情况下提取初始应力文件,读入初始应力,求解。

(3)在步骤 (2)计算结果的基础上以 2 MPa均匀加载,求解。

2 结果分析

图 2为钢管 -水泥土组合桩的荷载 (p)-位移(s)曲线。由图 2a可以看出,对于 l=6 m的钢管 -水泥土组合桩,荷载小于 26.8 MPa时,上拔荷载较小,钢管与水泥土之间相对位移很小,二者通过黏结作用能够协同工作;随着荷载的增加,二者相对位移增加,这主要是因为上部钢管与水泥土间出现滑移,使黏结力 (最大静摩阻力)转变为动摩阻力。当荷载达到 26.8MPa后,上部钢管与水泥土间的相对滑动使下部钢管与水泥土间具有相对滑移的趋势,进而产生黏结力。当荷载增加至 31.9MPa时,下部钢管与水泥土间出现滑移,钢管位移线性增加,组合桩基本失去承载能力。在整个加载过程中,水泥土的位移一直保持在 11.8 mm,说明水泥土与桩周土体黏结较好。

对于 l=10 m的钢管 -水泥土组合桩 (图 2b),加载初期,钢管与水泥土间的相对位移很小,最大仅为 1.2 mm;当加载至 19.5MPa时,上部桩土黏结力不足以约束上部钢管,钢管顶部位移增加明显;当加载至 44.8MPa时,钢管顶部与水泥土顶部的相对位移保持相对稳定;荷载大于 44.8 MPa后,水泥土位移迅速增加。这说明钢管未屈服,但水泥土与桩周土的黏结已破坏。可见,钢管是组合桩的主要受力部件。

对于 l=8 m的钢管 -水泥土组合桩 (图 2c),荷载小于 42.1MPa时,钢管与水泥土的位移变化较为平缓,而当荷载大于 42.1 MPa后,二者位移急剧增加,说明组合桩已破坏。

由上述分析可知,l=8 m的钢管 -水泥土组合桩的破坏趋势与 l=10 m的较为相似,在加载后期钢管与水泥土的相对位移差均保持稳定,二者的破坏原因均为桩 -土界面发生破坏,且前者的极限承载力略小于后者。与 l=6 m的钢管 -水泥土组合桩相比,l=8 m的极限承载力提高了 32%。

图 2 钢管 -水泥土桩 p-s曲线Fig.2 p-scurves of steel-cement

图 3为钢管在深度方向上的应力变化曲线。

由图 3可以看出,l=6 m钢管的应力随着深度(h)的增加呈线性递减的趋势,且整体应力值位于 y轴上方,深度为 6 m处的应力值为 5.9 MPa。l=10 m钢管的应力在深度小于 6 m时也呈线性递减趋势,在 7 m左右,递减趋势得到延缓,到 8.2 m时,应力为0,深度继续增加,应力变为负增长。l=8 m钢管各深度处的应力较l=6 m钢管均有明显提高,与l=10 m钢管相比,前期情况基本保持一致,后期有所提高,且未出现负应力。由以上分析可知,l=6 m钢管并未充分发挥组合桩的极限承载力,而 l=10 m钢管未充分利用材料效用,造成材料浪费,因此,l=8 m钢管 -水泥土组合桩较为合理。

图 3 钢管应力随深度变化曲线Fig.3 Stress of steel along depth

3 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。组合桩破坏的主要原因在于钢管 -桩或桩 -土接触界面发生破坏。

(2)组合桩的极限承载力随着钢管长度的增加而增加,l=8 m的钢管 -水泥土组合桩的承载力较l=6 m的明显提高,其极限承载力提高了 32%,但l=10 m时,提高幅度很小,说明钢管无须通长配置。

[1] 许宏发,罗国煜,廖铁平,等.等截面桩的抗拔机理研究[J].工程勘察,2003(3):4-6.

[2] 张尚根,陈志龙,尹 峰,等.等截面抗拔桩的变形分析[J].解放军理工大学学报:自然科学版,2002,3(5):71-73.

[3] 周国钧,胡同安,杨晓刚.软黏土深层搅拌加固法[C]//中国土木工程学会第四届土力学及基础工程学术会议论文选集,北京:中国建筑工业出版社,1983.

[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] 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.

[6] 李 华,黎立云.钢管混凝土组合节点的非线性有限元分析[J].河北工程大学学报:自然科学版,2010,27(1):25-28.

(编辑 荀海鑫)

W ithdrawal resistant capacity of re inforced steel-cement composite pile

LUO Taian1, FENG Jianguang2, AN W endong3
(1.Taizhou First Construction Supervision Company,Taizhou 225300,China;2.School ofMechanics&Civil Engineering,China University ofMining&Technology,Xuzhou 221116,China;3.Shanghai Hongbo Limited Company of Consultation&Management Construction,Shanghai 200232,China)

TU473.1

A

1671-0118(2010)05-0350-03

2010-04-19

罗太安 (1963-),男,江苏省泰州人,工程师,研究方向:建筑快速施工,E-mail:lta008@sina.com。