DX旋挖擠擴(kuò)灌注樁不同承力盤(pán)數(shù)性能對(duì)比研究

張德華，齊萬(wàn)鵬，賀德新

(1.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京 100044;2.北京中闊地基基礎(chǔ)技術(shù)有限公司，北京 100097)

1 前言

DX樁是從普通混凝土灌注樁演變而來(lái)的一種新型變截面樁，成樁時(shí)在普通直孔樁的基礎(chǔ)上通過(guò)液壓旋挖擠擴(kuò)裝置在樁身不同部位設(shè)置承力盤(pán)而成。通過(guò)將承力盤(pán)布置在地基土體的堅(jiān)硬土層上，使得樁身承擔(dān)的荷載擴(kuò)散到了周邊土體，改善了周邊土體的應(yīng)力狀況。相比于普通直孔樁，較為有效地提高了樁體的承載力，較大幅度地減小了沉降量，進(jìn)而使得DX樁具備了良好技術(shù)經(jīng)濟(jì)效果的特征。DX樁可作為高層建筑、橋梁、一般工業(yè)與民用建筑及高聳構(gòu)筑物的樁基;可在粘性土、粉土、砂土層、強(qiáng)風(fēng)化巖、殘積土、卵礫石層的上層面擠擴(kuò)成盤(pán)，更適宜在粘性土、粉土或砂土交互分層的地基中使用。DX樁的樁身直徑通常為800～1 500 mm，相對(duì)應(yīng)的承力盤(pán)直徑為1 400～2 500 mm。

目前已經(jīng)有不少專(zhuān)家學(xué)者對(duì)DX樁進(jìn)行了研究。趙明華，李微哲，單遠(yuǎn)銘等人[1]進(jìn)行了DX樁抗拔承載機(jī)理及設(shè)計(jì)計(jì)算方法研究，對(duì)DX樁與普通樁的抗拔承載特性進(jìn)行了對(duì)比分析，探討了DX樁的抗拔破壞模式;陳輪、常冬冬、李廣信等[2]人用有限元法對(duì)豎向樁頂荷載作用下DX樁樁周土的應(yīng)力變形及樁身荷載傳遞特點(diǎn)進(jìn)行了數(shù)值分析研究，給出了樁周土體的應(yīng)力位移等值線，分析了擴(kuò)徑體數(shù)量、間距及形狀對(duì)DX樁承載性能的影響;萬(wàn)飛[3]做了DX樁在高速公路橋梁中應(yīng)用的承載機(jī)理研究，分析了不同樁間距DX群樁的承載力和沉降控制能力;張清林[4]對(duì)DX群樁的承載性能進(jìn)行了模型試驗(yàn)和有限元數(shù)值模擬研究。這些研究都得出了很多有益的結(jié)論，但并未對(duì)具有不同承力盤(pán)數(shù)的DX樁承載力等方面進(jìn)行定量深入的研究。

該研究通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算，考慮不同樁徑和盤(pán)徑以及不同承力盤(pán)數(shù)的DX樁，對(duì)其樁周土的受力狀況進(jìn)行分析，討論不同盤(pán)數(shù)對(duì)DX樁承載力的影響。

2 模型建立

文章所用的數(shù)值模擬是基于有限差分軟件FLAC3D上的，它能夠進(jìn)行土質(zhì)、巖石和其他材料的三維結(jié)構(gòu)受力特性模擬和塑性流動(dòng)分析。本次數(shù)值計(jì)算中采用的樁為實(shí)體樁，樁體和地基土為空間軸對(duì)稱(chēng)，樁與樁周土之間設(shè)置無(wú)厚度的Goodman接觸面以模擬樁土之間的接觸。

在DX單樁數(shù)值計(jì)算中，對(duì)樁身混凝土、樁周土體、樁土接觸面所采用的模型及參數(shù)如表1～表4所示。圖1為數(shù)值計(jì)算中4個(gè)單樁的尺寸圖。

表1 樁周土體摩爾－庫(kù)侖模型計(jì)算參數(shù)Table 1 Calculation parameters of soil surrounding pile for Mohr-Coulomb model

表2 樁土接觸面庫(kù)侖剪切模型計(jì)算參數(shù)Table 2 Calculation parameters of interface between pile and soil for Coulomb shear model

表3 樁身混凝土彈性模型計(jì)算參數(shù)Table 3 Calculation parameters of pile concrete for elastic model

表4 試樁尺寸參數(shù)表Table 4 Parameters of test piles

在DX單樁模型中，由于樁為軸對(duì)稱(chēng)形狀，且樁頂荷載也是對(duì)稱(chēng)于樁軸，其地基土的應(yīng)力和位移均對(duì)稱(chēng)于樁軸，屬于空間軸對(duì)稱(chēng)問(wèn)題，故在建立模型時(shí)將模型作簡(jiǎn)化處理，建立四分之一樁土模型如圖2所示。

2.1 模型的初始平衡

模型在加載之前進(jìn)行兩次初始平衡計(jì)算，第一次初平衡將樁單元和土體均設(shè)置為土體的性質(zhì)，在自重下進(jìn)行平衡，以使土體中各點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)模擬天然狀態(tài)下的應(yīng)力狀態(tài)。第二次初平衡模擬的是成樁以后未加載時(shí)土體和樁單元的應(yīng)力狀態(tài)，通過(guò)將樁單元的性質(zhì)設(shè)置成表1中的彈性體模型及材料參數(shù)，并在樁周土處加接觸單元，分別在樁側(cè)土和樁端土加接觸單元，以更好地模擬樁端土和樁周土在荷載作用下的分離。

圖1 數(shù)值計(jì)算中4個(gè)單樁的尺寸圖(單位:m)Fig.1 Parameters of 4 single piles in numerical simulation(unit:m)

圖2 試樁2網(wǎng)格模型圖Fig.2 Grid model of test pile 2

2.2 加載方式選擇

采用應(yīng)力控制進(jìn)行加載，在樁頂施加向下的法向應(yīng)力，初次加載 4 800 kN，此后每次加載2 400 kN，分12級(jí)加載，總荷載為31 200 kN。

2.3 對(duì)數(shù)值計(jì)算所取參數(shù)的驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模擬所采用的本構(gòu)模型及所取參數(shù)的合理性和可靠性，在承載力和沉降方面，分別對(duì)試樁1和試樁2進(jìn)行實(shí)測(cè)試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析驗(yàn)證(見(jiàn)表5)，對(duì)比曲線圖見(jiàn)圖3。

表5 試樁1和試樁2承載力及沉降模擬與實(shí)測(cè)對(duì)比Table 5 Comparison of simulation and practice of test pile 1 and test pile 2 for bearing capacity and settlement

圖3 試樁1和試樁2的荷載－沉降量(Q－s)曲線對(duì)比Fig.3 Comparison of Q －s curves of test piles between No.1 and No.2

從表5不難得出如下結(jié)論:承載力方面，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)試驗(yàn)結(jié)果一致;沉降方面，試樁1的模擬值比實(shí)測(cè)值大2.63 mm;試樁2的模擬值比實(shí)測(cè)值大3.83 mm。模擬值始終比試驗(yàn)值略大點(diǎn)，但基本的趨勢(shì)走向一致，故完全可以認(rèn)為數(shù)值計(jì)算所取的參數(shù)是合理的、可靠的。

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 Q －s曲線分析

試樁3(兩個(gè)承力盤(pán)DX樁)和試樁4(三個(gè)承力盤(pán)DX樁)數(shù)值計(jì)算得到樁頂在各級(jí)荷載下的沉降量，由此作出相應(yīng)的承載力與沉降的Q-s曲線(如圖4所示)。

從結(jié)果可以看出，兩根兩個(gè)承力盤(pán)DX樁(即試樁3)在加載后期沉降逐漸加大，在圖4中表現(xiàn)為Q-s曲線斜率相對(duì)增大;而兩根三個(gè)承力盤(pán)DX樁(即試樁4)在加載后期仍能保持良好的、較小的沉降，Q-s曲線相對(duì)平緩。說(shuō)明由于承力盤(pán)數(shù)的增加，承載力提供也在隨之增加。

當(dāng)兩根試樁加載到21 600 kN時(shí)，兩個(gè)承力盤(pán)DX樁的沉降達(dá)到了21.89 mm，而三個(gè)承力盤(pán)DX樁此時(shí)的沉降為15.56 mm，僅是兩個(gè)承力盤(pán)DX樁沉降的71.1%。承載力方面，在相同直徑下試樁3為21 600 kN，試樁4為26 400 kN，三個(gè)承力盤(pán)DX樁的承載力大約是兩個(gè)承力盤(pán)DX樁的1.2倍。

由此可以看出，三個(gè)承力盤(pán)DX樁在沉降及承載力方面的優(yōu)勢(shì)比兩個(gè)承力盤(pán)DX樁明顯。

圖4 試樁3和試樁4的Q－s曲線對(duì)比Fig.4 Comparison of Q －s curves of test piles between No.3 and No.4

3.2 樁周土塑性區(qū)的發(fā)展分析

1)試樁3。第四級(jí)荷載(12 000 kN)時(shí)，下盤(pán)及樁底塑性區(qū)發(fā)展，逐漸貫通起來(lái)呈現(xiàn)破壞趨勢(shì)(見(jiàn)圖5)。第八級(jí)荷載(21 600 kN)時(shí)，下盤(pán)及樁底塑性區(qū)繼續(xù)發(fā)展，逐漸貫通起來(lái)呈現(xiàn)破壞趨勢(shì)，而樁端部分產(chǎn)生塑性變形土體以撤出塑性變形。上盤(pán)小部分土體同時(shí)出現(xiàn)了抗拉破壞，說(shuō)明上盤(pán)上部土體脫離樁。樁端塑性區(qū)并未貫通，樁體仍具有承載能力，該階段為試樁3的極限承載力階段(見(jiàn)圖6)。第九級(jí)荷載(24 000 kN)時(shí)，下盤(pán)也出現(xiàn)了抗拉破壞，塑性區(qū)已與樁底塑性區(qū)連通，產(chǎn)生整體破壞，樁已失去承載能力，樁頂沉降猛然增大(見(jiàn)圖7)。

圖5 第四級(jí)荷載下樁周土塑性區(qū)Fig.5 Plastic zone of soil surrounding pile under the 4th level load

2)試樁4。第四級(jí)荷載(12 000 kN)時(shí)，上盤(pán)首先出現(xiàn)塑性區(qū)，開(kāi)始出現(xiàn)塑性流動(dòng)，周?chē)馏w整體破壞。承力盤(pán)及樁底處有小部分土體產(chǎn)生塑性變形，尚未產(chǎn)生破壞。樁端未見(jiàn)塑性區(qū)。說(shuō)明上盤(pán)位先出現(xiàn)破壞，發(fā)生塑性流動(dòng)，盤(pán)位承載力不再增加，下盤(pán)位承載力開(kāi)始發(fā)揮(見(jiàn)圖 8)。第十級(jí)荷載(26 400 kN)時(shí)，中盤(pán)塑性區(qū)已貫通，下盤(pán)塑性區(qū)逐漸貫通起來(lái)呈現(xiàn)破壞趨勢(shì)，而樁端并未出現(xiàn)塑性變形。但樁頂沉降發(fā)展較快，樁體仍具有承載能力，該階段為試樁4的極限承載力階段(見(jiàn)圖9)。第十一級(jí)荷載時(shí)，下盤(pán)及樁底塑性區(qū)均已貫通，出現(xiàn)了抗拉破壞，樁完全失去承載能力，樁頂沉降陡然增加(見(jiàn)圖10)。

圖6 第八級(jí)荷載下樁周土塑性區(qū)Fig.6 Plastic zone of soil surrounding pile under the 8th level load

圖7 第九級(jí)荷載下樁周土塑性區(qū)Fig.7 Plastic zone of soil surrounding pile under the 9th level load

3.3 樁身軸力與擴(kuò)盤(pán)阻力的發(fā)揮分析

圖11和圖12分別是各級(jí)荷載下模擬試樁3和試樁4的樁身軸力圖。由圖11和圖12可以看出，在樁頂荷載下，DX樁承力岔的端阻力明顯屬于按順序發(fā)揮。在加載初期，承力盤(pán)都較早承力。但自上而下，第一個(gè)承力盤(pán)先承力而其下部的承力盤(pán)要滯后些承力，待上部承力盤(pán)接近于或達(dá)到極限承載力時(shí)，樁身軸力接力一樣逐漸向下部傳遞，使下部承力盤(pán)的承力作用逐步得到發(fā)揮。DX樁身軸力沿深度是逐漸減小的，這和模型試驗(yàn)得出的結(jié)論是一樣的。因?yàn)闃对谙虻鼗馏w中傳遞應(yīng)力的過(guò)程中，沿深度方向上將部分軸力轉(zhuǎn)化為樁側(cè)摩阻力，使得樁身軸力沿深度方向上不斷減小。

樁身承力盤(pán)處毫無(wú)疑問(wèn)是樁側(cè)摩阻力增加最多的部位，對(duì)比各級(jí)荷載下模擬試樁3和試樁4的樁身軸力圖(見(jiàn)圖11和圖12)可以看出，承力盤(pán)數(shù)的增加無(wú)疑增加了樁身側(cè)摩阻力沿深度方向減小的次數(shù)和幅度。

圖8 第四級(jí)荷載下樁周土塑性區(qū)Fig.8 Plastic zone of soil surrounding pile under the 4th level load

圖9 第十級(jí)荷載下樁周土塑性區(qū)Fig.9 Plastic zone of soil surrounding pile under the 10th level load

圖10 第十一級(jí)荷載下樁周土塑性區(qū)Fig.10 Plastic zone of soil surrounding pile under the 11th level load

圖11 各級(jí)荷載下模擬試樁3樁身軸力圖Fig.11 Axial forces of test pile No.3 under various loads

圖12 各級(jí)荷載下模擬試樁4樁身軸力圖Fig.12 Axial forces of test pile No.4 under various loads

4 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)試樁試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)比分析，對(duì)普通直孔樁、兩個(gè)承力盤(pán)DX樁、三個(gè)承力盤(pán)DX樁在Q-s曲線、樁周土塑性區(qū)、樁身軸力與承力盤(pán)阻力等方面進(jìn)行對(duì)比分析，可以得到如下結(jié)論:

1)DX樁承力盤(pán)阻力的發(fā)揮具有明顯的時(shí)間順序效應(yīng)，上部的承力盤(pán)承載力先發(fā)揮，數(shù)值較大;而下部的承力盤(pán)承載力發(fā)揮不夠充分，所占的比重相對(duì)較小。

2)相比尺寸相同的普通混凝土灌注樁，DX單樁的抗壓能力明顯增強(qiáng)。由數(shù)值計(jì)算得出具有兩個(gè)承力盤(pán)的DX單樁的抗壓承載力明顯優(yōu)越于普通直孔樁，大約為直孔樁的1.5倍，而三個(gè)承力盤(pán)DX樁的承載力又進(jìn)一步優(yōu)于兩個(gè)承力盤(pán)DX樁，大約為其1.2 倍。

3)在DX單樁樁頂荷載增加相同的情況下，三個(gè)承力盤(pán)DX樁對(duì)樁頂沉降的控制優(yōu)越于兩個(gè)承力盤(pán)DX樁，而兩個(gè)承力盤(pán)DX樁又明顯優(yōu)越于普通直孔樁的控制效果。

[1]趙明華，李微哲，單遠(yuǎn)銘.DX樁抗拔承載機(jī)理及設(shè)計(jì)計(jì)算方法研究[J].巖土力學(xué)，2006，27(2):199-203.

[2]陳 輪，常冬冬，李廣信.DX樁單樁承載力的有限元分析[J].工程力學(xué)，2002，19(6):67-72.

[3]萬(wàn) 飛.多節(jié)旋挖擠擴(kuò)灌注樁在高速公路橋梁中應(yīng)用的承載機(jī)理研究[D].北京:北京交通大學(xué)，2010.

[4]張清林.多節(jié)擠擴(kuò)灌注DX樁承載性狀的模型試驗(yàn)和數(shù)值分析[D].北京:北京交通大學(xué)，2010.