超大直徑鉆孔灌注樁成樁過程的鋼護(hù)筒受力分析

李媛媛 俞 瑾 曹平周

(河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院， 南京 210098)

我國江河湖泊眾多，伴隨西電東送工程推進(jìn)，必將建設(shè)越來越多的水中大跨越輸電塔．深水大跨越輸電塔的基礎(chǔ)多采用灌注樁群樁加承臺結(jié)構(gòu)，鉆孔施工前打設(shè)鋼護(hù)筒支護(hù)以防止水下塌孔[1]．隨著上部結(jié)構(gòu)體量及跨度的增大，樁徑不斷增大，鋼護(hù)筒直徑也隨之增大．國內(nèi)外研究比較多的是成樁后樁的力學(xué)特性[2]，在過去的很長一段時間，研究偏向于樁承受豎向荷載的工作性能，20世紀(jì)60年代初起，管樁和轉(zhuǎn)孔灌注樁開始廣泛應(yīng)用，對樁的橫向承載力研究日趨成熟，但是對整個成樁施工過程中鋼護(hù)筒的力學(xué)變化規(guī)律鮮有涉及．大直徑鉆孔灌注樁成樁施工過程住要經(jīng)歷鋼護(hù)筒打樁就位、土體鉆挖并導(dǎo)入泥漿護(hù)壁、鋼筋籠沉放、澆筑樁身混凝土、混凝土的凝結(jié)硬化等過程，各階段對鋼護(hù)筒都會產(chǎn)生作用力，導(dǎo)致鋼護(hù)筒的受力和變形發(fā)生較大變化．因此研究大直徑鉆孔灌注樁成樁過程中鋼護(hù)筒的受力特性，對于保證鋼護(hù)筒滿足安全和質(zhì)量要求具有重要意義．鋼護(hù)筒就位打設(shè)與打樁設(shè)備等相關(guān)，應(yīng)根據(jù)選用的打樁設(shè)備特性進(jìn)行專門設(shè)計．打設(shè)入土后成樁過程中鋼護(hù)筒的受力性能．

蘇通長江大跨越輸電塔設(shè)計方案中鉆孔灌注樁直徑達(dá)2.8 m，最大樁長達(dá)123 m，為超大直徑鉆孔灌注樁．本文運(yùn)用有限元分析軟件ABAQUS[3]，對超大直徑鉆孔灌注樁成樁過程進(jìn)行數(shù)值模擬分析，研究江中超大直徑鉆孔灌注樁成樁過程中鋼護(hù)筒的受力特征，提出設(shè)計建議，為工程建設(shè)提供技術(shù)參考．

1 工程概況

淮南-南京-上海1 000 kV特高壓交流輸變電工程線路設(shè)計選取在蘇州至南通段經(jīng)過長江，過江的設(shè)計方案之一為高塔大跨越，該跨越采用耐-直-直-耐的跨越方式，跨越檔距分別為“1187 m-2600 m-1270 m”，跨越耐張段長度為5 057 m．跨越塔分為南塔、北塔，兩基均立于江中，跨越直線塔全高455 m，該輸電塔若建成將成為世界第一高輸電塔．

江中跨越塔采用灌注樁群樁高樁墩臺基礎(chǔ)，每個塔的基礎(chǔ)采用176根2.8/2.5 m大直徑、超長、變徑鉆孔灌注樁，承臺下樁長108～123 m，平臺中部樁長80 m．為了提高群樁基礎(chǔ)的側(cè)向剛度，采用了保留鋼護(hù)筒的設(shè)計[4]．鋼護(hù)筒采用大直徑圓鋼管形式，壁厚25 mm，單根總高59.93 m，選用Q345C鋼材，樁身采用C35水下混凝土澆筑．北塔基礎(chǔ)下樁長最大，土層性質(zhì)復(fù)雜，本文選取北塔基礎(chǔ)下鋼護(hù)筒作為研究對象，研究鋼護(hù)筒成樁過程中的變形及受力性能．跨越塔結(jié)構(gòu)整體平面布置如圖1所示．

圖1 跨越塔結(jié)構(gòu)整體平面布置圖

2 計算分析模型

2.1 分析方法

本文采用ABAQUS軟件三維建模，建立樁、土模型，研究鋼護(hù)筒在成樁過程中的受力性能．運(yùn)用地應(yīng)力平衡操作來考慮水下土體的變形．鉆孔成樁過程的施工步驟通常依次為：打設(shè)鋼護(hù)筒、鉆孔挖土并導(dǎo)入泥漿護(hù)壁、鋼筋籠沉放、澆筑混凝土、混凝土養(yǎng)護(hù)．其中鋼筋籠沉放過程對鋼護(hù)筒的受力影響較小，不予考慮．

結(jié)合施工步驟和現(xiàn)場土層分布，選取下列7種荷載工況進(jìn)行計算分析：

第1種工況(簡稱Hutong)：鋼護(hù)筒打設(shè)入土；

第2種工況(簡稱nj1)：挖去鋼護(hù)筒內(nèi)粉砂層土體，并導(dǎo)入泥漿護(hù)壁；

第3種工況(簡稱nj2)：挖去鋼護(hù)筒內(nèi)粉質(zhì)砂土混粘土層土體，并導(dǎo)入泥漿護(hù)壁；

第4種工況(簡稱nj3)：挖去鋼護(hù)筒內(nèi)細(xì)粉砂層土體，并導(dǎo)入泥漿護(hù)壁；

第5種工況(簡稱10%)：澆筑樁身混凝土后，混凝土凝結(jié)和硬化，強(qiáng)度達(dá)10%；

第6種工況(簡稱75%)：澆筑樁身混凝土后，混凝土凝結(jié)和硬化，強(qiáng)度達(dá)75%；

第7種工況(簡稱100%)：澆筑樁身混凝土后，混凝土凝結(jié)和硬化，強(qiáng)度達(dá)100%．

2.2 模型幾何尺寸

鋼護(hù)筒圓管的外徑取2.80 m，壁厚25 mm，鋼護(hù)筒伸入細(xì)粉砂層9.77 m，單根總高59.93 m．土體模型采用長方體．根據(jù)相關(guān)工程建模經(jīng)驗(yàn)，長、寬設(shè)置應(yīng)≥護(hù)筒直徑的10倍，為使數(shù)據(jù)整齊，長、寬取30.00 m，土體高度取80.00 m．江水平面標(biāo)高為±0.00 m．有限元分析的模型尺寸如圖2所示．土體采用空間顯示8節(jié)點(diǎn)線性縮減單元C3D8R，外圍土體劃分為4 110個單元，鋼護(hù)筒內(nèi)部土體網(wǎng)格劃分為660個單元．鋼護(hù)筒采用空間顯示薄殼S4R單元，網(wǎng)格劃分為550個單元．模型整體網(wǎng)格劃分如圖3所示．圖中原點(diǎn)在位于水平面處鋼護(hù)筒圓心．

圖2 模型尺寸詳圖 圖3 整體模型網(wǎng)格劃分圖

[5]的研究，采用位移邊界條件為：對模型四周邊界，約束其垂直于各自邊界方向的位移分量；對于模型底部邊界，約束其豎直向位移分量；對模型的頂部不施加任何約束．

2.3 本構(gòu)模型與計算參數(shù)

根據(jù)工程勘察資料，確定北塔地基的主要物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)[6]．為簡化模型，選取鋼護(hù)筒插入的土層進(jìn)行模擬．土體采用Mohr-coulomb模型，各層層厚及計算參數(shù)見表1．泥漿護(hù)壁時，泥漿單元重度1 200 kg/m3，泊松比0.49．澆筑混凝土后，混凝土凝結(jié)硬化不同階段參數(shù)見表2．

表1 Mohr-coulomb模型土體主要參數(shù)

表2 混凝土凝結(jié)硬化各階段參數(shù)

3 計算分析

鉆孔過程中，土體不斷被挖出，地基內(nèi)土體應(yīng)力逐步釋放，產(chǎn)生地應(yīng)力的重新分布引起鋼護(hù)筒的側(cè)壓力產(chǎn)生變化．鉆孔同時導(dǎo)入泥漿護(hù)壁，泥漿對護(hù)筒內(nèi)壁產(chǎn)生側(cè)向壓力．放置鋼筋籠且澆筑混凝土后，鋼護(hù)筒內(nèi)樁身混凝土凝結(jié)和硬化，使得混凝土的強(qiáng)度和體積變化，將對鋼護(hù)筒內(nèi)部產(chǎn)生作用力[7]，引起鋼護(hù)筒變形及應(yīng)力變化．

將計算結(jié)果整理成圖表形式，圖中橫坐標(biāo)為7種施工工況，①、②、③、④為選取研究的鋼護(hù)筒筒身典型位置，詳見圖2．

3.1 變形分析

圖4為鉆孔成樁過程中7種工況鋼護(hù)筒徑向變形變化曲線．圖5為混凝土強(qiáng)度達(dá)100%階段鋼護(hù)筒徑向變形云圖．

圖4 鉆孔成樁過程中鋼護(hù)筒徑向變形變化曲線

圖5 混凝土強(qiáng)度達(dá)100%階段鋼護(hù)筒徑向變形云圖

由圖4分析可知：

1)位于鋼護(hù)筒頂部，受端部土體擠壓作用，變形為負(fù)值，變形變化非常?。?/p>

2)位于鋼護(hù)筒中上部，受內(nèi)部土體擠壓膨脹，變形為正值．前4個工況為鉆孔階段，變形逐漸減??；后3個工況為澆筑樁身混凝土后混凝土凝結(jié)硬化階段，變形逐漸增大．在混凝土強(qiáng)度達(dá)100%的工況下，變形達(dá)到最大值+1.381 mm．

3)位于鋼護(hù)筒中下部，受內(nèi)部土體擠壓膨脹，變形為正值．鉆孔階段變形逐漸減小，混凝土凝結(jié)硬化階段變形逐漸增大．在混凝土強(qiáng)度達(dá)100%的工況下，變形達(dá)到最大值+1.226 mm．

4)位于鋼護(hù)筒底部，受端部土體擠壓作用，變形為負(fù)值，變形變化較小．鉆孔階段變形逐漸增大，混凝土凝結(jié)硬化階段變形趨于減?。阢@孔完成澆筑混凝土前，即nj3工況下，變形達(dá)到最大值-0.523 mm．

鉆孔階段護(hù)筒內(nèi)部土體鉆挖引起外側(cè)土體應(yīng)力釋放，鋼護(hù)筒兩端受外側(cè)土體擠壓作用增強(qiáng)，導(dǎo)致向內(nèi)的徑向變形增大．土體鉆挖同時導(dǎo)入泥漿護(hù)壁，泥漿的重度小于土體重度，對中段筒身擠壓作用變?nèi)酰瑫r，外側(cè)土體的應(yīng)力釋放對筒身形成向內(nèi)的擠壓力，導(dǎo)致筒身中段向外的徑向變形減?。疂仓渡砘炷梁螅殡S混凝土的凝結(jié)和硬化，在混凝土重力作用下鋼護(hù)筒被擠壓有向外變形的趨勢，導(dǎo)致端部位置徑向變形趨于減小，中段筒身徑向變形逐漸增大．

由圖5可知，整個鉆孔成樁過程最大徑向變形為+2.755 mm，發(fā)生于混凝土強(qiáng)度達(dá)到100%的成樁完成階段，位于鋼護(hù)筒中下部，土層為粉質(zhì)砂土混粘土層下部．此層土體密度、彈性模量最小，外側(cè)土體對護(hù)筒的變形約束作用小，導(dǎo)致在內(nèi)部擠壓作用下形成最大變形．最大徑向變形占筒徑的0.098%，變量形極小，滿足使用要求．

3.2 強(qiáng)度分析

圖6為鉆孔成樁過程中7種工況鋼護(hù)筒等效應(yīng)力變化曲線．圖7為nj3階段鋼護(hù)筒等效應(yīng)力云圖．

圖6 鉆孔成樁過程中鋼護(hù)筒等效應(yīng)力變化曲線

圖7 nj3階段鋼護(hù)筒等效應(yīng)力云圖

由圖6分析可知：

1)位于鋼護(hù)筒頂部，等效應(yīng)力在前5個工況一直維持在較小值，且當(dāng)混凝土強(qiáng)度為100%時達(dá)到最大值6.16 MPa．這是由于端部筒身受土體擠壓，對內(nèi)部作用力的變化不敏感，應(yīng)力變化不明顯．

2)位于鋼護(hù)筒中上部，前4個工況為鉆孔階段，等效應(yīng)力緩慢增加；后3個工況為澆筑樁身混凝土后混凝土凝結(jié)硬化階段，等效應(yīng)力急劇減小．在鉆孔完成澆筑混凝土前，即nj3工況下，等效應(yīng)力達(dá)到最大值212.640 MPa．

3)位于鋼護(hù)筒中下部，前兩個工況等效應(yīng)力幾乎不變，隨后緩慢增加；混凝土凝結(jié)硬化階段等效應(yīng)力急劇減小．在nj3工況下，等效應(yīng)力達(dá)到最大值278.417 MPa．

4)位于鋼護(hù)筒底部，前3個工況下等效應(yīng)力變化非常小，在nj3工況下，等效應(yīng)力突增達(dá)到最大值154.525 MPa．混凝土凝結(jié)硬化階段等效應(yīng)力急劇減小．

鋼護(hù)筒的等效應(yīng)力隨鉆孔深度增大逐漸增加，隨樁身混泥土凝結(jié)和硬化急劇減?。@是由于混凝土為流動態(tài)時對鋼護(hù)筒有側(cè)向擠壓力，隨著混凝土的凝結(jié)硬化以及此過程中混凝土的體積收縮，側(cè)向擠壓力逐漸減小，等效應(yīng)力隨之減?。?/p>

由圖7可知，整個施工過程最大等效應(yīng)力為281.40 MPa，小于Q345C鋼材強(qiáng)度設(shè)計值(f=295 MPa)，強(qiáng)度滿足設(shè)計要求，結(jié)構(gòu)安全．最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在nj3階段，位于護(hù)筒的下部，此處為細(xì)粉砂層，細(xì)粉砂與鋼護(hù)筒之間的摩擦系數(shù)大，在重力和擠壓作用下，細(xì)粉砂逐漸被壓縮[7]，對鋼護(hù)筒的擠壓力逐漸增大，導(dǎo)致鋼護(hù)筒在細(xì)粉砂層等效應(yīng)力達(dá)到最大值．

3.3 穩(wěn)定分析

表3為成樁過程各工況下鋼護(hù)筒徑向應(yīng)力最大值分布．

表3 鉆孔成樁過程各工況下鋼護(hù)筒徑向應(yīng)力最大值分布

鉆孔階段，鋼護(hù)筒徑向應(yīng)力隨鉆孔深度增大逐漸增加．鉆孔過程中護(hù)筒內(nèi)部土體被挖出，導(dǎo)入泥漿護(hù)壁，外側(cè)土體應(yīng)力釋放，導(dǎo)致徑向應(yīng)力增大．澆筑樁身混凝土后混凝土凝結(jié)硬化階段，鋼護(hù)筒徑向應(yīng)力隨混泥土凝結(jié)硬化趨于減?。疂仓渡砘炷梁?，在混凝土的凝結(jié)硬化對鋼護(hù)筒內(nèi)壁的擠壓作用下，鋼護(hù)筒進(jìn)行新的應(yīng)力平衡．混凝土的凝結(jié)和硬化使鋼護(hù)筒徑向應(yīng)力趨于減?。?/p>

整個施工過程最大徑向應(yīng)力為63.99 MPa，出現(xiàn)在nj3階段，位于鋼護(hù)筒下部，土層為粉質(zhì)砂土混黏土層下部．此層土體密度、彈性模量最小，外側(cè)土體對護(hù)筒的支護(hù)作用最小，在內(nèi)部擠壓作用下形成最大徑向應(yīng)力．

按照《鋼結(jié)構(gòu)穩(wěn)定設(shè)計指南》[8]薄壁圓管構(gòu)件承受徑向力時非彈性屈曲臨界應(yīng)力計算公式：

σφ，cp=0.2fy+0.4σφ，ceσφ，ce=0.9E(t/d)2

(1)

其中，fy為圓管材料屈服強(qiáng)度(MPa)；t為圓管的厚度(mm)；d為圓管的直徑(mm)；E為圓管材料彈性模量(MPa)．

鋼護(hù)筒承受徑向力時非彈性屈曲臨界應(yīng)力：

σφ，cp=0.2×345+0.4×0.9×206 000×(25/2 800)2=

69.59 MPa>σ=63.99 MPa

(2)

其值大于徑向應(yīng)力峰值，整體穩(wěn)定滿足設(shè)計要求，結(jié)構(gòu)安全．但是鋼護(hù)筒承受徑向力時非彈性屈曲臨界應(yīng)力略大于徑向應(yīng)力峰值，安全儲備較小，建議實(shí)際施工時采取措施確保結(jié)構(gòu)安全．

3.4 施工應(yīng)力分析

成樁后鋼護(hù)筒內(nèi)存在的施工應(yīng)力對鋼護(hù)筒后期使用和成樁質(zhì)量有直接影響．在成樁過程中，鋼護(hù)筒受力主要來自于外圍土體以及內(nèi)部土體、泥漿、混凝土作用，各向受力復(fù)雜，文中選取鋼護(hù)筒成樁后的等效應(yīng)力作為施工應(yīng)力研究．

由3.2、3.3的分析可知，隨著樁身混凝土的凝結(jié)和硬化，鋼護(hù)筒的應(yīng)力逐漸減小．鋼護(hù)筒與混凝土形成“組合樁”，剛度顯著增大，樁身混凝土的澆筑有利于減小鋼護(hù)筒成樁后的施工應(yīng)力．圖8為成樁完成后鋼護(hù)筒施工應(yīng)力云圖．

圖8 成樁完成后鋼護(hù)筒施工應(yīng)力云圖

由圖8可知，鋼護(hù)筒成樁后的施工應(yīng)力最大值為72.881 MPa，較成樁過程中最大等效應(yīng)力281.40 MPa降低74.10%．成樁后的施工應(yīng)力與Q345C鋼材強(qiáng)度設(shè)計值(f=295 MPa)的比值為0.247，施工應(yīng)力較大，建議結(jié)構(gòu)設(shè)計時若選用鋼護(hù)筒參與樁身受力方案，應(yīng)考慮施工應(yīng)力．

4 結(jié) 論

對超大直徑鉆孔灌注樁鉆孔成樁過程進(jìn)行模擬分析，得出以下結(jié)論：

1)整個成樁過程鋼護(hù)筒最大徑向變形+2.755 mm，為筒徑的0.098%，變形量極小，滿足使用要求．最大徑向變形發(fā)生于混凝土強(qiáng)度達(dá)100%的成樁完成階段，位于鋼護(hù)筒中下部．

2)鋼護(hù)筒等效應(yīng)力隨鉆孔深度增大而增加，澆筑樁身混凝土后隨混凝土凝結(jié)硬化而減小．整個成樁過程最大等效應(yīng)力為281.4 MPa，小于Q345C鋼材強(qiáng)度設(shè)計值(f=295 MPa)，強(qiáng)度滿足設(shè)計要求，結(jié)構(gòu)安全．

3)鋼護(hù)筒徑向應(yīng)力隨鉆孔深度增大而增加，澆筑樁身混凝土后隨混凝土凝結(jié)硬化而減小．整個成樁過程最大徑向應(yīng)力為63.99 MPa，應(yīng)力小于規(guī)范限值，整體穩(wěn)定滿足設(shè)計要求，結(jié)構(gòu)安全．

4)鉆孔完成后澆筑混凝土前階段為施工的最不利工況，鋼護(hù)筒應(yīng)力達(dá)到最大值．建議以此工況作為鋼護(hù)筒強(qiáng)度設(shè)計的控制工況．

5)樁身混凝土的澆筑有利于減小鋼護(hù)筒成樁后的施工應(yīng)力．鋼護(hù)筒成樁后的施工應(yīng)力最大值72.88 MPa，為鋼材強(qiáng)度設(shè)計值的24.7%．建議結(jié)構(gòu)設(shè)計若選用鋼護(hù)筒參與樁身受力方案，應(yīng)考慮施工應(yīng)力．

參考文獻(xiàn)：

[1] 屈 國．橋梁鋼護(hù)筒參與樁基礎(chǔ)受力探討[J]．遼寧省交通高等?？茖W(xué)校學(xué)報，2011，13(5)：4-6．

[2] 殷 芳．基樁水平靜載試驗(yàn)的三維非線性有限元模擬[D]．南京：南京工業(yè)大學(xué)，2006．

[3] 莊 茁．基于ABAQUS的有限元分析和應(yīng)用[M]．北京：清華大學(xué)出版社，2009．

[4] 唐 勇．鋼護(hù)筒對超長鉆孔灌注樁承載性能的影響[J]．工程勘察，2012，40(7)：28-31．

[5] 竺明星．大直徑鉆孔灌注樁之鋼護(hù)筒受力特性分析[D]．南京：東南大學(xué)，2011．

[6] 高 超，侯士祥，彭修權(quán)，等．杭州灣大橋大直徑鋼護(hù)筒變形處理[J]．廣東公路交通，2012(1)：10-14．

[7] 馮 斌．鋼管混凝土中核心混凝土的水化熱、收縮與徐變計算模型研究[D]．福州：福州大學(xué)，2004．

[8] 陳紹蕃．鋼結(jié)構(gòu)穩(wěn)定設(shè)計指南[M]．北京：中國建筑工業(yè)出版社，2013．