超大直徑鉆孔灌注樁成樁過程的鋼護筒受力分析

李媛媛 俞 瑾 曹平周

(河海大學 土木與交通學院， 南京 210098)

我國江河湖泊眾多，伴隨西電東送工程推進，必將建設越來越多的水中大跨越輸電塔．深水大跨越輸電塔的基礎多采用灌注樁群樁加承臺結構，鉆孔施工前打設鋼護筒支護以防止水下塌孔[1]．隨著上部結構體量及跨度的增大，樁徑不斷增大，鋼護筒直徑也隨之增大．國內外研究比較多的是成樁后樁的力學特性[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60年代初起，管樁和轉孔灌注樁開始廣泛應用，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筒的力學變化規律鮮有涉及．大直徑鉆孔灌注樁成樁施工過程住要經歷鋼護筒打樁就位、土體鉆挖并導入泥漿護壁、鋼筋籠沉放、澆筑樁身混凝土、混凝土的凝結硬化等過程，各階段對鋼護筒都會產生作用力，導致鋼護筒的受力和變形發生較大變化．因此研究大直徑鉆孔灌注樁成樁過程中鋼護筒的受力特性，對于保證鋼護筒滿足安全和質量要求具有重要意義．鋼護筒就位打設與打樁設備等相關，應根據選用的打樁設備特性進行專門設計．打設入土后成樁過程中鋼護筒的受力性能．

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

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計選取在蘇州至南通段經過長江，過江的設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，每個塔的基礎采用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．為了提高群樁基礎的側向剛度，采用了保留鋼護筒的設計[4]．鋼護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．北塔基礎下樁長最大，土層性質復雜，本文選取北塔基礎下鋼護筒作為研究對象，研究鋼護筒成樁過程中的變形及受力性能．跨越塔結構整體平面布置如圖1所示．

圖1 跨越塔結構整體平面布置圖

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，研究鋼護筒在成樁過程中的受力性能．運用地應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：打設鋼護筒、鉆孔挖土并導入泥漿護壁、鋼筋籠沉放、澆筑混凝土、混凝土養護．其中鋼筋籠沉放過程對鋼護筒的受力影響較小，不予考慮．

結合施工步驟和現場土層分布，選取下列7種荷載工況進行計算分析：

第1種工況(簡稱Hutong)：鋼護筒打設入土；

第2種工況(簡稱nj1)：挖去鋼護筒內粉砂層土體，并導入泥漿護壁；

第3種工況(簡稱nj2)：挖去鋼護筒內粉質砂土混粘土層土體，并導入泥漿護壁；

第4種工況(簡稱nj3)：挖去鋼護筒內細粉砂層土體，并導入泥漿護壁；

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

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

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

2.2 模型幾何尺寸

鋼護筒圓管的外徑取2.80 m，壁厚25 mm，鋼護筒伸入細粉砂層9.77 m，單根總高59.93 m．土體模型采用長方體．根據相關工程建模經驗，長、寬設置應≥護筒直徑的10倍，為使數據整齊，長、寬取30.00 m，土體高度取80.00 m．江水平面標高為±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節點線性縮減單元C3D8R，外圍土體劃分為4 110個單元，鋼護筒內部土體網格劃分為660個單元．鋼護筒采用空間顯示薄殼S4R單元，網格劃分為550個單元．模型整體網格劃分如圖3所示．圖中原點在位于水平面處鋼護筒圓心．

圖2 模型尺寸詳圖 圖3 整體模型網格劃分圖

[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 本構模型與計算參數

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

表1 Mohr-coulomb模型土體主要參數

表2 混凝土凝結硬化各階段參數

3 計算分析

鉆孔過程中，土體不斷被挖出，地基內土體應力逐步釋放，產生地應力的重新分布引起鋼護筒的側壓力產生變化．鉆孔同時導入泥漿護壁，泥漿對護筒內壁產生側向壓力．放置鋼筋籠且澆筑混凝土后，鋼護筒內樁身混凝土凝結和硬化，使得混凝土的強度和體積變化，將對鋼護筒內部產生作用力[7]，引起鋼護筒變形及應力變化．

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

3.1 變形分析

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

圖4 鉆孔成樁過程中鋼護筒徑向變形變化曲線

圖5 混凝土強度達100%階段鋼護筒徑向變形云圖

由圖4分析可知：

1)位于鋼護筒頂部，受端部土體擠壓作用，變形為負值，變形變化非常小．

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

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

4)位于鋼護筒底部，受端部土體擠壓作用，變形為負值，變形變化較小．鉆孔階段變形逐漸增大，混凝土凝結硬化階段變形趨于減小．在鉆孔完成澆筑混凝土前，即nj3工況下，變形達到最大值-0.523 mm．

鉆孔階段護筒內部土體鉆挖引起外側土體應力釋放，鋼護筒兩端受外側土體擠壓作用增強，導致向內的徑向變形增大．土體鉆挖同時導入泥漿護壁，泥漿的重度小于土體重度，對中段筒身擠壓作用變弱，同時，外側土體的應力釋放對筒身形成向內的擠壓力，導致筒身中段向外的徑向變形減小．澆筑樁身混凝土后，伴隨混凝土的凝結和硬化，在混凝土重力作用下鋼護筒被擠壓有向外變形的趨勢，導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，發生于混凝土強度達到100%的成樁完成階段，位于鋼護筒中下部，土層為粉質砂土混粘土層下部．此層土體密度、彈性模量最小，外側土體對護筒的變形約束作用小，導致在內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 強度分析

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

圖6 鉆孔成樁過程中鋼護筒等效應力變化曲線

圖7 nj3階段鋼護筒等效應力云圖

由圖6分析可知：

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

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

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

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

鋼護筒的等效應力隨鉆孔深度增大逐漸增加，隨樁身混泥土凝結和硬化急劇減小．這是由于混凝土為流動態時對鋼護筒有側向擠壓力，隨著混凝土的凝結硬化以及此過程中混凝土的體積收縮，側向擠壓力逐漸減小，等效應力隨之減小．

由圖7可知，整個施工過程最大等效應力為281.40 MPa，小于Q345C鋼材強度設計值(f=295 MPa)，強度滿足設計要求，結構安全．最大等效應力出現在nj3階段，位于護筒的下部，此處為細粉砂層，細粉砂與鋼護筒之間的摩擦系數大，在重力和擠壓作用下，細粉砂逐漸被壓縮[7]，對鋼護筒的擠壓力逐漸增大，導致鋼護筒在細粉砂層等效應力達到最大值．

3.3 穩定分析

表3為成樁過程各工況下鋼護筒徑向應力最大值分布．

表3 鉆孔成樁過程各工況下鋼護筒徑向應力最大值分布

鉆孔階段，鋼護筒徑向應力隨鉆孔深度增大逐漸增加．鉆孔過程中護筒內部土體被挖出，導入泥漿護壁，外側土體應力釋放，導致徑向應力增大．澆筑樁身混凝土后混凝土凝結硬化階段，鋼護筒徑向應力隨混泥土凝結硬化趨于減小．澆筑樁身混凝土后，在混凝土的凝結硬化對鋼護筒內壁的擠壓作用下，鋼護筒進行新的應力平衡．混凝土的凝結和硬化使鋼護筒徑向應力趨于減小．

整個施工過程最大徑向應力為63.99 MPa，出現在nj3階段，位于鋼護筒下部，土層為粉質砂土混黏土層下部．此層土體密度、彈性模量最小，外側土體對護筒的支護作用最小，在內部擠壓作用下形成最大徑向應力．

按照《鋼結構穩定設計指南》[8]薄壁圓管構件承受徑向力時非彈性屈曲臨界應力計算公式：

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)．

鋼護筒承受徑向力時非彈性屈曲臨界應力：

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

69.59 MPa>σ=63.99 MPa

(2)

其值大于徑向應力峰值，整體穩定滿足設計要求，結構安全．但是鋼護筒承受徑向力時非彈性屈曲臨界應力略大于徑向應力峰值，安全儲備較小，建議實際施工時采取措施確保結構安全．

3.4 施工應力分析

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

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

圖8 成樁完成后鋼護筒施工應力云圖

由圖8可知，鋼護筒成樁后的施工應力最大值為72.881 MPa，較成樁過程中最大等效應力281.40 MPa降低74.10%．成樁后的施工應力與Q345C鋼材強度設計值(f=295 MPa)的比值為0.247，施工應力較大，建議結構設計時若選用鋼護筒參與樁身受力方案，應考慮施工應力．

4 結 論

對超大直徑鉆孔灌注樁鉆孔成樁過程進行模擬分析，得出以下結論：

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

2)鋼護筒等效應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硬化而減小．整個成樁過程最大等效應力為281.4 MPa，小于Q345C鋼材強度設計值(f=295 MPa)，強度滿足設計要求，結構安全．

3)鋼護筒徑向應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硬化而減小．整個成樁過程最大徑向應力為63.99 MPa，應力小于規范限值，整體穩定滿足設計要求，結構安全．

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

5)樁身混凝土的澆筑有利于減小鋼護筒成樁后的施工應力．鋼護筒成樁后的施工應力最大值72.88 MPa，為鋼材強度設計值的24.7%．建議結構設計若選用鋼護筒參與樁身受力方案，應考慮施工應力．

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