上混下钢组合桩竖向承载性能有限元分析

陈灿明，孟星宇，董 腾，李 致，苏晓栋

(1.南京水利科学研究院， 江苏 南京210029；2.水利部水科学与水工程重点实验室， 江苏 南京 210029)

钢管桩和预应力高强度混凝土管桩(PHC桩)是高桩码头的最常用桩型，应用极为广泛[1-2]。钢管桩自身强度高，可适应的变形大，水平和竖向承载力高，能承受较大冲击力，桩长可任意调节，易于穿透坚硬土层，但极易受腐蚀。PHC桩桩身混凝土强度高，工厂化生产质量可靠，承载力相比同直径的沉管灌注桩、钻孔灌注桩和人工挖孔桩高，抗压、抗弯性能及抗拔性能易得到保证，且工程造价相对较低。但与钢管桩相比，PHC桩穿越密实砂层的能力远低于钢管桩，故对于沉桩地质条件复杂的地区，为减小沉桩难度，提升桩基的沉桩性能，结合PHC桩和钢管桩各自优点，提出了上部为PHC桩段下部为钢管桩段的组合桩形式(以下简称上混下钢组合桩或组合桩)[3]。目前对于上混下钢组合桩的系统研究相对较少，现有主要集中在组合桩的工程经验总结[4-5]以及具体工程的数值模拟计算[6-7]。

本文建立上混下钢组合桩的三维有限元模型，通过对上混下钢组合桩受不同竖向荷载作用下桩顶位移、桩侧摩阻力，桩端阻力、桩轴力分布等参数的分析，系统研究上混下钢组合桩的桩径、桩径比及钢管段长度对组合桩竖向承载能力的影响，为上混下钢组合桩的设计和运用提供技术理论支撑。

1 计算模型与参数

1.1 计算模型

以长江下游某5万t级码头的上混下钢组合桩为研究对象，桩径1.0 m，总桩长53.0 m，桩身入土深度37.5 m，自由长度15.5 m。组合桩的PHC段长45.0 m，壁厚130 mm，钢管段长8.0 m，壁厚16 mm。PHC段与钢管联接段长0.5 m，内接式连接(内、外接如图1所示)；桩底开口，计算时不考虑土塞效应。为减小边界效应影响，水平向桩周土体直径取25倍桩径(25D)，土层厚度取1.5倍桩基入土深度[8-9]。土体网格划分沿深度方向1.0 m、桩周环向由圆心至圆周网格长度由0.5 m渐变至2.0 m、土体全局范围内按每隔2.0 m划分一个单元。桩体和土体的单元均采用三维八节点减缩积分单元(C3D8R)，有限元模型坐标系以泥面处桩轴心为坐标系原点，泥面为XY平面，桩轴线向上为Z轴正方向，水平荷载沿X轴正方向通过桩截面圆心；桩-土接触面单元属性设置为法向“硬接触”，切向弹性滑移变形，摩擦系数μ按罚函数的罚刚度法计算，接触面上的法向接触应力P与剪应力τ服从Coulomb摩擦定律。模型边界采用底部边界设置固定约束，四周边界设置法向水平位移约束[10]。上混下钢组合桩三维有限元模型见图2。

图1 上混下钢组合桩接桩方式示意图

图2 上混下钢组合桩模型

1.2 计算参数

钢管段和PHC段均采用线弹性本构模型，钢管段及联接段用钢均为Q345钢，PHC段为A型桩段，混凝土强度等级C80。地基土体采用Mohr-Coulomb弹塑性本构模型，以PHC管桩沉桩难度较大的均质粉砂土作为土体模型参数。模型材料物理力学参数见表1。竖向荷载逐级施加于桩顶横截面中心点[11]。

表1 上混下钢组合桩模型材料物理力学参数

2 桩径影响

分别取PHC段桩径DPHC为600 mm、700 mm、800 mm、1 000 mm、1 200 mm、1 300 mm和1 400 mm共七组模型进行计算采用分级加载，加载时每级荷载级差取预计最大荷载1/10，桩径为600 mm～1 400 mm的组合桩预估极限荷载为6 000 kN～14 000 kN，每级荷载取600 kN～1 400 kN。

根据7种桩径PHC桩和组合桩桩侧摩阻力、桩轴力、Q-S曲线等分析比较二者的竖向承载性能。图3和图4列出了桩径1 000 mm上混下钢组合桩和PHC桩桩身侧摩阻力沿深度、桩身轴力沿深度变化；图5为不同桩径的PHC桩和上混下钢组合桩的Q-S曲线，图6为极限承载力时桩径1 000 mm组合桩及PHC桩桩身侧摩阻力和桩端阻力承载比随荷载的变化曲线，图7为承载比随桩径变化曲线。

图3 1 000 mm桩桩身单位面积侧摩阻力曲线

图4 1 000 mm桩径桩身轴力分布曲线

图5 不同桩径组合桩和PHC桩Q-S曲线

图6 1 000 mm桩桩摩阻与端承承载比随荷载变化曲线

图7 承载比随桩径变化曲线

计算结果表明：

(1) 竖向荷载作用下组合桩和PHC桩侧摩阻力分布规律基本一致，组合桩在接桩部位明显存在突变，且突变随荷载增加而加剧。在接近极限荷载时PHC段桩身侧摩阻力与纯PHC桩基本接近，误差为3.35%，下部钢管段桩侧摩阻力比同深度的PHC桩要小约10.46%～14.77%。

(2) 随着入土深度的增加，受桩周阻力影响，桩轴力逐渐减小，PHC桩桩底桩身轴力为桩端阻力，而组合桩的端承力由接桩处错台和桩底两部分组成，因此组合桩在接桩部位轴力存在突变，下部钢管桩段轴力小于同深度的PHC桩。

(3)上混下钢组合桩与PHC桩在加载前期沉降量与荷载近似成线性变化，随着荷载增加，组合桩在第八级荷载、PHC桩在第九级荷载时Q～S曲线出现拐点，故按照规范取为相应极限承载力标准值。

(4) 桩径600 mm～1 400 mm上混下钢组合桩和PHC桩在Q-S曲线拐点相邻二级荷载时桩顶沉降量分别为44.40 mm～33.26 mm、66.63 mm～45.83 mm和49.76 mm～37.93 mm和65.68 mm～53.48 mm。

(5) 根据Q-S曲线先拟合公式后微分求拐点法、桩顶位移40 mm确定的上混下钢组合桩和PHC桩的承载力列于表2。对于小桩径(600 mm～800 mm)的上混下钢组合桩按桩顶位移40 mm确定的极限承载力大于拐点法确定值，对于大桩径(1 000 mm～1 400 mm)的上混下钢组合桩按桩顶位移40 mm确定的极限承载力略小于拐点法确定值。

表2 组合桩及PHC桩竖向极限承载力

(6) 上混下钢组合桩竖向承载力略小于同桩径PHC桩，根据Q-S曲线拐点法确定的组合桩竖向承载力比同桩径PHC桩小1.73%～9.10%，平均5.48%；以桩顶位移40 mm确定的组合桩竖向承载力比同桩径PHC桩小7.1%～9.80%，平均8.47%。

(7) PHC桩承载力主要通过桩身侧摩阻力和桩端阻力组成，上混下钢组合桩则由PHC段侧摩阻力、接桩处端阻力、钢管段侧摩阻力、钢管段端阻力四部分组成。极限荷载作用下，随着桩径600 mm增至1 400 mm，组合桩PHC段总侧摩阻力占总承载力比例由70.3%降至65.4%，钢管段总侧摩阻力占总承载力比例由24.9%增至28.1%；相同桩径的PHC桩桩身侧摩阻力所占承载比例由95.2%降至93.8%，桩端端阻力承载比由4.8%增至6.3%。

(8) 底部开口组合桩在极限荷载作用下，桩端的承载比随桩径增大而增加。不考虑桩端土塞效应时，桩径600 mm增至1 400 mm的过程中接桩处环形端台端承力占整桩承载力比例由2.9%增至5.8%，桩底端承比由1.9%增至2.8%。总端承力的承载比为4.8%～8.5%。

3 桩径比影响

仍以上述上混下钢组合桩为基本模型，保持上部PHC段桩径Dc不变，改变钢管段桩径Ds，桩径比(Ds/Dc)为1.0、0.9、0.8、0.7、0.6、0.5(桩径比为1.0时采用外接，其余采用内接)，计算分析组合桩桩径比对承载力影响。图8为极限荷载作用下桩径比0.8和0.5组合桩接桩处土体竖向位移云图，图9为桩径比0.8组合桩在各级荷载作用下桩身轴力曲线，图10为8 000 kN作用下不同桩径比桩身轴力分布。不同桩径比组合桩接桩处环形端台端承力分布见图11。不同桩径比上混下钢组合桩Q-S曲线见图12。

图8 不同桩径比组合桩土体竖向位移云图

图9 桩径比0.8组合桩桩身轴力随荷载变化曲线

图10 8 000 kN作用下不同桩径比组合桩桩身轴力变化曲线

图11 不同桩径比组合桩接桩处端阻力分布图

图12 不同桩径比组合桩Q-S曲线

计算结果表明：

(1) 桩径比1.0的外接组合桩与纯PHC管桩桩身侧摩阻力分布基本一致，内接组合桩由于接桩部位下侧土体受到环形端台的作用，侧摩阻力在接桩处存在明显的突变，且突变随桩径比减小而加剧。在极限荷载作用下，桩径比0.9和0.5的组合桩桩身侧摩阻力的突变幅度分别为17.33%、30.55%。

(2) 内接式组合桩的钢管段侧摩阻力明显小于同位置的纯PHC桩减小约3.41%～12.91%；受接桩处环形端台产生的向下位移，下部钢管段与土体相对位移随桩径比下降而逐渐减小。

(3) 桩径比1.0的外接组合桩桩身轴力曲线为一条基本光滑曲线，与纯PHC管桩桩身轴力分布曲线基本一致。桩径比小于1.0的内接组合桩桩身轴力在接桩部位处存在突变，桩径比越小，荷载越大，突变越严重。

(4) 由于组合桩在接桩处和桩底形成端阻力，PHC段的桩轴力与同位置的纯PHC桩相近，钢管段桩轴力明显小于同位置的纯PHC桩，且随桩径比下降而越发显著。

(5) 不同桩径比上混下钢组合桩的Q-S曲线在出现拐点前桩顶沉降量基本一致，出现拐点后桩顶沉降量均出现不同程度陡降，桩径比由1.0变化到0.5时桩顶沉降量分别为：73.13 mm、44.27 mm、53.13 mm、49.71 mm、51.46 mm和53.57 mm，桩顶位移变化与桩径比的变化规律相关性总体不明显。

(6) 桩顶位移为40 mm时对应于桩径比由1.0变化到0.5时组合桩极限荷载分别为8 096.62 kN、8 502.86 kN、8 267.02 kN、8 219.73 kN、8 199.13 kN、8 041.72 kN，桩径比为1.0的组合桩由于采用了外接方式接桩，沉降量明显高于其它内接的组合桩，极限承载能力明显较内接各桩径比组合桩低，内接组合桩极限竖向承载力随着桩径比减小而逐渐降低。与同条件PHC桩相比，桩径比0.9～0.5组合桩极限承载力下降了3.68%～8.90%，平均6.87%。

(7) 桩径比为1.0的上混下钢组合桩和PHC桩承载机理相似，主要由桩侧摩阻力和桩端阻力组成，组合桩桩侧阻力分为PHC段和钢管段。桩端阻力PHC桩占比较组合桩大，PHC桩为5.64%，组合桩为2.58%。

(8) 组合桩桩径比由1.0逐渐降低到0.5时，组合桩PHC段总侧摩阻力占总承载力比例逐渐增加，由63.6%提高至71.1%；钢管段由于桩径减小所以总侧摩阻力值逐渐降低，占整桩承载力比例由33.8%降低至18.4%；环形端台的端承力占整桩承载力比例由0提升至8.71%；组合桩桩底端承力占总承载力比例降幅较小，由2.58%降至1.82%。

4 钢管段长度的影响

为比较组合桩桩长比对承载力的影响，仍以上混下钢组合桩为基本模型， 保持桩身入土深度及桩径比1.0不变，分别取钢管段长度为0 m、4 m、8 m、12 m、16 m、20 m共六组模型进行分级加载计算，即钢管段占总入土桩长的0.00%、10.67%、21.33%、32.00%、42.67%和53.33%。不同长度比的上混下钢组合桩Q-S曲线见图13，8 000 kN荷载作用下不同钢管长度组合桩轴力分布曲线见图14。计算分析不同钢管桩长度组合桩桩身侧摩阻力分布规律，8 000 kN荷载时不同钢管长度组合桩在接桩处侧摩阻力突变程度和各部位的承载分别见表3、表4。

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图13 不同长度比组合桩Q-S曲线

图14 8 000 kN时不同钢管段长度组合桩桩身轴力分布曲线

表3 不同钢管段长度在接桩处侧摩阻力变化情况

表4 不同钢管段长度组合桩荷载传递分布表

计算结果显示：

(1) 组合桩桩侧摩阻力在接桩处出现大幅度下降，下降幅度及下降率随钢管段长度增加逐渐增加，8 000 kN荷载时作用下钢管段长4 m～20 m组合桩接桩处侧摩阻力下降量为3.24 kPa～13.99 kPa，下降率为2.89%～17.02%。

(2) 总桩长固定的组合桩钢管桩长度越大，桩轴力在接桩部位突变量越大，说明接桩处环形端台的端承力越大。钢管段长度4 m～20 m的组合桩在8 000 kN荷载作用下接桩部位桩轴力突变值为299.4 kN～923.0 kN。

(3) 在竖向荷载作用下，前期组合桩沉降量与荷载近似线性变化，Q-S曲线出现拐点后不同钢管段长度的组合桩桩顶沉降量出现明显差异。对于总桩长固定的组合桩，钢管段长度为4 m、8 m、12 m、16 m、20 m(占总长10.67%、21.33%、32.00%、42.67%和53.33%)的组合桩在拐点后桩顶沉降量为同条件PHC桩的101.31%、103.10%、104.24%、116.67%、127.65%、126.41%。钢管段长度越短的组合桩桩顶沉降量越小。

(5) 在竖向荷载8 000 kN作用时，总长不变的组合桩随着钢管段长度由4 m增加至20 m，PHC段总侧摩阻力由占整桩承载力的81.97%逐渐下降至23.71%，钢管段侧摩阻力占整桩承载力由12.17%逐渐增至62.07%；环形端台处端承力占整桩承载力的比例由3.69%提升至11.37%。而组合桩底端承力变化不大，一般为总承载力的2.17%～2.88%(不考虑桩塞效应)。由此可见，对于内接型式的组合桩，在总桩长固定时，底部钢管段长度越长，接桩处环形端台所发挥端承力越大，而组合桩桩底因未考虑土塞效应，桩底端承力占比相对较小。

5 结 论

(1)上混下钢组合桩侧摩阻的分布主要受桩径影响，桩径越大，钢管段总侧摩阻力占组合桩总承载力比例越大，环形端台发挥的端承力占整桩承载力比值越大；不同桩径比下组合桩侧摩阻力在接桩位置处产生突变率不同，且突变随桩径比减小而加剧；不同钢管桩长度组合桩桩侧摩阻力在接桩处存在突变，且突变随钢管段长度增加逐渐下降。

(2)上混下钢组合桩在接桩部位处轴力存在突变。相同桩径下组合桩接桩部位下部钢管段轴力小于同深度的纯PHC桩；桩径比1.0的组合桩与纯PHC桩桩身轴力分布基本一致，桩径比小于1.0的组合桩桩身轴力在接桩部位处存在突变，桩径比越小，突变越严重；总桩长固定的组合桩钢管段长度越大，桩轴力在接桩部位突变量越大。

(3)上混下钢组合桩承载力受桩径影响较大，随桩径增加承载力增加，且比同条件下PHC桩承载力略微降低；极限荷载时桩径比越小，组合桩桩顶沉降越小，承载力越高；总桩长一定时，钢管段长度越短的组合桩桩顶沉降量越小，承载力越高。

(4)当在工程设计中选用内接型式上混下钢组合桩时，应根据工程地质条件从沉桩性能、竖向承载性能以及经济性综合确定组合桩桩径、桩径比及钢管段长度。