厚淤泥地層灌注樁深長護筒受力特性理論分析

謝志斌，廖廣超，呂銳杰，莫品強，官大庶,3，況聯飛

（1. 中煤江南建設發展有限公司，廣東 廣州 510170；2. 中國礦業大學 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，江蘇 徐州 221116；3. 廣東水利電力職業技術學院，廣東 廣州 510610）

0 引 言

鉆孔灌注樁在我國沿海地區及湖河沉積相地區的軟土地基工程中廣為應用，隨著基礎建設發展以及施工工藝的完善，灌注樁的設計樁徑越來越大，其面臨的地質條件愈加復雜[1-3]。然而，大直徑灌注樁施工難度大，存在塌孔、縮頸等現象，施工質量難以保障[4-5]。因而往往需要使用護筒，用于固定樁位、引導鉆頭方向、隔離地面水防止其流入孔內、保護孔口及孔壁不坍塌，確保成孔、成樁質量[6-7]。一般采用10～12 mm的螺旋鋼管制作護筒。壁厚小于10 mm，施工過程中，護筒易卷邊、凹凸，導致其周轉率降低。壁厚大于12 mm，護筒質量過大，施沉力高，給施工增加難度，降低施工效率。護筒最末節宜設置內刃，便于護筒切土下沉。灌注混凝土滿足質量要求后，采用振動錘設備拔出護筒[8]，以方便其循環利用。

護筒再利用的技術難點在于當淤泥深度達30～40 m，護筒外側土體摩阻力較大，導致護筒難以有效拔出。護筒拔出過早，混凝土還處于流塑狀態，外側土體會擠壓混凝土，容易出現漏筋和縮頸等質量事故。護筒拔出過晚，混凝土凝固后與護筒黏結，導致護筒拔出困難。因此，正確計算護筒的最大起拔力、選擇合理的下放長度和起拔時機是確保護筒實現循環利用的關鍵[9]。

本文依托珠海橫琴某樁基工程項目，針對粵港澳大灣區深厚淤泥地質條件下大直徑鉆孔灌注樁，建立力學模型分別分析護筒打設、灌注樁成樁、護筒拔除過程中的護筒受力特性，獲得最優的護筒下放長度、護筒起拔時機等技術參數，為厚淤泥地層灌注樁深長護筒優化設計與施工提供理論依據和指導。

1 護筒打設過程中的受力分析

護筒打設時的貫入阻力主要由3部分組成：筒內摩擦力、筒外摩擦力、筒底阻力。護筒打設過程忽略貫入引起的護筒內土體擾動，并依據靜止土壓力建模分析?？紤]護筒外土體受貫入擠土作用，由小孔擴張理論計算其外壁正應力及剪切應力。一定深度z下的護筒受力如圖1所示，定義護筒內徑Di、厚度t、長度L，護筒-土摩擦系數為μ=tanδ，δ為接觸面摩擦角。

圖1 護筒打設過程中的受力示意圖Fig. 1 Schematic diagram of stress during pile casing driving

護筒內壁受到的土壓力為靜止土壓力，本文忽略土塞效應和振錘施沉影響。護筒內壁土壓力和摩擦力計算公式如下：

式中：σv,0和σh,0分別為土體的豎向和水平初始應力；K0為靜止土壓力系數；τf,0為護筒與土發生豎向滑動時的剪切應力。

巖土介質小孔擴張理論是關于研究圓柱形或球形孔在巖土介質中擴張和收縮所引起的應力、孔隙水壓力和位移變化的理論。為解決許多復雜巖土力學問題提供了一種簡單、實用的方法，因而成為巖土力學理論研究的一個基本問題[10]。本文護筒外壁受到的土壓力采用小孔擴張理論計算。假設土壓力為該土層圓柱形小孔從護筒內徑Di擴張到護筒外徑Do=Di+2t時的孔壓，即：σh=σcyl，其中σcyl為計算得到的柱形小孔擴張壓力。小孔擴張采用摩爾庫倫解析解計算[10]，該解采用摩爾庫倫屈服準則和非關聯流動法則，引入剪脹角來描述土體的剪脹特性，同時采用對數應變來考慮塑性區的大變形，提出了理想彈塑性土體中柱形和球形孔擴張的統一解。因此，護筒外壁受到的摩擦力為：τf=σcyl×tanδ，忽略應力水平對摩擦系數的影響。

護筒底部受到的豎向阻力可假設為護筒底部小孔擴張的孔壓，即qend=σcyl(z=L)。因此，護筒打設過程中護筒頂部受到的豎向總荷載為：

式中：G為護筒重量，代表護筒打設時額外需要的貫入力。當貫入深度較小時，式（3）計算值出現負數，說明護筒可依靠自重貫入，需要一定吊裝設備控制其貫入。

2 鉆孔灌注樁成樁后及拔出護筒的受力分析

灌注樁成樁過程中，假設護筒變形忽略不計，護筒內壁的壓力為混凝土漿液壓力，σh,混凝土。然而，筒內混凝土隨凝固時間增長，其抗壓強度、模量、膠結強度均會引起筒內混凝土-護筒界面剪切強度τf,混凝土的變化。護筒拔除時力學模型如圖2所示，假設灌注樁成樁過程對筒外土壓力及剪切強度無影響，起拔力計算公式為：

圖2 護筒拔出過程中的受力示意圖Fig. 2 Schematic diagram of stress during pile casing pulling out

混凝土漿液隨時間凝固并與護筒發生膠結作用，護筒內混凝土壓力是一個復雜的時間函數。根據THOMAS[11]，早齡期混凝土的抗壓強度為：

式中：fcu,1d為 1 d后的抗壓強度，C40混凝土的fcu,1d=6 MPa；tc為混凝土的凝固時間，單位為小時，h；式（5）的適用范圍為tc＜24 h。

早齡期混凝土的彈性模量和泊松比分別為[11]：

式中：E28d為混凝土凝固28 d后的彈性模量，C40混凝土的E28d=31 GPa。

AHMED & ANSELL[12]提出混凝土的膠結強度隨時間的變化：式中：fcb為膠結強度，MPa；tc為混凝土凝固時間，h。

混凝土的內摩擦角與應力水平和抗壓強度相關，其內摩擦角φ的計算方法式（9）所示：

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對于常規混凝土和鋼模板間摩擦角為內摩擦角的 1/3～1/2，考慮到鋼模板表面脫模劑的潤滑作用和振搗效應對混凝土與模板之間摩擦力的降低作用，取δ混凝土=φ/3[13-14]；摩擦系數μ混凝土=tanδ混凝土。

為了精確預測混凝土的水平應力，考慮其側應力系數隨時間的變化?；炷猎诎l生初凝之前，新澆筑混凝土的側應力折減系數隨時間成指數關系遞減，任意時刻t的側壓力折減系數K計算如下：

式中：tc為混凝土凝固時間，h。

因此，作用在護筒內壁上的混凝土壓力可由下式計算：

護筒拔出時，需克服混凝土的膠結力和摩擦力，起拔時的抗剪力為：

通過式（12）得到的抗剪力隨護筒長度方向積分，采用式（4）計算護筒起拔時的最大起拔力；且該值隨混凝土凝固時間變化，考慮了起拔時間的影響。

3 算例、分析與討論

3.1 工程概況及場地巖土層分布特征

本工程項目位于廣東省珠海橫琴保稅區，項目總用地面積約為4萬m2，項目一期擬建建（構）筑物共 6棟超高層（A1～A6，20～42層，100～200 m），主要為辦公樓、酒店及商業樓，擬采用框架結構、剪力墻結構及框筒結構。

3.2 算例與參數設置

在本文算例中，結合提出的計算方法和工程案例情況，樁徑D分別取0.8～1.6 m，混凝土強度等級C40；護筒內徑Di=D+0.1 m、厚度t取10～12 mm、長度L取 5～40 m，護筒-土摩擦系數為μ=tanδ，δ≈φsoil/2，護筒起拔時間t混凝土為 1～6 h。土層分布及參數如表1所示。

表1 算例的土層分布及參數Table 1 Soil layer distribution and parameters in the example

3.3 算例結果分析

采用本文提出的計算方法（即1～2節），編制基于 MATLAB的計算程序，本節分析計算得到的算例結果。算例中護筒打設需要的最大貫入阻力結果如圖3所示。當護筒長度小于20 m時，打設的貫入阻力在500 kN以內，主要靠護筒自重施沉。隨著護筒長度增加，貫入阻力急劇增加，護筒直徑與打設阻力成線性關系。當護筒直徑大于5 m時，護筒直徑越大，打設阻力越大。當護筒直徑小于5 m時，由于自重和摩阻力的相互影響，打設阻力隨護筒直徑增大而減小，且出現負值，說明護筒可依靠自重貫入。護筒厚度從10 mm增加到12 mm，打設阻力略微增大，其影響可以忽略不計。需要說明的是，計算中忽略了打設過程中振錘的動荷載和土中超孔隙水壓力的影響。

圖3 不同工況下護筒打設時的最大貫入阻力Fig. 3 Maximum penetration resistance of pile casing under different working conditions

算例中護筒拔出時需要的最大起拔力結果如圖4所示?；炷翝仓? h后，由于護筒自重和混凝土-護筒界面膠結、摩擦作用的影響，護筒的起拔力大約是貫入力的2倍。與打設類似，起拔力隨著護筒長度增加而增大，增幅相對打設貫入力減??；起拔力隨著護筒直徑增大而增大。護筒的起拔時間對起拔力影響顯著，特別是澆筑3 h后，混凝土界面膠結力劇增，起拔力顯著增大。因此，護筒起拔時間不宜超過 3 h，且應考慮實際護筒尺寸及施工工況，確保護筒安全高效拔出。

圖4 不同工況下護筒拔出時的最大起拔力Fig. 4 Maximum pulling force of pile casing under different working conditions

分析護筒打設時的阻力分布，由圖5（a）可知，筒底阻力小，幾乎可忽略不計；絕大部分阻力由護筒側壁摩阻力承擔，且筒外摩阻力略大于筒內摩阻力。一方面是由于筒外面積略大，另一方面是因為打設引起的擠土效應，導致筒外土壓力略大于筒內。

類似地，護筒起拔時的阻力分布如圖5（b）所示。此時，筒外摩阻力相比打設時無變化；然而，筒內摩阻力急劇增大。由于護筒內灌注的混凝土凝固，混凝土與護筒間的壓力、摩擦系數、膠結強度均會導致筒內摩阻力的升高，且隨時間急劇增大。

圖5 不同樁徑護筒貫入與起拔的阻力分布Fig. 5 Penetration and pulling resistance distribution of pile casing with different diameters

本文的計算模型考慮了護筒打設時的擠土作用和灌注樁混凝土參數隨時間的變化，計算得到的規律總體符合工程實際。然而，該模型忽略了很多因素的影響（如：灌注樁施工工藝、土塞效應、振錘施沉、樁土相互作用、成樁質量等），也未對模型參數選取做更細致的探究（如：動靜摩擦系數、圍土的非線性參數、靜止土壓力系數等），后續需進一步針對更多實際工況對模型進行優化，還應結合室內模型試驗及工程實測數據進行驗證，以完善護筒受力計算模型，指導護筒設計與施工。

4 結 論

（1）本文針對厚淤泥地層大直徑灌注樁基礎，分別建立了灌注樁護筒打設與起拔力學模型。由小孔擴張理論計算土體貫入擾動，考慮混凝土凝固期間側應力系數、抗壓強度、摩擦系數、膠結力等參數隨時間的演化，提出了打設和拔除時筒內摩阻力、筒外摩阻力以及筒底阻力的計算方法。

（2）通過力學模型的計算結果表明，護筒打設時，當護筒長度小于20 m時，打設的貫入阻力在50 t以內，且主要靠護筒自重施沉。隨著護筒長度增加，貫入阻力急劇增加，不同厚度護筒貫入阻力略有區別。

（3）混凝土澆筑2 h后，由于護筒自重和混凝土-護筒界面膠結、摩擦作用的影響，護筒的起拔力大約是貫入力的2倍。且與打設類似，起拔力隨著護筒長度增加而增大，增幅相對打設貫入力減??；起拔力隨著護筒直徑增大而增大。護筒的起拔時間對起拔力影響顯著，特別是澆筑3 h后，混凝土界面膠結力劇增，起拔力顯著增大。因此，護筒起拔時間不宜超過 3 h，且應考慮實際護筒尺寸及施工工況，確保護筒安全高效拔出。