大跨钢结构基础预应力施工过程桩土作用影响分析

2020-08-27冯浩琪管品武

结构工程师 2020年3期

冯浩琪梁岩管品武郭靖

（郑州大学土木工程学院，郑州450001）

0 引言

大跨钢结构具有跨越能力强、承载力高及结构美观等优点，在公共与工业建筑中广为应用［1］。部分大跨钢结构以大跨度拱或斜柱形式落地［2-3］，在结构自重和施工荷载共同作用下，拱脚或柱脚处产生较大水平推力，如何平衡水平推力是工程设计的重点和难点。本文所研究的某遗址保护建筑城楼（图1），因建筑要求采用斜柱支撑上部结构，由于工程特殊性及规划限制不能采用地基注浆加固、斜桩、重力式承台等结构形式，综合考虑采用基础承台间设置下穿预应力基础梁以平衡柱脚处的水平分力［4］。为保结构基础预应力施工中结构的安全，需对结构进行施工过程分析。施工过程分析通常将基础对上部结构的作用简化为底层柱的固定约束［5］，而对于该遗址保护建筑结构，桩基承台不能完全达到柱底固结效果，必须考虑基础预应力张拉与上部钢结构的安装、卸载以及屋面施工的协同作业，基础与上部结构之间的相互作用对结构受力影响较大［6］，桩土相互作用对结构预应力施工过程中结构受力分析的影响不可忽略。桩土相互作用的影响不仅与桩本身材料强度和截面尺寸有关，且很大程度取决于桩侧土的水平抗力，如何准确地选择桩土相互作用模拟方法对施工过程结构受力分析结果的可靠性影响较大，本文通过建立精细化有限元模型采用不同方法模拟桩土相互作用，并结合现场实测数据，对比分析基础预应力施工过程中桩土作用对大跨钢结构施工过程力学性能的影响。

图1 某遗址保护建筑城楼Fig.1 City building of the site protection project

1 工程概况

1.1 结构特点

城楼整体框架为钢结构，高度约50 m，落地跨度为36 m，在立面上分为8.92 m 以下的斜柱框架、20.32 m 以下的桁架转换层结构和上部钢框架结构。结构主受力框架梁柱采用Q390GJC 级钢，其余结构构件采用Q345C 级钢。上部钢框架外边柱为350×350×25×25 焊接箱型截面，内柱截面为Φ400×25。中部桁架转换层边腹杆为400×400×18×18 焊接箱型截面，内腹杆截面为 Φ500×25。下部框架柱采用500×500×16×16焊接箱型截面，框架梁采用600×1 000×40×40 焊接箱型截面，斜柱为 800×1 000×60×60 焊接箱型截面。如图 2所示，中部桁架转换层下接斜柱框架上承上部钢框架，成功实现结构跨度在竖向空间内的渐变。结构传力路径清晰明确，首先上部钢框架将荷载传递给桁架转换层，通过转换结构将上部荷载传递给下部斜柱框架，最后斜柱落地将荷载传递给基础。基础承台之间通过穿入钢绞线预应力平衡斜柱柱脚水平推力，使结构处于自平衡状态。

城楼所在场地属于湿陷性黄土地区，浅层地基土承载力低，不能满足上部结构荷载使用要求。综合考虑上部结构荷载及建筑功能的要求，基础方案采用桩基础。桩基、承台及预应力基础梁的布置如图3 所示。钢筋混凝土顶管内径800 mm，壁厚80 mm，混凝土防水等级P6，内穿Q345B 级φ 600 mm×16 mm 钢管。钢筋混凝土顶管对整个预应力体系具有保护及导向作用，φ600 mm×16 mm钢管通过与城楼两侧柱脚焊接，在顶管预应力张拉前作为整个体系的受拉杆件。

图2 城楼结构受力特点（单位：mm）Fig.2 Structure stress characteristics of city building（Unit：mm）

1.2 结构预应力施工方案

表1 为现场单桩水平静载试验结果。为确保预应力张拉及上部结构施工过程中基桩承受的水平荷载均小于水平临界荷载，以试验桩SZ-70-2的水平临界位移为安全控制指标，要求各个施工阶段基桩桩顶水平位移都在2.00 mm 以内。基础预应力一次张拉到设计值不能从理论上保证桩基的安全性，一次性张拉预应力至控制值，预应力顶管梁压缩变形量会超过桩顶位移允许值，应结合施工进度进行分次张拉，每次张拉引起的桩顶位移量应控制在合理而微小的范围。为避免施工过程中桩基发生剪切破坏，经前期有限元分析并结合现场实际情况，确定两阶段施工方案，如表2 所示。图4为城楼施工过程现场照片。

图3 基础布置（单位：mm）Fig.3 Layout of foundation（Unit：mm）

表1 单桩水平静载试验结果Table 1 Horizontal pile static test results

表2 城楼施工阶段划分Table 2 Division of construction stages of city building

2 有限元模型

图4 城楼施工过程现场照片Fig.4 Photos of the construction site of the tower

基于有限元分析软件MIDAS 建立城楼模型。由于城楼理论模型分析计算量大、复杂程度高，为简化计算，建模时忽略普通钢筋的影响，主体结构选用梁单元，承台混凝土用实体单元模拟，各层楼板及屋面、挑檐钢板选用板单元进行模拟。柱脚与承台之间采用共节点形式，基础承台、顶管梁及柱脚三者采用刚性连接形式，所有钢结构主体采用共节点形式连接。如图5 所示，三种模型上部结构模型均保持一致，仅在下部基础边界条件的处理上有所不同，其中，模型一为考虑堆载的桩简化模型，模型二为基础-地基实体模型，模型三为m法模型。

图5 城楼有限元模型Fig.5 Finite element model of city building

2.1 考虑堆载的桩简化模型

根据结构受力特点，在有限元软件中将基桩对承台的约束作用简化为承台底部相应位置的节点弹性支撑，节点弹性支撑竖向固结。由现场单桩水平静载试验结果，推定单桩水平综合刚度［7］。根据现场试验和地勘报告，将桩简化为水平刚度为30 kN/mm 的节点弹性支撑［8］。考虑遗址土堆载的影响，如图6 所示，根据朗肯土压力理论将遗址土等效为大面积均布荷载，承台高度范围内回填土等效为三角形土压力加载到承台侧面。遗址土堆载高度5 m，土的容重根据该遗址保护建筑的地勘报告取18 kN/m3。

图6 遗址土堆载等效土压力Fig.6 Equivalent earth pressure of site soil

2.2 基础-地基实体模型

根据设计要求在有限元模型中建立桩，并在城楼东西最外侧四个承台向外延伸20 m（一倍桩长），建立厚度为40 m（两倍桩长）的实体单元土层，桩与土体采用共节点连接。采用长度为2 m自动网格划分单元格，土体顶面自由，侧面施加法向固定约束，底面约束三个方向的平动自由度。根据该遗址保护建筑的地勘报告可知，上部桩长12 m 范围内为压缩模量相近的粘土，下部桩长8 m 及桩以下范围内为卵石，建模时假设土体为理想弹性体，将地基土分为两层，其土体压缩模量分别取10 MPa和40 MPa。

2.3 m法模型

根据我国《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—2008），桩-土-承台相互作用可以按m 法进行计算［9］。m 法假定：①将土体视为弹性介质，其水平抗力系数随深度线性增加，地面处为零；②在水平力和竖向力作用下，桩基、承台、地下墙体表面上任一点的接触应力（法向弹性抗力）与该点的法向位移成正比；③忽略桩基、承台、地下墙体侧面与土之间的黏着力和摩擦力对抵抗水平力的作用；④桩顶与承台刚性连接，承台刚度视为无穷大。

在有限元软件中采用梁单元模拟桩基，桩基每隔1 m 划分一个单元，采用一系列土弹簧施加在桩身离散单元节点上模拟土体对桩的抗力［10］。

等代土弹簧刚度系数计算方法如下：

式中：a为土层的厚度；b1为桩的计算宽度；z为土层深度；m为桩侧土体水平抗力系数的比例系数（该遗址保护建筑的地勘报告中土的孔隙比e=0.79，再结合《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—2008）中建议的地基土水平抗力系数的比例系数取值，可知该项目m值取值范围为14～35 MN/mm4，在有限元分析中m值暂取14 MN/mm4）。

m 法模型可根据一个地区的工程实测资料对m值进行反演分析［11］，根据现场实测值，不断优化模型m值，使其计算结果与实际更接近。

3 模型模拟值与实测值对比分析

3.1 测点布置位置

以有限元模拟结果为依据［12］，按照施工过程中结构主要构件的力学性能、变形规律选择测点。下部基础在顶管处需设置测点，测点处布置振弦式应变计，以分析顶管梁受力状态；在承台处需设置位移测点，测点处安装百分表，用于测量承台顶部水平位移，并以此推算桩顶水平位移，规定承台位移向外为正。在上部钢结构中，斜钢柱作为整个结构的主要支撑构件，其柱端由于受轴力和弯矩的双重作用，压应力较大，因此需要在斜柱关键部位设置测点，布置振弦式应变计，用于获取施工中斜钢柱的应力及其变化规律。测点布置如图7所示。

图7 基础及斜柱框架测点布置Fig.7 Arrangement of measuring points of foundation and inclined column frame

3.2 承台位移对比分析

由图8 可知，三种模型承台位移变化趋势基本一致，都体现了预应力张拉前后承台位移方向的变化。模型一、三与实测数据较为接近。上部结构荷载引起的水平分力作用下承台产生正向位移，而预应力张拉引起承台位移方向改变。随着上部结构施工的进行，荷载逐渐增大，桩顶又向斜柱水平分力方向发生位移。第二次预应力张拉后，承台位移达到最大值，实测最大值为0.9 mm，小于设计控制值2 mm，桩顶位移处于限值之内。在装饰装修及使用阶段，承台位移发生正向相对移动但仍未回到初始位置。

图8 承台水平位移Fig.8 Horizontal displacement of pile caps

3.3 斜柱及顶管应力对比分析

图9 为框架C10-1 南侧柱脚应力变化情况。柱脚测点实测值与三种模型理论值变化趋势基本一致，且与模型一、三较为接近。在阶段13 前，随着施工进行，上部荷载逐渐增大，柱脚应力增大趋势较为平缓；阶段14，由于预应力张拉，承台发生向负向位移，在预应力作用下，柱脚外侧应力值突然增大，柱脚内侧由压应力变为拉应力；阶段15，由于装饰装修完成，框架轴力和弯矩增大，在轴力和弯矩的共同作用下，柱脚各测点应力增大。施工完成后，南侧柱脚外侧实测最大应力为-61.5 MPa，内侧实测最大应力为-24.3 MPa，实测应力小于材料设计控制应力，结构受力较为合理且强度满足要求。

图9 框架C10-1南侧柱脚应力Fig.9 Column base stress on the south side of frame C10-1

图10 为顶管梁应力变化情况，由图可知，三种模型理论值变化趋势一致。每次预应力张拉阶段，顶管梁受力状态发生改变，由受拉状态变为受压状态；在装饰装修及使用阶段，随着施工进行，上部荷载的增加引起柱脚水平分力逐渐增大，顶管梁压应力逐渐减小但仍处于受压状态，可知承台位移发生正向相对移动但仍未回到初始位置；第二次张拉完成后，顶管梁实测应力最大值为17.1 MPa，小于三种模型理论值，且远小于材料的容许应力。

图10 DGL-4000顶管梁应力Fig.10 Stress of DGL-4000 jacked pipe beam

由以上分析可知，三种模型边界条件的模拟均考虑了基础预应力张拉过程中承台内外土体抗力的影响，在建模过程中体现了桩土共同作用的影响，其中模型一采用弹簧单元模拟基桩对承台的约束，模型三采用弹簧单元模拟土体对基桩的抗力，模型二则采用实体单元模拟实际土层，因而模型的计算结果在一定程度上能反映出基础预应力施工对城楼各构件关键截面应力和桩顶位移的影响，包括预应力张拉前后承台位移方向的改变，预应力张拉前后预应力顶管梁受力状态的改变以及上部结构安装引起关键截面应力和桩顶位移的变化趋势。