鐵路橋梁樁基礎(chǔ)抗震性能擬靜力試驗(yàn)研究

李天寶，陳興沖，丁明波

(蘭州交通大學(xué)土木工程學(xué)院，蘭州 730070)

鐵路橋梁樁基礎(chǔ)抗震性能擬靜力試驗(yàn)研究

李天寶，陳興沖，丁明波

(蘭州交通大學(xué)土木工程學(xué)院，蘭州 730070)

為了研究群樁基礎(chǔ)在水平荷載作用下地基土及樁身進(jìn)入非線性狀態(tài)后樁身內(nèi)力變化過(guò)程和應(yīng)力分布規(guī)律，通過(guò)對(duì)群樁基礎(chǔ)縮尺比例模型進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，分析研究樁基礎(chǔ)的破壞機(jī)制、承載能力及樁身應(yīng)力分布；采用M塑性鉸模擬墩的彈塑性、PMM塑性鉸模擬變軸力作用下樁身的彈塑性和日本規(guī)范中推薦的方法模擬土的非線性建立有限元模型，對(duì)群樁-承臺(tái)-墩整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行PUSHOVER分析。結(jié)果表明：(1)水平荷載作用下，各樁受力不均勻，外排樁的樁身應(yīng)力大于內(nèi)排樁的樁身應(yīng)力；(2)高承臺(tái)樁樁身最大應(yīng)力點(diǎn)位于土面以下2～4倍樁徑范圍內(nèi)。

鐵路橋梁；群樁基礎(chǔ)；非線性；模型試驗(yàn)；擬靜力試驗(yàn)

樁基礎(chǔ)是鐵路橋梁工程中應(yīng)用最多的基礎(chǔ)形式之一，隨著鐵路標(biāo)準(zhǔn)的提高，橋梁占線路長(zhǎng)度的比例越來(lái)越大，樁基使用數(shù)量也大幅增加，其應(yīng)用范圍亦逐步擴(kuò)大[1]。在地震作用下，忽略樁身剪力，群樁基礎(chǔ)中的單樁是拉彎或者壓彎構(gòu)件，且沿樁身每個(gè)截面的偏心距是變化的。因此弄清楚在水平荷載作用下，考慮樁-土相互作用時(shí)，樁身的應(yīng)力分布規(guī)律、樁的破壞機(jī)理，對(duì)樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)至關(guān)重要。在這方面國(guó)內(nèi)外已進(jìn)行了理論及試驗(yàn)研究，北京市樁基研究小組[2]給出了鉆孔灌注樁水平承載力的確定方法并對(duì)C法、m法、K法和張氏法計(jì)算的樁身彎矩與實(shí)測(cè)彎矩進(jìn)行了比較。黃河河務(wù)局的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)[3]表明，離推力最遠(yuǎn)的前排樁受到的土抗力最大，分配到最大的水平力，提出了在用試樁資料確定群樁水平承載能力時(shí)，應(yīng)考慮群樁水平效率系數(shù)。張振拴，楊樹標(biāo)[4]對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土管樁進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)研究，得出了在不同地震波作用下管樁樁身產(chǎn)生的應(yīng)力、應(yīng)變、彎矩及位移沿樁身的分布規(guī)律，確定出樁身的最大彎矩產(chǎn)生的位置為距離樁頂5～6倍樁徑處。陳祥，孫進(jìn)忠，蔡新濱[5]結(jié)合實(shí)際工程詳細(xì)地介紹了利用鋼筋計(jì)測(cè)試水平荷載作用下樁身彎矩、撓度和轉(zhuǎn)角分布的方法，得出了在水平荷載作用下，樁身最大彎矩截面位于在地面以下2～3 m處，且隨荷載的增大最大彎矩截面逐漸向下轉(zhuǎn)移；發(fā)生彎曲變形的部分主要在樁長(zhǎng)1/3 以上的樁體。李俊，強(qiáng)士中等[6]提出在沒(méi)有試樁資料的情況下，可以通過(guò)動(dòng)力觸探擊數(shù)確定m值以降低取值的任意性。王國(guó)粹，楊敏[7]選用簡(jiǎn)單的理想彈塑性P-Y曲線模型對(duì)黏土中的水平受荷樁進(jìn)行分析，證明了理想彈塑性P-Y曲線模型適用于不同土性的黏土場(chǎng)地中樁基的計(jì)算。目前，常采用土彈簧代替土對(duì)樁的作用，對(duì)于每一彈簧，一種方法是采用線性剛度假定，如我國(guó)規(guī)范的“m”法；另一種方法是考慮土的非線性，如P-Y法、日本規(guī)范[8]推薦的方法等[9]。我國(guó)《鐵路橋涵地基和基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定[10]：規(guī)范給出的m值僅適用于地面處水平位移不超過(guò)6 mm 的情況；當(dāng)樁身位移較大時(shí)，樁身任一點(diǎn)的土抗力與樁身水平位移之間需按非線性考慮，P-Y曲線法能使計(jì)算機(jī)結(jié)果接近于實(shí)測(cè)值，但所需土工指標(biāo)Cu和ε50(三軸應(yīng)力試驗(yàn)中最大主應(yīng)力差一半時(shí)的應(yīng)變值)受各種條件的影響離散型比較大，因此用它確定的P-Y曲線有時(shí)會(huì)引起較大誤差[11]。

本文在模型試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，采用日本規(guī)范中推薦的理想彈塑性模型模擬土的非線性，對(duì)高承臺(tái)群樁基礎(chǔ)進(jìn)行PUSHOVER分析，得出了樁-承臺(tái)-橋墩整體結(jié)構(gòu)的骨架曲線，總結(jié)出水平荷載作用下樁身應(yīng)力的分布規(guī)律，研究了高承臺(tái)群樁基礎(chǔ)的破壞特征，以期為樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)提供更加科學(xué)合理的依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 模型尺寸及材料

選擇石太客運(yùn)專線上的一座雙線簡(jiǎn)支箱梁橋的1個(gè)墩為研究對(duì)象，墩截面為圓端形，基礎(chǔ)為高樁承臺(tái)鉆孔樁基礎(chǔ)，以墩底控制截面的橫橋向抗彎慣性矩相等為原則，將圓端形橋墩截面等效為矩形。本次試驗(yàn)在3 m×3 m×2.6 m的土工模型槽內(nèi)進(jìn)行，由于受試驗(yàn)室的場(chǎng)地空間、加載設(shè)備條件等限制，采用1∶8縮尺模型，模型尺寸為：橋墩截面為0.62 m×0.325 m，高1.2 m，樁直徑0.16 m，樁長(zhǎng)2.4 m，樁身高出地面10 cm。模型的橋墩、承臺(tái)、樁基均采用C40微?；炷粒丈碇鹘畈捎?0根φ8 mm，沿四周配筋，配筋率為0.5%，箍筋采用φ6 mm，間距15 cm；承臺(tái)采用φ6 mm鋼筋，頂層與底層配筋率均為0.035%；樁基礎(chǔ)主筋采用6根φ6 mm，配筋率為0.85%。

1.2 試驗(yàn)內(nèi)容

在擬靜力試驗(yàn)循環(huán)往復(fù)加載中，測(cè)定墩頂水平位移和樁身應(yīng)變，觀察試驗(yàn)過(guò)程中土工模型槽內(nèi)土體和墩身的破壞情況，試驗(yàn)完畢挖出土，觀察樁身的破壞情況。

1.3 試驗(yàn)方法

本次試驗(yàn)采用擬靜力試驗(yàn)中的力加載制度，加載歷程為±15 kN～±120 kN，步長(zhǎng)為5 kN，每次反復(fù)加載3次，加載系統(tǒng)見(jiàn)圖1。液壓加載設(shè)備采用手動(dòng)控制的拉壓千斤頂，水平荷載由傳感器測(cè)試；墩頂位移由量程200 mm的位移計(jì)測(cè)量；樁身應(yīng)變由貼在樁身鋼筋上的應(yīng)變片測(cè)得，試驗(yàn)中對(duì)1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)和4號(hào)樁進(jìn)行測(cè)試，每個(gè)樁身布置了6個(gè)應(yīng)變片，加載方向和樁身編號(hào)見(jiàn)圖1。

圖1 加載系統(tǒng)示意

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

(1)加載至45 kN以前，橋墩和地基土未產(chǎn)生裂縫，說(shuō)明土體之前一直處于彈性狀態(tài)，加載到45 kN時(shí)，地面土體出現(xiàn)第一條微裂縫。之后隨著荷載的增大地基土和墩身相繼產(chǎn)生了一系列新的裂縫，已出現(xiàn)的裂縫也有不同程度的開(kāi)展，裂縫最寬達(dá)到20 mm，最長(zhǎng)延伸到土工模型槽邊上，加載到65 kN時(shí)墩身出現(xiàn)微裂縫，土體裂縫見(jiàn)圖2。

圖2 土體裂縫

(2)加載到80 kN時(shí)，外排樁有拔起現(xiàn)象，此時(shí)樁身與樁周土體剝離。以后隨著荷載的往復(fù)和增大，樁身與樁周土體分離的現(xiàn)象越來(lái)越明顯。當(dāng)分離裂縫接近10 mm時(shí)，為了便于觀察樁身與土體分離的深度，沿樁身灌入墨汁。試驗(yàn)完畢挖開(kāi)土體時(shí)，發(fā)現(xiàn)每個(gè)樁身周圍都不同程度存在著樁周土與土體的分離，外排樁(1、2、7、8號(hào)樁)與土體的分離最明顯，從墨汁痕跡可見(jiàn)分離深度最大接近1 m，即接近6倍樁徑，見(jiàn)圖3。

圖3 樁與土體分離

圖4 8號(hào)樁樁身裂縫

(3)試驗(yàn)完畢，挖開(kāi)樁基周圍的土體，發(fā)現(xiàn)8根樁中，外排的4根樁(1號(hào)、2號(hào)、7號(hào)、8號(hào)樁)出現(xiàn)了裂縫，其中7號(hào)和8號(hào)樁裂縫比較明顯。7號(hào)樁在承臺(tái)底11 cm、44 cm處出現(xiàn)裂縫，8號(hào)樁在承臺(tái)底30～70 cm范圍內(nèi)出現(xiàn)數(shù)條環(huán)形裂縫，見(jiàn)圖4。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 滯回曲線和骨架曲線

采用擬靜力試驗(yàn)研究結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的恢復(fù)力特性時(shí)，大多從結(jié)構(gòu)的骨架曲線、滯回性能、變形能力等幾個(gè)方面對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行評(píng)價(jià)。試驗(yàn)得到的骨架曲線和滯回曲線見(jiàn)圖5。

從滯回曲線圖中可見(jiàn)，樁-土-橋墩整體體系表現(xiàn)出了與單一構(gòu)件非常相似的滯回特性。滯回曲線的發(fā)育過(guò)程大致相同：在混凝土開(kāi)裂之前，加、卸載曲線構(gòu)成的滯回環(huán)的面積很小，類似尖梭形；當(dāng)變形增大時(shí)，混凝土表面開(kāi)始陸續(xù)出現(xiàn)水平裂縫，試件的損傷情況隨之逐漸加重，滯回環(huán)形狀也由狹窄的線形過(guò)渡成較豐滿的梭形，表現(xiàn)出了彎曲構(gòu)件的典型滯回特征，隨著外荷載的增加，滯回環(huán)形狀開(kāi)始由梭形向反“S”形過(guò)渡。

圖5 試驗(yàn)所得滯回曲線和骨架曲線

由骨架曲線可知，當(dāng)墩頂荷載較小時(shí)，整體結(jié)構(gòu)處于彈性階段；隨著墩頂水平荷載的增加，地基土、橋墩及樁身逐漸進(jìn)入塑性階段，整個(gè)結(jié)構(gòu)的剛度逐漸降低。樁身僅發(fā)生開(kāi)裂，未形成明顯的塑性鉸。當(dāng)加載到70 kN以前墩身未出現(xiàn)明顯裂縫，因此70 kN以前骨架曲線的非線性主要體現(xiàn)了地基土的非線性特征。另外從圖中可以看出，隨著加載的進(jìn)行，結(jié)構(gòu)整體的剛度逐漸下降，而且加載的荷載值越大，剛度下降越明顯。主要原因是隨著加載的進(jìn)行，地基土逐漸屈服，樁土產(chǎn)生了分離，致使整體結(jié)構(gòu)受力模式不斷在改變。

3.2 樁身應(yīng)力分布

由群樁基礎(chǔ)樁身縱向鋼筋在不同墩頂水平荷載作用下的實(shí)測(cè)應(yīng)變(不包含墩頂豎向力的影響)，計(jì)算出各樁的應(yīng)力分布見(jiàn)圖6。

圖6 樁身應(yīng)力分布

由圖6可知，①在外力作用下，外排樁(即1號(hào)和2號(hào)樁)的樁身應(yīng)力大于內(nèi)排樁(即3號(hào)和4號(hào)樁)的樁身應(yīng)力，說(shuō)明在水平荷載作用下群樁中各樁的受力是不均勻的；②樁身應(yīng)力沿樁身向下衰減，衰減趨勢(shì)呈非線性，在樁身下部趨于零。這是由于水平荷載引起樁的變形沿樁身向下越來(lái)越小，土的反力越來(lái)越?。虎蹣渡響?yīng)力隨著水平荷載的增大而增大，且應(yīng)力的增量增大，這在樁的中上部體現(xiàn)比較明顯，在樁的下部較弱；④最大應(yīng)力出現(xiàn)在地面以下2～4倍樁徑的范圍內(nèi)，且隨著荷載的增大而向下移動(dòng)；⑤在水平荷載作用下，外排樁即1號(hào)和2號(hào)樁樁頭處的截面應(yīng)力隨著荷載的增大而增大，而內(nèi)排樁即3號(hào)和4號(hào)樁樁頭處截面應(yīng)力變化不明顯。在荷載較大時(shí)，正負(fù)向加載產(chǎn)生的樁身應(yīng)力不對(duì)稱，這是由于樁身出現(xiàn)裂縫后，受拉時(shí)，受拉區(qū)混凝土退出工作；受壓時(shí)，帶裂縫的混凝土能夠承受一定的荷載。

4 試驗(yàn)結(jié)果與有限元模型分析結(jié)果對(duì)比

4.1 群樁-承臺(tái)-墩推導(dǎo)分析模型

混凝土采用Mander模型，鋼筋采用修正的Giuffre-Menegotto-Pinto模型。

墩采用分布M鉸模擬，承臺(tái)均采用彈性梁?jiǎn)卧M，承臺(tái)底和樁頂之間用剛性連接[12]。樁身采用分布 PMM 鉸模擬[13]。樁側(cè)土水平抗力-位移關(guān)系、樁周土豎向摩阻力-位移關(guān)系、樁尖土豎向抗力-位移關(guān)系采用日本規(guī)范推薦的方法模擬，依據(jù)土工試驗(yàn)結(jié)果，各層土最大周邊承載力強(qiáng)度為52 kPa，樁尖土豎向承載能力取550 kPa。

4.2 墩頂水平力-位移骨架曲線

對(duì)群樁-承臺(tái)-墩整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行PUSHOVER分析，得到了整體結(jié)構(gòu)的骨架曲線(圖7)、樁身內(nèi)力及其變化，并在此基礎(chǔ)上計(jì)算出了樁身的應(yīng)力。

圖7 試驗(yàn)和計(jì)算所得骨架曲線

4.3 樁身內(nèi)力變化與應(yīng)力分布

由于進(jìn)行Pushover分析時(shí)，采用的是桿系單元，無(wú)法直接得到樁身鋼筋的應(yīng)力。本文將得到的應(yīng)力換算為鋼筋應(yīng)力并與試驗(yàn)所測(cè)得的應(yīng)力進(jìn)行了對(duì)比(圖8)。

圖8 樁身應(yīng)力曲線

樁受水平承載力達(dá)到一定數(shù)值后，由于受拉區(qū)混凝土的塑性變形，使中性軸不過(guò)截面形心而略偏向受壓區(qū)一側(cè)；當(dāng)樁身開(kāi)裂受拉區(qū)混凝土退出工作后，中性軸更移向受壓區(qū)一側(cè)。另外在計(jì)算軸向拉力產(chǎn)生的應(yīng)力時(shí)，在混凝土開(kāi)裂后只有核心混凝土的一部分參加工作，截面外側(cè)的混凝土退出工作。由于試驗(yàn)中僅測(cè)定了一側(cè)鋼筋的應(yīng)變，無(wú)法確定中性軸的位置，只能近似按中性軸通過(guò)截面形心和全截面受拉進(jìn)行計(jì)算，這將會(huì)使計(jì)算的鋼筋拉應(yīng)力比實(shí)際小，壓應(yīng)力比實(shí)際的大，樁身開(kāi)裂前偏離值是較小的。

在模型試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，結(jié)合有限元分析，發(fā)現(xiàn)樁在軸力和彎矩的作用下，成為拉彎或者壓彎構(gòu)件而開(kāi)裂進(jìn)而破壞。其過(guò)程為隨著水平荷載的增大，樁側(cè)土體由彈性進(jìn)入塑性，在水平荷載較大時(shí)，樁中上部的側(cè)向土水平位移過(guò)大，導(dǎo)致樁土之間發(fā)生分離，會(huì)使樁側(cè)與土體之間的摩阻力失效，樁身內(nèi)力重新分布，使得樁身所受軸力和彎矩變大。

5 結(jié)論

(1)采用PMM鉸模擬變軸力作用下的鋼筋混凝土樁的彈塑性，分別用日本規(guī)范推薦的方法模擬地基土的非線性，數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

(2)在水平荷載作用下，外排樁的樁身應(yīng)力大于內(nèi)排樁的樁身應(yīng)力。

(3)模型樁試驗(yàn)結(jié)果和有限元分析結(jié)果表明，高承臺(tái)樁樁身最大應(yīng)力點(diǎn)位于土面以下2～4倍樁徑范圍內(nèi)。

(4)在水平荷載作用下，鐵路高承臺(tái)群樁基礎(chǔ)的破壞優(yōu)先發(fā)生在邊排樁，始于樁周土的屈服。

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Study on the Static Test of Anti-earthquake Performance of Railway Bridge Pile Foundation

Li Tianbao， Cheng Xingchong， Ding Mingbo

(School of Civil Engineering， Lanzhou Jiaotong University， Lanzhou 730070， China)

In order to study the change process of internal forces and distribution rule of stress of pile considering nonlinear behaviors of pile shaft and subsoil under lateral loads， the pseudo-static test on scale model are carried out to study failure mechanism， bearing capacity and stress distribution of pile. A nonlinear static calculation model of pile group foundations is put forward to conduct Pushover analysis on pile-pile cap-pier structure， in which the elastoplasticity of pier shafts is simulated by M plastic hinge， pile shafts in variable axial loads issimulated by distributed PMM plastic hinge and nonlinearity of subsoil is simulated by the method given in Japan Railway Code. The results show that：(1) Under lateral loads， piles are not loaded uniformly，and the stress of outer row of pile is greater than the inside row of pile. (2)The maximum stress point of tall platform pileis located at the depth of about 2～4 radius．

nonlinearity; group pile foundation; model test; pseudo-static test; railway bridge

2014-01-03

國(guó)家自然科學(xué)基金(51068017)

李天寶(1989—)，男，碩士研究生。

1004-2954(2014)10-0062-04

U443.15

：A

10.13238/j.issn.1004-2954.2014.10.015