整體式橋臺H形鋼樁基受力性能試驗研究

黃福云 單玉麟 薛俊青 陳寶春 陳 偉

(福州大學(xué)土木工程學(xué)院, 福州 350108)(福州大學(xué)福建省土木工程多災(zāi)害防治重點實驗室, 福州 350108)

整體橋因行車舒適平順、噪音小、后期養(yǎng)護(hù)維修少等優(yōu)點被廣泛應(yīng)用[1-5].歐美公路橋梁規(guī)范大都規(guī)定中小跨徑橋梁應(yīng)優(yōu)先采用整體橋[6-7].我國最新頒布的《公路工程混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計規(guī)范》(JTG/T 3310—2019)[8]也建議150 m以內(nèi)的橋梁優(yōu)先采用整體橋.然而,整體橋會在溫度及地震等荷載作用下產(chǎn)生水平往復(fù)變形,并傳遞至橋臺和臺底樁基礎(chǔ),進(jìn)而引起復(fù)雜的結(jié)構(gòu)-土相互作用[9-11].為了適應(yīng)溫度等荷載作用引起的水平往復(fù)變形,整體橋多采用弱軸受彎的H形鋼樁[12-13].

目前,針對整體橋水平受荷H形鋼樁基的受力性能研究多以平衡土壓力狀態(tài)為邊界條件[14-16].但實際工程中由于臺后填土的存在,臺底樁基礎(chǔ)處于天然不平衡的土壓力狀態(tài).施工過程中,樁周土高低不一或樁側(cè)有堆土等也會使樁基處于不平衡的土壓力狀態(tài).文獻(xiàn)[17-19]基于室內(nèi)模型試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn),邊坡越陡,樁基的水平變形和內(nèi)力越大.文獻(xiàn)[20-22]研究了堆載大小和距離對樁基變形和受力性能的影響,指出堆載越大,樁身水平變形和內(nèi)力越大;堆載距離越小,樁身水平變形越大.文獻(xiàn)[23-25]通過實橋監(jiān)測、有限元分析和室內(nèi)試驗等開展了綜合有橋臺、樁與土相互作用的相關(guān)研究,但側(cè)重于分析臺后土壓力,并未對樁基的變形和受力性能進(jìn)行討論.文獻(xiàn)[26-28]開展了臺后不平衡填土條件下整體式橋臺-H形鋼樁基-土相互作用擬靜力試驗研究,結(jié)果表明整體式橋臺H形鋼樁會產(chǎn)生局部累積變形現(xiàn)象,與傳統(tǒng)的處于平衡土壓力狀態(tài)的H形鋼樁基變形和內(nèi)力存在較大差異.然而,并未涉及整體式橋臺H形鋼樁基變形機(jī)理分析,也未與處于平衡土壓力狀態(tài)的傳統(tǒng)樁基受力性能進(jìn)行比較.

鑒于此,本文以某整體橋為背景,分別開展了傳統(tǒng)平衡土壓力狀態(tài)下的H形鋼樁-土(HP)試件、臺后不平衡土壓力下的H形鋼樁-土(UHP)試件和整體式橋臺-H形鋼樁-土(AHP)試件相互作用的擬靜力試驗研究,分析了不平衡土壓力對整體橋H形鋼樁基受力性能的影響,為整體橋樁基設(shè)計計算和相關(guān)規(guī)范的制定提供借鑒和參考.

1 試驗

1.1 試件

參考文獻(xiàn)[29],將試件縮尺比設(shè)定為0.31,制作了2個H形鋼樁和1個橋臺-H形鋼樁試件.橋臺縱向和橫向?qū)挾确謩e為660和560 mm,高為1 000 mm.H形鋼樁長l=3 210 mm,寬度b=155 mm,厚度h=217 mm,翼緣板厚度d1=6 mm,腹板厚度d2=10 mm(見圖1).表1為HP、UHP和AHP三個模型試件的加載工況.H形鋼樁采用Q235鋼材,抗壓強(qiáng)度fcu=215 MPa,屈服強(qiáng)度fy=238 MPa,彈性模量E=208 GPa.橋臺采用商用C40混凝土,其抗壓強(qiáng)度為43.5 MPa.橋臺豎向縱筋采用直徑分別為12和8 mm的HRB335帶肋鋼筋,箍筋采用直徑為6 mm的HRB335光圓鋼筋.鋼筋屈服強(qiáng)度為337 MPa,極限強(qiáng)度為454 MPa.

(a) 整體

(b) 橋臺截面

(c) H形鋼樁截面

表1 試件加載工況

試驗土箱采用組合拼裝,長3 m,寬2 m,高4 m,壁厚10 mm.試驗用砂采用閩江砂土,密度為1.50 g/cm3,相對密度為53%,內(nèi)摩擦角為35°,含水量為1.3%,孔隙比為0.59,黏聚力為0 kPa,平均標(biāo)準(zhǔn)貫入度為11.試驗?zāi)Ｐ投ㄎ慌c安裝參考文獻(xiàn)[29].HP模型試件樁基兩側(cè)土體高度一致,均為3 m;UHP和AHP模型試件樁基兩側(cè)高度分別為4和3 m,形成1 m的不平衡土壓力狀態(tài)(見圖2).

1.2 測點布置

試驗中土壓力計和應(yīng)變片均對稱布置于樁身兩側(cè).圖2和圖3分別標(biāo)示出樁后側(cè)和樁前側(cè)的土壓力計和應(yīng)變片.定義樁后側(cè)方向為正方向;樁前側(cè)方向為負(fù)方向.

(a) HP模型

(b) UHP模型

(c) AHP模型

(a) HP模型

(b) UHP模型

(c) AHP模型

HP試件在樁腹板處對稱布置9對土壓力計,共計18個,從土表面開始間距為350 mm,編號為T1～T18(見圖2(a)).UHP試件在樁腹板處對稱布置13對土壓力計,共計26個,從土表面開始間距為200 mm,編號為T1～T28(見圖2(b)).AHP試件在樁腹板處對稱布置10對土壓力計,共計20個,埋深0～1.2 m范圍內(nèi)間距為200 mm,埋深1.2～2.4 m范圍內(nèi)間距為400 mm,編號為T1～T20(見圖2(c));在臺后處布置5個土壓力,從臺后土表面開始,土壓力計埋深分別位于0.125、0.375、0.625、0.875、1.000 m處,編號為T21～T25.

HP試件在翼緣處對稱布置8對應(yīng)變片,共計16個,從土表面開始間距350 mm,編號為S1～S16(見圖3(a));UHP和AHP試件在翼緣處對稱布置13對應(yīng)變片,共計26個,從土表面開始間距為200 mm,編號為S1～S26(見圖3(b)和(c)).

1.3 加載裝置與制度

參考文獻(xiàn)[29],采用福州大學(xué)MTS電液伺服加載系統(tǒng)施加低周往復(fù)水平位移荷載.試驗采用位移控制分級加載.加載初期依次按2、5、8、10 mm施加位移,在10～30 mm段每級荷載位移增量為5 mm,30 mm后每級位移增量為10 mm.當(dāng)加載至破壞或達(dá)到最大承載力85%以下時終止.加載頻率為1 Hz,每級荷載循環(huán)3次,持荷時間為30 s.取每級荷載第2次循環(huán)的試驗結(jié)果進(jìn)行分析.

2 樁側(cè)土抗力

2.1 各試件樁側(cè)土抗力分析

定義樁前側(cè)土壓力計測量得到的土抗力(或主動土壓力)為樁前側(cè)土抗力(或樁前側(cè)主動土壓力);樁后側(cè)土壓力計測量得到的土抗力(或主動土壓力)為樁后側(cè)土抗力(或樁后側(cè)主動土壓力).

2.1.1 HP試件

圖4給出了樁頂正、負(fù)向位移分別為5、-5 mm時HP試件沿深度方向樁前后側(cè)土抗力分布曲線.

由圖4(a)可知,正向加載時,HP試件(試件T10～T15)樁后側(cè)土抗力分布規(guī)律為先增大后減小,埋深0.35 m處的土抗力最大,為23.86 kPa;埋深約為2.0 m時,土抗力接近為0.當(dāng)埋深超過2.0 m時,樁后側(cè)由土抗力轉(zhuǎn)換為主動土壓力.由于樁基遠(yuǎn)離土體,先前被擠壓的土壓力計開始卸載,變?yōu)樨?fù)值.此外,樁前側(cè)主動土壓力值較小,埋深超過2.0 m后樁前側(cè)土抗力也較小.

(a) 正向加載

(b) 負(fù)向加載

由圖4(b)可知,負(fù)向加載時的樁前側(cè)土抗力分布規(guī)律與正向加載時的樁后側(cè)土抗力分布規(guī)律相似,其值也基本相同.

2.1.2 UHP試件

圖5給出了樁頂正、負(fù)向位移分別為5、-5 mm時UHP試件沿深度方向樁前后側(cè)土抗力分布曲線.

由圖5(a)可知,正向加載時,UHP試件(試件T15～T26)樁后側(cè)土抗力分布規(guī)律為先增大后減小.埋深約為2.0 m時,土抗力接近為0.當(dāng)埋深超過2.0 m時,樁后側(cè)由土抗力轉(zhuǎn)換為主動土壓力.此外,樁前側(cè)的主動土壓力值較小,埋深超過2.0 m后樁前側(cè)土抗力也較小.

由圖5(b)可知,負(fù)向加載時的樁前側(cè)土抗力分布規(guī)律與正向加載時的樁后側(cè)土抗力分布規(guī)律相似.UHP試件正向加載時的樁后側(cè)土抗力明顯大于負(fù)向加載時的樁前側(cè)土抗力.樁頂正向位移為5 mm時,樁后側(cè)最大土抗力為52.76 kPa,對應(yīng)埋深為0.6 m;樁頂負(fù)向位移為-5 mm時,樁前側(cè)土抗力為24.35 kPa,對應(yīng)埋深為0.8 m.前者為后者的2.2倍,且前者埋深稍淺.究其原因在于,臺后填土的存在使樁后土抗力更大,埋深更淺.

(a) 正向加載

(b) 負(fù)向加載

2.1.3 AHP試件

圖6給出了樁頂正、負(fù)向位移分別為5、-10 mm時AHP試件沿深度方向樁前后側(cè)土抗力分布曲線.

(a) 正向加載

(b) 負(fù)向加載

由圖6(a)可知,正向加載時,AHP試件(試件T11～T16)樁后側(cè)土抗力分布規(guī)律為先增大后減小.埋深約為1.0 m時,土抗力接近為0.當(dāng)埋深超過1.0 m時,樁后側(cè)由土抗力轉(zhuǎn)換為主動土壓力.此外,樁前側(cè)最大主動土壓力值為-19.02 kPa,埋深超過1.6m時樁前側(cè)最大土抗力達(dá)到12.81 kPa.

由圖6(b)可知,負(fù)向加載時,AHP試件(試件T1～T7)樁前側(cè)土抗力分布規(guī)律與正向加載時樁后側(cè)土抗力分布規(guī)律相似.埋深約為1.6 m時,土抗力接近為0.當(dāng)埋深超過1.6 m時,樁前側(cè)由土抗力轉(zhuǎn)換為主動土壓力.此外,樁后側(cè)主動土壓力值和樁后側(cè)土抗力都較小.

AHP試件正向加載時的樁后側(cè)土抗力明顯大于負(fù)向加載時的樁前側(cè)土抗力.當(dāng)樁頂正向位移為5 mm時,樁后側(cè)最大土抗力為101.16 kPa;樁頂負(fù)向位移為-10 mm時,樁前側(cè)最大土抗力為54.33 kPa.前者為后者1.9倍,前者樁側(cè)最大土抗力對應(yīng)的埋深淺于后者.

2.2 不同試件的樁側(cè)土抗力比較

由于HP、UHP和AHP試件正向加載時樁前土壓力和負(fù)向加載時樁后土壓力均較小且無規(guī)律,故本節(jié)僅針對正向加載時樁后土抗力和負(fù)向加載時樁前土抗力進(jìn)行比較.

圖7給出了樁頂正向位移為5 mm時,HP、UHP和AHP試件沿深度方向樁后土抗力比較.由圖可知,正向加載時,受臺后不平衡土壓力影響,AHP試件的樁后土抗力最大,UHP試件次之,處于平衡土壓力下的HP試件最小.AHP試件在埋深0～0.7 m范圍內(nèi)樁后土抗力最大;埋深0.7～0.8 m范圍內(nèi)樁后土抗力介于HP試件和UHP試件之間;當(dāng)埋深超過0.8 m時,AHP試件的樁后土壓力最大.此外,UHP試件最大樁后土抗力對應(yīng)的埋深最深,AHP試件次之,HP試件最淺.

圖7 樁頂正向加載時樁側(cè)土抗力比較

圖8給出了樁頂負(fù)向位移為-10 mm時,HP、UHP和AHP試件沿深度方向樁前土抗力比較.由圖可知,負(fù)向加載時,埋深為0～1.6 m內(nèi),AHP和UHP試件的樁前最大土抗力相差不大,HP試件略小于.埋深為1.6～2.0 m時,AHP試件由土抗力轉(zhuǎn)換為主動土壓力.埋深超過2.0 m時,UHP和HP試件由土抗力轉(zhuǎn)換為主動土壓力.UHP試件樁前最大土抗力對應(yīng)的埋深最深,AHP試件次之,HP試件最淺.

圖8 樁頂負(fù)向加載時試件樁側(cè)土抗力比較

3 樁身應(yīng)變和彎矩

3.1 各試件樁身應(yīng)變和彎矩分析

HP、UHP和AHP試件樁身應(yīng)變分布規(guī)律可直接由布置在兩翼緣的應(yīng)變片得到.根據(jù)平截面假定,可由實測應(yīng)變反算得到樁身彎矩,計算公式為

(1)

式中,E為混凝土彈性模量;I為截面慣性矩;εt(z)和εc(z)分別為埋深z處H形鋼樁的拉、壓應(yīng)變;B為截面面積.

3.1.1 HP試件

圖9給出了正向加載時HP試件沿深度方向下樁身應(yīng)變和彎矩分布曲線.由圖可知,正向加載時,HP試件樁身應(yīng)變和彎矩分布規(guī)律均為沿埋深方向先增大后減小,埋深0.7 m時樁身應(yīng)變和彎矩最大.樁身兩側(cè)的拉、壓應(yīng)變對稱性較好.加載位移為25 mm時,樁身最大拉、壓應(yīng)變分別為6.85×10-4和-6.72×10-4,相差較小;最大拉、壓應(yīng)變對應(yīng)的埋深相同，均為0.7 m.由此表明,HP試件具有較好的彈性性能和變形能力.負(fù)向加載時,樁身拉壓應(yīng)變和彎矩的大小以及分布規(guī)律與正向加載結(jié)果相似,僅方向相反.

3.1.2 UHP試件

圖10給出了UHP試件沿深度方向樁身應(yīng)變和彎矩分布曲線.由圖可知,正負(fù)向加載時,UHP試件樁身應(yīng)變和彎矩分布規(guī)律均沿埋深方向先增大后減小.正向加載時,樁身兩側(cè)的拉、壓應(yīng)變略顯不對稱,且最大應(yīng)變已接近彈性極限應(yīng)變.加載位移為25 mm時,樁身最大拉應(yīng)變?yōu)?.02×10-3,最大壓應(yīng)變?yōu)?9.38×10-4,其對應(yīng)的埋深也略有不同,前者埋深為1.0 m,后者埋深為0.8 m.負(fù)向加載時樁身兩側(cè)的拉、壓應(yīng)變較為對稱,最大拉、壓應(yīng)變基本相等.加載位移為-25 mm時,樁身最大應(yīng)變?yōu)?.70×10-4.

(a) 樁身應(yīng)變

(b) 樁身彎矩

負(fù)向加載時樁身兩側(cè)拉、壓應(yīng)變的對稱性優(yōu)于正向加載結(jié)果,而正向加載時的樁身應(yīng)變和彎矩明顯大于負(fù)向加載結(jié)果.加載位移為25 mm時,最大樁身彎矩為14.39 kN·m;加載位移為-25 mm時,最大樁身彎矩為11.01 kN·m;前者約為后者的1.3倍.

3.1.3 AHP試件

圖11給出了AHP試件沿深度方向樁身應(yīng)變和彎矩分布曲線.由圖可知,正向加載時,AHP試件樁身應(yīng)變和彎矩分布規(guī)律整體上沿埋深方向逐漸減小,樁身最大拉、壓應(yīng)變和彎矩均位于樁頂處.樁身最大拉、壓應(yīng)變分別為1.57×10-3和-1.30×10-3,超過了彈性極限應(yīng)變,表明樁基已進(jìn)入彈塑性階段,最大彎矩也達(dá)到20.36 kN·m.此外,樁身應(yīng)變和彎矩在埋深0.6和1.4 m處產(chǎn)生突變,其規(guī)律性、連續(xù)性以及對稱性均較差.

(a) 正向加載,樁身應(yīng)變

(b) 正向加載,樁身彎矩

(c) 負(fù)向加載,樁身應(yīng)變

(d) 負(fù)向加載,樁身彎矩

負(fù)向加載時,AHP試件樁身的拉、壓應(yīng)變和彎矩規(guī)律性較差,但整體為沿埋深方向先增大后減小.埋深為0～0.4 m時,樁身拉、壓應(yīng)變和彎矩沿埋深方向逐漸增大,最大彎矩為6.39 kN·m,最大樁身拉、壓應(yīng)變分別為5.13×10-4和-3.46×10-4;埋深為0.4～2.9 m時樁身拉、壓應(yīng)變和彎矩沿埋深方向逐漸減小.

(a) 正向加載，樁身應(yīng)變

(b) 正向加載，樁身彎矩

(c) 負(fù)向加載，樁身應(yīng)變

(d) 負(fù)向加載，樁身彎矩

圖12給出了正、負(fù)向加載位移分別為25、-25 mm時AHP試件沿深度方向樁身應(yīng)變和彎矩比較.由圖可知,正向加載時,AHP試件的樁身應(yīng)變和彎矩明顯大于負(fù)向加載結(jié)果,前者為后者的3.4倍.正、負(fù)向加載時的樁身應(yīng)變和彎矩分布規(guī)律也存在明顯區(qū)別.究其原因在于,受臺后不平衡土壓力影響,正向加載時橋臺產(chǎn)生的樁頂彎矩遠(yuǎn)大于負(fù)向加載[28],使得該區(qū)域的樁身應(yīng)變急劇增加,導(dǎo)致分布規(guī)律不同.因此,整體橋升溫、主梁膨脹時橋臺引起的樁基內(nèi)力遠(yuǎn)大于降溫時引起的樁基內(nèi)力,即夏季高溫時H形鋼樁基受力最為不利.

(a) 樁身應(yīng)變

3.2 不同試件樁身彎矩比較

由式(1)可知,樁身應(yīng)變和彎矩是等效的.因此,本節(jié)僅對HP、UHP和AHP試件的樁身彎矩進(jìn)行比較.

圖13給出了樁頂正、負(fù)向位移分別為5、-10 mm時HP、UHP和AHP試件樁身彎矩比較.由圖可知,正向加載時,UHP試件樁身彎矩分布規(guī)律與HP試件相似,但由于受臺后不平衡土壓力的影響,前者要明顯大于后者.AHP試件的受力情況較HP和UHP試件復(fù)雜,其樁身彎矩分布規(guī)律也存在顯著不同,樁身彎矩值明顯大于HP和UHP試件.究其原因在于,受臺-土相互作用(即臺后不平衡土壓力以及橋臺對臺后土的擾動)的影響,AHP試件的樁身彎矩分布與UHP和HP試件存在較大差異;同時,AHP試件也存在較大的局部累積變形和整體負(fù)向變形,導(dǎo)致樁身彎矩產(chǎn)生多個轉(zhuǎn)折點,規(guī)律性較差.由此表明,整體式橋臺樁基在正向受力時更為不利,AHP試件較HP和UHP試件更快進(jìn)入彈塑性狀態(tài).

負(fù)向加載時,HP、UHP和AHP試件樁身彎矩分布規(guī)律相似.AHP和UHP試件的樁身最大彎矩相差不大,HP試件最小.

(b) 負(fù)向加載

4 結(jié)論

1) 不平衡土壓力對正向加載下的樁基受力性能產(chǎn)生較顯著的影響,對負(fù)向加載的影響不大.

2) 正向加載時,AHP和UHP試件的樁后土抗力明顯大于負(fù)向加載時的樁前土抗力;HP試件的樁后土抗力與負(fù)向加載時的樁前土抗力基本一致.

3) 正向加載時,AHP和UHP試件的樁身應(yīng)變和彎矩明顯大于負(fù)向加載;而HP試件正向與負(fù)向加載時的樁身應(yīng)變和彎矩一致.因此,整體式橋臺樁基在正向受力時更不利.

4) 對比AHP、UHP和HP試件的受力性能可知,AHP試件的樁身應(yīng)變和彎矩最大,UHP試件次之,HP試件最小.因此,AHP試件較UHP和HP試件更快進(jìn)入彈塑性狀態(tài).