扩孔微型桩抗震性能试验研究

庄一舟，王胜智，樊争辉，陈斌，韩裕添

(1.福州大学土木工程学院，福建 福州 350116；2.福建永福工程顾问有限公司，福建 福州 350108)

扩孔微型桩抗震性能试验研究

庄一舟1，王胜智1，樊争辉2，陈斌1，韩裕添1

(1.福州大学土木工程学院，福建 福州 350116；2.福建永福工程顾问有限公司，福建 福州 350108)

对6根具有不同扩孔参数的微型桩进行室内足尺低周循环侧向加载试验，得到滞回曲线和骨架曲线，并计算耗能能力和延性系数，对其抗震性能进行评估.所得结论可为新型抗震型半整体式桥台桥梁的实际应用打下基础，对整体式桥台桥梁支承桩的扩孔技术也有一定借鉴意义.

半整体式桥台桥梁; 扩孔微型桩；抗震性能；耗能能力；延性

0 引言

为提高半整体式桥台桥梁抗震性能，同时受微型桩具有较好的地震能量吸收功能的启发，本文提出一种带扩孔微型桩耗能体系、路桥整体联接的新型半整体式桥台无伸缩缝桥型，简称“新型半整体式桥台无缝桥梁”，见图1.

图1 半整体式桥台桥梁台后扩孔微型桩Fig.1 Micropile with predrilled oversize hole behind abutment of a new kind of semi-integral abutment bridge

地震时该桥由连接板将部分地震作用传递到微型桩，通过桩-土相互作用，由桩周土吸纳耗散部分地震能量，从而减轻地震作用对桥梁的损害.而在微型桩桩顶部位扩孔，提高了该桥型在正常服役期吸收纵向变形(由温度变化、混凝土收缩和徐变等产生)的能力[1]，同时希望保证该桥型的抗震性，给微型桩的设计带来了困难.

目前侧向受荷桩扩孔技术研究在国内比较少见，国外已有一些成果.Arockiasamy等[2]指出预钻孔能提高桩水平柔度.Hassiotis等[3]和Olson等4]在研究整体式桥台桥梁时指出，在桥较长或温度位移较大的情况下，有必要采用在桩顶部进行预扩孔并填以可压缩性材料以减小土对桩侧向运动的阻力，这样处理后可以增加桩的侧向柔度.White等[5]和Khodair等[6]也在整体式桥台桥梁中使用扩孔技术以增加桩的柔度.

上述研究并没有涉及到扩孔桩抗震分析.除此之外，微型桩与普通桩桩径、施工工艺等不同，并且设置在半整体式桥台桥梁台后搭板下，承受很小的竖向力，主要以承受水平力为主，同时还具有耗能的作用.因此半整体式桥台桥梁台后搭板下扩孔微型桩是一种新结构，在实际应用前，应对其抗震性能做进一步研究.本文对扩孔微型桩进行室内足尺侧向低周循环加载试验，从耗能能力和延性角度研究扩孔微型桩抗震性能.

1 试验介绍

表1 砂土的物理力学参数Tab.1 Physical and mechanical parameters of sandy soil

试验材料和设备主要包括模型土、模型桩、模型箱和试验设备等.

模型土采用干砂.归纳所有需要测取的砂土的物理力学参数见表1.

加载装置、波纹管和k值曲线图见图2.试验加载装置如图 2(a)所示.模型桩桩身截面直径为100 mm，桩长为3 000 mm，长细比等于30，所用材料为C40混凝土.桩内配制6φ10的主筋(配筋率为6%).箍筋采用直径φ6的普通圆形双肢箍，间距为200 mm，在桩顶1 m深度范围内加密，间距为100 mm.桩帽尺寸为200 mm(高)×300 mm(宽)×400 mm(长).扩孔填料通过桩帽上预留孔倒入作为扩孔材料的波纹管内(图2(b)).由于扩孔填料体积已知，可通过控制填料的质量决定其密度，从而得到填料相对密实度，通过图2(c)[7]得到砂土密实度及力学参数：γ(重度)=15.5 kN·mm-3, 密实度较大，k=20 MN·mm-3；γ=15 kN·mm-3, 密实度适中，k=10 MN·mm-3；γ=14.5 kN·mm-3, 密实度较小，k=5MN·mm-3.

图2 加载装置、波纹管和k值曲线Fig.2 Loading set up，corrugated pipe and the curve of k

各桩的扩孔参数如表2, 表中d代表微型桩桩径.模型箱的尺寸为2 300 mm(非加载方向)×2 100 mm(加载方向)×3 600 mm(高).桩加载方向到箱壁的距离与桩径之比b/d=10，桩底到模型箱底的距离与桩径之比z/d=6，基本满足边界效应影响要求[8].

表2 扩孔微型桩扩孔参数Tab.2 Predrilled-hole parameters of micropile

模型箱及模型桩的布置如图3所示.模型桩制作时，由于其截面直径只有100 mm，浇筑不易密实且不易成型，采用110规格PVC管(实际测得其内径为102 mm)做外模板，并分三段浇筑成型.模型桩制作完成后，在箱短边中间部位设置两根相距200 mm的钢条以使模型桩桩帽放置其上，然后用吊车将微型桩按图3放入钢箱中，并将波纹管套入桩身作为扩孔材料(此时箱中并无砂土)，接着用水平尺测桩身是否垂直于水平加载方向，否则微调微型桩，最后填入砂土，快填满时抽去钢条.实验前，在加工厂定做预留孔钢板，该钢板平行紧贴桩帽加载面并且与电液伺服加载系统(MTS)加载顶部通过螺杆固定，尽量保证加载力的水平和作用点的位置不变.试验时用MTS直接于桩头施加水平荷载，并使用变幅值位移加载控制制度，每级位移荷载循环3次.加载过程如图4所示.试验过程中需要量测的参数主要包括桩承受的水平荷载和桩顶水平位移.两者均可由MTS控制系统获得.

图3 模型箱及模型桩布置(单位：mm)Fig.3 Model box and pile arrangement(unit：mm)

图4 加载过程曲线Fig.4 Curve of loading procedure

2 试验分析

2.1 试验过程

桩土分离缝，桩身破坏和桩身弯矩见图5.试验过程可分三个阶段：第一阶段对应着较小的位移变形，此时桩土处于一个协调受力变形的弹性阶段，桩土系统(这里主要指扩孔与扩孔外部土体)未出现分离现象，卸载后变形几乎可以恢复；第二阶段为弹塑性及塑性阶段，随着位移的增大，由于土不能承受拉应力，这一阶段桩土系统很快发生分离，产生分离缝(如图 5(a)所示)，桩土分离后将很大程度地影响桩的受力变形状态，使桩身的拉压应力都快速增大，从而使桩身裂缝迅速发展；第三阶段为破坏阶段，随着位移的继续增加，桩土分离非常明显，桩顶荷载迅速下降，桩身钢筋屈服，桩土系统破坏.桩身破坏后，桩身裂缝用裂缝宽度观察仪观测，并用记号笔绘制裂缝的大小.从图5(b)中可以看出，在桩顶附近产生数条弯曲裂缝，主要分布在微型桩桩身沿深度方向0.3～0.9 m截面内，总体表现为两头小中间大，几乎都呈不同间距地水平向分布于桩身.说明弯曲裂缝主要分布在桩顶部附近位置，侧向荷载主要由这一部分桩身承担.最大裂缝出现在桩身沿深度方向约0.5 m截面处.各桩桩身弯矩在不同位移历程下变化规律大致相同，图5(c)给出1号桩在不同位移历程下桩身弯矩.

图5 桩土分离缝，桩身破坏和桩身弯矩Fig.5 Pile-soil separation, pile damage and bending moment

2.2 耗能能力

图6 1号桩桩顶位移-荷载滞回曲线Fig.6 Pile top displacement-load hysteresis curves of number 1 pile

2.2.1 各扩孔微型桩滞回曲线

滞回曲线充分反映了构件的承载能力、刚度、延性、耗能能力等力学性能[9]，综合体现结构的抗震性能，也是分析结构弹塑性动力反应的主要依据[10].试验通过对1～6号桩桩顶施加双向循环荷载获得其桩顶荷载-位移滞回曲线.1号桩桩顶位移-荷载曲线图见图6，限于篇幅，只列出1号桩曲线图，其他桩桩顶位移-荷载曲线图见文献[1].1～6号桩的桩顶位移-荷载曲线变化发展规律大致相同，总体表现为弓形，基本对称，且正负两个方向的极限荷载也非常接近，在弹塑性阶段和破坏阶段呈比较饱满的弓形，说明扩孔微型桩具有一定的耗能能力.

2.2.2 扩孔参数对耗能能力的影响

地震反应与结构的能量吸收和耗散之间存在密切关系，合理的评定结构耗能，可有效了解该结构的抗震性能.文献[11-15]对能量耗散进行研究，认为利用滞回曲线中滞回环包围的面积等于构件在受荷的过程中消耗的能量是合理的.本文通过计算各个位移历程滞回环的面积(同一位移历程三个循环的滞回环所对应面积的平均值)来分析扩孔参数对耗能能力的影响，不同扩孔参数微型桩耗能曲线见图7.

图7 不同扩孔参数微型桩耗能曲线Fig.7 Energy dissipation curves of micropiles with different predrilled-hole parameters

由图7(a)可知，扩孔后微型桩耗能曲线较扩孔前微型桩耗能曲线略有变化.在45 mm这一相同的位移历程下，扩孔后滞回曲线包围的面积相比扩孔前增加了6%.总体来说，扩孔后微型桩耗能能力略有增加.扩孔对耗能能力有一定影响.由图7(b)可知，松散扩孔微型桩的耗能曲线数值明显大于密实扩孔和适中扩孔微型桩耗能曲线.总体表现为，扩孔内填料越密实，耗能能力越低.在45 mm位移历程下，松散扩孔微型桩与未扩孔和密实扩孔微型桩相比，滞回曲线包围的面积都增加了20%左右.根据本文有限的试验数据，说明松散扩孔有助于耗能能力的提高.由图7(c)可知，设置300 mm深的扩孔与450 mm深的扩孔后微型桩的耗能曲线相差不大.因此，在比较小的扩孔深度下，扩孔深度的增加对微型桩的耗能能力影响不明显.由图7(d)可知，340 mm扩孔孔径的微型桩耗能曲线数值略大于220 mm扩孔孔径微型桩耗能曲线，在45 mm位移历程下340 mm扩孔孔径的微型桩滞回曲线包围的面积增加了7%左右.

2.3 延性

2.3.1 扩孔微型桩的骨架曲线

图8 1～6号桩骨架曲线 Fig.8 Skeleton curve of number one to six pile

骨架曲线是指将荷载-位移曲线中每一级荷载第一次循环的峰值点相连而得到的包络曲线，反映了结构或构件的刚度、强度、延性等力学特性，可以很好衡量结构抗震性能，如图8所示.当荷载较小时，骨架曲线基本保持为直线段，由于桩土体系的非线性，这一阶段也不完全是直线.随着荷载逐渐增大，桩土体开始产生塑性变形，此时桩土出现分离现象，非线性明显，一直从构件屈服到达到极限荷载，骨架曲线表现为斜率逐渐减小的曲线段.在达到极限荷载后，桩土体系进入破坏阶段，骨架曲线呈下降状.

图9 屈服弯矩法Fig.9 The method of yield moment

2.3.2 位移延性系数

延性是指结构、构件或截面从屈服开始到达最大承载能力或到达以后而承载能力还没有明显下降期间的变形能力，是反映结构或构件抗震性能的重要因素之一.另外，对于新型半整体式桥台桥梁，设计良好的微型桩具有良好的延性还能够更好地适应温度变化导致的循环往复位移作用及不均匀沉降等情况.延性通常用延性系数表示，本文采用位移延性系数来描述微型桩的延性.延性系数μ可由式(1)进行计算.

式中：Δmax为最大位移，一般取荷载下降到极限荷载的85%时为破坏荷载；Δy为屈服位移.

因为曲线没有明显的屈服点，采用通用屈服弯矩法确定，具体做法如下：如图 9所示，在桩顶荷载-位移骨架曲线上作原点O的切线，通过极限荷载点A的水平线相交于点B，过B点做垂直于位移轴的直线同骨架曲线交于C点，连接OC并延长后同过极限荷载点A的水平线交于点D，在过D点做垂直于位移轴的直线同骨架曲线交于E点，E点即为通用屈服弯矩法的等效屈服点Δy.

2.3.3 扩孔微型桩的位移延性系数

通过上述方法求得各扩孔微型桩的Δmax和Δy，然后计算得延性系数如表3所示.

表3 各扩孔微型桩位移延性系数Tab.3 Ductility coefficient of micropiles with predrilled oversize hole

由表3可知，各微型桩的延性系数介于2.45～3.67，其中无扩孔和4.5d深扩孔的延性系数相近，比另外四根桩的延性系数要大.扩孔后延性有一定程度的降低，这是因为扩孔后桩的屈服位移Δy提高的程度比最大位移Δmax提高的程度要大.然而，当扩孔深度达到4.5d时，该桩的延性明显大于2号桩延性，接近1号桩延性，说明增加扩孔深度能增加扩孔微型桩的延性.另外，2～4号桩的延性相近，说明扩孔内填料的密实度对延性影响不显著；6号桩的延性同2号桩的延性也相近，说明扩孔孔径对延性的提高并无显著效果.

由于荷载没有下降到极限荷载的85%，表3中1号桩和2号桩的位移延性系数是取其最后一级位移历程与屈服位移的比值求得的，因此，1号桩和2号桩实际的位移延性系数将大于表 3中所列数据.

3 结语

为研究扩孔微型桩抗震性能，通过电液伺服加载系统(MTS)对6根不同扩孔参数微型桩施加双向循环的侧向荷载，得到扩孔微型桩桩顶荷载-位移滞回曲线和骨架曲线.通过滞回曲线形状判断其所属类型，并计算滞回曲线包含的面积，根据其变化发展规律判断扩孔微型桩的耗能能力；通过骨架曲线计算扩孔微型桩的位移延性系数，分析其延性的大小.得到以下主要结论：

1) 在弹性阶段，扩孔微型桩的滞回曲线接近于梭形，耗能能力较小，在弹塑性阶段和破坏阶段，各扩孔微型桩的滞回曲线呈较为饱满的弓形，表现出较好的抗震耗能能力.

2) 扩孔对微型桩耗能能力有一定影响，扩孔孔径的增加略微提高了耗能能力，扩孔深度在较小范围内增加对耗能能力影响不大，但松散扩孔对耗能能力有较大提高.

3) 不同扩孔参数微型桩的延性系数介于2.45～3.67.扩孔后微型桩的延性有不同程度的降低，扩孔孔径，扩孔材料密实度对延性影响不大，而增加扩孔深度有助于提高延性；

4) 为了提高桩土的抗震能力，应该使用松散砂并增加扩孔深度.

[1] 樊争辉.新型半整体式桥台无缝桥梁台后扩孔微型桩侧向受荷性能试验研究[D].福州:福州大学, 2013.

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(责任编辑：蒋培玉)

Experimental investigation on seismic performance of micropile with predrilled oversize hole

ZHUANG Yizhou1，WANG Shengzhi1，FAN Zhenghui2，CHEN Bin1，HAN Yutian1

(1.College of Civil Engineering，Fuzhou University，Fuzhou，Fujian 350116, China;2.Fujian Yongfu Project Consultant Company，Fuzhou，Fujian 350108, China)

Indoor full-scale cyclic lateral loading experiments of 6 micropiles with different predrilled-hole parameters were carried out.From the experiments, their hysteresis curves and skeleton curves, as well as energy dissipation capacity and ductility were obtained to reflect seismic performance.These conclusions will make contribution to the practical application of proposed aseismic semi-integral abutment bridge and provide reference for the hole-predrilling technology in integral abutment bridges.

aseismic semi-integral abutment bridge; micropile with predrilled oversize hole；seismic performance；energy dissipation capacity；ductility

2014-12-05

庄一舟(1964-) 教授, 主要从事无缝桥研究，478372092@qq.com

国家自然科学基金资助项目(51278126); 福建省自然科学基金资助项目(2013J01187)

10.7631/issn.1000-2243.2016.04.0510

1000-2243(2016)04-0510-06

U443.5

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