管桩水平承载特性室内模型试验研究

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(1.山东电力工程咨询院有限公司,济南 250013； 2.山东大学 a.土建与水利学院; b.山东省路基安全工程技术研究中心,济南 250061)

管桩水平承载特性室内模型试验研究

亓乐1，宋修广2a,2b，张宏博2a,2b，周志东2a,2b，岳红亚2a,2b

(1.山东电力工程咨询院有限公司,济南 250013； 2.山东大学 a.土建与水利学院; b.山东省路基安全工程技术研究中心,济南 250061)

目前规范中管桩的水平承载设计仍参考普通灌注桩，设计偏于保守。为了揭示管桩在水平荷载下的承载机理及群桩效率综合系数的安全储备值，进行了室内缩尺模型试验。结果表明：管桩单桩和群桩承载力试验值均大于规范计算结果，得到的群桩效率系数是规范法计算值的1.2～1.5倍。研究成果可为今后水平承载管桩的设计工作提供参考依据。

管桩；水平承载力；缩尺模型试验；群桩效应系数； 规范法计算值

1 研究背景

近年来预应力混凝土管桩在我国被大量推广应用，其承载力高、质量稳定、便于施工、抗压强度高、适用范围广等优点得到工程界的认可[1]。在一般的建筑基础工程中桩基主要承受轴向荷载作用，但在港口、岸坡、高桩码头、大跨度桥梁、电塔、海洋平台、高层建筑等工程中,桩基还需承受水平向荷载作用。在某些重要的工程中波浪力、风力、地震力和撞击力等水平荷载已成为设计的控制因素，桩基的水平承载力和位移计算也成为了建筑物设计的重要内容之一[2]。为了提高桩基的抗弯及抗剪性能，预应力混凝土管桩得到了广泛应用，取得了良好的应用效果。尽管如此，该类桩型的承载机理及理论研究水平却远滞后于工程应用，关于管桩群桩的水平承载特性研究成果较少[3-7]。目前管桩设计仍参考普通钢筋混凝土灌注桩[8]，规范中未充分考虑预应力管桩抗压、抗弯、抗剪能力强的优势，造成管桩设计偏于保守。

为了探明规范方法确定群桩水平承载力的安全储备，从设计角度提出提高桩基水平承载力的解决措施，优化完善桩基设计计算理论及方法。本文运用室内缩尺模型试验，深入研究管桩群桩基础在水平荷载作用下的工作性状，并确定规范计算群桩效率综合系数的安全储备值。

2 室内缩尺模型试验

本次室内模型试验是在山东大学路基安全工程技术研究中心的试验模型槽中进行，模型试验满足相似第二定理(π定理)[9]，主要相似系数设计值如下：几何相似常数CL=CL模型/CL实际=0.1；填筑材料相似常数CE1=1；模型桩弹性模量相似常数CE2=CE模型/CE实际=0.1；位移相似常数Cyz=1；弯矩相似常数CM=0.001；荷载相似常数CF=0.01。

2.1 模型槽和加载系统

模型槽采用可组合拼装式模型槽，模型槽材料选取钢质框架+钢化有机玻璃，由刚体单元拼装而成，便于运输和安装。模型槽上部配有吊装及反力装置，反力架的设计承担荷载为50 kN，利用模型槽侧壁提供水平反力。该模型槽适应于不同尺寸需要、加载形式、填料性质及监测内容等模型试验，可满足本次模型试验的需求。

2.2 试验材料

2.2.1 试验桩

根据国内外已有模型试验，综合多种模型桩的材料力学性能，总结已有试验经验和结果发现[10-11]：有机玻璃管能够很好反映桩-土-承台的受力变形特性，且材料均匀性好、易于加工定做，是一种较为理想的模型桩替代材料，且有机玻璃弹性模量与管桩实际弹性模量比约为1∶10，即弹性模量相似常数CE2=0.1，利于模型试验设计和数据分析。因此本次模型试验选用有机玻璃管作为模型桩替代材料,见图1。

本试验根据简支梁法对模型桩桩身抗弯刚度进行测定，得到有机玻璃管模型桩挠曲弹性模量3 258 MPa。根据《建筑桩基技术规范》规定：计算PHC预应力混凝土管桩水平承载力时其弹性模量取值为32 300 MPa。因此，有机玻璃管模型桩与实际桩体弹性模量比值为1∶9.91，与本次试验相似比例1∶10极为接近。

图2 模型桩的定位Fig.2 Positioning of test pile

试验桩的埋设中，桩体空间位置的控制是本次模型试验的关键，设计通过机械固定的方式对其平面位置和高度进行严格控制，并使用水平尺和磁性线坠进行辅助控制，如图2所示。机械固定设施主要包括：平面固定支架和竖向可调节式夹套。

2.2.2 填筑材料

为便于试验实施和质量控制、更好地反映群桩结构的受力变形规律，本次模型试验筛取中砂(平均粒径为0.25～0.5 mm)作为模型填筑材料，其属性与实际材料一致，即相似系数为1。通过土工试验得到试验中所采用的砂土的物理力学性质，试验结果见表1。

表1 土的基本力学参数Table 1 Basic physical parameters of test soil

填土根据质量控制要求逐层夯实，每层填筑厚度严格控制为20～30 cm，装填后对其进行人工夯实(见图3)。每层填土满夯3 遍，夯迹间1/3 d(夯锤直径)搭接，由四周向中心逐遍夯实。每两层使用环刀法进行压实度检测，压实度控制为88%～90%。单桩模型试验时使用大夯锤进行大面积砂土夯实，用小夯锤进行桩周夯实；群桩模型试验时使用振动夯实机进行砂土夯实，用小夯锤进行桩周夯实。

图3 试验土夯实现场Fig.3 Compaction of test soil

2.2.3 承台材料

受承台尺寸和模板内操作空间限制，承台浇筑时难以振捣，且模型桩与混凝土材料差异较大，两者在未充分振捣的情况下难以紧密联系，会严重影响群桩水平承载力和桩-土-承台的协调变形。因此，为保证试验质量,本次模型试验选用C50自密实混凝土浇筑承台，7 d强度达到C40强度标准。

2.2.4 桩与承台连接方式

本次模型试验设计通过设置桩顶法兰盘，加强桩与承台的连接，以实现桩顶嵌固的效果，从而减少试验变量，突出主要研究内容。为便于加工，增强材料的黏结强度，桩顶法兰盘使用有机玻璃材质。

2.3 测试系统

2.3.1 桩身应变监测

根据桩身弯矩分布规律，桩身应变片采取上密下疏的布设方式，每根桩粘贴20个应变片。选用浙江黄岩测试仪器厂生产的BX120-10AA型单向应变片，使用江苏东华静态应变测试分析系统(DH3816)采集桩体应变数据。

2.3.2 桩身位移及桩周土压力监测

采用千分表(量程50 mm)监测桩顶位移；采用土压力盒监测水平荷载作用下桩周土体土压力的分布情况，使用江苏东华动静态测试分析系统(DH3817F)采集土压力数据。

监测布设方案如图4所示。

图4 桩身测试系统布置Fig.4 Layout of strain gauge and pressure cell

2.3.3 水平荷载控制与监测

为严格控制水平加载值，采用精度为2 N的监测仪表对其进行量测、控制，并通过严格的机械定位保证荷载的同轴传递。

2.4 加载方案设计

本次模型试验采用单循环连续加载法[12]进行试验加载：每级荷载为预估极限承载力或最大试验荷载的1/10，每级卸载量为加载量的2倍；加载每级维持20 min，卸载每级维持10 min，都是间隔5 min测读1次。卸到零荷载时维持30 min，间隔10 min测读1次。

终止加载条件：①桩身水平位移超过15 mm；②桩身位移突变(单级荷载位移增量>5 mm)或桩身破坏。

试验分组情况见表2。

表2 模型试验分组Table 2 Groups of model tests

图5 单桩水平荷载-位移曲线Fig.5 Curve of horizontal load-displacement of single pile

3 单桩模型试验结果分析

3.1 荷载-位移曲线数据分析

根据本次模型试验相似比尺(位移比尺为1∶1)，可得出单桩水平荷载-位移曲线(如图5)。

3.2 桩身弯矩数据分析

对模型桩桩身弯矩分布特征及其随水平荷载值增加的变化规律进行分析，如图6所示。

图6 桩身弯矩随荷载变化分布Fig.6 Curves of bending moment varying with load

分析图6可知：①单桩最大弯矩截面出现在0.2～0.4 m深度处；②桩身最大弯矩截面随水平荷载的增加而逐渐加深，即桩土协调工作深度范围增大。③桩身弯矩分布最大深度逐渐加深，且大致位于8D～12D范围，即桩的工作深度逐渐增加。

3.3 模型试验数据与规范计算结果对比分析

图7 不同方法所得单桩水平承载力Fig.7 Horizontal bearing capacity of single pile obtained by different methods

以单桩10 mm位移对应水平荷载值为1 120 N为依据，经相似计算后可反算得本次单桩模型试验地基水平反力系数比例系数：m值为6 511 kN/m4。将试验实测数值与规范计算结果进行对比分析，如图7所示，其中试验实测数据按照荷载相似比尺(1∶100)进行放大。其中理论计算时桩体弹性模量值均取Ec=3.8×104MPa。分析可知：试验实测单桩水平承载力特征值均高于规范计算结果。

选取5级荷载对试验实测弯矩数据与规范推荐法计算结果进行对比分析，如图8所示，其中试验实测数据按照弯矩相似比尺(1∶1 000)进行放大。

图8 不同方法所得桩身弯矩对比曲线Fig.8 Bending moment of pile obtained by different methods

分析可知：模型试验实测弯矩数据与规范推荐方法计算结果整体量值较为接近，证明本次模型试验相似准则和试验方法的准确性，单桩实测桩身弯矩在较大荷载下大于规范法所得值。

4 单排群桩基础模型试验结果分析

本文对单排三桩群桩工况下的水平承载力影响因素和群桩效应系数规律进行了分析，主要影响因素考虑桩数、桩间距等，并将群桩效应综合系数与规范推荐法[8]计算结果进行了对比。工况中各桩名称的定义见图9。

图9 前、中、后桩示意图Fig.9 Definition of front pile,middle pile and back pile

4.1 群桩水平承载规律

图10 群桩水平荷载-位移曲线Fig.10 Curve of horizontal load-displacement of pile group

由图10可知：由于不考虑承台变形，因此前、中、后3根桩的桩身位移相同,该形式群桩基础在地面处水平位移为10 mm时，其对应水平承载力为6 950 N；6 mm位移对应水平承载力为5 600 N；随着水平荷载的增大，前、中、后桩桩身最大弯矩值逐渐增大，其差距也逐渐变大。由图11可知:前桩桩身弯矩均大于中桩和后桩，说明相同水平荷载作用下前桩所承受弯矩值最大(即所受桩前土抗力最大)。因此，群桩基础外围的桩会承担较多的水平荷载，根据已有资料[7]可知，增大桩径是提高管桩承载力的有效途径，因此可以通过增大外围桩的桩径等措施来提高群桩的水平承载力。

图11 前、中、后桩桩身弯矩对比Fig.11 Comparison of bending moment among front pile,middle pile,and back pile

4.2 桩周土压力分析

以(1×2-5D)形式群桩为例，对其桩周土压力监测数据进行对比分析。

图12 前、后桩桩前土压力随荷载变化曲线Fig.12 Curves of soil pressure-load of front pile and back pile

分析图12可知道：①前桩桩前土压力明显大于后桩桩前土压力，且随着水平荷载的增加,该种差距逐渐增大；②前桩桩前土压力随水平荷载的增加而逐渐增加，且变化趋势同位移增长趋势相近；③后桩桩前土压力先随水平荷载的增加有缓慢的增大，但达到一定值后逐渐减小。对该现象的解释为：水平荷载较小时，桩间土体未发生碎裂破坏，其可随群桩基础整体协调变形；当荷载值大于其碎裂破坏极限荷载后，后桩桩前土体出现拉(压)裂缝，且裂缝随荷载值增大逐渐开展，所以其所能提供的水平抗力值会出现减小现象。

图13 土压力沿深度和水平向变化(0.1 m深)Fig.13 Curves of soil pressure varying with depth and horizontal distance

分析图13(a)可知该形式群桩桩前土抗力分布受桩身位移影响，沿深度逐渐减小，其最大影响深度约为0.5 m(8D～10D)；随着水平荷载的增加,土压力影响深度逐渐增加，即桩体工作深度增大。分析图13(b)可知：该形式群桩0.1 m埋深处土压力沿水平向迅速衰减，0.15 m处土压力仅为0.05 m(水平距离为1.67D)处的50%。

4.3 桩间距的影响分析

由图14可知，相同位移(10 mm)时，不同桩间距群桩前桩弯矩大于后桩，但随着桩间距的增大前后桩的弯矩差值减小，至7倍桩距时该差值已极小，即荷载不均匀分配现象随着桩距的增大而减小、群桩效应减弱。

图14 不同桩间距群桩桩身弯矩对比Fig.14 Bending moment in the presence of different pile spacings

图15 规范法与实测群桩效应综合系数对比Fig.15 Values of coefficient of pile group effect obtained by Code method and measurement

由图15(a)可知：①模型试验实测群桩效应综合系数为规范推荐方法所得结果的1.1～1.5倍；②实测群桩效应综合系数随桩间距的变化规律与规范计算结果相近，即随着桩距的增大效应综合系数增大，群桩效应减弱。

4.4 桩数的影响分析

由图15(b)可知：随着(沿荷载方向)桩数的增加，,群桩效应综合系数减小；试验所得群桩效应综合系数大于规范计算值，以6 mm位移控制计算所得群桩效应综合系数约为规范计算值的1.5倍，10 mm位移控制计算所得群桩效应综合系数约为规范计算值的1.3倍。

5 结 论

通过本次模型试验对管桩单桩、单排群桩的水平承载特性及群桩效应进行了控制变量试验分析，得出主要结论如下。

(1) 单桩模型试验结果表明：实测单桩承载力略大于规范计算值，弯矩数据与规范推荐方法计算结果整体量值较为接近，证明了模型试验相似准则和试验方法的准确性，但单桩实测桩身弯矩在较大荷载下大于规范法所得值。

(2) 单排群桩试验结果表明：由于承台对管桩桩顶的嵌固效应，群桩影响深度范围较单桩明显增大，有利于深层土体水平抗力的发挥。

(3) 对于单排群桩基础，前桩所分担荷载和弯矩值明显大于后桩，可以通过增大外围桩的桩径来提高群桩的水平承载力。随着桩间距的增加，前后桩的荷载分担差距逐渐减小，即群桩效应随桩间距的增加而减小；随着(沿荷载方向)桩数的增加，群桩效应综合系数减小。

(4) 基于本模型试验，实测群桩效应综合系数为规范计算值的1.2～1.5倍，建议在群桩基础设计时可在该安全储备范围内进行适当选取，以满足设计要求。

(5) 本文的群桩试验采用的是单排桩形式，在下一阶段的工作中将开展三角形、四边形等其他群桩布置形式的研究。

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(编辑：赵卫兵)

Indoor Model Test on the Bearing Behavior ofPipe Pile under Horizontal Load

QI Le1,SONG Xiu-guang2,3,ZHANG Hong-bo2,3,ZHOU Zhi-dong2,3,YUE Hong-ya2,3

(1.Shandong Electric Power Engineering Consulting Institute Ltd.,Jinan 250013,China; 2.School of Civil Engineering,Shandong University,Jinan 250061,China; 3.Shandong Engineering & Technology Research Center for Subgrade Safety，Jinan 250061,China)

At present,the design of horizontal bearing pipe pile still takes that of bored pile as reference,resulting in conservative results.In order to reveal the bearing mechanism and obtain the safety reserve value of pile group effect coefficient of pipe pile under horizontal load,we carried out reduced scale model tests.Test results show that: the test values of bearing capacity of single pile and group piles are larger than the calculated results from Technical Code for Building Pile Foundations.The pile group effect coefficients of model test are approximately 1.2 to 1.5 times of the calculated results from Code.The research results are useful for the design of pipe piles under horizontal load.

pipe pile；horizontal bearing capacity；reduced scale model test； coefficient of pile group effect; values calculated by Code method

TU473.1

A

1001-5485(2017)10-0074-05

2016-06-16;

2016-08-03

亓 乐(1981-)，男，山东淄博人,高级工程师,博士，主要从事电力工程勘察等领域的科研工作,(电话)15053120967(电子信箱) qile@sdepci.com。

10.11988/ckyyb.20160620 2017,34(10):74-78,84