钢护筒-混凝土灌注桩承台节点抗震性能试验研究

张菊辉, 王 伟, 姜大威, 管仲国

(1.上海理工大学 环境与建筑学院，上海 200093；2.同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092)

近20年来，我国桥梁建设进入了最辉煌的发展时期，截至2015年底，我国大陆已建成千米以上大跨度桥梁10座、800 m以上大桥15座。值得注意的是，美国、欧洲以及日本等的大跨度桥梁较多采用沉箱基础，而我国绝大多数采用钻孔灌注桩群桩基础，其中在深水场地下又多为高桩承台结构形式，形成了我国大跨度桥梁基础类型独特而鲜明的特点[1]。

已有研究结果表明高桩承台基础由于承台体量巨大，在地震作用下会产生很大的水平惯性力，并且承台与上部结构之间还会产生明显的高模态动力耦合效应，再加上自由段桩身又缺乏土体侧向支撑作用，致使基础部分往往成为结构在地震作用下的首要薄弱环节[2-3]。以苏通大桥为例，钢箱梁重约4.9 万t，两个桥塔总重约14.3 万t、两个承台总重则高达30余万t，约合桥塔与钢箱梁总重的1.6倍。抗震分析结果表明桩基中80%的水平地震力由承台惯性力产生[4]。尽管高桩承台基础较长的桩身自由段可以提高基础的柔度，并可能使整个承台底的水平地震力有所下降，但较长的桩身自由段同时也导致了较大的单桩桩身弯矩。一般情况下，高桩承台基础的单桩最大弯矩位于桩顶与承台的节点处或入土1～3倍桩径处[5-8]。因此，桩头节点作为地震作用下的首要薄弱部位，将制约整个基础的抗震性能，很有必要对该节点的合理构造和抗震性能进行细致的研究分析[9]。因高桩承台基础的钻孔灌注桩一般都需要沉放钢护筒来辅助施工，但在施工完成后又难以拔出再利用。若能充分利用钢护筒的强度和延性来改善混凝土灌注桩与承台之间的节点受力，不失为一个经济、简便、而又有效的解决方案。但目前国内对于钢护筒的研究主要集中在钢护筒参与桩身受力的构造处理与计算分析方面[10-13], 对钢护筒与承台的节点连接构造研究较少。因钢护筒-混凝土灌注桩与钢管混凝土桩具有相似之处，而美国的钢管混凝土(Cast in Steel Shell,CISS)桩[14]与承台的节点连接多采用无嵌入或浅嵌入的形式，日本的钢管混凝土灌注桩[15]一般将带肋钢管嵌入承台以加强节点的强度和延性。因此，目前我国钢护筒-混凝土灌注桩与承台的节点连接方式较多参照钢管混凝土桩，节点的连接构造并不统一，有的在护筒外焊接锚固钢筋，有的则采用了类似的CISS桩的浅嵌入形式，有的则作永久钢护筒深嵌入。

因此，本文拟通过拟静力试验研究钢护筒-混凝土灌注桩的桩头节点与承台的合理连接方式，通过对三种不同的节点构造形式(浅嵌入、锚筋嵌入以及深嵌入)在地震作用下的承载能力、损伤与破坏发展过程以及滞回耗能特性等的对比分析，探求合理的节点构造形式。

1 试验概况

1.1 试件设计

共设计了三种钢护筒-混凝土灌注桩试件，节点连接构造方法分别为浅嵌入、锚筋嵌入和深嵌入。整体模型构造如图1所示，整个模型由三部分组成：加载头、桩身以及承台。承台(700 mm×700 mm)与加载头(600 mm×600 mm)均设计为正方形截面，高分别为450 mm与300 mm。桩身长1 280 mm，内径300 mm，钢护筒壁厚2 mm。三种不同节点连接方式及其配筋见图2。其中，浅嵌入的钢护筒深入至混凝土承台表面以下20 mm处截断(见图2(a))，锚筋嵌入的钢护筒长度与浅嵌入一样，但在钢护筒下端周围均匀焊接20根长度为420 mm直径为6 mm的钢筋，钢筋的另一端深入到承台混凝土中(见图2(b))；深嵌入的桩身钢护筒直接嵌入到承台里，嵌入深度为300 mm(见图2(c))，并沿钢护筒的圆周焊接5根直径6 mm间距为50 mm的剪切环，加强钢护筒与周围混凝土之间的黏结作用，考虑到承台内因钢护筒的嵌入导致纵、横向主筋布置不能连续，在钢护筒的承台周围增加了3组呈45°方向布置、直径10 mm的矩形环式箍筋(见图2(c))。混凝土钻孔灌注桩及承台内具体配筋如图2(d)～图2(f)中的1-1、2-2及3-3截面所示。混凝土强度为C30，钢护筒-混凝土灌注桩内的纵筋和箍筋分别采用Ф8、Ф6的HPB300钢筋，钢护筒由厚度为2 mm的Q235普通钢板卷焊而成。C30混凝土立方体试块抗压强度实测平均值为38.9 MPa；HPB300钢筋的屈服强度实测平均值为380.5 MPa，极限强度实测平均值为517.5 MPa；钢板的屈服强度为200 MPa，极限强度为305.5 MPa。

图1 试件构造示意图 (单位：mm)

1.2 试验装置

拟静力试验采用同济大学土木工程防灾国家重点实验室的2 000 t电液伺服静动载试验机，试验加载装置示意如图3所示，采用倒置悬臂加载。不考虑桩土相互作用，因此试件上端(即承台)模拟为固结约束，通过螺栓与顶板相连，下端加载头与工装铰相连，工装铰通过螺栓与下加载板相连。采用20 000 kN的竖直作动器和2 000 kN水平作动器进行竖向单调加载和水平往复加载。

1.3 加载制度

试验加载制度参照《建筑抗震试验方法规程》(JBJ 101-96)[16]，采用力与位移混合加载控制。竖直方向上按照设计规范对轴压比的要求施加向上不变轴向荷载212 kN[17]，水平方向由初始设定的控制力逐级加载，当施加的水平荷载为50 kN时，位移达到预定值(15 mm)，此时改用位移控制加载。初始施加位移幅值为20 mm且以0.5%偏移率进行递增，当位移幅值达到80 mm后，改为以1%偏移率进行递增，直到最终加载位移幅值为200 mm。每级位移加载循环三次。+80 mm加载幅值前控制速度为0.5 mm/s，然后变为1 mm/s。当水平荷载下降到最大承载力的85%以下或者试件出现明显破坏，试验终止。

(a) 浅嵌入

(b) 锚筋嵌入

(c) 深嵌入

(d) 1-1

(e) 2-2

(f) 3-3

图2 节点不同构造及配筋示意图(单位：mm)

Fig.2 Schematic diagram of three kinds of pile head joints and rebar arrangement (unit: mm)

图3 试验加载装置图

2 试验结果分析

2.1 试件的破坏形态

在加载过程中，采用高像素移动摄像机进行全程拍摄。结果表明，所有试件均是在桩头与承台的节点接缝处首先出现开裂。当位移幅值达到60 mm时，浅嵌入式构件的承台表面，从节点接缝处出现一条细小裂缝长约30 mm向外扩展；当位移幅值达到70 mm时，锚筋嵌入式构件的承台表面同样出现一条细小裂缝自节点接缝处向外扩展，而深嵌入式试件的节点接缝处则开始出现钢护筒的轻微鼓胀现象。随着加载的进行，除深嵌入式外，采用浅嵌入式和锚筋嵌入式的桩头节点均出现了承台表面混凝土保护层的开裂和剥落现象。三种节点连接形式下的最终破坏形态如图4所示。从图中可以看出，浅嵌入连接形式下的桩头节点在往复循环荷载作用下的破坏效应最为明显，其次则是锚筋形式，深嵌入破坏最小，整个试验过程仅节点周围的钢护筒出现鼓胀效应，这主要归功于钢护筒嵌入承台共同参与受力，大大改善了试件的破坏形态。

(a) 浅嵌入

(b) 锚筋嵌入

(c) 深嵌入

2.2 滞回曲线

滞回曲线是在力循环往复作用下，得到的结构荷载-变形曲线，它能反映结构在反复受力过程中的变形特征、刚度退化及能量耗散[18-19]。图5为三种节点形式的滞回曲线对比。从图5可以看出，桩头水平位移较小时，各试件基本处于弹性阶段，滞回环表现出集中和重叠的现象；随着混凝土开裂、裂缝发展、桩身和承台接缝张开等现象的出现，滞回环逐渐被拉开，面积逐渐增大，耗能能力也随之增强。深嵌入模型的滞回曲线较为饱满，具有良好的延性能力与耗能特性，另外两种形式下的曲线则经历了由梭形，到反S形的变化过程，最终滞回环捏拢严重，可见其发生滑移破坏比较严重，耗能性能严重下降。

2.3 骨架曲线

图6给出了各试件的骨架曲线对比。从图6可以看出，三种试件的骨架曲线发展趋势比较一致。对比三者的承载能力，深嵌入试件的承载力最高，其峰值荷载为80.2 kN，约为浅嵌入试件(36.3 kN)及锚筋嵌入试件(43.0 kN)的2.21倍和1.87倍。而锚筋嵌入试件相比浅嵌入试件，承载能力仅提高了约20%。

(a) 浅嵌入

(b) 锚筋嵌入

(c) 深嵌入

图6 试件骨架曲线

2.4 延性系数

试件延性[20]的大小能够说明其在地震荷载作用下的相对变形能力。位移延性系数为构件极限位移与屈服位移之比。屈服位移采用通用弯矩法确定，极限位移取荷载下降至85%峰值荷载时的位移值，计算出三种节点连接方式的位移延性系数及极限荷载值如表1和表2所示。从表1可以看出，三种不同节点连接方式得到的位移延性系数比较相近，介于2.78～3.63，具有中等延性，说明钢护筒的嵌入对节点的位移延性影响不大。

表1 三种试件的位移延性系数

2.5 刚度退化

《建筑抗震试验方法规程》建议采用平均割线刚度Ki的衰减来评估构件的刚度退化，各级荷载下的割线刚度按式(1)计算

(1)

表2 三种试件的极限荷载

式中:+Fi和-Fi分别为第i级加载循环的峰值荷载；Xi和-Xi则为对应的峰值荷载时变形值。各试件割线刚度退化如图7所示。

图7 不同节点形式下的割线刚度

从图7可以看出，三种不同节点构造方式下的割线刚度均随着位移幅值的增加不断下降。对比三种试件的刚度水平，结果表明对应同一位移幅值，深嵌入试件的节点刚度明显比浅嵌入试件和锚筋嵌入试件的要大，但刚度曲线的下降趋势要平缓些。这表明采用深嵌入式的桩头节点具有最大的残余刚度，且刚度退化最慢。此外，对比浅嵌入和锚筋嵌入桩头节点，尽管锚筋嵌入式的桩头节点刚度较大，但两条曲线的下降趋势基本相同，这表明，相较浅嵌入式节点，在钢护筒周围焊接锚筋对结构刚度退化的影响很小。

2.6 耗能性能

耗能性能是指构件在反复荷载作用下产生不可恢复的变形而吸收能量的能力[21]。根据文献[22]中的方法得到的各试件的累积滞回耗能和等效黏滞阻尼比随位移变化的曲线分别如图8(a)图8(b)所示。从图8(a)可以看出，深嵌入试件的耗能能力最大，当位移加载至100 mm时，深嵌入试件的耗能能力分别是浅嵌入和锚筋嵌入试件的3.5倍和2.5倍。这主要由于在浅嵌入和锚筋嵌入下节点部位较早出现混凝土保护层的开裂和剥落。从图8(b)可以看出，忽略位移加载初期出现的等效阻尼比值的上下波动，总体来看，三种不同节点构造方式下，等效阻尼比均呈现出随着位移的增加而增大的趋势。由于锚筋的布置对节点强度改善有限，因此浅嵌入试件和锚筋嵌入试件的耗能机制相似，二者的等效黏滞阻尼比随位移变化趋势基本一致。且当位移幅值小于60 mm时，浅嵌入和锚筋嵌入的等效阻尼比曲线重合，而深嵌入试件的等效黏滞阻尼比略小于浅嵌入和锚筋嵌入试件，这主要与加载初期深嵌入试件处于弹性状态耗散能量较少且水平抗力较大有关。随着加载的持续进行，深嵌入试件的等效阻尼比虽然继续增大，但增长幅度下降。三种试件(浅嵌入、锚筋嵌入以及深嵌入)最终得到的等效阻尼比分别为0.26、0.30和0.27，均大于0.25，说明这三种试件在地震作用下均具有较好的耗能能力。

(a) 能量耗散

(b) 等效黏滞阻尼

3 结 论

本文针对不同的桩头节点连接形式(浅嵌入、锚筋嵌入和深嵌入)进行拟静力试验，通过分析三种不同试件的破坏特征、滞回耗能等抗震指标，研究钢护筒与承台连接节点形式对节点抗震性能的影响。结果表明，不同的桩头节点连接形式对试件的破坏形态影响明显。深嵌入连接方式，对承台破坏最小，节点处的承载力最高，割线刚度与耗能能力也最大。锚筋嵌入与浅嵌入相比，承载能力仅提高了约20%，仍属于弱节点。但三种节点连接方式下的位移延性系数比较相近，介于2.78～3.63，钢护筒的嵌入对节点位移延性影响较小；且三种试件的等效阻尼比均大于0.25，表明三种节点构造方式均具有较好的耗能性能。

在实际工程中，锚筋嵌入由于构造简单得到广泛应用，但本文并没有针对锚筋数量的变化对节点性能的影响进行研究。相关的实验研究可以在以后展开。此外，可以借助有限元进行数值分析，与实验结果进行验证，从而提出计算节点承载能力的理论公式以辅助节点构造设计。

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