钢管混凝土嵌岩桩钢-混凝土联合承载规律试验研究

2021-07-05刘明维朱晨浩阿比尔的吴文凤

水利水运工程学报 2021年3期

刘明维，朱晨浩，阿比尔的，陈珏，刘耕，吴文凤

(1. 重庆交通大学国家内河航道整治工程技术研究中心，重庆 400074；2. 水利水运工程教育部重点实验室（重庆交通大学），重庆 400074；3. 四川省交通勘察设计研究院有限公司，四川成都 610000)

钢管混凝土嵌岩桩是深水和浅覆盖层环境下的新型深基础型式，既能满足深水施工，同时也能实现桩基承载功能。钢管混凝土嵌岩桩是由外侧进入岩层较浅的钢管和内侧嵌入中风化岩层一定深度的钢筋混凝土组成，与传统的钢筋混凝土嵌岩桩和钢管混凝土桩相比，具有钢管、混凝土和钢筋三者共同受力的特点。在正常的服役环境下，桩身既要承受来自上部结构的静载，又承担船舶撞击力、波浪力及水流力等周期性水平荷载的作用。为保证钢管混凝土嵌岩桩及码头上部结构的正常运行，有必要对长期处于水平循环荷载作用下的钢管混凝土嵌岩桩联合承载规律开展深入研究。

目前，国内外有关学者针对钢管混凝土桩的联合承载性能开展了诸多研究。美国公路桥梁设计规范[1]与日本大芝桥的设计与施工[2]指出，当钢管壁厚超过3 mm 时，即会出现联合承载情况；黄亮生等[3]以苏通大桥为例，介绍了一种联合承载的计算分析方法；汪承志等[4]依托重庆港果园码头二期工程等研究，结合数值模拟的方法，提出了联合承载的桩顶优化设计；Fam 等[5]开展了水平循环荷载作用下钢管混凝土桩的破坏试验，探究钢管与桩芯混凝土的黏结强度对桩身整体强度和韧性的影响；许开成等[6]通过开展钢管混凝土推出试验，分别获得了外加荷载与界面滑移、钢-混凝土界面黏结应力与界面滑移的本构关系；Qu 等[7]通过试验探究了混凝土与钢管间的黏结规律和宏观机械咬合力，获得界面黏结应力的分布规律，提出临界剪力传递长度的概念；王廷伟等[8]采用模型试验与有限元相结合的方法，计算并验证了圆形截面钢管混凝土桩承载力，将理论分析结果与试验结果加以对比，提出了圆形截面钢管混凝土构件承载力简化计算方法；张小龙等[9]认为外钢管与桩芯混凝土的相互作用是设计钢管混凝土结构的关键，并阐述了外钢管与桩芯混凝土之间发生复合作用的原理；蒋建平等[10]基于改进的p-y 曲线法提出了一种适合复杂地基条件的水平受荷桩弯矩和位移计算方法；钟善桐[11]通过试验和研究发现,在保证钢管混凝土桩两端密封的情况下,钢-混凝土的协同工作是可靠的,不会影响构件承载力的计算及节点剪力的传递过程;王铁成等[12]通过钢管混凝土推出试验分析了桩身承载性能与钢-混凝土黏结形式的关系；刘振宇等[13]首次采用对拉法和弯拉法测定了钢管混凝土之间的界面强度值，在此基础上，探讨了外界温度和混凝土收缩对钢管混凝土界面脱黏的影响。

综合国内外学者已有研究表明，钢管与混凝土存在联合承载特性，但针对钢管混凝土嵌岩桩在水平循环荷载下的承载特性，尚未给出明确的联合承载规律及截面荷载分配规律。本文基于大比尺模型试验的方法，开展水平循环荷载下钢管混凝土嵌岩桩联合承载规律试验研究，实测钢管混凝土嵌岩桩在水平循环荷载下桩身各部位的轴向应变，分析钢管、钢筋和混凝土的联合承载特性及钢管混凝土嵌岩桩截面荷载分配比。

1 试验设计

试验以重庆果园港5 000 t 级码头前沿钢管混凝土嵌岩为研究对象，基于国家内河航道整治工程技术研究中心的大型港工试验系统，以模型试验的几何相似准则为基准，综合考虑试验场地、试验精度和加载装置等实际情况，确定模型几何比尺λL=7.3，模型材料与原材料一致，制作了3 根大比尺钢管混凝土嵌岩桩模型，模型尺寸见表1，模型见图1。焊接箍筋处应避开测点，故箍筋间距不等距。

表1 原型与模型对照Tab. 1 Comparison between prototype and model

本试验共设置3 类测点。其中，第1 类测点位于钢筋笼上；第2 类测点位于钢管外壁上；第3 类测点位于钢管内壁混凝土测块上，模型测点布置如图1 所示。因在对称循环加载时，桩身两侧的应变值会出现偏差，故本试验对桩基两侧相同桩身高度处均布置了测点。钢管采用弹性模量为200 GPa 的Q235A 钢材，钢管内壁等分焊接了8 根长1.85 m、直径8 mm 的二级带肋钢筋；钢筋笼模型的主筋采用8 根长2.8 m、直径8 mm 的二级带肋钢筋，根据模型几何比尺的换算，主筋保护层的厚度取20 mm，桩端取10 mm，且两端各弯起100 mm 用于锚固。钢筋笼模型的箍筋采用23 根直径4 mm 的一级光圆筋，单面焊接长度为50 mm，为避免焊点对应变片的影响，箍筋间距不等分，以保证应变片上下50 mm 的范围内无焊点。考虑实际桩长情况、桩身应力传递区范围以及加载端的局部效应影响等因素，钢管混凝土嵌岩桩模型桩长2.6 m，其中悬臂段1.7 m，嵌岩段0.9 m，如图2 所示。

图1 试验模型桩及测点布置（单位：mm）Fig. 1 Layout of test model piles and measuring points (unit: mm)

图2 模型尺寸（单位: mm）Fig. 2 Model size (unit: mm)

按5 000 t 级船舶靠泊码头计算，船舶撞击力为1 000 kN，采用有限元软件进行码头横向排架受力计算，将上部最不利荷载简化到前沿钢管混凝土嵌岩桩桩顶，并依据相似准则推算了该处的模型荷载为9 kN。考虑桩基设计预留安全富余及便于分析钢-混凝土联合受力效果，本试验分别取18.0、22.5 和27.0 kN 来模拟钢管混凝土嵌岩桩桩顶荷载，参考《建筑结构试验》[14]中的疲劳试验加载制度，将船舶靠泊荷载用简化的正弦曲线，采用单向水平循环加载控制方式，并在循环加载试验开始前进行预加载，加载值为最大荷载的20%，加载频率为0.2 Hz，采集频率为20 Hz。当动作器加载系统明显不稳定、实际水平循环幅值急速下降或地基明显破坏时，认为桩基发生破坏，即可终止试验。

2 桩身联合承载特性

2.1 桩身轴向协同应变规律分析

不同高程的桩身轴向应变随循坏次数的变化如图3 所示。由试验结果分析可知，桩身轴向应变与截面材料、桩身高程、循环幅值及循环次数等因素有关，即：

式中：εp、εcon、εr分别为钢管、混凝土和钢筋的轴向应变；E 为截面材料的弹性模量；h 为桩身截面所在高程；f 为循环荷载幅值；n 为水平循环次数。

由图3 分析可得，钢管、混凝土及钢筋应变规律一致，三者协同受力。从整体上看，在OA 段时，桩身处在循环初期，钢管、钢筋和混凝土的轴向应变随循环次数累积而增长，此时桩身应力持续增加，地基应力减小；在AB 段时，桩身应变保持稳定并伴随一定波动，此时桩基整体应力分配稳定；BC 段的钢管、钢筋和混凝土应变出现剧烈波动，并伴随一定下降趋势，桩基应力状态持续变化；在CD 段时，位于桩身钢-混凝土变截面处的混凝土部分被压碎，而桩身混凝土保持完整未开裂，桩身上部钢-混凝土界面并未完全脱开，如图4 所示，此时桩身发生整体转动，桩身应变减小。根据试验结果，不同循环荷载幅值下桩身应变发展规律如表2 所示。

在不同循环荷载幅值下，桩身累计循环次数与桩基疲劳寿命（桩基破坏时的循环次数）关系大致符合如下规律：第1 阶段，循环次数从零增长至桩基疲劳寿命的8.66%，第2 阶段为79.66%，第3 阶段6.06%，第4 阶段5.62%。

图3 22.5 kN 桩身轴向应变Fig. 3 22.5 kN pile axial strain diagram

图4 桩基破坏模式Fig. 4 Failure mode of pile foundation

表2 不同循环荷载幅值下桩身应变的发展阶段划分Tab. 2 Development stage division table of pile body strain under different cyclic load amplitudes

2.2 桩身轴向应变差分析

桩身轴向应变差代表了桩基在受荷条件下抵抗截面黏结强度的大小，即：

通过监测钢管、混凝土和钢筋三者间的应变差，分析了不同桩身位置处钢-混凝土界面的应变关系，间接反映了水平循环荷载下桩身联合承载特性，如图5 和6 所示。

从图5 中可以发现，在相对低循环幅值时，钢管-混凝土轴向应变差规律基本一致。在桩身顶端，由于动作器的约束作用，两者的应变差趋近于零，此时二者应变协同，联合承载效果较好。沿桩身往下，由于钢管与混凝土之间存在一定的黏结作用，该作用在一定程度上限制了两者应变的自由发展，有利于联合承载；但越靠近桩底，桩身荷载越大，应变发展越大，二者的黏结作用已无法抵抗不均匀应变，桩身的联合承载性能弱化，并在桩底处达到最大应变差。

从图6 中可以看出，在3 种循环幅值下，相比钢管-混凝土应变差，钢筋-混凝土应变差值更小，二者联合承载性能更好，且沿桩身往下差值稳定，无较大波动；27 kN 下出现的异常应变差可能是由于测点失效所致。

图5 钢管、混凝土应变差Fig. 5 Diagram of strain difference between steel casing and concrete

图6 钢筋、混凝土应变差Fig. 6 Rebar and concrete strain difference diagram

综合分析图5 和6 得，桩身联合承载主要受钢管与混凝土控制。在水平循环荷载下钢管混凝土嵌岩桩的桩身应变差主要存在于钢管与混凝土之间，桩身截面受力不均，二者的联合承载性能沿桩身往下逐渐弱化，在桩底达到最大应变差；但内置钢筋与混凝土始终保持应变协同，联合承载性能较好，二者可作为同一受荷构件考虑。

2.3 桩身截面协同受弯分析

为探讨水平循环荷载作用下，钢管、混凝土和钢筋的截面荷载分配规律，定义截面弯矩比以描述各测点弯矩占截面总弯矩的比重。将该模型简化为存在一集中荷载的悬臂梁，根据等截面直梁纯弯曲的正应力强度条件：

结合广义胡克定律：

图7 循环幅值为22.5 kN 桩身截面弯矩比Fig. 7 22.5 kN pile section bending moment ratio

计算并绘制了22.5 kN 循环幅值下桩身截面弯矩分配比，如图7 所示。由图7 可得，在循环加载过程中，沿桩身轴向各测点的截面弯矩比不断变化，即钢管、混凝土、钢筋的应力持续发生重分布，三者虽联合承载，但所承担荷载各不相同。沿桩身自由侧向下，钢管承担的截面弯矩比逐渐增大，钢筋承担的截面弯矩比几乎不变，而由混凝土承担的截面弯矩比逐渐减小。

该现象表明，在弯矩较小的桩顶处，桩身荷载主要由混凝土承担，且承担比超过70%，桩身联合承载受混凝土截面控制；沿桩身往下，截面所承担的荷载总量增大，但混凝土的截面弯矩比开始向钢管转化，桩身截面联合承载受二者共同控制；在靠近桩身底部，钢管与混凝土承担的弯矩近似相等，两者受弯同步。在同一桩身高度，钢管、钢筋、混凝土在3 种循环幅值下的桩身截面弯矩比如图8 所示，在同一桩身截面处，随着循环幅值的增大，钢管弯矩占比越大，混凝土弯矩占比越小，两者联合承载越早达到受弯同步状态，或两者受弯同步的桩身位置上移。