整体式桥台H形钢桩基受力性能试验研究

2021-12-23黄福云单玉麟薛俊青陈宝春

东南大学学报(自然科学版) 2021年6期

黄福云单玉麟薛俊青陈宝春陈伟

(福州大学土木工程学院, 福州 350108)(福州大学福建省土木工程多灾害防治重点实验室, 福州 350108)

整体桥因行车舒适平顺、噪音小、后期养护维修少等优点被广泛应用[1-5].欧美公路桥梁规范大都规定中小跨径桥梁应优先采用整体桥[6-7].我国最新颁布的《公路工程混凝土结构耐久性设计规范》(JTG/T 3310—2019)[8]也建议150 m以内的桥梁优先采用整体桥.然而,整体桥会在温度及地震等荷载作用下产生水平往复变形,并传递至桥台和台底桩基础,进而引起复杂的结构-土相互作用[9-11].为了适应温度等荷载作用引起的水平往复变形,整体桥多采用弱轴受弯的H形钢桩[12-13].

目前,针对整体桥水平受荷H形钢桩基的受力性能研究多以平衡土压力状态为边界条件[14-16].但实际工程中由于台后填土的存在,台底桩基础处于天然不平衡的土压力状态.施工过程中,桩周土高低不一或桩侧有堆土等也会使桩基处于不平衡的土压力状态.文献[17-19]基于室内模型试验结果发现,边坡越陡,桩基的水平变形和内力越大.文献[20-22]研究了堆载大小和距离对桩基变形和受力性能的影响,指出堆载越大,桩身水平变形和内力越大;堆载距离越小,桩身水平变形越大.文献[23-25]通过实桥监测、有限元分析和室内试验等开展了综合有桥台、桩与土相互作用的相关研究,但侧重于分析台后土压力,并未对桩基的变形和受力性能进行讨论.文献[26-28]开展了台后不平衡填土条件下整体式桥台-H形钢桩基-土相互作用拟静力试验研究,结果表明整体式桥台H形钢桩会产生局部累积变形现象,与传统的处于平衡土压力状态的H形钢桩基变形和内力存在较大差异.然而,并未涉及整体式桥台H形钢桩基变形机理分析,也未与处于平衡土压力状态的传统桩基受力性能进行比较.

鉴于此,本文以某整体桥为背景,分别开展了传统平衡土压力状态下的H形钢桩-土(HP)试件、台后不平衡土压力下的H形钢桩-土(UHP)试件和整体式桥台-H形钢桩-土(AHP)试件相互作用的拟静力试验研究,分析了不平衡土压力对整体桥H形钢桩基受力性能的影响,为整体桥桩基设计计算和相关规范的制定提供借鉴和参考.

1 试验

1.1 试件

参考文献[29],将试件缩尺比设定为0.31,制作了2个H形钢桩和1个桥台-H形钢桩试件.桥台纵向和横向宽度分别为660和560 mm,高为1 000 mm.H形钢桩长l=3 210 mm,宽度b=155 mm,厚度h=217 mm,翼缘板厚度d1=6 mm,腹板厚度d2=10 mm(见图1).表1为HP、UHP和AHP三个模型试件的加载工况.H形钢桩采用Q235钢材,抗压强度fcu=215 MPa,屈服强度fy=238 MPa,弹性模量E=208 GPa.桥台采用商用C40混凝土,其抗压强度为43.5 MPa.桥台竖向纵筋采用直径分别为12和8 mm的HRB335带肋钢筋,箍筋采用直径为6 mm的HRB335光圆钢筋.钢筋屈服强度为337 MPa,极限强度为454 MPa.

(a) 整体

(b) 桥台截面

表1 试件加载工况

试验土箱采用组合拼装,长3 m,宽2 m,高4 m,壁厚10 mm.试验用砂采用闽江砂土,密度为1.50 g/cm3,相对密度为53%,内摩擦角为35°,含水量为1.3%,孔隙比为0.59,黏聚力为0 kPa,平均标准贯入度为11.试验模型定位与安装参考文献[29].HP模型试件桩基两侧土体高度一致,均为3 m;UHP和AHP模型试件桩基两侧高度分别为4和3 m,形成1 m的不平衡土压力状态(见图2).

1.2 测点布置

试验中土压力计和应变片均对称布置于桩身两侧.图2和图3分别标示出桩后侧和桩前侧的土压力计和应变片.定义桩后侧方向为正方向;桩前侧方向为负方向.

(a) HP模型

(b) UHP模型

(a) HP模型

(b) UHP模型

HP试件在桩腹板处对称布置9对土压力计,共计18个,从土表面开始间距为350 mm,编号为T1～T18(见图2(a)).UHP试件在桩腹板处对称布置13对土压力计,共计26个,从土表面开始间距为200 mm,编号为T1～T28(见图2(b)).AHP试件在桩腹板处对称布置10对土压力计,共计20个,埋深0～1.2 m范围内间距为200 mm,埋深1.2～2.4 m范围内间距为400 mm,编号为T1～T20(见图2(c));在台后处布置5个土压力,从台后土表面开始,土压力计埋深分别位于0.125、0.375、0.625、0.875、1.000 m处,编号为T21～T25.

HP试件在翼缘处对称布置8对应变片,共计16个,从土表面开始间距350 mm,编号为S1～S16(见图3(a));UHP和AHP试件在翼缘处对称布置13对应变片,共计26个,从土表面开始间距为200 mm,编号为S1～S26(见图3(b)和(c)).

1.3 加载装置与制度

参考文献[29],采用福州大学MTS电液伺服加载系统施加低周往复水平位移荷载.试验采用位移控制分级加载.加载初期依次按2、5、8、10 mm施加位移,在10～30 mm段每级荷载位移增量为5 mm,30 mm后每级位移增量为10 mm.当加载至破坏或达到最大承载力85%以下时终止.加载频率为1 Hz,每级荷载循环3次,持荷时间为30 s.取每级荷载第2次循环的试验结果进行分析.

2 桩侧土抗力

2.1 各试件桩侧土抗力分析

定义桩前侧土压力计测量得到的土抗力(或主动土压力)为桩前侧土抗力(或桩前侧主动土压力);桩后侧土压力计测量得到的土抗力(或主动土压力)为桩后侧土抗力(或桩后侧主动土压力).

2.1.1 HP试件

图4给出了桩顶正、负向位移分别为5、-5 mm时HP试件沿深度方向桩前后侧土抗力分布曲线.

由图4(a)可知,正向加载时,HP试件(试件T10～T15)桩后侧土抗力分布规律为先增大后减小,埋深0.35 m处的土抗力最大,为23.86 kPa;埋深约为2.0 m时,土抗力接近为0.当埋深超过2.0 m时,桩后侧由土抗力转换为主动土压力.由于桩基远离土体,先前被挤压的土压力计开始卸载,变为负值.此外,桩前侧主动土压力值较小,埋深超过2.0 m后桩前侧土抗力也较小.

(a) 正向加载

(b) 负向加载

由图4(b)可知,负向加载时的桩前侧土抗力分布规律与正向加载时的桩后侧土抗力分布规律相似,其值也基本相同.

2.1.2 UHP试件

图5给出了桩顶正、负向位移分别为5、-5 mm时UHP试件沿深度方向桩前后侧土抗力分布曲线.

由图5(a)可知,正向加载时,UHP试件(试件T15～T26)桩后侧土抗力分布规律为先增大后减小.埋深约为2.0 m时,土抗力接近为0.当埋深超过2.0 m时,桩后侧由土抗力转换为主动土压力.此外,桩前侧的主动土压力值较小,埋深超过2.0 m后桩前侧土抗力也较小.

由图5(b)可知,负向加载时的桩前侧土抗力分布规律与正向加载时的桩后侧土抗力分布规律相似.UHP试件正向加载时的桩后侧土抗力明显大于负向加载时的桩前侧土抗力.桩顶正向位移为5 mm时,桩后侧最大土抗力为52.76 kPa,对应埋深为0.6 m;桩顶负向位移为-5 mm时,桩前侧土抗力为24.35 kPa,对应埋深为0.8 m.前者为后者的2.2倍,且前者埋深稍浅.究其原因在于,台后填土的存在使桩后土抗力更大,埋深更浅.

(a) 正向加载

(b) 负向加载

2.1.3 AHP试件

图6给出了桩顶正、负向位移分别为5、-10 mm时AHP试件沿深度方向桩前后侧土抗力分布曲线.

(a) 正向加载

(b) 负向加载

由图6(a)可知,正向加载时,AHP试件(试件T11～T16)桩后侧土抗力分布规律为先增大后减小.埋深约为1.0 m时,土抗力接近为0.当埋深超过1.0 m时,桩后侧由土抗力转换为主动土压力.此外,桩前侧最大主动土压力值为-19.02 kPa,埋深超过1.6m时桩前侧最大土抗力达到12.81 kPa.

由图6(b)可知,负向加载时,AHP试件(试件T1～T7)桩前侧土抗力分布规律与正向加载时桩后侧土抗力分布规律相似.埋深约为1.6 m时,土抗力接近为0.当埋深超过1.6 m时,桩前侧由土抗力转换为主动土压力.此外,桩后侧主动土压力值和桩后侧土抗力都较小.

AHP试件正向加载时的桩后侧土抗力明显大于负向加载时的桩前侧土抗力.当桩顶正向位移为5 mm时,桩后侧最大土抗力为101.16 kPa;桩顶负向位移为-10 mm时,桩前侧最大土抗力为54.33 kPa.前者为后者1.9倍,前者桩侧最大土抗力对应的埋深浅于后者.

2.2 不同试件的桩侧土抗力比较

由于HP、UHP和AHP试件正向加载时桩前土压力和负向加载时桩后土压力均较小且无规律,故本节仅针对正向加载时桩后土抗力和负向加载时桩前土抗力进行比较.

图7给出了桩顶正向位移为5 mm时,HP、UHP和AHP试件沿深度方向桩后土抗力比较.由图可知,正向加载时,受台后不平衡土压力影响,AHP试件的桩后土抗力最大,UHP试件次之,处于平衡土压力下的HP试件最小.AHP试件在埋深0～0.7 m范围内桩后土抗力最大;埋深0.7～0.8 m范围内桩后土抗力介于HP试件和UHP试件之间;当埋深超过0.8 m时,AHP试件的桩后土压力最大.此外,UHP试件最大桩后土抗力对应的埋深最深,AHP试件次之,HP试件最浅.

图7 桩顶正向加载时桩侧土抗力比较

图8给出了桩顶负向位移为-10 mm时,HP、UHP和AHP试件沿深度方向桩前土抗力比较.由图可知,负向加载时,埋深为0～1.6 m内,AHP和UHP试件的桩前最大土抗力相差不大,HP试件略小于.埋深为1.6～2.0 m时,AHP试件由土抗力转换为主动土压力.埋深超过2.0 m时,UHP和HP试件由土抗力转换为主动土压力.UHP试件桩前最大土抗力对应的埋深最深,AHP试件次之,HP试件最浅.

图8 桩顶负向加载时试件桩侧土抗力比较

3 桩身应变和弯矩

3.1 各试件桩身应变和弯矩分析

HP、UHP和AHP试件桩身应变分布规律可直接由布置在两翼缘的应变片得到.根据平截面假定,可由实测应变反算得到桩身弯矩,计算公式为

(1)

式中,E为混凝土弹性模量;I为截面惯性矩;εt(z)和εc(z)分别为埋深z处H形钢桩的拉、压应变;B为截面面积.

3.1.1 HP试件

图9给出了正向加载时HP试件沿深度方向下桩身应变和弯矩分布曲线.由图可知,正向加载时,HP试件桩身应变和弯矩分布规律均为沿埋深方向先增大后减小,埋深0.7 m时桩身应变和弯矩最大.桩身两侧的拉、压应变对称性较好.加载位移为25 mm时,桩身最大拉、压应变分别为6.85×10-4和-6.72×10-4,相差较小;最大拉、压应变对应的埋深相同，均为0.7 m.由此表明,HP试件具有较好的弹性性能和变形能力.负向加载时,桩身拉压应变和弯矩的大小以及分布规律与正向加载结果相似,仅方向相反.

3.1.2 UHP试件

图10给出了UHP试件沿深度方向桩身应变和弯矩分布曲线.由图可知,正负向加载时,UHP试件桩身应变和弯矩分布规律均沿埋深方向先增大后减小.正向加载时,桩身两侧的拉、压应变略显不对称,且最大应变已接近弹性极限应变.加载位移为25 mm时,桩身最大拉应变为1.02×10-3,最大压应变为-9.38×10-4,其对应的埋深也略有不同,前者埋深为1.0 m,后者埋深为0.8 m.负向加载时桩身两侧的拉、压应变较为对称,最大拉、压应变基本相等.加载位移为-25 mm时,桩身最大应变为7.70×10-4.

(a) 桩身应变

(b) 桩身弯矩

负向加载时桩身两侧拉、压应变的对称性优于正向加载结果,而正向加载时的桩身应变和弯矩明显大于负向加载结果.加载位移为25 mm时,最大桩身弯矩为14.39 kN·m;加载位移为-25 mm时,最大桩身弯矩为11.01 kN·m;前者约为后者的1.3倍.

3.1.3 AHP试件

图11给出了AHP试件沿深度方向桩身应变和弯矩分布曲线.由图可知,正向加载时,AHP试件桩身应变和弯矩分布规律整体上沿埋深方向逐渐减小,桩身最大拉、压应变和弯矩均位于桩顶处.桩身最大拉、压应变分别为1.57×10-3和-1.30×10-3,超过了弹性极限应变,表明桩基已进入弹塑性阶段,最大弯矩也达到20.36 kN·m.此外,桩身应变和弯矩在埋深0.6和1.4 m处产生突变,其规律性、连续性以及对称性均较差.

(a) 正向加载,桩身应变

(b) 正向加载,桩身弯矩

(d) 负向加载,桩身弯矩

负向加载时,AHP试件桩身的拉、压应变和弯矩规律性较差,但整体为沿埋深方向先增大后减小.埋深为0～0.4 m时,桩身拉、压应变和弯矩沿埋深方向逐渐增大,最大弯矩为6.39 kN·m,最大桩身拉、压应变分别为5.13×10-4和-3.46×10-4;埋深为0.4～2.9 m时桩身拉、压应变和弯矩沿埋深方向逐渐减小.

(a) 正向加载，桩身应变

(b) 正向加载，桩身弯矩

(d) 负向加载，桩身弯矩

图12给出了正、负向加载位移分别为25、-25 mm时AHP试件沿深度方向桩身应变和弯矩比较.由图可知,正向加载时,AHP试件的桩身应变和弯矩明显大于负向加载结果,前者为后者的3.4倍.正、负向加载时的桩身应变和弯矩分布规律也存在明显区别.究其原因在于,受台后不平衡土压力影响,正向加载时桥台产生的桩顶弯矩远大于负向加载[28],使得该区域的桩身应变急剧增加,导致分布规律不同.因此,整体桥升温、主梁膨胀时桥台引起的桩基内力远大于降温时引起的桩基内力,即夏季高温时H形钢桩基受力最为不利.

(a) 桩身应变

3.2 不同试件桩身弯矩比较

由式(1)可知,桩身应变和弯矩是等效的.因此,本节仅对HP、UHP和AHP试件的桩身弯矩进行比较.

图13给出了桩顶正、负向位移分别为5、-10 mm时HP、UHP和AHP试件桩身弯矩比较.由图可知,正向加载时,UHP试件桩身弯矩分布规律与HP试件相似,但由于受台后不平衡土压力的影响,前者要明显大于后者.AHP试件的受力情况较HP和UHP试件复杂,其桩身弯矩分布规律也存在显著不同,桩身弯矩值明显大于HP和UHP试件.究其原因在于,受台-土相互作用(即台后不平衡土压力以及桥台对台后土的扰动)的影响,AHP试件的桩身弯矩分布与UHP和HP试件存在较大差异;同时,AHP试件也存在较大的局部累积变形和整体负向变形,导致桩身弯矩产生多个转折点,规律性较差.由此表明,整体式桥台桩基在正向受力时更为不利,AHP试件较HP和UHP试件更快进入弹塑性状态.

负向加载时,HP、UHP和AHP试件桩身弯矩分布规律相似.AHP和UHP试件的桩身最大弯矩相差不大,HP试件最小.