非对称条件下整体桥H 型钢桩-土相互作用拟静力试验研究

2022-04-02单玉麟黄福云罗小烨张峰陈宝春

湖南大学学报（自然科学版） 2022年3期

单玉麟，黄福云，罗小烨，张峰，陈宝春

（1.东南大学土木工程学院，江苏南京 211189；2.福州大学土木工程学院，福建福州 350108）

整体式桥台无缝桥（简称整体桥）是指由上部结构主梁、桥面板以及桥头搭板和下部结构桥台、桩基础连成整体的桥梁［1-2］.不过，在实际工程中，由于台后填土存在，整体式桥台台底桩基础一般处于不平衡土压力状态，同时桥梁修建在边坡之上或施工过程中桩侧有堆载也会使桩基处于不平衡土压力状态.另外，整体桥取消伸缩缝后主梁在升降温时的变形不同也会导致桩顶水平变形的不一致.因此，需开展完全不对称条件下（土压力不平衡和加载不一致）整体桥桩基受力性能研究.

目前，大多数学者［3-6］开展的是平衡土压力状态下桩-土相互作用的研究，研究表明：平衡土压力状态下，桩身水平变形、桩侧土抗力和桩身弯矩基本上是对称的.然而，对于不平衡土压力的研究主要集中在有缝桥的边坡和堆载方面.Mezazigh等［7］、Sawwaf［8］和Bouafia 等［9］开展了边坡下桩-土相互作用的离心机试验，研究表明：桩基越靠近边坡，桩身位移和内力越大.Sawant 等［10］和Chae 等［11］采用数值模拟手段研究了边坡距离对桩基的影响，研究表明：边坡距离对桩基承载力和桩侧土抗力产生显著的影响.蒯行成等［12］采用ANSYS 有限元软件研究了堆载作用下软土参数对接触应力的影响.陈福全等［13］采用数值分析手段研究了堆载对桩基的影响，研究表明：堆载引起的不平衡土压力对桩基的变形和内力有明显影响.对于整体桥桩基受力性能的研究大多集中在完全对称条件下（土压力平衡和加载一致）的桩基础上［14-18］，而对于不平衡土力状态下桩基受力性能的研究则不多［19-21］.同时，边坡和堆积荷载下的桩基与整体式桥台下的桩基在受力性能方面存在显著差异.其中，边坡和堆积荷载下的桩基由于土扰动结构造成桩基处于不平衡土压力状态，从而对桩基的受力性能产生较大的影响；整体式桥台下的桩基不仅天然处于不平衡土压力状态，而且由于结构扰动土（台-土相互作用）造成桩顶的水平往复变形不一致.综上所述，对于不平衡土压力下整体桥桩基受力性能的研究还不多，而既考虑不平衡土压力，又考虑非对称加载下整体桥桩基受力性能的研究则更少.

为此，本文分别开展了完全对称条件下（土压力平衡和加载一致）、仅土压力不平衡（加载一致）和完全不对称条件下（土压力不平衡和加载不一致）H 型钢桩-土相互作用拟静力试验研究，着重分析非对称条件下H型钢桩基的受力性能.另外，进一步分析对比桩身水平变形、桩侧土压力、桩身应变和弯矩等，为整体桥桩基设计和相关规范的制定提供借鉴和参考.

1 试验简介

1.1 试件设计

本次试验设计制作了3 根H 型钢桩，其中一根为完全对称条件下（土压力平衡和加载一致）整体桥H 型钢桩，编号为SC-1；一根为仅土压力不平衡（加载一致）整体桥H 型钢桩，编号为UC-2；另一根为完全不对称条件下（土压力不平衡和加载不一致）整体桥H 型钢桩，编号为AC-3，如表1 所示.由于本文主要研究非对称条件下整体桥H 型钢桩基的受力性能，因此，本文主要对完全不对称条件下（土压力不平衡和加载不一致）AC-3试件进行介绍.

表1 SC-1和UC-2和AC-3试验工况Tab.1 The loading case of SC-1，UC-2 and AC-3

H 型钢桩的尺寸长度为L=3.21 m，桩宽和桩厚分别为W=217 mm 和B=155 mm，翼缘板和腹板厚分别为t1=6 mm 和t2=10 mm.H 型钢桩入土深度为Lt=2.90 m，露出土表面长度为L0=0.31 m.H 型钢桩采用Q235 钢材，抗压强度为fcu=215 MPa，屈服强度为fy=238 MPa，弹性模量为E=208 GPa.

1.2 土箱与土体参数

试验土箱采用长3 m，宽2 m，高4 m，壁厚10 mm的刚性矩形钢箱，如图1（a）所示.当桩基距土箱侧壁满足5 倍桩厚距离即可忽略土箱边界效应的影响［22-24］，如图1（b）（c）所示.

图1 土箱和模型俯视图Fig.1 Soil box and model top view

试验用砂采用闽江砂土，试验前先将试件移动到土箱中并固定，然后将25 cm厚的砂土分层填入土箱并夯实，直至填筑完成，最后将土箱底部锚固在实验室反力地坪上.从土箱压实的砂土中，环刀取多个试样，在室内测量砂土的参数，测得该砂属于稍密砂，其中，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.

1.3 测点布置

SC-1、UC-2和AC-3试件均布置有土压力计、应变片和位移计.以下以AC-3试件为典型对测点布置进行介绍.对于土压力计的布置，在H型钢桩腹板两侧对称布置12 对土压力计，共计24 个，从土表面开始间距为200 mm 和350 mm 交叉布置，编号为T1～T24，如图2（a）所示；对于应变片的布置，在H 型钢桩翼缘板对称的布置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，如图2（b）所示；对于位移计的布置，在H 型钢桩桩侧布置了11 个位移计，从土表面开始间距为200 mm 和600 mm，编号为D1～D11，如图2（c）所示.

图2 AC-3试件传感器布置（单位：mm）Fig.2 Sensor layout of AC-3 specimen（unit：mm）

1.4 试验加载工况

1.4.1 非平衡土压力的施加

SC-1 模型桩基两侧土体高度一致，均为3 m，如图3（a）所示；UC-2 和AC-3 模型桩基两侧高度分别为4 m 和3 m，形成1 m 高的不平衡土压力的状态，如图3（b）所示.挡土装置采用传统的砂袋和钢板，如图3（c）所示.

图3 非对称条件设计（单元：mm）Fig.3 The design of asymmetrical condition（Unit：mm）

1.4.2 非对称位移荷载的施加

实桥监测［25-29］和室内模型［19-21］试验表明，降温时主梁引起的桩顶位移量通常大于升温时的.因此，为简化起见，本文的非对称位移荷载的施加分别假定桩基升温时的最大加载位移为+3 mm，降温时的最大加载位移为-10 mm.其中，正向依次采用+0.2 mm、+0.4 mm、+0.6 mm、+0.8 mm、+1.0 mm、+2.0 mm、+2.5 mm 和+3.0 mm加载；负向依次采用-1.0 mm、-2.5 mm、-4.0 mm、-5.0 mm、-6.0 mm、-8.0 mm、-9.0 mm和-10.0 mm加载.

1.5 加载制度与装置

整体桥主梁在温度作用下将产生水平往复变形.这些往复变形由主梁向两端的桥台及台底桩基础传递，引起复杂的结构-土相互作用.目前，对于整体桥主梁在温度荷载作用下的水平往复变形主要通过电液伺服加载系统控制桩顶的水平变形来体现.

因此，试验加载制度均采用位移荷载控制.其中，对称加载按照2 mm、5 mm、8 mm 及10 mm 施加桩顶位移，如图4（a）所示；非对称加载按照1.4.2 节施加，如图4（b）所示；加载频率为1 Hz，每级荷载循环3 次，且每级加载持荷30 s.试验加载装置采用福州大学MTS 电液伺服加载系统施加循环往复加载，如图4（c）所示.本文定义桩后侧方向为正方向；桩前侧方向为负方向.如无特殊说明，均取每级荷载的第2次循环的试验结果进行分析.

图4 试验加载制度和加载装置（单位：mm）Fig.4 Loading scheme and devise（unit：mm）

2 试验结果分析

由于本文主要研究完全不对称条件下（土压力不平衡和加载不一致）整体桥H 型钢桩基的受力性能，因此，以下将着重介绍完全不对称条件下AC-3试件的试验结果，而对SC-1 和UC-2 试件仅进行比较.

2.1 桩身水平变形分析与影响因素

2.1.1 AC-3试件桩身水平变形分析

图5 为AC-3 试件沿深度方向的桩身水平变形分布规律.

图5 AC-3试件桩身水平变形分布规律Fig.5 Distribution law of horizontal deformation of AC-3 specimen

由图5（a）可知，正向加载时，AC-3 试件桩身水平变形沿埋深方向先减小至零，接着反向增加至最大后减小至桩底.在埋深0～0.2 m（0.0B～1.3B，B为H型钢桩桩厚）处，桩身水平变形沿埋深方向逐渐减小；在埋深0.2～0.6 m（1.3B～3.9B）处，反向增大至最大，最大值为-3.24 mm，超过了桩顶的最大水平变形（2.68 mm）；在埋深0.6～2.9 m（3.9B～18.7B）处，逐渐减小.由图5（b）可知，负向加载时，AC-3试件桩顶水平变形最大，而桩身水平变形沿埋深方向逐渐减小，在埋深2.4 m（15.5B）处略有反向，其与传统的桩基水平变形分布规律相同［16-18］.

比较图5（a）（b）可知，AC-3 试件正向与负向加载时的桩身水平变形存在显著的差异.如正向加载时，除桩顶区域产生与加载方向一致（朝正向）的变形外，大部分桩身产生朝负向的变形；而负向加载时桩身均基本产生朝负向的变形.其原因是正向土压力大于负向，在水平位移荷载反复作用下，桩基会不断向土压力小的一侧（负向）挠曲变形，从而使桩基产生了朝负向的整体累积变形.另外，正向加载时，AC-3 试件桩身最大水平变形发生在埋深0.6 m（3.9B）处，而负向加载时桩身最大水平变形发生在桩顶处.

2.1.2 不同条件下各试件桩身水平变形影响分析

1）不平衡土压力影响.

图6 给出了考虑不平衡土压力影响下，SC-1 和UC-2 试件沿深度方向的桩身水平变形分布规律的比较.

图6 SC-1和UC-2试件桩身水平变形分布规律的比较Fig.6 Comparison on distribution law of horizontal deformation of SC-1 and UC-2 specimens

由图6（a）可知，正向加载位移+2.0 mm 时，由于不平衡土压力的影响，SC-1 和UC-2 试件桩身水平变形存在显著的差异.如SC-1模型桩身水平变形沿埋深方向逐渐减小；UC-2 试件的桩身水平变形沿埋深先减小至零，接着反向增大至最大后减小至桩底.通过比较还可知，SC-1 试件的桩身最大水平变形发生在桩顶处，而UC-2试件的桩身最大水平变形发生在埋深0.6 m（3.9B）处.

由图6（b）可知，负向加载位移-5.0 mm 时，SC-1和UC-2试件桩身水平变形分布规律基本相似.但由于不平衡土压力的影响，UC-2 试件的桩身水平变形整体上略大于SC-1试件.

2）非一致加载影响分析.

图7 给出了考虑非一致加载影响下，UC-2 和AC-3 试件沿深度方向的桩身水平变形分布规律的比较.

图7 UC-2和AC-3试件桩身水平变形分布规律的比较Fig.7 Comparison on distribution law of horizontal deformation of UC-2 and AC-3 specimens

由图7 可知，正负向加载时，AC-3 和UC-2 试件的桩身水平变形分布规律基本相似.但由于非一致加载的影响，AC-3 试件的桩身水平变形小于UC-2试件.正向加载位移+2.0 mm 时，AC-3 和UC-2 试件的负向最大累积变形分别为-1.59 mm 和-1.98 mm；前者是后者的0.8倍.

3）不平衡土压力和非一致加载综合影响分析.

图8 给出了考虑不平衡土压力和非一致加载影响下，SC-1 和AC-3 试件沿深度方向的桩身水平变形分布规律的比较.

图8 SC-1和AC-3试件桩身水平变形分布规律的比较Fig.8 Comparison on distribution law of horizontal deformation of SC-1 and AC-3 specimens

由图8（a）可知，正向加载位移为+2.0 mm 时，由于不平衡土压力和非一致加载的综合影响，SC-1 和AC-3试件的桩身水平变形存在显著的差异.如在埋深0.0～0.3 m（0.0B～1.9B）内，SC-1 和AC-3 试件的桩身水平变形均与加载方向相同；在埋深0.3～1.6 m（1.9B～10.3B）内，AC-3 试件产生朝负向的整体累积变形，而SC-1 试件桩身水平变形仍与加载方向相同；在埋深1.6～2.9 m（10.3B～18.7B）内，两试件桩身变形均与加载方向相反.

由图8（b）可知，负向加载位移为-5.0 mm 时，SC-1 和AC-3 试件桩身水平变形分布规律基本相似.通过比较还可知，在埋深0.0～1.6 m（0.0B～10.3B）内，AC-3 试件桩身水平变形小于SC-1 试件；在埋深超过1.6 m（10.3B）处，两试件桩身水平变形相差不大.

2.2 桩侧土抗力分析与影响因素

2.2.1 AC-3试件桩侧土抗力分析

图9 为AC-3 试件沿深度方向的桩侧土抗力分布规律.由图可知，正负向加载时，AC-3试件桩侧土抗力均沿埋深方向先增大后减小至零，接着反向变化.

图9 AC-3试件桩侧土抗力分布规律Fig.9 Distribution law of soil resistance of AC-3 specimen

由图9（a）可知，正向加载时，在埋深0.0～0.6 m（0.0B～3.9B）内，AC-3 试件桩侧土抗力沿埋深方向逐渐增至最大；在埋深0.6～1.75 m（3.9B～11.3B）内，逐渐减小；在埋深超过1.75 m（11.3B）处，反向变化.由图9（b）可知，负向加载时，AC-3 试件桩侧土抗力分布规律与正向加载时的基本相似.

比较图9（a）（b）可知，由于不平衡土压力的存在，AC-3 试件正向加载时的桩侧土抗力显著大于负向加载时.如正向加载位移为+3.0 mm 时，桩侧最大土抗力为57.25 kPa，对应埋深为0.6 m（3.9B）；负向加载位移为-10 mm 时，桩侧最大土抗力为23.08 kPa，对应埋深为0.8 m（5.2B）.前者的桩侧最大土抗力为后者的2.5倍，且前者的桩侧最大土抗力对应埋深稍浅于后者.

2.2.2 不同条件下各试件桩侧土抗力影响分析

1）不平衡土压力影响.

图10给出了考虑不平衡土压力影响下，SC-1和UC-2 试件沿深度方向的桩侧土抗力分布规律的比较.

图10 SC-1和UC-2试件桩侧土抗力分布规律的比较Fig.10 Comparison on distribution law of soil resistance of SC-1 and UC-2 specimens

由图10（a）可知，正向加载位移+2.0 mm时，由于不平衡土压力的影响，UC-2 试件的桩侧土抗力显著大于SC-1 试件.UC-2 和SC-1 试件的桩侧最大土抗力分别为30.73 kPa 和8.30 kPa，前者是后者的3.7倍；另外，UC-2 试件的桩侧最大土抗力对应埋深稍大于SC-1试件.

由图10（b）可知，负向加载位移-5.0 mm 时，在埋深0.0～0.6 m（0.0B～3.9B）内，UC-2 试件的桩侧土抗力小于SC-1 试件；在埋深超过0.6 m（3.9B）处，UC-2 试件的桩侧土抗力大于SC-1 试件.另外，UC-2 和SC-1 试件的桩侧最大土抗力相差不大，但前者桩侧最大土抗力对应埋深较深.

2）非一致加载影响分析.

图11 给出了考虑非一致加载影响下，UC-2 和AC-3试件沿深度方向的桩侧土抗力分布规律的比较.

图11 UC-2和AC-3试件桩侧土抗力分布规律的比较Fig.11 Comparison on distribution law of soil resistance of UC-2 and AC-3 specimens

由图11（a）可知，正向加载位移+2.0 mm时，由于非一致加载的影响，AC-3 和UC-2 试件桩侧土抗力存在略微的不同.在埋深0.0～0.6 m（0.0B～3.9B）内，AC-3 试件的桩侧土抗力小于UC-2 试件；在埋深超过0.6 m（3.9B）处，AC-3试件的桩侧土抗力大于UC-2 试件.从图11（b）可知，负向加载位移-5.0 mm 时，由于非一致加载的影响，AC-3 试件的桩侧土抗力整体上小于UC-2试件.

3）不平衡土压力和非一致加载综合影响分析.

图12 给出了考虑不平衡土压力和非一致加载影响下，SC-1 和AC-3 试件沿深度方向的桩侧土抗力分布规律的比较.

图12 SC-1和AC-3试件桩侧土抗力分布规律的比较Fig.12 Comparison on distribution law of soil resistance of SC-1 and AC-3 specimens

由图12（a）可知，正向加载位移为+2.0 mm时，由于台后填土（不平衡土压力）的存在，AC-3 试件的桩侧土抗力显著大于SC-1 试件.如AC-3 试件的桩侧最大土抗力为46.44 kPa，SC-1 试件的桩侧最大土抗力为8.30 kPa，前者的桩侧最大土抗力为后者的5.6倍.另外，AC-3 试件的桩侧最大土抗力对应埋深较深.

由图12（b）可知，负向加载位移-5.0 mm 时，由于非一致加载的影响，AC-3 试件的桩侧土抗力整体上小于SC-1试件.

2.3 桩身应变和弯矩分析与影响因素

2.3.1 AC-3试件桩身应变和弯矩分析

桩身应变分布规律可直接由布置在两翼缘的应变片得到.同时，根据平截面假定，可由实测应变反算得到桩身弯矩M（z），计算公式如下：

式中：E为混凝土弹性模量；I是截面惯性矩；εt（z）和εc（z）分别为埋深z米处H 型钢桩拉、压应变；B为H型钢桩桩厚.

图13 为AC-3 试件沿深度方向的桩身拉、压应变和弯矩分布规律.由图13 可知，正负向加载时，AC-3 试件的桩身拉、压应变和弯矩均沿埋深方向先增大后减小，与传统桩基桩身拉、压应变分布规律［16-18］基本相同.

图13 AC-3试件桩身应变和弯矩分布规律Fig.13 Distribution law of strain and bending moment of AC-3 specimen

由图13（a）可知，正向加载时，AC-3试件的桩身拉、压应变对称且处于弹性范围内.如正向加载时桩身最大拉、压应变分别为247.50 με和-242.56 με.但桩身最大拉、压应变的对应埋深略有不同，其中，最大拉应变对应埋深为1.0 m（6.5B），最大压应变对应埋深为1.2 m（7.7B）.由图13（b）可知，负向加载时，AC-3 试件的桩身拉、压应变也对称且处于弹性范围内.其中，最大拉、压应变分别为217.63 με和-212.96 με；对应埋深均为1.2 m（7.7B）.

比较图13（a）（b）可知，AC-3试件正向加载时的桩身应变和弯矩显著大于负向加载，也是因为正向土压力大于负向土压力.正向加载位移为+3.0 mm时，桩身最大弯矩为3.69 kN·m，负向加载位移为-10 mm 时，桩身最大弯矩为3.44 kN·m.前者的桩侧最大弯矩为后者的1.1 倍.因此，整体桥升温时桩基的内力要大于降温时.

2.3.2 不同条件下各试件桩身弯矩影响分析

由式（1）可知，桩身应变和弯矩是等效的.因此，

2.3.2 节仅对桩身弯矩进行比较.

1）不平衡土压力影响.

图14给出了考虑不平衡土压力影响下，SC-1和UC-2 试件沿深度方向的桩身弯矩分布规律的比较.由图14 可知，正负向加载时，由于不平衡土压力的影响，UC-2 试件的桩身最大弯矩显著大于SC-1 试件.因此，在今后的整体桥桩基设计中，应考虑台后堆载（不平衡土压力）对整体桥桩基内力的影响.

由图14（a）可知，正向加载位移+2.0 mm时，在埋深0.0～1.4 m（0.0B～9.0B）内，UC-2 试件的桩身弯矩大于SC-1 试件；在埋深超过1.4 m（9.0B）处，两试件的桩身弯矩相差不大.另外，UC-2 试件桩身最大弯矩为1.60 kN·m，其对应埋深为1.0 m（6.5B）；SC-1 试件桩身最大弯矩为1.06 kN·m，其对应埋深为0.7 m（4.5B），前者桩身最大弯矩是后者的1.5 倍，且前者对应埋深较深.

图14 SC-1和UC-2试件桩身弯矩分布规律的比较Fig.14 Comparison on distribution law of bending moment of SC-1 and UC-2 specimens

由图14（b）可知，负向加载位移-5.0 mm 时，UC-2 试件的桩身弯矩整体上大于SC-1 试件.如UC-2和SC-1 试件桩身最大弯矩分别为3.01 kN·m 和2.11 kN·m，前者是后者的1.4 倍.另外，UC-2 和SC-1 试件桩身最大弯矩对应埋深分别为1.0 m（6.5B）和1.4 m（9.0B），前者对应埋深较浅.

2）非一致加载影响分析对应.

图15 给出了考虑非一致加载影响下，UC-2 和AC-3试件沿深度方向的桩身弯矩分布规律的比较.

由图15（a）可知，正向加载位移+2.0 mm时，由于非一致加载的影响，AC-3 试件的桩身弯矩显著大于UC-2 试件.正向加载时，AC-3 和UC-2 试件的最大桩身弯矩分别为2.47 kN·m 和1.61 kN·m，前者是后者的1.5 倍.另外，AC-3 和UC-2 试件桩身最大弯矩的对应埋深分别为1.2 m（7.7B）和0.8 m（5.2B），前者对应埋深较深.

图15 UC-2和AC-3试件桩身弯矩分布规律的比较Fig.15 Comparison on distribution law of bending moment of UC-2 and AC-3 specimens

由图15（b）可知，负向加载位移-5.0 mm 时，由于非一致加载的影响，AC-3 试件的桩身弯矩远小于UC-2 试件.另外，AC-3 试件的桩身最大弯矩为2.03 kN·m，其对应埋深为1.2 m（7.7B）；UC-2试件的桩身最大弯矩为3.01 kN·m，其对应埋深为1.0 m（5.2B）.前者桩身最大弯矩是后者的0.7倍，且前者最大弯矩对应埋深较深.

综上所述，非一致加载对整体桥桩基的内力产生较大的影响，在今后的桩基设计中应考虑“整体桥主梁在升降温时产生的变形不同导致桩顶的边界条件不一致”的问题.

3）不平衡土压力和非一致加载综合影响分析.

图16 给出了考虑不平衡土压力和非一致加载影响下，SC-1 和AC-3 试件沿深度方向的桩身弯矩分布规律的比较.

图16 SC-1和AC-3试件桩身弯矩分布规律的比较Fig.16 Comparison on distribution law of bending moment of SC-1 and AC-3 specimens

由图16（a）可知，正向加载位移+2.0 mm时，由于不平衡土压力和非一致加载的综合影响，AC-3 试件的桩身弯矩显著大于SC-1 试件.AC-3 试件的桩身最大弯矩为2.47 kN·m，SC-1 试件的桩身最大弯矩为1.05 kN·m，前者是后者的2.4 倍.另外，AC-3 和SC-1 试件的桩身最大弯矩分别位于埋深1.2 m（7.7B）处和0.7 m（4.5B）处，前者对应埋深较深.

由图16（b）可知，负向加载位移-5.0 mm 时，由于不平衡土压力和非一致加载的综合影响，AC-3 和SC-1试件的桩身弯矩存在一定的差异.在埋深0.0～1.75 m（0.0B～11.3B）内，AC-3 试件的桩身弯矩小于SC-1 试件；在埋深1.75～2.9 m（11.3B～18.7B）内，AC-3 试件的桩身弯矩大于SC-1 试件.另外，AC-3试件的桩身最大弯矩为2.03 kN·m，其对应埋深为1.2 m（7.7B）；SC-1 试件的桩身最大弯矩为2.13 kN·m，其对应埋深为1.4 m（9.0B）；前者最大桩身弯矩为后者的0.95倍，且前者对应埋深较浅.