无缝桥引板微型桩-土共同作用试验研究

付 毳，樊争辉，庄一舟，陈宝春

(1.福州大学土木工程学院，福建 福州 350116；2.福建永福工程顾问有限公司，福建 福州 350003)

无缝桥引板微型桩-土共同作用试验研究

付 毳1，樊争辉2，庄一舟1，陈宝春1

(1.福州大学土木工程学院，福建 福州 350116；2.福建永福工程顾问有限公司，福建 福州 350003)

利用MTS加载系统开展砂土中微型桩水平受荷室内足尺模型试验，对微型桩的桩身位移、桩身弯矩和桩周水平土抗力的分布进行研究，同时探讨了微型桩-土p-y曲线的特性.研究表明，桩身位移主要发生在桩顶下10倍桩径的范围，桩身弯矩主要集中在桩顶下15倍桩径的范围；采用双曲线模型拟合比抛物线模型拟合和双曲正切曲线模型拟合的p-y曲线精度更高.

无缝桥；足尺模型试验；微型桩；p-y曲线；砂土

0 引言

无缝桥是指通过结构措施取消桥梁结构伸缩装置的一种桥梁，可大量节省维修费用，是一种可持续的桥梁结构，具有广阔的应用前景[1-2].无缝桥主要有整体桥和半整体桥，前者采用整体式桥台而后者采用半整体式桥台.整体式桥台多采用桩基础，并与上部结构联成整体，取消了支座、伸缩缝和伸缩装置，结构具有较强的抗震能力[3-4].半整体式桥台多采用刚性扩大基础，它与上部结构没有联成整体，其抗震性能相对于整体桥稍弱[5-6].在半整体桥的引板中增设微型桩，有望提高其抗震性能[1,7].微型桩一般是指桩径在100～300 mm，长细比大于30的小直径桩，对其在竖向荷载作用下的受力性能等，已开展了大量的研究，并已被广泛应用于建筑物纠偏、地基加固、边坡加固、输电塔等工程中[7-8].

应用于无缝桥引板中的微型桩，与上述应用的微型桩相比，所受的竖向力较小，所受的因主梁伸缩变形和地震反应产生的水平力较大.而目前针对微型桩在水平力作用下的桩-土共同作用研究还较少.曲进等[9]研究了循环荷载下桩内设有钢管或工字钢等劲性材料增强体的劲性微型桩的滞回曲线、骨架曲线、滞回特性和弯矩分布; 李运富[10]、苏荣臻等[11]研究了微型桩基础的水平承载力.然而，这些研究基于室内缩尺模型试验或有限元分析，与原型桩有较大差别，不能真实地反映出水平受荷微型桩在实际工程中的性状.

为此，本研究开展砂土中微型桩水平受荷室内足尺模型试验，首先研究微型桩的水平变形、受力特性和桩周土抗力的分布特点，之后探讨了微型桩-土p-y曲线的分布特性，为微型桩在无缝桥中的应用打下理论基础.

1 试验模型与装置

1.1 试验模型

在实际工程中，桩的尺寸B比土的粒径d大很多，土体的特性满足连续性和均匀性假设.但在模型试验时，一般直接采用原型土，而缩尺后模型中桩的尺寸B仅为原型的1/n(n为相似比)，所以B相对d就很有限，组成模型土体的土颗粒总数或模型中的桩所接触到的土颗粒总数非常有限，此时土体颗粒的不均匀性或不连续性会明显地暴露出来，影响模型试验结果的可靠性[12].对于微型桩，由于其尺寸较小，所以本研究中的微型桩为足尺结构，试验相似比为1∶1，避免了一般桩-土共同作用缩尺试验带来的问题.

本研究将微型桩置于模型箱内土体中,模型箱的尺寸主要由边界效应决定.Schnaid等[13]在砂土的模型试验中提出，当模型桩到模型箱壁的距离与桩径之比b/d≥10、模型桩底到模型箱底的距离与桩径之比z/d≥6时，箱侧壁和箱底板对试验结果的影响可以忽略不计.综合考虑不计边界效应所需的模型箱尺寸，反力墙上锚杆孔的布置，微型桩的尺寸范围等方面，决定采用直径100 mm的圆形钢筋混凝土预制桩，2.3 m(非加载方向)×2.1 m(加载方向)×3.6 m(高)的模型箱.

图1 模型桩配筋图(单位：mm)Fig.1 Reinforcement drawing of model pile (unit:mm)

模型桩的桩长为3 m、混凝土等级为C40、实测抗压强度为45.2 MPa、弹性模量为31.2 GPa.沿桩周等距离配置6根钢筋，等级为HRB335、直径10 mm的主筋、配筋率为6%、箍筋采用钢筋等级为HPB300、直径6 mm的圆形箍筋、间距为200 mm、桩顶1 m深度范围内加密间距为100 mm.为测量桩身位移，在桩身预埋好与轴向垂直的横向钢筋，横向钢筋的一端在浇灌混凝土时与桩身固结，另一端与位移计相连.模型桩配筋与横向钢筋的布置如图1所示.

试验砂土选用福建标准砂，内摩擦角31°，试验前，首先将砂晒干，然后用2.5 mm的筛子过筛，除去较大的颗粒和杂质.根据筛分试验的结果得到颗粒级配累计曲线.如图2所示，可知试验所用的砂土粒径曲线较陡，d60=0.57 mm、d10=0.18 mm，中间粒径所占比重较大,不均匀系数Cu=3.17<5，具有较好的均匀性.砂土分层填入模型箱内并夯实，每层厚约为20 cm；通过在每层不同部位埋设环刀，测量并控制夯实后砂土的密度和相对密实度,填好后的砂土密度为1.601 g·cm-3，相对密实度为43%.

图2 砂土颗粒级配累计曲线Fig.2 Sand grain composition curve

图3 试验示意图(单位：mm)Fig.3 Schematic diagram of experimen(unit:mm)

1.2 试验装置

试验加载装置、应变片、位移测点布置如图3所示.由MTS电液伺服加载系统在桩顶施加水平荷载.加载采用位移控制，每级位移增量开始为2 mm，当桩顶位移超过10 mm时，每级位移增量为5 mm，加载速率为1 mm·min-1.

除桩顶处水平位移可由MTS控制系统直接测量获得，桩身其他截面处水平位移采用横向钢筋引出箱外，由位移计测量.为避免横向钢筋对模型桩受力的影响，在钢筋外套PVC管将其与砂土隔离,应变片在沿桩身受力方向处的钢筋表面每隔200 mm对称贴置.

2 试验结果与分析

2.1 荷载-位移曲线

由模型桩顶荷载-位移曲线(图4)可知，微型桩从开始受荷到破坏，可以分为三个阶段.第一阶段为弹性阶段OA，在施加水平位移还相对较小时，荷载-位移曲线呈斜率比较大的直线状.卸载后，变形大部分可以恢复，桩身处于弹性受力状态，对应于该阶段终点的位移称为临界位移，记作ycr.第二阶段为弹塑性受力阶段AB，当水平位移超过临界位移ycr后，在相同的水平位移增量下，桩顶荷载增量明显减小，荷载-位移曲线呈斜率逐渐减小的曲线状.该阶段终点的桩顶位移称为极限位移，记作yu.第三阶段为破坏阶段BC，当施加的水平位移超过极限水平位移yu时，随着水平位移的继续增大，桩顶荷载开始下降，此时荷载-位移曲线曲率急速降低，桩土分离现象非常明显，桩宣告破坏.

图4 模型桩顶荷载-位移曲线Fig.4 Load-displacement curve of model pile top

图5 模型桩水平位移沿深度分布图Fig.5 Lateral displacements of model pile

2.2 桩身水平位移

试验测得微型桩桩身水平位移y如图5所示.由图5可知，微型桩存在两个水平位移零点.最大的水平位移发生在桩顶处，随着深度的增加，水平位移逐渐减小，在约1 m(10倍桩径)深度处出现第一个位移零点.在这个零点以下桩身发生轻微的反向挠曲，但其值很小，最大仅0.826 mm，直至第二个位移零点，该点在约2 m(20倍桩径)深度处.

2.3 桩身弯矩

根据试验实测的桩身各截面应变值，可由公式(1)求得桩身弯矩M.

式中:b0为同一截面拉、压应变的测点间距(m)；EI为桩的抗弯刚度(kN·m2)；Δε为应变变化量.

将模型桩的EI=104.1 kN·m2，b0=0.07 m代入式(1)，得桩身弯矩如图6所示.桩身弯矩随深度的增加先逐渐增大，在距桩顶约0.6 m(6倍桩径)处达到最大值，随后开始减小,直至在距桩顶约1.5 m(15倍桩径)处出现第一个零点.在这个零点以下出现反向弯矩,之后弯矩略有增大，随后再减小，并在靠近桩底处出现第二个零点.弯矩变化主要集中在第一个零点之前，第一个零点之后的弯矩值很小，最大仅为-0.15 kN·m，接近于零.所以，可以将第一个零点的深度作为桩身弯矩的影响深度，在影响深度以下的桩身弯矩可忽略不计.

试验完成后，从模型箱中取出微型桩，对微型桩用裂缝测宽仪测得裂缝宽度，如图7所示.弯曲裂缝主要分布在微型桩桩顶下0.35 m至0.70 m截面范围内.主裂缝出现在距桩顶0.60 m截面处，也即图6中的最大弯矩处，宽度为0.3 mm.其余裂缝宽度，从主裂缝往两边逐渐变小，与弯矩变化规律一致.

图6 模型桩身弯矩沿深度分布图Fig.6 Bending moment of model pile

图7 模型桩裂缝开展情况Fig.7 Cracks development of model pile

2.4 桩周水平土抗力

由于采用土压力计得到的土抗力仅是土压力计所在处的土抗力，并不能代表该处桩周土对桩身产生的实际土抗力，故通过对桩身弯矩的二次微分来确定桩受到的土层抗力.应用式(2)对弯矩M进行五点中心差分，可求得桩周水平土抗力p.

图8 模型桩周水平土抗力沿深度分布图Fig.8 Lateral soil resistance around model pile

式中:pi为第i个应变片处的桩周水平土抗力；Mi为第i个应变片处测量的桩身弯矩；h为应变片之间的间距.

本研究的应变片之间的间距h为200 mm，在计算中，桩顶之上的两点弯矩由外推法得到.将前面所求得的弯矩值代入式(2)，可求得模型桩周水平土抗力p，如图8所示.

桩周水平土抗力存在两个零点.最大的土抗力在桩顶处，随着深度的增加土抗力逐渐减小，到距桩顶约0.1 m(10倍桩径)位置处出现第一个零值点.再往下开始出现反向土抗力，并沿着深度逐渐增大，到约1.5 m(15倍桩径)深度左右达到反向最大值.而后土抗力沿着深度方向逐渐减小，在约2.5 m(25倍桩径)深度处出现第二个零值点.

3 p-y曲线分析

由于微型桩刚度较小，在大水平位移时应采用弹塑性分析法.p-y曲线法是目前应用较广的弹塑性分析法，在发达国家的桩基和桥梁规范中广泛应用.典型的p-y曲线模型主要有双曲线模型、抛物线模型和双曲正切曲线模型三种[14-16]，下列公式为不同p-y曲线模型的表达式.将2.2节和2.4节所求得的模型桩在不同深度处的桩身位移和水平土抗力采用下式三种曲线进行拟合，见图9.表1为采用不同p-y曲线模型拟合所得参数值.

式中：y为桩身位移;p为水平土抗力;A、B为拟合参数.

(a)双曲线模型 (b)抛物线模型 (c)双曲正切曲线模型图9 不同曲线模型拟合的模型桩p-y曲线Fig.9 p-y curves of model pile under different functions

表1 不同p-y曲线模型拟合参数值Tab.1 Value of fitting parameters for p-y curves

采用下列式子计算不同曲线模型拟合下的相关系数，如表1所示.

由表2可知，采用双曲线拟合的p-y曲线与试验值的平均相关系数R2=0.912 9，最接近1，且高于抛物线模型和双曲正切曲线模型的平均相关系数(分别为0.884 6和0.893 4).说明双曲线型p-y曲线更能准确反映实测微型桩土p-y曲线的发展趋势.

表2 不同p-y曲线与试验值的相关系数R2Tab.2 Correlation coefficient R2 of p-y curves and test results

4 结语

1)微型桩从开始受荷到破坏，可以分为弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段三个阶段.最终桩身发生塑性破坏，桩土分离现象明显.

2)微型桩在水平荷载作用下，桩身水平位移主要发生在距桩顶约1 m(10倍桩径)的范围内，虽在桩身下部会出现反向位移，但其值很小.桩身弯矩变化主要集中在第一个零点之前，约1.5 m(15倍桩径)处.

3)桩侧水平土抗力随着深度的增加逐渐减小，到距桩顶约1 m(10倍桩径)处出现第一个零值点，之后出现反向土抗力，在约2.5 m(25倍桩径)处出现第二个零值点.

4)砂土地基中采用双曲线型p-y曲线能较好地反映微型桩体的变形情况和桩土相互作用机理.

本研究采用砂土，对于在软粘土或其它类型的土体中微型桩受力特性研究有待进一步的开展.

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(责任编辑：林晓)

Study on micropile under approach slab and soil interaction in jointless bridge

FU Cui1，FAN Zhenghui2，ZHUANG Yizhou1，CHEN Baochun1

(1.College of Civil Engineering，Fuzhou University，Fuzhou，Fujian 350116,China；2.Fujian Yongfu Project Consultant Company Limited，Fuzhou，Fujian 350003,China)

The full scale test of micropile in sand under lateral load is carried out using the hydraulic servo testing system,and the lateral displacement,bending moment of the micropile and the soil-pile reaction at different depths are obtained.The test results show that,the displacement and bending moment of micropile mainly concentrated within the scope where the distance below the top of the pile is about 10 and 15 times diameter of micropile respectively、hyperbolic function ofp-ycurve is more accurate compared with parabola function and hyperbolic tangent function.

jointless bridge; full scale test; micropile;p-ycurves; sand

10.7631/issn.1000-2243.2017.02.0179

1000-2243(2017)02-0179-06

2015-11-18

陈宝春(1958-),教授,主要从事桥梁与结构工程研究，baochunchen@fzu.edu.cn

国家自然科学基金资助项目(51278126)；福建省自然科学基金资助项目(2013J01187)

U442.55

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