竖向力与扭矩共同作用下单桩承载特性试验

江 杰, 王顺苇, 欧孝夺, 龙逸航, 张 探

(1.广西大学土木建筑工程学院, 南宁 530004； 2.广西大学, 工程防灾与结构安全教育部重点试验室, 南宁 530004;3.广西大学，广西防灾减灾与工程安全重点试验室, 南宁 530004)

随着国家基础设施建设的推进,海陆风力发电机组、大型广告牌等构筑物不断出现在人们的视野中,其桩基础在承受竖向力(V)的同时,还会承受因风荷载的作用产生的水平力(H)、弯矩(M)和扭矩(T),受力情况较为复杂。在工程设计中通常只考虑单一荷载的作用,而实际上,不同的荷载分量之间存在着复杂的耦合作用[1-3],若忽略不同荷载分量相互作用导致单桩承载力的降低,可能会造成工程事故[4]。因此,对不同荷载组合下单桩的承载特性进行研究有重要意义。

学者们通过试验或数值模拟对不同荷载组合下单桩承载特性进行了大量研究。郭沛翰等[1]通过模型试验发现V-H-T3个荷载分量之间存在着复杂的耦合作用,不能简单地用叠加原理对组合荷载作用下单桩的承载力进行评估；李尚飞等[2]通过试验明确了H-T-M组合荷载作用下,单桩达到极限承载力时3个荷载分量的关系；赵春风等[5]、郑刚等[6]分别通过模型试验和有限元模拟对不同加载路径下V-H组合受荷桩的承载特性进行了分析。Hu等[7]、Kong等[8-9]分别通过离心机试验证明了H和T两个荷载分量之间存在着复杂的组合效应；邹新军等[10]通过在砂土中进行单桩的H-T模型试验,揭示了不同的加载路径及荷载大小对桩身承载特性的影响规律。

目前，中外学者对V-T组合受荷桩的研究仍然不够深入。Georgiadis等[11-12]进行了试验和理论研究,证明了V、T荷载共同作用时单桩的承载能力降低；邹新军等[13]假设桩周土为Gibson地基,以塑性开展区为变量求得V→T加载路径下单桩内力和位移的弹塑性解,并得到了单桩承载力及位移包络线,但其并未对T→V加载路径进行研究；Fan等[14]利用ABAQUS软件获得了长径比较小的管桩在V、H、T荷载两两组合作用时极限承载力的归一化包络线；Basack等[15]提出了单桩在V-T联合荷载作用下的边界元解。但以上研究均未对不同加载路径下单桩的承载特性和桩身内力变化进行分析,因此对V-T联合受荷桩的研究仍然有待深入。

为此,设计一系列试验,通过自主研制的组合荷载加载装置,在黏土地基中对不同加载路径下的V-T组合受荷桩内力、变形规律和承载特性进行研究,最后并对试验数据进行拟合,得出了不同加载路径下的单桩承载力包络线,可供工程应用参考。

1 模型试验

1.1 加载与测试装置

为保证竖向力和扭矩能够独立分级加载,采用了自主设计的联合加载装置,如图1所示,装置由竖向反力架、扭矩加载装置和模型箱三部分组成。在桩顶设置长为0.1 m的力臂,并安装管箍防止模型桩在扭矩作用下劈裂,通过扭矩加载装置作用于力臂施加扭矩；竖向力通过作用于竖向反力架上的千斤顶施加。在桩顶安装铰链防止竖向力与对桩顶扭转变形的影响。竖向力和竖向位移分别通过LH-PT600高速显示仪和百分表读取；为保证测量精度,在桩顶安装两个量角器,取读数的平均值,以保证桩顶扭转角的测量精度。

图1 组合加载装置Fig.1 Combined loading device

1.2 模型桩及桩周土

根据林海等[16]的研究,模型桩和原型桩各物理量之间应满足表1所示的相似关系。在模型试验中,原型桩为钢管桩,桩长为28 m,桩径为1.10 m,壁厚0.06 m,弹性模量为210 GPa,取模型桩与原型桩入土深度比(λl)为0.025,通过计算可求得模型桩的入土深度为0.7 m；模型桩为铝合金管桩,弹性模量为69.7 GPa,因此模型桩与原型桩弹性模量比λE=0.33。通过式(1)确定模型桩的桩径及壁厚。

表1 相似关系Table 1 Similarity relation

(1)

式(1)中:E为原型桩的弹性模量；I为原型桩的截面惯性矩；l为原型桩的长度；Em为模型桩的弹性模量；Im为模型桩的截面惯性矩；lm为模型桩的长度。

计算可得模型桩的桩径为0.025 m,壁厚0.002 m,沿桩身设置7个截面,每个截面分别设置一组BF350-3AA型和BHF350-3HA型应变片,分别测量桩身轴向压应变和环向剪切应变,应变片布置如图2所示。在桩外用502胶粘上一层粒径为0.5 mm的细沙来模拟实际工程中桩土界面的粗糙程度[17]。

图2 应变片布置示意图Fig.2 Paste the strain gauge on the pile shaft

采用黏土来模拟桩周土,土体参数如表2所示。土料经过烘干、粉碎,制成含水量为26%的土样。模型箱内标有刻度线,将土样分层进行填筑并压实,直到0.1 m填土质量达到计算重量方开始填筑下一层土,填土总高度为0.8 m。当填土厚度达到0.2 m时,将模型桩安装在地基中,此时模型桩的入土深度为0.1 m,在填土过程中对模型桩垂直度实时量测,并及时纠偏以保证其竖直。

表2 黏土基本物理力学性质Table 2 Physical and mechanical properties of clay

1.3 试验加载方案

将试验分为3组,如表3所示,第1组分别测出极限扭矩(Tu)和竖向极限荷载(Vu)。第2组分别在桩顶施加大小为Tu/3、Tu/2、2Tu/3的扭矩,然后逐级施加竖向力直至破坏；第3组分别在桩顶施加大小为Vu/3、Vu/2、2Vu/3的竖向力,然后逐级施加扭矩直至破坏。

表3 试验加载方案Table 3 Test loading scheme

2 试验结果

2.1 T→V加载路径下单桩竖向承载特性

在桩顶施加大小分别为0、Tu/3、Tu/2、2Tu/3的扭矩,随后逐级施加竖向力,即编号为P12、P21、P22、P23的试验,竖向力(V)和桩顶沉降(s)对比曲线(V-s曲线)如图3所示,4条V-s曲线的趋势基本一致,竖向极限承载力分别为2 191、2 012、1 787、1 525N。随着桩顶扭矩(T)的增加,单桩的竖向承载力逐渐减小,且减小幅度逐渐增大,分别为8.69%、18.44%、30.40%；另外当竖向力相同时,随着桩顶扭矩的增加,桩顶沉降也在增加,即随着桩顶扭矩的增加,竖向加载刚度在减小。这是因为桩在扭矩或者竖向力作用下的破坏,均表现为对桩-土界面的剪切破坏,桩顶扭矩的存在使桩-土界面产生了环向摩阻力,从而使竖向摩阻力的极限值减小,土体对桩身的竖向抗力降低,产生了上述结果。当竖向力小于1 000 N时,4条曲线的桩顶沉降相差不大,说明此时桩-土界面尚处于弹性阶段,扭矩对其影响较小。

图3 T→V加载路径下单桩V-s曲线Fig.3 V-s curve of single pile under T→V loading path

图4为T→V加载路径下的桩身轴力分布情况,四组数据表明,桩身轴力随着深度的增加而减小,且减小的速度越来越快,这是由于浅基础的桩-土界面极限摩阻力较小,而此处桩身扭转角和竖向位移较大,更加容易达到极限摩阻力,在竖向力作用下,桩-土界面从桩顶向下逐渐产生滑移,无法继续承受轴向荷载的作用,从而使桩身轴力的降低量减小。总的来说桩顶扭矩对桩身轴力的分布影响并不明显。

图4 T→V加载路径下桩身轴力分布Fig.4 Axial force distribution of pile body under T→V loading path

2.2 V→T加载路径下单桩竖向承载特性

如图5所示，分别预先施加0、Vu/3、Vu/2、2Vu/3的竖向力,逐级对桩顶施加扭矩,对应的桩顶扭矩(T)和桩顶扭转角(θ)对比曲线(T-θ曲线),即表3中对应编号为P12、P31、P32、P33的4组试验,其极限扭矩分别为27.54、25.06、 22.66 N·m。由图5可知，随着竖向力(V)的增加,单桩的极限扭矩逐渐减小,减幅分别为9%、17.72%和26.58%,逐渐增大；当桩顶扭矩相同时,桩顶扭转角随着竖向力的增加而增加,即随着的扭矩的增加竖向力的影响逐渐显现,桩-土体系扭转加载刚度逐渐减小；当桩顶扭矩较小时桩顶扭转角相差较小,即桩顶扭矩较小时,竖向力的影响可以忽略。究其原因,Georgiadis等[11]和邹新军等[13]认为,竖向摩阻力和环向摩阻力合力的极限值是保持不变的,竖向力使桩-土界面产生了竖向摩阻力,竖向摩阻力的存在必然会引起环向极限摩阻力的降低,从而使单桩承受扭矩的能力降低；此外当桩顶扭矩较小时,桩-土界面尚处于弹性阶段,能够继续承受扭矩作用,此时几条曲线的桩顶扭转角相差较小。

图5 V→T加载路径下T-θ曲线Fig.5 T-θ curve of single pile under V→T loading path

图6为对桩顶预先施加竖向力,扭矩沿桩身埋深变化曲线。由图6可知,桩身扭矩随着埋深的增加而降低,究其原因,一方面是桩身变形主要发生在浅基础,桩-土界面更容易发生滑移,导致土体抗力减小；另一方面是由于深度较大时,桩-土界面的正应力增加,极限摩阻力增大,土体的抗力作用增强。故当桩深较浅时,桩身扭矩减小的速度较慢。通过对比发现,4组数据的桩身扭矩变化相差并不明显。除此之外桩身扭矩的变化规律并不明显。

图6 V→T加载路径下桩身扭矩分布Fig.6 Torque distribution of the pile shaft under the V→T loading path

2.3 桩身既有内力变化对比

T→V加载路径下桩身扭矩随竖向力变化情况和V→T加载路径下桩身轴力随桩顶扭矩变化情况,分别如图7、图8所示,由图7、图8可知,在T→V加载路径下的桩身扭矩和V→T加载路径下的桩身轴力均在桩身中上部较大,具体原因上文已有说明,不再赘述。在达到极限荷载前,T→V加载路径下的桩身扭矩几乎不随竖向力的增加而变化,只有当竖向力达到极限值时桩-土界面发生了滑移,桩身扭矩减小的幅度才会稍微增大,V→T加载路径下的桩身轴力变化情况也出现了相似的结果。因此在桩基设计中,T→V加载路径下可以忽略V对T的影响,同样的，V→T加载路径下可以忽略T对V的影响,进行合理配筋。

图7 T→V加载路径下桩身扭矩随竖向力变化Fig.7 Variation of pile shaft torque with vertical load under T→V loading path

图8 V→T加载路径下桩身轴力随桩顶扭矩变化Fig.8 Variation of pile shaft axial force with torque under T→V loading path

3 不同加载路径单桩承载特性对比

将V→T和T→V两种不同加载路径下的试验结果进行归一化处理,得到不同加载路径下的单桩承载力包络线(图9)。由图9可知，V→T加载路径下的单桩承载力包络线处于T→V加载路径下的承载力包络线的外侧,即前者能够承受更大的荷载,因此在工程中应当尽量避免单桩预先受到扭矩作用,防止因形成T→V加载模式而造成单桩的极限承载力的降低；两条承载力包络线的趋势基本一致,且呈现出相似的特点,以V→T加载为例,当V小于1/3Vu时,随着竖向力的增加,极限扭矩减小量并不明显,但当V大于1/3Vu时极限扭矩减小的速度加快,所以当先施加的荷载(T或V)小于其极限值的1/3时,V-T组合效应并不明显,大于其极限值的1/3时,V-T组合效应会较为明显。

图9 不同加载路径下单桩承载力包络线Fig.9 Envelope of single pile bearing capacity under different loading paths

为方便应用于工程实际,对试验结果进行拟合,得到V-T组合荷载作用下单桩承载力包络线的近似表达式如式(2)所示,在设计中可以先计算得出单一荷载作用下的单桩承载力极限值Tu和Vu,然后将实际作用于桩身的竖向力和扭矩代入式(2),若计算结果小于等于1则说明单桩承载力满足设计要求,反之处于不安全状态,需要调整设计。

(2)

4 结论

通过一系列不同V-T组合(大小和加载路径)的单桩模型试验,探讨了V-T组合受荷桩的承载特性及桩身内力分布规律,得到如下结论。

(1)在V-T联合荷载的作用下,单桩的承载力较单一受荷桩降低,且先施加的力(V或T)大于其极限值的1/3时,V-T组合效应更加明显。

(2)V→T加载路径下的桩身扭矩和T→V加载路径下的桩身轴力,均随着桩深的增加而减小,且减小的速度加快,在桩端处均接近于0,在设计中可根据此特点对桩基础合理配筋。

(3)V→T加载路径下桩身轴力的分布几乎不受T的影响,T→V加载路径下桩身扭矩的几乎不受V的影响,因此在进行桩基设计时,V→T加载路径下可忽略T的影响,T→V加载路径下可忽略V的影响。

(4)V→T加载路径下的单桩承载力包络线处于T→V加载路径下的承载力包络线的外侧,即前者的承载力更大,因此应尽量避免单桩预先受到扭矩作用,防止因形成T→V加载模式而造成单桩的极限承载力的降低。

(5)为方便应用,对试验结果进行拟合,得到了V-T组合荷载的作用下,单桩承载力包络线简化计算公式。