鋼護筒-混凝土灌注樁承臺節(jié)點抗震性能試驗研究

張菊輝, 王 偉, 姜大威, 管仲國

(1.上海理工大學 環(huán)境與建筑學院，上海 200093；2.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092)

近20年來，我國橋梁建設(shè)進入了最輝煌的發(fā)展時期，截至2015年底，我國大陸已建成千米以上大跨度橋梁10座、800 m以上大橋15座。值得注意的是，美國、歐洲以及日本等的大跨度橋梁較多采用沉箱基礎(chǔ)，而我國絕大多數(shù)采用鉆孔灌注樁群樁基礎(chǔ)，其中在深水場地下又多為高樁承臺結(jié)構(gòu)形式，形成了我國大跨度橋梁基礎(chǔ)類型獨特而鮮明的特點[1]。

已有研究結(jié)果表明高樁承臺基礎(chǔ)由于承臺體量巨大，在地震作用下會產(chǎn)生很大的水平慣性力，并且承臺與上部結(jié)構(gòu)之間還會產(chǎn)生明顯的高模態(tài)動力耦合效應，再加上自由段樁身又缺乏土體側(cè)向支撐作用，致使基礎(chǔ)部分往往成為結(jié)構(gòu)在地震作用下的首要薄弱環(huán)節(jié)[2-3]。以蘇通大橋為例，鋼箱梁重約4.9 萬t，兩個橋塔總重約14.3 萬t、兩個承臺總重則高達30余萬t，約合橋塔與鋼箱梁總重的1.6倍。抗震分析結(jié)果表明樁基中80%的水平地震力由承臺慣性力產(chǎn)生[4]。盡管高樁承臺基礎(chǔ)較長的樁身自由段可以提高基礎(chǔ)的柔度，并可能使整個承臺底的水平地震力有所下降，但較長的樁身自由段同時也導致了較大的單樁樁身彎矩。一般情況下，高樁承臺基礎(chǔ)的單樁最大彎矩位于樁頂與承臺的節(jié)點處或入土1～3倍樁徑處[5-8]。因此，樁頭節(jié)點作為地震作用下的首要薄弱部位，將制約整個基礎(chǔ)的抗震性能，很有必要對該節(jié)點的合理構(gòu)造和抗震性能進行細致的研究分析[9]。因高樁承臺基礎(chǔ)的鉆孔灌注樁一般都需要沉放鋼護筒來輔助施工，但在施工完成后又難以拔出再利用。若能充分利用鋼護筒的強度和延性來改善混凝土灌注樁與承臺之間的節(jié)點受力，不失為一個經(jīng)濟、簡便、而又有效的解決方案。但目前國內(nèi)對于鋼護筒的研究主要集中在鋼護筒參與樁身受力的構(gòu)造處理與計算分析方面[10-13], 對鋼護筒與承臺的節(jié)點連接構(gòu)造研究較少。因鋼護筒-混凝土灌注樁與鋼管混凝土樁具有相似之處，而美國的鋼管混凝土(Cast in Steel Shell,CISS)樁[14]與承臺的節(jié)點連接多采用無嵌入或淺嵌入的形式，日本的鋼管混凝土灌注樁[15]一般將帶肋鋼管嵌入承臺以加強節(jié)點的強度和延性。因此，目前我國鋼護筒-混凝土灌注樁與承臺的節(jié)點連接方式較多參照鋼管混凝土樁，節(jié)點的連接構(gòu)造并不統(tǒng)一，有的在護筒外焊接錨固鋼筋，有的則采用了類似的CISS樁的淺嵌入形式，有的則作永久鋼護筒深嵌入。

因此，本文擬通過擬靜力試驗研究鋼護筒-混凝土灌注樁的樁頭節(jié)點與承臺的合理連接方式，通過對三種不同的節(jié)點構(gòu)造形式(淺嵌入、錨筋嵌入以及深嵌入)在地震作用下的承載能力、損傷與破壞發(fā)展過程以及滯回耗能特性等的對比分析，探求合理的節(jié)點構(gòu)造形式。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

共設(shè)計了三種鋼護筒-混凝土灌注樁試件，節(jié)點連接構(gòu)造方法分別為淺嵌入、錨筋嵌入和深嵌入。整體模型構(gòu)造如圖1所示，整個模型由三部分組成：加載頭、樁身以及承臺。承臺(700 mm×700 mm)與加載頭(600 mm×600 mm)均設(shè)計為正方形截面，高分別為450 mm與300 mm。樁身長1 280 mm，內(nèi)徑300 mm，鋼護筒壁厚2 mm。三種不同節(jié)點連接方式及其配筋見圖2。其中，淺嵌入的鋼護筒深入至混凝土承臺表面以下20 mm處截斷(見圖2(a))，錨筋嵌入的鋼護筒長度與淺嵌入一樣，但在鋼護筒下端周圍均勻焊接20根長度為420 mm直徑為6 mm的鋼筋，鋼筋的另一端深入到承臺混凝土中(見圖2(b))；深嵌入的樁身鋼護筒直接嵌入到承臺里，嵌入深度為300 mm(見圖2(c))，并沿鋼護筒的圓周焊接5根直徑6 mm間距為50 mm的剪切環(huán)，加強鋼護筒與周圍混凝土之間的黏結(jié)作用，考慮到承臺內(nèi)因鋼護筒的嵌入導致縱、橫向主筋布置不能連續(xù)，在鋼護筒的承臺周圍增加了3組呈45°方向布置、直徑10 mm的矩形環(huán)式箍筋(見圖2(c))。混凝土鉆孔灌注樁及承臺內(nèi)具體配筋如圖2(d)～圖2(f)中的1-1、2-2及3-3截面所示。混凝土強度為C30，鋼護筒-混凝土灌注樁內(nèi)的縱筋和箍筋分別采用Ф8、Ф6的HPB300鋼筋，鋼護筒由厚度為2 mm的Q235普通鋼板卷焊而成。C30混凝土立方體試塊抗壓強度實測平均值為38.9 MPa；HPB300鋼筋的屈服強度實測平均值為380.5 MPa，極限強度實測平均值為517.5 MPa；鋼板的屈服強度為200 MPa，極限強度為305.5 MPa。

圖1 試件構(gòu)造示意圖 (單位：mm)

1.2 試驗裝置

擬靜力試驗采用同濟大學土木工程防災國家重點實驗室的2 000 t電液伺服靜動載試驗機，試驗加載裝置示意如圖3所示，采用倒置懸臂加載。不考慮樁土相互作用，因此試件上端(即承臺)模擬為固結(jié)約束，通過螺栓與頂板相連，下端加載頭與工裝鉸相連，工裝鉸通過螺栓與下加載板相連。采用20 000 kN的豎直作動器和2 000 kN水平作動器進行豎向單調(diào)加載和水平往復加載。

1.3 加載制度

試驗加載制度參照《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JBJ 101-96)[16]，采用力與位移混合加載控制。豎直方向上按照設(shè)計規(guī)范對軸壓比的要求施加向上不變軸向荷載212 kN[17]，水平方向由初始設(shè)定的控制力逐級加載，當施加的水平荷載為50 kN時，位移達到預定值(15 mm)，此時改用位移控制加載。初始施加位移幅值為20 mm且以0.5%偏移率進行遞增，當位移幅值達到80 mm后，改為以1%偏移率進行遞增，直到最終加載位移幅值為200 mm。每級位移加載循環(huán)三次。+80 mm加載幅值前控制速度為0.5 mm/s，然后變?yōu)? mm/s。當水平荷載下降到最大承載力的85%以下或者試件出現(xiàn)明顯破壞，試驗終止。

(a) 淺嵌入

(b) 錨筋嵌入

(c) 深嵌入

(d) 1-1

(e) 2-2

(f) 3-3

圖2 節(jié)點不同構(gòu)造及配筋示意圖(單位：mm)

Fig.2 Schematic diagram of three kinds of pile head joints and rebar arrangement (unit: mm)

圖3 試驗加載裝置圖

2 試驗結(jié)果分析

2.1 試件的破壞形態(tài)

在加載過程中，采用高像素移動攝像機進行全程拍攝。結(jié)果表明，所有試件均是在樁頭與承臺的節(jié)點接縫處首先出現(xiàn)開裂。當位移幅值達到60 mm時，淺嵌入式構(gòu)件的承臺表面，從節(jié)點接縫處出現(xiàn)一條細小裂縫長約30 mm向外擴展；當位移幅值達到70 mm時，錨筋嵌入式構(gòu)件的承臺表面同樣出現(xiàn)一條細小裂縫自節(jié)點接縫處向外擴展，而深嵌入式試件的節(jié)點接縫處則開始出現(xiàn)鋼護筒的輕微鼓脹現(xiàn)象。隨著加載的進行，除深嵌入式外，采用淺嵌入式和錨筋嵌入式的樁頭節(jié)點均出現(xiàn)了承臺表面混凝土保護層的開裂和剝落現(xiàn)象。三種節(jié)點連接形式下的最終破壞形態(tài)如圖4所示。從圖中可以看出，淺嵌入連接形式下的樁頭節(jié)點在往復循環(huán)荷載作用下的破壞效應最為明顯，其次則是錨筋形式，深嵌入破壞最小，整個試驗過程僅節(jié)點周圍的鋼護筒出現(xiàn)鼓脹效應，這主要歸功于鋼護筒嵌入承臺共同參與受力，大大改善了試件的破壞形態(tài)。

(a) 淺嵌入

(b) 錨筋嵌入

(c) 深嵌入

2.2 滯回曲線

滯回曲線是在力循環(huán)往復作用下，得到的結(jié)構(gòu)荷載-變形曲線，它能反映結(jié)構(gòu)在反復受力過程中的變形特征、剛度退化及能量耗散[18-19]。圖5為三種節(jié)點形式的滯回曲線對比。從圖5可以看出，樁頭水平位移較小時，各試件基本處于彈性階段，滯回環(huán)表現(xiàn)出集中和重疊的現(xiàn)象；隨著混凝土開裂、裂縫發(fā)展、樁身和承臺接縫張開等現(xiàn)象的出現(xiàn)，滯回環(huán)逐漸被拉開，面積逐漸增大，耗能能力也隨之增強。深嵌入模型的滯回曲線較為飽滿，具有良好的延性能力與耗能特性，另外兩種形式下的曲線則經(jīng)歷了由梭形，到反S形的變化過程，最終滯回環(huán)捏攏嚴重，可見其發(fā)生滑移破壞比較嚴重，耗能性能嚴重下降。

2.3 骨架曲線

圖6給出了各試件的骨架曲線對比。從圖6可以看出，三種試件的骨架曲線發(fā)展趨勢比較一致。對比三者的承載能力，深嵌入試件的承載力最高，其峰值荷載為80.2 kN，約為淺嵌入試件(36.3 kN)及錨筋嵌入試件(43.0 kN)的2.21倍和1.87倍。而錨筋嵌入試件相比淺嵌入試件，承載能力僅提高了約20%。

(a) 淺嵌入

(b) 錨筋嵌入

(c) 深嵌入

圖6 試件骨架曲線

2.4 延性系數(shù)

試件延性[20]的大小能夠說明其在地震荷載作用下的相對變形能力。位移延性系數(shù)為構(gòu)件極限位移與屈服位移之比。屈服位移采用通用彎矩法確定，極限位移取荷載下降至85%峰值荷載時的位移值，計算出三種節(jié)點連接方式的位移延性系數(shù)及極限荷載值如表1和表2所示。從表1可以看出，三種不同節(jié)點連接方式得到的位移延性系數(shù)比較相近，介于2.78～3.63，具有中等延性，說明鋼護筒的嵌入對節(jié)點的位移延性影響不大。

表1 三種試件的位移延性系數(shù)

2.5 剛度退化

《建筑抗震試驗方法規(guī)程》建議采用平均割線剛度Ki的衰減來評估構(gòu)件的剛度退化，各級荷載下的割線剛度按式(1)計算

(1)

表2 三種試件的極限荷載

式中:+Fi和-Fi分別為第i級加載循環(huán)的峰值荷載；Xi和-Xi則為對應的峰值荷載時變形值。各試件割線剛度退化如圖7所示。

圖7 不同節(jié)點形式下的割線剛度

從圖7可以看出，三種不同節(jié)點構(gòu)造方式下的割線剛度均隨著位移幅值的增加不斷下降。對比三種試件的剛度水平，結(jié)果表明對應同一位移幅值，深嵌入試件的節(jié)點剛度明顯比淺嵌入試件和錨筋嵌入試件的要大，但剛度曲線的下降趨勢要平緩些。這表明采用深嵌入式的樁頭節(jié)點具有最大的殘余剛度，且剛度退化最慢。此外，對比淺嵌入和錨筋嵌入樁頭節(jié)點，盡管錨筋嵌入式的樁頭節(jié)點剛度較大，但兩條曲線的下降趨勢基本相同，這表明，相較淺嵌入式節(jié)點，在鋼護筒周圍焊接錨筋對結(jié)構(gòu)剛度退化的影響很小。

2.6 耗能性能

耗能性能是指構(gòu)件在反復荷載作用下產(chǎn)生不可恢復的變形而吸收能量的能力[21]。根據(jù)文獻[22]中的方法得到的各試件的累積滯回耗能和等效黏滯阻尼比隨位移變化的曲線分別如圖8(a)圖8(b)所示。從圖8(a)可以看出，深嵌入試件的耗能能力最大，當位移加載至100 mm時，深嵌入試件的耗能能力分別是淺嵌入和錨筋嵌入試件的3.5倍和2.5倍。這主要由于在淺嵌入和錨筋嵌入下節(jié)點部位較早出現(xiàn)混凝土保護層的開裂和剝落。從圖8(b)可以看出，忽略位移加載初期出現(xiàn)的等效阻尼比值的上下波動，總體來看，三種不同節(jié)點構(gòu)造方式下，等效阻尼比均呈現(xiàn)出隨著位移的增加而增大的趨勢。由于錨筋的布置對節(jié)點強度改善有限，因此淺嵌入試件和錨筋嵌入試件的耗能機制相似，二者的等效黏滯阻尼比隨位移變化趨勢基本一致。且當位移幅值小于60 mm時，淺嵌入和錨筋嵌入的等效阻尼比曲線重合，而深嵌入試件的等效黏滯阻尼比略小于淺嵌入和錨筋嵌入試件，這主要與加載初期深嵌入試件處于彈性狀態(tài)耗散能量較少且水平抗力較大有關(guān)。隨著加載的持續(xù)進行，深嵌入試件的等效阻尼比雖然繼續(xù)增大，但增長幅度下降。三種試件(淺嵌入、錨筋嵌入以及深嵌入)最終得到的等效阻尼比分別為0.26、0.30和0.27，均大于0.25，說明這三種試件在地震作用下均具有較好的耗能能力。

(a) 能量耗散

(b) 等效黏滯阻尼

3 結(jié) 論

本文針對不同的樁頭節(jié)點連接形式(淺嵌入、錨筋嵌入和深嵌入)進行擬靜力試驗，通過分析三種不同試件的破壞特征、滯回耗能等抗震指標，研究鋼護筒與承臺連接節(jié)點形式對節(jié)點抗震性能的影響。結(jié)果表明，不同的樁頭節(jié)點連接形式對試件的破壞形態(tài)影響明顯。深嵌入連接方式，對承臺破壞最小，節(jié)點處的承載力最高，割線剛度與耗能能力也最大。錨筋嵌入與淺嵌入相比，承載能力僅提高了約20%，仍屬于弱節(jié)點。但三種節(jié)點連接方式下的位移延性系數(shù)比較相近，介于2.78～3.63，鋼護筒的嵌入對節(jié)點位移延性影響較小；且三種試件的等效阻尼比均大于0.25，表明三種節(jié)點構(gòu)造方式均具有較好的耗能性能。

在實際工程中，錨筋嵌入由于構(gòu)造簡單得到廣泛應用，但本文并沒有針對錨筋數(shù)量的變化對節(jié)點性能的影響進行研究。相關(guān)的實驗研究可以在以后展開。此外，可以借助有限元進行數(shù)值分析，與實驗結(jié)果進行驗證，從而提出計算節(jié)點承載能力的理論公式以輔助節(jié)點構(gòu)造設(shè)計。

[1] 張菊輝, 姜大威. 鋼護筒混凝土灌注樁的基礎(chǔ)抗震性能研究進展[J].水資源與工程學報, 2014, 25(5): 142-146.

ZHANG Juhui, JIANG Dawei. Progress in basic anti-seismic property of steel tube concrete drilled pile[J]. Journal of Water Resources & Water Engineering, 2014, 25(5): 142-146.

[2] 葉愛君, 張喜剛, 劉偉岸. 河床沖刷深度變化對大型樁基橋梁地震反應的影響[J]. 土木工程學報, 2007, 40(3): 58-62.

YE Aijun, ZHANG Xigang, LIU Weian. Effects of riverbed scouring depth on the seismic response of bridges on pile foundations[J]. China Civil Engineering Journal, 2007, 40(3): 58-62.

[3] 葉愛君,劉偉岸,王斌斌. 高樁承臺基礎(chǔ)與橋梁結(jié)構(gòu)的動力相互作用[J]. 同濟大學學報, 2007, 35(9):1163-1168.

YE Aijun, LIU Weian, WANG Binbin. Dynamic interaction between high-rise pile cap foundation and bridge structure[J]. Journal of Tongji University, 2007, 35(9):1163-1168.

[4] 胡世德, 葉愛君. 蘇通長江公路大橋結(jié)構(gòu)抗震性能研究報告[R]. 上海:同濟大學土木防災國家重點實驗室, 2002.

[5] 易篤韜, 邵旭東, 李立峰, 等. 軟土地基上橋臺樁基受力算法研究[J]. 中國公路學報, 2007, 20(5): 59-64.

YI Dutao, SHAO Xudong, LI Lifeng, et al. Research on algorithm for mechanics of abutment pile foundation on soft ground[J].China Journal of Highway and Transport, 2007, 20(5): 59-64.

[6] FLEMING W G K, WELTMAN A J, RANDOLPH M F, et al. Piling engineering[M]. New York: John Wiley & Sons, 1985.

[7] PENDER M J. Aseismic pile foundation design analysis[J]. Bulletin of the New Zealand National Society for Earthquake Engineering, 1978, 11(2): 49-160.

[8] TAHGHIGHI H, KONAGAI K. Numerical analysis of nonlinear soil-pile group interaction under lateral loads[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2007, 27(5): 463-474.

[9] 趙巖, 林家浩, 唐光武. 復雜結(jié)構(gòu)局部非線性地震反應精細時程分析[J]. 大連理工大學學報, 2004,44(2): 190-194.

ZHAO Yan, LIN Jiahao, TANG Guangwu. Precise integration of seismic responses of complex structures with local non-linearity[J]. Journal of Dalian University of Technology, 2004,44(2): 190-194.

[10] 唐勇. 鋼護筒對超長鉆孔灌注樁承載性能的影響[J]. 工程勘察, 2012, 40(7): 28-31.

TANG Yong. The influence of steel casing on behavior of over-long drilled pile[J]. Geotechnical Investigation & Surveying, 2012, 40(7): 28-31.

[11] 穆保崗,班笑,龔維明. 考慮鋼護筒效應的混合樁水平承載性能分析[J]. 土木建筑與環(huán)境工程, 2011, 33(3): 68-73.

MU Baogang, BAN Xiao, GONG Weiming. Lateral load and capacity analysis of variable section hybrid piles with steel casing[J]. Journal of Civil, Architectural & Environmental Engineering, 2011, 33(3): 68-73.

[12] 黃亮生, 馮向宇. 鋼護筒參與樁身受力的構(gòu)造處理和計算分析[J]. 結(jié)構(gòu)工程師, 2005, 21(4): 52-55.

HUANG Liangsheng, FENG Xiangyu. Structural treatment and analysis of combined piles for super-long-span bridges[J]. Structural Engineers, 2005, 21(4): 52-55.

[13] 方詩圣, 丁仕洪. 鋼圍堰封底混凝土與樁基鋼護筒間的黏結(jié)力研究[J]. 合肥工業(yè)大學學報(自然科學版), 2009, 32(2): 241-244.

FANG Shisheng, DING Shihong. Research on the bond stress between steel cofferdam subsealing concrete and the steel pipe of pile foundation[J]. Journal of Hefei University of Technology, 2009, 32(2): 241-244.

[14] SILVA P F, SEIBLE F. Seismic performance evaluation of cast-in-steel-shell (CISS) piles[J]. Aci Structural Journal, 2001, 98(1): 36-49.

[15] HAGIWARA K, TORIZAKI K, KAWABATA N, et al. Performance and design of concrete-steel composite pipe “NS rib pipe”[R]. Tokyo：Nippon Steel Technical Report, 1992.

[16] 建筑抗震試驗方法規(guī)程:JGJ 101-96[S].北京：中國建筑工業(yè)出版社,1997.

[17] 公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范:JTG D63—2007[S].北京：人民交通出版社, 2007.

[18] 王軍文, 張偉光, 李建中. 預應力混凝土空心墩擬靜力試驗與數(shù)值分析[J]. 橋梁建設(shè), 2015, 45(3): 63-68.

WANG Junwen, ZHANG Weiguang, LI Jianzhong. Quasi-static tests and numerical analysis of prestressed concrete hollow pier[J]. Bridge Construction, 2015, 45(3):63-68.

[19] 王軍文, 張偉光, 艾慶華. PC和RC空心墩抗震性能試驗對比[J]. 中國公路學報, 2015, 28(4): 76-85.

WANG Junwen, ZHANG Weiguang, AI Qinghua. Comparative experiment on seismic performance of PC and RC hollow piers[J]. China Journal of Highway and Transport, 2015, 28(4):76-85.

[20] 謝文, 孫利民. 采用附加耗能構(gòu)件的雙柱式高墩地震損傷控制研究[J]. 振動與沖擊, 2015, 34(20): 98-103.

XIE Wen, SUN Limin. Seismic damage control for twin-column tall piers by using supplemental energy dissipation elements[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(20): 98-103.

[21] CHOPRA A K. Dynamics of structures[M]. New Jersey: Prentice Hall, 2001.

[22] 葛繼平.節(jié)段拼裝橋墩抗震性能試驗研究與理論分析[D].上海:同濟大學, 2008.