豎向力與扭矩共同作用下單樁承載特性試驗

江 杰, 王順葦, 歐孝奪, 龍逸航, 張 探

(1.廣西大學土木建筑工程學院, 南寧 530004； 2.廣西大學, 工程防災與結構安全教育部重點試驗室, 南寧 530004;3.廣西大學，廣西防災減災與工程安全重點試驗室, 南寧 530004)

隨著國家基礎設施建設的推進,海陸風力發電機組、大型廣告牌等構筑物不斷出現在人們的視野中,其樁基礎在承受豎向力(V)的同時,還會承受因風荷載的作用產生的水平力(H)、彎矩(M)和扭矩(T),受力情況較為復雜。在工程設計中通常只考慮單一荷載的作用,而實際上,不同的荷載分量之間存在著復雜的耦合作用[1-3],若忽略不同荷載分量相互作用導致單樁承載力的降低,可能會造成工程事故[4]。因此,對不同荷載組合下單樁的承載特性進行研究有重要意義。

學者們通過試驗或數值模擬對不同荷載組合下單樁承載特性進行了大量研究。郭沛翰等[1]通過模型試驗發現V-H-T3個荷載分量之間存在著復雜的耦合作用,不能簡單地用疊加原理對組合荷載作用下單樁的承載力進行評估；李尚飛等[2]通過試驗明確了H-T-M組合荷載作用下,單樁達到極限承載力時3個荷載分量的關系；趙春風等[5]、鄭剛等[6]分別通過模型試驗和有限元模擬對不同加載路徑下V-H組合受荷樁的承載特性進行了分析。Hu等[7]、Kong等[8-9]分別通過離心機試驗證明了H和T兩個荷載分量之間存在著復雜的組合效應；鄒新軍等[10]通過在砂土中進行單樁的H-T模型試驗,揭示了不同的加載路徑及荷載大小對樁身承載特性的影響規律。

目前，中外學者對V-T組合受荷樁的研究仍然不夠深入。Georgiadis等[11-12]進行了試驗和理論研究,證明了V、T荷載共同作用時單樁的承載能力降低；鄒新軍等[13]假設樁周土為Gibson地基,以塑性開展區為變量求得V→T加載路徑下單樁內力和位移的彈塑性解,并得到了單樁承載力及位移包絡線,但其并未對T→V加載路徑進行研究；Fan等[14]利用ABAQUS軟件獲得了長徑比較小的管樁在V、H、T荷載兩兩組合作用時極限承載力的歸一化包絡線；Basack等[15]提出了單樁在V-T聯合荷載作用下的邊界元解。但以上研究均未對不同加載路徑下單樁的承載特性和樁身內力變化進行分析,因此對V-T聯合受荷樁的研究仍然有待深入。

為此,設計一系列試驗,通過自主研制的組合荷載加載裝置,在黏土地基中對不同加載路徑下的V-T組合受荷樁內力、變形規律和承載特性進行研究,最后并對試驗數據進行擬合,得出了不同加載路徑下的單樁承載力包絡線,可供工程應用參考。

1 模型試驗

1.1 加載與測試裝置

為保證豎向力和扭矩能夠獨立分級加載,采用了自主設計的聯合加載裝置,如圖1所示,裝置由豎向反力架、扭矩加載裝置和模型箱三部分組成。在樁頂設置長為0.1 m的力臂,并安裝管箍防止模型樁在扭矩作用下劈裂,通過扭矩加載裝置作用于力臂施加扭矩；豎向力通過作用于豎向反力架上的千斤頂施加。在樁頂安裝鉸鏈防止豎向力與對樁頂扭轉變形的影響。豎向力和豎向位移分別通過LH-PT600高速顯示儀和百分表讀取；為保證測量精度,在樁頂安裝兩個量角器,取讀數的平均值,以保證樁頂扭轉角的測量精度。

圖1 組合加載裝置Fig.1 Combined loading device

1.2 模型樁及樁周土

根據林海等[16]的研究,模型樁和原型樁各物理量之間應滿足表1所示的相似關系。在模型試驗中,原型樁為鋼管樁,樁長為28 m,樁徑為1.10 m,壁厚0.06 m,彈性模量為210 GPa,取模型樁與原型樁入土深度比(λl)為0.025,通過計算可求得模型樁的入土深度為0.7 m；模型樁為鋁合金管樁,彈性模量為69.7 GPa,因此模型樁與原型樁彈性模量比λE=0.33。通過式(1)確定模型樁的樁徑及壁厚。

表1 相似關系Table 1 Similarity relation

(1)

式(1)中:E為原型樁的彈性模量；I為原型樁的截面慣性矩；l為原型樁的長度；Em為模型樁的彈性模量；Im為模型樁的截面慣性矩；lm為模型樁的長度。

計算可得模型樁的樁徑為0.025 m,壁厚0.002 m,沿樁身設置7個截面,每個截面分別設置一組BF350-3AA型和BHF350-3HA型應變片,分別測量樁身軸向壓應變和環向剪切應變,應變片布置如圖2所示。在樁外用502膠粘上一層粒徑為0.5 mm的細沙來模擬實際工程中樁土界面的粗糙程度[17]。

圖2 應變片布置示意圖Fig.2 Paste the strain gauge on the pile shaft

采用黏土來模擬樁周土,土體參數如表2所示。土料經過烘干、粉碎,制成含水量為26%的土樣。模型箱內標有刻度線,將土樣分層進行填筑并壓實,直到0.1 m填土質量達到計算重量方開始填筑下一層土,填土總高度為0.8 m。當填土厚度達到0.2 m時,將模型樁安裝在地基中,此時模型樁的入土深度為0.1 m,在填土過程中對模型樁垂直度實時量測,并及時糾偏以保證其豎直。

表2 黏土基本物理力學性質Table 2 Physical and mechanical properties of clay

1.3 試驗加載方案

將試驗分為3組,如表3所示,第1組分別測出極限扭矩(Tu)和豎向極限荷載(Vu)。第2組分別在樁頂施加大小為Tu/3、Tu/2、2Tu/3的扭矩,然后逐級施加豎向力直至破壞；第3組分別在樁頂施加大小為Vu/3、Vu/2、2Vu/3的豎向力,然后逐級施加扭矩直至破壞。

表3 試驗加載方案Table 3 Test loading scheme

2 試驗結果

2.1 T→V加載路徑下單樁豎向承載特性

在樁頂施加大小分別為0、Tu/3、Tu/2、2Tu/3的扭矩,隨后逐級施加豎向力,即編號為P12、P21、P22、P23的試驗,豎向力(V)和樁頂沉降(s)對比曲線(V-s曲線)如圖3所示,4條V-s曲線的趨勢基本一致,豎向極限承載力分別為2 191、2 012、1 787、1 525N。隨著樁頂扭矩(T)的增加,單樁的豎向承載力逐漸減小,且減小幅度逐漸增大,分別為8.69%、18.44%、30.40%；另外當豎向力相同時,隨著樁頂扭矩的增加,樁頂沉降也在增加,即隨著樁頂扭矩的增加,豎向加載剛度在減小。這是因為樁在扭矩或者豎向力作用下的破壞,均表現為對樁-土界面的剪切破壞,樁頂扭矩的存在使樁-土界面產生了環向摩阻力,從而使豎向摩阻力的極限值減小,土體對樁身的豎向抗力降低,產生了上述結果。當豎向力小于1 000 N時,4條曲線的樁頂沉降相差不大,說明此時樁-土界面尚處于彈性階段,扭矩對其影響較小。

圖3 T→V加載路徑下單樁V-s曲線Fig.3 V-s curve of single pile under T→V loading path

圖4為T→V加載路徑下的樁身軸力分布情況,四組數據表明,樁身軸力隨著深度的增加而減小,且減小的速度越來越快,這是由于淺基礎的樁-土界面極限摩阻力較小,而此處樁身扭轉角和豎向位移較大,更加容易達到極限摩阻力,在豎向力作用下,樁-土界面從樁頂向下逐漸產生滑移,無法繼續承受軸向荷載的作用,從而使樁身軸力的降低量減小?？偟膩碚f樁頂扭矩對樁身軸力的分布影響并不明顯。

圖4 T→V加載路徑下樁身軸力分布Fig.4 Axial force distribution of pile body under T→V loading path

2.2 V→T加載路徑下單樁豎向承載特性

如圖5所示，分別預先施加0、Vu/3、Vu/2、2Vu/3的豎向力,逐級對樁頂施加扭矩,對應的樁頂扭矩(T)和樁頂扭轉角(θ)對比曲線(T-θ曲線),即表3中對應編號為P12、P31、P32、P33的4組試驗,其極限扭矩分別為27.54、25.06、 22.66 N·m。由圖5可知，隨著豎向力(V)的增加,單樁的極限扭矩逐漸減小,減幅分別為9%、17.72%和26.58%,逐漸增大；當樁頂扭矩相同時,樁頂扭轉角隨著豎向力的增加而增加,即隨著的扭矩的增加豎向力的影響逐漸顯現,樁-土體系扭轉加載剛度逐漸減?。划敇俄斉ぞ剌^小時樁頂扭轉角相差較小,即樁頂扭矩較小時,豎向力的影響可以忽略。究其原因,Georgiadis等[11]和鄒新軍等[13]認為,豎向摩阻力和環向摩阻力合力的極限值是保持不變的,豎向力使樁-土界面產生了豎向摩阻力,豎向摩阻力的存在必然會引起環向極限摩阻力的降低,從而使單樁承受扭矩的能力降低；此外當樁頂扭矩較小時,樁-土界面尚處于彈性階段,能夠繼續承受扭矩作用,此時幾條曲線的樁頂扭轉角相差較小。

圖5 V→T加載路徑下T-θ曲線Fig.5 T-θ curve of single pile under V→T loading path

圖6為對樁頂預先施加豎向力,扭矩沿樁身埋深變化曲線。由圖6可知,樁身扭矩隨著埋深的增加而降低,究其原因,一方面是樁身變形主要發生在淺基礎,樁-土界面更容易發生滑移,導致土體抗力減??；另一方面是由于深度較大時,樁-土界面的正應力增加,極限摩阻力增大,土體的抗力作用增強。故當樁深較淺時,樁身扭矩減小的速度較慢。通過對比發現,4組數據的樁身扭矩變化相差并不明顯。除此之外樁身扭矩的變化規律并不明顯。

圖6 V→T加載路徑下樁身扭矩分布Fig.6 Torque distribution of the pile shaft under the V→T loading path

2.3 樁身既有內力變化對比

T→V加載路徑下樁身扭矩隨豎向力變化情況和V→T加載路徑下樁身軸力隨樁頂扭矩變化情況,分別如圖7、圖8所示,由圖7、圖8可知,在T→V加載路徑下的樁身扭矩和V→T加載路徑下的樁身軸力均在樁身中上部較大,具體原因上文已有說明,不再贅述。在達到極限荷載前,T→V加載路徑下的樁身扭矩幾乎不隨豎向力的增加而變化,只有當豎向力達到極限值時樁-土界面發生了滑移,樁身扭矩減小的幅度才會稍微增大,V→T加載路徑下的樁身軸力變化情況也出現了相似的結果。因此在樁基設計中,T→V加載路徑下可以忽略V對T的影響,同樣的，V→T加載路徑下可以忽略T對V的影響,進行合理配筋。

圖7 T→V加載路徑下樁身扭矩隨豎向力變化Fig.7 Variation of pile shaft torque with vertical load under T→V loading path

圖8 V→T加載路徑下樁身軸力隨樁頂扭矩變化Fig.8 Variation of pile shaft axial force with torque under T→V loading path

3 不同加載路徑單樁承載特性對比

將V→T和T→V兩種不同加載路徑下的試驗結果進行歸一化處理,得到不同加載路徑下的單樁承載力包絡線(圖9)。由圖9可知，V→T加載路徑下的單樁承載力包絡線處于T→V加載路徑下的承載力包絡線的外側,即前者能夠承受更大的荷載,因此在工程中應當盡量避免單樁預先受到扭矩作用,防止因形成T→V加載模式而造成單樁的極限承載力的降低；兩條承載力包絡線的趨勢基本一致,且呈現出相似的特點,以V→T加載為例,當V小于1/3Vu時,隨著豎向力的增加,極限扭矩減小量并不明顯,但當V大于1/3Vu時極限扭矩減小的速度加快,所以當先施加的荷載(T或V)小于其極限值的1/3時,V-T組合效應并不明顯,大于其極限值的1/3時,V-T組合效應會較為明顯。

圖9 不同加載路徑下單樁承載力包絡線Fig.9 Envelope of single pile bearing capacity under different loading paths

為方便應用于工程實際,對試驗結果進行擬合,得到V-T組合荷載作用下單樁承載力包絡線的近似表達式如式(2)所示,在設計中可以先計算得出單一荷載作用下的單樁承載力極限值Tu和Vu,然后將實際作用于樁身的豎向力和扭矩代入式(2),若計算結果小于等于1則說明單樁承載力滿足設計要求,反之處于不安全狀態,需要調整設計。

(2)

4 結論

通過一系列不同V-T組合(大小和加載路徑)的單樁模型試驗,探討了V-T組合受荷樁的承載特性及樁身內力分布規律,得到如下結論。

(1)在V-T聯合荷載的作用下,單樁的承載力較單一受荷樁降低,且先施加的力(V或T)大于其極限值的1/3時,V-T組合效應更加明顯。

(2)V→T加載路徑下的樁身扭矩和T→V加載路徑下的樁身軸力,均隨著樁深的增加而減小,且減小的速度加快,在樁端處均接近于0,在設計中可根據此特點對樁基礎合理配筋。

(3)V→T加載路徑下樁身軸力的分布幾乎不受T的影響,T→V加載路徑下樁身扭矩的幾乎不受V的影響,因此在進行樁基設計時,V→T加載路徑下可忽略T的影響,T→V加載路徑下可忽略V的影響。

(4)V→T加載路徑下的單樁承載力包絡線處于T→V加載路徑下的承載力包絡線的外側,即前者的承載力更大,因此應盡量避免單樁預先受到扭矩作用,防止因形成T→V加載模式而造成單樁的極限承載力的降低。

(5)為方便應用,對試驗結果進行擬合,得到了V-T組合荷載的作用下,單樁承載力包絡線簡化計算公式。