高速鐵路橋梁大直徑PHC管樁與承臺連接力學性能試驗研究

黃春峰

中國鐵路上海局集團有限公司，上海200071

表1 部分已通車鐵路管樁應用情況

為了分析PHC管樁與承臺連接的承載力，許多學者相繼開展了相關研究。文獻［11-12］對管樁的水平承載機理和管樁布置形式進行了研究；文獻［13-14］對節(jié)點樁端在靜力作用下的受彎、受剪性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)管樁的破壞形態(tài)主要有樁身彎剪破壞和樁與承臺連接節(jié)點受彎破壞兩種；文獻［15］通過PHC管樁與承臺連接節(jié)點樁端往復荷載試驗發(fā)現(xiàn)，在加載過程中樁端部位發(fā)生嚴重的受彎破壞。

本文依托滬蘇湖鐵路，通過有限元分析和試驗研究高速鐵路大直徑管樁與承臺的抗彎連接性能。

1 工程概況

新建滬蘇湖鐵路是一條連接上海、蘇州、湖州的長三角城際軌道交通的高速鐵路，在地質適宜的部分橋段，簡支梁樁基應用了壁厚為130 mm、直徑為1 m的AB型PHC管樁。根據墩高及地質情況，樁基設計了8φ1.0 m梅花型、10φ1.0 m梅花型和12φ1.0 m行列式型三種布置方式，樁長45~55 m。

2 管樁與承臺連接方式

關于管樁與承臺連接的傳統(tǒng)設計方式，文獻［2］給出了兩種節(jié)點連接設計方法。

1）焊接連接鋼筋法（圖1）。在端板上直接焊接連接鋼筋，或在端板上焊接連接鋼板并在連接鋼板上焊接連接鋼筋。該種節(jié)點連接方法在大直徑管樁的應用中存在較多問題：①現(xiàn)場焊接工程量大，且焊接質量不容易保證；②鋼筋與端板的連接焊縫與鋼筋受力方向垂直，會產生應力集中，容易撕裂。

圖1 采用焊接連接鋼筋法的節(jié)點設計

2）填芯法（圖2）。在管樁內放置連接插筋并澆灌填芯混凝土。該方法存在的問題：①填芯混凝土的密實度及承臺與管樁之間的連接性能直接決定了承臺與管樁整體性的好壞，從而影響受力的傳遞；②受新舊混凝土及管樁內表面清潔度的影響，使用該方法時施工質量不容易得到保證。

圖2 采用填芯法的節(jié)點設計

對部分已經通車的鐵路項目PHC管樁基礎與承臺的連接方式進行調研，發(fā)現(xiàn)滬通鐵路Ⅰ期、蒙華鐵路、滬杭高鐵均采用焊接鋼筋法和填芯法的組合方法。

針對節(jié)點連接設計方法存在的問題，提出了一種改進的連接鋼筋錨固方法——端板下預埋套筒的機械連接法（圖3）。在管樁預制時將錨固套筒預埋在樁端板的固定螺栓孔下，根據受力情況決定是否預埋樁身鋼筋。在施工現(xiàn)場，管樁沉樁就位后，直接將錨固鋼筋擰入預埋套筒，并澆筑承臺混凝土，實現(xiàn)管樁與承臺的連接。

本研究中，患者術后6個月的植骨融合率較低，其原因可能在于：(1)結核患者一般營養(yǎng)情況較差，體質弱；(2)患者服藥依從性較差，沒有按照標準抗結核治療方案服藥；(3)患者過早下地活動或手術部位不穩(wěn)定；(4)少數患者開始出現(xiàn)結核藥物耐藥。擬采取以下措施予以改進：(1)囑患者及其家屬加強營養(yǎng)支持；(2)充分同患者交流，告知規(guī)范服藥的重要性及后果；(3)囑患者盡量臥床休息，減少術區(qū)的過度活動，進一步加強術區(qū)手術固定的牢固程度；(4)及時發(fā)現(xiàn)、更換敏感抗結核藥物。在今后的研究中，將圍繞以上因素進行深入分析，充分明確影響胸腰椎結核手術患者早期植骨融合的危險因素，為促進胸腰椎結核手術患者的早期康復提供建議。

圖3 預埋套筒法的節(jié)點設計

為了驗證新型連接節(jié)點的可靠性，以傳統(tǒng)焊接連接鋼筋法的節(jié)點為對照組，開展現(xiàn)場足尺靜力對比試驗，研究不同連接節(jié)點在水平荷載作用下的受力性能。

3 水平推力試驗設計

3.1 試件及地質條件

選取滬蘇湖鐵路2標段蘇湖特大橋吳興橋段281#、282#墩進行現(xiàn)場試驗。共設計了2個足尺構件，兩個構件的管樁及承臺尺寸均相同，兩根試驗用樁均采用AB型PHC管樁，樁長57 m，且采用直樁形式。每根試驗樁上均澆注一個2.5 m×2.2 m×1.5 m的承臺，在樁端澆筑填芯混凝土。試件設計參數見表2。試驗場地地質條件見表3。

表2 試件設計參數

表3 試驗場地地質條件

3.2 試驗方案

試驗采用自平衡加載體系。在兩試驗構件承臺間布置一個水平千斤頂，并通過分配梁和球鉸對試驗構件施加水平荷載，即采用“背對背互推”法進行試驗加載，見圖4。試驗場地處于軟土地區(qū)，為限制管樁在水平力加載時發(fā)生過大的水平位移，影響試驗加載，在試驗管樁外側加設半圓鋼墊板，兩塊墊板之間纏繞6圈φ20 mm的鋼絲繩。試驗加載采用單向多循環(huán)加載法，即每一級荷載施加后測讀數據，然后卸載至零，再測讀殘余值，完成一個加載循環(huán)。當管樁與承臺連接處出現(xiàn)破壞或者其他異常現(xiàn)象發(fā)生時停止加載。

圖4 試驗加載（單位：mm）

3.3 測試內容

為研究節(jié)點的靜力力學性能，測試內容主要包括：加載值、管樁及承臺水平位移、承臺混凝土應變和連接鋼筋應變。在千斤頂加載的端部設置壓力計，通過壓力傳感器確定施加在管樁試件加載高度上的荷載。在兩管樁試件之間固定布設一個2D激光測距儀（圖5），在承臺頂部和底部各布設一個位移傳感器，分別測量水平推力作用下管樁及承臺的側向位移。

圖5 位移計及激光測距儀布置（單位：mm）

在伸入承臺的管樁周圍混凝土內部預埋振弦式應變計，測量連接節(jié)點處承臺混凝土應變，見圖6（a）；在節(jié)點連接鋼筋上布設鋼筋應變片，測量分析連接節(jié)點處連接鋼筋受力性能，見圖6（b）。

圖6 應變計和應變片布置（單位：mm）

4 試驗結果分析

4.1 荷載-位移曲線

水平荷載作用下A1試件荷載-位移曲線見圖7。由圖7（a）可知，曲線呈典型的三斜率直線形式，荷載小于彈性狀態(tài)臨界荷載Hcr=230 kN，結構處于彈性狀態(tài)，結構剛度較大；荷載為230~740 kN時，結構整體剛度明顯降低，表明部分混凝土進入塑性狀態(tài)，且該部分的鋼筋開始逐漸受力；荷載大于極限狀態(tài)臨界荷載Hu=740 kN時，整體剛度再次降低，表明結構出現(xiàn)塑性鉸而進入極限狀態(tài)。由圖7（b）可知，曲線斜率呈先減小后增大的趨勢。在740 kN水平荷載作用下，承臺底部與管樁端部側位移幾乎相等（約31 mm）；在900 kN水平荷載作用下，承臺底部側位移約45 mm，而管樁端部側位移約35 mm。這表明荷載為740~900 kN時，由于管樁與承臺連接節(jié)點出現(xiàn)剪切破壞，管樁端部及承臺底部的兩位移曲線開始分離，承臺底部與管樁端部側的位移差越來越大，管樁與承臺連接的節(jié)點部位出現(xiàn)了較大的局部變形。

圖7 A1試件荷載-位移曲線

水平荷載作用下A2試件荷載-位移曲線見圖8。由圖8（a）可知，A2試件臨界荷載、極限荷載與A1試件接近。由圖8（b）可知，曲線斜率呈逐漸減小的趨勢。在800、900 kN水平荷載作用下，承臺底部與管樁端部側位移幾乎相等，分別約42、54 mm。這表明荷載為800~900 kN時，管樁與承臺連接節(jié)點并未出現(xiàn)明顯的剪切破壞，兩位移曲線未分離，承臺底部與管樁端部側的位移差接近零，管樁與承臺連接的節(jié)點部位幾乎沒有出現(xiàn)變形。

圖8 A2試件荷載-位移曲線

4.2 節(jié)點混凝土狀態(tài)

承臺內部管樁周圍的混凝土名義應力-荷載曲線見圖9。由圖9（a）可知，當水平荷載達到700 kN時，A1試件的節(jié)點部位受拉側混凝土（C1-4、C1-5、C1-6）名義拉應力達到2.0 MPa，節(jié)點混凝土受拉區(qū)大范圍開裂進入塑性狀態(tài)，此后混凝土塑性應變快速發(fā)展。由圖9（b）可知，當水平荷載達到430 kN時，A2試件的節(jié)點部位受拉側混凝土（C2-5）名義拉應力達到2.0 MPa，但受拉側其余部位混凝土（C2-4、C2-6）最大名義拉應力不超過1.3 MPa，這表明節(jié)點區(qū)域的受拉塑性發(fā)展只是局部的，并未大范圍開裂進入塑性狀態(tài)。

圖9 試件節(jié)點混凝土名義應力-荷載曲線

對比兩個試件的節(jié)點受拉側混凝土名義應力可知：①雖然直接焊接法的節(jié)點混凝土進入塑性狀態(tài)的荷載水平大，但一旦進入塑性狀態(tài)混凝土名義應力增長較快，承臺與管樁交界截面迅速開裂；預埋套筒法的節(jié)點混凝土名義應力始終穩(wěn)定增加，節(jié)點延性較大。②兩個試件的節(jié)點部位受壓側混凝土最大名義壓應力均未超過3.0 MPa，壓區(qū)混凝土始終處于彈性狀態(tài)。

4.3 節(jié)點連接鋼筋狀態(tài)

管樁試件節(jié)點受拉側連接鋼筋的應力-荷載曲線及極限狀態(tài)下節(jié)點受拉側連接鋼筋的應力變化曲線分別見圖10和圖11。

圖10 試件節(jié)點受拉側連接鋼筋應力-荷載曲線

圖11 極限狀態(tài)下試件受拉側連接鋼筋應力變化

由圖10（a）和圖11（a）可知，A1管樁試件的節(jié)點受拉側連接鋼筋焊接部位（S1-4）始終處于受壓狀態(tài)，連接鋼筋（S1-5、S1-6）處出現(xiàn)拉應力，且在140 mm處連接鋼筋拉應力達到70 MPa。這表明，直接焊接錨固的連接鋼筋在其長度上受力不連續(xù)，連接鋼筋在長度為0~100 mm段存在拉壓應力轉換區(qū)，受拉側連接鋼筋無法充分發(fā)揮其強度，連接鋼筋的主要受力區(qū)域為100~250 mm，且連接鋼筋長度不得短于30 cm（不含錨固長度）。由圖10（b）和圖11（b）可知，A2管樁試件節(jié)點受拉側連接鋼筋在長度范圍內（S2-4、S2-5、S2-6）均處于受拉狀態(tài)，且在管樁與承臺交界部位（S2-4）處拉應力最大，可達53 MPa。這表明，預埋套筒錨固的連接鋼筋在其長度范圍內受力連續(xù)，有利于充分發(fā)揮受拉鋼筋的強度，且連接鋼筋長度不得短于20 cm（不含錨固長度）。

試件節(jié)點受壓側連接鋼筋應力-荷載曲線見圖12。可知，除部分測點外，受壓側連接鋼筋基本處于受壓狀態(tài)，且隨著水平荷載的增加，鋼筋應力水平呈穩(wěn)定上升趨勢。

圖12 試件節(jié)點受壓側連接鋼筋應力-荷載曲線

對比圖10和圖12可知：①在結構極限狀態(tài)下，A1試件節(jié)點受壓側連接鋼筋S1-2處壓應力約22 MPa，受拉側連接鋼筋S1-5處拉應力約70 MPa。這表明節(jié)點處截面的中性軸向受壓側出現(xiàn)了偏移，節(jié)點受拉區(qū)塑性發(fā)展迅速。②A2試件節(jié)點受壓側連接鋼筋S2-1處壓應力約42 MPa，受拉側鋼筋S2-4處拉應力約52 MPa，節(jié)點截面中性軸依舊處于截面形心附近，節(jié)點受拉區(qū)塑性發(fā)展不明顯。

4.4 節(jié)點力學性能對比

對試驗數據進行分析，對比兩個管樁試件的節(jié)點受力性能，結果見表4。可知，預埋套筒連接試件A2的臨界荷載250 kN大于焊接鋼筋試件A1臨界荷載230 kN，進入塑性狀態(tài)后結構延性更好。

表4 節(jié)點力學性能對比

5 結論

1）在水平靜力荷載作用下，與采用傳統(tǒng)焊接鋼筋法的節(jié)點設計相比，采用預埋套筒法的節(jié)點具有更高的水平荷載承載能力。該形式節(jié)點設計更符合強節(jié)點的結構設計原理。

2）采用傳統(tǒng)焊接法的節(jié)點混凝土塑性開展迅速，結構應力增長快，結構延性差，而采用預埋套筒法的節(jié)點僅局部混凝土進入塑性狀態(tài)，結構應力增長穩(wěn)定，結構延性好。

3）傳統(tǒng)焊接法的連接鋼筋受力不連續(xù)，受拉側連接鋼筋在長度內存在壓應力與拉應力的受力轉換點，連接鋼筋強度無法得到充分發(fā)揮；預埋套筒法的連接鋼筋受力連續(xù)，受拉側鋼筋在其長度范圍內均處于受拉狀態(tài)，連接鋼筋強度能夠得到充分發(fā)揮。

本文僅討論了管樁-承臺節(jié)點在水平荷載作用下的受力性能，水平往復荷載作用下節(jié)點的抗震性能仍需進一步研究。