黃福云，單玉麟，嚴(yán)愛(ài)國(guó)，桂 奎，陳寶春

(1. 福州大學(xué) 土木工程學(xué)院,福建 福州 350108； 2. 中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司,湖北 武漢 430063)

0 引 言

整體式橋臺(tái)無(wú)縫橋(簡(jiǎn)稱整體橋)是指上部結(jié)構(gòu)的主梁、橋面板或橋頭搭板和下部結(jié)構(gòu)的橋臺(tái)、臺(tái)底樁基礎(chǔ)連成整體共同吸收在溫度或地震作用下主梁的伸縮變形[1-4]。整體橋由于較好的整體性、耐久性、抗震性和行車舒適性等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于歐美等國(guó)[5-9]，是一種可持續(xù)發(fā)展和全壽命周期的新型橋梁。最新頒布的《公路工程混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG/T 3310—2019)[10]建議150 m以內(nèi)的橋梁可優(yōu)先采用整體橋。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)整體橋樁基力學(xué)性能的研究主要集中在平衡土壓力狀態(tài)下。其中，Burdette等[11]、Ng等[12]、Huang等[13]和Guo等[14-18]分別開展了平衡土壓力狀態(tài)下預(yù)應(yīng)力混凝土樁、PHC管樁、UHPC管樁和H型鋼樁-土相互作用的研究，結(jié)果表明：平衡土壓力狀態(tài)下，樁身水平變形、樁側(cè)土抗力和樁身彎矩基本上是對(duì)稱的。研究也表明：預(yù)應(yīng)力混凝土樁、PHC管樁、UHPC管樁和H型鋼樁可以較好地適應(yīng)整體橋上部結(jié)構(gòu)的水平變形。H型鋼樁因柔性好、變形能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)在整體橋中的應(yīng)用更廣泛[19-23]。

然而，由于臺(tái)后填土的存在，整體式橋臺(tái)臺(tái)底樁基礎(chǔ)一般處于不平衡的土壓力狀態(tài)。黃福云等[24-27]首次開展了不平衡土壓力下，整體式橋臺(tái)-H型鋼樁-土相互作用擬靜力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：不平衡土壓力下整體橋H型鋼樁會(huì)產(chǎn)生正向累積變形現(xiàn)象，且樁身彎矩與傳統(tǒng)理論計(jì)算方法存在較大的差異。王先前等[28]、劉釗[29]采用有限元分析了整體橋臺(tái)后填土的影響，分析表明，在土體自重、車輛重載和振動(dòng)荷載作用下會(huì)增加臺(tái)后填土剛度，同時(shí)會(huì)減小樁頂水平位移。林友煒[30]采用有限元分析了整體橋臺(tái)后不同填土類型的影響，研究表明，不同的填土類型對(duì)臺(tái)后土壓力的分布規(guī)律等會(huì)有較大的影響。由上述研究可知，臺(tái)后不平衡土壓力對(duì)整體橋樁基力學(xué)性能的影響較大。

由于車輛重載、臺(tái)后填土壓實(shí)度以及臺(tái)后不同填料(砂或碎石)等作用下，將進(jìn)一步造成臺(tái)后不平衡土壓力的變化(圖1)。上述研究?jī)H開展了較小不平衡土壓力狀態(tài)下整體橋樁基的力學(xué)性能研究。對(duì)于更大臺(tái)后不平衡土壓力對(duì)樁基力學(xué)性能影響的研究還較少，目前未有相關(guān)報(bào)道。

為此，本文在已開展的整體式橋臺(tái)-H型鋼樁-土相互作用擬靜力試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上[25-26]，進(jìn)一步開展更大不平衡土壓力下(臺(tái)后土表面均布荷載增大了3.81 kPa)整體式橋臺(tái)-H型鋼樁-土相互作用擬靜力試驗(yàn)研究，分析對(duì)比更大不平衡土壓力對(duì)樁身水平變形、樁側(cè)土壓力、應(yīng)變和彎矩分布規(guī)律等方面的影響，為整體橋樁基設(shè)計(jì)和相關(guān)規(guī)范的制定提供借鑒和參考。

1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)并制作了2個(gè)橋臺(tái)-H型鋼樁試件，編號(hào)分別為AHP和LAHP。其中，AHP試件為研究臺(tái)后填土作用下整體式橋臺(tái)-H型鋼樁，這已在文獻(xiàn)[25]中予以了介紹；本文著重介紹更大不平衡土壓力下，整體式橋臺(tái)-H型鋼樁(LAHP)，并與AHP進(jìn)行比較。2個(gè)試件照片如圖2所示。

試件采用縮尺比為0.31，與文獻(xiàn)[25]一致，其中，橋臺(tái)縱向?qū)挾葹?60 mm，橫向?qū)挾葹?60 mm，高度為1 000 mm；H型鋼樁長(zhǎng)度L為3 210 mm，寬度B為155 mm，厚度W為217mm，翼緣板厚度t1和腹板厚度t2分別為6，10 mm。對(duì)于橋臺(tái)-H型鋼樁的連接，H型鋼樁深入橋臺(tái)0.31 m(2B)，以滿足橋臺(tái)與H型鋼樁固接要求[31]。

橋臺(tái)豎向縱筋分別采用φ12與φ8的HRB335帶肋鋼筋，箍筋采用φ6的HRB335光圓鋼筋。鋼筋屈服強(qiáng)度為337 MPa，極限強(qiáng)度為454 MPa；H型鋼樁均采用Q235鋼材，抗壓強(qiáng)度為fcu=215 MPa，屈服強(qiáng)度為fy=238 MPa，彈性模量為E=1.86×108Pa。

1.2 土 箱

土箱采用長(zhǎng)3 m、寬2 m、高4 m、壁厚10 mm的剛性矩形鋼箱。該土箱可使樁基滿足5倍樁徑距離的要求[32-34]，橋臺(tái)滿足2倍橋臺(tái)高度的要求[35]，可忽略土箱邊界效應(yīng)的影響。

試驗(yàn)用砂采用閩江砂土。從土箱壓實(shí)的砂土中環(huán)刀取多個(gè)試樣，在室內(nèi)實(shí)驗(yàn)室測(cè)量砂土的參數(shù)。經(jīng)試驗(yàn)測(cè)得該砂屬于稍密砂，密度為1.50 g·cm-3,相對(duì)密度為53%，內(nèi)摩擦角為35°，含水率為1.3%，孔隙比為0.8，黏聚力為0 kPa，平均標(biāo)準(zhǔn)貫入度為11。

1.3 不平衡土壓力

圖3(a)為文獻(xiàn)[25]開展的臺(tái)后填土作用下整體式橋臺(tái)-H型鋼樁-土相互作用試驗(yàn)(AHP試件)。為了進(jìn)一步研究更大不平衡土壓力對(duì)整體式橋臺(tái)下H型鋼樁力學(xué)性能的影響，在圖3(a)的基礎(chǔ)上，LAHP模型通過(guò)采用質(zhì)量塊的形式施加均布荷載來(lái)模擬車輛重載、填土壓實(shí)度或不同填料(砂或碎石)等引起的不平衡土壓力。質(zhì)量塊重約2.5 t(15 kN)，均勻施加在臺(tái)后填土上，如圖3(b)所示。

1.4 測(cè)點(diǎn)的布置

LAHP模型布置有應(yīng)變片、土壓力計(jì)和位移計(jì)。對(duì)于應(yīng)變片的布置，在LAHP模型H型鋼樁兩翼緣對(duì)稱布置13對(duì)應(yīng)變片，共計(jì)26個(gè)，從土表面開始以200 mm為間距進(jìn)行布置，編號(hào)為S1～S26，如圖4(a)所示。對(duì)于土壓力計(jì)的布置，在LAHP模型H型鋼樁腹板對(duì)稱布置10對(duì)土壓力計(jì)，共計(jì)20個(gè)，從土表面開始分別以200 mm和400 mm為間距進(jìn)行布置，編號(hào)為T1～T20，如圖4(b)所示。對(duì)于位移計(jì)的布置，在LAHP模型橋臺(tái)臺(tái)頂和臺(tái)頂下700 mm布置2個(gè)位移計(jì)，編號(hào)為D1，D2；在H型鋼樁布置11個(gè)位移計(jì)，從樁頂開始間距分別為200 mm和600 mm，編號(hào)為D3～D13，如圖4(c)所示。

1.5 試件加載

擬靜力試驗(yàn)采用福州大學(xué)MTS電液伺服加載系統(tǒng)施加低周往復(fù)水平位移荷載。與文獻(xiàn)[25]一致，LAHP模型作動(dòng)器作用點(diǎn)距臺(tái)頂0.35 m，如圖5(a)所示。

試驗(yàn)過(guò)程中采用位移控制分級(jí)加載。每級(jí)以2 mm的位移為增量逐級(jí)加載，加載至16 mm終止，加載頻率為1 Hz， 每級(jí)荷載循環(huán)3次，且每級(jí)加載持荷30 s，如圖5(b)所示。如無(wú)特殊說(shuō)明，均取每級(jí)荷載第2次循環(huán)的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析。本文定義往臺(tái)后土方向施加位移荷載為正方向，往河跨方向施加為負(fù)方向。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 樁身水平變形分析與比較

2.1.1 樁身水平變形分析

圖6為L(zhǎng)AHP模型沿深度方向的樁身水平變形分布規(guī)律。從圖6(a)可以看出：正向加載時(shí)，LAHP模型在埋深0.0～0.8 m(0.0～5.2B)范圍內(nèi)，樁身水平變形方向與加載方向一致，位于樁后側(cè)，以埋深0.6 m(3.9B)處最大，最大值為+14.37 mm；超過(guò)埋深0.8 m后樁身變形與加載方向相反，位于樁前側(cè)，以埋深1.2 m(7.7B)最大，最大值為-2.41 mm。

從圖6(b)可知，除樁頂0.0～0.4 m(0.0～2.6B)范圍內(nèi)不一樣外，負(fù)向加載時(shí)的樁身水平變形與正向加載時(shí)的基本一致。

2.1.2 樁身水平變形比較

圖7為位移荷載為±16 mm時(shí)AHP和LAHP模型樁身水平變形的比較。從圖7可知，正、負(fù)向加載時(shí)，AHP和LAHP模型樁身水平變形分布規(guī)律基本相似。更細(xì)地比較可知，LAHP模型樁身累積變形的位置更深，分析其原因是因?yàn)檎蚣虞d時(shí)，在更大不平衡土壓力作用下，臺(tái)后土體自臺(tái)底向前到樁前側(cè)流動(dòng)的土體更多，并填充樁前側(cè)樁-土脫空區(qū)域，使得樁前土體更加密實(shí)，進(jìn)而造成累積變形的位置更深。另外，正向加載時(shí)，LAHP模型的樁身累積變形比AHP模型小，負(fù)向加載則相反。

2.2 樁側(cè)土抗力分析與比較

2.2.1 樁側(cè)土抗力分析

圖8為L(zhǎng)AHP模型沿深度方向的樁側(cè)土抗力分布規(guī)律。從圖8(a)可知：正向加載時(shí)，在埋深0.0～0.4 m(0.0～2.6B)范圍內(nèi)，LAHP模型樁側(cè)土抗力沿埋深方向增至最大；在埋深0.4～1.6 m(2.6B～10.3B)范圍內(nèi)，逐漸減?。辉诼裆?.6～2.9 m(10.3B～18.7B)范圍內(nèi)，反向逐漸增大。從圖8(b)可知：負(fù)向加載時(shí)，在埋深0.0～1.0 m(0.0～6.5B)范圍內(nèi)，LAHP模型樁側(cè)土抗力沿埋深方向逐漸增大；在埋深超過(guò)1.0 m(6.5B)處，樁前土抗力逐漸減小。

比較圖8(a),(b)可知，由于臺(tái)后不平衡土壓力的影響，LAHP模型正向加載時(shí)的樁側(cè)土抗力顯著大于負(fù)向加載時(shí)的。當(dāng)位移加載為±16 mm時(shí)，正向最大樁側(cè)土抗力為45.09 kPa，對(duì)應(yīng)埋深為0.4 m(2.6B)；負(fù)向樁側(cè)土抗力為20.09 kPa，對(duì)應(yīng)埋深為1.0 m(6.5B)；前者是后者2.2倍，且前者最大土抗力埋深稍淺。

2.2.2 樁側(cè)土抗力比較

圖9為正向位移加載為+16 mm時(shí)，AHP和LAHP模型樁側(cè)土抗力的比較。從圖9可知，正向加載時(shí)，AHP和LAHP模型樁側(cè)土抗力分布規(guī)律 基本相似。不過(guò)，由于更大不平衡土壓力的影響，LAHP模型樁后側(cè)最大土抗力更大，同時(shí)最大土抗力對(duì)應(yīng)的埋深也更深。如LAHP和AHP模型樁側(cè)最大土抗力分別為45.1 kPa和35.6 kPa，對(duì)應(yīng)埋深分別為0.4 m(2.6B)和0.2 m(1.3B)；前者最大樁側(cè)土抗力是后者的1.3倍。由于負(fù)向加載時(shí)AHP和LAHP模型樁側(cè)土抗力大小和分布規(guī)律基本相似，限于篇幅，本節(jié)未給出負(fù)向加載時(shí)的比較。

2.3 樁身應(yīng)變和彎矩分析與比較

2.3.1 樁身應(yīng)變和彎矩分析

圖10為L(zhǎng)AHP模型沿深度方向的樁身拉、壓應(yīng)變和彎矩分布規(guī)律。從圖10(a)可知，正向加載時(shí)，LAHP模型樁身拉、壓應(yīng)變和彎矩基本上沿埋深方向逐漸減小。樁身拉、壓應(yīng)變不對(duì)稱。如樁身最大拉、 壓應(yīng)變埋深分別為0.0 m和0.2 m(1.3B)處；樁身最大拉、壓應(yīng)變分別為1 206.51×10-6和-763.93×10-6，接近彈性極限應(yīng)變。從圖10(b)可知，負(fù)向加載時(shí)，LAHP模型樁身拉、壓應(yīng)變和彎矩沿埋深方向先增大后減小。樁身最大拉、壓應(yīng)變分別為583.31×10-6kPa和-362.31×10-6kPa，均處于彈性范圍內(nèi)。另外，樁身最大拉應(yīng)變埋深為1.0 m(6.5B)，壓應(yīng)變埋深為0.8 m(5.2B)，前者略淺于后者。

比較圖10(a),(b)可知，正、負(fù)向加載時(shí)，LAHP模型樁身應(yīng)變和彎矩分布規(guī)律均存在顯著的差異。分析其原因是由于臺(tái)后不平衡土壓力的影響，使得LAHP模型正向加載時(shí)橋臺(tái)產(chǎn)生的樁頂彎矩要遠(yuǎn)大于負(fù)向加載時(shí)橋臺(tái)產(chǎn)生的樁頂彎矩，進(jìn)而使得該區(qū)域的樁身應(yīng)變急劇增加，導(dǎo)致不一樣的分布規(guī)律。同時(shí)，正向加載時(shí)的樁身應(yīng)變和彎矩顯著大于負(fù)向加載時(shí)的。如正向加載時(shí)樁身最大彎矩為13.92 kN·m和對(duì)應(yīng)埋深為0.4 m(2.6B)；負(fù)向加載時(shí)樁身最大彎矩為6.72 kN·m和對(duì)應(yīng)埋深為1.0 m(6.5B)；前者為后者的2.1倍，且前者最大樁身彎矩埋深稍淺。

2.3.2 樁身彎矩比較

圖11為位移荷載為±16 mm時(shí)，AHP和LAHP模型樁身彎矩的比較。從圖11可知，正、負(fù)向加載時(shí)，AHP和LAHP模型樁身彎矩分布規(guī)律基本相似，但LAHP模型樁身彎矩比AHP模型略大。更細(xì)地比較可知，正向加載時(shí)，LAHP和AHP模型最大彎矩分別為13.9 kN·m 和12.3 kN·m，對(duì)應(yīng)埋深分別位于0.4 m(2.6B)和0.0 m處，前者最大彎矩為后者的1.1倍，且前者最大彎矩埋深較深；負(fù)向加載時(shí)，LAHP和AHP模型的最大彎矩分別為6.7 kN·m 和6.2 kN·m，對(duì)應(yīng)埋深均位于1.0 m(6.5B)，前者最大彎矩為后者的1.1倍。

3 結(jié) 語(yǔ)

(1)更大不平衡土壓力對(duì)樁身水平變形、土抗力、應(yīng)變和彎矩的分布規(guī)律無(wú)影響。

(2)正、負(fù)向加載時(shí)，更大不平衡土壓力均使得累積變形的位置更深。另外，正向加載時(shí)，更大不平衡土壓力使得累積變形減?。回?fù)向加載時(shí)則相反。

(3)正向加載時(shí)，更大不平衡土壓力使得樁側(cè)最大土抗力更大和對(duì)應(yīng)埋深更深，負(fù)向加載時(shí)則相差不大。

(4)正、負(fù)向加載時(shí)，LAHP模型樁身拉、壓應(yīng)變和彎矩存在顯著的差異。另外，更大不平衡土壓力使得樁身內(nèi)力有所增加。

(5)正向加載時(shí)，LAHP模型的樁側(cè)土抗力、應(yīng)變和彎矩顯著大于負(fù)向加載時(shí)的。如正向加載時(shí)的樁側(cè)土抗力和彎矩分別為負(fù)向加載時(shí)的2.2倍和2.1倍。