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《合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)》2016年第二期

摘要：

文章通過(guò)3個(gè)鋼筋混凝土群樁試件在低周反復(fù)荷載作用下的受力性能試驗(yàn)研究，討論了群樁基礎(chǔ)破壞形態(tài)及滯回特征，解釋了其破壞機(jī)理，分析了土體參數(shù)、密實(shí)度及樁身自由段長(zhǎng)度等對(duì)其延性的影響。結(jié)果表明，極限狀態(tài)時(shí)，群樁結(jié)構(gòu)受力模式會(huì)由地基梁模型轉(zhuǎn)變?yōu)閼冶壑Ｐ停粶p小自由長(zhǎng)度和提高土體含水率都會(huì)增加其抗震性能。在OpenSees有限元框架中建立了群樁基礎(chǔ)有限元模型，使用彈塑性纖維梁柱單元模擬樁體，采用非線性p－y單元模擬樁土相互作用；對(duì)模型進(jìn)行了單調(diào)Pushover分析，并且對(duì)分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較，結(jié)果表明該模型能很好地模擬試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

關(guān)鍵詞：

橋梁工程；高樁承臺(tái)；群樁基礎(chǔ)；抗震性能；擬靜力試驗(yàn)

橋梁高樁承臺(tái)基礎(chǔ)的抗震性能評(píng)價(jià)是一個(gè)較為復(fù)雜的問(wèn)題。目前多數(shù)研究僅局限于理論分析和數(shù)值模擬，而且不同的理論和模擬方法有不同的假設(shè)和前提，使得各種方法給出的結(jié)果不盡相同，甚至差別很大。這些假設(shè)是否合理、模擬方法是否正確，都需要通過(guò)試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。研究樁基和土體材料進(jìn)入塑性范圍后的群樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的抗震性能，最好的試驗(yàn)手段是大比例尺擬靜力試驗(yàn)，迄今這方面的研究成果較少。文獻(xiàn)［1］對(duì)美國(guó)加州常用的鋼筋混凝土樁柱式基礎(chǔ)進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)足尺試驗(yàn)以研究其彎曲強(qiáng)度和延性能力。試驗(yàn)觀察到所有試件均表現(xiàn)出彎曲延性反應(yīng)行為；試件水平承載能力對(duì)砂土密實(shí)度不敏感，主要取決于樁身的彎曲強(qiáng)度；最大彎矩所在深度即塑性鉸位置與自由長(zhǎng)度和砂土密實(shí)度均有關(guān)。文獻(xiàn)［2］對(duì)大直徑灌注樁基進(jìn)行了抗震性能原型試驗(yàn)研究。試驗(yàn)通過(guò)錨固于墩柱頂?shù)男崩鲗?shí)現(xiàn)循環(huán)加載，軸壓通過(guò)拉索的豎向分力施加，結(jié)果表明試驗(yàn)中的大直徑灌注樁基表現(xiàn)出很好的延性性能。上述2個(gè)試驗(yàn)都是針對(duì)單個(gè)基樁而言的。文獻(xiàn)［3］采用擬靜力試驗(yàn)對(duì)一埋置于黃土地基中的低樁承臺(tái)基礎(chǔ)進(jìn)行了模型試驗(yàn)研究，通過(guò)在墩頂施加水平往復(fù)荷載，獲得了樁、土及橋墩整體結(jié)構(gòu)的滯回曲線，得到了結(jié)構(gòu)的抗震性能，但其研究對(duì)象是低樁承臺(tái)基礎(chǔ)。為研究橋梁高樁承臺(tái)基礎(chǔ)的抗震性能，本文通過(guò)3個(gè)鋼筋混凝土群樁試件在低周反復(fù)荷載作用下的受力性能試驗(yàn)研究，討論其破壞形態(tài)及滯回特征，探尋群樁基礎(chǔ)的破壞機(jī)理，分析土體參數(shù)、密實(shí)度及樁身自由段長(zhǎng)度等對(duì)基礎(chǔ)延性的影響。在OpenSees有限元框架中建立了群樁基礎(chǔ)有限元模型，使用彈塑性纖維梁柱單元模擬樁體，采用非線性p－y單元模擬樁土相互作用。對(duì)模型進(jìn)行單調(diào)Pushover分析，并且對(duì)分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較。最后，對(duì)同類型的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)給出了研究方法建議。

1試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1．1試件設(shè)計(jì)群樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)為2根×2根，單樁截面為15cm×15cm正方形，樁中心間距為3D（樁徑D＝15cm）；承臺(tái)平面為100cm×100cm，承臺(tái)厚度為40cm。試驗(yàn)使用了3個(gè)試件，它們的樁尖長(zhǎng)度均為20cm，試件1和試件3的樁身長(zhǎng)度為450cm，自由長(zhǎng)度為80cm；試件2的樁身長(zhǎng)度為400cm，自由長(zhǎng)度為30cm。模型樁體混凝土采用C40，承臺(tái)混凝土采用C30。樁體主筋為412mm，布置在矩形樁的四角，樁體縱向配筋率為2％，保護(hù)層為2cm；箍筋為8mm，承臺(tái)底部以下1．5m范圍內(nèi)的樁身箍筋間距為5cm，其余樁身段箍筋間距為10cm，伸入承臺(tái)內(nèi)的縱筋的箍筋間距為2．5cm，樁身鋼筋設(shè)計(jì)圖如圖1所示，承臺(tái)內(nèi)鋼筋按規(guī)范設(shè)計(jì)。模型土采用一定級(jí)配的中砂，土體的平均粒徑為0．48mm。

1．2土箱設(shè)計(jì)土箱尺寸設(shè)計(jì)：平面3．0m×1．5m，高度4．0m，土箱的四邊由焊接熱軋等邊角鋼制成支撐框架，其內(nèi)采用木板（厚3cm）作為箱體側(cè)壁，箱體底部為開(kāi)口，直接放置在混凝土底座（厚20cm）上；在與加載方向垂直的方向上，箱體內(nèi)壁面襯厚10cm的聚苯乙烯泡沫塑料板；在沿加載方向上，箱體內(nèi)壁面粘貼光滑的聚氯乙烯薄膜。土箱實(shí)物如圖2所示。土箱支撐框架采用等邊角鋼制作，角鋼之間以角焊連接，框架通過(guò)底部角鋼上的預(yù)留錨栓固定在土箱基礎(chǔ)底座上；土箱基礎(chǔ)底座為C30混凝土、20cm厚；土箱基礎(chǔ)底座與試驗(yàn)室地面之間通過(guò)地錨進(jìn)行固定。試驗(yàn)觀察發(fā)現(xiàn)，土箱邊緣附近的土體基本沒(méi)有被擾動(dòng)，因此土箱平面尺寸是合理的。對(duì)于土箱的高度，設(shè)計(jì)為4m，樁體埋入土體深度為3．7m，埋深與樁徑比為25，樁體的第1個(gè)反彎點(diǎn)位于土體中部，符合設(shè)計(jì)要求。

1．3試驗(yàn)材料特性C40混凝土材料的立方體抗壓強(qiáng)度為51．41MPa，彈性模量為28．4GPa；對(duì)3次試驗(yàn)使用的砂土進(jìn)行了土性試驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)表1所列。1．4試驗(yàn)方法與試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。豎向加載利用鐵塊（重量22．15kN）壓在承臺(tái)頂面，鐵塊置于固定在承臺(tái)頂面的鐵箱內(nèi)；水平加載利用液壓加載器進(jìn)行低周往復(fù)加載，加載千斤頂通過(guò)預(yù)留在承臺(tái)側(cè)面的4根M42錨栓進(jìn)行加載，試驗(yàn)加載裝置如圖3所示（單位為cm）。因?yàn)闆](méi)有使用反力梁，所以沒(méi)有采用球鉸裝置。循環(huán)加載采用混合變幅和等幅位移控制，每個(gè)量級(jí)循環(huán)加載3次，試驗(yàn)采用2個(gè)工況，試件1采用工況1，試件2和試件3采用工況2。工況1和工況2加載幅值序列如圖4所示。試驗(yàn)設(shè)計(jì)采集的數(shù)據(jù)主要有承臺(tái)中心的荷載－位移曲線和鋼筋應(yīng)變計(jì)的數(shù)據(jù)。試驗(yàn)設(shè)計(jì)的測(cè)點(diǎn)有：承臺(tái)加載位置布置拉線式位移傳感器；樁身地面下1．5m范圍內(nèi)縱向鋼筋每隔50cm布置應(yīng)變片1個(gè)，并且樁尖處縱向鋼筋布置應(yīng)變片1個(gè)。另外，在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，利用刻度放大鏡觀察裂縫的發(fā)展情況。

2主要試驗(yàn)結(jié)果及分析

2．1破壞過(guò)程及破壞形態(tài)3個(gè)試件均以彎曲破壞為主，裂縫主要出現(xiàn)在承臺(tái)與樁身的交接處以及樁身中部區(qū)域。群樁屈服時(shí)的樁土狀況如圖5a和圖5b所示，群樁卸載時(shí)的樁土狀況如圖5c和圖5d所示。試件1的破壞現(xiàn)象：位移幅值達(dá)到35mm前樁土基本沒(méi)有發(fā)生變化，只有承臺(tái)下方15cm左右出現(xiàn)1條細(xì)裂縫；位移幅值達(dá)80mm時(shí)樁土之間出現(xiàn)脫離，土面下最大脫空長(zhǎng)80cm、寬20cm；位移幅值達(dá)110mm時(shí)樁土之間出現(xiàn)塌陷，樁頭出現(xiàn)1條0．2mm的裂縫；位移幅值達(dá)140mm時(shí)，加載至峰值，構(gòu)件與土體的損傷進(jìn)一步加大；隨后位移幅值增大至180mm，卸載至峰值的70％，終止試驗(yàn)。試件2與試件3的情況與試件1基本類似。

2．2試驗(yàn)結(jié)果主要試驗(yàn)數(shù)據(jù)見(jiàn)表2所列（取推拉方向的平均值），擬靜力試驗(yàn)時(shí)，荷載數(shù)據(jù)采集的是水平加載力，位移數(shù)據(jù)是承臺(tái)中心位置處的水平位移。試件1～試件3的荷載－位移滯回曲線如圖6所示，相應(yīng)的骨架曲線如圖7示。

2．3滯回曲線及骨架曲線分析試件1的骨架曲線下降段不明顯（土體含水率較大，樁在土體內(nèi)發(fā)生輕微轉(zhuǎn)動(dòng)造成），試件2與試件3的骨架曲線出現(xiàn)了明顯的下降段。3條骨架曲線的初始切線剛度近似相同，在進(jìn)入非彈性變形階段，3條曲線才發(fā)生分離，屈服后剛度不相同。群樁結(jié)構(gòu)的初始剛度對(duì)設(shè)計(jì)參數(shù)的小范圍變化不是很敏感。相同自由長(zhǎng)度情況下，含水率越小，屈服后剛度越大；相同含水率情況下，自由長(zhǎng)度越小，屈服后剛度越大。試驗(yàn)表明，在相同軸壓比下，自由長(zhǎng)度和土體含水率對(duì)構(gòu)件的變形能力（剛度）有一定的影響。試件2的自由長(zhǎng)度最短，含水率最低，但其滯回曲線最飽滿，累積滯回耗能也最大。此結(jié)果表明，在相同軸壓比下，高樁承臺(tái)基礎(chǔ)的耗能能力受自由長(zhǎng)度和土體含水率的影響很大，可以預(yù)見(jiàn)低樁承臺(tái)基礎(chǔ)的耗能能力要高于高樁承臺(tái)基礎(chǔ)，橋梁高樁承臺(tái)基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)對(duì)抗震來(lái)說(shuō)是不利的。試驗(yàn)的滯回曲線，3個(gè)試件正向（拉）加載卸載為0時(shí)的殘余變形遠(yuǎn)小于反向（推）加載卸載為0的殘余變形，產(chǎn)生差異的原因與水平荷載施加前構(gòu)件的初始狀態(tài)有關(guān)（加載器的位置），并且與構(gòu)件的施工質(zhì)量以及土體的密實(shí)度都有關(guān)。殘余變形的偏差為相對(duì)值，不影響對(duì)試驗(yàn)規(guī)律的總結(jié)。

2．4試件的延性延性是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)抗震性能的一個(gè)重要指標(biāo)，延性越大，結(jié)構(gòu)的抗震能力就越強(qiáng)［4－6］。群樁結(jié)構(gòu)的整體延性可以用位移延性來(lái)表征，位移延性系數(shù)μ＝Δu／Δy，其中Δu為群樁結(jié)構(gòu)破壞時(shí)的極限位移，Δy為群樁結(jié)構(gòu)的屈服位移。屈服位移指群樁結(jié)構(gòu)屈服時(shí)的承臺(tái)中心水平位移，用等能量法在骨架曲線上通過(guò)幾何作圖得到；極限位移定義為水平加載力下降至峰值的85％時(shí)的承臺(tái)中心水平位移（試件1由于土體含水率較大，水平力下降得很慢，取試驗(yàn)終止時(shí)的位移作為極限位移）。從表2中可知：（1）自由長(zhǎng)度的較小變化對(duì)整體位移延性影響不顯著，含水率的增大會(huì)導(dǎo)致位移延性的增大。（2）各試件的位移延性系數(shù)均不超過(guò)3．0，表明試件基礎(chǔ)的抗震能力不是很強(qiáng)。橋梁高樁承臺(tái)基礎(chǔ)的位移延性由自由段樁體和非自由段樁土2部分組成，自由段樁體（即混凝土）的位移延性被非自由段樁土之間的運(yùn)動(dòng)學(xué)效應(yīng)削弱了，從而導(dǎo)致總體延性與混凝土結(jié)構(gòu)相比偏小。

2．5破壞機(jī)理通過(guò)高樁承臺(tái)基礎(chǔ)擬靜力試驗(yàn)的現(xiàn)象觀察和數(shù)據(jù)分析以及綜合文獻(xiàn)［7－9］，對(duì)試驗(yàn)高樁承臺(tái)基礎(chǔ)的破壞機(jī)理給予假設(shè)性的解釋。樁基受到側(cè)向荷載作用后，一側(cè)土體受壓，另一側(cè)土體與樁體產(chǎn)生脫離；隨著樁體側(cè)移的增大，樁側(cè)土體坍塌，樁體混凝土參與工作；當(dāng)樁體側(cè)移繼續(xù)增大時(shí)，樁體混凝土結(jié)構(gòu)發(fā)生屈服，樁體中下部形成了塑性鉸，結(jié)構(gòu)繞塑性鉸旋轉(zhuǎn)，群樁受力模式發(fā)生改變，由地基梁模型轉(zhuǎn)變?yōu)閼冶壑Ｐ停蛔詈髽扼w側(cè)移再繼續(xù)增大，結(jié)構(gòu)在懸臂柱狀態(tài)下發(fā)生破壞。

3OpenSees有限元模擬分析

3．1OpenSees有限元建模過(guò)程在OpenSees有限元框架［10］中建立了群樁基礎(chǔ)的有限元模型，該模型主要由彈塑性纖維梁柱單元、p－y單元和剛臂單元3種單元構(gòu)成，三維模型示意如圖8所示，部分樁體單元沒(méi)有繪出。沖刷線位置以下樁體節(jié)點(diǎn)處設(shè)置非線性p－y單元，單元兩端的節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)相同，一端連接樁身，另一端為固定。每根單樁樁底固結(jié)，樁頂節(jié)點(diǎn)之間采用剛臂連接，剛臂用以模擬承臺(tái)。圖8中的A點(diǎn)為承臺(tái)形心，B點(diǎn)為承臺(tái)底部。承臺(tái)重量及上部結(jié)構(gòu)反力通過(guò)在B點(diǎn)施加集中力來(lái)模擬，水平荷載施加在A點(diǎn)，加載沿x方向。樁體單元采用彈塑性纖維梁柱單元，該單元是一種非線性分布塑性單元，單元沿軸向被離散成許多段，每一段的特性由中間橫截面來(lái)代表，而該橫截面又進(jìn)一步被離散成許多纖維。每一根纖維可以是混凝土的，也可以是鋼筋的。本文模型中，樁體單元長(zhǎng)度為0．2m；對(duì)于核心約束混凝土，沿樁基周長(zhǎng)方向劃分為20個(gè)纖維，沿半徑方向劃分為8個(gè)纖維；對(duì)于保護(hù)層混凝土，沿樁基周長(zhǎng)方向同約束混凝土，沿半徑方向劃分為1個(gè)纖維；對(duì)于縱向鋼筋，每根鋼筋劃分為1個(gè)單元。纖維截面的鋼筋材料采用的是Giuffr－Mene－gotto－Pinto鋼筋本構(gòu)公式［11］；混凝土材料采用的是Kent－Park混凝土本構(gòu)公式［12］，不考慮混凝土受拉；p－y單元參數(shù)結(jié)合土性參數(shù)和API規(guī)范［13］確定。非線性有限元方程的求解采用混合法，求解控制方法使用位移控制法，控制節(jié)點(diǎn)為圖8中的點(diǎn)A，求解迭代算法使用NewtonRaphson方法［14－15］。通過(guò)群樁基礎(chǔ)的有限元模擬分析，發(fā)現(xiàn)OpenSees模擬的單調(diào)荷載－位移曲線、開(kāi)裂荷載和最大荷載等與試驗(yàn)結(jié)果吻合得較好［16－17］。

3．2單調(diào)荷載－位移曲線的數(shù)值模擬本次高樁承臺(tái)基礎(chǔ)試件只考慮了樁身自由長(zhǎng)度和土體含水率的變化，因此僅對(duì)自由長(zhǎng)度和含水率進(jìn)行參數(shù)分析。不同自由長(zhǎng)度時(shí)高樁承臺(tái)基礎(chǔ)的單調(diào)荷載－位移曲線如圖9所示，可以看出，隨著自由長(zhǎng)度的增加，荷載－位移曲線的下降段越來(lái)越緩，水平承載力亦相應(yīng)降低，符合試驗(yàn)觀察結(jié)果。不同含水率時(shí)高樁承臺(tái)基礎(chǔ)的單調(diào)荷載－位移曲線如圖10所示，可以看出，隨著含水率的減小，荷載－位移曲線的下降段越來(lái)越陡，水平承載力亦相應(yīng)增大，也符合試驗(yàn)觀察結(jié)果。模擬結(jié)構(gòu)的位移延性系數(shù)見(jiàn)表3所列，可以看出，自由長(zhǎng)度的小幅變化對(duì)位移延性影響不大，自由長(zhǎng)度的較大增長(zhǎng)會(huì)使位移延性減小；另外，含水率的增大會(huì)導(dǎo)致位移延性增大。這些都說(shuō)明，減小自由長(zhǎng)度和適量提高土體含水率都會(huì)增加群樁結(jié)構(gòu)的抗震性能。各模擬結(jié)構(gòu)的位移延性系數(shù)均在3．0附近，表明由于非自由段樁土之間的運(yùn)動(dòng)學(xué)效應(yīng)的影響，群樁基礎(chǔ)的延性能力不如預(yù)計(jì)的能力強(qiáng)。

4結(jié)論

高樁承臺(tái)基礎(chǔ)在側(cè)向荷載作用下，破壞以彎曲破壞為主，裂縫主要出現(xiàn)在承臺(tái)與樁身的交接處以及樁身中部區(qū)域。極限狀態(tài)時(shí)，其受力模式會(huì)由地基梁模型轉(zhuǎn)變?yōu)閼冶壑Ｐ汀p小自由長(zhǎng)度和適量提高土體含水率都會(huì)增加群樁結(jié)構(gòu)的抗震性能。進(jìn)一步的高樁承臺(tái)基礎(chǔ)試驗(yàn)應(yīng)該重點(diǎn)研究不同土體條件、不同樁型布置以及承臺(tái)受壓彎耦合作用情況下的抗震性能。另外，試驗(yàn)的數(shù)值模擬可以使用本文給出的有限元模型。

作者：韓振峰 葉愛(ài)君 單位：合肥學(xué)院 建筑工程系 同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室