橋梁高樁承臺基礎抗震性能研究范文

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《合肥工業大學學報》2016年第二期

摘要：

文章通過3個鋼筋混凝土群樁試件在低周反復荷載作用下的受力性能試驗研究，討論了群樁基礎破壞形態及滯回特征，解釋了其破壞機理，分析了土體參數、密實度及樁身自由段長度等對其延性的影響。結果表明，極限狀態時，群樁結構受力模式會由地基梁模型轉變為懸臂柱模型；減小自由長度和提高土體含水率都會增加其抗震性能。在OpenSees有限元框架中建立了群樁基礎有限元模型，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；對模型進行了單調Pushover分析，并且對分析結果與試驗結果進行了比較，結果表明該模型能很好地模擬試驗數據。

關鍵詞：

橋梁工程；高樁承臺；群樁基礎；抗震性能；擬靜力試驗

橋梁高樁承臺基礎的抗震性能評價是一個較為復雜的問題。目前多數研究僅局限于理論分析和數值模擬，而且不同的理論和模擬方法有不同的假設和前提，使得各種方法給出的結果不盡相同，甚至差別很大。這些假設是否合理、模擬方法是否正確，都需要通過試驗進行驗證。研究樁基和土體材料進入塑性范圍后的群樁基礎結構的抗震性能，最好的試驗手段是大比例尺擬靜力試驗，迄今這方面的研究成果較少。文獻［1］對美國加州常用的鋼筋混凝土樁柱式基礎進行了現場足尺試驗以研究其彎曲強度和延性能力。試驗觀察到所有試件均表現出彎曲延性反應行為；試件水平承載能力對砂土密實度不敏感，主要取決于樁身的彎曲強度；最大彎矩所在深度即塑性鉸位置與自由長度和砂土密實度均有關。文獻［2］對大直徑灌注樁基進行了抗震性能原型試驗研究。試驗通過錨固于墩柱頂的斜拉索實現循環加載，軸壓通過拉索的豎向分力施加，結果表明試驗中的大直徑灌注樁基表現出很好的延性性能。上述2個試驗都是針對單個基樁而言的。文獻［3］采用擬靜力試驗對一埋置于黃土地基中的低樁承臺基礎進行了模型試驗研究，通過在墩頂施加水平往復荷載，獲得了樁、土及橋墩整體結構的滯回曲線，得到了結構的抗震性能，但其研究對象是低樁承臺基礎。為研究橋梁高樁承臺基礎的抗震性能，本文通過3個鋼筋混凝土群樁試件在低周反復荷載作用下的受力性能試驗研究，討論其破壞形態及滯回特征，探尋群樁基礎的破壞機理，分析土體參數、密實度及樁身自由段長度等對基礎延性的影響。在OpenSees有限元框架中建立了群樁基礎有限元模型，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。對模型進行單調Pushover分析，并且對分析結果與試驗結果進行了比較。最后，對同類型的基礎結構給出了研究方法建議。

1試驗設計

1．1試件設計群樁基礎設計為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）；承臺平面為100cm×100cm，承臺厚度為40cm。試驗使用了3個試件，它們的樁尖長度均為20cm，試件1和試件3的樁身長度為450cm，自由長度為80cm；試件2的樁身長度為400cm，自由長度為30cm。模型樁體混凝土采用C40，承臺混凝土采用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％，保護層為2cm；箍筋為8mm，承臺底部以下1．5m范圍內的樁身箍筋間距為5cm，其余樁身段箍筋間距為10cm，伸入承臺內的縱筋的箍筋間距為2．5cm，樁身鋼筋設計圖如圖1所示，承臺內鋼筋按規范設計。模型土采用一定級配的中砂，土體的平均粒徑為0．48mm。

1．2土箱設計土箱尺寸設計：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，其內采用木板（厚3cm）作為箱體側壁，箱體底部為開口，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，箱體內壁面粘貼光滑的聚氯乙烯薄膜。土箱實物如圖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，框架通過底部角鋼上的預留錨栓固定在土箱基礎底座上；土箱基礎底座為C30混凝土、20cm厚；土箱基礎底座與試驗室地面之間通過地錨進行固定。試驗觀察發現，土箱邊緣附近的土體基本沒有被擾動，因此土箱平面尺寸是合理的。對于土箱的高度，設計為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個反彎點位于土體中部，符合設計要求。

1．3試驗材料特性C40混凝土材料的立方體抗壓強度為51．41MPa，彈性模量為28．4GPa；對3次試驗使用的砂土進行了土性試驗，結果見表1所列。1．4試驗方法與試驗數據采集試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室進行。豎向加載利用鐵塊（重量22．15kN）壓在承臺頂面，鐵塊置于固定在承臺頂面的鐵箱內；水平加載利用液壓加載器進行低周往復加載，加載千斤頂通過預留在承臺側面的4根M42錨栓進行加載，試驗加載裝置如圖3所示（單位為cm）。因為沒有使用反力梁，所以沒有采用球鉸裝置。循環加載采用混合變幅和等幅位移控制，每個量級循環加載3次，試驗采用2個工況，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。試驗設計采集的數據主要有承臺中心的荷載－位移曲線和鋼筋應變計的數據。試驗設計的測點有：承臺加載位置布置拉線式位移傳感器；樁身地面下1．5m范圍內縱向鋼筋每隔50cm布置應變片1個，并且樁尖處縱向鋼筋布置應變片1個。另外，在整個試驗過程中，利用刻度放大鏡觀察裂縫的發展情況。

2主要試驗結果及分析

2．1破壞過程及破壞形態3個試件均以彎曲破壞為主，裂縫主要出現在承臺與樁身的交接處以及樁身中部區域。群樁屈服時的樁土狀況如圖5a和圖5b所示，群樁卸載時的樁土狀況如圖5c和圖5d所示。試件1的破壞現象：位移幅值達到35mm前樁土基本沒有發生變化，只有承臺下方15cm左右出現1條細裂縫；位移幅值達80mm時樁土之間出現脫離，土面下最大脫空長80cm、寬20cm；位移幅值達110mm時樁土之間出現塌陷，樁頭出現1條0．2mm的裂縫；位移幅值達140mm時，加載至峰值，構件與土體的損傷進一步加大；隨后位移幅值增大至180mm，卸載至峰值的70％，終止試驗。試件2與試件3的情況與試件1基本類似。

2．2試驗結果主要試驗數據見表2所列（取推拉方向的平均值），擬靜力試驗時，荷載數據采集的是水平加載力，位移數據是承臺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，樁在土體內發生輕微轉動造成），試件2與試件3的骨架曲線出現了明顯的下降段。3條骨架曲線的初始切線剛度近似相同，在進入非彈性變形階段，3條曲線才發生分離，屈服后剛度不相同。群樁結構的初始剛度對設計參數的小范圍變化不是很敏感。相同自由長度情況下，含水率越小，屈服后剛度越大；相同含水率情況下，自由長度越小，屈服后剛度越大。試驗表明，在相同軸壓比下，自由長度和土體含水率對構件的變形能力（剛度）有一定的影響。試件2的自由長度最短，含水率最低，但其滯回曲線最飽滿，累積滯回耗能也最大。此結果表明，在相同軸壓比下，高樁承臺基礎的耗能能力受自由長度和土體含水率的影響很大，可以預見低樁承臺基礎的耗能能力要高于高樁承臺基礎，橋梁高樁承臺基礎的設計對抗震來說是不利的。試驗的滯回曲線，3個試件正向（拉）加載卸載為0時的殘余變形遠小于反向（推）加載卸載為0的殘余變形，產生差異的原因與水平荷載施加前構件的初始狀態有關（加載器的位置），并且與構件的施工質量以及土體的密實度都有關。殘余變形的偏差為相對值，不影響對試驗規律的總結。

2．4試件的延性延性是評價結構抗震性能的一個重要指標，延性越大，結構的抗震能力就越強［4－6］。群樁結構的整體延性可以用位移延性來表征，位移延性系數μ＝Δu／Δy，其中Δu為群樁結構破壞時的極限位移，Δy為群樁結構的屈服位移。屈服位移指群樁結構屈服時的承臺中心水平位移，用等能量法在骨架曲線上通過幾何作圖得到；極限位移定義為水平加載力下降至峰值的85％時的承臺中心水平位移（試件1由于土體含水率較大，水平力下降得很慢，取試驗終止時的位移作為極限位移）。從表2中可知：（1）自由長度的較小變化對整體位移延性影響不顯著，含水率的增大會導致位移延性的增大。（2）各試件的位移延性系數均不超過3．0，表明試件基礎的抗震能力不是很強。橋梁高樁承臺基礎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動學效應削弱了，從而導致總體延性與混凝土結構相比偏小。

2．5破壞機理通過高樁承臺基礎擬靜力試驗的現象觀察和數據分析以及綜合文獻［7－9］，對試驗高樁承臺基礎的破壞機理給予假設性的解釋。樁基受到側向荷載作用后，一側土體受壓，另一側土體與樁體產生脫離；隨著樁體側移的增大，樁側土體坍塌，樁體混凝土參與工作；當樁體側移繼續增大時，樁體混凝土結構發生屈服，樁體中下部形成了塑性鉸，結構繞塑性鉸旋轉，群樁受力模式發生改變，由地基梁模型轉變為懸臂柱模型；最后樁體側移再繼續增大，結構在懸臂柱狀態下發生破壞。

3OpenSees有限元模擬分析

3．1OpenSees有限元建模過程在OpenSees有限元框架［10］中建立了群樁基礎的有限元模型，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種單元構成，三維模型示意如圖8所示，部分樁體單元沒有繪出。沖刷線位置以下樁體節點處設置非線性p－y單元，單元兩端的節點坐標相同，一端連接樁身，另一端為固定。每根單樁樁底固結，樁頂節點之間采用剛臂連接，剛臂用以模擬承臺。圖8中的A點為承臺形心，B點為承臺底部。承臺重量及上部結構反力通過在B點施加集中力來模擬，水平荷載施加在A點，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代表，而該橫截面又進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，樁體單元長度為0．2m；對于核心約束混凝土，沿樁基周長方向劃分為20個纖維，沿半徑方向劃分為8個纖維；對于保護層混凝土，沿樁基周長方向同約束混凝土，沿半徑方向劃分為1個纖維；對于縱向鋼筋，每根鋼筋劃分為1個單元。纖維截面的鋼筋材料采用的是Giuffr－Mene－gotto－Pinto鋼筋本構公式［11］；混凝土材料采用的是Kent－Park混凝土本構公式［12］，不考慮混凝土受拉；p－y單元參數結合土性參數和API規范［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，控制節點為圖8中的點A，求解迭代算法使用NewtonRaphson方法［14－15］。通過群樁基礎的有限元模擬分析，發現OpenSees模擬的單調荷載－位移曲線、開裂荷載和最大荷載等與試驗結果吻合得較好［16－17］。

3．2單調荷載－位移曲線的數值模擬本次高樁承臺基礎試件只考慮了樁身自由長度和土體含水率的變化，因此僅對自由長度和含水率進行參數分析。不同自由長度時高樁承臺基礎的單調荷載－位移曲線如圖9所示，可以看出，隨著自由長度的增加，荷載－位移曲線的下降段越來越緩，水平承載力亦相應降低，符合試驗觀察結果。不同含水率時高樁承臺基礎的單調荷載－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越陡，水平承載力亦相應增大，也符合試驗觀察結果。模擬結構的位移延性系數見表3所列，可以看出，自由長度的小幅變化對位移延性影響不大，自由長度的較大增長會使位移延性減??；另外，含水率的增大會導致位移延性增大。這些都說明，減小自由長度和適量提高土體含水率都會增加群樁結構的抗震性能。各模擬結構的位移延性系數均在3．0附近，表明由于非自由段樁土之間的運動學效應的影響，群樁基礎的延性能力不如預計的能力強。

4結論

高樁承臺基礎在側向荷載作用下，破壞以彎曲破壞為主，裂縫主要出現在承臺與樁身的交接處以及樁身中部區域。極限狀態時，其受力模式會由地基梁模型轉變為懸臂柱模型。減小自由長度和適量提高土體含水率都會增加群樁結構的抗震性能。進一步的高樁承臺基礎試驗應該重點研究不同土體條件、不同樁型布置以及承臺受壓彎耦合作用情況下的抗震性能。另外，試驗的數值模擬可以使用本文給出的有限元模型。

作者：韓振峰 葉愛君 單位：合肥學院 建筑工程系 同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室