莊一舟，王勝智，樊爭輝，陳斌，韓裕添

(1.福州大學土木工程學院，福建 福州 350116；2.福建永福工程顧問有限公司，福建 福州 350108)

擴孔微型樁抗震性能試驗研究

莊一舟1，王勝智1，樊爭輝2，陳斌1，韓裕添1

(1.福州大學土木工程學院，福建 福州 350116；2.福建永福工程顧問有限公司，福建 福州 350108)

對6根具有不同擴孔參數(shù)的微型樁進行室內(nèi)足尺低周循環(huán)側(cè)向加載試驗，得到滯回曲線和骨架曲線，并計算耗能能力和延性系數(shù)，對其抗震性能進行評估.所得結(jié)論可為新型抗震型半整體式橋臺橋梁的實際應用打下基礎(chǔ)，對整體式橋臺橋梁支承樁的擴孔技術(shù)也有一定借鑒意義.

半整體式橋臺橋梁; 擴孔微型樁；抗震性能；耗能能力；延性

0 引言

為提高半整體式橋臺橋梁抗震性能，同時受微型樁具有較好的地震能量吸收功能的啟發(fā)，本文提出一種帶擴孔微型樁耗能體系、路橋整體聯(lián)接的新型半整體式橋臺無伸縮縫橋型，簡稱“新型半整體式橋臺無縫橋梁”，見圖1.

圖1 半整體式橋臺橋梁臺后擴孔微型樁Fig.1 Micropile with predrilled oversize hole behind abutment of a new kind of semi-integral abutment bridge

地震時該橋由連接板將部分地震作用傳遞到微型樁，通過樁-土相互作用，由樁周土吸納耗散部分地震能量，從而減輕地震作用對橋梁的損害.而在微型樁樁頂部位擴孔，提高了該橋型在正常服役期吸收縱向變形(由溫度變化、混凝土收縮和徐變等產(chǎn)生)的能力[1]，同時希望保證該橋型的抗震性，給微型樁的設(shè)計帶來了困難.

目前側(cè)向受荷樁擴孔技術(shù)研究在國內(nèi)比較少見，國外已有一些成果.Arockiasamy等[2]指出預鉆孔能提高樁水平柔度.Hassiotis等[3]和Olson等4]在研究整體式橋臺橋梁時指出，在橋較長或溫度位移較大的情況下，有必要采用在樁頂部進行預擴孔并填以可壓縮性材料以減小土對樁側(cè)向運動的阻力，這樣處理后可以增加樁的側(cè)向柔度.White等[5]和Khodair等[6]也在整體式橋臺橋梁中使用擴孔技術(shù)以增加樁的柔度.

上述研究并沒有涉及到擴孔樁抗震分析.除此之外，微型樁與普通樁樁徑、施工工藝等不同，并且設(shè)置在半整體式橋臺橋梁臺后搭板下，承受很小的豎向力，主要以承受水平力為主，同時還具有耗能的作用.因此半整體式橋臺橋梁臺后搭板下擴孔微型樁是一種新結(jié)構(gòu)，在實際應用前，應對其抗震性能做進一步研究.本文對擴孔微型樁進行室內(nèi)足尺側(cè)向低周循環(huán)加載試驗，從耗能能力和延性角度研究擴孔微型樁抗震性能.

1 試驗介紹

表1 砂土的物理力學參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of sandy soil

試驗材料和設(shè)備主要包括模型土、模型樁、模型箱和試驗設(shè)備等.

模型土采用干砂.歸納所有需要測取的砂土的物理力學參數(shù)見表1.

加載裝置、波紋管和k值曲線圖見圖2.試驗加載裝置如圖 2(a)所示.模型樁樁身截面直徑為100 mm，樁長為3 000 mm，長細比等于30，所用材料為C40混凝土.樁內(nèi)配制6φ10的主筋(配筋率為6%).箍筋采用直徑φ6的普通圓形雙肢箍，間距為200 mm，在樁頂1 m深度范圍內(nèi)加密，間距為100 mm.樁帽尺寸為200 mm(高)×300 mm(寬)×400 mm(長).擴孔填料通過樁帽上預留孔倒入作為擴孔材料的波紋管內(nèi)(圖2(b)).由于擴孔填料體積已知，可通過控制填料的質(zhì)量決定其密度，從而得到填料相對密實度，通過圖2(c)[7]得到砂土密實度及力學參數(shù)：γ(重度)=15.5 kN·mm-3, 密實度較大，k=20 MN·mm-3；γ=15 kN·mm-3, 密實度適中，k=10 MN·mm-3；γ=14.5 kN·mm-3, 密實度較小，k=5MN·mm-3.

圖2 加載裝置、波紋管和k值曲線Fig.2 Loading set up，corrugated pipe and the curve of k

各樁的擴孔參數(shù)如表2, 表中d代表微型樁樁徑.模型箱的尺寸為2 300 mm(非加載方向)×2 100 mm(加載方向)×3 600 mm(高).樁加載方向到箱壁的距離與樁徑之比b/d=10，樁底到模型箱底的距離與樁徑之比z/d=6，基本滿足邊界效應影響要求[8].

表2 擴孔微型樁擴孔參數(shù)Tab.2 Predrilled-hole parameters of micropile

模型箱及模型樁的布置如圖3所示.模型樁制作時，由于其截面直徑只有100 mm，澆筑不易密實且不易成型，采用110規(guī)格PVC管(實際測得其內(nèi)徑為102 mm)做外模板，并分三段澆筑成型.模型樁制作完成后，在箱短邊中間部位設(shè)置兩根相距200 mm的鋼條以使模型樁樁帽放置其上，然后用吊車將微型樁按圖3放入鋼箱中，并將波紋管套入樁身作為擴孔材料(此時箱中并無砂土)，接著用水平尺測樁身是否垂直于水平加載方向，否則微調(diào)微型樁，最后填入砂土，快填滿時抽去鋼條.實驗前，在加工廠定做預留孔鋼板，該鋼板平行緊貼樁帽加載面并且與電液伺服加載系統(tǒng)(MTS)加載頂部通過螺桿固定，盡量保證加載力的水平和作用點的位置不變.試驗時用MTS直接于樁頭施加水平荷載，并使用變幅值位移加載控制制度，每級位移荷載循環(huán)3次.加載過程如圖4所示.試驗過程中需要量測的參數(shù)主要包括樁承受的水平荷載和樁頂水平位移.兩者均可由MTS控制系統(tǒng)獲得.

圖3 模型箱及模型樁布置(單位：mm)Fig.3 Model box and pile arrangement(unit：mm)

圖4 加載過程曲線Fig.4 Curve of loading procedure

2 試驗分析

2.1 試驗過程

樁土分離縫，樁身破壞和樁身彎矩見圖5.試驗過程可分三個階段：第一階段對應著較小的位移變形，此時樁土處于一個協(xié)調(diào)受力變形的彈性階段，樁土系統(tǒng)(這里主要指擴孔與擴孔外部土體)未出現(xiàn)分離現(xiàn)象，卸載后變形幾乎可以恢復；第二階段為彈塑性及塑性階段，隨著位移的增大，由于土不能承受拉應力，這一階段樁土系統(tǒng)很快發(fā)生分離，產(chǎn)生分離縫(如圖 5(a)所示)，樁土分離后將很大程度地影響樁的受力變形狀態(tài)，使樁身的拉壓應力都快速增大，從而使樁身裂縫迅速發(fā)展；第三階段為破壞階段，隨著位移的繼續(xù)增加，樁土分離非常明顯，樁頂荷載迅速下降，樁身鋼筋屈服，樁土系統(tǒng)破壞.樁身破壞后，樁身裂縫用裂縫寬度觀察儀觀測，并用記號筆繪制裂縫的大小.從圖5(b)中可以看出，在樁頂附近產(chǎn)生數(shù)條彎曲裂縫，主要分布在微型樁樁身沿深度方向0.3～0.9 m截面內(nèi)，總體表現(xiàn)為兩頭小中間大，幾乎都呈不同間距地水平向分布于樁身.說明彎曲裂縫主要分布在樁頂部附近位置，側(cè)向荷載主要由這一部分樁身承擔.最大裂縫出現(xiàn)在樁身沿深度方向約0.5 m截面處.各樁樁身彎矩在不同位移歷程下變化規(guī)律大致相同，圖5(c)給出1號樁在不同位移歷程下樁身彎矩.

圖5 樁土分離縫，樁身破壞和樁身彎矩Fig.5 Pile-soil separation, pile damage and bending moment

2.2 耗能能力

圖6 1號樁樁頂位移-荷載滯回曲線Fig.6 Pile top displacement-load hysteresis curves of number 1 pile

2.2.1 各擴孔微型樁滯回曲線

滯回曲線充分反映了構(gòu)件的承載能力、剛度、延性、耗能能力等力學性能[9]，綜合體現(xiàn)結(jié)構(gòu)的抗震性能，也是分析結(jié)構(gòu)彈塑性動力反應的主要依據(jù)[10].試驗通過對1～6號樁樁頂施加雙向循環(huán)荷載獲得其樁頂荷載-位移滯回曲線.1號樁樁頂位移-荷載曲線圖見圖6，限于篇幅，只列出1號樁曲線圖，其他樁樁頂位移-荷載曲線圖見文獻[1].1～6號樁的樁頂位移-荷載曲線變化發(fā)展規(guī)律大致相同，總體表現(xiàn)為弓形，基本對稱，且正負兩個方向的極限荷載也非常接近，在彈塑性階段和破壞階段呈比較飽滿的弓形，說明擴孔微型樁具有一定的耗能能力.

2.2.2 擴孔參數(shù)對耗能能力的影響

地震反應與結(jié)構(gòu)的能量吸收和耗散之間存在密切關(guān)系，合理的評定結(jié)構(gòu)耗能，可有效了解該結(jié)構(gòu)的抗震性能.文獻[11-15]對能量耗散進行研究，認為利用滯回曲線中滯回環(huán)包圍的面積等于構(gòu)件在受荷的過程中消耗的能量是合理的.本文通過計算各個位移歷程滯回環(huán)的面積(同一位移歷程三個循環(huán)的滯回環(huán)所對應面積的平均值)來分析擴孔參數(shù)對耗能能力的影響，不同擴孔參數(shù)微型樁耗能曲線見圖7.

圖7 不同擴孔參數(shù)微型樁耗能曲線Fig.7 Energy dissipation curves of micropiles with different predrilled-hole parameters

由圖7(a)可知，擴孔后微型樁耗能曲線較擴孔前微型樁耗能曲線略有變化.在45 mm這一相同的位移歷程下，擴孔后滯回曲線包圍的面積相比擴孔前增加了6%.總體來說，擴孔后微型樁耗能能力略有增加.擴孔對耗能能力有一定影響.由圖7(b)可知，松散擴孔微型樁的耗能曲線數(shù)值明顯大于密實擴孔和適中擴孔微型樁耗能曲線.總體表現(xiàn)為，擴孔內(nèi)填料越密實，耗能能力越低.在45 mm位移歷程下，松散擴孔微型樁與未擴孔和密實擴孔微型樁相比，滯回曲線包圍的面積都增加了20%左右.根據(jù)本文有限的試驗數(shù)據(jù)，說明松散擴孔有助于耗能能力的提高.由圖7(c)可知，設(shè)置300 mm深的擴孔與450 mm深的擴孔后微型樁的耗能曲線相差不大.因此，在比較小的擴孔深度下，擴孔深度的增加對微型樁的耗能能力影響不明顯.由圖7(d)可知，340 mm擴孔孔徑的微型樁耗能曲線數(shù)值略大于220 mm擴孔孔徑微型樁耗能曲線，在45 mm位移歷程下340 mm擴孔孔徑的微型樁滯回曲線包圍的面積增加了7%左右.

2.3 延性

2.3.1 擴孔微型樁的骨架曲線

圖8 1～6號樁骨架曲線 Fig.8 Skeleton curve of number one to six pile

骨架曲線是指將荷載-位移曲線中每一級荷載第一次循環(huán)的峰值點相連而得到的包絡曲線，反映了結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的剛度、強度、延性等力學特性，可以很好衡量結(jié)構(gòu)抗震性能，如圖8所示.當荷載較小時，骨架曲線基本保持為直線段，由于樁土體系的非線性，這一階段也不完全是直線.隨著荷載逐漸增大，樁土體開始產(chǎn)生塑性變形，此時樁土出現(xiàn)分離現(xiàn)象，非線性明顯，一直從構(gòu)件屈服到達到極限荷載，骨架曲線表現(xiàn)為斜率逐漸減小的曲線段.在達到極限荷載后，樁土體系進入破壞階段，骨架曲線呈下降狀.

圖9 屈服彎矩法Fig.9 The method of yield moment

2.3.2 位移延性系數(shù)

延性是指結(jié)構(gòu)、構(gòu)件或截面從屈服開始到達最大承載能力或到達以后而承載能力還沒有明顯下降期間的變形能力，是反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震性能的重要因素之一.另外，對于新型半整體式橋臺橋梁，設(shè)計良好的微型樁具有良好的延性還能夠更好地適應溫度變化導致的循環(huán)往復位移作用及不均勻沉降等情況.延性通常用延性系數(shù)表示，本文采用位移延性系數(shù)來描述微型樁的延性.延性系數(shù)μ可由式(1)進行計算.

式中：Δmax為最大位移，一般取荷載下降到極限荷載的85%時為破壞荷載；Δy為屈服位移.

因為曲線沒有明顯的屈服點，采用通用屈服彎矩法確定，具體做法如下：如圖 9所示，在樁頂荷載-位移骨架曲線上作原點O的切線，通過極限荷載點A的水平線相交于點B，過B點做垂直于位移軸的直線同骨架曲線交于C點，連接OC并延長后同過極限荷載點A的水平線交于點D，在過D點做垂直于位移軸的直線同骨架曲線交于E點，E點即為通用屈服彎矩法的等效屈服點Δy.

2.3.3 擴孔微型樁的位移延性系數(shù)

通過上述方法求得各擴孔微型樁的Δmax和Δy，然后計算得延性系數(shù)如表3所示.

表3 各擴孔微型樁位移延性系數(shù)Tab.3 Ductility coefficient of micropiles with predrilled oversize hole

由表3可知，各微型樁的延性系數(shù)介于2.45～3.67，其中無擴孔和4.5d深擴孔的延性系數(shù)相近，比另外四根樁的延性系數(shù)要大.擴孔后延性有一定程度的降低，這是因為擴孔后樁的屈服位移Δy提高的程度比最大位移Δmax提高的程度要大.然而，當擴孔深度達到4.5d時，該樁的延性明顯大于2號樁延性，接近1號樁延性，說明增加擴孔深度能增加擴孔微型樁的延性.另外，2～4號樁的延性相近，說明擴孔內(nèi)填料的密實度對延性影響不顯著；6號樁的延性同2號樁的延性也相近，說明擴孔孔徑對延性的提高并無顯著效果.

由于荷載沒有下降到極限荷載的85%，表3中1號樁和2號樁的位移延性系數(shù)是取其最后一級位移歷程與屈服位移的比值求得的，因此，1號樁和2號樁實際的位移延性系數(shù)將大于表 3中所列數(shù)據(jù).

3 結(jié)語

為研究擴孔微型樁抗震性能，通過電液伺服加載系統(tǒng)(MTS)對6根不同擴孔參數(shù)微型樁施加雙向循環(huán)的側(cè)向荷載，得到擴孔微型樁樁頂荷載-位移滯回曲線和骨架曲線.通過滯回曲線形狀判斷其所屬類型，并計算滯回曲線包含的面積，根據(jù)其變化發(fā)展規(guī)律判斷擴孔微型樁的耗能能力；通過骨架曲線計算擴孔微型樁的位移延性系數(shù)，分析其延性的大小.得到以下主要結(jié)論：

1) 在彈性階段，擴孔微型樁的滯回曲線接近于梭形，耗能能力較小，在彈塑性階段和破壞階段，各擴孔微型樁的滯回曲線呈較為飽滿的弓形，表現(xiàn)出較好的抗震耗能能力.

2) 擴孔對微型樁耗能能力有一定影響，擴孔孔徑的增加略微提高了耗能能力，擴孔深度在較小范圍內(nèi)增加對耗能能力影響不大，但松散擴孔對耗能能力有較大提高.

3) 不同擴孔參數(shù)微型樁的延性系數(shù)介于2.45～3.67.擴孔后微型樁的延性有不同程度的降低，擴孔孔徑，擴孔材料密實度對延性影響不大，而增加擴孔深度有助于提高延性；

4) 為了提高樁土的抗震能力，應該使用松散砂并增加擴孔深度.

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(責任編輯：蔣培玉)

Experimental investigation on seismic performance of micropile with predrilled oversize hole

ZHUANG Yizhou1，WANG Shengzhi1，F(xiàn)AN Zhenghui2，CHEN Bin1，HAN Yutian1

(1.College of Civil Engineering，F(xiàn)uzhou University，F(xiàn)uzhou，F(xiàn)ujian 350116, China;2.Fujian Yongfu Project Consultant Company，F(xiàn)uzhou，F(xiàn)ujian 350108, China)

Indoor full-scale cyclic lateral loading experiments of 6 micropiles with different predrilled-hole parameters were carried out.From the experiments, their hysteresis curves and skeleton curves, as well as energy dissipation capacity and ductility were obtained to reflect seismic performance.These conclusions will make contribution to the practical application of proposed aseismic semi-integral abutment bridge and provide reference for the hole-predrilling technology in integral abutment bridges.

aseismic semi-integral abutment bridge; micropile with predrilled oversize hole；seismic performance；energy dissipation capacity；ductility

2014-12-05

莊一舟(1964-) 教授, 主要從事無縫橋研究，478372092@qq.com

國家自然科學基金資助項目(51278126); 福建省自然科學基金資助項目(2013J01187)

10.7631/issn.1000-2243.2016.04.0510

1000-2243(2016)04-0510-06

U443.5

A