鋼管混凝土嵌巖樁鋼-混凝土聯合承載規律試驗研究

劉明維，朱晨浩，阿比爾的，陳 玨，劉 耕，吳文鳳

(1. 重慶交通大學 國家內河航道整治工程技術研究中心，重慶 400074；2. 水利水運工程教育部重點實驗室（重慶交通大學），重慶 400074；3. 四川省交通勘察設計研究院有限公司，四川 成都 610000)

鋼管混凝土嵌巖樁是深水和淺覆蓋層環境下的新型深基礎型式，既能滿足深水施工，同時也能實現樁基承載功能。鋼管混凝土嵌巖樁是由外側進入巖層較淺的鋼管和內側嵌入中風化巖層一定深度的鋼筋混凝土組成，與傳統的鋼筋混凝土嵌巖樁和鋼管混凝土樁相比，具有鋼管、混凝土和鋼筋三者共同受力的特點。在正常的服役環境下，樁身既要承受來自上部結構的靜載，又承擔船舶撞擊力、波浪力及水流力等周期性水平荷載的作用。為保證鋼管混凝土嵌巖樁及碼頭上部結構的正常運行，有必要對長期處于水平循環荷載作用下的鋼管混凝土嵌巖樁聯合承載規律開展深入研究。

目前，國內外有關學者針對鋼管混凝土樁的聯合承載性能開展了諸多研究。美國公路橋梁設計規范[1]與日本大芝橋的設計與施工[2]指出，當鋼管壁厚超過3 mm 時，即會出現聯合承載情況；黃亮生等[3]以蘇通大橋為例，介紹了一種聯合承載的計算分析方法；汪承志等[4]依托重慶港果園碼頭二期工程等研究，結合數值模擬的方法，提出了聯合承載的樁頂優化設計；Fam 等[5]開展了水平循環荷載作用下鋼管混凝土樁的破壞試驗，探究鋼管與樁芯混凝土的黏結強度對樁身整體強度和韌性的影響；許開成等[6]通過開展鋼管混凝土推出試驗，分別獲得了外加荷載與界面滑移、鋼-混凝土界面黏結應力與界面滑移的本構關系；Qu 等[7]通過試驗探究了混凝土與鋼管間的黏結規律和宏觀機械咬合力，獲得界面黏結應力的分布規律，提出臨界剪力傳遞長度的概念；王廷偉等[8]采用模型試驗與有限元相結合的方法，計算并驗證了圓形截面鋼管混凝土樁承載力，將理論分析結果與試驗結果加以對比，提出了圓形截面鋼管混凝土構件承載力簡化計算方法；張小龍等[9]認為外鋼管與樁芯混凝土的相互作用是設計鋼管混凝土結構的關鍵，并闡述了外鋼管與樁芯混凝土之間發生復合作用的原理；蔣建平等[10]基于改進的p-y 曲線法提出了一種適合復雜地基條件的水平受荷樁彎矩和位移計算方法；鐘善桐[11]通過試驗和研究發現,在保證鋼管混凝土樁兩端密封的情況下,鋼-混凝土的協同工作是可靠的,不會影響構件承載力的計算及節點剪力的傳遞過程;王鐵成等[12]通過鋼管混凝土推出試驗分析了樁身承載性能與鋼-混凝土黏結形式的關系；劉振宇等[13]首次采用對拉法和彎拉法測定了鋼管混凝土之間的界面強度值，在此基礎上，探討了外界溫度和混凝土收縮對鋼管混凝土界面脫黏的影響。

綜合國內外學者已有研究表明，鋼管與混凝土存在聯合承載特性，但針對鋼管混凝土嵌巖樁在水平循環荷載下的承載特性，尚未給出明確的聯合承載規律及截面荷載分配規律。本文基于大比尺模型試驗的方法，開展水平循環荷載下鋼管混凝土嵌巖樁聯合承載規律試驗研究，實測鋼管混凝土嵌巖樁在水平循環荷載下樁身各部位的軸向應變，分析鋼管、鋼筋和混凝土的聯合承載特性及鋼管混凝土嵌巖樁截面荷載分配比。

1 試驗設計

試驗以重慶果園港5 000 t 級碼頭前沿鋼管混凝土嵌巖為研究對象，基于國家內河航道整治工程技術研究中心的大型港工試驗系統，以模型試驗的幾何相似準則為基準，綜合考慮試驗場地、試驗精度和加載裝置等實際情況，確定模型幾何比尺λL=7.3，模型材料與原材料一致，制作了3 根大比尺鋼管混凝土嵌巖樁模型，模型尺寸見表1，模型見圖1。焊接箍筋處應避開測點，故箍筋間距不等距。

表1 原型與模型對照Tab. 1 Comparison between prototype and model

本試驗共設置3 類測點。其中，第1 類測點位于鋼筋籠上；第2 類測點位于鋼管外壁上；第3 類測點位于鋼管內壁混凝土測塊上，模型測點布置如圖1 所示。因在對稱循環加載時，樁身兩側的應變值會出現偏差，故本試驗對樁基兩側相同樁身高度處均布置了測點。鋼管采用彈性模量為200 GPa 的Q235A 鋼材，鋼管內壁等分焊接了8 根長1.85 m、直徑8 mm 的二級帶肋鋼筋；鋼筋籠模型的主筋采用8 根長2.8 m、直徑8 mm 的二級帶肋鋼筋，根據模型幾何比尺的換算，主筋保護層的厚度取20 mm，樁端取10 mm，且兩端各彎起100 mm 用于錨固。鋼筋籠模型的箍筋采用23 根直徑4 mm 的一級光圓筋，單面焊接長度為50 mm，為避免焊點對應變片的影響，箍筋間距不等分，以保證應變片上下50 mm 的范圍內無焊點。考慮實際樁長情況、樁身應力傳遞區范圍以及加載端的局部效應影響等因素，鋼管混凝土嵌巖樁模型樁長2.6 m，其中懸臂段1.7 m，嵌巖段0.9 m，如圖2 所示。

圖1 試驗模型樁及測點布置（單位：mm）Fig. 1 Layout of test model piles and measuring points (unit: mm)

圖2 模型尺寸（單位: mm）Fig. 2 Model size (unit: mm)

按5 000 t 級船舶靠泊碼頭計算，船舶撞擊力為1 000 kN，采用有限元軟件進行碼頭橫向排架受力計算，將上部最不利荷載簡化到前沿鋼管混凝土嵌巖樁樁頂，并依據相似準則推算了該處的模型荷載為9 kN。考慮樁基設計預留安全富余及便于分析鋼-混凝土聯合受力效果，本試驗分別取18.0、22.5 和27.0 kN 來模擬鋼管混凝土嵌巖樁樁頂荷載，參考《建筑結構試驗》[14]中的疲勞試驗加載制度，將船舶靠泊荷載用簡化的正弦曲線，采用單向水平循環加載控制方式，并在循環加載試驗開始前進行預加載，加載值為最大荷載的20%，加載頻率為0.2 Hz，采集頻率為20 Hz。當動作器加載系統明顯不穩定、實際水平循環幅值急速下降或地基明顯破壞時，認為樁基發生破壞，即可終止試驗。

2 樁身聯合承載特性

2.1 樁身軸向協同應變規律分析

不同高程的樁身軸向應變隨循壞次數的變化如圖3 所示。由試驗結果分析可知，樁身軸向應變與截面材料、樁身高程、循環幅值及循環次數等因素有關，即：

式中：εp、εcon、εr分別為鋼管、混凝土和鋼筋的軸向應變；E 為截面材料的彈性模量；h 為樁身截面所在高程；f 為循環荷載幅值；n 為水平循環次數。

由圖3 分析可得，鋼管、混凝土及鋼筋應變規律一致，三者協同受力。從整體上看，在OA 段時，樁身處在循環初期，鋼管、鋼筋和混凝土的軸向應變隨循環次數累積而增長，此時樁身應力持續增加，地基應力減??；在AB 段時，樁身應變保持穩定并伴隨一定波動，此時樁基整體應力分配穩定；BC 段的鋼管、鋼筋和混凝土應變出現劇烈波動，并伴隨一定下降趨勢，樁基應力狀態持續變化；在CD 段時，位于樁身鋼-混凝土變截面處的混凝土部分被壓碎，而樁身混凝土保持完整未開裂，樁身上部鋼-混凝土界面并未完全脫開，如圖4 所示，此時樁身發生整體轉動，樁身應變減小。根據試驗結果，不同循環荷載幅值下樁身應變發展規律如表2 所示。

在不同循環荷載幅值下，樁身累計循環次數與樁基疲勞壽命（樁基破壞時的循環次數）關系大致符合如下規律：第1 階段，循環次數從零增長至樁基疲勞壽命的8.66%，第2 階段為79.66%，第3 階段6.06%，第4 階段5.62%。

圖3 22.5 kN 樁身軸向應變Fig. 3 22.5 kN pile axial strain diagram

圖4 樁基破壞模式Fig. 4 Failure mode of pile foundation

表2 不同循環荷載幅值下樁身應變的發展階段劃分Tab. 2 Development stage division table of pile body strain under different cyclic load amplitudes

2.2 樁身軸向應變差分析

樁身軸向應變差代表了樁基在受荷條件下抵抗截面黏結強度的大小，即：

通過監測鋼管、混凝土和鋼筋三者間的應變差，分析了不同樁身位置處鋼-混凝土界面的應變關系，間接反映了水平循環荷載下樁身聯合承載特性，如圖5 和6 所示。

從圖5 中可以發現，在相對低循環幅值時，鋼管-混凝土軸向應變差規律基本一致。在樁身頂端，由于動作器的約束作用，兩者的應變差趨近于零，此時二者應變協同，聯合承載效果較好。沿樁身往下，由于鋼管與混凝土之間存在一定的黏結作用，該作用在一定程度上限制了兩者應變的自由發展，有利于聯合承載；但越靠近樁底，樁身荷載越大，應變發展越大，二者的黏結作用已無法抵抗不均勻應變，樁身的聯合承載性能弱化，并在樁底處達到最大應變差。

從圖6 中可以看出，在3 種循環幅值下，相比鋼管-混凝土應變差，鋼筋-混凝土應變差值更小，二者聯合承載性能更好，且沿樁身往下差值穩定，無較大波動；27 kN 下出現的異常應變差可能是由于測點失效所致。

圖5 鋼管、混凝土應變差Fig. 5 Diagram of strain difference between steel casing and concrete

圖6 鋼筋、混凝土應變差Fig. 6 Rebar and concrete strain difference diagram

綜合分析圖5 和6 得，樁身聯合承載主要受鋼管與混凝土控制。在水平循環荷載下鋼管混凝土嵌巖樁的樁身應變差主要存在于鋼管與混凝土之間，樁身截面受力不均，二者的聯合承載性能沿樁身往下逐漸弱化，在樁底達到最大應變差；但內置鋼筋與混凝土始終保持應變協同，聯合承載性能較好，二者可作為同一受荷構件考慮。

2.3 樁身截面協同受彎分析

為探討水平循環荷載作用下，鋼管、混凝土和鋼筋的截面荷載分配規律，定義截面彎矩比以描述各測點彎矩占截面總彎矩的比重。將該模型簡化為存在一集中荷載的懸臂梁，根據等截面直梁純彎曲的正應力強度條件：

結合廣義胡克定律：

圖7 循環幅值為22.5 kN 樁身截面彎矩比Fig. 7 22.5 kN pile section bending moment ratio

計算并繪制了22.5 kN 循環幅值下樁身截面彎矩分配比，如圖7 所示。由圖7 可得，在循環加載過程中，沿樁身軸向各測點的截面彎矩比不斷變化，即鋼管、混凝土、鋼筋的應力持續發生重分布，三者雖聯合承載，但所承擔荷載各不相同。沿樁身自由側向下，鋼管承擔的截面彎矩比逐漸增大，鋼筋承擔的截面彎矩比幾乎不變，而由混凝土承擔的截面彎矩比逐漸減小。

該現象表明，在彎矩較小的樁頂處，樁身荷載主要由混凝土承擔，且承擔比超過70%，樁身聯合承載受混凝土截面控制；沿樁身往下，截面所承擔的荷載總量增大，但混凝土的截面彎矩比開始向鋼管轉化，樁身截面聯合承載受二者共同控制；在靠近樁身底部，鋼管與混凝土承擔的彎矩近似相等，兩者受彎同步。在同一樁身高度，鋼管、鋼筋、混凝土在3 種循環幅值下的樁身截面彎矩比如圖8 所示，在同一樁身截面處，隨著循環幅值的增大，鋼管彎矩占比越大，混凝土彎矩占比越小，兩者聯合承載越早達到受彎同步狀態，或兩者受彎同步的樁身位置上移。

圖8 3 種循環幅值下樁身截面彎矩比Fig. 8 Pile section bending moment ratio under three cyclic amplitudes

3 結 語

本文通過大比尺模型試驗，獲得了水平循環荷載下樁身鋼管、鋼筋和混凝土的應變值以及樁身軸向協同應變的4 個階段，計算了沿樁身往下鋼管-混凝土、鋼筋-混凝土的應變差，分析了樁身截面的協同受彎規律。

（1）在水平循環荷載下的鋼管、鋼筋和混凝土軸向應變規律基本一致，均滿足線性增長、平穩波動、劇烈震動和急速下降4 個階段，且分別占樁基疲勞壽命的8.66%、79.66%、6.06%和5.62%。

（2）在水平循環荷載下，鋼管混凝土嵌巖樁的樁身應變差主要存在于鋼管與混凝土之間，二者的聯合承載性能沿樁身往下逐漸弱化，樁身同截面受力不均；內置鋼筋與混凝土始終保持應變協同，聯合承載性能較好，二者可作為同一受荷構件整體考慮。

（3）在彎矩較小的樁頂處，樁身彎矩主要由混凝土承擔，沿樁身往下，混凝土截面彎矩比開始向鋼管轉化，在靠近樁身底部，鋼管與混凝土承擔的彎矩近似相等，兩者受彎同步；在同一樁身截面處，循環幅值越大，兩者越早達到受彎協同狀態。