黃福云，單玉麟，莊一舟，羅小燁, 陳寶春

(福州大學土木工程學院，福建 福州 350108)

0 引言

無縫橋主要分為整體橋、 半整體橋和延伸橋面板橋3種形式，整體橋憑借其良好的整體性、 經濟性和維護成本低等特點在歐洲和北美等國家得到了廣泛的應用[1]. 但整體橋對樁基的水平變形要求較其他兩種無縫橋高. 混凝土微型樁憑借其承載能力高、 變形能力好、 對土層適應能力強、 施工方便等優(yōu)點在歐洲和北美等國家得到了一定的應用[2]. 為此，福州大學提出在無縫橋中采用混凝土微型樁以適應其溫度變形的需要，并開展相關研究，如付毳[3-5]、 陳云[6]和莊一舟[7]等均指出微型樁具有較好的變形能力和耗能能力. 大量研究表明，應用于整體橋中的樁基礎若采用擴孔方式能更好地適應樁基大變形的要求. 如國內外相關規(guī)范[8-11]指出在整體橋樁頂一定深度范圍內擴孔可以適應樁基大變形的需要；陳寶春等[12]指出采用擴孔樁有更大的柔度和更小的應力可適應整體橋樁基礎較大的水平運動.

為此，國內外對整體橋擴孔樁基礎的受力性能也開展了部分研究. 如Yang等[13]分析了擴孔孔內填砂與否、 密實度對整體橋H型鋼樁的影響；Darren等[14]對整體橋實橋進行調查發(fā)現孔內填充松散材料可以增加樁基的變形能力；Arockiasamy等[15]研究了擴孔填料、 地下水位高度、 土體類型及樁基朝向對整體橋樁基受力的影響；White等[16-18]指出樁頂部一定范圍內設置外套波紋管能有效降低樁周土體的抵抗作用和樁身彎矩；林毅標等[19]開展了整體橋擴孔混凝土樁-土擬靜力試驗，并研究了不同擴孔尺寸和填料等參數的影響，研究表明擴孔混凝土樁基礎的耗能能力較好. 以上研究表明，對整體橋擴孔樁基礎的研究大多集中于H型鋼樁，對其擴孔微型樁-土相互作用的受力性能和機理研究還不夠深入, 而且由于各國國情、 工程經濟性與施工便利性等原因，混凝土樁基在中國、 德國、 瑞士等國家也被廣泛應用于整體橋中[16, 20]. 鑒于微型樁的諸多優(yōu)勢，開展整體橋擴孔混凝土微型樁的受力性能研究是十分必要的，有利于進一步推動整體橋的廣泛應用和發(fā)展.

為此，本研究設計制作了5根足尺混凝土微型樁，開展不同擴孔參數下微型樁的單向循環(huán)往復擬靜力試驗，研究不同擴孔參數對微型樁位移-荷載曲線、 樁身彎矩、 位移和土抗力等方面的影響，進一步探討整體橋擴孔微型樁-土系統(tǒng)的相互作用機理，并提出微型樁身水平變形計算方法，為整體橋樁基礎的設計與計算提供參考.

1 試驗簡介

1.1 微型樁設計

本試驗設計制作了5根C40混凝土微型樁，編號分別為UMP-1～UMP-5. 微型樁長3.0 m，直徑100 mm. 樁內配制6Φ10 mm的主筋，配筋率為6%；箍筋采用直徑Φ6 mm的普通圓形雙肢箍，間距為200 mm，樁頂深度1 m范圍箍筋加密，間距為100 mm.

為便于試驗加載，在樁頂設計了長、 寬、 高為400 mm×300 mm×200 mm的樁帽(加載頭)，該加載頭(樁帽)為液壓伺服加載系統(tǒng)(MTS)作動器與微型樁的連接件. 實測樁基試件混凝土立方體試塊28 d抗壓強度為39.3 MPa，泊松比為0.3，彈性模量為32.5 GPa. 微型樁尺寸與澆筑試件如圖1所示.

1.2 土箱與土體參數

試驗中鋼箱的尺寸為2 000 mm(非加載方向)×3 000 mm(加載方向)×4 000 mm(高)，壁厚8 mm.

采用閩江砂土，試驗前先將試件樁放于土箱中心位置，再將砂土以20 cm厚分層填入模型箱并振實，直至填筑完成，最后將土箱錨固在試驗室反力地坪上. 在完成裝土后，試件樁最終入土深度為3.0 m. 然后從壓實的砂土中采取試驗土樣，通過烘干法進行含水率的測定，根據《巖土工程勘察規(guī)范(GB 50021—2018)》[21]查得，試驗用砂為密實砂土，含水量為4.6%(質量分數)，相對密實度為68%，砂土相關參數如表1所示.

表1 試驗用砂參數

1.3 擴孔方法和擴孔參數

擴孔微型樁試驗照片如圖 2所示. 試驗選擇波紋管作為擴孔裝置，波紋管壁厚為0.6 mm. 根據擴孔微型樁的主要影響因素，分別選取擴孔深度、 擴孔孔徑和孔內填料密實度作為參數. 孔內砂土與孔外砂土的物理力學參數如表2所示. 其中，Ci(i=1, 2, 3)表示孔內砂土填料密實度等級，C4為孔外砂土密實度等級，則C1

表2 砂土的物理力學參數

1.4 測點布置

圖3為傳感器布置圖.

每根試件布置了30個縱向應變片，兩側各15個，布置間距為200 mm，應變片編號為S1～S30，如圖3(a)所示. 樁身兩側共布置了16個土抗力計，編號為T1～T16，布置間距如圖3(b)所示. 另外，布置了8個位移計，編號為D1～D8，其中樁頂的位移計(D1)用于比較作動器的行程，其余7個用于測量土內樁身變形，布置間距如圖3(c)所示. 本研究采用一種特殊設計的土體內樁身變形測量方法[22]. 而對砂土的變形，采用在每一級位移荷載作用下，通過現場試驗和卷尺測量樁-土脫空距離對砂土的變形進行測定.

1.5 試驗裝置與加載制度

試驗加載采用福州大學MTS電液伺服加載系統(tǒng)，其作動器與樁帽連接，在樁頂施加單向循環(huán)位移荷載. 試驗裝置如圖4(a)所示. 加載方案為：前期加載，采用2、 5、 8和10 mm水平往復位移；中期加載，在10～30 mm位移階段，每級荷載以5 mm為增量；后期加載，在30 mm位移之后，每級荷載以10 mm為增量. 當試件承載力下降至極限承載力的85%時，視為試件破壞，加載停止. 加載速度為1.0 mm·s-1，每級荷載循環(huán)3次，加載歷程如圖4(b)所示.

2 試驗結果分析

2.1 破壞現象

試驗得到了5根樁的破壞特征，僅給出UMP-1的破壞情況，如圖5所示. 分析表明，在單向循環(huán)位移荷載作用下，不同擴孔微型樁的破壞形態(tài)均表現為彎曲破壞. 從圖5可以看出，UMP-1在樁頂3.0D～8.0D埋深(D為樁徑)范圍內產生了數條彎曲裂縫，裂縫間距大約為1.0D. 另外，UMP-1～UMP-5試件基本表現出相似的破壞情況，其最大裂縫主要分布在6.0D埋深附近. 說明了不同擴孔方式對微型樁的破壞位置影響不大，但對沿埋深方向的樁身裂縫寬度有一定影響. 另外，UMP-1～UMP-5試件最終以混凝土被壓碎、 鋼筋屈服，樁-土體系產生明顯的脫空現象并達到極限承載力而破壞.

2.2 樁頂位移-荷載曲線

圖6分別給出UMP-1～UMP-5的樁頂位移-荷載曲線. 從圖6可知，各微型樁的位移-荷載曲線的變化規(guī)律基本可分為4個階段：彈性階段(O-A)、 彈塑性階段(A-B)、 塑性強化階段(B-C)和破壞階段(C-D). 從圖6還可知，比較UMP-1～ UMP-3微型樁位移-荷載曲線，擴孔內填料的密實度對微型樁彈性階段(O-A)并沒有明顯的影響. 對于塑性強化階段(B-C)，擴孔內填料密實度對微型樁的峰值荷載的影響并不顯著. 但峰值荷載所對應的側向位移卻不同，側向位移大小隨著密實度增大而減小. 可以說，擴孔微型樁的變形能力主要由擴孔內填料的密實度來決定，孔內填料密實度越小、 剛度則越小，變形能力也越好，越容易滿足整體橋變形的需要. 這是因為在同級位移荷載下，松散擴孔的微型樁越易變形，樁-土相互作用越明顯.

比較UMP-2和 UMP-4微型樁位移-荷載曲線，擴孔深度對微型樁彈性階段的變形能力影響并不明顯，對樁頂位移-荷載曲線的破壞階段則有較大影響. 相比淺擴孔微型樁而言，深擴孔微型樁的位移-荷載曲線的下降更為緩慢，表現出更好的延性.

比較UMP-2和 UMP-5微型樁位移-荷載曲線，兩者位移-荷載曲線在達到極限荷載之前基本一致，曲線變化發(fā)展規(guī)律較為相同，達到極限荷載的側向位移歷程也相同，說明擴孔孔徑對微型樁的受力性能影響不大.

2.3 樁身內力

樁身彎矩可由試驗實測的樁身各截面拉、 壓應變求得[23]. 文中僅給出5和15 mm位移荷載作用下UMP-1～UMP-5樁身彎矩分布情況，見圖7. 從圖7可知，各試件的彎矩分布規(guī)律基本為：沿埋深方向增加，并在6.0D埋深處達到最大值，隨后開始減小，并在15.0D埋深附近處開始反向增加，直至樁底處基本為零，其最大反向彎矩位于20.0D埋深附近處. 此外，擴孔深度、 擴孔孔徑和填料密實度對試件彎矩分布的影響較為明顯. 其中, 擴孔深度和孔徑越大，樁身彎矩也會隨之增大.

圖8為樁身最大彎矩與孔內填料剛度的關系曲線. 由圖8可知，UMP-1～UMP-3試件在各級荷載作用下的最大彎矩基本隨孔內填料剛度的增加而減小，這是因為在同級荷載作用下，擴孔填料剛度越小，微型樁越易變形，引起的樁側土抗力越小，而彎矩越大.

2.4 樁身側向位移

圖9為5和15 mm位移荷載下微型樁樁身側向位移. 由圖9可知，各微型樁在樁頂側向位移荷載作用下，其側向位移隨著埋深逐漸減小，主要變形區(qū)出現在0D～10.0D埋深范圍內，并在20.0D埋深處出現反向位移，反向位移值很小，接近1 mm.

由圖9可知，在樁身10.0D～30.0D埋深范圍內孔內填料密實度、 擴孔深度和孔徑對樁身側向位移的影響不大. 在樁身0D～10.0D范圍內，孔內填料密實度對樁身位移影響并不顯著，擴孔深度和孔徑對樁身側向位移卻有顯著的影響. 此外還可知，在樁身3.0D埋深處，UMP-2樁的位移分別約為UMP-4和UMP-5的2倍和1.7倍(見圖9(a))，UMP-2樁的位移分別約為UMP-4和UMP-5的2.3倍和1.16倍(見圖9(b))，也可說明擴孔深度和擴孔孔徑一般控制在3倍樁徑時可有效提高微型樁的變形能力.

2.5 樁側土抗力

圖10為5和15 mm位移荷載下微型樁樁側土抗力. 從圖10可知，微型樁在側向荷載作用下，樁側土抗力沿埋深方向的變化規(guī)律大致相同，即隨著埋深的增加逐漸減小，在10.0D埋深處減小至零后開始出現反向增大，在15.0D埋深附近達到反向最大值，隨后土抗力沿著深度方向逐漸減小，在樁底處基本為零.

比較圖10(a)、 (b)可知，孔內填料密實度、 擴孔深度和擴孔孔徑對樁側土抗力的變化規(guī)律有顯著的影響. 比較UMP-1、 UMP-2和 UMP-3的樁側土抗力可知，在樁身3.0D～6.0D埋深范圍內，擴孔內填料剛度越小，土抗力也越小. 比較UMP-2和UMP-4的樁側土抗力可知，在樁身3.0D～6.0D埋深范圍內，增大擴孔深度會使樁身土抗力顯著增大；而在樁身6.0D埋深范圍以下，擴孔深度的增加反而使樁身土抗力減小. 比較UMP-2和UMP-5樁側土抗力，增大擴孔孔徑會使樁側土抗力顯著減小.

從圖7和圖10可知，擴孔內填料剛度越小，樁身土抗力越小，在同級位移荷載作用下，樁身彎矩越大. 擴孔深度和擴孔孔徑也使樁身土抗力減小，樁身彎矩增大.

3 結語

通過開展不同擴孔參數下微型樁的擬靜力試驗，研究擴孔微型樁的側向受荷性能，得到以下主要結論.

1) 擴孔填料剛度越小，微型樁的變形能力越好，在樁身3.0D～6.0D埋深范圍內，其土抗力也越小，樁身彎矩越大，此外孔內填料密實度對于樁身位移影響也較小.

2) 擴孔深度對樁頂位移荷載曲線的破壞階段有較大的影響，相比于淺擴孔，深擴孔承載能力低、 但延性好和樁身彎矩大. 擴孔深度越大，樁身位移越小. 另外，在樁身3.0D～6.0D埋深范圍內，深擴孔使樁身土抗力顯著增大；在樁身6.0D埋深以下，深擴孔反而使樁身土抗力減小.

3) 擴孔孔徑對于樁頂位移荷載曲線影響并不顯著，擴孔孔徑越大，樁身土抗力越小，樁身位移也越小，但樁身彎矩越大.

4) 擴孔深度和擴孔孔徑一般控制在3倍樁徑時可有效提高微型樁的變形能力.