摘要
整体式无缝桥中的混凝土基桩侧向刚度过大,难以满足桥梁的纵向变形,提出一种UHPC/RC材料串联形成的阶梯桩来满足整体桥纵向变形需求。设计制作了2根UHPC/RC阶梯桩模型(无、有预应力),并对其进行水平低周往复荷载试验,通过桩身破坏特点、滞回曲线、骨架曲线、等效黏滞阻尼比、刚度退化等研究其耗能能力及抗震性能。结果表明:无预应力阶梯桩的破坏位置在3倍桩径的埋深位置,桩身开裂时桩顶的位移荷载为8~10 mm;有预应力阶梯桩的破坏位置在6倍桩径的埋深位置,桩身开裂时桩顶的位移荷载为10~15 mm。说明预应力的施加能有效提高阶梯桩抗裂能力及抗震性能,并满足整体桥水平变形需求。采用OpenSees软件对阶梯桩支承的整体桥进行参数分析发现,预应力度、桩上下段长度比与刚度比增大均可提高阶梯桩的水平承载力与变形能力。
整体桥取消了伸缩缝、伸缩装置和支座,其整体性与耐久性较好,是一种适用于高烈度地震地区和寒冷地区的可持续性桥
针对上述问题,考虑水平荷载作用下柔性桩的变形及内力特点,将桩身分成2段:上段采用超高性能混凝土(Ultra-High Performance Concrete,UHPC),在保证竖向承载能力的前提下,可适当缩小上段桩身截面尺寸,弱化基础水平向刚度,增强其变形能力。黄福云
众多学者对UHPC桩进行了试验及有限元分析。Voort
笔者以福建省某整体桥为工程背景,为提高UHPC-RC阶梯桩的抗裂性能及整体性,在阶梯桩上布置预应力筋,开展不同预应力下UHPC-RC阶梯桩桩-土相互作用拟静力试验,研究带预应力的阶梯桩在水平低周往复荷载作用下的水平承载能力衰减规律、桩身变形分布规律、破坏模式及桩-土相互作用变化规律,然后进行数值参数分析,得到主要影响因素及其影响规律。
以福建省永春县上坂大桥为工程背景,该桥为整体式桥台无缝桥,台下桩采用普通混凝土桩,其截面是尺寸为700 mm×500 mm的矩形,桩长为12.6 m。李增
为讨论预应力对阶梯桩的影响,两根模型桩中均布置相同的预应力筋,区别在于模型桩U-RC1未张拉(无预应力)、U-RC2已张拉(有预应力),模型桩的具体参数见
编号 | 材料 | 截面形式 | 桩长/m | 预应力 | |||
---|---|---|---|---|---|---|---|
上段 | 下段 | 上段 | 下段 | 上段 | 下段 | ||
U-RC1 | U130 | C40 | H形 | 矩形 | 1.4 | 2.1 | 无 |
U-RC2 | 有 | ||||||
RC1 | C40 | 矩形 | 3.5 | 无 |
参考模型桩RC1的钢筋布

(a) 矩形截面

(b) H形截面
图1 纵向钢筋及预应力筋布置图
Fig. 1 Arrangement of longitudinal and prestressed reinforcement
根据模型尺寸、边界条件及试验场地条件,综合选用长×宽×高为2 m×3 m×4 m的土箱,土箱由预制钢板拼接而成,底部为1 cm厚的钢板,钢板留有圆孔与地锚相连,如

图2 试验土箱
Fig. 2 Soil box for test
含水量ω/% | 密度ρ/(g/c | 内摩擦角φ/(°) | 平均标贯击数N | 相对密实度Dr/% |
---|---|---|---|---|
4.6 | 1.90 | 35 | 16 | 53 |
试验采用砂土模拟实地土质,根据《土的工程分类标准》(GB/T 50145—2007
试验采用福州大学结构馆MTS电液伺服加载系统,如

图3 试验布置图
Fig. 3 Layout of test

图4 水平位移加载时程
Fig. 4 Loading process of horizontal displacement
试验布置有应变片、位移计、土压力盒共3种传感器,限于篇幅,暂不分析土压力和位移数据。

图5 应变片布置
Fig. 5 Arrangement of strain gauges
桩身表面混凝土破坏程度可分成3个等级:微裂缝、中等裂缝和宽裂缝。微裂缝:桩身表面混凝土裂缝处于发展初期,此时能够观察到明显的裂缝,但裂缝尚未贯穿整个截面;中等裂缝:桩身表面混凝土裂缝发展至贯穿整个截面,但未出现钢筋裸露现象;宽裂缝:桩身产生贯穿裂缝后,表面混凝土压碎、脱落,并伴随钢筋裸露现象。3根模型桩的具体破坏特征见
编号 | 裂缝数量 | 裂缝位置 (入土深度/m) | 破坏特点 |
---|---|---|---|
U-RC1 | 1 | 0.44 | 中等裂缝 |
U-RC2 | 4 |
0.47 0.67 0.85 0.99 |
微裂缝 中等裂缝 宽裂缝 中等裂缝 |
RC1 | 3 |
0.57 0.74 0.96 |
微裂缝 宽裂缝 中等裂缝 |
由

(a) 试件U-RC1

(b) 试件U-RC2

(c) 试件RC
图6 试件的破坏模式
Fig. 6 Failure modes of specimens
比较试件U-RC1和U-RC2的破坏模式,试件U-RC2主裂缝位置在埋深0.85 m(6D)处,相比试件U-RC1,下降了约0.41 m,说明预应力的存在使得上下两段桩身协同受力,可以显著增强桩-土间的相互作用。试件U-RC1的破坏模式类似于少筋梁,表现为很强的脆性,一旦裂缝出现,其发展将不受限制,原因可能是UHPC段H形截面空间有限,通长的纵向钢筋少。混凝土一旦开裂,就会导致纵向钢筋断裂破坏,桩身绕着初始裂缝位置转动,直至该点发生破坏,导致其抗弯、抗拉能力减弱。
比较试件RC1和U-RC2的破坏模式发现,相比试件RC1,试件U-RC2主裂缝位置下降了约0.11 m,这是因为RC1截面尺寸较大,土体的抗力作用更显著。而且由
当位移荷载较大时,桩身混凝土开裂,此时应变片测得的应变不可靠,因此,仅给出小位移下的桩身应变。

(a) 试件U-RC1应变数据

(b) 试件U-RC2应变数据

(c) 试件RC1应变数
图7 应变沿桩身分布曲线
Fig. 7 Strain distribution curves along piles

(a) 5 mm桩身应变

(b) 8 mm桩身应变
图8 模型桩桩身应变对比
Fig. 8 Strain comparison of model piles
编号 | 开裂荷载/kN | 开裂位移/mm | 开裂位置(入土深度)/m |
---|---|---|---|
U-RC1 | 4.17~4.70 | 8~10 | 0.44 |
U-RC2 | 8.48~11.28 | 10~15 | 0.350~0.965 |
RC1 | 4.21~5.75 | 5~8 | 0.450~0.850 |
当模型桩处于弹性范围内时,沿桩深方向的弯矩可以基于平截面假定,近似地通过桩身两侧应变值换算得到。具体的换算公式为
(1) |
式中:M为桩身弯矩,kN·m;εt为拉应变;εc为压应变;D为桩径,m;E为桩身混凝土弹性模量,MPa;I为换算截面惯性矩,

(a) 试件U-RC1

(b) 试件U-RC2

(c) 试件RC
图9 模型桩桩身弯矩分布曲线
Fig. 9 Bending moment distribution curves of model piles
由
由

(a) 试件U-RC1

(b) 试件U-RC2

(c) 试件RC
图10 滞回曲线
Fig. 10 Hysteresis curves

图11 骨架曲线
Fig. 11 Skeleton curves
由
模型桩 | Py/kN | Yy/mm | Yu/mm | 位移延性系数 |
---|---|---|---|---|
U-RC1 | 5.41 | 14.31 | 40.00 | 2.80 |
U-RC2 | 16.09 | 29.24 | 100.00 | 3.42 |
RC-1 | 13.53 | 27.00 | 120.00 | 4.44 |
为了更准确地了解3根模型桩的抗震性能和耗能能力,计算得到3根桩的等效黏滞阻尼比。等效黏滞阻尼比ξe是衡量模型桩-土体系抗震能力的重要指标之
(2) |
式中:为滞回环面积(滞回耗能能力);为2个三角形的面积之和(弹性应变能),见
从

(a) 计算图示

(b) 模型桩等效黏滞阻尼比
图12 等效黏滞阻尼比
Fig. 12 Equivalent viscous damping ratio
当位移荷载大于40 mm时,试件RC1的等效黏滞阻尼比随着位移的增大而上升,因为桩-土体系进入塑性屈服阶段,耗能能力大幅提升。但是试件U-RC2的等效黏滞阻尼比却随着位移的增大而缓慢下降,这主要是试件U-RC2预应力张拉不对称引起的。从
结构的刚度退化是反映结构抗震性能的一个重要指标,根据规
(3) |
式中:+Pi,max、-Pi,max分别为第i次循环正、反向加载时对应的峰值点荷载;+Yi,max、-Yi,max分别为第i次循环正、反向加载时对应的峰值点位移。
由

图13 刚度退化曲线
Fig. 13 Stiffness degradation curves of model piles
比较发现,在相同位移荷载作用下,试件U-RC2和RC1桩-土体系的割线刚度相差不大,但两者均明显比无预应力的试件U-RC1大,且刚度退化速率更缓慢。试件U-RC2割线刚度由位移为2 mm时的1.12 kN/mm逐渐退化为0.19 kN/mm,破坏时的割线刚度下降至桩顶水平刚度的16.96%,而试件U-RC1在位移为40 mm时割线刚度就已经退化到0.16 kN/mm,为初始割线刚度的18.18%,所以,预应力的施加不仅可以增大阶梯桩桩-土体系的刚度,而且可以增强桩的塑性变形能力,延缓刚度退化。
借助OpenSees数值分析软件,建立预应力UHPC-RC阶梯桩桩-土相互作用非线性数值分析模型,如

图14 桩-土相互作用数值模型示意图
Fig. 14 Schematic diagram of pile-soil interaction numerical model
无粘结预应力钢筋采用truss单元模拟,材料为steel02,通过对steel02材料施加初始应力来实现预应力的张拉。预应力筋两端通过刚臂单元(elasticBeamColumn element)与桩端相连,其余节点与桩身节点自由度耦合,释放轴向的自由度以实现无粘结预应力筋和混凝土的滑移,如

图15 无粘结预应力模拟示意图
Fig. 15 Schematic diagram of unbonded prestressed simulation

(a) U-RC2模型验证

(b) RC1模型验证
图16 有限元模型验证
Fig. 16 Validation of the FE model
通过上述方法建立上坂大桥原基桩的有限元模型,分析预应力度、上下段桩长比值、上下段桩抗弯刚度比值对预应力UHPC-RC阶梯桩水平承载能力的影响。上坂大桥原基桩的截面及配筋如

(a) 上坂大桥原基桩截面

(b) UHPC段截面
图17 截面纤维划分
Fig. 17 Fiber section meshing
预应力是影响UHPC-RC阶梯桩水平承载力的重要因素,混凝土有效预压应力(下段截面)值取0、2、4、6、8 MPa。各参数取值下UHPC-RC阶梯桩的骨架曲线如

图18 不同预应力下阶梯桩骨架曲线
Fig. 18 Skeleton curves of stepped pile under different prestressing
UHPC-RC阶梯桩的UHPC段长度对其承载能力影响较大。

图19 不同长度比值下阶梯桩骨架曲线
Fig. 19 Skeleton curves of stepped pile under different length ratio
UHPC-RC阶梯桩上下两段桩的抗弯刚度比值是影响阶梯桩承载能力的重要因素。

图20 不同抗弯刚度比值下阶梯桩骨架曲线
Fig. 20 Skeleton curves of stepped pile under different bending stiffness ratio
通过对2根UHPC-RC阶梯桩和1根RC桩拟静力试验结果进行分析和比较,并基于OpenSees的数值模拟,分析了预应力度、上下段桩长比值、上下段桩抗弯刚度比值对预应力UHPC-RC阶梯桩水平承载能力的影响,得出以下主要结论:
1)试验结果表明,水平往复位移荷载下,无预应力UHPC-RC阶梯桩桩顶水平开裂位移为8~10 mm,而施加预应力后UHPC-RC阶梯桩桩顶水平开裂位移为10~15 mm。预应力的施加能有效提高阶梯桩的开裂位移与开裂荷载。
2)比较两根阶梯桩试件的承载和抗震能力可知:预应力UHPC-RC阶梯桩桩-土相互作用的效果更好,桩-土体系的综合刚度更大,水平极限承载力更高,体系抗震性能更强。由于纵筋提前屈服,致使延性和黏滞阻尼比在试验后期有所下降。因此,建议实际工程中适当提高UHPC配筋率与钢筋等级。
3)比较预应力阶梯桩和等截面桩的承载力、刚度退化、抗震能力、延性可知:预应力UHPC-RC阶梯桩承载能力接近等截面桩,两者刚度退化速率基本一致,但等截面桩耗能能力和延性优于阶梯桩。预应力UHPC-RC阶梯桩的开裂位移及开裂荷载均大于等截面桩,可以很好地满足整体桥基桩往复变形而不开裂的需求。
4)应用OpenSees既有的本构关系建立的考虑无粘结预应力滑移滞回分析模型能较好地模拟UHPC-RC阶梯桩的滞回曲线。UHPC-RC阶梯桩水平承载力随着预应力的增大而提高,随着UHPC段长度的增大而减小,随着UHPC段抗弯刚度的增大明显增大。
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