高陡縱坡段橋梁樁基礎(chǔ)模型試驗(yàn)研究

高陡縱坡段橋梁樁基礎(chǔ)模型試驗(yàn)研究

斜坡段橋梁樁基設(shè)計(jì)概念為了保護(hù)現(xiàn)有的自然環(huán)境，應(yīng)避免未經(jīng)處理的山地切割。它通常用于穿過(guò)河岸、峽谷和其他特殊地區(qū)。調(diào)研發(fā)現(xiàn),樁柱式橋梁在西部山區(qū)應(yīng)用非常廣泛,且多數(shù)位于橫坡上,如張(家界)花(垣)高速公路,樁柱式高架橋23座,其中17座處于橫坡段。對(duì)于橫坡段橋梁樁基,其除了承受上部結(jié)構(gòu)傳遞下來(lái)的傾斜偏心荷載外,還經(jīng)常承受施工、降雨及地震等引起的坡體變形而產(chǎn)生的邊載作用,其受力特性與平地上橋梁樁基差異顯著。長(zhǎng)期以來(lái),斜坡段橋梁樁基的設(shè)計(jì)計(jì)算均套用平地樁的相關(guān)理論,從而導(dǎo)致斜坡段橋梁病害日趨嚴(yán)重。有關(guān)斜坡段橋梁樁基的設(shè)計(jì)計(jì)算,關(guān)鍵在于邊坡與樁基相互作用的合理分析,而該問(wèn)題目前主要集中在抗滑樁等領(lǐng)域,由于其并未考慮樁頂復(fù)雜荷載作用,故所得研究成果亦不能直接用于斜坡段橋梁樁基設(shè)計(jì)。為此,文獻(xiàn)[10-11]曾依托某實(shí)際工程對(duì)高陡縱坡段橋梁?jiǎn)螛墩归_(kāi)了相關(guān)理論與試驗(yàn)研究,探討了高陡縱坡對(duì)基樁的作用形式,導(dǎo)得了陡坡段橋梁基樁內(nèi)力與位移分析的有限差分解。鑒于橋梁橫向(垂直于行車方向,如圖1所示)剛度明顯弱于縱向(平行于行車方向),且邊坡變形多沿橫向發(fā)展,故橫坡段橋梁樁基的安全問(wèn)題比縱坡段更為嚴(yán)重。為此,本文以相似理論為基礎(chǔ),擬通過(guò)橫坡段橋梁雙樁基礎(chǔ)室內(nèi)模型試驗(yàn),探討橫坡坡度及墩柱高度對(duì)樁柱受力與變形的影響,以期為類似工程提供參考。1相似準(zhǔn)則推導(dǎo)對(duì)于模型試驗(yàn)必須根據(jù)原型的結(jié)構(gòu)特點(diǎn),按照相似理論來(lái)確定其各項(xiàng)物理量,從而達(dá)到通過(guò)模型中物理量的變化規(guī)律來(lái)推測(cè)原型中相應(yīng)物理量的發(fā)展趨勢(shì)。換言之,模型試驗(yàn)是否合理,關(guān)鍵在于模型與原型之間是否滿足相應(yīng)的相似定律(如相似第一定理、相似第二定理及相似π定理)。其中,原型與模型相同物理量之間的關(guān)系可用相似比λi來(lái)表示,即為:式中:λi為原型與模型間物理量i的相似比;下標(biāo)p和m分別代表原型和模型。根據(jù)相似理論第三定理,易導(dǎo)得本次模型試驗(yàn)的相似指標(biāo)方程(推導(dǎo)過(guò)程另文詳述):式中:下標(biāo):P為樁頂豎向荷載;l為樁長(zhǎng);EI為樁柱抗彎剛度;m為地基抗力比例系數(shù);b為基樁有效計(jì)算寬度。將由式(1)得到的各物理量相似比代入式(2)中即可到本次模型試驗(yàn)的相似準(zhǔn)則:式(3)和式(4)中的K為定值。由式(2)~式(4)即可確定本次模型試驗(yàn)各物理量的取值,具體見(jiàn)表1和表2。2模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)2.1基槽內(nèi)進(jìn)行基槽內(nèi)進(jìn)行本試驗(yàn)在湖南大學(xué)巖土工程研究所大型試驗(yàn)基槽內(nèi)進(jìn)行,該基槽水平長(zhǎng)度7.2m,寬度3.5m,深度3.0m;試驗(yàn)加載裝置采用富力通達(dá)多通道協(xié)調(diào)系統(tǒng)加載。2.2模型試驗(yàn)巖體材料本次試驗(yàn)以張(家界)花(垣)高速公路中的某橫坡段樁柱式橋梁雙樁基礎(chǔ)為原型(圖1)。原型邊坡坡度45°~60°,坡高約55m,坡體分兩層,自上而下依次為強(qiáng)風(fēng)化白云質(zhì)灰?guī)r厚約15m、中風(fēng)化白云質(zhì)灰?guī)r厚約20m。模型試驗(yàn)巖土體材料由水泥、石膏、砂混合而成,其質(zhì)量配合比為2∶0.1∶0.1∶0.4(砂∶水泥∶石膏∶水)。原型與模型巖土體力學(xué)參數(shù)如表1所示,其中γ、φ、c、E、ν分別表示重度、內(nèi)摩擦角、內(nèi)聚力、彈性模量及泊松比。2.3型聚丙烯ppr介質(zhì)樁柱體系包括模型樁柱、系梁及蓋梁均由厚度為6.9mm的三型聚丙烯(PPR)管材通過(guò)熔接而成,如圖2所示。原型及模型樁柱的材料參數(shù)如表2所示。2.4測(cè)量系統(tǒng)(1)設(shè)“前樁”、“后樁”和“前樁”的組成采用百分表測(cè)量模型樁柱的水平位移。在前后柱頂(B1和B2)、前后樁頂(B3和B4)以及前樁與坡面交界處(B5)架設(shè)了五個(gè)百分表,如圖3所示。(2)柱高、柱、樁身彎矩采用電阻式電測(cè)應(yīng)變片來(lái)測(cè)量模型樁柱內(nèi)力變化,在模型基樁的受荷面,沿樁長(zhǎng)每12cm對(duì)稱布置一對(duì)應(yīng)變片,前后樁各9對(duì);在模型墩柱的前后兩側(cè),沿柱高每15cm對(duì)稱布置一對(duì)應(yīng)變片,前后柱各5對(duì)。應(yīng)變片數(shù)據(jù)均由DH3816電阻應(yīng)變采集儀采集。測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示。由各測(cè)點(diǎn)的拉壓應(yīng)變可計(jì)算該測(cè)點(diǎn)截面彎矩值,其計(jì)算公式為:式中:M為測(cè)點(diǎn)截面彎矩;εy、εl分別為樁柱測(cè)點(diǎn)截面的壓、拉應(yīng)變;其他參數(shù)同前。根據(jù)式(5)及樁土變形系數(shù)α,即可將實(shí)測(cè)樁身彎矩?zé)o量綱化:式中:;m為實(shí)測(cè)地基抗力比例系數(shù);z為測(cè)試點(diǎn)到樁頂距離;αz為無(wú)量綱深度;M(αz)為實(shí)測(cè)樁身無(wú)量綱彎矩;其他參數(shù)同前。2.5復(fù)雜荷載作用下的穩(wěn)定性試驗(yàn)受實(shí)際工程地質(zhì)地貌、水文條件等制約,縱坡段橋梁?jiǎn)螛兜膬?nèi)力與變形受樁柱高度、邊坡坡度等因素的影響較大。但這些因素對(duì)橫坡段橋梁雙樁基礎(chǔ)的影響如何,目前尚無(wú)定論。為此特制定了如表3所示的試驗(yàn)方案,以探求其在復(fù)雜荷載作用下的承載特性。試驗(yàn)布置如圖3和圖4所示。(2)荷載施加及施加過(guò)程根據(jù)橫坡段橋梁雙樁基礎(chǔ)的受荷特點(diǎn),將試驗(yàn)荷載分為柱頂豎向荷載P1、柱頂水平荷載F及坡頂豎向荷載p2,其中柱頂豎向荷載及坡頂豎向荷載由多通道協(xié)調(diào)加載系統(tǒng)施加,柱頂水平荷載則由自制的水平加載裝置施加,如圖3所示。荷載施加過(guò)程為:首先施加柱頂豎向荷載,分8級(jí),每級(jí)荷載為2kN,直到16kN;然后,保持柱頂豎向荷載16kN不變,施加柱頂水平荷載,分6級(jí),每級(jí)荷載為50N,荷載終值為300N;最后,保持柱頂豎向及水平向荷載不變,按每級(jí)50kN(113.6kPa)施加坡頂豎向荷載,直至模型失效。限于篇幅,每級(jí)荷載的穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)及模型失效標(biāo)準(zhǔn)另文詳述。(3)試驗(yàn)過(guò)程本次模型試驗(yàn)主要經(jīng)歷了模型制作、成型、養(yǎng)護(hù)加載與測(cè)試等幾個(gè)環(huán)節(jié),具體的試驗(yàn)過(guò)程如圖5所示。3試驗(yàn)結(jié)果與分析3.1柱頂組合荷載圖6為模型雙樁的破壞情況(以試驗(yàn)M2為例)。由圖6(a)可知,在柱頂豎向16kN及水平向300N荷載作用下,樁前坡體出現(xiàn)明顯裂縫,而前后樁間坡面則出現(xiàn)類似“八”字形裂縫,開(kāi)裂區(qū)域?qū)挒?6.5cm,長(zhǎng)為33.6cm;前樁樁前坡體出現(xiàn)“剪刀”形裂縫,開(kāi)裂區(qū)域?qū)挒?.5cm,長(zhǎng)為24cm。由此可見(jiàn),柱頂組合荷載(豎向及水平向荷載)對(duì)60°邊坡的影響深度約為2~5倍樁徑范圍。由圖6(b)可知,保持柱頂組合荷載不變,施加坡頂豎向荷載后,首先在坡頂載荷板四角處產(chǎn)生水平斜裂縫,且裂縫寬度均隨坡頂荷載增加而變寬、變長(zhǎng);與此同時(shí),坡面裂縫也隨之繼續(xù)發(fā)展。隨后,坡面裂縫與坡頂裂縫連通,邊坡整體失穩(wěn),樁柱變形急劇增大而發(fā)生破壞(圖6(c))。上述試驗(yàn)現(xiàn)象表明,復(fù)雜荷載作用下橫坡段橋梁雙樁體系的破壞模式主要是坡體橫向側(cè)移導(dǎo)致的墩柱偏斜、基樁變形過(guò)大等。3.2坡位邊坡變形發(fā)展規(guī)律為了考慮邊坡坡度對(duì)基樁承載與變形的影響,通過(guò)M1、M2及M3三組試驗(yàn),對(duì)比分析45°、60°及75°邊坡坡度下,樁、柱頂水平變形及樁身彎矩隨坡頂荷載p2的變化發(fā)展規(guī)律,試驗(yàn)結(jié)果曲線如圖7~圖9所示。(1)邊坡坡度試驗(yàn)圖7即為不同邊坡坡度條件下前樁、柱頂水平位移s隨坡頂豎向荷載p2的變化曲線。由圖7可知,相同坡度和荷載水平下,柱頂位水平移約為樁頂水平位移的2倍。而在相同的荷載(以P1=16kN,F=300N,p2=795kPa為例)條件下,邊坡坡度為45°、60°及75°(對(duì)應(yīng)于試驗(yàn)M1、M2及M3)試驗(yàn)中,柱頂水平位移分別為:3.69mm、6.21mm以及12.65mm,M2中柱頂水平位移比M1大68.3%,M3中柱頂水平位移比M2大103.7%;而相應(yīng)的樁頂水平位移分別為:1.17mm、2.94mm及7.87mm,M2中樁頂水平位移比M1大151.3%,M3中樁頂水平位移比M2大167.7%。由此可見(jiàn),前樁、柱頂水平位移隨坡度θ的等量增加而呈非線性增長(zhǎng)。(2)樁頂約束條件圖8為p2=568kPa、795kPa及1023kPa時(shí),試驗(yàn)M2(θ=60°,h=0.6m)中的前、后樁樁身彎矩曲線。從圖8可以發(fā)現(xiàn),前、后兩樁樁身上、下半段的彎矩符號(hào)相反、且出現(xiàn)反彎點(diǎn),這與文獻(xiàn)關(guān)于雙排門式抗滑樁的試驗(yàn)結(jié)論一致。但與該文獻(xiàn)結(jié)論相反的是:本次試驗(yàn)測(cè)得的樁身上半段彎矩為負(fù),下半段彎矩為正。究其原因,在于雙排門式抗滑樁與橫坡段橋梁雙樁基礎(chǔ)樁頂約束條件有很大差異。雙排門式抗滑樁樁頂無(wú)上部結(jié)構(gòu)(無(wú)需考慮豎向承荷),故可假定其樁頂自由;而對(duì)橫坡段橋梁雙樁基礎(chǔ),由系梁、墩柱、蓋梁三者組成的門式框架結(jié)構(gòu)整體剛度較大,對(duì)基樁的橫向約束較強(qiáng),再加上豎向荷載的影響,其樁頂邊界條件不能再看成是完全自由,更不能忽視前后樁之間的受力差異而將其當(dāng)成兩根相同的單樁處理。由圖8可知,橫坡段橋梁雙樁基礎(chǔ)的樁頂邊界條件設(shè)為彈性嵌固更為合理。圖9為p2=681kPa時(shí),不同邊坡坡度條件下,試驗(yàn)M1、M2及M3中前、后樁樁身彎矩曲線。由圖9可知,隨邊坡坡度增加,前、后樁樁身彎矩值逐漸增大。在45°、60°及75°三種坡度中,后樁樁身最大無(wú)量綱彎矩值分別為:1.73、4.52及7.49,相對(duì)于60°邊坡,45°邊坡較之減小61.7%,75°邊坡較之增大65.7%;前樁樁身最大無(wú)量綱彎矩值分別為:1.09、3.25及4.80,相對(duì)于60°邊坡,45°邊坡較之減小66.5%,75°邊坡較之增大47.7%。這說(shuō)明后樁身最大彎矩隨邊坡坡度的增大近似呈線性增長(zhǎng),而對(duì)前樁則呈非線性增長(zhǎng)。3.3高柱高條件下樁身彎矩變化對(duì)比M2、M4及M5三組試驗(yàn),以考察0.6m、0.9m及1.2m三種柱高條件下前樁、柱頂水平位移及前、后樁樁身彎矩隨坡頂荷載p2的變化發(fā)展規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果曲線如圖10~圖11所示。(1)柱頂水平位移圖10為0.6m、0.9m及1.2m柱高下前樁、柱頂水平位移s隨坡頂豎向荷載p2的變化發(fā)展曲線。由圖10可知,墩柱高度越高,樁、柱頂位水平移越大;在邊坡坡度(60°)及荷載水平(P1=16kN,F=300N,p2=795kPa)相同的情況下,柱高為0.6m、0.9m及1.2m(M2、M4及M5)的試驗(yàn)中,柱頂水平位移分別為:6.21mm、11.21mm及16.68mm,與試驗(yàn)M4相比,試驗(yàn)M2中柱頂水平位移較之減小44.6%,試驗(yàn)M5中柱頂水平位移較之增大48.8%;而對(duì)樁頂水平位移分別為:2.94mm、3.79mm及4.72mm,與試驗(yàn)M4相比,試驗(yàn)M2中柱頂水平位移較之減小22.4%,試驗(yàn)M5中柱頂水平位移較之增大24.5%。由此可見(jiàn),隨柱高h(yuǎn)的等量增加,前樁、柱頂水平位移均隨之近似呈線性增長(zhǎng)。(2)墩柱高度h的影響圖11為邊坡坡度θ=60°,柱高h(yuǎn)=0.6m、0.9m及1.2m(試驗(yàn)M2、M4和M5),坡頂荷載p2=681kPa的條件下,前、后樁樁身無(wú)量綱彎矩曲線。如圖11所示,在0.6m、0.9m及1.2m三種墩柱高度下,后樁樁身最大無(wú)量綱彎矩值分別為:4.52、5.90及7.94,與柱高h(yuǎn)=0.9m相比,h=0.6m較之減小23.4%,h=1.2m較之增大34.6%;對(duì)應(yīng)的前樁樁身最大無(wú)量綱彎矩分別為:3.25、3.98及5.66,與柱高h(yuǎn)=0.9m相比,h=0.6m較之減小18.3%,h=1.2m較之增大42.2%?？梢园l(fā)現(xiàn),墩柱高度h越大,前、后兩樁樁身彎矩也越大;樁身最大彎矩隨墩柱高度h的等量增加近似呈非線性增長(zhǎng),但增長(zhǎng)的幅度并不高,邊坡坡度相比,墩柱高度對(duì)樁身內(nèi)力的影響相對(duì)較小。另外,由圖9和圖11可看出,前、后樁樁端存在明顯的未平衡彎矩。這是因?yàn)檫吰碌拇嬖?造成樁前一定深度范圍內(nèi)巖土體無(wú)法提供有效的地基抗力,即所謂的“陡坡效應(yīng)”,從而導(dǎo)致樁端彎矩過(guò)大。3.4彎矩?cái)M合公式實(shí)際工程設(shè)計(jì)時(shí),樁身彎矩控制著基樁的配筋率。為得到橫坡段橋梁前、后樁樁身彎矩M(z)與橫坡坡度θ、柱樁長(zhǎng)度比h/l及坡頂豎向荷載p2之間的關(guān)系式,特對(duì)實(shí)測(cè)的樁身彎矩進(jìn)行回歸分析,從而得到了前、后樁樁身彎矩?cái)M合公式。后樁樁身彎矩?cái)M合公式為:式中:前樁樁身彎矩?cái)M合公式為:式中:式(7)和式(8)中:為后樁樁身無(wú)量綱彎矩;為前樁樁身無(wú)量綱彎矩;p2為坡頂荷載(kPa);θ為橫坡坡度(°);h/l為柱樁長(zhǎng)度比;為樁身無(wú)量綱深度;其他參數(shù)同前。由圖12和圖13可知,由擬合公式計(jì)算得到的樁身彎矩?cái)M合曲線與實(shí)測(cè)值吻合較好;前、后樁樁身彎矩曲線的相關(guān)指數(shù)R2均大于0.9。上述擬合公式適用于:①坡體內(nèi)無(wú)不良地質(zhì)構(gòu)造、邊坡巖土體較均勻;②該公式?jīng)]有考慮地下水的影響;③基樁為圓形截面;④該公式僅適用于門式雙樁雙柱型結(jié)構(gòu),且前、后樁樁間距在3倍樁徑范圍之內(nèi)。鑒于模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)樣本有限,下一步的研究工作重點(diǎn)是通過(guò)更多的實(shí)際工程現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)上述擬合公式進(jìn)一步修正,進(jìn)而編制相應(yīng)的表格,便于類似工程設(shè)計(jì)時(shí)查閱。4樁身彎矩分布規(guī)律通過(guò)復(fù)雜荷載下橫坡段橋梁雙樁基礎(chǔ)室內(nèi)模型試驗(yàn),研究了不同坡度及柱高高度下橫坡段橋梁樁柱內(nèi)力與變形發(fā)展規(guī)律。得到結(jié)論如下:(1)柱頂組合荷載可導(dǎo)致2~5倍樁徑范圍坡面出現(xiàn)“八”字形裂縫;復(fù)雜荷載作用下橫坡段橋梁雙樁基礎(chǔ)的破壞模式主要是坡體橫向側(cè)移導(dǎo)致的墩柱偏斜、基樁變形過(guò)大等。(2)相同條