Flexural tests and numerical simulations of prestressed concrete pipe piles with partial hybrid reinforcement based on support of foundation pits
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摘要: 复式配筋预应力混凝土管桩（PRC管桩）作为基坑支护桩使用时，为提高非预应力钢筋的利用效率，提出将区段配置非预应力钢筋的管桩作为基坑支护桩。通过对天津地区80个基坑工程中的支护桩弯矩分布情况统计分析，并对区段复式配筋预应力混凝土管桩（PR-PHC管桩）进行足尺抗弯试验及有限元分析，研究区段配筋的可行性和PR-PHC管桩的抗弯性能。研究表明，单支撑排桩、倾斜桩及悬臂桩的桩身弯矩区间分布具有规律性。PR-PHC管桩区段配置的非预应力筋，可以提高其抗弯极限承载力及其抗弯刚度，并有效改善桩身裂缝的展开情况，构建的数值模型可以较好地反映试验的实际情况。并对PR-PHC管桩在实际应用中可能遇到的不利工况做了影响分析。研究结果表明可以在基坑工程中使用PR-PHC管桩替代PRC管桩，减少钢筋使用量，促进碳减排。Abstract: When the prestressed concrete pipe piles with hybrid reinforcement (PRC pipe pile) are used as the supporting piles of foundation pits, in order to improve the utilization efficiency of non-prestressed reinforcement, it is proposed to use the pipe pile with non-prestressed reinforcement in the section as the supporting piles. Through the statistical analysis of the moment distribution of the supporting piles in 80 foundation pit projects in Tianjin, the full-scale bending tests and finite element analyses of the prestressed high-strength concrete pipe piles with partial hybrid reinforcement (PR-PHC pipe piles), the feasibility of the sectional reinforcement and the bending resistance of the PR-PHC pipe piles are studied. The research results show that the interval distribution of the bending moment of the pile shaft of single support row piles, inclined piles and cantilever piles has regularity. The non-prestressed reinforcement configured in the section of PR-PHC pipe piles can improve its ultimate bending bearing capacity and bending stiffness, and effectively improve the spread of pile cracks. The proposed numerical model can better reflect the actual situation of the tests. In addition, the adverse working conditions that may be encountered in the practical application of PR-PHC pipe piles are analyzed. It is proved that the PR-PHC pipe piles can be used to replace the PRC ones in foundation pit engineering, which reduces the use of reinforcement and promotes the carbon emission reduction.
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0. 引言
黄土独特的松散颗粒及大孔隙特征,造就了其显著的亚稳态结构[1],土体长期处于季节性冻融环境下,力学性质出现劣化,极易酿成地质灾害或工程隐患,其本质与土体微观结构的变化有关[2]。因此,开展季冻区黄土力学性质劣化机制研究时,需重点关注其微观结构的演化。
现阶段,学者们考虑微观结构性对各类土体在冻融环境下的物理、水理、力学及工程特性进行了许多有益尝试[2]。如Starkloff等[3]对冻融后的挪威粉质及砂质耕植土展开X射线断层扫描,并采用Image-J图像处理软件分析了两种土壤孔隙结构演化差异；Liu等[4]借助扫描电镜(scanning electron microscope, SEM)和压汞技术从微观结构和物化性质等方面分析了冻融对石灰固化盐渍土无侧限抗压强度的影响规律；Ye等[5]基于计算机层析及SEM技术,对黄陵黄土在冻融环境下抗剪强度的劣化机制实现了多尺度研究。
目前,针对冻融环境下土体宏观物理力学性质的研究多集中于各类试验条件下的客观规律与变形理论[2]。如Konrad[6]制备魁北克细粒土的泥浆固结样和传统压实样,研究了冻融前后土体渗透性的变化规律,分析了孔隙率、含水率及渗透率之间的关联；Wang等[7]关注季冻区稳定黄土路基破坏现象,对水泥、石灰、粉煤灰稳定黄土试样进行冻融试验并关注其体积变化,发现冻融8次后,部分素黄土试样体变过大出现坍塌,而稳定黄土体变始终较小；胡再强等[8]采集杨凌黄土,考虑含水率、温度梯度以及冻融次数对季冻区黄土抗剪强度参数的演化机理进行了试验研究。
综上所述,冻融环境下土体宏-微观物理力学特性的研究逐渐完善,也取得了不少统一性认知,为进一步探索土体力学性质的演化机制提供了有益借鉴,但总体上,系统关注含水率和冻融循环次数(freeze-thaw cycles, FTCs),且着眼于黄土微观结构演化特征探究其宏观力学响应机制的研究报道甚少,仍亟待开展,以期为季冻区黄土力学演化认知及生产实践提供理论参考。
鉴于此,笔者以延安原状黄土为研究背景,首先制备不同初始含水率的试样并进行冻融循环,然后分别展开质子核磁共振(proton nuclear magnetic resonance, 1H NMR)和SEM测试及三轴抗剪强度试验,系统研究季冻区黄土微观结构损伤和宏观力学响应规律,综合分析试验结果,全面探讨土体在冻融循环效应下微观结构演化过程和宏观力学响应机制。
1. 试验材料及方案
1.1 试验材料
土样取自延安市某基坑(36°38′19″N, 109°29′33″E),取土深度1.5~2.0 m,属于Q3黄土,据历年地温资料,土体埋深位于当地最大冻结深度(90 cm)以下。土样基本物理性质及矿物成分归纳于表1,结合其颗粒级配特性(粉粒53.15%,砂粒16.35%,黏粒30.50%),综合判定所取土壤为粉质黄土。
表 1 黄土试样物理及矿物指标Table 1. Physical and mineralogical properties of loess samples天然含水率/% 天然密度/(g·cm-3) 孔隙比 液限/% 塑限/% 相对质量密度 矿物成分及占比/% 石英 伊利石 绿泥石 高岭石 方解石 长石 白云石 闪石 14.80 1.49 1.08 31.20 20.60 2.71 34 11 14 8 14 12 5 2 1.2 试验方案
(1)试样制备与冻融循环试验
据取样地水分监测资料,配制初始含水率分别为14%, 18%, 22%的较大土样(ϕ61.8 mm×140 mm),养护48 h待其内部水分扩散均匀后将其削制为标准三轴(φ39.1 mm×80 mm)试样2组、环刀(ϕ61.8 mm×20 mm)试样1组,其中三轴试样组每个含水率包含12个土样,环刀试样组每个含水率3个土样,最后用保鲜膜密封。
将密封的试样放置瑞尔RTP-175BU型高低温试验箱内,模拟多项封闭冻融环境,参考取样地历年地温资料,设定冻、融温度分别为-15℃, 15℃,单次冻融周期为24 h,即冻结12 h,融化12 h,依次冻融循环0, 1, 3, 6, 10和15次。
(2)微观结构测试
①1H NMR测试：1H NMR的原理是测量当样品处于射频磁场中时质子从磁场所吸收的能量[9],该方法也适用于土中赋水孔隙的量测[10]。首先对各组冻融后的样品进行真空饱和。而后,采用纽迈科技MacroMR12-150H-I型核磁共振测试仪对1组历经数次冻融循环的三轴试样展开弛豫时间的测试,得到试样孔隙水T2氢谱,分析土体孔隙结构演化特性,方法如下：
为实现孔隙结构定量研究,参考已有黄土孔隙划分经验[5],将土样孔隙按其等效直径分为4类,即微孔(d<5 μm)、小孔(5≤d<10 μm)、介孔(10≤d<20 μm)和大孔(d≥20 μm)。天然岩土材料,孔隙直径d与其内部孔隙水的弛豫时间T2满足[10]
(1) 式中,ρ2为横向弛豫速率,对于天然多孔介质,取值范围为1~10 μm/s[11],黄土取ρ2=3.0 μm/s[12];S/V为赋水孔隙的表面积与体积之比；FS为孔隙形状因子,研究假定黄土孔隙为圆柱形,故FS=2。
②SEM测试：待历经冻融循环后的环刀试样彻底风干(14 d),参照文献[13],制得SEM样品,对扫描面喷金后采用JEOL JSM-6390A型扫描电子显微镜,拍摄土体微观图像,借助Image-J软件对500倍的微观图像进行预处理,然后识别并提取土体微观几何参数[3, 13],重点评估土体颗粒形状系数的变化,计算需引入土颗粒圆形度和凹凸度,其计算式分别为
(2) 
(3) 式中,Fa为颗粒圆形度；Af为所研究颗粒的最大内接圆面积；As为与研究颗粒投影轮廓同周长的圆面积[14];Fb为颗粒凹凸度；L, I, B分别代表颗粒长轴、中长轴、短轴长度。因此,土颗粒形状系数可进一步表示为
(4) 式中,F为颗粒形状系数,α, β分别为颗粒圆形度和凹凸度所对应的加权系数,假设颗粒变形过程中转动与平移所占分量相同,则α和β均取0.5。
(3)三轴抗剪强度试验
选取同一含水率、历经相同次数冻融循环的4枚三轴试样,采用Wille-Geotechnik LO7010/5DYN型三轴仪,开展各级围压(50, 100, 150, 200 kPa)下的固结不排水剪切试验,剪切速率为0.033 mm/min,当轴向应变达到16%时,结束试验。每级冻融循环进行3组平行试验,记取平均值。校核所得应力-应变曲线,测记偏应力峰值,对于硬化型曲线,取15%应变所对应的偏应力,继而分析破坏强度演化规律,结合Mohr-Coulomb准则评估试样抗剪强度参数的变化趋势。
2. 试验结果
2.1 土体微观结构的冻融效应
(1)孔隙结构特征
由于篇幅所限,现仅给出部分试样(w=18%)的1H NMR测试结果,详见图1,由图1可知,土样历经数次冻融循环后,其T2氢谱整体上呈多峰态分布,包含1个主峰2个次峰。其次,各谱线的主峰与次峰峰值点随冻融次数的增加均呈上移趋势,且主峰上移幅度较次峰显著。冻融循环6次后,主峰出现了首个较大的上移幅值,随后在10次冻融循环后,出现了第二个上移幅值,但较首个弱。此外,值得注意的是随着冻融次数的增多,试样氢谱存在轻幅右移趋势。考虑T2值与孔径尺寸成正比,且T2氢谱的积分总面积反映了土体内水分总量(赋水孔隙总体积)[13],因此可推断冻融循环后土样孔隙体积提升显著。
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图 1 冻融循环下试样T2氢谱(w=18%)Figure 1. T2hydrogen spectruam of samples under freeze-thaw cycles(w=18%)图2为试样(w=18%)各尺寸孔隙体积平均含量与冻融循环次数的关系曲线,由图2可知,随着冻融周期的增加,微孔隙在首个冻融期间有所增加,随后在10次冻融循环后趋向平衡；小孔在首次冻融循环后呈小幅波动性增加,之后呈减少趋势,且减幅较初始增幅显著；大孔在前3次冻融期间减幅较大,持续冻融转变为轻幅增加；介孔仅在前3次冻融期间增幅较为显著,随后就进入缓慢增加阶段,直到10次冻融循环后步入动态平衡。可见,土体孔隙在一定次数的冻融作用下,由波动—调节状态向平衡—稳定状态过渡。
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图 2 冻融循环下土样孔隙含量分布Figure 2. Distribution of pore content of soil samples under freeze-thaw cycles(2)颗粒结构特征
图3为不同含水率试样颗粒形状系数随冻融次数的演化曲线,由图3可知,各组试样的颗粒形状系数整体上随冻融次数的增加呈先小幅增加再稳定的趋势。此外,值得注意的是各组试样的颗粒形状系数在首个冻融循环后均出现轻幅减小趋势。对于含水率偏低的试样(w=14%和w=18%),颗粒形状系数在前6次冻融期间增幅显著,随后稳定,但数值上整体增幅甚微,以w=18%试样为例,其颗粒形状系数整体上仅增加了0.087。此外,对比可知,含水率高的试样(w=22%),颗粒形状系数在冻融始末数值均更大,且需要更少的冻融循环(3次)便可增至平衡。
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图 3 冻融循环下土样颗粒形状系数分布曲线Figure 3. Distribution of particle shape coefficients of soil samples under freeze-thaw cycles2.2 冻融效应下土体宏观力学响应
(1)应力-应变曲线
图4反映了含水率、冻融循环次数对土体应力-应变曲线的影响趋势。由图4（a）可知,低围压(50 kPa)且未冻融时,试样含水率增加,应力-应变曲线由弱应变软化型向应变硬化型调整,冻融6次后,各含水率试样应力-应变曲线均呈应变硬化型,且硬化幅度随含水率的增加而减小。可见,相比冻融循环,黄土应力-应变曲线形态更受初始含水率控制。此外,冻融作用下,样品达到相同轴向应变所对应的主应力差不断减小。可见,土体力学性能弱化效应显著,且主要集中在前6次冻融循环,10次后渐趋平衡。
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图 4 冻融循环下试样的应力-应变曲线Figure 4. Stress-strain curves of samples under freeze-thaw cycles(2)破坏强度
各含水率试样破坏强度(σc=100 kPa)随冻融循环次数的演化曲线如图5所示。由图可知,冻融作用对各组含水率试样破坏强度的劣化效应非常显著,且演化趋势较为相似,可粗略将其划分为骤减期、缓减期和平衡期,但各组样品破坏强度衰减至平衡期所需的冻融次数并不一致。定量分析可知,初始含水率为14%, 18%和22%的试样在整个冻融循环期间破坏强度的损失(较初值之差除以初值)分别为28.30%, 26.47%, 23.30%。此外,对于含水率最高(w=22%)的样品,经历3次冻融后破坏强度衰减至稳定,而含水率最低(w=14%)的样品需要6次。由此可见,在最初的3次冻融循环中,土体初始含水率越高,破坏强度的劣化效应越剧烈,但整个冻融期间,含水率越低的样品破坏强度的劣化幅度反而更大。
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图 5 冻融循环下试样破坏强度演化曲线(σc=100 kPa)Figure 5. Evolution of failure strength of samples under freeze-thaw cycles(σc=100 kPa)(3)抗剪强度参数
图6为试样(w=18%和w=22%)黏聚力及内摩擦角随冻融次数的关系曲线。由图6可知,随着冻融次数增加,黏聚力基本呈指数趋势衰减,且在一定次数冻融循环后趋于稳定。但随着试样含水率的增加,黏聚力衰减至平衡所需的冻融次数相对更少,这与前述试样破坏强度的衰减趋势比较相似,如含水率分别为18%, 22%的试样在前3次冻融期间,黏聚力损失分别为34.85%, 45.28%,而6次冻融循环后,前者损失49.64%,后者损失47.21%,可见,含水率高的试样,其黏聚力在冻融循环初期(前3次)更敏感,而含水率较低的试样,在整个冻融期间黏聚力损失更显著,衰减至稳定所需的冻融次数也更多。
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图 6 冻融循环下土体黏聚力和内摩擦角演化曲线Figure 6. Evolution of soil cohesion and internal friction angle under freeze-thaw cycles3. 机制探讨
冻结时,土体内水分相变成冰会带来约9%的体积增加量,这源自水的摩尔体积凝固膨胀。但更多的冻胀来自未冻水补给至冻结面形成的冷生组织(如冰透镜体,ice lenses)对周围土颗粒或孔隙产生的挤压[15],由于土体各矿物粒径和硬度的不均匀性,会阻碍其冻胀挤压路径而伴生张拉应力,使得其内部微孔体积增大(见图1)。同时,温度升降带来反复的水分迁移和重分布会对孔隙内壁产生冲刷和磨蚀[5],使得局部小孔贯通成较大一级的孔隙(见图7),促进介孔含量增加(见图2)。融化时,增加的液相水会对前述冷生组织挤压形成的次生颗粒产生分解,使得土样内孔隙也相应的缩小一级,但冻融循环带来的这两种效应并非完全可逆,因此各尺寸孔隙含量也在数次冻融循环调节后趋于互馈平衡状态(见图2)。此外,水分迁移势和冻胀应力还会使土体内原本粗糙的颗粒轮廓趋于平滑,但经历多次冻融之后,形态复杂的集粒反复聚散,颗粒接触形式由原本的嵌埋-架空状变得破碎,颗粒形态受到改造,持续冻融循环,这一改造效应不再显著,颗粒形状系数也相应地由波动性增加转向平衡(见图3)。
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图 7 冻融循环下样品微观结构与表观冻结效应照片Figure 7. Photos of microstructure and apparent freezing effects of samples under freeze-thaw cycles土体的黏聚力主要由粒间引力产生的原始黏聚力和微观结构之间的固化黏聚力组成[13]。前述的微观结构损伤反映在宏观层面即为试样表观孔隙增多、析冰效应加剧及完整度退化(见图7),加之土体内较大的骨架颗粒持续分解成次一级颗粒,粒间原始黏聚力减弱。同时,水分迁移势也会促进构成土体胶结强度的易溶盐水解,直接弱化结构间固化黏聚力,在这两个机制共同效应下,黏聚力显著衰减(见图6)。对于含水率较高的试样,其自身初始结构性差,初始黏聚力低,因而其黏聚力只需较少的损失就可劣化至极限。此外,反复的冻融会引起土颗粒破碎、穿插,形成接触点更复杂的次生颗粒,颗粒(孔隙)间摩擦效应得以提升,继而内摩擦角也呈小幅增加趋势(见图6)。
综上所述,归纳季冻区黄土宏观力学响应的潜在微观机理,即冻融环境下,土体内冰水反复相变诱发冻胀应力、迁移势,反复加卸载于土体微观结构,驱动土骨架产生不可逆疲劳损伤,促使土体结构疏松、完整度退化、力学性能降低。
4. 结论
(1)冻融环境下,黄土微观结构指标变化显著,但经历数次冻融循环调节后趋于平衡状态。试样孔隙体积在前6次冻融期间增幅显著,10次后稳定。颗粒形状系数均随冻融次数的增加而增大,且含水率高的试样颗粒形状系数更大,增加至平衡所需的冻融循环次数更少。
(2)黄土应力-应变曲线形态最受含水率控制,冻融循环对其影响相对有限。冻融循环对黄土破坏强度的劣化效应很显著,但主要集中在前6次,10次后趋缓。前3次冻融期间,含水率越高,试样破坏强度劣化越剧烈,但整个冻融期间,含水率越低,试样破坏强度的劣化幅度反而更大。
(3)天然黄土黏聚力随冻融次数的增加呈指数形式衰减,但经历一定次数冻融后趋稳,含水率低的试样,黏聚力损失更显著,衰减至平衡所需的冻融次数更多,而含水率高的试样,黏聚力损失较低,衰减至稳定所需的冻融次数也更少。内摩擦角随冻融次数的增加稍有强化,但增幅甚微。
(4)冻融环境下,土体内冰水相变和运移产生反复的冻胀应力和迁移势,驱动土体微观结构形成不可逆损伤是其宏观力学性能劣化的潜在机制。
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图 1 3种支护桩型最大弯矩点分布图
Figure 1. Distribution of maximum bending moment of three types of retaining piles
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图 3 单支撑排桩弯矩区间分布图
Figure 3. Interval distribution of bending moment of single support.row pile
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图 4 悬臂桩和倾斜桩弯矩区间分布图
Figure 4. Interval distribution of bending moment of cantilever pile and inclined pile
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图 5 单支撑排桩各弯矩区域占桩身范围随坑深的变化情况
Figure 5. Variation of proportion of each bending moment area of single support row pile to pit depth
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图 8 PHC和PRC管桩模拟及实测荷载-位移图
Figure 8. Simulated and measured load-displacement of PHC and PRC pipe piles diagrams
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图 9 各试验管桩荷载-位移曲线模拟值对比
Figure 9. Comparison of simulated values of load-displacement curves of pipe piles
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图 10 直、斜桩70%最大弯矩区间随堆载值变化图
Figure 10. Variation of maximum bending moment interval of 0.7 times with load value of straight and inclined piles
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图 11 直、斜桩70%最大弯矩区间随超挖深度变化图
Figure 11. Variation of maximum bending moment interval of 0.7 times with over excavation depth of straight and inclined piles
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图 12 直、斜桩70%最大弯矩区间降雨前后变化图
Figure 12. Variation of straight and inclined piles before and after rainfall at interval of 0.7 times maximum bending moment
表 1 最大弯矩点位置与地表至桩底深度比值表
Table 1 Ratios between position of maximum bending moment and depth from surface to pile bottom
基坑深度/m 单支撑排桩/% 倾斜桩/% 悬臂桩/% 5 38.53 36.73 43.40 6 36.16 35.34 40.91 7 35.84 34.85 8 34.41 33.56 
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表 2 3种支护桩型不同弯矩区域所占桩身比值的平均数
Table 2 Average values of ratio of three types of retaining pile to different bending moment areas
支护类型 坑深/m 区域/% 区域/% 区域/% 区域/% 单支撑排桩 5 44.58 39.41 33.60 27.07 6 41.34 36.33 30.95 24.69 7 40.77 36.03 30.87 25.05 8 38.63 34.28 29.50 23.84 倾斜桩 5 42.53 37.58 32.13 26.19 6 39.46 35.13 29.68 24.32 7 38.82 34.23 29.44 23.81 8 37.00 32.88 28.18 22.89 悬臂桩 5 30.17 25.61 21.28 16.74 6 26.76 22.65 18.97 15.00
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表 3 试验桩纵筋钢筋配置表
Table 3 Longitudinal reinforcement of test piles
试验桩型 预应力筋配置 HRB400非预应力筋配置 备注 配置数量 配置位置/m 对照组 PHC AB 400 710.7 — — 全长配非预应力筋 PRC AB 400 710.7 
0~8 试验组一 PR-PHC AB 400(0.6~0.6) 710.7 2.74~5.26 60%最大弯矩区域配非预应力筋 PR-PHC AB 400(0.7~0.7) 710.7 2.93~5.07 70%最大弯矩区域配非预应力筋 PR-PHC AB 400(0.8~0.8) 710.7 3.12~4.88 80%最大弯矩区域配非预应力筋 试验组二 PR-PHC AB 400(0~0.6) 710.7 0~5.26 桩端至60%弯矩配非预应力筋 PR-PHC AB 400(0~0.7) 710.7 0~5.07 桩端至70%弯矩配非预应力筋 PR-PHC AB 400(0~0.8) 710.7 0~4.88 桩端至80%弯矩配非预应力筋 验证组 PR-PHC AB 400(0.5~0.5) 710.7 2.55~5.45 50%最大弯矩区域配非预应力筋 PR-PHC AB 400(0~0.5) 710.7 0~5.45 桩端至50%弯矩配非预应力筋
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表 4 各试件受弯试验结果
Table 4 Flexural test results of specimens
桩型 抗裂弯矩 极限弯矩 弯矩值/(kN·m) 弯矩值/(kN·m) 裂缝数量 裂缝平均间距/mm 对照组 PHC AB 400 63.66 115.34 6 354 PRC AB 400 83.15 188.68 20 144 试验组一 PR-PHC AB 400 (0.8~0.8) 65.37 150.96 13 183 PR-PHC AB 400(0.7~0.7) 72.59 158.47 15 183 PR-PHC AB 400(0.6~0.6) 72.59 173.57 14 196 试验组二 PR-PHC AB 400(0~0.8) 72.59 158.47 14 196 PR-PHC AB 400(0~0.7) 65.37 188.68 18 146 PR-PHC AB 400(0~0.6) 76.29 196.28 18 160 验证组 PR-PHC AB 400(0.5~0.5) 76.29 188.68 19 151 PR-PHC AB 400(0~0.5) 76.29 188.68 19 164
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表 5 混凝土本构参数表
Table 5 Constitutive parameters of concrete
弹性模量/MPa 泊松比 膨胀角/(°) 偏心率 屈服常数 黏性系数 38000 0.2 30 0.1 1.16 0.6667 0.001
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表 6 钢筋材料参数表
Table 6 Parameters of rebar materials
钢筋种类 /MPa /MPa 预应力钢棒 200000 1342 0.0069 1 4.9 5.1 1.09 非预应力筋 195000 484 0.0024 10.2 48.3 56.8 1.21
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表 7 管桩极限弯矩模拟值与实测值对比
Table 7 Comparison between simulated and measured ultimate bending moments of pipe piles
管桩型号 极限弯矩实测值/(kN·m) 极限弯矩模拟值/(kN·m) 实测值/模拟值 PRC-400-AB 188.68 174.39 1.08 PR-PHC-400-AB（0-0.5） 188.68 164.50 1.15 PR-PHC-400-AB（0.5-0.5） 188.68 168.82 1.12 PR-PHC-400-AB（0.6-0.6） 173.60 164.88 1.05 PR-PHC-400-AB（0.7-0.7） 158.47 163.03 0.97 PR-PHC-400-AB（0.8-0.8） 150.96 157.34 0.96 PHC-400-AB 126.59 123.00 1.03
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