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文|开心的李逵

编辑|开心的李逵

前言

核电作为高效稳定的清洁能源，在全球范围内备受关注。随着各国制定“碳达峰、碳中和”战略规划，我国核电大规模发展进入重要阶段。

然而，由于核电站选址受限，仅在沿海地区选址已无法满足需求，因此非基岩场地建设核电站成为趋势。在非基岩场地上建设核电厂房并确保其地震安全性是当务之急。

钢筋混凝土群桩是解决天然地基承载力不足和满足抗震设计需求的常用基础形式。已有许多学者对桩-土相互作用进行了研究，并提出了分析方法。

然而，现有方法存在一些缺陷和不足，需要依赖试验手段获取分析参数。

本文以高轴压比钢筋混凝土群桩基础为研究对象，通过拟静力试验和机理性分析，探讨了其在地震荷载下的响应规律和破坏特征。与低轴压比试验结果对比后，讨论了轴压比对群桩基础抗震性能的影响。

该研究对于核岛结构钢筋混凝土群桩基础的理论分析和设计规范的完善具有参考价值，并且在保证核电站安全运营方面起到重要作用。

拟静力试验设计

模型试验一般需要考虑相似关系，从而将发生在原型中的力学过程，在物理相似条件下，经缩尺后在模型上重演，对模型中的力学参数进行记录、分析，并根据相似关系换算到原型中去，达到研究原型力学过程的目的。

在利用模型试验方法研究土-结相互作用问题时，由于结构和土体的物理力学性质差异很大司时原状土体是具有很强结构性的离散体。

因此无法给出结构和土体相统一的相似关系，特别是对于埋置在土体中的钢筋混凝土群桩基础，更加难以完全满足相似定理。

因此，本试验没有完全考虑相似关系问题，而是重点体现了核岛结构“质量大、刚度大和上部荷载分布集中的独有受力特点，定性研究非基岩场地中核岛结构高轴压比钢筋混凝土群桩基础的抗震性能和破坏机理。

试验结果及分析

加载完毕后，承台东、西两个侧面周围土体破坏形态如图所示。

承台东侧和西侧土体均产生了向上隆起和向前移动，土体出现了明显的深层剪切裂缝，同时在土体表面存在与承台面相交的剪切裂缝。

需要说明的是这里的深层剪切裂缝是整体剪切破坏楔体产生的滑移面延伸裂缝，而与承台面相交的裂缝属于桩前滑动土楔内部的剪切裂缝。

承台四个角部45 方向均产生了斜向剪切裂缝，这是由于承台及桩周土体应力扩散角度接近45 。

桩身破坏模式分析

试验结束后，作动器控制位移归零。沿着推覆方向，处在西侧的1#基桩和东侧的3#基桩与承台连接部位破坏形态如图所示。

3#桩和1#桩在桩头部位均发生了严重的破坏，桩身混凝土被压碎并发生脱落，主筋产生了明显的扭曲塑性残余变形，桩身混凝土受压破坏区以下出现了沿着桩长向下发展的竖向裂缝。

说明桩头破坏的过程是受拉区混凝土开裂，然后桩身受压区主筋向外挤出，在桩身两侧土体对桩的约束能力有限的情况下，桩头受压区混凝土开始出现竖向受拉裂缝。

继续加载，受压区混凝土最终被压碎并从图的群桩基础基桩破坏形态图明显发现桩头破坏区域均有明显的水平裂缝，破坏断面形状基本呈水平向，所以基桩在桩头区域发生了压弯破坏。

为了全面分析对比试验后各个基桩破坏形态，并与后续基桩水平荷载分配比例计算结果相互验证，试验结束后，将基桩桩顶与承台分离从土箱中取出观察。

对比3#桩和1#桩的破坏形态，3#桩的破坏位置比1#桩更深。

这一现象的产生主要是由于承台刚度大，在水平往复加载下产生了旋转，这是在进行群桩拟静力试验过程中由于承台平面尺寸有限造成的普遍试验现象。

同时，P-4效应导致推覆前端的3#桩最先达到极限状态，所以推覆前端桩破坏更为严重。

表列出了各基桩桩头塑性较埋置深度和桩身环状裂缝出现位置。从数据可以得出加载方向前端桩塑性较埋深最大，加载方向后端桩和边桩分别次之，中桩最小。

环状裂缝出现的位置深度接近，说明随着土层埋深增加，由于桩-土相互作用的影响，桩身截面内力幅值在桩底逐渐趋于一致。

其中半圆形非闭合环状裂缝均是桩身表面非贯通裂缝，裂缝发展深度在保护层范围内，卸载后均处在完全闭合状态。

滞回曲线及骨架曲线

滞回曲线是在水平往复加载过程中每一时刻的加载位移和群桩-土复合受力体系提供的抗力之间的关系。

滞回曲线的面积大小可以定量反映群桩基础的耗能能力和抗震水平。钢筋混凝土群桩-粉质黏土复合受力体系的滞回曲线如图所示。

加载位移在0.01D~0.05D之间，滞回曲线形状成梭形，此阶段荷载-位移关系近似呈线性。

加载位移0.06D~0.10D阶段，滞回圈形状开始出现捏缩现象，原因是受拉区混凝土开裂，浅层土体逐步进入塑性，无法恢复到原来的位置，桩与土体之间存在脱空。

桩体由于裂缝的产生，在与土体未接触前桩-土体系的整体刚度较小，但当桩与土体接触后，桩土共同承担荷载，因而整体刚度又显著增长，从而导致了滞回圈捏缩。

加载位移0.12D~0.14D阶段，捏缩现象更加明显滞回圈继续顺时针旋转，桩周土塑性区深度继续发展桩头开始逐渐压碎（这点利用桩身应变数据变化可以判断），桩周土开始出现剪切裂缝。

桩-土体系刚度继续退化直到屈服。从0.16D到0.32D加载阶段，每一加载等级三个滞回圈不再重合，由于混凝土的裂缝出现具有一定的随机性，导致桩身刚度不对称。

捏缩效应更加明显，桩周土的抗力占比不断增加，此阶段是桩头区域桩身混凝土受压破坏和桩周土塑性区深度加速发展阶段。

从0.36D加载到0.42D加载阶段，钢筋混凝土群桩进入破坏阶段，加载位移增大，但是荷载在减小，说明此阶段桩头塑性较区域混凝土全部受压破坏，各个基桩桩头区域钢筋逐渐完全屈服。

骨架曲线是滞回曲线的包络线，代表群桩基础在不同阶段的刚度变化特点。

将每级循环加载时作动器记录到的荷载-位移曲线峰值点连接起来形成骨架曲线，如图所示。

利用骨架曲线斜率变化和文献推荐的基于刚度折减的结构等效弹塑性屈服点确定方法，计算出群桩基础的弹性极限点、屈服点和极限加载位移，各个阶段的极限位移和荷载如表所示。

从中发现，群桩基础在加载位移相等的情况下，对应的界限荷载不同。这是因为承台刚度远大于基桩，且承台尺寸有限。

在水平往复加载过程中产生了承台旋转，导致东向和西向加载过程中作动器与承台连接节点和作动器固定端的空间位置不同。

相同的作动器加载位移对应不同的承台位移，而承台对桩顶是固定约束，造成对应的桩顶位移不同，作动器记录到的荷载当然也不同。

这种现象在采用位移控制加载且承台尺寸有限的群桩拟静力试验中是常见的。

桩身弯矩分布

由于2#和4#基桩同时满足几何布置对称和受力状态对称，所以2#基桩与4#基桩的弯矩分布相同。

根据应变分析结果，认为桩身混凝土压应变增加到峰值点后快速下降的拐点是桩身混凝土受压破坏的标志。

由于混凝土材料并非均质性材料，受压破坏时裂缝开展方向有很大的随机性，且受压破坏后应变数值变异非常大，没有分析的意义。

所以只选取桩身混凝土受压破坏之前的桩身应变，计算并分析桩身弯矩分布。

往东与往西加载时，弯矩增大的规律和幅度基本相同。弯矩沿着桩身分布基本对称，都有两个反弯点，分别位于桩顶以下3D~5D、5D~7D深度之间。

随着加载位移的增加，弯矩峰值点发生了上移，当群桩基础处于弹性和弹塑性阶段时，弯矩峰值点在桩顶以下10.75D深度附近，过屈服点后，1#基桩桩身弯矩峰值点上移到桩顶以下3.0D深度附近。

中桩桩身挠度分析

由于5根基桩均采用相同的设计方案和施工工艺，并且中桩处在中心位置，在对称水平往复位移加载情况下，承台旋转对中桩的影响最小，在有限的加载位移下可以忽略承台旋转对中桩变形的影响。

这与实际多模块高温堆核岛厂房群桩中基桩的桩顶约束条件相似，所以中桩桩身位移最具有实际的研究价值。因此本文选取中桩进行桩身挠度变化规律分析。

由于桩底固定在土箱的底座上，桩底挠度为零所以沿着桩的埋置深度桩身挠度单调递减且呈倒置的伞”形分布，基本完全对称。

这主要是由于随着位移幅值的增大和往复次数的增加，中桩钢筋屈服和桩身开裂，桩身刚度不断退化，基桩进入了非线性工作阶段。

笔者观点

通过对比分析本试验结果与现有低轴压比群桩试验结果，发现低轴压比钢筋混凝土群桩在弹性、弹塑性和破坏阶段的滞回曲线更为饱满呈现梭形。

而高轴压比群桩在过弹性极限点后，滞回曲线明显捏缩，显示高轴压比的增加降低了群桩基础的耗能能力。

在结构抗震设计中，延性的控制对于吸收和耗散地震动输入的能量是非常重要的。本试验计算出群桩基础的位移延性系数为3.0。

虽然高轴压比降低了群桩基础的延性，但是由于桩土相互作用的复杂性以及桩周土体强度的不同，高轴压比群桩基础仍然具备较好的延性。

通过数值模拟方法进一步对不同轴压比下群桩基础的抗震性能进行参数化分析，以得出不同轴压比下的破坏模式、内力变形特征和荷载分配比例等规律，为核岛桩基设计提供依据。