注浆微型钢管桩轴向承载特性试验与理论计算分析.pdf

河北工业大学学报JOURNAL OF HEBEI UNIVERSITY OF TECHNOLOGY2023 年 8 月August 2023第 52 卷 第 4 期Vol.52 No.4注浆微型钢管桩轴向承载特性试验与理论计算分析司雨，肖成志，王子寒（河北工业大学 土木与交通学院，天津 300401）摘要目前注浆微型钢管桩在桩基工程中应用较少，对其承载与变形性能的研究相对单一，缺乏对钢管受力特点的研究，基于室内21根注浆微型钢管桩试验，综合考虑钢管直径d和壁厚t、桩长H、浆体水灰比、钢管表面布孔直径r和间距s、钢管直径与桩径之比d/D等因素对微型钢管桩轴向承载、变形和破坏模式的影响。试验结果表明：当0.28 d/D0.40时，外包浆破损与钢管屈服同时发生，轴向荷载主要由外包浆承担；当0.50 d/D 0.72微型钢管桩延性特征明显，承载力主要由钢管和核心水泥浆承担，极限荷载近似呈线性增加；微型钢管桩以钢管屈服变形为破坏标准；长细比H/D 4时，浆液配合比为0.45时，桩身整体性最佳；钢管表面注浆孔的排布方式影响最小；提出一种可分析钢管在内外压作用下的理论方法。试验结果和理论分析将为微型钢管桩设计与施工提供有益指导。关键词微型钢管桩；轴向承载；钢管；试验；理论分析中图分类号TU473.1文献标志码ATest and theoretical analysis on axial mechanical properties ofgrouted micro-steel-pipe-pilesSI Yu,XIAO Chengzhi,WANG Zihan（School of Civil Engineering and Transportation,Hebei University of Technology,Tianjin 300401,China）AbstractRecently,study on mechanical and deformation performance of grouted micro-steel-pipe-piles(MSPP)in pilefoundation project is relatively rare.The research on its bearing capacity and deformation characteristics is relatively single,and the research on the stress features of steel pipe is lacking.In this paper,on the basis of laboratory test of 21 MSPP,a series of tests were carried out to investigate the effect of diameter,d,and wall thickness,t,of steel pipe,length of pilespecimen,H,water-cement ratio,layout mode of hole in steel pipes on the mechanical,r-s,and ratio of diameter of steelpipe to diameter of MSPP,d/D,deformation and failure mode of MSPP.The tests results show that when 0.28 d/D0.40,cement slurry over-cladding and steel pipe damage at the same time,the axial load is mainly borne by cement slurry over-cladding.When 0.50 d/D 0.72 MSPP has obvious ductile fracture,the bearing capacity is mainly borne bysteel pipe and core cement slurry,and the axial ultimate load of MSPP tends to be linear increase.The failure standard ofMSPP is the yield deformation of steel pipe.When the slenderness ratio H/D 4,water-cement ratio is 0.45,MSPP isthe best.Layout of hole associated with diameter and spacing do not affect the axial ultimate bearing capacity of MSPP.A theoretical method for the analysis of MSPP under internal and external pressures is presented.The analytical resultsand theoretical analysis in this paper will be helpful in guiding design and construction of MSPP in practical project.Key wordsmicro-steel-pipe-pile；axial loading；steel pipe；test；theoretical analysis文章编号：1007-2373（2023）04-0063-08DOI：10.14081/ki.hgdxb.2023.04.008收稿日期：2019-10-29基金项目：国家自然科学基金（41877255）；河北省自然科学基金（E2018202108）；承德市科技支撑计划（201706A075）第一作者：司雨（1994），女，硕士研究生。通信作者：肖成志（1976），男，教授，；王子寒（1984），男，讲师，。司雨，等：注浆微型钢管桩轴向承载特性试验与理论计算分析0引言20世纪50年代意大利人Lizzi1首次提出直径小于300 mm的微型桩概念。注浆微型钢管桩作为微型桩的一种，通过钻机成孔并下放钢管，在钢管内部压力注浆并借助钢管表面布孔向管外喷射浆体，最终形成由钢管外包浆体、钢管和钢管内部注浆体组成的桩体。当前，钻孔注浆微型钢管桩几何尺寸设计及其力学特性的河北工业大学学报64第 52 卷理论研究，主要是借助结构上钢管柱轴载特性方面的丰富成果，Gupta等2针对钢管混凝土试件进行试验研究，得出径厚比较小时，钢管对核心混凝土的约束作用较好；Evirgen等3，Dundu4研究径厚比、钢管强度和钢管截面几何形状等变量因素对钢管混凝土的极限承载力和屈曲性能的影响。徐鹏飞等5通过分析钢管厚度对钢管混凝土短柱轴压力学性能的影响；乐胜腾等6得出了钢管管壁开孔位置对钢管桩稳定有较大影响等结论。张玉琢等7进一步验证了采用叠加法计算圆钢管钢筋混凝土轴压短柱承载力的计算方法的可行性；钟善桐等8创立的“统一理论”对钢管混凝土结构进行了可靠度分析和设计优化；丁发兴等9应用模型柱法，建立了钢管混凝土轴压中长柱承载力实用计算公式；龚健等10借助p-y曲线计算了微型钢管桩单桩和群桩的变形特点。鉴于上述，目前注浆微型钢管桩在轴向承载特性上多数针对单一影响因素进行研究，缺乏整体性和全面性，且对受内外压力的钢管力学特点的分析缺乏理论研究，因此，本文基于轴向承载特性试验，综合对比分析钢管直径d与壁厚t、长径比H/D、注浆体水灰比、钢管表面注浆孔布设方式等对微型钢管桩轴向承载特性与变形的影响，同时探讨钢管在内外压力下的应力应变，获得钢管自身的受力变化特征，定量和定性地研究微型钢管桩轴向承载特性，并提供一种有效验证试验准确性的理论分析方法。1注浆微型钢管桩轴向承载特性试验1.1试验介绍为了分析注浆微型钢管桩轴向承载特性，试验针对直径D=150 mm的注浆微型钢管桩，改变钢管管径d与壁厚t、桩体高度H、注浆体水灰比、钢管表面注浆孔径r和间距s，以此分析各因素对微型钢管桩轴向承载特性影响，试验方案如表1所示。表 1注浆微型钢管桩轴压承载特性试验设计Tab.1Test design for axial compression behavior of grouted MSPP影响因素钢管直径d（d/D）钢管壁厚t钢管高度H浆体水灰比W/C钢管注浆孔径和间距r-s注：试件编号说明，以A300-42/3.5-0.45-8/75为例，A表示试件轴向加载，300表示试件高度H为300 mm，42/3.5表示钢管直径d和壁厚t分别为42 mm和3.5 mm，0.45表示注浆浆液水灰比W/C为0.45，8/75表示钢管布设孔径r和间距s分别为8 mm和75 mm。试件编号A300-42/3.5-0.45-8/75A300-60/4-0.45-8/75A300-76/6-0.45-8/75A300-89/6-0.45-8/75A300-108/6-0.45-8/75A300-89/4-0.45-8/75A300-89/5-0.45-8/75A300-89/6-0.45-8/75A300-89/6-0.45-8/75A450-89/6-0.45-8/75A600-89/6-0.45-8/75A750-89/6-0.45-8/75A300-108/6-0.45-8/75A450-108/6-0.45-8/75A600-108/6-0.45-8/75A750-108/6-0.45-8/75A750-89/6-0.45-8/75A750-89/6-0.60-8/75A750-89/6-0.75-8/75A750-108/6-0.45-8/75A750-108/6-0.60-8/75A750-108/6-0.75-8/75A450-89/6-0.45-8/37.5A450-89/6-0.45-8/75A450-89/6-0.45-12/75A450-108/6-0.45-8/37.5A450-108/6-0.45-8/75A450-108/6-0.45-12/75（管径d 壁厚t）/mm423.56047668961086894895896896108689610868961086试件高度H/mm300300450600750300450600750750450浆液水灰比W/C0.450.450.600.750.450.600.750.45钢管注浆孔径和间距r-s/mm8-758-37.58-7512-758-37.58-7512-75d/D0.280.400.500.590.720.590.720.590.720.590.72桩体直径D/mm150司雨，等：注浆微型钢管桩轴向承载特性试验与理论计算分析65第 4 期1.2注浆微型钢管桩试验材料及制备选用7种不同标准规格的Q235无缝钢管，作为试验所需钢管材料，钢管直径d和壁厚t分别为42 mm 3.5 mm、60 mm 4 mm、76 mm 6 mm、89 mm 4 mm、89 mm 5 mm、89 mm 6 mm和108 mm 6 mm，依照金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法（GB/T228.1-2010）11确定钢材屈服强度和极限抗拉强度分别约为267.4 MPa和325.7 MPa，弹性模量为200.5 MPa，泊松比为0.32，并根据表1中试验方案截取不同长度钢管，在其表面布设不同孔径r和间距s的注浆孔，如图1a）所示。试验中微型钢管桩注浆体采用水泥净浆，参照建筑桩基技术规范（JGJ94-2008）12灌注桩基构造规定，桩身混凝土强度等级不得小于C25，因此，选用普通硅酸盐水泥42.5，分别采用水灰比为0.45、0.60和0.75的水泥浆注浆形成钢管桩。为了确定不同水灰比时水泥浆的抗压强度，试制微型钢管桩时，针对水泥净浆取样制取70.7 mm 70.7 mm 70.7 mm标准试块，静候24 h后拆模，养护28 d后开展抗压试验，标准水泥浆试块如图1b）所示。试验测得水灰比0.45、0.60和0.75时相应试块的平均抗压强度分别为36.4 MPa、30.0 MPa和25.1 MPa。注浆微型钢管桩采用自制微型钢管桩模具制成，如图1c）所示。由内径150 mm、壁厚4 mm的PVC圆筒模具形成钢管桩的外包浆体，不同直径钢管由模具底座卡槽与顶板限位螺栓固定，以确保钢管中心与PVC圆筒中心一致，不同长度钢管由左右两侧螺纹反力杆调节高度，装置组装完成后，通过模具顶板预留孔压力注浆并拆模养护，最终形成注浆微型钢管桩试件，如图1d）所示。1.3微型钢管桩轴向加载试验微型钢管桩轴压加载采用1 000 kN液压千斤顶分级加载，如图2a）和2b）所示。加载过程中通过在试样左右对称两侧各设置一个竖向和横向位移计，以测量加载时钢管桩轴向和横向变形。另外，在钢管外表面和桩身外表面沿纵向和横向布设电阻应变片，以测量轴向加载过程中钢管和外包浆体的纵向应变和横向应变，如图2c）所示。试验采用DH3816静态应变测试仪监测各测点应变值。2注浆微型钢管桩轴向加载试验分析2.1注浆微型钢管桩试件破坏形式试验中钢管桩试件在逐级加载过程中破坏现象大致相同，这里以试件A450-89/6-0.45-12/75分析注浆微型钢管桩轴向加载破坏形式。微型钢管桩轴向加载初期，轴向变形逐渐增加，试件出现轻微崩裂声响且伴随着钢管外包浆表面从顶部和底部出现细裂缝，对应荷载为130150 kN，如图3a）所示；继续施加荷载至200300 kN时，裂缝增多且纵向延伸明显，并伴随图1注浆微型钢管桩试验材料及制备Fig.1Testmaterialandpreparationofgroutedmicro-steel-pipe-pilea）钢管b）水泥浆试块c）装置实物d）注浆型钢管桩图 2微型钢管桩轴向加载试验Fig.2Axial loading test for micro-steel-pipe-piles1.压力传感器；2.管桩试件；3.位移计；4.液压千斤顶；5.反力架应变片H/4钢管12345a）轴向加载示意图b）加载装置c）应变片布设H/4钢管PVC图 3试件破坏过程和钢管破坏形态Fig.3Failure mode of specimens for micro-steel-pipe-pilesa）b）c）A450-89/6-0.45-12/75试件d）河北工业大学学报66第 52 卷更大的开裂声，如图3b）所示，当继续加载至300350 kN时，外包浆破损较为严重，如图3c）所示，此时，试件承载接近极限，钢管外包浆体脱落可以发现钢管呈剪切破坏，如图3d）所示；此时外包浆体虽破损且部分呈现脱落现象，但桩体因钢管直径较大且对钢管内部注浆体的约束作用，使钢管及其内核注浆体仍具有承载能力，直至加载后期，外包水泥浆大块掉落，导致钢管表面电阻应变片脱落失效，液压千斤顶荷载不再上升，桩体完全破坏失去承载能力，此时停止试验。2.2d/D 对微型钢管桩承载特性影响针对直径D=150 mm的微型钢管桩，选取桩身高度H=300 mm，水灰比为0.45，钢管表面布孔直径r=8 mm和间距s=75 mm，分析d/D对微型钢管桩承载特性的影响。选取钢管直径与壁厚为42 mm 3.5 mm、60 mm 4 mm、76 mm 6 mm、89 mm 6 mm、108 mm 6 mm的试件，分析桩体在轴向承载作用下的横向变形及外包浆应变的变化。首先不同阶段下横向变形对应的轴向荷载，如图4所示，当d/D=0.28时，横向位移处于拐点即试件发生明显鼓胀时对应的荷载P1，与外包浆脱落时对应荷载P2基本一致，且此时达到了承载极限值，表明此试件的破坏模式为脆性破坏，外包浆主要承担荷载达到极限；当d/D=0.40时，试件明显鼓胀变形时对应荷载P1与外包浆脱落时对应荷载P2相差不大，但载荷仍可以继续上升，表明一开始荷载由外包浆承担，但外包浆是脆性材料，快速达到破坏（占极限荷载的56.6%），然后由钢管与核心水泥浆来继续承担轴压；当d/D 0.50时，3个试件发生明显鼓胀变形时对应荷 载P1分 别 为 极 限 荷 载Pult的 67.0%、61.3%、57.2%，外包浆脱落时对应荷载P2与极限荷载Pult近乎接近，甚至当d/D=0.72时，试件中部外包浆没有脱落，表明钢管、核心水泥浆和外包浆同时受压，钢管与核心水泥浆的受压面积占比增大，承载力逐渐由钢管与核心水泥浆承担为主，外包浆只是保护层作用，只有钢管与核心水泥浆发生明显变形，导致外包浆发生鼓胀时，横向位移才会增加。考虑到实践中，注浆微型钢管桩用于桩基础时，基于桩基规范和安全考虑，允许承载力通常是极限承载力的50%。图4表明试件发生明显横向变形时，荷载P1Pult/2，d/D=0.28，外包浆的占比较大，外包浆与钢管同时破坏，0.28 d/D0.40，试件产生明显横向变形对应的荷载P1曲线先呈下降趋势，随后当0.40 d/D 0.72时又上升，但其对极限荷载Pult的占比整体呈下降趋势，表明承载力逐渐由外包浆向钢管及内核浆体承担。进一步地，图5分析了不同d/D时桩身轴向加载过程中钢管横向应变失效即屈曲对应荷载P3、外包浆横向应变失效即出现裂纹对应荷载P4、极限荷载Pult和Pult/2。由图5可看出，在未达到Pult/2时，外包浆就已经出现了裂纹，因为钢管的存在使得试件整体具有较强承载力，但当d/D=0.28时，荷载达到Pult/2时，外包浆开裂和钢管鼓胀同时发生，轴压承载力虽然仍可以继续上升，但基于桩基规范和安全考虑，取Pult/2，故可得d/D=0.28，注浆微型钢管桩的破坏标准以外包浆破裂为准；随着d/D增加，当d/D=0.40时，外包浆开裂荷载P4占极限荷载Pult的34.2%，钢管屈曲荷载P3占极限荷载的84.8%，且钢管鼓胀屈服后，试件承载力仍可以继续上升，延性破坏特征开始显现，在d/D0.50时，其中钢管屈曲荷载P3与极限荷载Pult极为相近，这表明在0.50 d/D 0.72，轴向荷载由注浆微型钢管桩中钢管和核心水泥浆来承图 4不同 d/D 桩体变形与轴向荷载的关系Fig.4Relation between deformation of different d/D piles and axialload d/Dd/D1 0008006004002000轴向荷载/kN0.2 0.3 0.4横向位移拐点荷载P10.5 0.6 0.7 0.8外包浆脱落时荷载P2极限荷载PultPult/2d/D1009080706050P1/Pult占比/%0.2 0.4 0.6 0.8图 5不同 d/D 试件横向应变与轴向荷载的关系Fig.5The relation between transverse strain and axial load ofdifferent specimensd/D1 0008006004002000轴向荷载/kN0.20.30.4钢管屈曲P30.50.60.70.8外包浆开裂P4极限荷载PultPult/2司雨，等：注浆微型钢管桩轴向承载特性试验与理论计算分析67第 4 期担，外包浆逐渐发展成仅是桩身保护层，且钢管屈服变形时荷载是Pult/2的近两倍，故安全性得到保障。2.3微型钢管桩试样高度对轴向承载特性影响考虑到钢管桩试样长度对轴向承载的影响，这里选取注浆体水灰比为0.45，钢管壁厚t=6 mm，钢管表面布孔直径r=8 mm和间距s=75 mm时，分别选取d=89 mm和108 mm这2种钢管直径，研究桩长H为300 mm、450 mm、600 mm和750 mm时受轴向承载的影响。由图6可看出，钢管壁上应变测试因受外部水泥浆的包裹作用影响，测得参数存在误差，在H 450 mm时，横向位移荷载P1Pult/2，且外包浆开裂荷载P4Pult/2，说明试件长度越长，越容易发生弯曲变形；且图6b）中钢管直径d=108 mm，横向位移P1与外包浆开裂P4几乎同时发生，表明钢管直径d=108 mm或d/D 0.72时，外包浆没有承担荷载的作用，钢管直径较大，承载力也较大，不易发生弯曲变形；图6a）、b）中可明显看出当H/D 4时，外包浆开裂P4、横向位移P1、钢管屈曲P3按顺序发生，钢管发生约束紧箍作用，延性效果较好，这表明试件长细比H/D 4时，注浆微型钢管桩整体性能最佳。2.4微型钢管桩水灰比对轴向承载特性影响试验中微型钢管桩注浆体水灰比选取了0.45、0.60和0.75这3种配置，基于立方体标准试块测定相应的平均抗压强度分别为36.4 MPa、30.0 MPa和25.1MPa，显然，相比于水灰比0.45，当水灰比增至0.60和0.75时，相应平均抗压强度分别降低了17.6%和31.0%。基于桩长H=750 mm、钢管表面布孔直径r=8 mm和间距s=75 mm，以及钢管壁厚t=6 mm时，针对d=89 mm和d=108 mm这2种钢管直径，研究注浆体水灰比为0.45、0.60和0.75时对桩体轴向承载特性影响，结果如图7所示。钢管直径d=89 mm和d=108 mm的试件，产生横向膨胀时P1和外包浆开裂时P4都发生在Pult/2以下，且可明显看出浆体水灰比为0.45时，试件破坏过程，阶段性顺序明显，先外包浆开裂、横向鼓胀变形、达到Pult/2、钢管屈曲、最终极限破坏，表明注浆微型钢管桩浆体水灰比，较优值为0.45。2.5微型钢管桩中钢管表面布孔对承载特性影响微型钢管桩成桩过程通常是通过钢管内部压力注浆，注浆体通过钢管表面布孔外泄形成包裹体。鉴于a）d=89 mm试件高度/mm1 4001 2001 0008006004002000轴向荷载/kN300400钢管屈曲P3500600700800外包浆开裂P4极限荷载PultPult/2横向位移拐点荷载P1b）d=108 mm试件高度/mm1 4001 2001 0008006004002000轴向荷载/kN300400钢管屈曲P3500600700800外包浆开裂P4极限荷载PultPult/2横向位移拐点荷载P1图 6不同高度的微型钢管桩桩身随轴向荷载变化Fig.6Variation of pile body with axial load of micro steel pipe piles with different heightsa）d=89 mmb）d=108 mm图 7不同水灰比微型钢管桩桩身随轴向荷载的变化Fig.7Variation of pile body of micro steel pipe pile with different water-cement ratio under axial load浆体水灰比1 2001 0008006004002000轴向荷载/kN0.45钢管屈曲P30.600.75外包浆开裂P4极限荷载PultPult/2横向位移拐点荷载P1浆体水灰比1 4001 2001 0008006004002000轴向荷载/kN0.45钢管屈曲P30.600.75外包浆开裂P4极限荷载PultPult/2横向位移拐点荷载P1河北工业大学学报68第 52 卷此，基于桩长H=450 mm、水灰比为0.45和钢管壁厚t=6 mm时，针对d=89 mm和d=108 mm这2种钢管直径，研究钢管表面布孔形式对桩体轴向承载特性影响，结果如图8所示。图8a）可明显看出试件发生明显鼓胀P1、钢管屈曲P3和外包浆开裂P4极接近Pult/2，随着r-s改变为8-75 mm、12-75 mm，荷载P1、P3、P4稍有降低；图8b）中可明显看出r-s为8-75 mm的注浆微型钢管桩试件，荷载P1、P3、P4、Pult/2极为相近。故图8表明，孔排布r-s为8-75 mm时，微型钢管桩桩身产生鼓胀P1、钢管变形P3、外包浆开裂P4都在Pult/2附近，且三者几乎同时发生。钢管表面注浆孔的排布对注浆微型钢管桩的影响较小。3轴压作用下试件的理论受力分析上述内容针对试验中钢管屈服应变和外包层破损应变，即塑性阶段的桩体进行分析，理论检验分析弹性阶段的注浆微型钢管桩中钢管在外包浆体与内核浆体的共同作用下的变形特性，使用厚壁圆筒原理13分析。1）将注浆微型钢管桩的钢管假定为内半径为a、外半径为b的理想弹塑性的厚壁圆筒，几何形状对称于中心轴，且沿筒体轴向无变化，且钢管的载荷分布对称于中心轴，并沿轴向均相同，则它是平面轴对称问题，假设v=1/2。内表面处受内压p1，外表面处受外压p2，如图9所示。弹性阶段：平面轴对称问题中的未知量r，r，u，它们满足基本方程和相应的边界条件。平衡方程：drd+r-r=0。（1）几何方程：r=dudr；=ur。（2）本构方程：r=1E()r-；=1E()-r。（3）边界条件为：r|S=Fr，在力边界S上；u|Su=u，在位移边界Su上。（4）使用拉梅（Lam）公式（5），适用于半径比=b/a为任意值的情况。r=a2b2()p2-p1b2-a21r2+a2p1-b2p2b2-a2；=-a2b2()p2-p1b2-a21r2+a2p1-b2p2b2-a2。（5）其对应的应变分量公式（6）a）d=89 mmb）d=108 mm图 8不同孔排布微型钢管桩桩身随轴向荷载的变化Fig.8Variation of pile body of miniature steel pipe pile with different hole arrangements under axial load孔排布r-s/mm1 4001 2001 0008006004002000轴向荷载/kN8-37.5钢管屈曲P3外包浆开裂P4极限荷载PultPult/2横向位移拐点荷载P18-7512-751 4001 2001 0008006004002000横向位移拐点荷载P1图 9均压钢管Fig.9Equalizing steel pipep1p2p1p2rab轴向荷载/kN钢管屈曲P3外包浆开裂P4极限荷载PultPult/28-37.58-7512-75孔排布r-s/mm司雨，等：注浆微型钢管桩轴向承载特性试验与理论计算分析69第 4 期r=1E()1+a2b2()p2-p1b2-a21r2+()1+a2p1-b2p2b2-a2；=1E-()1+a2b2()p2-p1b2-a21r2+()1+a2p1-b2p2b2-a2。（6）弹塑性阶段：钢管是内半径为a、外半径为b的理想弹塑性材料的厚壁圆筒，假设圆筒处于平面应变状态下，简化为只在内表面处作用均压p，随着内压p的增加，圆筒内及|r也不断增加，则根据式（5），取p2=0，p1=p。如图10所示。塑性理论中屈服条件为 Tresca 屈服条件，取=1，z=2，r=3，0，r0，则Tresca屈服条件成为-r=s。（7）当内压p较小时，厚壁圆筒处于弹性状态，在内壁r=a处(-r)有最大值，即筒体由内壁开始屈服，若此时的内压为pe，即弹性极限压力pe=s21-a2b2。（8）s为材料的拉伸屈服极限(-r)r=a=s。（9）当应力分量的组合达到某一临界值时，该处材料进入塑性变形状态，并逐渐形成塑性区，随着内压p的增大，当ppe时，筒体内部内壁出现塑性区，并逐渐向外扩展，当r=b时，整个截面进入塑性状态，即圆筒达到塑性极限状态，此时压力不能继续增加，该临界值为塑性极限压力，以p1表示pl=slnba。（10）2）对于不同的材料，不同的应用领域，采用不同的变形体模型。本试验采用的注浆材料为水泥净浆，设试件外包层的内半径为r1，外半径为r2，在内压作用下，若处于弹塑性状态下，应力分量满足平衡方程（11）与摩尔-库伦准则（12）。drdr+1r(r-)=0，（11）12(-r)=ccos-12(+r)sin。（12）当外包层内表面出现裂纹，随着内力的不断增大，外表面出现破损，即r=r2时，其破坏荷载pf为pf=cr2r1A-1 cot，（13）式中：r1、r2为内外壁半径；c为材料粘聚力；为内摩擦角；A=2sin1+sin。3）针对21根注浆微型钢管桩试件中钢管进行弹性分析，首先将钢管按式（10）计算内核受力值及按式（13）计算外包层的受力值，共同代入式（6），计算试件钢管外壁的环向应变，与试件进行轴压承载试验时，钢管表面实测的环向应变值做进一步对照分析，见表2。由表2所示，注浆微型钢管桩的钢管受力计算值与试验进行的测量值大小，误差较小，故证明本文注浆微型钢管桩试验的可行性，具有较高的参考图 10厚壁圆筒Fig.10Thick walled cylinder表 2注浆微型钢管桩的钢管环向应变Tab.2Circumferential strain of steel pipe in groutingMSPP试件编号A300-42/3.5-0.45-8/75A300-60/4-0.45-8/75A300-76/6-0.45-8/75A300-89/4-0.45-8/75A300-89/5-0.45-8/75A300-89/6-0.45-8/75A300-108/6-0.45-8/75A450-89/6-0.45-8/75A600-89/6-0.45-8/75A750-89/6-0.45-8/75A450-108/6-0.45-8/75A600-108/6-0.45-8/75A750-108/6-0.45-8/75A750-89/6-0.60-8/75A750-89/6-0.75-8/75A750-108/6-0.60-8/75A750-108/6-0.75-8/75A450-89/6-0.45-8/37.5A450-89/6-0.45-12/75A450-108/6-0.45-8/37.5A450-108/6-0.45-12/75计算/%0.0770.0840.0810.0940.0900.0860.0910.0860.0860.0860.0910.0910.0910.0860.0860.0910.0910.0860.0860.0910.091实测/%0.0800.0900.0830.0900.0870.0820.0850.0890.0830.0860.0970.0900.0900.0810.0820.0840.0770.0770.0840.0850.086误差/%3.756.672.414.443.454.887.063.373.610.006.191.111.116.174.888.3318.1811.692.387.065.81SESO1brap1河北工业大学学报70第 52 卷价值。4结论通过探究钢管直径与壁厚、桩长、注浆体水灰比、钢管表面布孔形式和桩径比等影响因素，对注浆微型钢管桩的承载特性影响，开展21根试件的轴向承载试验研究及理论分析，主要结论如下。1）基于桩基规范和安全考虑，当d/D=0.28时，即荷载为Pult/2时，外包浆开裂和钢管鼓胀同时发生，轴向承载力主要由外包浆承担；当0.50 d/D 0.72时，轴向荷载主要由钢管和核心水泥浆承担，外包浆仅是桩身保护层，且钢管屈服变形时荷载是Pult/2的近两倍，故安全性高。在0.28 d/D 0.72范围内，都可以钢管达到变形屈服为破坏标准。2）试件长细比H/D 4，浆体水灰比0.45时，破坏过程阶段性明显，钢管发生约束紧箍作用，延性效果较好，故此时注浆微型钢管桩整体性能最佳；钢管表面注浆孔的排布对注浆微型钢管桩的影响较小。3）使用厚壁圆筒理论分析注浆微型钢管桩的受力特点，可以较准确地获得钢管在受内外压力时的变形情况，为检测试验准确性提供一种验证方法。参考文献：1LIZZI F.Reticulated root piles to correct landslidesM.Chicago：ASCE，Convention and Exposition，1978.2GUPTA P K，SARDA S M，KUMAR M S.Experimental and computational study of concrete filled steel tubular columns under axial loadsJ.Journalof Constructional Steel Research，2007，63（2）：182-193.3EVIRGEN B，TUNCAN A，TASKIN K.Structural behavior of concrete filled steel tubular sections（CFT/CFSt）under axial compressionJ.Thin-Walled Structures，2014，80：46-56.4DUNDU M.Compressive strength of circular concrete filled steel tube columnsJ.Thin-Walled Structures，2012，56：62-70.5徐鹏飞，张公，李晓璐，等.不同壁厚钢管混凝土短柱轴压性能试验研究J.北京工业大学学报，2017，43（10）：1514-1520.6乐腾胜，雷金波，周星，等.有孔管桩单桩承载性状试验及分析J.岩土力学，2016，37（增刊2）：415-420.7张玉琢，吕学涛，刘海卿.圆钢管钢筋混凝土轴压短柱试验与承载力计算J.建筑结构，2016，46（7）：64-67.8钟善桐.钢管混凝土结构M.3版.北京：清华大学出版社，2003.9丁发兴，余志武，蒋丽忠.圆钢管混凝土轴压中长柱的承载力J.中国公路学报，2007，20（4）：65-70.10 龚健，陈仁朋，陈云敏，等.微型桩原型水平荷载试验研究J.岩石力学与工程学报，2004，23（20）：3541-3546.11 GB/T 228.12010，金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法S.12 中华人民共和国建设部.JGJ 942008，建筑桩基技术规范 S.北京：中国建筑工业出版社，2008.13 徐秉业，刘信声.应用弹塑性力学M.北京：清华大学出版社，2007.