工 程 力 学 表3钢管复合桩抗弯刷度计算参数 2.3承载力计算方法 Table Bending stifess calculation par mnosite 23.1竖向承找力计算方法 steel pile 1)内部强度破坏 表4给出了按留国内外想范计算值与模型试哈 10D 1.140 所得结果的对比情况”-。由表可知，7种规范 15D 1.023 算结果与试验结果误差为183%44.7%及-8.9% 其中ACI(2005)规范计算结果最小，比试验结果小 20D 1013 89%,偏干安全：AISC2005)却范计算结果最大 30D 0990 比试验结果大44.7% 偏于不安全。7种规范计算 值的平均值为2688kN,比试验结果大21%。其主 ：你，1≤n≤18 要原因是上述各规范没有考虑带剪力环泥皮防腐 可以看出，剪力环可起到增大钢管复合桩抗 涂层综合效应间题。因此在按内部强度控制标准进 压、抗弯刚度的作用。在存在泥皮和防腐涂层条件 行设计计算时，建议采用ACI(2005)进行带有泥 下时，当剪力环间距≤2D时，剪力环加强作用明 皮-防腐涂层剪力环的钢管复合桩承载力极限值 显，钢管与核心混凝土联结牢固可靠，钢管复合 算：在考虑适当提高分项安全系数的条件下，也可 组合刚度系数k≥1。此时，泥皮和防腐涂层对钢 采用《钢管混凝土结构技术规程》DB13-51-2003、 管复合桩刚度的弱化作用可不考虑。 GB4142-2000以及BS5400(2005)出的相关计算 公式进行钢管复合桩承载力极限值的计算 表4G-J-N-PY3钢管复合桩承载力计算表 Table4 Calculation of bearing capacity of G-J-N-PY3 composite steel pile 419 Bs540205)DB13-51.203 EC4200) GB41422000 试验站果 2022 297 32153 26455 26267 2695 2639 2221 21 表了单桩极限承载力结果 Table 5 Results of single pile bearing capacity testing 方法规背 分类 外部强度整制标准 内部清度控制标淮 DIN4014 J20 D63-2007AC(205)A(997)AISC(2005) 德国 日本 s5400 沉动 DBJ13-51-2003EC42004)GD4142-200制标 20051 承 N 580936464352340856641252690771026911713918094 1420573839 51.66 57.48 46.54 76.17 108.95 0.72 91.31 104.16 101.55 65.66 江总 最小 最大 2)外部强度破坏和沉降变形超限 极限承载力较其他两种控制标准的结果都大，其中 按照外部强度破坏和沉降变形超限计算可按 A山(1997)规范确定的承载力最大，较由单桩外部强 昭德国范DN4014DN1054.2005).日本1R2000 度控制标准确定的单排承栽力大105%1g30%。 桩基规范和《公路桥涵地基与基础设计规范》 桩外部强度控制标准确定的钢管复合桩极限承载 JTGD63-2007进行，此不赘述。 力最小。其中，《公路桥函地基与基础设计规范》 根据上述三种控制标准计算港珠澳大桥内径 TGD63.2007给出的理论值最小.仅为52.34MN 2150mm的钢管句合桩极阻承截力结果汇总加表5 这主题是绘给定的、桩瑞中风化花岗岩承撞力标准 所示。按单桩内部强度控制标准确定的钢管复合桩 偏低的缘故.德国规范DN4014和日本规范R2000 C)1994-019 China Academie Joumal Electronie Publishing House.All rights reserved.http://www.enki.ne工     程     力     学 93 表 3 钢管复合桩抗弯刚度计算参数 Table 3 Bending stiffness calculation parameter of composite steel pile 剪力键间距 kwc λ 1.0D 1.140 1 n   1.5D 1.023 24 25 n   2.0D 1.013 19 20 n   3.0D 0.990 19 20 n   注：n=P/F，1≤ ≤n 1.8 。 可以看出，剪力环可起到增大钢管复合桩抗 压、抗弯刚度的作用。在存在泥皮和防腐涂层条件 下时，当剪力环间距≤ 2D 时，剪力环加强作用明 显，钢管与核心混凝土联结牢固可靠，钢管复合桩 组合刚度系数 kwc≥1。此时，泥皮和防腐涂层对钢 管复合桩刚度的弱化作用可不考虑。 2.3 承载力计算方法 2.3.1 竖向承载力计算方法 1) 内部强度破坏 表 4 给出了按照国内外规范计算值与模型试验 所得结果的对比情况[7―12]。由表可知，7 种规范计 算结果与试验结果误差为 18.3%~44.7%及8.9%。 其中 ACI(2005)规范计算结果最小，比试验结果小 8.9%，偏于安全；AISC(2005)规范计算结果最大， 比试验结果大 44.7%，偏于不安全。7 种规范计算 值的平均值为 2688kN，比试验结果大 21%。其主 要原因是上述各规范没有考虑带剪力环-泥皮-防腐 涂层综合效应问题。因此在按内部强度控制标准进 行设计计算时，建议采用 ACI(2005) 进行带有泥 皮-防腐涂层-剪力环的钢管复合桩承载力极限值计 算；在考虑适当提高分项安全系数的条件下，也可 采用《钢管混凝土结构技术规程》DBJ13-51-2003、 GJB4142-2000 以及 BS5400(2005)给出的相关计算 公式进行钢管复合桩承载力极限值的计算。 表 4 G-J-N-PY3 钢管复合桩承载力计算表 Table 4 Calculation of bearing capacity of G-J-N-PY3 composite steel pile 规范 ACI (2005) AIJ (1997) AISC (2005) BS5400(2005) DBJ13-51-2003 EC4(2004) GJB4142-2000 试验结果 承载力/kN 2022 2977 3215.3 2645.5 2626.7 2695 2639 2221 对比/(%) 8.9 34.04 44.7 19.1 18.3 21.3 18.8 排序 ① ⑥ ⑦ ④ ② ⑤ ③ 表 5 单桩极限承载力结果 Table 5 Results of single pile bearing capacity testing 方法规范 外部强度控制标准 内部强度控制标准 分类 德国 DIN4014 日本 RJ2000 JTG D63-2007 ACI(2005) AIJ(1997) AISC(2005) BS5400 (2005) DBJ13-51-2003 EC4(2004) GJB4142-2000 沉降控 制标准 极限 承载力/kN 58093 64643 52340 85664 122526 90777 102691 117139 118094 114205 73839 / (%) 平均压应力 混凝土标准值 51.66 57.48 46.54 76.17 108.95 80.72 91.31 104.16 105.01 101.55 65.66 汇总 最小 最大 2) 外部强度破坏和沉降变形超限 按照外部强度破坏和沉降变形超限计算可按 照德国规范 DIN4014(DIN1054，2005)、日本 JR2000 桩基规范和《公路桥涵地基与基础设计规范》 JTGD63-2007 进行，此不赘述。 根据上述三种控制标准计算港珠澳大桥内径 2150mm 的钢管复合桩极限承载力结果汇总如表 5 所示。按单桩内部强度控制标准确定的钢管复合桩 极限承载力较其他两种控制标准的结果都大，其中 AIJ(1997)规范确定的承载力最大，较由单桩外部强 度控制标准确定的单桩承载力大 105%~193%。单 桩外部强度控制标准确定的钢管复合桩极限承载 力最小。其中，《公路桥涵地基与基础设计规范》 JTGD63-2007 给出的理论值最小，仅为 52.34MN。 这主要是给定的、桩端中风化花岗岩承载力标准值 偏低的缘故。德国规范 DIN4014 和日本规范 RJ2000