2019, Vol. 51
2. 江苏东浦管桩有限公司, 江苏 连云港 222002
2. Jiangsu Dongpu Pipe Pile Co. Ltd., Lianyungang 222002, Jiangsu, China
预应力混凝土PC管桩与其他桩基础相比，具有单桩承载力大，施工周期短，设计选用范围广等一系列优点[1].PC管桩是在构件加工厂通过张拉预应力、离心成型、高温高压蒸养工艺生产而成的空心管桩.由于其采用高强材料，与普通混凝土桩相比延性较差.目前，国内外学者针对PC管桩的抗震性能开展了一系列的研究工作.Budek等[2]对高强预应力混凝土管桩(PHC管桩)进行了低周往复加载试验，研究了不同配箍率、是否配置非预应力筋对管桩抗震性能的影响; 戎贤等[3-5]通过填芯、掺入钢纤维、改变配箍率等措施对PHC管桩进行改善，进行抗震性能试验研究; 王铁成等[6]通过试验研究了不同桩型的抗震性能，同时分析了箍筋直径以及间距、填芯和非预应力筋对其抗震性能的影响; Kokusho等[7]通过试验研究了轴力作用下PC管桩的抗弯性能; 杉村義広等[8]通过现场试验表明，轴力会对桩端的转动能力产生影响.
为提高PC管桩抗震性能，本文提出一种新型网状箍筋约束的预应力混凝土管桩，与普通PC管桩不同的是，以数根冷拔钢丝在预应力钢筋所在圆周长的数个等分点上以较大螺距正反向绑扎，形成箍筋网，并保持网状箍筋约束PC管桩与普通螺旋配箍PC管桩体积配箍率一致.箍筋网与预应力钢筋共同形成的钢筋骨架对桩身混凝土的侧向约束作用更强.同时，箍筋网沿桩身的纵向分量与横向分量可分别承受弯曲荷载与剪切荷载.基于管桩正常使用状态下压弯组合受力的情况，设计制作了4根足尺PC管桩试件，通过拟静力试验研究其在不同轴压力情况下的破坏形态以及抗震性能.
1 试件概况 1.1 试件设计与制作按照GB 13476—2009《先张法预应力混凝土管桩》[9]及江苏省工程建设标准图集《预应力混凝土管桩》(苏G 03—2012)[10]的设计要求，采用C60混凝土，设计制作长10 m，桩径500 mm，壁厚为110 mm的A型管桩，其中混凝土有效预压应力为4.4 MPa.预应力主筋采用9 mm低松弛型的预应力混凝土用钢棒，张拉控制应力为994 N/mm2，箍筋采用5 mm的低碳冷拔钢丝.其中，网状箍筋见图 1，采用人工绑扎的方式制作完成.在保证不影响试验段性能的前提下，从工厂制作完成的长10 m管桩中截取3 m长度作为试验对象.
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图 1 新型网状箍筋 Fig. 1 New mesh stirrup |
为保证管桩内钢筋处于正常使用状态，同时实现试件与地面的刚性连接，参照钢筋锚固长度及管桩的极限承载力，设计尺寸为1 800 mm×1 100 mm×750 mm的底座，管桩埋入底座650 mm，并在其中配制HRB400纵筋，在其上表面配制850 mm×850 mm×10 mm的Q345钢板进行局部加强.试件几何尺寸见图 2，试件中，底座顶部至加载点净高2 000 mm.试验中，2组试件分别为新型网状箍筋约束(WZYS)和普通螺旋箍筋约束(LXYS)，其横纵截面见图 3.各组试件，分别设置轴压比为0.3与0.5.试件主要参数见表 1, 表 2列出试验材料相关力学性能的实测值.
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图 2 试件几何尺寸(mm) Fig. 2 Specimen geometry(mm) |
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图 3 桩身截面 Fig. 3 Pile section |
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表 1 试件主要设计参数 Tab. 1 Main design parameters of the test specimens |
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表 2 试验材料力学性能实测值 Tab. 2 Mechanical properties of test materials |
本试验使用反力架加载试验系统进行加载，加载装置见图 4.试验前将承台固定，使用3 000 kN液压千斤顶在管桩桩顶施加恒定的轴力，模拟管桩工作时所承受的竖向荷载，然后使用1 000 kN拉压千斤顶在管桩侧面距离底部2 000 mm处施加低周反复荷载，模拟地震发生时作用在管桩桩身的水平力.在桩顶加载点对称布置位移计，用以观测试验过程中的位移变化.
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图 4 试验加载装置 Fig. 4 Diagram of test loading device |
根据中国JGJ 101—2015《建筑抗震试验方法规程》[11]规定，试验采用荷载-位移混合控制加载方法.在管桩试件屈服前采用荷载控制加载，控制荷载以20 kN等差递增，每级荷载循环1次；由于没有确定屈服点的统一标准，同时试验过程中难以精确确定试件屈服位移，基于经验及现场加载情况，判断选取10~12 mm为加载控制屈服位移，屈服后采用位移控制，分别以1Δ、1.5Δ、2Δ、2.5Δ、3Δ作为控制位移进行加载，每级位移加载循环2次.试验加载制度见图 5.当加载至水平荷载下降到极限荷载的85 %或者试件严重破坏导致试验无法继续时，认为试件已经破坏，试验结束.
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图 5 试验加载制度 Fig. 5 Test loading system |
4个试件的最终破坏情况见图 6，试件混凝土脱落及裂缝情况见图 7.试件LXYS-0.3加载过程中，当水平力达到180 kN时，管桩受拉侧距离根部280 mm处，首次出现横裂缝.随着加载的不断进行，管桩500 mm范围内出现两条主裂缝，并不断加宽、延伸，至桩身两侧发展为斜裂缝.力控制阶段，未出现混凝土脱落现象.加载到-24 mm时，管桩受压侧混凝土出现较大面积开裂，加载过程中听到“嘭”一声巨响，此时，判断管桩试件受拉侧钢筋断裂，最终，试件根部混凝土大面积脱落，裂缝宽度较大.
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图 6 试件最终破坏情况 Fig. 6 Final damage of the test specimen |
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注：B-B与D-D轴为管桩受拉侧与受压侧圆柱面的母线 图 7 试件混凝土脱落及裂缝示意 Fig. 7 Schematic of concrete peeling and crack of the test specimen |
试件WZYS-0.3加载过程中，当水平力达到160 kN时，管桩受拉侧距离根部90 mm处，出现多条不连贯横裂缝，长度较短.随着加载的不断进行，管桩500 mm范围内出现多条横裂缝并延伸至桩身两侧，当加载至30 mm时，管桩受压侧距离根部100 mm，长200 mm范围内混凝土压碎并出现轻微脱落，最终，试件根部混凝土大面积压酥脱落，3条主裂缝宽度较小且延伸出较多细小裂缝.
试件LXYS-0.5加载过程中，当水平力达到240 kN时，管桩受拉侧距离根部150 mm处，首次出现横裂缝，其裂缝开展情况与试件LXYS-0.3类似，加载至25 mm时，管桩受压侧混凝土脱落严重，最终，形成2条主裂缝，宽度达6 mm.
试件WZYS-0.5，当水平力达到240 kN时，管桩受拉侧距离根部150 mm处，首次出现横裂缝，其裂缝开展情况与试件WZYS-0.3类似，细小裂缝较多，加载至25 mm时，管桩受压侧混凝土压酥现象严重，但未出现脱落现象.最终，试件根部混凝土大面积压酥脱落，桩身裂缝集中在距离根部500 mm范围内，形成2条主裂缝，宽度较小且延伸出较多细小裂缝.
从4个试件的最终破坏形态来看，试件的剪切斜裂缝较少，主要发生弯曲破坏.破坏模式分为两种，分别是：受拉侧钢筋断裂以及受压区混凝土压碎.不同的是，普通螺旋配箍的2个试件，混凝土脱落程度更深，主裂缝较少且宽度较大；网状箍筋约束的两个试件，裂缝开展更为丰富，其在试验加载至荷载下降段变形较大时，伴随有轻微响声.通过混凝土剥落后钢筋情况，判断为少数箍筋断裂.
2.2 滞回曲线4个管桩试件加载点的滞回曲线(P-Δ)见图 8，均呈现出“弓形”.加载初期，桩端荷载及其位移呈现出很强的线性关系，卸载后的残余变形较小，试件的整体刚度较大，4个试件整体恢复性能较好；加载中后期，各试件刚度逐渐减小，耗能能力明显增强，同时，随着往复加载与卸载次数的增加，各试件的残余变形不断累积，出现不同程度的“捏缩效应”.
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图 8 滞回曲线 Fig. 8 Hysteresis curve of the test specimen |
从图 8看出，2个新型网状箍筋约束试件，在保证原有承载力的基础上，捏拢程度较低，滞回曲线相对比较饱满，整体耗能能力较好.由于轴压力能够有效延缓裂缝的出现，在配箍方式相同的情况下，随着轴压比的增加，试件的承载力显著提升，刚度有一定程度提升.同时，试件破坏位移减小，变形能力减弱.
2.3 骨架曲线及特征点参数管桩试件荷载-位移骨架曲线见图 9，4条曲线大体发展趋势相同呈现“S”形，均分别经历了弹性阶段、弹塑性阶段与破坏阶段.从图 9看出，2个新型网状箍筋约束试件，初始刚度较大.
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图 9 骨架曲线 Fig. 9 Skeleton curve of the test specimen |
结合试验过程及图 9，确定管桩试件荷载-位移骨架曲线的特征点参数：屈服荷载、极限荷载、破坏荷载及其相应的位移.确定方法如下：屈服荷载Py采用“能量等值法”确定，极限荷载Pmax为骨架曲线的峰值荷载，破坏荷载Pu[11]是荷载下降至峰值荷载的85 %时的荷载.相应的屈服位移Δy、极限位移Δmax以及破坏位移Δu，均为试验相应荷载对应的位移实测值.根据试件的破坏位移与屈服位移，得到其位移延性系数.特征点参数见表 3.
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表 3 试件各阶段特征点参数 Tab. 3 Characteristic point parameters of each stage of the test specimen |
试件屈服后，在轴压比相同的情况下，2个新型网状箍筋约束试件与普通螺旋配筋试件相比，在各阶段承载力均有一定程度的提高，同时，延性系数较大，表明使用新型网状箍筋约束在保持管桩原有承载力的基础上，能够提高其延性性能.配箍条件相同的情况下，试件的延性系数随着轴压比的提高而减小，表明管桩的延性性能受轴压比的影响较大，因而，在设计使用过程中，应严格控制其轴压比.
2.4 刚度退化随着外荷载循环次数的增加，试件刚度不断减小，这种刚度退化现象，采用割线刚度来表示，4个试件的刚度退化趋势见图 10.可看出，由于混凝土的开裂，初期试件刚度退化较快；屈服后趋于平缓，在相同轴压比的情况下，采用新型网状箍筋约束的试件相比于普通螺旋配箍，其刚度退化较慢，表明新型网状箍筋约束能够有效延缓试件屈服后承载力的退化速度.
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图 10 刚度退化曲线 Fig. 10 Deterioration curve of stiffness |
采用规格化累计耗能系数EN[12-14]，来比较4个不同试件的耗能能力，见表 4.其定义为结构在某一阶段变形过程中所消耗的能量与其屈服位移和峰值荷载乘积的比值，能够较好地评价构件的耗能能力.表达式为
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表 4 各试件规格化累计耗能系数 Tab. 4 Cumulative energy consumption of each test specimen |
| $ {E_{\rm{N}}} = \frac{1}{{{P_{\rm{m}}}{\Delta _{\rm{y}}}}}\sum\nolimits_{i = 1}^{i = m} {{w_i}} , $ | (1) |
式中: Pm为试件水平峰值承载力, wi为滞回环面积, Δy为试件的屈服位移.
由表 4可知，相同轴压比情况下，采用新型网状箍筋约束的试件相比于普通螺旋配箍，其耗能能力明显增加.表明采用新型网状箍筋约束能够显著提高管桩试件的耗能能力.同时，相同配箍情况下，随着轴压比的增加，试件耗能能力有一定程度的下降.
3 正截面抗弯承载力计算针对预应力混凝土构件，现行《混凝土结构设计规范》[15]规定了沿周边均匀配置纵向钢筋的环形截面偏心受压构件正截面受弯承载力计算公式：
| $ \begin{array}{l} {M_{1{\rm{x}}}} = {\alpha _1}{f_{\rm{c}}}A\left( {{r_1} + {r_2}} \right)\frac{{\sin {\rm{ \mathsf{ π} }}\alpha }}{{2{\rm{ \mathsf{ π} }}}} + f_{{\rm{py}}}^\prime {A_{\rm{p}}}{r_{\rm{p}}}\frac{{\sin {\rm{ \mathsf{ π} }}\alpha }}{{\rm{ \mathsf{ π} }}} + \\ \;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\left( {{f_{{\rm{py}}}} - {\sigma _{{\rm{p}}0}}} \right){A_{\rm{p}}}{r_{\rm{p}}}\frac{{\sin {\rm{ \mathsf{ π} }}{\alpha _{\rm{t}}}}}{{\rm{ \mathsf{ π} }}}, \end{array} $ | (2) |
其中：
| $ \alpha = \frac{{N + {f_{{\rm{py}}}}{A_{\rm{p}}}}}{{{\alpha _1}{f_{\rm{c}}}A + f_{{\rm{py}}}^\prime {A_{\rm{p}}} + 1.5\left( {{f_{{\rm{py}}}} - {\sigma _{{\rm{p0}}}}} \right){A_{\rm{p}}}}}, $ | (3) |
| $ {\alpha _1} = 1 - 1.5\alpha . $ | (4) |
考虑新型网状箍筋约束中钢筋网的作用，将钢筋网格沿管桩轴向分量进行合成，提出适用于轴力作用下新型网状箍筋约束的PC管桩的正截面受弯承载力计算公式：
| $ {M_{{\rm{wz}}}} = {M_{{\rm{1x}}}} + {f_{\rm{y}}}A_{\rm{s}}^\prime {r_{\rm{s}}}\frac{{\sin {\rm{ \mathsf{ π} }}\alpha + \sin {\rm{ \mathsf{ π} }}{\alpha _{\rm{t}}}}}{{\rm{ \mathsf{ π} }}}, $ | (5) |
式中：A为环形截面面积；AP、A′a分别为全部纵向预应力筋及箍筋等效截面面积沿管桩轴向分量；r1、r2为管桩的内、外半径；rp、rs为预应力筋与箍筋重心所在圆周的半径；α为受压区混凝土截面面积与全截面面积的比值；αt为纵向受拉钢筋截面面积与全部纵向钢筋截面面积的比值；N为管桩所承受的轴力；fc为混凝土轴心抗压强度设计值；fy为箍筋抗拉强度设计值；f′py为预应力筋抗压强度设计值；fpy为预应力筋抗拉强度设计值.
规范[15]公式是针对低轴力作用下管桩的计算方法.由于sin函数的非单调性，当作用在桩端的轴力较大时，上述公式需进行讨论，本文根据规范进行修正后建议如下：
当α≤1/2时，使用式(2)、(5)进行承载力计算；
当α＞1/2时，将上述式(2)、(5)中sinπα替换为1+sin(πα-π/2)，进行承载力计算.
按照公式计算所得4个试件的正截面承载力及试验结果见表 5.试验结果大于计算结果，因此，管桩在轴力作用下的正截面承载力的计算是偏安全的.
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表 5 承载力试验值与计算值对比 Tab. 5 Comparison between bearing capacity test value and calculated value |
通过对4个足尺PC管桩进行低周往复加载试验研究，得出以下结论：
1) 从试件的破坏过程及破坏特征判断，4个试件均为受弯破坏，表现为混凝土的压碎脱落，其抗弯承载力试验值与计算值比值均大于1.0，计算值具有一定的安全储备.
2) 新型网状箍筋约束PC管桩由于其特殊的箍筋网，相比于普通螺旋配箍的PC管桩，能够有效提高管桩试件的延性约8 %；提高耗能能力约10 %~20 %.
3) 轴压比是影响PC管桩延性、承载力以及耗能能力的重要指标.轴压比越大，其承载力越高，延性越差，耗能能力越差.
4) 提出了新型网状箍筋约束PC管桩正截面抗弯承载力计算公式，以及管桩承受较高轴压比时承载力计算修正公式.
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