王鐵成，杜宙芳a，趙海龍，劉性碩a，王綿坤

(1．天津大學(xué)a．建筑工程學(xué)院;b．濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室，天津 300072; 2．廣東水利電力職業(yè)技術(shù)學(xué)院市政工程系，廣東 廣州 510635)

混合配筋管樁的抗震性能試驗研究

王鐵成1，杜宙芳1a，趙海龍1，劉性碩1a，王綿坤2

(1．天津大學(xué)a．建筑工程學(xué)院;b．濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室，天津 300072; 2．廣東水利電力職業(yè)技術(shù)學(xué)院市政工程系，廣東 廣州 510635)

PHC管樁在地震作用下表現(xiàn)出一定的脆性，工程中可采用配置非預(yù)應(yīng)力筋的措施改善其抗震性能，但改善效果尚不明確。本文通過1個PHC管樁和5個配置非預(yù)應(yīng)力筋的PRC管樁的低周往復(fù)加載試驗，對非預(yù)應(yīng)力筋和預(yù)應(yīng)力筋的配筋強(qiáng)度比和非預(yù)應(yīng)力筋的配筋形式對PHC管樁抗震性能的改善效果進(jìn)行了分析，包括管樁的破壞模式、滯回性能、骨架曲線、剛度退化、承載力和延性。結(jié)果表明:配置非預(yù)應(yīng)力筋可有效改善PHC管樁的抗震性能，并筋配筋形式下，當(dāng)非預(yù)應(yīng)力筋和預(yù)應(yīng)力筋的配筋強(qiáng)度比為53%時，管樁的抗震性能有明顯改善。

管樁;低周往復(fù)荷載;抗震性能;延性

PHC管樁是在工廠里采用先張法施加預(yù)應(yīng)力和離心成型工藝，經(jīng)過高溫高壓蒸養(yǎng)制成的空心圓筒體預(yù)制構(gòu)件。具有樁身質(zhì)量好、單樁豎向承載力高、施工周期短、工業(yè)化程度高、對工程地質(zhì)條件適應(yīng)性強(qiáng)等優(yōu)點［1］。自20世紀(jì)70年代以來，在我國建筑、公路、鐵路、港口等工程中得到了廣泛的應(yīng)用［2］。但管樁的截面為中空環(huán)形截面，這使得管樁有效截面較小，從而導(dǎo)致其抗剪承載力和耗能能力不足。在地震荷載作用下，樁身要承受很大的彎矩和剪力，要保證在工程中安全使用就需要采取有效的措施來改進(jìn)其抗震性能。工程上通過對管樁混合配筋來增加其抗震性能和延性，但改善效果尚不明確［3，4］。要保證管樁在實際工程中的廣泛應(yīng)用，需要深入研究管樁的抗震性能與延性，為管樁在地震區(qū)安全使用提供參考。

1 試驗概況

1．1 試件設(shè)計

試驗共設(shè)計了6個試件，其中1個PHC(Prestressed High Strength Concrete)預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁和5個配置非預(yù)應(yīng)力筋的PRC(Prestressed High Strength Concrete Reinforced with Non-prestressed Steel Bars)配置非預(yù)應(yīng)力筋的預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁。主要變化參數(shù)為非預(yù)應(yīng)力筋和預(yù)應(yīng)力筋的配筋強(qiáng)度比(以下簡稱配筋強(qiáng)度比)和非預(yù)應(yīng)力筋配筋形式(間隔配筋和并筋配筋)，其中間隔配筋為預(yù)應(yīng)力筋和非預(yù)應(yīng)力筋等距間隔布置，并筋配筋為預(yù)應(yīng)力筋和非預(yù)應(yīng)力筋綁扎后等距布置。試件具體參數(shù)見表1，非預(yù)應(yīng)力筋配筋形式如圖1所示，樁身試件長度均為5 m，加載時樁身凈跨為4．4 m，實測樁身混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu=81．8 MPa，預(yù)應(yīng)力鋼筋為PC鋼棒，非預(yù)應(yīng)力筋為HRB400級鋼筋，螺旋箍筋屈服強(qiáng)度fy=604 MPa，預(yù)應(yīng)力鋼棒以及非預(yù)應(yīng)力筋的材料性能試驗實測數(shù)據(jù)如表2所示，非預(yù)應(yīng)力鋼筋按國家相關(guān)規(guī)程GB 13476-2009《先張法預(yù)應(yīng)力混凝土管樁》取長度為4．8 m，樁身整體配筋形式如圖2所示。

表1 試件參數(shù)

表2 鋼筋材料力學(xué)性能

圖1 試件截面/mm

圖2 樁身整體配筋

1．2 試驗加載裝置

圖3 加載裝置

在地震作用下，樁底嵌固于堅硬土層，樁頭位移受上部結(jié)構(gòu)約束時，樁身受力方式與簡支梁相似。因此，可在跨中施加往復(fù)荷載來模擬地震荷載下的樁身受彎［6，7］。試驗裝置及測量儀器的布置如圖3所示。在跨中處通過弧度為100°，寬為160 mm，厚30 mm的弧形夾具約束試件。通過雙向推拉千斤頂在跨中位置施加往復(fù)荷載，兩端支座處使用弧形支座模擬鉸支座，使用荷載傳感器測量跨中施加荷載的大小。本次試驗在跨中和1/4跨位置處布置豎向位移計測量試件的撓曲變形。同時在試驗中觀測了樁身裂縫的開展形式，在加載過程中測量了裂縫數(shù)量和寬度。本文所述正、反向加載分別表示向下、向上加載。

1．3 試驗加載制度

采用荷載–位移混合控制的加載方案，把鋼筋首次達(dá)到屈服應(yīng)變時的荷載值定義為屈服荷載試驗值，對應(yīng)的位移定為屈服位移試驗值［8］。在荷載達(dá)到屈服荷載試驗值前，采用荷載控制加載，分3～5級加載至屈服，每級荷載按加載、卸載、反向加載、反向卸載方式循環(huán)1次;當(dāng)水平荷載達(dá)到屈服荷載試驗值以后，采用位移控制加載，按屈服位移試驗值Δy的倍數(shù)，即Δy、2Δy、3Δy…分級，每級循環(huán)三次，直至荷載下降到峰值荷載的85%，即當(dāng)極限荷載Pu=0．85Pmax后(Pmax為峰值荷載)，認(rèn)為或達(dá)到不適合繼續(xù)承載的變形限值，則試件達(dá)到破壞，停止試驗。

2 試驗結(jié)果分析

2．1 破壞模式

PHC試件在加載初期裂縫迅速增加，到加載中后期裂縫數(shù)量不再增加。隨荷載增加，裂縫在長度和寬度上有所發(fā)展。PHC試件位移為4Δy時，跨中夾具位置處出現(xiàn)一條寬度很大的主裂縫，受壓側(cè)混凝土輕微壓碎，受拉側(cè)預(yù)應(yīng)力鋼筋被拉斷，試件迅速喪失承載力從而發(fā)生破壞，呈現(xiàn)出明顯的脆性破壞模式。PHC試件在整個過程中裂縫開展的數(shù)量較少，范圍較小。

添加非預(yù)應(yīng)力筋的PRC試件在加載初期裂縫出現(xiàn)后迅速增多，且在加載中后期都不斷有新裂縫出現(xiàn)和原有裂縫的斜向發(fā)展，并且樁身試件出現(xiàn)明顯的起拱現(xiàn)象。在加載后期，預(yù)應(yīng)力筋相繼被拉斷，非預(yù)應(yīng)力筋繼續(xù)承受荷載。最終跨中夾具兩側(cè)混凝土不同程度的被壓碎從而導(dǎo)致試件不能繼續(xù)承載而發(fā)生破壞，荷載下降平緩呈現(xiàn)出明顯的延性破壞模式。最終PRC試件裂縫數(shù)量和范圍都遠(yuǎn)超PHC試件。說明配置非預(yù)應(yīng)力筋可明顯改善PHC管樁的破壞模式，但不同配筋強(qiáng)度比和配筋形式的非預(yù)應(yīng)力筋對PHC管樁破壞模式的改善效果無明顯差別。部分試件破壞形態(tài)如圖4所示。

圖4 試件破壞形態(tài)

2．2 荷載－跨中撓度滯回曲線

荷載－跨中撓度滯回曲線反映了試件在低周往復(fù)試驗過程中的承載力、變形能力和耗能能力。各試件荷載–跨中撓度曲線如圖5所示，PHC試件與PRC試件滯回曲線均有不同程度的捏縮現(xiàn)象，而PRC試件的荷載–跨中撓度滯回曲線明顯較PHC試件的滯回曲線飽滿。表明PRC試件耗能能力強(qiáng)于PHC試件。

(1)配筋強(qiáng)度比對荷載–跨中撓度滯回曲線的影響

試件PRC-1和PRC-2為間隔配筋形式下除配筋強(qiáng)度比其余參數(shù)均相同的試件，PRC-3、PRC-4和PRC-5為并筋形式下除配筋強(qiáng)度比其余參數(shù)均相同的試件。比較相應(yīng)荷載–跨中撓度滯回曲線，在間隔和并筋配筋下，配筋強(qiáng)度比越大，PRC試件的滯回曲線越飽滿;比較PRC-3、PRC-4、PRC-5和PHC-1可看出，在加載初期滯回曲線基本呈直線，正反向殘余變形都很小;當(dāng)進(jìn)入彈塑性階段后，PHC-1試件的滯回曲線表現(xiàn)出明顯的捏縮現(xiàn)象，PRC試件捏縮不明顯。

(2)間隔配筋和并筋配筋對荷載–跨中撓度滯回曲線的影響

比較PRC-1、PRC-3、PRC-2和PRC-4的滯回曲線可見，在相同配筋強(qiáng)度比下，間隔配筋和并筋配筋的PRC試件滯回曲線基本呈同種形式。PRC-1、PRC-3、PRC-2和PRC-4的殘余變形大小基本相同。

圖5 試件荷載–位移滯回曲線

2．3 骨架曲線

所有試件的荷載–位移骨架曲線如圖6所示。在加載初期，曲線處于線彈性階段，試件的位移較小?；炷灵_裂后試件進(jìn)入彈塑性階段，骨架曲線稍有彎曲，構(gòu)件的剛度變化不大。當(dāng)試件中受拉鋼筋屈服后，試件的剛度隨著荷載和位移的增大而大幅度降低。PHC試件的骨架曲線可分為彈性階段、彈塑性階段和最終破壞三個階段;而所有PRC試件的骨架曲線可分為彈性階段、彈塑性階段、下降段和最終破壞四個階段，并且PRC試件的極限位移和峰值荷載相對于PHC試件明顯提高。說明配置非預(yù)應(yīng)力筋能有效改善PHC管樁的承載力和變形能力。

(1)配筋強(qiáng)度比對骨架曲線的影響

從圖6可以看出，并筋配置非預(yù)應(yīng)力筋的PRC-3、PRC-4和PRC-5的骨架曲線在彈性段基本重合，進(jìn)入彈塑性段后，配筋強(qiáng)度比最高的PRC-5能承受的荷載最大，配筋強(qiáng)度比居中的PRC-4次之，配筋強(qiáng)度比最低的PRC-3承載能力最弱。隨配筋強(qiáng)度比增大，間隔配筋的PRC-1和PRC-2骨架曲線的變化規(guī)律與并筋配筋的PRC試件一致。

(2)間隔配筋和并筋配筋對骨架曲線的影響

配筋強(qiáng)度比相同的PRC-1和PRC-3以及PRC-2和PRC-4的骨架曲線在正向加載過程中基本重合，僅在峰值點附近和破壞階段有一定差異。并筋配筋形式的PRC試件下降段更平穩(wěn)，說明并筋配筋的PRC試件延性較好。

圖6 荷載–位移骨架曲線

2．4 剛度退化

將滯回曲線中坐標(biāo)原點與某次加載循環(huán)的峰值荷載之間連線的斜率定義為試件的等效剛度。其可按下式計算:

式中:F為某次加載循環(huán)的峰值荷載;Δ為峰值荷載所對應(yīng)的位移。

圖7 剛度退化曲線

在低周往復(fù)荷載作用下，隨著試件位移的增大，試件的剛度逐漸減小，出現(xiàn)剛度退化現(xiàn)象。如圖7，由于試件正反向鋼筋數(shù)量和位置的不對稱，所有試件的正反向初始剛度有一定的差別。開始加載時，各試件的剛度迅速退化，由于混凝土開裂荷載較小，隨著混凝土開裂，試件剛度快速下降。隨著加載進(jìn)行，試件的塑性不斷發(fā)展，損傷逐漸積累，剛度退化趨于緩和，最終正反向剛度退化趨于相同。相對于PHC試件，在較大位移下，配置非預(yù)應(yīng)力筋的PRC試件仍有一定的剛度。說明配置非預(yù)應(yīng)力就可改善PHC管樁在大變形下的受力性能。

2．5 試件荷載、位移和延性

各試件的各特征點試驗結(jié)果和延性如表4所示。表中均為試件正、反向均值。

表4 試件的荷載、位移和延性

(1)配筋強(qiáng)度比和配筋形式對開裂荷載的影響

PRC試件的開裂荷載皆高于PHC試件，PRC-1～PRC-5相對于PHC-1開裂荷載增長率分別約為1%、2%、7%、8%和10%;在同種配筋形式下，PRC試件的開裂荷載隨配筋強(qiáng)度比增大而增大;在配筋強(qiáng)度比相同時，并筋配筋形式的PRC試件開裂荷載高于間隔配筋形式的PRC試件。

(2)配筋強(qiáng)度比和配筋形式對屈服荷載的影響

PRC試件的屈服荷載皆高于PHC試件，PRC-1～PRC-5相對于PHC-1屈服荷載增長率分別約為40%、45%、41%、55%和75%。在同種配筋形式下，PRC試件的屈服荷載隨配筋強(qiáng)度比增大而增大;在配筋強(qiáng)度比相同時，并筋配筋形式的PRC試件屈服荷載高于間隔配筋形式的PRC試件。

(3)配筋強(qiáng)度比和配筋形式對峰值荷載的影響

PRC試件的峰值荷載皆高于PHC試件，PRC-1～PRC-5相對于PHC-1開裂荷載增長率分別約為31%、42%、31%、51%和67%;在同種配筋形式下，PRC試件的峰值荷載隨配筋強(qiáng)度比增大而增大;在配筋強(qiáng)度比相同時，并筋配筋形式的PRC試件峰值荷載高于間隔配筋形式的PRC試件。

(4)配筋強(qiáng)度比和配筋形式對極限位移的影響

由表4知，PRC試件的極限位移較PHC試件有明顯提高，PRC-1～PRC-5相對于PHC-1極限位移增長率分別約為143%、146%、131%、157%和136%;在同種配筋形式下，PRC試件極限位移隨配筋強(qiáng)度比增大呈先增大后減小的趨勢;配筋強(qiáng)度比相同時，配筋形式對PRC試件極限位移的影響無明顯規(guī)律。

在工程結(jié)構(gòu)的抗震性能中，延性是個重要的特性。延性通常用位移延性系數(shù)μΔ表示，可按下式計算:

式中:Δu為構(gòu)件的極限位移;Δy為構(gòu)件的屈服位移。

屈服位移根據(jù)骨架曲線用能量等值法確定［9］。PHC試件在達(dá)到最大荷載時突然破壞，故取其荷載峰值點所對應(yīng)的位移作為極限位移; PRC試件有較明顯的下降段，取其荷載下降至最大荷載85%時的位移為極限位移。計算出各試件的位移延性系數(shù)如表4所示。取管樁正、反向位移延性系數(shù)平均值作為評價指標(biāo)。

Budek-Schemeisser等研究得，對于基礎(chǔ)構(gòu)件，當(dāng)位移延性系數(shù)大于3時，能夠滿足其在地震作用下的延性要求［10］。

(5)位移延性系數(shù)

由表4可看出配置非預(yù)應(yīng)力筋可有效提高PHC管樁的延性。間隔配筋的PRC-1和PRC-2的位移延性系數(shù)隨配筋強(qiáng)度比增大而減小且皆大于3，可滿足地震作用下的延性要求，但安全度較小。

并筋配筋的PRC-3，PRC-4，PRC-5的位移延性系數(shù)隨配筋強(qiáng)度比增大而減小且均大于3，可滿足地震作用下的安全使用要求，且有一定的安全儲備，其中配筋強(qiáng)度比為53%的PRC-3延性最好。

相同配筋形式下，PRC試件的位移延性隨配筋強(qiáng)度比增加而減小;相同配筋強(qiáng)度比時，并筋配筋形式PRC試件位移延性系數(shù)高于間隔配筋形式PRC試件，說明并筋配筋的管樁更適合在地震區(qū)使用。

本次試驗中，PHC試件位移延性系數(shù)大于3時，滿足在地震下的使用延性要求，但其峰值荷載和極限位移明顯低于PRC試件，抗震性能明顯較PRC試件差。

綜合分析得，配置非預(yù)應(yīng)力筋可小幅度提高PHC管樁在低周往復(fù)荷載下的開裂荷載，大幅度提高PHC管樁的屈服荷載和峰值荷載。試件開裂荷載、屈服荷載和峰值荷載隨配筋強(qiáng)度比增大而增大，并筋配筋形式對試件開裂荷載、屈服荷載和峰值荷載的提高效果優(yōu)于間隔配筋形式。配置非預(yù)應(yīng)力筋可有效提高PHC管樁的極限位移，增強(qiáng)管樁在地震作用下的變形能力。并筋配置配筋強(qiáng)度比為53%非預(yù)應(yīng)力筋的PRC-3試件在具有優(yōu)良延性的情況下仍具有較好的承載力和變形能力，可將這種配筋形式作為改進(jìn)此類PHC管樁抗震性能的建議措施，以保證此類管樁在地震區(qū)的安全使用。

3 結(jié)論

通過對PHC管樁和PRC管樁的試驗與分析，可得以下幾條初步結(jié)論:

(1)PHC管樁由于受拉側(cè)預(yù)應(yīng)力筋被拉斷同時受壓側(cè)混凝土輕微壓碎發(fā)生脆性破壞。PRC管樁在非預(yù)應(yīng)力筋屈服以及受拉側(cè)預(yù)應(yīng)力筋斷裂后由于跨中混凝土被壓碎而發(fā)生延性破壞。添加非預(yù)應(yīng)力筋可以很好的改善PHC管樁的破壞模式。

(2)配置非預(yù)應(yīng)力筋可小幅度提高PHC管樁在低周往復(fù)荷載下的開裂荷載，大幅度提高PHC管樁的屈服荷載和峰值荷載。試件開裂荷載、屈服荷載和峰值荷載隨配筋強(qiáng)度比增大而增大，并筋配筋形式對試件開裂荷載、屈服荷載和峰值荷載的提高效果優(yōu)于間隔配筋形式。配置非預(yù)應(yīng)力筋可有效提高PHC管樁的極限位移，增強(qiáng)管樁在地震作用下的變形能力。

(3)所有PRC試件位移延性系數(shù)均大于3且具有較好的承載力和變形能力，可滿足管樁在地震區(qū)的安全使用要求。

(4)并筋配置配筋強(qiáng)度比為53%的非預(yù)應(yīng)力筋對此類PHC管樁的抗震性能綜合提高效果最好，且成本相對較低，建議將此種混合配筋形式作為改進(jìn)此類管樁抗震性能的最優(yōu)措施。

［1］涂濤．預(yù)應(yīng)力混凝土管樁承載性能的研究［D］．西安:長安大學(xué)，2009．

［2］涂逢祥．建筑節(jié)能現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢［J］．住宅科技，2004，(9):8-11．

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Experimental Research on Aseismic Behavior of Pipe Piles with Hybrid Reinforcement

WANG Tie-cheng1，DU Zhou-fang1a，ZHAO Hai-long1，LIU Xing-shuo1a，WANG Mian-kun2
(1．a(chǎn)．School of Civil Engineering;b．Key Laboratory of Coast Civil Structure，Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300072，China;2．Department of Municipal Engineering，Guangdong Technical College of Water Resources and Electric Engineering，Guangzhou 510635，China)

PHC pile presents some fragility under earthquake．The seismic performance of prestressed high strength concrete pipe pile is enhanced by filling non-prestressed steel bars in engineering，but the improve effect is unclear．Based on the test results of one PHC pile and five PRC piles under low-cyclic loading，the improve effect of the ratio of non-prestressed reinforcement to prestressed reinforcement and the reinforcement form on PHC pipe piles was analyzed，including the failure mode，the hysteretic energy dissipation，the skeleton curves，the stiffness degradation，the bearing capacity and the ductility of pipe piles．The results indicated that the seismic performance of PHC pipe pile could be effectively improved by configuring non-prestressed steel bars．When configuring non-prestressed steel bars at the reinforcement strength ratio 53%and in the form of twin bars，the improve effect on seismic performance of PHC pipe piles is the best．

pipe pile;low-cyclic loading;seismic performance;ductility

TU528．73

A

2095-0985(2015)03-0027-06