齊金良， 龔順風， 周兆弟， 劉雨松

(1 兆弟集團有限公司， 杭州 310012； 2 浙江大學土木工程學系， 杭州 310058)

0 引言

預應力混凝土預制樁憑借較高的承載能力、便捷的生產工藝和可靠的樁身質量，被各類基礎工程廣泛采用。為滿足設計樁長要求，常常需要進行現場接樁處理。早期采用的法蘭盤連接方法，現已被焊接連接和機械連接所取代。焊接連接雖應用最為廣泛，但其容易受到人為因素和環(huán)境天氣的影響，施工質量得不到保障，施工效率較低，且長期處于腐蝕環(huán)境下容易失效，近些年來出現的各種機械連接接頭則能較好克服這些問題[1]。

為了研究不同預制樁拼接接頭連接性能的優(yōu)劣，國內外學者開展了大量的承載力試驗和數值模擬研究。劉芙蓉等[2]進行了預應力混凝土空心方樁焊接接頭的抗彎性能試驗，檢驗了其承載能力，指出應嚴抓端板和焊縫質量來保證焊接接頭質量。李偉興等[3]采用外貼鋼板焊接方法對接樁部位進行了改進處理并開展了足尺抗拉試驗，發(fā)現相較于標準焊接接樁節(jié)點，改進型接樁節(jié)點明顯改善了施工工藝、焊接質量和受力性能。機械連接接頭具有施工快速便捷、受人為和環(huán)境因素影響小、防腐性和耐久性好等優(yōu)點，應用范圍廣泛。Ptuhina等[4]對比研究了目前廣泛使用的幾種預制樁拼接方法在經濟效益、使用壽命、現場工作量等方面的優(yōu)缺點，指出插銷式機械接頭是最有效的連接方法。徐銓彪等[5]對新研發(fā)的復合配筋方樁增強型連接接頭進行了足尺抗彎試驗，測得接頭試件的極限抗彎承載力遠大于樁身極限抗彎承載力計算值，試件發(fā)生樁身抗彎破壞和端板與樁身連接破壞。路林海等[6]對使用承插式樁接頭的預制方樁開展了受彎承載力試驗和有限元分析，研究了各階段樁接頭的受力變形特征，并推導了樁接頭受彎承載力計算式，計算結果與試驗結果吻合良好。周家偉等[7]研發(fā)了一種彈卡式連接預應力混凝土方樁接頭，通過開展足尺受彎試驗和有限元分析，發(fā)現接頭試件的開裂彎矩和極限彎矩均大于樁身的開裂彎矩和極限彎矩計算值，數值模擬結果與試驗結果較為吻合。

從上述研究中可以看出，對焊接接頭進行加固改進能夠提高連接接頭的可靠性，但該方法增加了施工工序，進一步降低了工作效率，焊接質量不穩(wěn)定的問題仍然存在。而研發(fā)的各種機械接頭雖然具有一些優(yōu)勢，但往往要配備特定的端板和連接配件，連接形式復雜，生產成本有所提高。

文獻[8]提出了一種預應力混凝土預制樁的連接接頭，該接頭取消了傳統(tǒng)樁端板的設置，上下節(jié)樁通過上螺下鎖式鋼筋機械連接件[9]相連。本文在文獻[8]研究的基礎上，進一步對使用該種連接接頭形式的3根不同規(guī)格異型方樁接頭試件開展足尺受彎性能試驗，研究方樁接頭試件的抗裂性能、承載能力和破壞形式，為該連接接頭的設計和工程應用推廣提供重要的理論依據。

1 螺鎖式異型方樁連接接頭試件

本試驗研究螺鎖式預應力混凝土異型方樁連接接頭的受彎性能，以試件失去承載能力作為終止加載條件。異型方樁縱向呈變截面，樁身每隔一段沿樁周外側設置凸肋，可有效提高樁身摩擦性能和抗拔能力。試驗選用樁截面最大邊長分別為350，750，850mm的三種規(guī)格異型方樁試件，編號為T-FZ-C350-300，T-FZ-B750-530，T-FZ-B850-600。預應力鋼筋的張拉控制應力取0.7倍的鋼筋抗拉強度標準值。試件的幾何尺寸和配筋如圖1和表1所示，其中B和B1分別為異型方樁大截面和小截面邊長，Bp為預應力鋼筋分布邊長。

圖1 異型方樁試件結構配筋圖

異型方樁試件的幾何尺寸和截面配筋 表1

受彎試驗開展前，對試件所用混凝土和鋼筋開展材料力學性能試驗，獲取關鍵材料參數。對9個標準混凝土立方體試塊(邊長150mm)進行抗壓試驗，測得抗壓強度平均值為63.1MPa。取與試件材料同一批次的預應力鋼棒進行拉伸試驗，測得應力-應變(σ-ε)曲線如圖2所示，詳細材料參數如彈性模量Ep、屈服強度fy、抗拉強度fpt、最大力總延伸率Agt等見表2。

預應力鋼棒材料性能參數 表2

圖2 預應力鋼棒應力-應變曲線

2 異型方樁連接接頭試件受彎性能試驗

2.1 試驗概況

結合《先張法預應力混凝土管樁》(GB 13476—2009)[10]規(guī)定和實驗室場地條件，采用四點加載方式進行試驗，螺鎖式預應力混凝土異型方樁連接接頭試件樁長和加載點布置如表3和圖3所示。受彎試驗加載中，跨中純彎段長度取為1.0m，兩支座間距取0.6L(L為試件樁長)。異型方樁連接接頭T-FZ-B850-600試件，若兩支座間距按0.6L取值，支座位置處在竹節(jié)坡面上，不便加載，因此將兩支座位置移至竹節(jié)平面上，此時支座間距為8.0m。異型方樁連接接頭試件樁身布置50mm×3mm型電阻應變片來檢測裂縫開展和截面應變分布，布置YHD-100型位移傳感器來測量樁身位移和支座沉降。應變片分布情況為：方樁上表面靠近接頭兩側各1片、方樁側表面靠近接頭兩側等間距對稱布置6片、方樁下表面接頭兩側對稱布置6片，共計14片應變片。試件跨中和左右1/4跨布置3支位移計測量樁身撓度，左右支座處布置2支位移計測量支座沉降。

試件樁長和加載點布置 表3

圖3 異型方樁連接接頭試件受彎加載圖

參考國家標準《先張法預應力混凝土管樁》(GB 13476—2009)進行試驗加載，正式加載前先進行預加載，檢查各儀表設備的工作狀態(tài)。正式加載后，先分4級加載至異型方樁小截面樁身開裂彎矩理論計算值的80%，每級加載值為開裂彎矩理論值的20%；而后縮小加載值為開裂彎矩理論值的10%，繼續(xù)加載至開裂彎矩理論值的100%，期間觀察是否有裂縫出現；若加載至開裂彎矩理論值的100%時仍未出現裂縫，則繼續(xù)縮小每級加載值進行加載，直至裂縫出現；樁身出現裂縫后，分級加載至小截面樁身極限彎矩理論計算值的100%，每級加載值為極限彎矩理論值的5%；最后改力加載為位移加載，當試件無法繼續(xù)承載時，停止加載。

2.2 受彎承載力

圖4所示為試驗測得的3根異型方樁連接接頭試件荷載-跨中撓度(P-f)曲線。加載前期，混凝土材料發(fā)生彈性變形，各接頭試件均處于彈性工作階段，跨中撓度隨著荷載增長呈線性增加；當樁身出現豎向裂縫后，試件抗彎剛度下降，跨中撓度增長速度加快；隨著荷載繼續(xù)增加，樁身裂縫迅速開展，數目增多、高度上升、寬度變大，荷載增長速度隨撓度增加而逐漸變緩；破壞時，試件接頭底部發(fā)出清脆的斷裂聲，鑿開混凝土后發(fā)現接頭截面部分螺鎖式機械連接件因預應力鋼棒或鋼棒鐓頭被拉斷而破壞，方樁接頭底部被拉開10～20mm，試件承載力急劇下降，不能繼續(xù)承載。

圖4 異型方樁連接接頭試件荷載-跨中撓度曲線

異型方樁連接接頭試件跨中純彎段截面彎矩與試驗機加載值的關系如下：

(1)

式中：Mt為試件純彎段跨中截面彎矩試驗值；P為試驗機加載值；Ls為支座間距；W為試件自重。

采用異型方樁樁身承載能力來評估螺鎖式預應力混凝土異型方樁連接接頭試件的承載能力，其中樁身承載能力按照最小截面進行計算。參照《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010—2010)[11]，預應力混凝土異型方樁樁身開裂彎矩理論值按式(2)計算，極限彎矩理論值按式(3)和式(4)計算。

Mcr=(σce+γft)W0

(2)

(3)

(4)

表4給出了異型方樁連接接頭試件受彎試驗結果與理論計算結果的對比情況，表中各項分別為試驗測得的試件開裂彎矩Mcr,t和極限彎矩Mu,t，以及理論公式計算得到的樁身開裂彎矩Mcr,c和極限彎矩Mu,c。由表可知，試驗測得T-FZ-B750-530試件的開裂彎矩是相應樁身開裂彎矩計算值的80%，但極限彎矩超出樁身極限彎矩計算值約20%，推測可能是試件混凝土初始預壓應力不足而導致樁身開裂較早所致。其余兩根接頭試件受彎試驗得到的開裂彎矩和極限彎矩均達到相應方樁樁身的開裂彎矩和極限彎矩計算值，受彎性能良好，驗證了螺鎖式機械連接的可靠性。

試件受彎試驗結果與理論計算結果對比 表4

2.3 裂縫分布

T-FZ-C350-300試件在跨中彎矩達到51.7kN·m時，在小截面處出現第一條豎向裂縫；破壞前試件樁身裂縫主要分布在接頭兩側-1 500～1 500mm范圍內，共有12條主要裂縫(純彎段4條)，豎向裂縫最大寬度為0.44mm，開展高度約200mm，如圖5(a)所示；破壞后方樁接頭底部被拉開約15mm，兩側樁身裂縫寬度回縮。T-FZ-B750-530試件在跨中彎矩達到211.3kN·m時，在小截面處出現第一條豎向裂縫；破壞前試件樁身裂縫主要分布在接頭兩側-2 200～1 900mm范圍內，共有17條主要裂縫(純彎段1條)，豎向裂縫最大寬度為0.76mm，開展高度約300mm，如圖5(b)所示；破壞后方樁接頭底部被拉開約10mm，兩側樁身裂縫寬度回縮。T-FZ-B850-600試件在跨中彎矩達到448.8kN·m時，在小截面處出現第一條豎向裂縫；破壞前試件樁身裂縫主要分布在接頭兩側-2 000～2 000mm范圍內，共有15條主要裂縫(純彎段沒有裂縫)，豎向裂縫最大寬度為0.54mm，開展高度約450mm，如圖5(c)所示；破壞后方樁接頭底部被拉開約20mm，兩側樁身裂縫寬度回縮。

綜上可知，由于異型方樁連接接頭位于樁身大截面處，截面換算彈性抵抗矩較大，相應的開裂彎矩大于樁身小截面處，且4點式加載中，跨中純彎段截面彎矩最大，彎矩向兩側樁端逐漸遞減。試驗中各試件的純彎段偏外就是小截面段，因而容易在樁身小截面靠近跨中處率先出現裂縫，破壞時裂縫主要分布在小截面段樁身上。相較于T-FZ-C350-300試件，T-FZ-B750-530和T-FZ-B850-600試件的樁身大截面和小截面的邊長差異更大，大小截面開裂彎矩相差較多，破壞時跨中大截面位置裂縫開展較少。

圖5 異型方樁連接接頭試件受彎裂縫分布圖

2.4 破壞形式

3根異型方樁連接接頭試件在加載過程中，隨著荷載的增加，方樁接頭底部被逐漸拉開，當達到極限荷載時，接頭底部位置傳出清脆的斷裂聲，底部被拉開10～20mm，受壓區(qū)混凝土無明顯壓碎現象，鑿開接頭后發(fā)現拼接界面底部螺鎖式機械連接件因預應力鋼棒或鋼棒鐓頭被拉斷而破壞，如圖6所示。

圖6 異型方樁連接接頭破壞形式

圖7 異型方樁連接接頭試件樁身混凝土應變發(fā)展

2.5 混凝土應變發(fā)展

各異型方樁連接接頭試件樁身混凝土應變(ε)隨荷載(P)的發(fā)展變化曲線如圖7所示，為保證圖像的可讀性，混凝土拉應變達到1 000με后不再繪制應變數據。由圖可知，3根異型方樁連接接頭試件在樁身裂縫開展前，混凝土材料處于彈性變形階段，各測點應變片讀數均較小，應變和荷載之間呈線性變化，根據跨中截面高度方向應變片讀數可以判斷平截面假定基本適用；開裂后，隨著荷載增加，裂縫數目迅速增多，樁身受拉側混凝土應變開展較快，部分混凝土應變片因處于裂縫開展位置而迅速破壞失效，而樁身其他測點應變變化量仍較?。焕^續(xù)加載，截面中心軸不斷上移，接頭兩側混凝土受壓區(qū)#1和#2應變片讀數持續(xù)穩(wěn)定增長，但直至破壞，應變數值均未超過2 000με，混凝土未出現壓碎現象。

3 結論

(1)受彎試驗測得的各螺鎖式預應力混凝土異型方樁連接接頭試件極限抗彎承載力均大于理論計算得到的各試件樁身極限抗彎承載力，螺鎖式機械連接具有可靠的連接性能。

(2)各異型方樁連接接頭試件因樁身大截面和小截面開裂彎矩的差異，均在樁身小截面靠近跨中處率先開裂，且破壞時裂縫主要分布在小截面樁身上。

(3)各異型方樁連接接頭試件受彎破壞均發(fā)生在跨中連接接頭部位，接頭混凝土鑿開后發(fā)現截面最底層一排機械連接件因預應力鋼棒或預應力鋼棒鐓頭被拉斷而失效破壞；破壞時試件跨中接頭兩側受壓區(qū)混凝土壓應變較小，未觀測到明顯的混凝土壓碎現象。