李 峰 郭昭勝 安增軍 劉佳龍

(1.國(guó)家電網(wǎng)有限公司，北京 100031；2.太原理工大學(xué)，太原 030024；3.國(guó)網(wǎng)江蘇電力設(shè)計(jì)咨詢有限公司，南京 210008；4.中國(guó)電力科學(xué)研究院有限公司，北京 100192)

特高壓輸電工程是我國(guó)新型基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)戰(zhàn)略規(guī)劃的重要內(nèi)容之一。近年來(lái)隨著特高壓輸電工程的建設(shè)發(fā)展，預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁(簡(jiǎn)稱“PHC”管樁)被越來(lái)越多地應(yīng)用于輸電線路基礎(chǔ)中。PHC管樁在輸電線路基礎(chǔ)中同時(shí)承受拉/壓交變荷載和水平荷載作用，其設(shè)計(jì)時(shí)常常以樁基抗拔和抗傾覆穩(wěn)定作為控制條件。

為提高PHC管樁抗拔承載力，在管樁管孔內(nèi)填混凝土芯是目前工程中普遍采用的一種構(gòu)造措施?；炷撂钚镜目拱纬休d力很大程度上取決于填芯混凝土與PHC管樁內(nèi)壁混凝土間界面的黏結(jié)強(qiáng)度值f，該值與填芯混凝土強(qiáng)度和界面粗糙程度有直接關(guān)系。我國(guó)各類圖集和標(biāo)準(zhǔn)[1-6]大多規(guī)定：f宜由現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)確定，當(dāng)缺乏試驗(yàn)資料時(shí)，對(duì)于C30或C40微膨脹混凝土可取0.2～0.5 MPa。

近年來(lái)，專門研究PHC管樁填芯抗拔承載力、界面黏結(jié)強(qiáng)度及其分布規(guī)律的文獻(xiàn)數(shù)量較少。汪加蔚等以 PC 500 AB 100 型預(yù)應(yīng)力混凝土管樁為例，完成了5個(gè)填芯長(zhǎng)度分別為2.0 m和2.5 m的填芯軸拉試驗(yàn)，認(rèn)為一般工程混凝土黏結(jié)強(qiáng)度可取0.52ft，重要工程可取0.37ft(ft為填芯混凝土抗拉強(qiáng)度)[7]。張忠等對(duì)不同填芯長(zhǎng)度的3根管樁填芯混凝土試件進(jìn)行軸向拉拔試驗(yàn)，分析了管樁與填芯混凝土之間黏結(jié)機(jī)理和黏結(jié)承載力，從理論上分析了填芯混凝土在軸拉力作用下對(duì)管樁樁端膨脹的影響[8]。崔偉等對(duì)PHC管樁與填芯混凝土進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)抗拔試驗(yàn)研究，建議PHC管樁的填芯混凝土長(zhǎng)度最優(yōu)取值為3.0D，管樁與填芯混凝土界面的平均黏結(jié)強(qiáng)度可取0.382 MPa[9]。劉慶斌等以PHC 500 AB 100型樁為試驗(yàn)對(duì)象，研究了管樁與填芯混凝土抗拔破壞形態(tài)、填芯界面受力特點(diǎn)和管樁結(jié)構(gòu)抗拔承載力的影響因素，提出了管樁與填芯混凝土界面平均黏結(jié)強(qiáng)度的建議取值[10]。劉永超等以PHC 400 A 80-5型號(hào)的管樁為試驗(yàn)對(duì)象，對(duì)管樁和填芯混凝土進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)抗拔試驗(yàn)[11]，試驗(yàn)表明管樁與填芯混凝土界面平均黏結(jié)強(qiáng)度為填芯混凝土抗拉強(qiáng)度的17.1%。

目前填芯混凝土與管樁內(nèi)壁黏結(jié)滑移性能的研究尚不充分，各標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范中對(duì)于填芯長(zhǎng)度的規(guī)定也不統(tǒng)一，規(guī)范給出的黏結(jié)強(qiáng)度f(wàn)推薦取值范圍較寬，最大值和最小值之間相差2倍以上。然而在輸電線路基礎(chǔ)工程中，按現(xiàn)場(chǎng)填芯混凝土軸拉試驗(yàn)確定f不但缺少代表性和可操作性，且現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)操作周期長(zhǎng)、成本高。為此，本文針對(duì)鋼筋混凝土填芯與PHC管樁內(nèi)壁間界面粘結(jié)滑移性能，開(kāi)展混凝土填芯足尺試件軸拉性能試驗(yàn)研究，以便為輸電線路基礎(chǔ)工程提供更為準(zhǔn)確的設(shè)計(jì)參數(shù)。

1 PHC管樁混凝土填芯軸拉試驗(yàn)情況

1.1 PHC管樁混凝土填芯試件設(shè)計(jì)與制作

PHC管樁混凝土填芯試件選用輸電線路基礎(chǔ)工程中常用的PHC 600 B 130管樁為對(duì)象。依據(jù)10SG409《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁圖集》[1]，其主要設(shè)計(jì)參數(shù)為：外徑600 mm，壁厚130 mm，管樁截面面積A=191 952 mm2，樁身混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C80，預(yù)應(yīng)力配筋為16φ12.6，箍筋為φb5，有效預(yù)壓應(yīng)力為8.4 MPa，主筋配筋率為1.04%。對(duì)PHC管樁試件采用C30普通商品混凝土填芯，填芯配筋縱筋采用HRB400鋼筋，箍筋采用HPB300鋼筋。

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)3組不同填芯長(zhǎng)度的試件，試件參數(shù)見(jiàn)表1。每組包括2個(gè)相同填芯長(zhǎng)度、不同界面處理方式的試件，共6個(gè)試件。界面處理方式1：清掃管樁內(nèi)壁浮灰，清水刷洗表面，晾干至表面無(wú)水跡。界面處理方式2：在方式1的基礎(chǔ)上，對(duì)管樁內(nèi)壁表面涂刷525水泥凈漿。該批管樁內(nèi)壁水泥浮漿外觀呈現(xiàn)波紋狀，細(xì)節(jié)見(jiàn)圖1。經(jīng)向管樁生產(chǎn)企業(yè)調(diào)研，內(nèi)壁水泥浮漿的抗壓強(qiáng)度可達(dá)到C40以上，已經(jīng)超過(guò)了填芯混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值C30。由于管樁內(nèi)徑較小，浮漿強(qiáng)度較高，鑿除現(xiàn)有波紋狀浮漿難度很大，故不對(duì)內(nèi)壁表面進(jìn)行鑿毛處理。

表1 填芯混凝土軸拉試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Axial tension test results of core concrete

圖1 管樁內(nèi)壁水泥浮漿細(xì)節(jié)Fig.1 Cement floating slurry of the inner wall of pipe pile

表1中的填芯軸拉荷載設(shè)計(jì)值在理論上等于填芯混凝土圓柱體周長(zhǎng)乘以填芯長(zhǎng)度，再乘以填芯混凝土與管樁內(nèi)壁的平均黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值[2]，即：

(1)

各試件填芯鋼筋直徑根據(jù)上述填芯軸拉荷載設(shè)計(jì)值除以鋼筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值得到。制作試件時(shí)首先將截好的PHC管樁豎立，清洗管樁混凝土內(nèi)壁，刮除內(nèi)壁松動(dòng)的水泥浮漿凝結(jié)塊，之后用清水沖洗干凈。在澆筑填芯混凝土之前24 h內(nèi)用干凈的自來(lái)水充分潤(rùn)濕，結(jié)合面晾干不留水跡，僅保持稍微濕潤(rùn)狀態(tài)，再用毛刷涂抹一層水泥凈漿(或者不涂)，厚約0.5～1.0 mm，然后放入填芯鋼筋骨架，隨即澆筑C30普通商品填芯混凝土，用插入式振搗器搗實(shí)。每根管樁填芯鋼筋籠由HRB400鋼筋組成并均勻布置，鋼筋外露長(zhǎng)度均為1 100 mm，其前端150 mm均加工成能固定套筒螺母的螺紋，以便拉伸填芯混凝土。

制作PHC管樁填芯混凝土試件的同時(shí)，留置6個(gè)150 mm×150 mm×150 mm的混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，與試件在同等自然條件下養(yǎng)護(hù)。試驗(yàn)前對(duì)立方體試塊進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，試驗(yàn)抗壓強(qiáng)度最低為28.7 MPa，最高為36.7 MPa，平均為33.1 MPa。

1.2 PHC管樁混凝土填芯軸拉試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容

1.2.1樁身混凝土應(yīng)變和填芯鋼筋應(yīng)變

在樁身混凝土和填芯縱筋上選點(diǎn)粘貼電阻應(yīng)變片。自加載端面起算，每隔0.5D(樁徑D=600 mm)選擇一個(gè)測(cè)試截面，混凝土和縱向鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)處于同一截面上，根據(jù)試件長(zhǎng)度逐漸增加測(cè)點(diǎn)截面數(shù)量，每個(gè)截面上對(duì)稱布置2個(gè)混凝土應(yīng)變片，4個(gè)填芯縱筋應(yīng)變片。應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置截面位置詳見(jiàn)圖2，圖2中1—1截面處對(duì)稱布置4個(gè)混凝土應(yīng)變片，2—2截面處同時(shí)對(duì)稱布置2個(gè)混凝土應(yīng)變片和4個(gè)填芯縱筋應(yīng)變片，3—3截面處為填芯縱筋外露段應(yīng)變測(cè)點(diǎn)位置。

a—試件T-1.0D；b—試件T-2.0D；c—試件T-3.0D。圖2 試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置 mmFig.2 Arrangements of strain measuring points of specimens

1.2.2填芯滑移量測(cè)試

沿管樁縱向布置位移計(jì)，以便測(cè)出內(nèi)部填芯混凝土與管樁內(nèi)壁之間的滑移。每個(gè)試件自加載端面距離150 mm開(kāi)始，每間隔300 mm選取一個(gè)截面，每個(gè)截面上設(shè)置X向和Y向兩個(gè)正交方位，在管樁表面上開(kāi)孔固定細(xì)鋼棒，安裝位移計(jì)。加載端面的管樁與填芯混凝土界面的滑移可以由設(shè)置在端部的位移計(jì)進(jìn)行量測(cè)。

1.3 軸拉試驗(yàn)加載方案

本試驗(yàn)使用的自平衡式軸拉試驗(yàn)加載裝置與PHC管樁填芯試件形成一個(gè)自平衡受力體系。一方面，液壓千斤頂活塞向上的力通過(guò)上承壓盤由螺紋套筒傳遞給填芯縱筋，填芯縱筋依靠與混凝土握裹力向填芯混凝土圓柱體傳遞豎向軸拉力，填芯混凝土體與管樁內(nèi)壁界面之間產(chǎn)生界面黏結(jié)力。另一方面，千斤頂?shù)鬃姆戳τ上鲁袎簣A盤傳遞給管樁外壁混凝土，兩者形成平衡力系。

為校準(zhǔn)壓力荷載值在各受拉縱筋上的分布情況，在承壓圓盤之間外露的受拉填芯縱筋上粘貼應(yīng)變片，測(cè)定受拉填芯縱筋的應(yīng)變，進(jìn)而得到其應(yīng)力和軸力值。

本次試驗(yàn)采用普通液壓千斤頂進(jìn)行加載，千斤頂量程為2 000 kN。通過(guò)事先標(biāo)定確定油壓與荷載值的函數(shù)關(guān)系，試驗(yàn)時(shí)通過(guò)讀取油壓表讀數(shù)即可獲得拉力荷載值。采用分級(jí)加載，按表1中軸拉力設(shè)計(jì)值N進(jìn)行分級(jí)比例加載，分為10級(jí)，每級(jí)荷載持荷5 min。當(dāng)試驗(yàn)加載至填芯縱筋受拉應(yīng)變過(guò)大(超過(guò)0.01)、填芯混凝土拔出或套絲滑移時(shí)即終止試驗(yàn)。3組試件的試驗(yàn)加載情況見(jiàn)圖3。

a—1.0D；b—2.0D；c—3.0D。圖3 自平衡試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Loading device for self-balancing test

1.4 PHC管樁填芯試件受力分析

根據(jù)加載系統(tǒng)自平衡傳力體系，按截面法繪制填芯混凝土及PHC管樁傳力示意(圖4和圖5)，分析時(shí)認(rèn)為填芯鋼筋與填芯混凝土之間不發(fā)生任何相對(duì)滑移。由于單位長(zhǎng)度(1.0 m)混凝土填芯自重相對(duì)于填芯混凝土承受的軸拉力非常微小，因此也忽略該自重。根據(jù)應(yīng)變測(cè)試數(shù)據(jù)可以計(jì)算得到填芯縱筋內(nèi)力T、混凝土截面內(nèi)力N，從而得到界面黏結(jié)力Fc。

a—加載端面至任意截面；b—兩任意截面之間。圖4 試件受力示意Fig.4 The stress diagram of the specimen

a—加載端面至任意截面；b—兩任意截面之間。圖5 填芯受力示意Fig.5 The stress diagram of core concrete

2 PHC管樁填芯軸拉靜載試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 PHC管樁填芯軸拉試件破壞現(xiàn)象

各組試件破壞時(shí)最大軸拉荷載值各不相同，各組試件的破壞形態(tài)也有一定的差別。同組中的兩個(gè)試件，其破壞時(shí)最大軸拉荷載值比較接近，破壞形態(tài)也比較相似。

T-1.0D和T-2.0D這2組4個(gè)試件的PHC管樁樁身未見(jiàn)任何破壞跡象，填芯端面略有微小滑移，這與填芯長(zhǎng)度較短、最大軸拉荷載相對(duì)較小有關(guān)。

試件T-3.0D-1加載到1 229.87 kN時(shí)，部分鋼筋在機(jī)械連接接頭處屈服，應(yīng)變值超過(guò)0.01，終止試驗(yàn)。試件T-3.0D-2在加載至一根填芯縱筋套筒拉斷時(shí)終止試驗(yàn)。T-3.0D組的2個(gè)試件的PHC管樁樁身加載端處均出現(xiàn)了一定程度的豎向開(kāi)裂，裂縫集中于樁頭部位，長(zhǎng)度不等，最大長(zhǎng)度小于0.8 m。

試件T-3.0D-1和T-3.0D-2的裂縫形態(tài)見(jiàn)圖6。經(jīng)分析PHC管樁樁頭開(kāi)裂原因?yàn)椋?)填芯混凝土體受拉力后產(chǎn)生微量界面剪切滑移，使界面出現(xiàn)黏結(jié)破壞，引起剪脹現(xiàn)象。2)樁身豎向裂縫多出現(xiàn)在千斤頂作用位置下方，與此處集中荷載較大也有一定關(guān)系。另外管樁加載端面不完全垂直于中線，試驗(yàn)時(shí)雖采用粗砂找平，荷載較大時(shí)仍會(huì)出現(xiàn)局部承壓較大的問(wèn)題，引發(fā)樁截面豎向開(kāi)裂。3)管樁樁身整體在軸壓力作用下，樁身亦有膨脹趨勢(shì)，出現(xiàn)豎向裂縫亦符合軸壓混凝土構(gòu)件的一般破壞趨勢(shì)。

a—試件T-3.0D-1；b—試件T-3.0D-2。圖6 管樁裂縫形態(tài)Fig.6 Crack pattern of pipe piles

圖7給出試件T-3.0D-1和T-3.0D-2的裂縫展開(kāi)圖。試件T-3.0D-1樁身在加載過(guò)程中共出現(xiàn)3條豎縫，裂縫出現(xiàn)在兩千斤頂作用位置之間的樁身一側(cè)。樁身分別在加載至614.9，768.7，845.5 kN時(shí)依次出現(xiàn)①、②和③號(hào)豎縫。隨著加載值增大，裂縫沿樁身長(zhǎng)度發(fā)展，長(zhǎng)度介于500～750 mm之間，②和③號(hào)豎縫長(zhǎng)度相當(dāng)，約長(zhǎng)500 mm，①號(hào)豎縫最長(zhǎng)達(dá)到750 mm。當(dāng)加載到1 076.14 kN時(shí)，①號(hào)縫寬0.42 mm，至試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，①號(hào)裂縫最大寬度為0.51 mm。

a—試件T-3.0D-1；b—試件T-3.0D-2。圖7 管樁裂縫展開(kāi) kNFig.7 Crack expansion drawings of pipe piles

試件T-3.0D-2樁身在加載過(guò)程中共出現(xiàn)4條豎縫，樁身分別在加載至768.7，845.5，1 191.4，1 229.9 kN時(shí)依次出現(xiàn)①、②、③和④號(hào)豎縫，豎縫多出現(xiàn)在加載千斤頂?shù)撞糠秶浇?。隨著加載值增大，裂縫沿樁身長(zhǎng)度發(fā)展，長(zhǎng)度介于380～750 mm之間，①號(hào)和②號(hào)豎縫最長(zhǎng)，且長(zhǎng)度相當(dāng)，約長(zhǎng)750 mm，③號(hào)豎縫長(zhǎng)度次之，約長(zhǎng)450 mm，④號(hào)豎縫最短，約長(zhǎng)380 mm。各條裂縫寬度隨加載進(jìn)程不斷擴(kuò)大，當(dāng)加載到極限軸拉荷載1 383.6 kN時(shí)，①號(hào)縫寬0.76 mm，②號(hào)縫寬1.0 mm。

2.2 試件破壞時(shí)最大軸拉荷載值及平均黏結(jié)強(qiáng)度

本次試驗(yàn)3組6個(gè)試件加載至填芯縱筋受拉應(yīng)變過(guò)大或套絲滑移時(shí)即終止試驗(yàn)，部分試件出現(xiàn)填芯混凝土拔出現(xiàn)象。表1匯總了試件破壞時(shí)的最大軸拉荷載值，并計(jì)算出了平均黏結(jié)強(qiáng)度和界面黏結(jié)系數(shù)。分析可知：

1) 最大軸拉荷載試驗(yàn)值隨著填芯長(zhǎng)度的增大基本上呈現(xiàn)線性增大的趨勢(shì)，最大軸拉荷載試驗(yàn)值明顯大于軸拉荷載設(shè)計(jì)值，前者為后者的1.37～1.80倍，詳見(jiàn)圖8。

圖8 極限軸拉荷載與填芯長(zhǎng)度的關(guān)系曲線Fig.8 Relations between ultimate axial tensile load and core length

圖9 界面粘結(jié)強(qiáng)度與填芯長(zhǎng)度的關(guān)系曲線Fig.9 Relations between interfacial bond strength and core length

填芯混凝土在軸拉狀態(tài)下，其與管樁內(nèi)壁的黏結(jié)應(yīng)力分布可按一維問(wèn)題進(jìn)行考慮。假定接觸面z處的黏結(jié)強(qiáng)度f(wàn)只是ft與z的函數(shù)，即f(ft，z)，那么黏結(jié)力計(jì)算公式如下：

(2)

式中：L為填芯混凝土的長(zhǎng)度；ft為填芯混凝土抗拉強(qiáng)度；d為混凝土填芯外徑。

對(duì)C30填芯混凝土按ftk=2.01 MPa計(jì)算，本次試驗(yàn)黏結(jié)界面滑移系數(shù)k介于0.300～0.385之間，平均值為0.325，詳見(jiàn)表1。參考JGJ 106—2014《建筑樁基檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》[12]，工程樁驗(yàn)算檢測(cè)時(shí)，試驗(yàn)加載量不應(yīng)小于設(shè)計(jì)要求的樁基承載力特征值的2倍，故本試驗(yàn)中考慮PHC管樁填芯抗拔設(shè)計(jì)承載力的安全系數(shù)K=2.0，對(duì)于目前輸電線路基礎(chǔ)工程中常用的PHC 600 B 130管樁，采用C30普通混凝土填芯時(shí)，界面平均黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值按試驗(yàn)值除以安全系數(shù)后應(yīng)介于0.30～0.387 MPa間，安全起見(jiàn)可以取0.30 MPa。

3 填芯界面黏結(jié)強(qiáng)度及滑移分布規(guī)律分析

3.1 填芯界面黏結(jié)強(qiáng)度分布規(guī)律

圖10給出了試件T-3.0D-1填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度隨軸拉荷載的變化趨勢(shì)。可見(jiàn)：T-3.0D-1在0～300 mm段、300～600 mm段的平均黏結(jié)強(qiáng)度從加載開(kāi)始就始終大于0～1 800 mm段全長(zhǎng)的平均黏結(jié)強(qiáng)度，且明顯大于其他各段黏結(jié)強(qiáng)度；600～900 mm段、1 200～1 500 mm段的平均黏結(jié)強(qiáng)度始終小于0～1 800 mm段全長(zhǎng)平均黏結(jié)強(qiáng)度，900～1 200 mm段的平均黏結(jié)強(qiáng)度在加載前期低于全長(zhǎng)平均黏結(jié)強(qiáng)度，加載后期又高于全長(zhǎng)平均黏結(jié)強(qiáng)度。在達(dá)到極限軸拉力值1 229.9 kN時(shí)，上述各段平均黏結(jié)強(qiáng)度最大值依次為0.604，1.300，0.679，0.724，0.367 MPa，0～1 800 mm段全長(zhǎng)平均黏結(jié)強(qiáng)度最大為0.640 MPa，黏結(jié)強(qiáng)度最大值出現(xiàn)在300～600 mm段。

圖10 填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度隨軸拉荷載的變化趨勢(shì)Fig.10 Variation trend of average bond strength of core concrete interface with axial tensile load

上述趨勢(shì)總體反映了沿管樁填芯全長(zhǎng)界面黏結(jié)強(qiáng)度并不均勻，加載前期的黏結(jié)強(qiáng)度最大值出現(xiàn)在0～300 mm段，加載后期的黏結(jié)強(qiáng)度最大值出現(xiàn)在300～600 mm段，靠近加載端的填芯混凝土界面承擔(dān)了更大比例的軸拉荷載，遠(yuǎn)離加載端填芯混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度發(fā)揮不充分，因此應(yīng)考慮對(duì)此處采取提高黏結(jié)強(qiáng)度的措施，這樣可以減小填芯長(zhǎng)度，更好地發(fā)揮抗拔承載性能。

圖11給出了試件T-3.0D-1在不同加載級(jí)荷載下填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度隨離開(kāi)加載端距離的變化趨勢(shì)。試件T-3.0D-1在0.6Nu(Nu為表1軸拉荷載設(shè)計(jì)值)之前，各截面平均黏結(jié)強(qiáng)度總體上隨離開(kāi)加載端距離的遠(yuǎn)近基本呈線性規(guī)律，近加載端的平均黏結(jié)強(qiáng)度大，遠(yuǎn)加載端的平均黏結(jié)強(qiáng)度小；超過(guò)0.6Nu后，線性規(guī)律不明顯，各段平均黏結(jié)強(qiáng)度起伏明顯，近加載端黏結(jié)強(qiáng)度并非最大。

圖11 填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度隨離開(kāi)加載端距離的變化Fig.11 Variation trend of average bond strength of core concrete interface with the distance from loading end

3.2 填芯界面滑移分布規(guī)律

以試件T-3.0D-1來(lái)探討填芯界面滑移分布規(guī)律，其他試件規(guī)律與之類似。

對(duì)試件T-3.0D-1分別測(cè)試了距樁端150，450，750，1 050，1 350 mm截面處的滑移量，每個(gè)截面上分別測(cè)試了X和Y兩個(gè)正交方向的滑移數(shù)據(jù)。圖12給出試件T-3.0D-1各截面X方向的軸拉荷載-滑移量曲線。可見(jiàn)：試件T-3.0D-1在150，450 mm這兩個(gè)截面處滑移數(shù)據(jù)較大，達(dá)到極限軸拉荷載時(shí)，分別為1.92 mm和1.04 mm；在750 mm截面處滑移數(shù)據(jù)降低至0.3 mm；其余遠(yuǎn)離加載端的兩個(gè)測(cè)試截面上滑移量相對(duì)很小，最大值不足0.1 mm。

圖12 軸拉荷載-界面相對(duì)滑移量曲線(X方向)Fig.12 Relations between axial tensile load and interface relative slip (X-direction)

從圖12中可知，隨離開(kāi)加載端的距離越遠(yuǎn)，試件各截面填芯滑移量數(shù)值越小，靠近加載端處滑移量最大。因此應(yīng)設(shè)法提高加載端附近填芯混凝土與管樁界面的黏結(jié)效果。

4 結(jié)束語(yǔ)

2)沿管樁填芯全長(zhǎng)，靠近加載端的填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度大，遠(yuǎn)離加載端的填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度小；沿管樁填芯全長(zhǎng)，靠近加載端填芯界面滑移量大，遠(yuǎn)離加載端填芯界面滑移量小?？拷虞d端的填芯混凝土承擔(dān)了更大比例的軸拉荷載，應(yīng)設(shè)法進(jìn)一步提高加載端附近填芯混凝土與管樁內(nèi)壁界面的黏結(jié)效果。

3)基于本試驗(yàn)，輸電線路基礎(chǔ)工程中以PHC 600 B 130管樁作為抗拔樁，采用C30普通混凝土填芯時(shí)，填芯混凝土與管樁內(nèi)壁界面間的平均黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值可取0.30 MPa。