王 彬,郭昭勝,賀武斌,劉瑞峰,許春博,成旭振

(太原理工大學(xué),山西 太原 030024)

0 引言

預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁(PHC管樁)以其產(chǎn)品系列化、生產(chǎn)高效、質(zhì)量穩(wěn)定、承載力高和節(jié)約資源等優(yōu)勢在基礎(chǔ)工程中被廣泛應(yīng)用。在大型地下室抗浮基礎(chǔ)、輸電線路基礎(chǔ)與高聳建筑物基礎(chǔ)等應(yīng)用場景中PHC管樁作為抗拔樁使用。PHC管樁抗拔工程實(shí)踐中,一方面受PHC管樁管孔中空的截面特點(diǎn)限制,另一方面遇到施工截樁情況,為滿足抗拔承載力要求,采用鋼筋混凝土填芯填實(shí)PHC管樁管孔并配以抗拔鋼筋是最常見的構(gòu)造措施。

PHC管樁鋼筋混凝土填芯抗拔承載力的大小與填芯混凝土長度、填芯混凝土強(qiáng)度和PHC管樁內(nèi)壁界面狀態(tài)等因素有直接關(guān)系。其中填芯長度和填芯混凝土強(qiáng)度都相對可控,而PHC管樁內(nèi)壁界面狀態(tài)則受管樁內(nèi)壁天然粗糙程度和原始孔徑的影響較大,而管樁內(nèi)壁粗糙程度與管樁產(chǎn)品出廠時(shí)的孔內(nèi)浮漿狀態(tài)及現(xiàn)場工人對內(nèi)壁的處理措施有關(guān)。經(jīng)調(diào)研,國內(nèi)PHC管樁內(nèi)壁浮漿因生產(chǎn)工藝經(jīng)常會(huì)產(chǎn)生波紋狀特點(diǎn),如圖1所示?，F(xiàn)場工人實(shí)際操作中很難按照國內(nèi)各類標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范的要求徹底清除內(nèi)壁浮漿。

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

目前,填芯混凝土與PHC管樁內(nèi)壁黏結(jié)滑移性能的研究尚不充分,國內(nèi)專門研究PHC管樁填芯界面滑移軸心抗拔承載特性的文獻(xiàn)相對較少。國內(nèi)各類標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范中均規(guī)定填芯抗拔荷載設(shè)計(jì)值在理論上等于填芯混凝土圓柱體周長乘以填芯長度,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,考慮工程實(shí)際情況后再乘以折減系數(shù)。針對界面平均黏結(jié)強(qiáng)度一般要求現(xiàn)場試驗(yàn)確定,或者根據(jù)經(jīng)驗(yàn)取值(0.2～0.5MPa)估算,但估算取值范圍過寬,計(jì)算誤差較大。劉慶斌［1］對填芯混凝土與管樁內(nèi)壁的黏結(jié)性能進(jìn)行抗拔試驗(yàn)研究,提出了填芯混凝土與管樁內(nèi)壁間平均黏結(jié)系數(shù)的建議值。劉永超等［2］對PHC-A-400-100管樁及其填芯混凝土進(jìn)行了現(xiàn)場抗拔試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果表明,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%。崔偉［3］完成PHC管樁填芯混凝土抗拔特性現(xiàn)場試驗(yàn)研究,建議PHC管樁的填芯混凝土長度最優(yōu)取值不小于3倍樁徑,管樁內(nèi)壁與填芯混凝土的界面平均黏結(jié)強(qiáng)度可取0.382MPa。

為此,本文針對現(xiàn)場施工難以處理管樁內(nèi)壁浮漿的實(shí)際界面狀態(tài),對考慮2種界面狀態(tài)和3種填芯長度的PHC-600-B-130管樁混凝土填芯足尺試件開展軸心抗拔靜載試驗(yàn)。

1 PHC管樁填芯抗拔試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)采用PHC-600-B-130 管樁,外徑600mm,壁厚130mm,樁身混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級為C80,有效預(yù)壓應(yīng)力為 8.4MPa。樁身軸心受拉承載力設(shè)計(jì)值為1 700kN,其他主要設(shè)計(jì)參數(shù)詳見10G409《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁》。

試驗(yàn)首先考慮兩種管樁內(nèi)壁界面狀態(tài),一種是原始狀態(tài),即管樁內(nèi)壁不做任何處理(施工現(xiàn)場往往沒有條件進(jìn)行處理或無法處理),另一種界面狀態(tài)是對管樁內(nèi)壁浮漿層進(jìn)行清水清洗后,涂刷1層525水泥凈漿。然后結(jié)合工程中常用的填芯長度4.0D,5.0D和6.0D(D為管樁外徑),共制作6根填芯足尺試件。

管樁試件長度根據(jù)填芯長度由整樁截?cái)?因此存在加載端有端板和無端板兩種情況。試件制作采用C30普通商品混凝土對PHC管樁進(jìn)行填芯,試件具體參數(shù)如表1所示。每根管樁填芯鋼筋籠由8根φ28HRB400鋼筋組成并均勻布置,鋼筋外露足夠長度,以便安裝自行設(shè)計(jì)的自平衡軸拉試驗(yàn)裝置。試件制作過程如圖2所示。

表1 填芯混凝土軸心抗拔試驗(yàn)Table 1 Axial pull-out test of cored concrete

圖2 填芯軸心抗拔試件Fig.2 Core-filled shaft pulling specimen

1.2 PHC管樁填芯軸心抗拔試驗(yàn)測試

1.2.1樁身混凝土應(yīng)變和填芯縱筋應(yīng)變

同時(shí)采集試件同一截面處的樁身混凝土表面應(yīng)變和填芯縱向鋼筋應(yīng)變。試件的應(yīng)變測點(diǎn)布置如圖3所示。因涉及3種填芯長度(4.0D,5.0D和6.0D),故試件長度有2.5,3.1m和3.7m共3種,應(yīng)變測點(diǎn)布置方式為：外露縱筋中部截面3—3處每根鋼筋均有應(yīng)變測點(diǎn);樁身混凝土表面應(yīng)變測點(diǎn)和填芯縱筋應(yīng)變測點(diǎn)均處同一截面,自加載端面(圖中右端)每隔0.5D(300mm)取1個(gè)截面設(shè)置應(yīng)變測點(diǎn),自加載端起1.8m往后,間隔距離改為0.75D(450mm),往后均按此間距設(shè)置應(yīng)變測點(diǎn)截面,直至試件填芯遠(yuǎn)端(圖中左端)。

圖3 試件應(yīng)變測點(diǎn)布置Fig.3 Layout of strain measuring points of test piece

1.2.2填芯混凝土滑移量測試

在管樁表面開直徑20mm圓孔,從孔口位置引出一段鋼筋,鋼筋一端澆筑在填芯混凝土中。利用引出鋼筋沿管樁縱向布置位移計(jì),測出內(nèi)部填芯混凝土與管樁內(nèi)壁之間的滑移。引出鋼筋沿管樁縱軸線垂直的x向和y向兩個(gè)正交方位間隔300mm布置,恰好布置于圖3所示應(yīng)變測點(diǎn)之間。

1.3 填芯拉拔試驗(yàn)加載方式

填芯拉拔試驗(yàn)加載裝置利用PHC管樁樁身承擔(dān)加載反力,在樁身與混凝土填芯之間形成自平衡受力體系。2臺(tái)200t液壓千斤頂向上施加的荷載由加載圓盤傳遞給填芯縱筋,填芯縱筋端頭設(shè)置螺紋套筒錨固在圓盤端板上,填芯縱筋依靠握裹力向填芯混凝土傳遞豎向軸拉力,填芯混凝土與管樁內(nèi)壁間依靠黏結(jié)強(qiáng)度傳遞力。千斤頂?shù)鬃蛳碌姆戳νㄟ^承壓圓盤傳遞給樁身混凝土。

自平衡加載裝置下填芯混凝土及PHC管樁受力如圖4,5所示。圖中體現(xiàn)了填芯縱筋內(nèi)力T,樁身混凝土截面內(nèi)力N,填芯混凝土內(nèi)力Tc,二者界面黏結(jié)力Fc,內(nèi)力系保持平衡。分析時(shí)假定破壞時(shí)填芯縱筋和混凝土之間無相對位移,并忽略單位長度填芯混凝土自重。

圖4 試件受力示意Fig.4 Stress of test piece

圖5 填芯受力示意Fig.5 Stress of core filling

試驗(yàn)時(shí)按表1填芯軸心抗拔力設(shè)計(jì)值N進(jìn)行分級加載,共分為10級,每級荷載持荷5min。當(dāng)填芯混凝土端面出現(xiàn)明顯滑移拔出或填芯縱筋產(chǎn)生過大的應(yīng)變時(shí)(超過0.01)終止試驗(yàn)。試驗(yàn)加載情況如圖6所示。

圖6 自平衡試驗(yàn)加載裝置Fig.6 Loading device for self balancing test

2 PHC管樁填芯軸心抗拔靜載試驗(yàn)結(jié)果及分析

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

設(shè)PHC管樁填芯試件中距加載端面的任意距離z處的黏結(jié)強(qiáng)度f是混凝土抗拉強(qiáng)度ft與距離z的函數(shù)關(guān)系f(ft,z),則沿填芯長度L,黏結(jié)力Fc可按式(1)計(jì)算：

(1)

試件破壞時(shí)的最大軸拉荷載值、平均黏結(jié)強(qiáng)度和界面黏結(jié)系數(shù)如表1所示,分析可知。

2)本試驗(yàn)各不同填芯長度的試件軸心抗拔荷載設(shè)計(jì)值按界面平均黏結(jié)強(qiáng)度0.5MPa、折減系數(shù)取0.8計(jì)算得到。最大軸心抗拔荷載試驗(yàn)值為設(shè)計(jì)值的1.46～1.60倍,表明理論計(jì)算偏差較大,具有較大富余量。各試件最大軸心抗拔荷載試驗(yàn)值均隨著填芯長度的增大呈現(xiàn)出線性增大的趨勢。

2.2 PHC管樁填芯軸心抗拔試件破壞現(xiàn)象

6個(gè)試件的總體破壞形式大致相同,均為填芯混凝土拔出破壞,但PHC管樁樁身開裂破壞形式因試件端頭有無端板分為兩種情況。試件T-4.0D-2、試件T-6.0D-1和試件T-6.0D-1的加載端均帶有鋼箍和鋼端板,樁身在加載全過程中未出現(xiàn)樁身豎縫,由此可知端板及套箍對樁頭有明顯的環(huán)向約束作用。無端板試件包括試件T-4.0D-1、試件T-5.0D-1和試件T-5.0D-2,其樁身可見多道豎向裂縫。

這些裂縫的形成與填芯混凝土在軸心抗拔力的作用下與管樁內(nèi)壁發(fā)生剪切滑移膨脹有關(guān)。加載端處軸心抗拔荷載最大,所以裂縫出現(xiàn)在加載端,而對于無端板樁頭因缺少端板環(huán)向約束,相對更容易發(fā)生開裂。這些裂縫出現(xiàn)后會(huì)進(jìn)一步降低管樁對填芯混凝土的環(huán)向約束,因此在一定程度上影響極限軸心抗拔承載力,但當(dāng)填芯長度足夠長時(shí),即使樁頭段豎向開裂,遠(yuǎn)離加載端的未開裂管樁段填芯所能提供的軸心抗拔承載力也可滿足抗拔要求。

1)試件T-4.0D-1樁身在加載過程中共出現(xiàn)4條豎縫,在加載至614.94kN時(shí)樁身出現(xiàn)1號豎縫,加載至819.92kN時(shí)樁身出現(xiàn)2號豎縫,隨著加載值增大,隨后依次出現(xiàn)3號和4號豎縫。4條裂縫大體對稱分布于2臺(tái)千斤頂?shù)鬃路郊案浇?。隨著加載值增大,裂縫沿樁身發(fā)展,各縫長短不一,介于400～750mm,其中以4號豎縫最長,2號豎縫最短。當(dāng)加荷至1 486.11kN,3號裂縫寬為0.4mm。

2)試件T-5.0D-1樁身在加載過程中共出現(xiàn)5條豎縫,大體對稱分布于2臺(tái)千斤頂力作用點(diǎn)之間。隨著加載值增大,裂縫沿樁身發(fā)展,各縫長短不一,介于230～580mm,以3號豎縫最長,5號豎縫最短。裂縫發(fā)展詳情如下：①在加載至1 024.90kN時(shí)樁身出現(xiàn)1號豎縫,初始縫長度155mm。②加載至1 281.12kN時(shí),樁身同時(shí)出現(xiàn)2號縫、3號縫,1號縫延長,此時(shí)1號縫寬0.1mm、長230mm,2號縫寬0.31mm、長125mm,3號縫寬因鋼柱遮擋無法即時(shí)測量,長260mm。③加載至1 409.23kN時(shí),樁身出現(xiàn)4號縫,長127mm、寬0.21mm,此時(shí)1號縫寬0.21mm,2號縫寬0.45mm,3號縫延長至390mm。④加載至1 537.34kN時(shí),1號縫分叉形成5號縫,5號縫長130mm。1號縫寬0.2mm,5號縫很細(xì),2號縫無延長,寬0.29mm,3號縫延長至570mm,4號縫延長至347mm,寬0.29mm。⑤加載至極限荷載1 665.4kN時(shí),1號縫延長至310mm,寬0.38mm,2號裂縫延長至195mm,寬0.51mm,4號裂縫延長至442mm,寬0.40mm,5號裂縫延長至230cm,縫寬很小。

3)試件T-5.0D-2樁身在加載過程中共出現(xiàn)3條豎縫,大體對稱分布于2臺(tái)千斤頂力作用點(diǎn)之間。隨著加載值增大,裂縫沿樁身發(fā)展,各縫長短不一,介于490～780mm,以2號豎縫最長,3號豎縫最短。裂縫發(fā)展詳情如下：①加載至1 024.90kN時(shí),出現(xiàn)1號裂縫,長120mm,非常細(xì)微。②加載至1 281.12kN時(shí),產(chǎn)生2號裂縫,長450mm、寬0.2mm,此時(shí)1號裂縫延長至280mm,寬度0.17mm。③加載至1 409.23kN時(shí),1號縫延長至315mm,寬0.21mm,2號縫延長至580mm,寬0.28mm。④加載至1 537.34kN時(shí),新增3號縫,長180mm,寬0.13mm,1號縫延長至410mm,寬0.22mm,2號縫延長632mm,寬0.35mm。⑤加載至1 665.46kN時(shí),1號縫延長至500mm,寬0.28mm,2號縫延長至679mm,寬0.39mm,3號縫延長至290mm,寬0.15mm。⑥加載至1 793.57kN時(shí),1號縫無延長,寬0.31mm,2號縫延長至704mm,寬0.50mm,3號縫延長至355mm,寬0.25mm。⑦加載至1 857.62kN時(shí),1號縫無延長,寬0.43mm,2號縫延長至754mm,寬0.50mm,3號縫延長至460mm,寬0.33mm。⑧加載至1 921.68kN時(shí),1號縫無延長,寬0.50mm,2號縫延長至814mm,寬0.67mm,3號縫無延長,寬0.35mm。

最典型試件T-5.0D-2管樁樁身豎向開裂如圖7所示。

圖7 試件T-5.0D-2管樁裂縫展開(單位：kN)Fig.7 Crack expansion of pipe pile T-5.0D-2(unit：kN)

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)律分析

填芯界面黏結(jié)強(qiáng)度沿填芯長度方向是分布不均勻的。限于篇幅,以較為典型的試件T-4.0D-1為例進(jìn)行分析,其他試件呈現(xiàn)的規(guī)律與該試件總體一致。

試件T-4.0D-1填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度隨軸心抗拔荷載的變化趨勢如圖8所示。T-4.0D-1在0～300mm段、300～600mm段和600～900mm段的平均黏結(jié)強(qiáng)度基本上從加載開始就始終大于0～2 400mm段全長平均黏結(jié)強(qiáng)度,且明顯大于其他各段黏結(jié)強(qiáng)度;距離加載端900mm以外的平均黏結(jié)強(qiáng)度明顯小于全長的平均黏結(jié)強(qiáng)度,數(shù)值也很小。平均黏結(jié)強(qiáng)度最大的一段出現(xiàn)在0～300mm段。在達(dá)到極限軸拉力值1 537.4kN時(shí),沿樁長自加載端開始每隔300mm段的界面平均黏結(jié)強(qiáng)度最大分別為2.819,0.819,1.064,0.259,0.223,0.031MPa和0.014MPa,而0～2 400mm段全長平均黏結(jié)強(qiáng)度最大為0.667MPa。這表明沿管樁長度方向,填芯界面黏結(jié)強(qiáng)度并不均勻,0～300mm段最大,300～600mm段和600～900mm段次之,二者比較接近。上述趨勢總體反映了沿管樁填芯全長界面黏結(jié)強(qiáng)度并不均勻,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)考慮對加載端附近采取提高黏結(jié)強(qiáng)度的措施,以減小填芯長度,更好地發(fā)揮抗拔承載性能。

圖8 填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度隨軸拉荷載的變化趨勢Fig.8 Variation trend of average bond strength of core filling interface with axial tensile load

3.2 填芯界面滑移分布規(guī)律分析

以下仍按試件T-4.0D-1來進(jìn)行探討填芯界面滑移分布規(guī)律分析,試件T-4.0D-1在距離樁端150,450,750mm截面上分別測試了與管樁縱軸線垂直的x和y兩個(gè)正交方向數(shù)據(jù)。試件T-4.0D-1在各截面處的x方向填芯滑移量與軸拉荷載之間的關(guān)系曲線如圖9所示。

圖9 填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度隨離開加載端距離的變化趨勢Fig.9 Variation trend of average bond strength of core filling interface with distance from loading end

試件T-4.0D-1在150mm和450mm這兩個(gè)截面處x向滑移數(shù)據(jù)較大,達(dá)到極限軸拉荷載時(shí),其中x向分別為0.87mm和1.1mm,但450mm截面處的滑移數(shù)據(jù)波動(dòng)較大,750mm截面處滑移量相對較小,最大為0.27mm。

試件T-4.0D-1在x和y兩個(gè)正交方向滑移量變化趨勢有明顯不同,在最終破壞時(shí)達(dá)到的滑移量也有明顯差距,在總體上各截面填芯滑移量數(shù)值均隨著離開樁端的距離增大而減小。因y方向滑移量數(shù)據(jù)規(guī)律性相對較差,未給出曲線。究其原因可能是PHC內(nèi)壁浮漿層呈現(xiàn)波浪狀,管孔孔徑受浮漿層薄厚不一的影響,也存在兩個(gè)正交方向孔徑大小不同的現(xiàn)象,滑移量數(shù)據(jù)本身就很小,因此更容易受到界面狀態(tài)的影響,從而導(dǎo)致同一截面處x方向和y方向測點(diǎn)的滑移量數(shù)據(jù)差別較大,x方向數(shù)據(jù)呈現(xiàn)一定規(guī)律性,而y方向數(shù)據(jù)的規(guī)律性相對較差。

4 結(jié)語

1)管樁內(nèi)壁表面浮漿層的原始粗糙程度和孔徑大小的隨機(jī)性在更大程度上影響了界面平均黏結(jié)強(qiáng)度。因此在實(shí)際填芯施工中,可不對PHC管孔內(nèi)壁界面進(jìn)行專門處理,清洗干凈后直接填芯即可。

2)本試驗(yàn)中,試件的軸心抗拔力試驗(yàn)值基本隨著填芯長度的增加呈現(xiàn)出線性增大的趨勢。不同長度的填芯與管樁內(nèi)壁之間的界面平均黏結(jié)強(qiáng)度介于0.618～0.692MPa,平均值為0.660MPa。綜合考慮安全系數(shù)K=2.0后,采用C30填芯混凝土?xí)r,填芯混凝土與PHC管樁內(nèi)壁之間的黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值可按0.3MPa取值。

3)加載端的填芯混凝土承擔(dān)了較大的軸拉力,也出現(xiàn)了較大的滑移量,可考慮進(jìn)一步提高加載端附近管樁內(nèi)壁與填芯混凝土界面間的黏結(jié)效果。

4)管樁端板和套箍的約束作用限制了軸心抗拔填芯剪切膨脹所導(dǎo)致的管樁豎向開裂現(xiàn)象,因此在截樁(無端板和套箍)情況下采用填芯混凝土提供抗拔承載力時(shí),應(yīng)注意管樁樁頭豎向開裂的情況,必要時(shí)采取加固措施。