改进的PHC管桩与承台连接处桩端受力性能研究

(1.沈阳建筑大学土木工程学院，沈阳 110168；2.北京东方华脉工程设计有限公司沈阳分公司，沈阳 110071)

摘要：进行了配置非预应力筋、桩身混凝土中掺入钢纤维以及桩端缠CFRP三种改进的PHC管桩与承台连接处桩端的往复荷载试验，研究了构件的滞回性能、耗能性能和刚度退化等。试验结果表明，桩身混凝土掺入钢纤维之后，管桩的耗能性能有所改善，三种改进方式对管桩的刚度都有一定的提高，其中配置非预应力筋的效果最为显著。采用有限元分析软件 ABAQUS对节点在往复荷载作用下的受力性能进行了模拟分析，计算结果和试验结果吻合较好；在此基础上，对试件各进行了全过程受力分析，结果表明，管桩改进之后，预应力筋的应力有所减小。

关键词：PHC管桩；承台；往复荷载；有限元分析；耗能性能

PHC管桩具有单桩承载力高、桩身混凝土强度高、施工速度快、成桩质量可靠、设计选用范围广、对不同地质条件和不同沉桩工艺适应能力强等优点，在基础工程中应用比较广泛。在地震作用下，桩基除了要承担上部结构传来的竖向荷载，还需要承受一定的水平荷载，当桩的水平承载力不足或变形能力较差时，将会出现不同程度的破坏[1]。日本是地震多发国家，历次震害调查表明[2－3]，桩与承台连接的桩端部位，在压、弯、剪等作用下，易发生剪切破坏及压弯破坏。因此，为了提高PHC管桩承台连接节点桩端的承载力，日本的研究人员进行了大量的研究[4－6]。我国的研究人员近年来也开展了相关的研究，张星宇等[7]、朱海棠等[8]对节点桩端在静力作用下的受弯和受剪性能进行了研究。戎贤等[9]、王铁成等[10－11]对PHC管桩与承台连接节点桩端往复荷载试验表明，桩端部位发生严重的受弯破坏。贺武斌等[12]。为了避免桩端部位发生破坏，本文设计了三种改进PHC管桩的方式，并对其进行了试验和有限元分析。

1 试验概况

试验共设计了4个足尺试件，PHC管桩直径为500 mm，桩长为2 m，有效预压应力为4.84 MPa，承台的尺寸为1800 mm×1100 mm×850 mm，配置了

50 mm的双层双向的钢筋，具体尺寸如图1所示。管桩与承台连接形式均相同，如图1所示，试件的主要参数如表1所示。PHC管桩改进的方式为：在管桩中配置与预应力筋同数量的普通钢筋、在桩身混凝土中掺入钢纤维和靠近承台桩端部位缠绕碳纤维布(CFRP)。

表1 试件参数
Table 1 Parameters of specimens

钢材的材性参数见表2，承台、PHC管桩桩身以及钢纤维管桩桩身混凝土立方体抗压强度分别为50.5 MPa、83.4 MPa和83.7 MPa。CFRP的极限抗拉强度为3718 MPa，弹性模量为2.75×106MPa，极限拉应变为0.13678，泊松比为0.304钢丝端钩型钢纤维的等效直径为0.5 mm，平均长度为32 mm，极限抗拉强度为1000 MPa。

表2 钢筋性能指标
Table 1 Material properties of steel

进行试验时，先在桩顶施加500 kN的轴力，然后施加水平往复荷载。采用荷载-位移混合控制的加载方式，试件屈服之前由荷载控制，每级荷载循环1次；屈服之后，按位移加载，每级荷载循环3次，直至荷载下降到峰值荷载的85%或者不宜加载时，停止试验。

2 试验结果

2.1 荷载-桩顶位移滞回曲线

图2所示的是CT-7～CT-10的荷载-桩顶位移滞回关系曲线。在3Δy位移之后，CT-7试件节点区域锚固钢筋屈服，荷载随着位移的增加而减小。在2Δy位移之后，CT-8试件随着位移的增加，正向荷载不再增加，而反向荷载仍在不断的增加。CT-9试件桩身混凝土中掺入了1%的钢丝端钩型钢纤维，与CT7试件相比，掺入钢纤维对节点的滞回性能改善并不明显。CT-10试件桩身配置了普通钢筋，在试验的最后阶段锚固钢筋被拉断试件的承载力急剧下降。缠绕CFRP布、掺入钢纤维和配置非预应力筋可以增强桩端的承载力，但是使得节点区域更容易发生破坏，因此，在进行节点设计时，应该保证节点有一定的转动能力，使得其在转角较小时不会发生破坏，能发挥桩身的抗弯承载力。

2.2 耗能能力

图3是不同荷载阶段等效粘滞阻尼系数随桩顶位移变化曲线。从图中可以看出，随着位移的增加，等效粘滞阻尼系数不断的增加。在2Δy位移之前，CT-7～CT-10的等效粘滞阻尼系数都相差不大；加载至3Δy的过程中，CT-8～CT-10承台破坏都比CT-7严重，承台出现一定的隆起，节点的区的约束能力变弱，耗能能力有所下降，因此，之后CT-8～CT-10的等效粘滞阻尼系数都比 CT-7小，且随着位移的增加等效粘滞阻尼系数增加比较缓慢。另外，从图中也可以看出，和其他两种改进方式相比，桩身混凝土掺入钢纤维之后，节点的耗能性能有所改善。

图2 荷载-桩顶位移滞回曲线
Fig.2 Hysteretic moment-displacement responses of specimens

图3 等效粘滞阻尼系数
Fig.3 Equivalent damping coefficient

2.3 刚度退化

图 4是 CT-7～CT-10试件刚度退化曲线。CT-8～CT-10的正反向初始刚度均比CT-7大，加载过程中CT-7正向刚度比CT-8～CT-10大，但是加载后期两者的刚度基本一致，而整个加载过程中CT-8～CT-10的反向刚度都比CT-7大；正向加载时CT-8～CT-10的刚度基本一致，反向加载时 CT-10刚度比CT-8大，CT-8刚度比CT-9大。这表明在管桩中配置非预应力钢筋、桩身缠裹CFRP布以及桩身混凝土中掺入钢纤维对节点的刚度都有一定的提高，其中配置非预应力筋的效果最为显著。

图4 刚度退化曲线
Fig.4 The curve of stiffness degradation

3 有限元分析

为了对预应力混凝土管桩与承台连接节点桩端的受力性能进行深入的研究，本文通过有限元软件 ABAQUS对节点进行了有限元模拟，模型的几何、物理参数与试验试件完全相同。

钢筋采用的是双线性模型，混凝土选用ABAQUS中的塑性损伤模型，混凝土采用过镇海[13]提出的拉应力-应变关系曲线。碳纤维增强塑料考虑为线弹性，当达到纤维的极限应变εf时，纤维突然断裂，不能再承受荷载，其本构方程表达式如下：

根据混凝土和钢筋的几何特征，混凝土和钢筋分别采用实体单元(C3D8R)和桁架单元(T3D2)CFRP采用四节点减缩积分格式的复合材料壳单元(S4R)，在壳单元厚度方向采用3个Simpson积分点。

假设填芯混凝土与管桩内壁粘结良好，因此，在进行有限元计算时忽略两者之间的粘结滑移，用“绑定约束”考虑两者之间的关系。套箍与承台之间采用“硬接触”，端头板与桩端、端头板与承台之间采用“硬接触”，套箍与桩身之间采用“绑定约束”，加载夹具与桩身之间采用“绑定约束”。钢筋直接嵌入混凝土中，不考虑两者之间的粘结滑移。碳纤维与管桩桩身之间的接触面采用绑定约束(*tie)，以达到位移协调的目的。

为了能够精确的模拟试验，有限元分析中的边界条件与试验相同，承台底部采用固定的边界条件。计算时，分三步加载：先采用降温法施加预应力，再施加轴力，最后施加水平荷载。有限元的模型的边界条件及网格划分如图5所示。

3.1 荷载-桩顶位移曲线对比

单调加载作用下有限元计算荷载-桩顶位移曲线与试验骨架曲线对比如图6所示，计算结果与试验结果的对比如表3所示。从图6和表3可以看出，有限元分析结果与试验结果较为接近。

表3 单调荷载作用下试件的承载力有限元计算结果与试验结果的比较
Table 3 Comparisons between experimental and finite element analysis results

图6 单调加载作用下有限元计算荷载-桩顶位移曲线与试验骨架曲线的比较
Fig.6 Comparisons of load-displacement curves between experimental and finite element analysis results

有限元计算强度和刚度与试验结果有一定的差别，主要原因在于：由于预应力混凝土管桩的预应力张拉是通过端部的钢筋镦头和端板作用来实现，而在放张时，桩端部的预应力主要是由钢筋镦头作用在端板上的预压应力和钢筋与桩身混凝土之间的粘结组成。有限元分析中施加预应力时，由于无法考虑预应力筋镦头和端板之间的作用，有效预压应力主要由钢筋和混凝土之间的粘结来传递，这就导致其端部的预应力筋传递长度增加，使得端部桩身混凝土有效预压应力较小，而预应力筋的抗拉作用没有得到充分的发挥。由于试验时试件在反复荷载作用下不断开裂闭合，其强度将不断下降，而有限元分析单调加载时则不会出现这种情况，因而有限元计算结果基本上大于试验结果。

另外，从图中可以看出，CT-7的正向和CT-10的反向计算曲线和骨架曲线相差较大，由于试验加载过程中，桩顶的轴力并不能完全保持恒定，CT-7的正向和CT-10的反向的轴力要比试验预定施加的大，导致其荷载和刚度与另外一个方向比差异较大，而进行有限元分析时，计算过程中是可以保持轴力不变的，这也使得计算曲线和试验曲线有一定的差异。虽然存在以上不利因素的影响，但是有限元分析结果与试验结果相差不大，可以此为基础对预应力混凝土管桩与承台连接节点进行进一步分析。

图7 试件的纵向钢筋及CFRP的应力分布
Fig.7 Stress distribution of longitudinal steel bars and CFRP

3.2 应力分析

图 7所示的是 CT-7～CT-10试件的钢筋应力分布。从图 7(a)可知，受拉区预应力筋最大拉应力为1451 MPa，钢筋已经发生屈服。从图7(b)可以看出，缠 CFRP后，预应力筋的应力与 CT-7的应力基本相同。从图 7(c)可知，CFRP的最大环向拉应力为312 MPa，出现在受压侧位置，表明CFRP对混凝土产生了一定的约束作用，但是其应力较小，仍处在弹性阶段。从图7(d)可以看出，CT-9预应力筋的最大拉应力仅为1399 MPa比CT-7小，这主要是因为在计算中考虑了钢纤维的作用，混凝土的峰值拉应力有所增加，从而导致整个桩身混凝土承受拉力增加，分担了一部分预应力筋的拉应力，使得预应力筋拉应力减小。图7(e)表明，预应力筋的最大拉应力为1387 MPa，并未发生屈服，这是因为有非预应力筋的存在，分担了部分拉应力；图7(f)中的非预应力筋的最大拉应力为 496 MPa，已经屈服。因此，可以看出，配置了非预应力钢筋之后，桩端预应力筋的拉应力有所减小，不会发生由桩端预应力筋受拉断而使节点发生破坏，但是，应该增加锚固钢筋的直径或者数量以避免节点在受拉作用下失效。

图8所示的是试件CT-7～CT-10桩身和承台混凝土应力分布。由图8(b)可知，CT-8试件在CFRP的约束作用，受压侧保护层混凝土的应力得以提高，而且中性轴的位置与CT-7相比，比较靠上，受压侧面积较大，因此其极限承载力比CT-7高。另外，从图中可以看出，CT-8承台受到的挤压力要比 CT-7大，而试验结果也表明CT-8的CT-7承台破坏严重。

由图8(c)可知，CT-9的桩身压应力和承台所受的挤压力与CT-7基本一致，而最大拉应力比CT-7小，但是整个桩身截面受拉区面积比 CT-7大。由图 8(d)可知，CT-10桩身保护层混凝土压应力为78.4 MPa，承台的最大挤压力为62.5 MPa，比CT-7大，这是由于桩身内配置了非预应力筋，增强了桩端的抗弯承载力，导致节点的抗弯承载力增加，而受压侧桩端混凝土所承受的压力和承台所受的挤压力也随之增加。

图8 CT-7～CT-10混凝土应力分布
Fig.8 Concrete stress distribution of CT-7～CT-10

4 结论

本文对三种改进 PHC管桩与承台连接处桩端进行了试验和有限元分析，可以得出以下结论：

(1) 桩身改进之后，试件的破坏主要集中于桩与承台交接处的节点区域，而桩端并未出现较严重的破坏，表明改进之后桩端承载力有所提高。

(2) 桩身混凝土掺入钢纤维之后，节点的耗能性能有所改善。管桩中配置非预应力钢筋、桩身缠裹CFRP布以及桩身混凝土中掺入钢纤维对节点的刚度都有一定的提高，其中配置非预应力筋的效果最为显著。

(3) 有限元计算得到的荷载-桩顶位移曲线与试验骨架曲线吻合较好，表明有限元模型可靠。在此基础上，对桩端预应力筋和非预应力筋、CFRP在达到极限荷载阶段的应力进行的分析表明，与普通PHC管桩相比，预应力筋的应力有所减小。

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YANG Zhi-jian1, LEI Yue-qiang1, TAN Ya-wen2, LI Guo-chang1, WANG Jing-ming1
(1. School of Civil Engineering, Shenyang Jianzhu University, Shenyang 110168, China;2. ChinaHumax Engineering Design Co., Ltd. Shenyang Branch, Shenyang 110071, China)

Abstract:The prestressed high strength concrete piles were reinforced with non-prestressed steel bar (PRC pile), reinforced with steel fiber concrete pile (SFPHC), or confined with CFRP, respectively in this paper. The improved PHC pile-to-pile cap connections were tested to study the hysteretic behavior, energy dissipation and rigidity degeneration. The test results show that steel fiber can improve the energy dissipation, as a result, the rigidities of the three types of PHC piles are increased, especially the PRC piles. The finite element software ABAQUS was used to simulate the nonlinear behavior of pile-cap connections under monotonic load. The comparison between analytical and experimental results shows that the proposed modeling technique is capable of accurately describing the behavior of the connections. On this basis, a full loading history analysis was carried out, and it is found that the stresses of prestressed bars are reduced.

Key words:PHC pile; cap; cyclic loading; finite element analysis; energy dissipation

基金项目：中国博士后科学基金项目(2016M601340)；辽宁省博士科研启动基金项目(201601208)；住房与城乡建设部科学技术项目(2016-K5-006)；辽宁省高等学校创新人才支持计划项目(LR2017077)；天津市应用基础与前沿技术研究计划项目(15JCQNJC43900)

通讯作者：杨志坚(1984―)，男，江西人，副教授，博士，副院长，主要从事预应力高强混凝土管桩抗震研究(Email: faemail@163.com);

作者简介：雷岳强(1994―)，男，山西人，硕士生，主要从事预应力高强混凝土管桩抗震研究(Email: 1317003943@qq.com);

谭雅文(1989―)，女，辽宁人，助理工程师，学士，主要从事结构设计(Email: ecyee77@yahoo.cn);

李帼昌(1964―)，女，辽宁人，教授，博士，主要从事钢与混凝土组合结构、钢结构等方面的研究(Email: liguochang0604@sina.com).