混合配筋超高强混凝土管桩抗弯性能试验研究

2023-01-07马维尼

水利与建筑工程学报 2022年6期

刘凯,马维尼

(1.中铁隧道股份有限公司，河南郑州 450001；2.河南经贸职业学院，河南郑州 450000)

混合配筋预应力混凝土管桩(简称PRC管桩)是在预应力混凝土管桩(简称PHC管桩)之中配置一定数量的非预应力钢筋而形成的一种新型预应力混凝土管桩[1]。相较于PHC管桩，PRC管桩中配置一定数量延性较好的非预应力钢筋，使其整体延性得以提高[2-4]，能够应用于预制栈桥、桩板无土路基工程、电力系统的桩基工程等[5-8]。

目前，国内关于PRC管桩的研究已有部分成果。王新玲等[9-10]对12根预应力混凝土管桩进行抗弯性能试验研究，结果表明，PRC管桩较PHC管桩的抗弯承载力明显提高，并提出PRC管桩抗弯承载力公式和抗弯刚度公式。杜新喜等[11]对9根预应力混凝土管桩进行抗弯试验，结果表明，配置非预应力钢筋可显著提高管桩极限弯矩，对控制裂缝开展有明显效果，并利用“等效钢带法”推导了管桩正截面承载力公式。张忠苗等[12]对8根预应力混凝土管桩进行抗弯剪性能试验，结果表明，配置非预应力螺纹钢筋能较大幅度改善PHC管桩的抗弯性能，但抗裂性能没有明显提高。上述研究结果表明，PRC管桩在抵抗水平荷载方面较PHC管桩具备明显优势；但目前大部分研究的PRC管桩混凝土以C60、C80为主，而对于有液化、高烈度区及对抗剪性能要求高的地区，适当提高混凝土强度既可获得相应的承载力增益，又能保证整桩的经济性，同时可增加桩身的耐打性(土质偏硬地区需考虑的性能指标)。因此，本文考虑非预应力钢筋、混凝土强度及非预应力钢筋配置量等对管桩受弯性能的影响，设计制作了7根C105级混凝土PRC管桩和1根PHC管桩，并进行了抗弯性能试验。研究混凝土强度、非预应力钢筋配筋量等参数对超高强混凝土管桩抗弯性能的影响，为深入了解超高强混凝土管桩受力性能及工程应用提供设计参考和分析依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

本文共设计制作了8根9 m长的管桩试件，其中7根为配置非预应力钢筋的PRC管桩，1根为仅配置预应力钢筋的PHC管桩。管桩直径分别为：D=600 mm和D=800 mm两种；管壁厚分别取110 mm、130 mm、200 mm；混凝土强度等级均为C105。预应力钢筋选择预应力混凝土用钢棒，其抗拉强度标准值fptk=1420 MPa；通过先张法施加预应力，其中张拉控制应力σcon=0.72fptk。非预应力钢筋选取HRB400级钢筋；螺旋箍筋采用混凝土制品用冷拔低碳钢丝，在两支座外侧加密布置，间隔45 mm；两支座中间区域为非加密区，间隔80 mm。按照钢筋布置的形式不同，PRC管桩又分为Ⅰ型和Ⅱ型两种。管桩试件的配筋示意图如图1所示，各试件详细参数见表1所示。

图1 管桩试件配筋示意图

表1 试件参数

1.2 材料性能

试验所用超高强混凝土设计强度等级为C105，浇筑管桩试件过程中预留3个100 mm×100 mm×100 mm的立方体试块和3个150 mm×150 mm×300 mm的棱柱体试块，将其与管桩试件同条件下养护。按照《普通混凝土力学性能试验方法标准》[13](GB/T 50081—2002)中的试验方法，将6个试块放置在5 000 kN压力试验机上，测出试块的抗压强度值。立方体抗压强度值为107.44 N/mm2、108.68 N/mm2、115.34 N/mm2，棱柱体抗压强度为64.2 N/mm2、64.7 N/mm2、65.3 N/mm2。由于采用非标准试件，混凝土试件的实测值确定立方体抗压强度值时，需要乘以折减系数0.95。混凝土抗拉强度标准值ftk按文献[14]相关参数取值计算得到，混凝土轴心抗压强度标准值fck取试验值。并且在上述棱柱体的各个侧面粘贴混凝土应变片，用以测试泊松比、弹性模量。本试验的混凝土各项力学性能指标如表2所示。

表2 C105混凝土力学性能指标单位:N/mm2

试验用钢筋：预应力筋的直径为10.7 mm、12.6 mm、14 mm，非预应力筋的直径为12.0 mm、14.0 mm，箍筋的直径为5.0 mm、7.0 mm。每种直径选取3根与试件钢筋同批次的钢筋，进行拉伸试验，试验测得钢筋的各项力学性能指标如表3所示。

表3 钢筋力学性能指标

1.3 试验装置及加载制度

试验加载装置示意图，如图2所示；图3为试验加载现场。试验设备主要包括：2 000 kN及5 000 kN千斤顶、竖向反力架、60点应变采集箱、裂缝观测仪、电液伺服控制台、量程10 cm位移计、荷载传感器、应变片等。试验时采用简支梁对称加载方式，分配梁长度为1 000 mm，两支座间距为5 400 mm。

图2 试验加载装置及测点布置示意图

图3 加载装置现场图

试验采用力加载方式，由零开始分级加载，每级持荷时间均为3 min。首先按照开裂弯矩20%的级差由零加载至开裂弯矩的80%；然后按照开裂弯矩10%的级差加载至开裂弯矩。若加载至开裂弯矩的100%仍无裂缝，继续按开裂弯矩的5%加载，直至出现第一条裂缝；出现裂缝后，按级差为极限弯矩的10%继续加载，加载至极限弯矩的80%时，减小级差，按极限弯矩的5%加载至试件破坏，并测定和记录每级荷载下的裂缝宽度、分布位置及趋势，做好试验现象记录。当试件出现：受拉区预应力筋被拉断、受压区混凝土被压碎或裂缝宽度达到1.5 mm三种情况之一时，试件破坏停止加载。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

依据DBJT19-34—2009图集[15]中规定的抗弯性能试验方法，对试验试件进行加载。加载初期，试件各测点位移随荷载缓慢增加，各试件无明显试验现象直至试件开裂(约为极限荷载的35%～40%)。而后随着荷载增加，试件受拉区不断产生新裂缝；且原有裂缝不断沿桩身向上延伸，裂缝宽度也随荷载逐渐增大，挠度亦呈现较快增长趋势。当荷载增至一定值(约为极限荷载的70%)，弯剪区段的裂缝开始向加载点处发展。当荷载继续增加至极限荷载的85%左右时，管桩内部发出“嘶嘶”的响声；此后基本不再有新的裂缝出现，原有裂缝继续延伸且裂缝宽度快速增大。当荷载达到极限荷载的95%左右，管桩跨中顶部出现起皮现象，受压区混凝土出现压碎迹象。最终6根管桩试件均为受压区混凝土压碎破坏，属于受弯破坏。其中， PRC管桩破坏前非预应力钢筋先屈服，随着荷载增大，纯弯段受压区混凝土产生起皮现象，而后被压碎；PHC管桩破坏时受拉区预应力钢筋突然被拉断，随后顶部受压区混凝土立即被压碎。PRC试件与PHC试件破坏状态及桩身裂缝分布情况，如图4所示。统计各试件在有效支撑范围内主裂缝数量，TP-1～TP-8分别为：22条、21条、22条、26条、27条、17条、21和18条；统计荷载为600 kN时，各试件的最大裂缝宽度，TP-1～TP-8分别为：0.48 mm、0.60 mm、0.51 mm、0.45 mm、0.41 mm、0.79 mm、0.90 mm和0.65 mm。

图4 管桩试件破坏形态

2.2 承载性能分析

试验结果表明，各试件破坏模式有两种：(1)受压区混凝土被压碎；(2)预应力钢筋被拉断。各试件的开裂弯矩Mcr、极限弯矩Mu和破坏模式列于表4中。由表4可知：各试件的开裂弯矩接近，分析原因：在预应力钢筋配筋相同(张拉控制力相同)时，随着非预应力钢筋配筋量的逐渐增大，试件的有效预压应力会逐渐降低，因此导致开裂弯矩逐渐减小。而TP-1和TP-6预应力钢筋配筋一致，但TP-1(PRC-Ⅱ600B-110)的受力钢筋为扇形布置，其开裂弯矩较TP-5(PRC-Ⅰ600B-110)的大；TP-6为Ⅰ型(受力钢筋均匀布置)，其开裂弯矩相对较小。由此可知，钢筋布置形式对其开裂弯矩有一定的影响，扇形布置较均匀布置更有利于承载性能。对于极限弯矩，随着非预应力钢筋配筋率的提高(TP-2、 TP-3、TP-4和TP-5，预应力钢筋配筋相同)，其值从866 kN增大至960 kN，增幅约为11%；此外，对比TP-1(861 kN)和TP-6(726 kN)，其极限承载力增大约18.6%。由此可见，非预应力钢筋的增加可使其承载力得到一定程度的提高。另外，超高强混凝土PRC管桩试件开裂弯矩及极限弯矩的试验值与计算值(图集DBJT19-34—2009)的比值平均值分别约为1.08和1.26。说明C105级混凝土PRC管桩承载力可按现行图集进行计算。

表4 管桩试件试验结果

2.3 荷载-挠度曲线

图5为试验管桩的荷载-挠度曲线，从图中可以看出，超高强混凝土管桩在荷载作用下的受力全过程可分为三个阶段：弹性阶段、带裂缝工作阶段和破坏阶段。

图5 试件荷载-挠度曲线

(1) 弹性工作阶段：此时构件处于全截面工作阶段，挠度随荷载增加线性增长，且变形较小。PHC管桩和PRC管桩无明显差别。

(2) 带裂缝工作阶段：试件开裂后，裂缝处混凝土退出工作，构件截面刚度减小，挠度增加速率加快，曲线表现出明显的非线性特征；随着荷载继续增加，桩身不断出现新裂缝，并且原有裂缝不断发展，直至加载到预应力钢筋达到“名义屈服强度”。此阶段PHC管桩挠度增加速度大于PRC管桩，说明非预应力筋在试件开裂后才发挥作用。

(3) 破坏阶段：继续增加荷载，裂缝不断增大，曲线非线性更加明显，直至受拉区钢筋被拉断或受压区混凝土被压碎，试件破坏。

从图5中可以看出，桩径600 mm试件的荷载-挠度曲线开裂前的斜率基本相同，只有开裂后由于非预应力钢筋的设置对试件裂缝起到了较好的限制作用，使试件刚度提高；而桩径800 mm试件的荷载-挠度曲线中，TP-7的刚度整体较TP-8大。分析原因：桩径600 mm试件的壁厚均为110 mm开裂前钢筋数量对整桩刚度影响不大，而800 mm直径的桩，壁厚不同(TP-7为200 mm，TP-8为130 mm)造成初期刚度相差较大。

2.4 截面应变分析

试件的应变片布置如图2所示，图6为TP-1、TP-4、TP-6和TP-8试件各测点的荷载-应变曲线。其中，当拉应变达到1 500 με时即认为应变片失真，舍去其后数据。

由图6可知：(1)加载初期，即出现裂缝前，各测点混凝土应变值均较小，且随荷载的增加大致呈线性增长。(2)当出现裂缝时，混凝土拉应变快速增长。这时如果裂缝位于应变片量测位置，该测点应变值会“突变”，应变片被拉坏而退出工作，数据失真；如果裂缝出现在应变片两侧，则该测点应变值减小(混凝土回缩)，在曲线上表现为拉压摆动。(3)随着荷载增加，#1应变片的数值增大速率加快；#2应变片先表现为受压，而后压应变值减小，最后呈现受拉状态；#3应变片由开始应变值接近于0，转变成受拉状态，且拉应变值缓慢增大；#4应变片、#5应变片表现为一直受拉，拉应变值不断增长，且增长速率持续加快。处于截面相同位置应变片的曲线规律基本一致。相同荷载作用下，#5应变片(跨中底部)、#1应变片(跨中顶部)的拉、压应变值略大于分配梁支座下方对应位置处#13应变片和#9应变片。从各测点应变变化规律分析可知，C105级混凝土管桩截面受力与普通RC构件类似，符合受弯构件截面受力特征。

由于钢筋混凝土构件承载力计算应满足平截面假定，因此C105级混凝土PRC管桩抗弯承载性能是否满足此要求，需要进行截面应变分析。将试件(以TP-4、TP-6和TP-8为例)跨中截面沿截面高度各测点在各级荷载下的应变分布绘制于图7。由图7可知，试验开裂前，沿截面高度各测点的应变值较小，且以试件跨中截面高度的中点(y=300 mm)为界线，上部受压，下部受拉，中点位置处的应变接近于0，曲线大致呈一条直线，基本符合平截面假定。随着荷载水平的提高，拉应变的增长快于压应变，中和轴上升。

图6 试件荷载-应变曲线

3 抗弯性能影响因素分析

3.1 非预应力钢筋

由表4试验结果可知，TP-1试件和TP-6试件的开裂弯矩、极限弯矩，分别为319 kN·m、861 kN·m和308 kN·m、726 kN·m。对比可知，TP-1比TP-6的开裂弯矩提高约3.6%，极限弯矩提高约19%。非预应力钢筋的引入，对试件抗裂性能影响较小，极限弯矩提高较为显著。此外，由试验统计可知，TP-1试件和TP-6试件的主裂缝数量分别为22条和17条。图8为试件TP-1和TP-6最大裂缝宽度随荷载变化情况。分析数据可知：非预应力筋的配置，可以使试件的平均裂缝间距减小，即受力区域裂缝数量增多。且相同荷载下最大裂缝宽度相对较小。这表明非预应力钢筋的加入可以改善构件的裂缝的开展情况，有效减小裂缝宽度。

图7 跨中截面应变分布曲线

图8 试件 TP-1和TP-6裂缝发展对比曲线

采用“最远点法”[16]计算出各试件的延性系数，其中：TP-1和TP-6分别为3.24和2.40。前者较后者延性系数提高了约41%。这说明非预应力筋的设置，使管桩的延性得以明显增大。分析原因：引入非预应力钢筋的PRC管桩，当非预应力钢筋达到屈服后，其良好的延性性能亦可使整个试件的延性有所增大。

3.2 混凝土强度

课题组同期进行的PRC管桩接头抗弯试验中的PRC-Ⅰ800B-200型管桩(C80)，记为TP-07，试件尺寸、配筋等与本试验中TP-7试件完全相同。依据试验结果，TP-07和TP-7试件的主裂缝数量和平均裂缝间距分别为21条、22条和209 mm、200 mm。其中，TP-07和TP-7纯弯段裂缝沿截面延伸高度分别为658 mm、600 mm。这说明混凝土强度对裂缝数量和间距影响不大。两个试件的弯矩及最大裂缝宽度关系曲线如图9所示。从图中可以看出，各级荷载下两者的最大裂缝宽度基本相同。这说明开裂后混凝土强度对裂缝宽度影响不大。图10为两个试件的弯矩-挠度曲线，从图中可以看出，弯矩相同时，TP-7比TP-07跨中挠度小。并且随着弯矩的增加，两者跨中挠度的差值逐渐增大。这说明随着混凝土强度提高，试件的整体刚度明显提升，并且弯矩越大，试件跨中挠度减小幅度越大。

图9 试件TP-7和TP-07弯矩-最大裂缝宽度对比

图10 试件TP-7和TP-07弯矩-挠度曲线

3.3 非预应力钢筋配筋量

配置不同非预应力钢筋数量试件的开裂弯矩、极限弯矩对比曲线如图11所示。从图中可以看出，随着非预应力筋数量的增加，试件的开裂弯矩有较低程度的减小或基本保持不变，极限弯矩均有一定程度的提高。这是由于在控制应力相同时，由于非预应力钢筋的增大，导致有效预压应力有所降低，故开裂弯矩随非预应力钢筋的增加而有所降低。