預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁抗震性能試驗(yàn)研究

李艷艷，陳艷風(fēng)，劉 坤，韓紅霞

（1.河北工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，天津 300401；2.河北省土木工程技術(shù)研究中心，天津 300401；3.河北工業(yè)大學(xué) 校園規(guī)劃處，天津 300130）

0 引言

一般把強(qiáng)度等級(jí)為 C50及其以上的混凝土稱(chēng)為高強(qiáng)混凝土，近年來(lái)，高強(qiáng)混凝土以其高強(qiáng)早強(qiáng)、變形小、減輕結(jié)構(gòu)自重、增加使用面積等優(yōu)點(diǎn)，在工程材料中得到廣泛應(yīng)用[1]，預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁就是其中一例.預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁（以下簡(jiǎn)稱(chēng)PHC管樁）以其單樁承載力高，質(zhì)量穩(wěn)定，施工方便快捷，穩(wěn)定性好等優(yōu)點(diǎn)逐漸引起工程界人士的關(guān)注[2-3].國(guó)外，日本是對(duì)PHC管樁的研究、應(yīng)用技術(shù)最全面的國(guó)家.我國(guó)自80年代初開(kāi)始引進(jìn)、研制和生產(chǎn)預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁，近年在各地特別是沿海地區(qū)得到了廣泛應(yīng)用，如廣東、福建、浙江、上海等地區(qū)有大量的工程應(yīng)用[4].研究預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁的抗震性能對(duì)今后樁基的抗震設(shè)計(jì)和措施很有參考價(jià)值.

但是，國(guó)內(nèi)外對(duì)PHC管樁的研究，多數(shù)停留在對(duì)PHC管樁的破壞模式的理論分析及單樁水平承載力的靜載試驗(yàn)研究[5-6]，對(duì)PHC管樁抗震性能的研究很少，對(duì)其在地震作用下的破壞特征及受力性能的研究更少.本文針對(duì)國(guó)內(nèi)外研究的不足，在低周往復(fù)荷載作用下，通過(guò)改變預(yù)應(yīng)力筋直徑及管樁直徑即按相關(guān)圖集和規(guī)范[7-8]，對(duì)A型、AB型兩種PHC管樁的抗震性能進(jìn)行了研究和分析，并用ANSYS進(jìn)行了分析驗(yàn)證.

1 試驗(yàn)概況及模型建立

表1 各試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Each specimen design parameters

試驗(yàn)設(shè)計(jì)兩組共4根PHC管樁，試件的參數(shù)設(shè)計(jì)如表1所示.試件樁身長(zhǎng)5000mm，混凝土采用高強(qiáng)混凝土C80，混凝土的力學(xué)性能如表2所示.預(yù)應(yīng)力筋采用預(yù)應(yīng)力鋼棒，預(yù)應(yīng)力筋的力學(xué)性能如表3所示，箍筋采用螺旋箍筋.

試驗(yàn)加載裝置如圖1所示，采用低周往復(fù)的擬靜力試驗(yàn)方法和力-位移混合控制的加載制度.低周往復(fù)荷載通過(guò)拉圧千斤頂施加，荷載控制時(shí)循環(huán)1次，位移控制時(shí)循環(huán)3次，以試件屈服為界限，試驗(yàn)加載直至荷載下降至極限荷載的85%以下或預(yù)應(yīng)力鋼棒斷裂，試件破壞，試驗(yàn)終止.

試件采用的ANSYS模型如圖2.

表2 混凝土力學(xué)性能Tab.2 Concrete mechanics performance

表3 鋼筋的力學(xué)性能Tab.3 Steel mechanics performance

2 破壞形態(tài)

各試件的破壞形態(tài)如下圖3所示.

在荷載控制階段，首先在樁身上、下部出現(xiàn)垂直于樁身的裂縫，隨著荷載的增加，樁身裂縫條數(shù)不斷增加，并在位移控制階段出現(xiàn)了貫通裂縫.破壞時(shí)，試件 PHC1、PHC2是受壓區(qū)混凝土被壓碎，預(yù)應(yīng)力筋脆斷，試件破壞.試件PHC3、PHC4是預(yù)應(yīng)力筋脆斷，試件破壞，混凝土被壓碎.可見(jiàn)在配箍率相同的條件下，一定程度的提高樁徑可改善試件的破壞形態(tài).

結(jié)合PHC4試件ANSYS分析的極限狀態(tài)應(yīng)力云圖，可以看出樁身中部應(yīng)力最大，向周邊慢慢減小，與樁身的破壞形態(tài)相符，驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)論的正確性.

圖1 加載裝置Fig.1 Loading devices

圖2 ANSYS模型圖Fig.2 ANSYS model figure

3 承載力及延性性能分析

PHC管樁各試件的承載力、位移及延性如下表4所示.PHC4的試驗(yàn)值與ANSYS分析值對(duì)比如下表5.

由表4可知：

1）試件PHC1比試件PHC2的開(kāi)裂荷載、屈服荷載、極限荷載分別提高15%、50%、55%；試件PHC3比試件PHC4的開(kāi)裂荷載、屈服荷載、極限荷載分別提高19%、51%、36%；說(shuō)明在樁身混凝土有效預(yù)壓應(yīng)力降低33%的條件下，提高預(yù)應(yīng)力筋直徑，即提高預(yù)應(yīng)力筋鋼棒配筋率，可有效提高構(gòu)件的承載能力.

2）試件PHC1比試件PHC2的開(kāi)裂位移有所降低，但屈服位移、極限位移分別提高139%、97%；試件PHC3比試件PHC4的開(kāi)裂位移提高5%，屈服位移、極限位移有所降低，但降低不多.說(shuō)明在樁身混凝土有效預(yù)壓應(yīng)力降低33%的條件下，提高預(yù)應(yīng)力筋鋼棒配筋率，能在一定程度上改善構(gòu)件的變形能力.

3）試件PHC1比試件PHC2的位移延性系數(shù)提高8%，試件PHC3比試件PHC4的提高9%.說(shuō)明提高預(yù)應(yīng)力筋鋼棒配筋率，能提高構(gòu)件的延性.

4）試件PHC3、PHC4比試件PHC1、PHC2的開(kāi)裂荷載、屈服荷載、極限荷載、延性系數(shù)都提高，但開(kāi)裂位移、屈服位移、極限位移總的來(lái)說(shuō)降低.說(shuō)明適量增加管樁直徑，可提高構(gòu)件的承載能力，延性，但變性能力降低.

由表5可知：試驗(yàn)實(shí)測(cè)的承載力結(jié)果與ANSYS模型計(jì)算的荷載、位移結(jié)果進(jìn)行比較發(fā)現(xiàn)，兩者的吻合程度較高，兩種結(jié)果的最大位移及最大承載力的均值誤差比值均在10%及以下，且試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果比理論模擬結(jié)果要小，表明ANSYS有限元模型模擬的結(jié)果與實(shí)際情況相比并不保守，但兩者相當(dāng)接近，可以作為今后利用有限元分析對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土管樁進(jìn)行抗震承載性能研究的可靠模型，也進(jìn)一步驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)論的正確性.

圖3 試件的破壞形態(tài)及PHC4極限應(yīng)力云圖Fig.3 The damage form of specimens and lim it stress nephogram

4 耗能分析

各試件的荷載-位移滯回曲線如圖4所示，其中以PHC4為例進(jìn)行ANSYS分析.

表4 試件的承載力、位移及延性Tab.4 Specimen's bearing capacity，ductility and displacement

表5 PHC4試驗(yàn)實(shí)測(cè)值與ANSYS分析計(jì)算值對(duì)比表Tab.5 Cooperation of experimental values and the value of ANSYS analysis of PHC4

圖4 各試件的荷載-位移滯回曲線Fig.4 The load-displacement hysteretic curves of the specimens

1）從荷載-位移滯回曲線圖中可以看出，配置預(yù)應(yīng)力筋直徑為10.7mm的PHC1、PHC3試件的滯回曲線較飽滿，并且在加載后期下降段較緩，說(shuō)明不管直徑是400 mm的PHC管樁，還是直徑是500 mm的PHC的管樁，適量增加預(yù)應(yīng)力鋼棒配筋率有利于提高試件的耗能能力.在預(yù)應(yīng)力筋鋼棒直徑相同的條件下，直徑是500 mm PHC的管樁的滯回曲線的面積要大，說(shuō)明適當(dāng)增大PHC管樁直徑有利于改善管樁的耗能能力.總的來(lái)看，4個(gè)試件的滯回曲線所包圍的面積都比較小，這是因?yàn)樵嚰穷A(yù)應(yīng)力筋鋼棒斷裂而發(fā)生脆性斷裂.

2）通過(guò)對(duì)比PHC4有限元模型與原型試件的荷載-位移滯回曲線發(fā)現(xiàn)，兩者的滯回環(huán)形態(tài)相似，即呈現(xiàn)典型的S形曲線形態(tài)，出現(xiàn)明顯的捏縮現(xiàn)象，表明在模擬抗震試驗(yàn)的非線性分析過(guò)程中，試件模型耗能能力不足，預(yù)應(yīng)力的作用使模型的變形恢復(fù)能力較強(qiáng)，但變形能力不足，從而驗(yàn)證了抗震試驗(yàn)中試件荷載位移滯回曲線結(jié)果的正確性.

5 累積損傷分析

各試件的累積損傷指標(biāo)如表6所示.

表6 試件各主要階段的累積損傷指標(biāo)Tab.6 Specimens each major phase of the cumulative damage index

由表6可知：對(duì)于直徑為400 mm的管樁，與試件PHC2相比，試件PHC1的初裂、屈服階段的累積損傷指標(biāo)都要大，極限階段的累積損傷指標(biāo)偏小；對(duì)于直徑為500 mm的管樁，試件PHC3的各個(gè)階段的累積損傷指標(biāo)都要比PHC4的大.總的來(lái)說(shuō)，對(duì)于各個(gè)階段，直徑為500 mm的管樁的累積損傷指標(biāo)偏大，試件PHC4最大，說(shuō)明適當(dāng)增加預(yù)應(yīng)力筋用量，鋼筋承擔(dān)的損傷增加，從而延緩混凝土的破壞，提高試件的承載能力.

6 結(jié)論

通過(guò)對(duì)4根PHC管樁進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，可以得出結(jié)論如下：

1）適量提高預(yù)應(yīng)力筋鋼棒配筋率，可以延緩混凝土的破壞，從而有效提高PHC管樁的承載能力，在一定程度上改善PHC管樁的變形能力，提高試件的延性.

2）滯回曲線反映出適量增加預(yù)應(yīng)力筋鋼棒配筋率，可以提高PHC管樁的耗能能力，有利于改善PHC管樁的抗震性能.

3）對(duì)比4根試件，在施工許可的條件下，適量增加PHC管樁直徑可以提高試件的承載能力，改善PHC管樁的延性性能.

4）通過(guò)ANSYS軟件對(duì)破壞形態(tài)、承載能力、延性性能、耗能能力的分析，驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)論的正確性.

[1]李杰.高強(qiáng)混凝土澆筑后產(chǎn)生的裂縫處理 [J].城市建筑，2012（11）：36-37.

[2]施峰.PHC管樁荷載傳遞的試驗(yàn)研究 [J].巖土工程學(xué)報(bào)，2004，26（1）：95-99.

[3]李顏艷.PHC管樁機(jī)理分析及施工工藝 [J].山西建筑，2010，36（17）：124-125.

[4]杜福生.預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁 (PHC)抗震性能的探討 [J].福建建筑，2009（3）：57-58.

[5]黃雨，舒翔，葉為民，等.樁基礎(chǔ)抗震研究的現(xiàn)狀 [J].工業(yè)建筑，2002，32（7）：50-61.

[6]Tam CM，Tong ThomasK L，Lau Tony CT，etal.Diagnosisofprestressed concretepiledefectsusing probabilisticneuralnetworks[J].Engineering Structures，2004（26）：1155-1162.

[7]吳永紅，李連營(yíng)，陳敖宜，等.天津地標(biāo)DB29-110—2010預(yù)應(yīng)力混凝土管樁技術(shù)規(guī)程 [S].2010.

[8]蘇州混凝土水泥制品研究院，蘇州中材建筑建材設(shè)計(jì)研究院.GB13476-2009先張法預(yù)應(yīng)力混凝土管樁 [S].北京：中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2009.