PHC管桩与承台连接节点试验研究与有限元分析

王铁成，杨志坚，赵海龙，王文进

(1. 天津大学建筑工程学院，天津 300072；2. 滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室(天津大学)，天津 300072)



PHC管桩与承台连接节点试验研究与有限元分析

王铁成1, 2，杨志坚1，赵海龙1, 2，王文进1

(1. 天津大学建筑工程学院，天津 300072；2. 滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室(天津大学)，天津 300072)

摘 要：对4个预应力高强混凝土(PHC)管桩与承台连接节点进行了低周往复荷载试验，描述了试件的破坏过程和形态，分析了桩身混凝土、锚固钢筋以及碳纤维约束预应力混凝土管桩(CFRP)的应变，对构件的滞回曲线、承载力和位移延性等进行了研究.试验结果表明，在弯矩作用下，节点区域混凝土被压碎，节点区锚固钢筋约束减弱，形成铰接点，节点转动能力变大；在桩身混凝土中掺入钢纤维以及配置非预应力筋可以提高节点的位移延性；在进行节点设计时，应保证承台不会由于桩端转动时产生的挤压力或撬力作用过早地发生破坏.采用有限元分析软件OpenSees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.

关键词：PHC管桩；承台；锚固钢筋；位移延性

预应力高强混凝土(prestressed high strength concrete，PHC)管桩是在预制厂通过离心成型、高温高压蒸养而成的预制构件，具有质量可靠、单桩承载力高和施工速度快等优点，但是由于其水平承载力不足，使其在实际工程中的应用受到一定的限制.为了提高PHC管桩的水平承载力，国内外的研究人员已经进行了相关的研究[1-5].张忠苗等[2]、王新玲等[3]对配置部分非预应力筋的PHC管桩进行的试验研究结果表明，PHC管桩的抗弯及抗剪强度都有所提高；戎贤等[4]研究表明，管桩桩身掺入钢纤维、配置非预应力筋以及填芯可以改善管桩的滞回性能.桩与承台连接部位决定着水平地震荷载作用下上部结构和下部结构如何能有效地协同工作，因此，有必要对其抗震性能进行研究.日本的研究人员对PHC管桩与承台连接节点的抗震性能进行了大量的研究[6-7].目前，国内已经对静力作用下PHC管桩与承台连接节点的受弯和受剪性能进行了较多的研究[8-9]，对其在往复荷载作用下的受力性能也有一定的研究[10-12]，文献[10-11]研究表明管桩与承台连接节点桩端部位在低周往复荷载作用下易发生破坏，但是对改进的管桩与承台连接节点受力性能的研究鲜见报道.因此，笔者对管桩的桩身进行了改进，并通过低周往复荷载试验研究了改进的PHC管桩与承台连接节点的受力性能.

1　试验设计

1.1试验概况

试验共设计了4个足尺构件，管桩与承台连接形式均相同(如图1所示)，主要研究了配有非预应力筋的PHC管桩、钢纤维增强预应力混凝土管桩和碳纤维约束(cabon fiber-reinforced polymer，CFRP)预应力混凝土管桩与承台连接节点在低周往复荷载作用下的受力性能.试件的主要参数如表1所示.

管桩采用直径为500,mm的A型桩，桩长为2,m，承台的尺寸为1,800,mm×1,100,mm×850,mm，配置了f18@150,mm的双层双向的钢筋，试验时，桩顶所加轴力为500,kN.预应力筋的实测抗拉强度为1,560,MPa，B18和B14钢筋的屈服强度分别为352,MPa和403,MPa.

图1　承台节点详图Fig.1 Typical connections of pile-cap

表1　试件参数Tab.1 Parameters of specimens

1.2试件的制作

试件在天津宝丰混凝土桩杆有限公司制作完成，承台所用管桩长度为2,m，管桩的混凝土强度为C80.由于承台的尺寸较大，不方便按照实际工程中的方法制作试件，因此采用倒置的方法浇注承台混凝土.承台混凝土设计强度为C40，桩内填芯混凝土与承台采用同等级混凝土.为保证填芯混凝土与管桩桩身混凝土的整体性，浇混凝土之前，先将管桩内壁清理干净，混凝土中添加微膨胀剂.PHC管桩中的非预应力钢筋数量与预应力筋数量相同，布置方式为等间距均匀布置，截面详情如图1所示.SFPHC管桩中采用的钢纤维为钢丝端钩型，为提高钢纤维在拌合料中的分散均匀性，拌合时采用先干拌后湿拌的方法.制作CT-8试件时，先将桩身凿毛清理干净，再缠绕CFRP.CFRP为3层，搭接长度为150,mm.

1.3试验加载及测量装置

图2　试验加载装置示意Fig.2 Schematic diagram of test setup

试验加载装置示意如图2所示.为了测量桩身在加载过程中产生的水平位移，沿桩身长度方向布置了4个位移计.在锚固钢筋(见图1)、桩身混凝土以及CFRP上粘贴了电阻应变片以便测量，如图3所示. 试验采用《建筑抗震试验方法规程》(JGJ101—96)规定的荷载-位移混合控制的加载方案.将锚固钢筋首次达到屈服应变时的荷载值定义为试验屈服荷载，对应的位移定为试验屈服位移.在构件达到屈服前，采用荷载控制加载，分3～5级加载至屈服，每级荷载循环1次；当构件达到屈服以后，采用位移控制加载，按屈服位移试验值的倍数分级，每级荷载循环3次.当水平承载力下降至最大荷载的85%或桩顶位移过大而导致测量装置失效时，停止试验.

图3　混凝土及CFRP应变片布置Fig.3 Layout of concrete and CFRP strain gange

2　试验结果及分析

2.1试验现象

试验过程中，在荷载控制阶段，首先是桩与套箍交接处出现裂缝，之后桩与承台交接处出现裂缝.位移在(2～3)Δy之间，距离承台顶面1倍直径范围内桩身出现环向裂缝，裂缝的数量较少，宽度在0.2,mm以内.桩嵌入承台的深度为100,mm，在加载过程中桩身转动较大，受压侧承台受到桩身转动时的挤压力，受拉侧承台受到桩身的撬力作用，在承台顶沿桩周出现放射状的裂缝.最后，由于桩周承台混凝土被压碎，节点发生破坏，节点区域锚固钢筋约束减弱，形成铰接节点，转动能力增强，试件最终由于桩与承台交接处锚固钢筋屈服发生破坏.CT-7～CT-10试件均发生受弯破坏，CT-9的破坏形态如图4所示.

图4　CT-9试件破坏形态Fig.4 Failure mode of specimen CT-9

2.2荷载-位移滞回曲线

图5所示为试件CT-7～CT-10试件的荷载-位移滞回曲线.CT-7～CT-10试件的破坏都是由于节点核心区混凝土压碎，锚固钢筋出现滑移，导致节点成为铰接点，其滞回性能主要是由承台及锚固钢筋决定，滞回曲线捏缩比较严重.CT-7试件是标准试件，3Δy位移之后，由于节点区域锚固钢筋屈服，荷载随着位移的增加而减小.

图5　荷载-位移滞回曲线Fig.5 Load-displacement hysteretic curves

CT-8试件在靠近承台500,mm范围内沿环向缠3层CFRP，从滞回曲线可以看出随着位移的增加荷载也在不断地增加；2Δy位移之后，随着位移的增加正向荷载不再增加，而反向荷载仍在不断地增加. CT-9试件桩身中掺入了1%的钢丝端钩型钢纤维，由于是节点区域的承台发生破坏，掺入钢纤维对节点的抗震性能改善并不明显.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.

2.3应变分析

图6所示为桩身混凝土的荷载-应变曲线.从图中可以看出，混凝土的压应变较大，最大压应变为-1,780,με，这表明管桩桩身混凝土受压时并未达到其峰值压应变，未发生受压破坏，这与试验观察到的现象比较吻合.CT-10试件的CG-1应变为1,500,με，因为此处桩身开裂，应变片的拉应变急剧增加，最后应变片被拉断而失效.

图6　桩身混凝土的荷载-应变曲线Fig.6 Load-stress curves of pile concrete

图7　CT-8试件CFRP的荷载-应变曲线Fig.7 Load-strain curves of CFRP of specimen CT-8

图7为CFRP上FRP1-A和FRP1-B应变片测得的荷载-应变曲线.FRP1-A的最大应变值为-1,505,με，与该处混凝土的应变接近，且两者的荷载-应变曲线形状也比较相似，这表明CFRP和管壁之间的粘结较好.FRP1-B的最大应变值为400,με，表明CFRP对桩身混凝土有一定的约束作用，但是由于试件的破坏主要集中在桩与承台交接部位，桩身的破坏并不严重，因此CFRP的作用并不明显.由于CFRP受的环向拉力较小，因此在试验过程中并未出现CFRP被拉断或者搭接失效的情况.

图8所示为最大不利受力位置锚固钢筋最大受力点A处的荷载-应变关系曲线.从图中可以看出，锚固钢筋的应变均在2,000,με以下，这表明承台内节点区域以下的锚固钢筋并未发生屈服.

图8　锚固钢筋荷载-应变曲线Fig.8 Load-strain curves of anchor bars

3　承载力及延性分析

位移延性系数是评价构件在地震荷载作用下受力性能的一个重要指标，其定义为构件屈服后的极限位移和屈服位移之比，即

式中Du和Dy分别为构件的极限位移和屈服位移.

当极限承载力下降到最大荷载的85%时，取此时对应的位移为极限位移；当极限荷载未下降或下降不足85%时，取加载结束时的位移为极限位移.屈服位移通过等面积法确定.等面积法是根据试验所得骨架曲线所包围图形的面积互等来确定骨架曲线上的等效屈服点.如图9所示，以阴影部分面积OEA和 ABC面积相等来确定B点，则过B点的垂线与骨架曲线交点D为等效屈服点，D点对应的位移为屈服位移，对应的荷载为屈服荷载.

图10是试件CT-7～CT-10的荷载-位移骨架曲线. 试件的位移延性系数、开裂弯矩和极限弯矩见表2，开裂弯矩指的是桩与套箍之间出现裂缝的弯矩.

图9　屈服位移的确定Fig.9 Definition of yield displacement

表2　试验结果Tab.2 Results of tests

从图10和表2中可以看出，改进之后试件的承载力和刚度并未得以提高，但是加载后期骨架曲线比较平缓.CT-7和CT-8试件的位移延性系数在2.00左右，CT-9和CT-10的位移延性系数较大，最大为4.49，可见CT-9和CT-10节点的延性要优于其他节点，因此，在桩身混凝土中掺入钢纤维和管桩内配置非预应力筋可有效改善节点的延性.

图10　荷载-位移骨架曲线Fig.10 Load-displacement skeleton curves

4　弯矩-转角分析

图11为试件的弯矩-转角曲线.转角由倾角仪测得，读取的是每级荷载第1次循环的读数.图11与图10的曲线形态基本一致，这表明测得的倾角比较可靠.从图11可以看出，随着转角的增加，由于节点区域的锚固钢筋失去约束，节点的转动越来越大，但是水平承载力却不断减小，各个试件正反向的弯矩趋于相近.另外，从试验中节点的破坏过程可知，在桩端转角为0.014,rad时，承台混凝土保护层在桩端转动时产生的撬力和挤压力的作用下出现较为严重的剥落，桩与承台连接处形成塑性铰，桩端出现了环向裂缝，但破坏不严重.因此，在进行节点设计时，应该保证节点桩端转角不小于0.014,rad，承台就不会由于桩端转动时产生的挤压力或撬力作用过早地发生破坏.

图11　弯矩-转角曲线Fig.11 Moment-rotation curves

5　有限元分析

5.1有限元模型

利用OpenSees中基于柔度法的纤维单元模型对PHC管桩与承台连接节点的非线性滞回性能进行了分析.桩与承台连接节点的分析模型主要包括桩身、承台以及桩与承台连接处3个部位.建模时，将桩身假定为支承在承台上的简支悬臂构件(见图12)，桩与承台连接处的转动用弹簧单元代替.将承台假定为刚体，转动弹簧反映了桩与承台交接处的性能.桩身单元采用的是OpenSees中的几何非线性梁柱单元，它考虑了沿单元长度方向的非线性曲率和几何非线性，单元的非线性性能主要由不同截面材料的本构关系决定.

图12　试件的有限元模型Fig.12 Finite element model of specimen

试验结果表明，节点主要发生受弯破坏，并没有发生剪切破坏，且节点并未出现水平剪切滑移，因此建模时不考虑剪切变形.在纤维单元模型中，混凝土采用OpenSees中的Concrete01材料；钢筋采用Steel02钢筋模型，通过初始应力施加预应力.弯矩作用下桩和承台连接节点的性能主要由混凝土的抗压强度和钢筋的抗拉强度决定，因此，不考虑混凝土的受拉作用.CFRP采用Hysteretic模型，是一种单轴双线性滞回模型.CT-8考虑了CFRP对桩身的约束作用，混凝土采用约束本构关系.

由于桩与承台连接部位会有一定的转动，主要取决于锚固钢筋和混凝土之间的粘结滑移.用OpenSees中的“零长度”单元模拟节点区域的非弹性转角，该单元(转角弹簧)避免节点出现几何变形，但是又能考虑混凝土的软化和钢筋的滑移.锚固钢筋和混凝土之间的滑移通过Zhao等[13]提出的模型进行计算，计算式为

式中：db是锚固钢筋直径，mm；fy是锚固钢筋的屈服强度，MPa；fc¢为节点区域混凝土轴心抗压强度，MPa；a 是钢筋粘结滑移系数，根据CEB-FIP90取值为0.4.

5.2计算结果与试验结果对比

图13所示为计算和试验荷载-位移曲线的对比.由于试验过程中承台的破坏比较严重，但是计算

时不能考虑节点区域承台的破坏，因此有一定的误差.另外，由图13(a)和13(c)可知，CT-7和CT-9正向计算曲线与试验曲线相差较大，这是由于试验加载过程中，桩顶的轴力并不能完全保持恒定，故CT-7 和CT-9的正向轴力要比试验预定的值大，导致试验曲线正反向差异较大；而进行有限元分析时，计算过程中可以保持轴力不变，因此计算曲线和试验曲线有一定的差异.从图中可以看出，计算结果较为保守，基本在试验曲线的范围之内，但是计算曲线的趋势和试验曲线总体上吻合较好，表明有限元计算结果比较可靠.

图13　计算曲线与试验曲线对比Fig.13 Comparison between calculation and test results

6　结 论

对4个PHC管桩与承台连接节点进行了低周往复荷载试验，并进行了有限元分析，可得出以下结论.

(1) 试件的破坏主要是由于节点区域的承台混凝土被压碎，导致节点转动能力变强，节点形成铰.因此，在进行节点设计时，应该在节点有一定转动能力的基础上，保证承台不会由于桩端转动时产生的挤压力或撬力作用过早地发生破坏.

(2) 桩身改进之后，使得试件的破坏主要集中于桩与承台交接处的节点区域，而桩身并未出现较严重的破坏，节点的水平承载力和耗能性能并未得以明显的提高.

(3) CT-10和CT-9试件的位移延性系数要比CT-7大，表明在PHC管桩桩身混凝土中掺入钢纤维和配置非预应力筋两种改进措施可以较好地改善节点的位移延性.

(4)有限元计算的荷载-位移滞回曲线与试验曲线吻合较好，表明计算结果比较可靠.

参考文献：

［1］ 刘永超，郑 刚，康谷贻，等. 预应力混凝土管桩斜截面抗剪承载力试验研究[J]. 建筑结构，2011，4(5)：93-97.Liu Yongchao，Zheng Gang，Kang Guyi，et al. Test on shear bearing capacity in oblique section for prestressed concrete pipe piles[J]. Building Structure，2011，4(5)：93-97(in Chinese).

［2］ 张忠苗，刘俊伟，邹 健，等. 加强型预应力混凝土管桩抗弯剪性能试验研究[J]. 浙江大学学报：工学版，2011，45(6)：1074-1080. Zhang Zhongmiao，Liu Junwei，Zou Jian，et al. Experimental study on flexural and shearing property of reinforced prestressed concrete pipe pile [J]. Journal of Zhejiang University：Engineering Science，2011，45(6)：1074-1080(in Chinese).

［3］ 王新玲，高会宗，周同和，等 新型混合配筋预应力混凝土管桩抗弯性能试验研究[J]. 工业建筑，2012，42(8)：64-68. Wang Xinling，Gao Huizong，Zhou Tonghe，et al. Experimental studies of flexural behavior of new type prestessed concrete pipe pile with compound unprestressed reinforcement[J]. Industrial Construction，2012，42(8)：64-68(in Chinese).

［4］ 戎 贤，王旭月，李艳艳. 反复荷载作用下改善的PHC管桩的抗震性能试验研究[J]. 建筑科学，2013，29(7)：59-65. Rong Xian，Wang Xuyue，Li Yanyan. Test study on seismic behavior of the improved PHC pipe piles under low cyclic loading[J]. Building Science，2013，29 (7)：59-65(in Chinese).

［5］ Takuya N，Shinji K，Keiichi K，et al. Strength and deformation capacity of PRC pile with shear failureunder sustained axial load[J]. Japanese Structure Construction Engineering，2002，559：205-210.

［6］ Katsunori W，Shinichiro A，Noboru M，et al. Mechanical characteristics of simplified connection of pile head for precast concrete pile[J]. Journal of Structural and Construction Engineering，2003，570：85-91.

［7］ Kazuki A，Hiroshi S，Tsutomu K. Mechanical characteristics of pile head joint with improved simplified connection method for precast concrete piles[J]. Journal of Structural and Construction Engineering，2006，607： 125-132.

［8］ 朱海堂，丁自强，张启明. 预应力混凝土管桩与桩帽连接节点受弯性能试验研究[J]. 土木工程学报，1997，30(4)：67-74. Zhu Haitang，Ding Ziqiang，Zhang Qiming. Experimental research on flexural behavior of prestressed concrete piles and pile-pile cap connections[J]. China Civil Engineering Journal，1997，30(4)：67-74(in Chinese).

［9］ 张星宇，柳炳康，凌应轩，等 预应力混凝土管桩与承台结合部抗剪承载力的试验研究[J]. 建筑结构，2008，38(4)：11-14. Zhang Xingyu，Liu Bingkang，Ling Yingxuan，et al. Experimental study on shear capacity of connections between prestressed concrete pipe pile and pile cap[J]. Building Structure，2008，38(4)：11-14(in Chinese).

［10］ 戎 贤，李鹏飞. 预应力混凝土管桩节点抗震性能研究[J]. 工业建筑，2013，43(8)：94-97. Rong Xian，Li Pengfei. Study on seismic performance of the joint of prestressed concrete pipe piles[J]. Industrial Construction，2013，43(8)：94-97(in Chinese).

［11］ 倪国泉，杨 军，潘 鹏. 预应力混凝土空心方桩承台节点抗震性能试验研究[J]. 地震工程学报，2013，35(2)：246-251. Ni Guoquan，Yang Jun，Pan Peng. Quasi-static tests of pile-cap connections for the prestressed spun concrete square piles[J]. China Earthquake Engineering Journal，2013，35(2)：246-251(in Chinese).

［12］ 贺武斌，郭昭胜，贺 崔. 桩头加强型预应力管桩与承台连接处受弯性能试验研究[J]. 工业建筑，2014，44(1)：71-74，164. He Wubin，Guo Zhaosheng，He Cui. Experimental study of flexural capacity of joint between prestressed enhanced pipe pile and pile cap [J]. Industrial Construction，2014，44(1)：71-74，164(in Chinese).

［13］ Zhao J，Sritharan S. Modeling of strain penetration effects in fiber-based analysis of reinforced concrete structures[J]. ACI Structural Journal，2007，104(2)：133-141.

(责任编辑：樊素英)

Experimental Investigation and Finite Element Analysis of Prestressed High Strength Concrete Pile-Pile Cap Connections

Wang Tiecheng1, 2，Yang Zhijian1，Zhao Hailong1, 2，Wang Wenjin1
(1. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Key Laboratory of Coast Civil Engineering Structure Safety of Ministry of Education (Tianjin University)，Tianjin 300072，China)

Abstract：Based on the results of four prestressed high strength concrete(PHC)pile-pile cap connections under cyclic loading，the failure patterns and the mode of the specimens are described. The strain of pile，anchor bars and carbon fiber-reinforced polymer(CFRP)，hysteretic curve，bearing capacity and displacement ductility of connections are analyzed. The test results show that the cap of specimens appeared to be a squeezing failure. The anchor bars lost constraint，and formed a hinge joint that resulted in the connection rotation being unrestricted and the rotation capacity of connection being increased. PHC pile reinforced by steel fiber and non-prestressed steel bars can improve the displacement ductility of connections. The connections should be designed with enough rotating capacity，which ensures that the cap will not be damaged by squeezing or prying due to the rotating of the pile end. The finite element software OpenSees was used to simulate the nonlinear behavior of pile-cap connections under cyclic loading. Comparison between analytical and experimental results shows that the proposed modeling technique is capable of accurately describing the cyclic behavior of the connections.

Keywords：prestressed high strength concrete(PHC) pile；pile cap；anchor bar；displacement ductility

通讯作者：王铁成，wangtiecheng@eyou.com.

作者简介：王铁成（1950— ），男，博士，教授.

收稿日期：2013-11-08；修回日期：2014-07-24.

DOI:10.11784/tdxbz201311022

中图分类号：TK448.21

文献标志码：A

文章编号：0493-2137(2015)06-0527-08