混合配筋管桩的抗震性能试验研究

王铁成，杜宙芳a，赵海龙，刘性硕a，王绵坤

(1．天津大学a．建筑工程学院;b．滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津 300072; 2．广东水利电力职业技术学院市政工程系，广东 广州 510635)

混合配筋管桩的抗震性能试验研究

王铁成1，杜宙芳1a，赵海龙1，刘性硕1a，王绵坤2

(1．天津大学a．建筑工程学院;b．滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津 300072; 2．广东水利电力职业技术学院市政工程系，广东 广州 510635)

PHC管桩在地震作用下表现出一定的脆性，工程中可采用配置非预应力筋的措施改善其抗震性能，但改善效果尚不明确。本文通过1个PHC管桩和5个配置非预应力筋的PRC管桩的低周往复加载试验，对非预应力筋和预应力筋的配筋强度比和非预应力筋的配筋形式对PHC管桩抗震性能的改善效果进行了分析，包括管桩的破坏模式、滞回性能、骨架曲线、刚度退化、承载力和延性。结果表明:配置非预应力筋可有效改善PHC管桩的抗震性能，并筋配筋形式下，当非预应力筋和预应力筋的配筋强度比为53%时，管桩的抗震性能有明显改善。

管桩;低周往复荷载;抗震性能;延性

PHC管桩是在工厂里采用先张法施加预应力和离心成型工艺，经过高温高压蒸养制成的空心圆筒体预制构件。具有桩身质量好、单桩竖向承载力高、施工周期短、工业化程度高、对工程地质条件适应性强等优点［1］。自20世纪70年代以来，在我国建筑、公路、铁路、港口等工程中得到了广泛的应用［2］。但管桩的截面为中空环形截面，这使得管桩有效截面较小，从而导致其抗剪承载力和耗能能力不足。在地震荷载作用下，桩身要承受很大的弯矩和剪力，要保证在工程中安全使用就需要采取有效的措施来改进其抗震性能。工程上通过对管桩混合配筋来增加其抗震性能和延性，但改善效果尚不明确［3，4］。要保证管桩在实际工程中的广泛应用，需要深入研究管桩的抗震性能与延性，为管桩在地震区安全使用提供参考。

1 试验概况

1．1 试件设计

试验共设计了6个试件，其中1个PHC(Prestressed High Strength Concrete)预应力高强混凝土管桩和5个配置非预应力筋的PRC(Prestressed High Strength Concrete Reinforced with Non-prestressed Steel Bars)配置非预应力筋的预应力高强混凝土管桩。主要变化参数为非预应力筋和预应力筋的配筋强度比(以下简称配筋强度比)和非预应力筋配筋形式(间隔配筋和并筋配筋)，其中间隔配筋为预应力筋和非预应力筋等距间隔布置，并筋配筋为预应力筋和非预应力筋绑扎后等距布置。试件具体参数见表1，非预应力筋配筋形式如图1所示，桩身试件长度均为5 m，加载时桩身净跨为4．4 m，实测桩身混凝土立方体抗压强度fcu=81．8 MPa，预应力钢筋为PC钢棒，非预应力筋为HRB400级钢筋，螺旋箍筋屈服强度fy=604 MPa，预应力钢棒以及非预应力筋的材料性能试验实测数据如表2所示，非预应力钢筋按国家相关规程GB 13476-2009《先张法预应力混凝土管桩》取长度为4．8 m，桩身整体配筋形式如图2所示。

表1 试件参数

表2 钢筋材料力学性能

图1 试件截面/mm

图2 桩身整体配筋

1．2 试验加载装置

图3 加载装置

在地震作用下，桩底嵌固于坚硬土层，桩头位移受上部结构约束时，桩身受力方式与简支梁相似。因此，可在跨中施加往复荷载来模拟地震荷载下的桩身受弯［6，7］。试验装置及测量仪器的布置如图3所示。在跨中处通过弧度为100°，宽为160 mm，厚30 mm的弧形夹具约束试件。通过双向推拉千斤顶在跨中位置施加往复荷载，两端支座处使用弧形支座模拟铰支座，使用荷载传感器测量跨中施加荷载的大小。本次试验在跨中和1/4跨位置处布置竖向位移计测量试件的挠曲变形。同时在试验中观测了桩身裂缝的开展形式，在加载过程中测量了裂缝数量和宽度。本文所述正、反向加载分别表示向下、向上加载。

1．3 试验加载制度

采用荷载–位移混合控制的加载方案，把钢筋首次达到屈服应变时的荷载值定义为屈服荷载试验值，对应的位移定为屈服位移试验值［8］。在荷载达到屈服荷载试验值前，采用荷载控制加载，分3～5级加载至屈服，每级荷载按加载、卸载、反向加载、反向卸载方式循环1次;当水平荷载达到屈服荷载试验值以后，采用位移控制加载，按屈服位移试验值Δy的倍数，即Δy、2Δy、3Δy…分级，每级循环三次，直至荷载下降到峰值荷载的85%，即当极限荷载Pu=0．85Pmax后(Pmax为峰值荷载)，认为或达到不适合继续承载的变形限值，则试件达到破坏，停止试验。

2 试验结果分析

2．1 破坏模式

PHC试件在加载初期裂缝迅速增加，到加载中后期裂缝数量不再增加。随荷载增加，裂缝在长度和宽度上有所发展。PHC试件位移为4Δy时，跨中夹具位置处出现一条宽度很大的主裂缝，受压侧混凝土轻微压碎，受拉侧预应力钢筋被拉断，试件迅速丧失承载力从而发生破坏，呈现出明显的脆性破坏模式。PHC试件在整个过程中裂缝开展的数量较少，范围较小。

添加非预应力筋的PRC试件在加载初期裂缝出现后迅速增多，且在加载中后期都不断有新裂缝出现和原有裂缝的斜向发展，并且桩身试件出现明显的起拱现象。在加载后期，预应力筋相继被拉断，非预应力筋继续承受荷载。最终跨中夹具两侧混凝土不同程度的被压碎从而导致试件不能继续承载而发生破坏，荷载下降平缓呈现出明显的延性破坏模式。最终PRC试件裂缝数量和范围都远超PHC试件。说明配置非预应力筋可明显改善PHC管桩的破坏模式，但不同配筋强度比和配筋形式的非预应力筋对PHC管桩破坏模式的改善效果无明显差别。部分试件破坏形态如图4所示。

图4 试件破坏形态

2．2 荷载－跨中挠度滞回曲线

荷载－跨中挠度滞回曲线反映了试件在低周往复试验过程中的承载力、变形能力和耗能能力。各试件荷载–跨中挠度曲线如图5所示，PHC试件与PRC试件滞回曲线均有不同程度的捏缩现象，而PRC试件的荷载–跨中挠度滞回曲线明显较PHC试件的滞回曲线饱满。表明PRC试件耗能能力强于PHC试件。

(1)配筋强度比对荷载–跨中挠度滞回曲线的影响

试件PRC-1和PRC-2为间隔配筋形式下除配筋强度比其余参数均相同的试件，PRC-3、PRC-4和PRC-5为并筋形式下除配筋强度比其余参数均相同的试件。比较相应荷载–跨中挠度滞回曲线，在间隔和并筋配筋下，配筋强度比越大，PRC试件的滞回曲线越饱满;比较PRC-3、PRC-4、PRC-5和PHC-1可看出，在加载初期滞回曲线基本呈直线，正反向残余变形都很小;当进入弹塑性阶段后，PHC-1试件的滞回曲线表现出明显的捏缩现象，PRC试件捏缩不明显。

(2)间隔配筋和并筋配筋对荷载–跨中挠度滞回曲线的影响

比较PRC-1、PRC-3、PRC-2和PRC-4的滞回曲线可见，在相同配筋强度比下，间隔配筋和并筋配筋的PRC试件滞回曲线基本呈同种形式。PRC-1、PRC-3、PRC-2和PRC-4的残余变形大小基本相同。

图5 试件荷载–位移滞回曲线

2．3 骨架曲线

所有试件的荷载–位移骨架曲线如图6所示。在加载初期，曲线处于线弹性阶段，试件的位移较小。混凝土开裂后试件进入弹塑性阶段，骨架曲线稍有弯曲，构件的刚度变化不大。当试件中受拉钢筋屈服后，试件的刚度随着荷载和位移的增大而大幅度降低。PHC试件的骨架曲线可分为弹性阶段、弹塑性阶段和最终破坏三个阶段;而所有PRC试件的骨架曲线可分为弹性阶段、弹塑性阶段、下降段和最终破坏四个阶段，并且PRC试件的极限位移和峰值荷载相对于PHC试件明显提高。说明配置非预应力筋能有效改善PHC管桩的承载力和变形能力。

(1)配筋强度比对骨架曲线的影响

从图6可以看出，并筋配置非预应力筋的PRC-3、PRC-4和PRC-5的骨架曲线在弹性段基本重合，进入弹塑性段后，配筋强度比最高的PRC-5能承受的荷载最大，配筋强度比居中的PRC-4次之，配筋强度比最低的PRC-3承载能力最弱。随配筋强度比增大，间隔配筋的PRC-1和PRC-2骨架曲线的变化规律与并筋配筋的PRC试件一致。

(2)间隔配筋和并筋配筋对骨架曲线的影响

配筋强度比相同的PRC-1和PRC-3以及PRC-2和PRC-4的骨架曲线在正向加载过程中基本重合，仅在峰值点附近和破坏阶段有一定差异。并筋配筋形式的PRC试件下降段更平稳，说明并筋配筋的PRC试件延性较好。

图6 荷载–位移骨架曲线

2．4 刚度退化

将滞回曲线中坐标原点与某次加载循环的峰值荷载之间连线的斜率定义为试件的等效刚度。其可按下式计算:

式中:F为某次加载循环的峰值荷载;Δ为峰值荷载所对应的位移。

图7 刚度退化曲线

在低周往复荷载作用下，随着试件位移的增大，试件的刚度逐渐减小，出现刚度退化现象。如图7，由于试件正反向钢筋数量和位置的不对称，所有试件的正反向初始刚度有一定的差别。开始加载时，各试件的刚度迅速退化，由于混凝土开裂荷载较小，随着混凝土开裂，试件刚度快速下降。随着加载进行，试件的塑性不断发展，损伤逐渐积累，刚度退化趋于缓和，最终正反向刚度退化趋于相同。相对于PHC试件，在较大位移下，配置非预应力筋的PRC试件仍有一定的刚度。说明配置非预应力就可改善PHC管桩在大变形下的受力性能。

2．5 试件荷载、位移和延性

各试件的各特征点试验结果和延性如表4所示。表中均为试件正、反向均值。

表4 试件的荷载、位移和延性

(1)配筋强度比和配筋形式对开裂荷载的影响

PRC试件的开裂荷载皆高于PHC试件，PRC-1～PRC-5相对于PHC-1开裂荷载增长率分别约为1%、2%、7%、8%和10%;在同种配筋形式下，PRC试件的开裂荷载随配筋强度比增大而增大;在配筋强度比相同时，并筋配筋形式的PRC试件开裂荷载高于间隔配筋形式的PRC试件。

(2)配筋强度比和配筋形式对屈服荷载的影响

PRC试件的屈服荷载皆高于PHC试件，PRC-1～PRC-5相对于PHC-1屈服荷载增长率分别约为40%、45%、41%、55%和75%。在同种配筋形式下，PRC试件的屈服荷载随配筋强度比增大而增大;在配筋强度比相同时，并筋配筋形式的PRC试件屈服荷载高于间隔配筋形式的PRC试件。

(3)配筋强度比和配筋形式对峰值荷载的影响

PRC试件的峰值荷载皆高于PHC试件，PRC-1～PRC-5相对于PHC-1开裂荷载增长率分别约为31%、42%、31%、51%和67%;在同种配筋形式下，PRC试件的峰值荷载随配筋强度比增大而增大;在配筋强度比相同时，并筋配筋形式的PRC试件峰值荷载高于间隔配筋形式的PRC试件。

(4)配筋强度比和配筋形式对极限位移的影响

由表4知，PRC试件的极限位移较PHC试件有明显提高，PRC-1～PRC-5相对于PHC-1极限位移增长率分别约为143%、146%、131%、157%和136%;在同种配筋形式下，PRC试件极限位移随配筋强度比增大呈先增大后减小的趋势;配筋强度比相同时，配筋形式对PRC试件极限位移的影响无明显规律。

在工程结构的抗震性能中，延性是个重要的特性。延性通常用位移延性系数μΔ表示，可按下式计算:

式中:Δu为构件的极限位移;Δy为构件的屈服位移。

屈服位移根据骨架曲线用能量等值法确定［9］。PHC试件在达到最大荷载时突然破坏，故取其荷载峰值点所对应的位移作为极限位移; PRC试件有较明显的下降段，取其荷载下降至最大荷载85%时的位移为极限位移。计算出各试件的位移延性系数如表4所示。取管桩正、反向位移延性系数平均值作为评价指标。

Budek-Schemeisser等研究得，对于基础构件，当位移延性系数大于3时，能够满足其在地震作用下的延性要求［10］。

(5)位移延性系数

由表4可看出配置非预应力筋可有效提高PHC管桩的延性。间隔配筋的PRC-1和PRC-2的位移延性系数随配筋强度比增大而减小且皆大于3，可满足地震作用下的延性要求，但安全度较小。

并筋配筋的PRC-3，PRC-4，PRC-5的位移延性系数随配筋强度比增大而减小且均大于3，可满足地震作用下的安全使用要求，且有一定的安全储备，其中配筋强度比为53%的PRC-3延性最好。

相同配筋形式下，PRC试件的位移延性随配筋强度比增加而减小;相同配筋强度比时，并筋配筋形式PRC试件位移延性系数高于间隔配筋形式PRC试件，说明并筋配筋的管桩更适合在地震区使用。

本次试验中，PHC试件位移延性系数大于3时，满足在地震下的使用延性要求，但其峰值荷载和极限位移明显低于PRC试件，抗震性能明显较PRC试件差。

综合分析得，配置非预应力筋可小幅度提高PHC管桩在低周往复荷载下的开裂荷载，大幅度提高PHC管桩的屈服荷载和峰值荷载。试件开裂荷载、屈服荷载和峰值荷载随配筋强度比增大而增大，并筋配筋形式对试件开裂荷载、屈服荷载和峰值荷载的提高效果优于间隔配筋形式。配置非预应力筋可有效提高PHC管桩的极限位移，增强管桩在地震作用下的变形能力。并筋配置配筋强度比为53%非预应力筋的PRC-3试件在具有优良延性的情况下仍具有较好的承载力和变形能力，可将这种配筋形式作为改进此类PHC管桩抗震性能的建议措施，以保证此类管桩在地震区的安全使用。

3 结论

通过对PHC管桩和PRC管桩的试验与分析，可得以下几条初步结论:

(1)PHC管桩由于受拉侧预应力筋被拉断同时受压侧混凝土轻微压碎发生脆性破坏。PRC管桩在非预应力筋屈服以及受拉侧预应力筋断裂后由于跨中混凝土被压碎而发生延性破坏。添加非预应力筋可以很好的改善PHC管桩的破坏模式。

(2)配置非预应力筋可小幅度提高PHC管桩在低周往复荷载下的开裂荷载，大幅度提高PHC管桩的屈服荷载和峰值荷载。试件开裂荷载、屈服荷载和峰值荷载随配筋强度比增大而增大，并筋配筋形式对试件开裂荷载、屈服荷载和峰值荷载的提高效果优于间隔配筋形式。配置非预应力筋可有效提高PHC管桩的极限位移，增强管桩在地震作用下的变形能力。

(3)所有PRC试件位移延性系数均大于3且具有较好的承载力和变形能力，可满足管桩在地震区的安全使用要求。

(4)并筋配置配筋强度比为53%的非预应力筋对此类PHC管桩的抗震性能综合提高效果最好，且成本相对较低，建议将此种混合配筋形式作为改进此类管桩抗震性能的最优措施。

［1］涂涛．预应力混凝土管桩承载性能的研究［D］．西安:长安大学，2009．

［2］涂逢祥．建筑节能现状及发展趋势［J］．住宅科技，2004，(9):8-11．

［3］Kishida H，Karkee M．Behavior of friction piles during the Hyogoken-Nambu earthquake and its implications to the design practice［J］．Geotechnical Engineering Bulletin，1998，7(2):79-89．

［4］戎贤，徐晓哲，李艳艳．预应力高强混凝土管桩抗震性能试验研究［J］．工业建筑，2013，43(7):72-75．

［5］夏春红，王玉起．部分预应力混凝土梁无粘结筋极限应力计算［J］．建筑结构，1999，(8):10-11．

［6］Buyle-Bodin F，Madhkhan M．Performance and modelling of steel fibre reinforced piles under seismic loading［J］．Engineering Structures，2002，(24):1049-1056．

［7］Madhkhan M，Buyle-Bodin F．Mechanical Behavior of Piles Made of SFRC Under Seismic Loading［C］// Bisch P，Labbe P．Proceedings of the 11th Uuropean Conference on Earthquake Engineering．Paris:1998，8 (2):95-106．

［8］JGJ 101-96，建筑抗震试验方法规程［S］．

［9］倪诗阁．工程建设技术标准动态结构试验中屈服变形的确定方法［J］．工业建筑，1996，26(8):45-50．

［10］Budek-Schmeisser A．Rational seismic design of precast prestressed concret piles［J］．PCI Journal，2008，53(5):40-53．

Experimental Research on Aseismic Behavior of Pipe Piles with Hybrid Reinforcement

WANG Tie-cheng1，DU Zhou-fang1a，ZHAO Hai-long1，LIU Xing-shuo1a，WANG Mian-kun2
(1．a．School of Civil Engineering;b．Key Laboratory of Coast Civil Structure，Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300072，China;2．Department of Municipal Engineering，Guangdong Technical College of Water Resources and Electric Engineering，Guangzhou 510635，China)

PHC pile presents some fragility under earthquake．The seismic performance of prestressed high strength concrete pipe pile is enhanced by filling non-prestressed steel bars in engineering，but the improve effect is unclear．Based on the test results of one PHC pile and five PRC piles under low-cyclic loading，the improve effect of the ratio of non-prestressed reinforcement to prestressed reinforcement and the reinforcement form on PHC pipe piles was analyzed，including the failure mode，the hysteretic energy dissipation，the skeleton curves，the stiffness degradation，the bearing capacity and the ductility of pipe piles．The results indicated that the seismic performance of PHC pipe pile could be effectively improved by configuring non-prestressed steel bars．When configuring non-prestressed steel bars at the reinforcement strength ratio 53%and in the form of twin bars，the improve effect on seismic performance of PHC pipe piles is the best．

pipe pile;low-cyclic loading;seismic performance;ductility

TU528．73

A

2095-0985(2015)03-0027-06