管桩新型抱箍式机械连接接头设计与抗弯性能试验研究

邓逆涛 陈锋 郭增强 吴笑雷 唐雯 李宜霖

1.中国铁道科学研究院集团有限公司 铁道建筑研究所， 北京 100081；2.中国铁道科学研究院集团有限公司 电子计算技术研究所， 北京 100081

预应力混凝土管桩具有单桩承载力高、成型质量稳定、价格适宜等诸多优点，在地基处理工程中得到了广泛应用［1-4］。由于生产、运输和施工等条件的制约，单桩长度受限，在施工中往往需要接桩处理。可靠的连接是确保桩身所受荷载有效传递的关键，接桩质量直接影响着预应力管桩的施工质量和承载力水平［2-4］。大量工程实践表明，管桩的接头是整个桩基础中最薄弱的环节，因此接桩质量的控制非常重要。

预应力混凝土管桩主要有两种接桩方式：焊接连接和机械连接。焊接连接存在受天气影响大、焊接质量不易保证、工人劳动强度高、施工效率低等缺点［4-5］，在实际工程中由于接头焊接质量不良而引起的管桩基础事故并不鲜见。机械连接相对焊接方式施工便捷，可不受天气、操作人员技术水平的影响。目前，机械连接主要有啮合式、插销式、抱箍式等连接方法，其中啮合式、插销式接头由于配件多，加工精度要求高，造成生产和现场施工难度增加；插销式接头虽然取消端板节约了成本，但接头构造抗弯、抗剪性能较差，管桩使用工况受限；抱箍式接头整体受力性能良好，但当前抱箍卡槽多为直角设计［6-7］，对端板平面平整度要求高，实际现场装配十分困难，为了可靠固定抱箍式接头还设置了过多的螺栓连接件，因螺栓连接构造要求限制，导致抱箍与固定配件尺寸偏大，制造成本大幅度增加。

基于此，为提高管桩的接桩质量和效率，本文提出一种新型抱箍式机械连接接头，该接头采用分段抱箍扣接装配，实现接头整体环向拉紧连接，且无需在桩身上开孔，不改变既有管桩生产工艺，进而解决了现有抱箍式接头结构优化、成本控制和施工可操作性的协调统一问题。同时提出接头受力计算模型，通过足尺抗弯性能试验验证新型抱箍式机械连接接头是否满足管桩桩身抗弯承载力要求。

1 新型抱箍式机械连接接头设计

1.1 接头结构形式设计

新型抱箍式机械连接接头采用分段抱箍结合燕尾槽的连接方式，其设计图见图1。接头主要部件包括：①环形端板。带有与环形端板一体的径向凸出部，端板面部带有防止扭转的剪切件。②抱箍。沿环形端板的外周布置在凸出部的外侧，抱箍凹槽的截面构造与凸出部的截面形状相匹配。为了方便施工，抱箍沿环向分为3 段。抱箍两端设有锥形凸起，用以与弧形板连接件装配。③抱箍连接件。连接件内部设有锥形燕尾凹槽，通过将抱箍凸起插入锥形燕尾凹槽将抱箍与抱箍连接件连接起来。

图1 新型抱箍式机械连接接头

1.2 接头性能优点

新型抱箍式机械连接接头设计具有如下优点：①抗弯、抗剪、抗拉等力学性能好，可以满足不同工况使用要求。②配件少，加工精度要求低，且未在既有管桩桩身或端板上开孔，不需改变既有管桩生产工艺，加工制造成本较低。③部件组装时对准要求低，装配简单快捷，接头连接时间2～3 min，显著提升施工效率。

1.3 接头受力模型

管桩的接头力学性能需满足桩身承载力受力要求，管桩的主要受力工况为受弯、受剪和受拉，因此新型抱箍式机械结构的设计必须满足抗弯、抗拉和抗剪承载力要求［8-10］。接头抗拉受力模型见图2。

图2 接头抗拉受力模型

1.3.1 桩身受拉

桩身受拉工况抱箍式接头受力模型［图2（a）］，N1为端板侧壁对抱箍凹槽的压力；N2为端板斜边对抱箍斜边的压力；N3为管桩外壁对抱箍顶部内壁的压力；f1、f2、f3为抱箍相应各壁所受到的摩擦力；F为管桩的受拉荷载，由于抱箍为三段式设计，则F/3为单个抱箍受到的拉力；θ0为端板斜边倾角；d为端板底面直径；a为端板斜边在水平面的投影长度。

由于受拉工况下抱箍侧壁受力较小，可简化N1= 0、N3= 0，则f1= 0、f3= 0，根据水平和竖向受力平衡可得

式中：μ为钢材摩擦面之间的抗滑移系数

为了分析抱箍及抱箍连接件燕尾卡槽的受力［图2（b）］，可将轴向受力转化为横向平面的环向受力。其中，N2x、N2y为N2在水平和竖直方向的分力；N2x1、N2x2为N2x在水平和竖直方向的分力；f2x、f2y为f2在水平和竖直方向的分力；f2x1、f2x2为f2x在横向平面水平和竖直方向的分力；P为抱箍两端燕尾槽断面在环向受到的压力；F1为单个抱箍在横向平面xˉ方向上的合力。因此，可得

同理对f2x1积分可得

1）端板/抱箍斜面受压

式中：σc为端板/抱箍斜面受到压应力；Ac为斜面受压面积；fc为对应牌号钢材抗压强度设计值。

2）抱箍受剪

式中：τ1为抱箍顶部凸起纵截面剪应力；Aτ为抱箍顶部凸起受剪纵截面面积；fV1为对应牌号钢材抗剪强度设计值。

3）抱箍受拉

式中：σt为抱箍横截面拉应力；At为抱箍顶横截面面积；ft为对应牌号钢材抗拉强度设计值。

1.3.2 桩身受剪

桩身受剪工况抱箍式接头受力模型见图3，抱箍凹槽横截面剪应力计算式为

图3 桩身受剪计算简图

式中：τ2为抱箍凹槽横截面剪应力；FQ为桩身受到的剪力；Aτ为凹槽横截面面积。

1.3.3 桩身受弯

桩身受弯工况抱箍式接头受力较为复杂，对其按整个圆环进行简化，受力模型见图4。图中，FA、FC为铰支座所受的力；FB、FD为滑动支座所受的力。

图4 桩身受弯计算模型

抱箍横截面应力计算式为

式中：σmax为抱箍横截面最大正应力；M为桩身弯矩；W为桩身自重；Wz为抱箍弯曲截面系数；L为试验桩桩长；Pc为试验机施加荷载；d为1/2的加荷跨距。

2 抗弯性能试验

2.1 试验目的

通过对Q235B 和Q345B 两种不同材质的新型抱箍式机械连接接头进行抗弯力学性能试验，分析接头的变形受力特征；验证新型抱箍式机械连接接头是否满足“管桩接头处极限弯矩不得低于桩身极限弯矩”这一要求。

2.2 试验方案

参考GB 13476—2009《先张法预应力混凝土管桩》中6.4节的抗弯试验要求，试验方案中设置长度为1 m 的纯弯段，以试验桩机械接头的中点处为对称轴，在距离对称轴0.5 m 处对称安装加载装置，在距离对称轴0.3L处分对称安放支座，管桩接头的抗弯试验如图5所示。

图5 管桩接头抗弯试验

2.2.1 试验桩制作

为了验证接头性能同时满足A、AB、B、C 型管桩的极限抗弯要求，试验桩采用刚度更大的实芯钢管混凝土桩，单根试验桩长度3 m，单根质量960 kg。

2.2.2 试验工况

由于抱箍为环向三等分设计，抗弯试验时接头摆放方式分别为抱箍连接件处于受拉（工况1）和受压（工况2）最大的位置。每种工况开展两种材质试验，共计开展4组试验。

2.2.3 测点布置

1）应变片布置。在抱箍和抱箍连接件上沿轴向和环向布置双轴电阻应变片，应变片的具体布置为每块抱箍的两端、中心以及抱箍连接件的中心部位，布置位置见图6。图中，X表示轴向；Y表示环向。

图6 应变片布置

2）位移计布置。在试验桩跨中底部、分配梁荷载传递点正下方、桩身两端支座处正上方分别布置位移传感器W1、W2、W3、W4 和W5（参见图5），采集加载过程中试验桩发生的位移。

2.2.4 抗弯加载程序

1）加载程序

第一步：按AB型管桩抗裂弯矩的20%级差由0加载至抗裂弯矩的100%，达到AB 型管桩抗裂弯矩；然后分别继续加载至100% B 型、C 型管桩抗裂弯矩、100% AB型极限弯矩。

第二步：按B 型管桩极限弯矩的10%级差由90%极限弯矩加载至极限弯矩的100%；然后按B型管桩极限弯矩的5%级差加载至115% B型管桩极限弯矩。

第三步：若接头无破坏，按C 型管桩极限弯矩的5%的级差继续由90%加载至115% C 型管桩极限弯矩。

加载过程中，每级荷载弯矩的持续时间为3 min，观察接头有无破坏并记录。

2）分级加载数值

本次以PHC 400-95 管桩桩身承载力指标为参考进行的足尺抗弯试验，分级加载荷载见表1。

表1 抗弯分级加载数值

2.3 试验结果分析

2.3.1 变形规律

1）接头宏观变形规律

在加载过程中底部抱箍与桩身外壁先出现间隙，随着荷载持续增加，接头底部抱箍与桩身外壁接触面间隙逐渐加大，间隙沿接头两侧向上发展。加载完成后抱箍与桩身间隙呈底部最大，向桩身顶部延伸递减的规律，接头整体变形情况见图7。

图7 加载完成后接头变形情况

由图7 可知，加载完成后Q235B 接头出现了抱箍连接件翘曲现象，而Q345B 接头部件未发生明显变形。整个加载过程中，变形主要发生在分段抱箍连接部位，所有固定螺栓均无松动拔出迹象，验证了以燕尾槽为主要受力部件设计的合理性。

2）位移变形

各组荷载-跨中位移曲线对比结果见图8。可知：接头处于工况1 时的峰值位移均大于工况2。①在荷载施加初期，Q235B 接头跨中位移呈线性增长，接头处于弹性工作阶段；随着荷载不断施加，Q235B 接头跨中挠度变化速率加快，荷载-位移曲线出现明显的拐点后曲线斜率降低明显，跨中位移增长变快，接头进入塑性工作阶段。②Q345B 接头在荷载超过307.04 kN（115% C 型极限弯矩）时，跨中位移依然呈线性增长趋势，显示接头均处于弹性工作阶段。由于已经满足设计要求，为防止接头发生脆性破坏，当加载至341 kN时，停止加载。

图8 荷载-跨中位移曲线对比

2.3.2 应力应变结果

1）应变结果

抱箍及其连接件的应变发展曲线分别见图9、图10，前期为分级加载得到的应变数据，1个标记点对应1 级荷载下的应变；当荷载超过307.04 kN 后进行连续加载，因此后期应变曲线标志点较密。

图9 抱箍应变

图10 抱箍连接件应变

由图9、图10可知：

①荷载施加初期接头各部位的应变均成线性增长，应变都较小；随着荷载增加，Q235B 接头的部件部分位置应变增长速率随之加快，部分应变超过超出 ± 1 024 × 10-6（Q235B 钢材设计强度215 MPa 下的应变）；当荷载超过266.43 kN（100% C 型极限弯矩）时，Q235B 接头部分位置应变急剧增长，产生较大的塑性应变。

②Q345B 接头从加载开始至266.43 kN 时，应变一直缓慢发展，且应变值较小，最大应变 -1 079，未超出 ± 1 525 × 10-6（Q345B 钢材设计强度305 MPa 下的应变）。当荷载超过266.43 kN 后，Q345B 接头抱箍应变依然呈稳定增长趋势，部分抱箍连接件开始出现应变增长速率加快现象；当荷载超过307.04 kN 后，部分抱箍连接件应变急剧增长，产生较大的塑性应变。在加载过程中个别应变片出现应变先增大后减小的现象，主要与接头部件的加工装配误差相关。

由应变发展结果可得出，Q235B 和Q345B 两种不同强度的接头在抗弯试验中，最大应变发生位置与工况1、工况2密切相关。工况1 最大应变位置发生在接头底部，即1 号板和3 号板连接件位置处；工况2 最大应变位置发生在接头中部，即1 号板和3 号板连接件位置处或2号板与3号板连接件位置处。

2）应力结果

由于最大应变均出现在抱箍连接件上，将通过试验应变结果计算所得应力与理论计算应力进行比对，结果见表2。可知，AB、B、C 型管桩极限弯矩作用下，接头径向应力试验值与设计计算值基本接近，Q345B新型抱箍式机械连接接头的抗弯性能均满足设计要求。荷载较大时，试验值与设计计算值相差偏大，与理论计算未考虑装配误差和应力集中相关。

表2 径向应力及安全系数

3 结论

1）本文提出了新型抱箍式机械连接接头的结构形式和桩身受拉、受剪、受弯工况下的接头受力计算模型。该接头具有配件少，加工精度要求低，成本低廉和施工装配简单快捷等优势。

2）接头部件变形由桩身底部向顶部呈递减规律。Q235B 接头在加载后期进入塑性工作阶段，出现翘曲变形现象。Q345B 接头在加载过程中基本处于弹性工作阶段，加载完成后，接头各部件未发生明显变形。

3）接头变形和受力与接头受力工况密切相关，受拉时的峰值位移均大于受压。受拉最大应变位置发生在接头底部，即1 号板和3 号板连接件处；受压最大应变发生在接头中下部，即1 号板和3 号板连接件处或2号板与3号板连接件处。

4）最大应变均出现在抱箍连接件上，通过理论计算和抗弯试验可得，新型抱箍式机械连接接头极限抗弯承载力与理论计算值基本一致，满足“管桩接头处极限弯矩不得低于桩身极限弯矩”要求。Q345B 材质的新型抱箍式机械连接接头具有可靠的连接性能。