PHC管樁抗震性能試驗(yàn)研究

戎 賢，賈 楠，李艷艷

(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)

0 引言

預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁(簡(jiǎn)稱(chēng)PHC管樁)由于其適用范圍廣、承載力高、樁身耐打穿透力強(qiáng)、成樁質(zhì)量好［1］等優(yōu)點(diǎn)在工程實(shí)踐中得到廣泛應(yīng)用［2］.目前，國(guó)外在研究地震作用下軟弱土層中樁基在水平方向的動(dòng)力反應(yīng)及承載特性方面取得了較大成果，國(guó)內(nèi)鄭州工業(yè)大學(xué)、合肥工業(yè)大學(xué)等科研機(jī)構(gòu)在PHC管樁承臺(tái)節(jié)點(diǎn)部位的力學(xué)性能進(jìn)行了研究［3］，然而對(duì)PHC管樁樁身抗震性能的研究較少.因此，筆者進(jìn)行了PHC管樁的低周往復(fù)實(shí)驗(yàn)，以研究PHC管樁的抗震性能.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了5根PHC管樁，試件樁身長(zhǎng)度均為5 000 mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C80，混凝土管樁壁厚度按樁徑不同分別為95 mm(Φ400 mm型樁)、100 mm(Φ500 mm 型樁)，預(yù)應(yīng)力縱筋的直徑按樁型不同分別為9.0 mm(A型樁)、10.7 mm(AB型樁)，箍筋采用Фb=4 mm的螺旋箍筋.試驗(yàn)擬針對(duì)樁徑、樁型及配置非預(yù)應(yīng)力筋對(duì)管樁抗震性能的影響進(jìn)行對(duì)比分析，設(shè)計(jì)了不同樁徑的P2和P4，P1和P3兩組試件對(duì)比分析樁徑的影響;設(shè)計(jì)了不同樁型的P1和 P2，P3和P4兩組試件對(duì)比分析樁型的影響;設(shè)計(jì)了P4和P5對(duì)比分析配置非預(yù)應(yīng)力筋的影響.試件設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1，混凝土和鋼筋的力學(xué)指標(biāo)見(jiàn)表2.

1.2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)采用的荷載形式為低周往復(fù)集中荷載，施加荷載的位置選在管樁試件的中部，從而能更準(zhǔn)確地模擬管樁在地震力下的受力狀態(tài)以研究其抗震性能.加載裝置見(jiàn)圖1.根據(jù)JGJ 101—96《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》［4］中關(guān)于擬靜力試驗(yàn)加載相關(guān)規(guī)定，試驗(yàn)加載采用力-位移混合控制制度進(jìn)行.試件屈服前采用荷載控制并分級(jí)加載，每個(gè)荷載控制等級(jí)循環(huán)一次.試件屈服后采用位移控制，每級(jí)位移荷載循環(huán)3次，直至構(gòu)件破壞.

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of the specimen

表2 混凝土和鋼筋的力學(xué)指標(biāo)Tab.2 Measured values of mechanical properties of steel and concrete

圖1 實(shí)驗(yàn)加載裝置Fig.1 Loading device

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

P1，P2，P3及P4試件裂縫數(shù)量較少，分布區(qū)域主要集中在樁身中部加載位置的塑性鉸區(qū)域，且裂縫形式均為沿樁身橫截面發(fā)展橫向裂縫，試件破壞前裂縫寬度很大，間距也較大且保持一致，裂縫發(fā)展很不充分，可見(jiàn)裂縫發(fā)展的形態(tài)及分布受剪力的影響不大［5］.以上現(xiàn)象表明管樁在試驗(yàn)荷載作用下主要處于樁身中部彎矩作用下的受彎狀態(tài)，尤其是在塑性鉸區(qū)的純彎狀態(tài)，可見(jiàn)樁徑及預(yù)應(yīng)力度對(duì)于提高管樁的抗震性能不明顯.

而增配非預(yù)應(yīng)力筋的改善型試件P5裂縫形態(tài)中出現(xiàn)了較長(zhǎng)的斜裂縫，裂縫的平均寬度減小，裂縫數(shù)量明顯增多，分布范圍也向試件兩端發(fā)展，可見(jiàn)采用增加非預(yù)應(yīng)力筋的措施后，試件樁身的應(yīng)力分布更加合理均勻，裂縫發(fā)展更充分，有利于發(fā)揮高強(qiáng)混凝土的高強(qiáng)性能以增強(qiáng)試件的耗能能力.

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

以試件受力區(qū)出現(xiàn)的第一條裂縫對(duì)應(yīng)的荷載為開(kāi)裂荷載，各試件的開(kāi)裂荷載、屈服荷載和極限荷載見(jiàn)表3.

由表3可見(jiàn)，試件的開(kāi)裂荷載隨樁徑的減小而降低的趨勢(shì)非常明顯，樁徑較小的試件P1和P2開(kāi)裂很早，這對(duì)于以裂縫作為主控目標(biāo)的預(yù)應(yīng)力構(gòu)件而言是十分不利的.試件的極限承載力隨樁徑的增大而增大，樁徑大的試件的屈服荷載和極限荷載均較小樁徑試件明顯增大.與相同條件下的原型試件P4相比，采用增配非預(yù)應(yīng)力筋措施的試件P5的承載力有所增大，特別是破壞時(shí)的極限荷載明顯提高.

表3 各試件主要受力階段的承載力Tab.3 Bearing capacity of specimen under the main conditions kN

2.3 試驗(yàn)抗震性能分析

2.3.1 荷載-位移滯回曲線(xiàn)

荷載-位移滯回曲線(xiàn)是研究結(jié)構(gòu)試件抗震性能的主要指標(biāo)，它綜合反映了試件在加載中任意時(shí)刻的承載及變形能力、耗能能力及剛度退化現(xiàn)象.各試件樁身的荷載-位移滯回曲線(xiàn)見(jiàn)圖2.

通過(guò)不同樁徑的原型試件比較發(fā)現(xiàn)，樁徑較小的P1、P2試件較之相同條件下樁徑為500 mm的試件P3、P4，其滯回曲線(xiàn)的形態(tài)更為飽滿(mǎn)，小樁徑試件的滯回曲線(xiàn)的捏縮現(xiàn)象得到一定的緩解，表明預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁的耗能能力隨著樁徑的增大而減弱;通過(guò)比較還發(fā)現(xiàn)，較之樁徑為500 mm的試件，小樁徑試件在破壞前能夠經(jīng)歷更大的變形，其位移延性性能較前者提高.綜合以上兩點(diǎn)得出，預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁的抗震性能隨著樁徑的增大而降低.

圖2 各試件滯回曲線(xiàn)Fig.2 Hysteretic curve

通過(guò)不同樁型試件的比較發(fā)現(xiàn)，較之A樁型試件(P2和P4)，預(yù)應(yīng)力筋配筋率較大的AB樁型試件(P1和P3)的滯回曲線(xiàn)的形態(tài)較為豐滿(mǎn)，滯回環(huán)的面積明顯增大，捏縮現(xiàn)象也有較大改善，耗能能力明顯增強(qiáng)，并且其破壞前經(jīng)歷的變形量也大幅增加，使其延性性能增強(qiáng)，表明PHC管樁的抗震性能受管樁預(yù)應(yīng)力筋配筋率影響較大.

通過(guò)采取增配非預(yù)應(yīng)力筋措施的試件P5與相同條件下的試件P4的滯回曲線(xiàn)比較可知，增加了非預(yù)應(yīng)力筋的試件P5，水平承載力有大幅提高，試件的耗能能力顯著增強(qiáng)，滯回環(huán)明顯呈梭形，形態(tài)飽滿(mǎn)，黏滯阻尼系數(shù)增大，“捏縮”現(xiàn)象消失.由于在預(yù)應(yīng)力縱筋受拉斷裂后，非預(yù)應(yīng)力筋可以與混凝土共同作用以發(fā)揮高強(qiáng)混凝土的強(qiáng)度高的優(yōu)勢(shì)，以及非預(yù)應(yīng)力筋在塑性變形能力方面的優(yōu)勢(shì)明顯，所以試件的耗能能力及變形能力等抗震性能得到明顯提高.

2.3.2 延性性能分析

試件的位移延性系數(shù)為極限位移與屈服位移的比值，主要對(duì)延性結(jié)構(gòu)構(gòu)件局部的相對(duì)延性進(jìn)行評(píng)價(jià)［6］.研究者采用能量等面積法［7］，對(duì)試件的位移延性系數(shù)進(jìn)行計(jì)算.各試件的位移延性系數(shù)見(jiàn)表4.

通過(guò)試件的位移延性系數(shù)的對(duì)比發(fā)現(xiàn)，對(duì)于相同樁型的管樁試件P4和P2，P3和P1的屈服位移和極限位移隨著樁徑增大而減小，位移延性系數(shù)也有所減小;對(duì)于相同樁徑的試件P4和P3，P1和P2，其屈服位移和極限位移隨著樁型的不同而變化，預(yù)應(yīng)力筋配筋率較高的AB型樁試件P3和P1的屈服位移與極限位移明顯大于相同條件下的A型樁試件P4，P2，其位移延性系數(shù)也較后者有大幅的提高，樁徑為400 mm的P1試件(AB型)位移延性系數(shù)較P2(A型)增大了35%，樁徑為500 mm的P3試件(AB型)位移延性系數(shù)較P4(A型)增大了約70%，以上兩點(diǎn)表明樁型與樁徑對(duì)預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁的位移延性性能均有影響，且樁型即樁身預(yù)應(yīng)力筋配筋率對(duì)其延性性能的影響更加顯著，管樁的變形能力隨其樁身預(yù)應(yīng)力筋配筋率的增加而明顯增強(qiáng).

表4 位移延性系數(shù)Tab.4 Displacement ductility coefficient

與原型試件P4相比，增配了直徑為16 mm普通鋼筋的改善型試件P5的位移延性性能明顯改善，屈服位移增加了20%，極限位移增加了63%，位移延性系數(shù)增大了38%，這表明增配的非預(yù)應(yīng)力筋使樁身混凝土的應(yīng)力分布變得更加均勻，從而使預(yù)應(yīng)力混凝土管樁的受力狀況得到改善，進(jìn)而改善了管樁的延性性能.

3 結(jié)論

(1)在低周往復(fù)荷載作用下，預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁主要處于樁身中部彎矩作用下的受彎狀態(tài)，由于管樁預(yù)應(yīng)力筋的脆性斷裂嚴(yán)重制約了高強(qiáng)混凝土的裂縫發(fā)展，使得受彎狀態(tài)下的管樁存在延性較差、變形及耗能能力較低等不足，限制了管樁混凝土強(qiáng)度高等性能優(yōu)勢(shì)的發(fā)揮.

(2)管樁的延性性能、變形能力等抗震性能隨著樁徑的增大而降低;而隨著預(yù)應(yīng)力筋配筋率的提高，破壞的脆性特征及剛度退化現(xiàn)象減弱，延性性能及變形能力明顯增強(qiáng)，抗震性能有所改善.

(3)配置一定數(shù)量的非預(yù)應(yīng)力筋可以改善預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁樁身的受力特性，充分發(fā)揮其承載性能高的優(yōu)勢(shì)，從而可以有效地提高管樁的水平承載力、改善其在延性性能、變形及耗能能力等方面的抗震性能.

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