先張法預應力離心混凝土鋼絞線樁及其機械連接接頭的抗拉性能試驗研究

干 鋼， 曾 凱， 俞曉東， 龔順風， 陳 剛， 徐銓彪

(1浙江大學建筑設計研究院有限公司，杭州 310028；2 浙江大學平衡建筑研究中心， 杭州 310028；3 寧波一中管樁有限公司， 寧波 315450； 4 浙江大學結構工程研究所， 杭州 310058)

0 引言

隨著我國城市化進程步伐的加快，地下空間的開發(fā)利用得到迅猛發(fā)展。然而地下結構埋深的增加，其承受的浮力也隨之增加，如何有效地解決好地下結構的抗浮問題是工程界關注的一個重要問題。目前，對于抗浮要求較高的地下結構一般采用設置抗拔樁的形式來解決，主要有鉆孔灌注樁、預應力混凝土預制樁等。當采用鉆孔灌注樁作為抗拔樁時，由于混凝土抗拉強度低，必須在鉆孔灌注樁中配置大量的鋼筋才能使樁身混凝土裂縫控制在規(guī)范允許的范圍之內(nèi)，以避免因混凝土裂縫過大而導致樁身鋼筋受地下水或化學有害物質(zhì)的侵蝕，從而影響其耐久性；當采用預應力混凝土預制樁作為抗拔樁時，由于配置預應力鋼筋在樁身結構中形成一定的預應力用以抵抗其可能承受的拉力，所以能確保樁身在工作狀態(tài)下混凝土不出現(xiàn)裂縫。目前較常用的預應力高強混凝土管樁、預應力復合配筋混凝土管樁就屬于這一類預應力混凝土預制樁。文獻[1]對上述兩類樁的性價比進行了比較，認為作為抗拔樁，預應力高強混凝土管樁的造價約為鉆孔灌注樁的60%，從而可以大幅度降低樁基礎的工程造價，同時預應力高強混凝土管樁還具有承載力高、施工速度快、樁身質(zhì)量穩(wěn)定、施工方便等諸多優(yōu)點。正因為如此，近十幾年來，預應力混凝土管樁作為抗拔樁在工程中得到了廣泛的應用，尤其是在一些重點工程中，如廣東奧林匹克體育場[2]、上海世博會主題館[1]、東方藝術中心[3]等。

先張法預應力離心混凝土鋼絞線樁(簡稱鋼絞線樁)是一種采用離心工藝生產(chǎn)的、配置高強度、低松弛鋼絞線作為縱向預應力筋或同時配置熱軋帶肋鋼筋的新型預應力混凝土預制樁。為了方便起見，將僅配置高強度、低松弛鋼絞線作為縱向預應力筋的鋼絞線樁稱之為純鋼絞線樁；既配置高強度、低松弛鋼絞線作為縱向預應力筋，同時又配置熱軋帶肋鋼筋的鋼絞線樁稱之為復合配筋鋼絞線樁。與先張法預應力高強混凝土管樁相比，鋼絞線樁具有更高的豎向承載力，且其抗彎和抗剪性能也更好，同時又具有更高的變形延性[4-6]。由于選用高強度、低松弛、抗拉強度不小于1 860MPa的1×7結構鋼絞線作為預應力筋，所以可以設計出有效預壓應力高于10N/mm2的樁型，從而可以獲得較先張法預應力混凝土管樁更高的抗裂彎矩、抗剪承載力和抗拉承載力。

預制樁段之間的可靠連接是確保樁身傳遞抗拔力的關鍵。本文根據(jù)鋼絞線樁的構建特點[4-7]，提出了一種抱箍加焊接組合式機械連接方式。該機械連接方式利用鋼絞線樁端板的最小厚度達到30mm以上，且強度滿足Q345B鋼的特點，在端板周邊設計成可用于樁段間機械連接的凹字形卡槽，并專門設計了一種與凹字形卡槽相匹配的抱箍式U形連接卡箍，U形連接卡箍間采用焊接連接。從而使該抱箍式U形連接接頭既能使樁段之間得到快速、可靠的連接，又能有效地傳遞樁身所受的荷載，形成了一種有效的抱箍加焊接組合式機械連接方式。

管樁樁身結構的抗拉性能一直受到工程界的關注。汪加蔚等[8]對預應力混凝土管樁樁身的抗拉強度、管樁接頭焊縫抗拉強度及填芯鋼筋混凝土與管樁內(nèi)壁的粘結強度進行了研究，通過對上述三種情況共11根試件試驗結果進行分析，提出了管樁抗拉承載力設計值和管樁抗拉極限承載力的計算公式。李偉興等[1]對作為抗拔樁使用的管樁焊接連接方式進行了改進，采用加厚外套箍和外貼鋼板焊接的連接方式，并通過試驗對比驗證了改進型接樁節(jié)點較傳統(tǒng)的焊接連接方式在受力性能、施工工藝、焊接質(zhì)量等方面均有明顯改善。鄭秀娟等[9]通過對預應力混凝土管樁進行抗拔靜載試驗和室內(nèi)足尺試驗，研究樁身抗拉結構性能，根據(jù)試驗樁破壞形式，找出管樁抗拔薄弱部位。本文對該鋼絞線樁及其機械連接接頭開展足尺抗拔性能試驗，研究其抗拉承載力、破壞形式及裂縫分布，為該新型樁型的設計和工程應用提供重要的依據(jù)。

1 抱箍加焊接組合式機械連接接頭的設計

抱箍加焊接組合式機械連接接頭由端板的凹字形卡槽和采用焊接的抱箍式U形連接卡箍組成。其中抱箍式U形連接卡箍由2個尺寸相同、弧度為180°的半圓形U形連接卡箍組成，如圖1所示。U形連接卡箍的尺寸根據(jù)各類型的先張法預應力離心混凝土鋼絞線樁的抗彎、抗剪性能并通過計算確定。U形連接卡箍材質(zhì)可根據(jù)鋼絞線樁的樁身力學性能選用Q345B鋼，連接卡箍兩端設有坡口用于焊接連接。該U形連接卡箍的特點是傳力路徑簡單、可靠，加工精度容易控制，施工時安裝方便、焊接時間短，體現(xiàn)了機械連接和焊接連接各自的優(yōu)點，同時不會造成在采用機械嚙合式接頭法和鋼筋連接式接頭法時低應變檢測樁身完整性的難題。U形連接卡箍的設計除了需滿足樁身抗拉強度的要求外，尚需滿足抗腐蝕的要求。圖2為一鋼絞線樁采用抱箍加焊接組合式機械連接接頭后再在接樁處側(cè)面涂刷環(huán)氧防腐瀝青漆的情形。

假定U形連接卡箍在軸心受拉時其作用面的應力分布是均勻的，取單位長度U形連接卡箍，根據(jù)其截面應滿足抗彎、抗拉及抗剪強度的要求，U形連接卡箍各尺寸應滿足下式要求：

(1a)

(1b)

(1c)

式中：t1為U形連接卡箍嵌入端板的厚度；t2為U形連接卡箍寬度；t3為U形連接卡箍嵌入端板的長度；ξ為無量綱系數(shù)；N為樁身抗拉承載力設計值；D4為U形連接卡箍內(nèi)徑；D5為U形連接卡箍卡槽直徑；D6為U形連接卡箍外徑；fy為U形連接卡箍材料抗拉強度設計值；fv為U形連接卡箍材料抗剪強度設計值。

軸向抗拉試件幾何尺寸、配筋規(guī)格和有效預壓應力 表1

2.1 試驗概況

圖2 鋼絞線樁采用機械連接接頭后在接樁處側(cè)面涂刷環(huán)氧防腐瀝青漆

本次試驗重點研究鋼絞線樁樁身及其新型機械連接接頭的抗拉性能，將樁身混凝土裂縫寬度達到1.50mm、樁身受拉鋼筋斷裂、端板破壞或錨固夾片破壞、接頭破壞判斷為試驗終止加載的條件。選取8種樁型的鋼絞線樁，其中純鋼絞線樁和復合配筋鋼絞線樁試件各3個，純鋼絞線樁帶新型機械連接接頭試件為2個。純鋼絞線樁試件編號分別為試件1～3，復合配筋鋼絞線樁試件編號分別為試件4～6，純鋼絞線樁帶新型機械連接接頭的試件編號分別為試件7，8。除純鋼絞線樁帶新型機械連接接頭試件的長度為1.4m外，其余試件長度均為2.8m，純鋼絞線樁和復合配筋鋼絞線樁試件的幾何尺寸及配筋見表1和圖3，其中D為樁身外徑；Dp為預應力鋼筋分布圓直徑；t為樁身壁厚；ρs為縱向鋼筋配筋率；σce為樁身混凝土有效預壓應力，根據(jù)《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010—2010)的10.2條相關內(nèi)容進行計算。根據(jù)公式(1)計算并設計的U形連接卡箍相關參數(shù)見表2。

圖3 鋼絞線樁軸向抗拉試件配筋示意圖

樁身混凝土設計強度等級為C90，在制作試件的同時制作9個100mm×100mm×100mm的立方體試塊,試塊養(yǎng)護條件與試件養(yǎng)護條件相同，實測混凝土抗壓強度平均值為109.4MPa。根據(jù)文獻[9]提出的換算公式進行計算，混凝土的標準立方體軸心抗拉強度標準值ftk=4.5MPa。預應力筋采用抗拉強度不小于1 860MPa的1×7低松弛鋼絞線，非預應力鋼筋采用熱軋帶肋鋼筋，螺旋箍筋采用甲級冷拔低碳鋼絲，分別選取φS11.1鋼絞線、16熱軋帶肋鋼筋各3根進行材料性能拉伸試驗，測得其彈性模量Es、屈服強度fy和極限強度fu如表3所示。

端板及U形連接卡箍參數(shù) 表2

鋼材材料參數(shù) 表3

2.2 試驗加載裝置

試驗加載參考《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)[10]，每根鋼絞線樁試件長2.8m，將試件豎向安裝，下部支座通過軸桿與試驗機下部固定。采用YAW-10000F型電液伺服多功能試驗機對試件進行軸向加載，試件軸向抗拉試驗加載示意及照片如圖4所示。加載過程如下：1)按抗拉極限荷載理論值的10%對試件分級加載至抗拉開裂荷載理論值的90%，此后按抗拉極限荷載理論值的5%進行加載，直到試件出現(xiàn)第一條裂縫；2)試件出現(xiàn)第一條裂縫后按抗拉極限荷載理論值的10%對試件分級加載至抗拉極限荷載理論值的90%，此后改為抗拉極限荷載理論值的5%進行加載，加載至抗拉極限荷載；3)改為位移加載，直至試件發(fā)生破壞；4)對試件進行卸載，記錄試件破壞時樁身的裂縫分布情況。

在試驗中，試件的頂面豎向位移由試驗機加載端的位移傳感器讀??；應變通過電阻應變片測得，測點布置如圖4所示，沿試件高度方向每隔700mm布置1組應變片，每組應變片沿樁身外周均勻布置，共12片；應變數(shù)據(jù)通過DH3816靜態(tài)應變測試系統(tǒng)進行采集。位移計布置于試件兩側(cè)端板延伸位置，采用50mm量程數(shù)字位移計，上下各布置2支，共4支。此外，樁身的裂縫寬度由DJCK-2型裂縫測寬儀進行測讀，裂縫的分布及發(fā)展采用數(shù)碼攝像裝置進行記錄。

圖4 試件軸向抗拉試驗加載示意及照片

圖5 軸向抗拉試驗所測得的荷載-拉伸量曲線

3 試驗結果及分析

3.1 軸向抗拉承載力及裂縫分布

圖5為試驗測得的8個試件P-S曲線，S為試件軸向拉伸量，P為試件所承受的拉力[11]。從圖5可以看出，加載初期至試件出現(xiàn)第一條環(huán)向裂縫，試件始終處于彈性受力階段，且試件的抗拉剛度很大，其軸向變形及各個截面的應變數(shù)值均較小，完全呈線性變化。

純鋼絞線樁試件(試件1～3)分別在拉力達到849，1 444，1 878kN時樁身出現(xiàn)第一條環(huán)向裂縫，隨著荷載的增加，試件的軸向變形仍然與荷載呈現(xiàn)線性變化，但環(huán)向裂縫沿試件高度方向逐漸增多，且分布比較均勻；在拉力達到918，1 638，2 020kN時試件1～3變形持續(xù)增大，接近試驗機的位移測量限值，此時裂縫的最大寬度已均大于1.5mm，分別達到2.7，2.42，2.14mm，加載終止，此時試件1～3的裂縫分布如圖6所示。

圖6 鋼絞線樁軸向抗拉試驗裂縫分布圖

復合配筋鋼絞線樁試件(試件4～6)分別在拉力達到934，1 461，1 864kN時樁身出現(xiàn)第一條環(huán)向裂縫。隨著荷載的增加，與純鋼絞線樁試件一樣，復合配筋鋼絞線樁試件的軸向變形仍然與荷載呈現(xiàn)線性變化，環(huán)向裂縫沿試件高度方向逐漸增多，且分布比較均勻；但裂縫及其寬度的增加使樁身抗拉剛度逐漸降低，變形加快，當拉力分別達到1 358，2 407，2 897kN時，試件4～6出現(xiàn)破壞，其中試件4和試件6在一端端板處出現(xiàn)熱軋帶肋鋼筋與端板焊接拉脫，此時試件4～6裂縫的最大寬度分別為1.42，1.3，1.06mm，裂縫分布如圖6所示。比較試件1～3的裂縫分布可以發(fā)現(xiàn)，增加熱軋帶肋鋼筋的配筋后，不僅樁的極限抗拉承載力得到了大幅提高，而且破壞時其裂縫變得細而密。復合配筋鋼絞線樁試件最大裂縫寬度只有純鋼絞線樁試件最大裂縫寬度的50%左右。

帶機械連接接頭的純鋼絞線樁試件7在拉力達到2 045kN時出現(xiàn)第一條裂縫，試件8在拉力達到1 929kN時出現(xiàn)第一條裂縫，試件7、試件8的拉伸量分別在拉力達到2 499，2 485kN時小于6mm，由于加載至試驗機的極限，這兩個試件均未拉伸至破壞，P-S曲線如圖5(d)所示。試件7卸載前裂縫最大寬度1.10 mm，樁身出現(xiàn)9條橫向裂縫；試件8卸載前裂縫最大寬度0.82mm，樁身出現(xiàn)10條橫向裂縫。U形連接卡箍的外側(cè)產(chǎn)生壓變形，壓應變平均值約為2.0×10-3。

3.2 試驗結果分析

鋼絞線樁軸心受拉時，隨著拉力的增加，樁身的有效預壓應力逐漸減少，參照文獻[12]，樁身的樁身軸心受拉承載力可根據(jù)樁所處的地質(zhì)環(huán)境條件、受力特性等按以下三種狀態(tài)進行控制。

(1)按一級裂縫(即樁身不出現(xiàn)拉應力)控制的抗拉承載力，可按下式計算：

Nk≤σceA0

(2)

式中：Nk為荷載效應的標準組合；σce為樁身混凝土的有效預壓應力；A0為樁身截面換算面積，A0=A+[(Es/Ec)-1]Ap，其中A為樁身截面面積，Ap為樁身配筋面積，Es，Ec分別為鋼絞線(或熱軋帶肋鋼筋)、混凝土的彈性模量。

值得注意的是，對于純鋼絞線樁，截面換算面積A0僅含鋼絞線的換算面積；而對于復合配筋鋼絞線樁，截面換算面積A0中應包含鋼絞線和熱軋帶肋鋼筋的換算面積。

(2)樁身按二級裂縫(即樁身不出現(xiàn)裂縫)控制的抗拉承載力，可按下式計算：

Nk≤σceA0+ftkAn

(3)

式中：Nk為荷載效應的標準組合；ftk為樁身混凝土的軸心抗拉強度標準值；An為樁身混凝土凈面積。

(3)樁身抗拉承載力設計值，可按下式計算：

純鋼絞線樁

N≤CfpyAp

(4a)

復合配筋鋼絞線樁

N≤C(fpyAp+fyAy)

(4b)

式中：N為荷載效應的基本組合；fpy,fy分別為鋼絞線、熱軋帶肋鋼筋的抗拉強度設計值；Ap,Ay分別為鋼絞線、熱軋帶肋鋼筋的配筋面積；C為考慮樁身軸拉力存在偏心等因素的綜合影響系數(shù)，建議取0.9。

試件抗拉承載力理論值和實測值 表4

從表4中可以看出，各試件在軸心受拉時，若按一級裂縫控制樁身的受拉承載力，那么開裂拉力實測值是其受拉承載力理論值的1.28～1.79倍，說明采用式(2)計算樁身的受拉承載力有較大的安全余量。對于在一般建筑物的使用并不經(jīng)濟，可以用于重要建筑物或場地環(huán)境抗腐蝕要求高的建筑物。對比按二級裂縫控制樁身的受拉承載力理論計算值與開裂拉力實測值可以看出，ftk取混凝土軸心抗拉強度標準值時得到的理論計算值均小于開裂拉力實測值，開裂拉力實測值較理論計算值大1%～18%，說明采用式(3)是安全的；ftk取混凝土軸心抗拉強度實測值時得到的理論計算值與開裂拉力實測值十分接近，這說明本次試驗中所采用試件的混凝土強度實測值和樁身有效預壓應力理論計算值是準確的、符合實際情況的。對比各試件的樁身極限抗拉承載力理論值和實測值可以看出，除試件4實測值略小于理論值外，其余各試件實測值均略大于理論值，說明按式(4a)，(4b)計算樁身的樁身抗拉承載力設計值是可行的，且有一定的安全余量。從開裂拉力實測值和極限抗拉承載力實測值的比較看，鋼絞線樁開裂后，隨著荷載的增加，純鋼絞線樁抗拉承載力仍有較大的提升，極限抗拉承載力實測值較開裂拉力實測值大8%～29%；復合配筋鋼絞線樁抗拉承載力仍有很大的提高，極限抗拉承載力實測值較開裂拉力實測值大45%～65%。從帶機械連接接頭的純鋼絞線樁試件的理論值和實測值的比較看，采用式(1)進行抱箍式U形連接卡箍各尺寸的設計是安全的。

4 結論

(1)鋼絞線樁按一級裂縫控制樁身的受拉承載力(即式(2))有較大的安全余量，按二級裂縫控制樁身的受拉承載力(即式(3))是安全的，按式(4a)，(4b)計算樁身的樁身抗拉承載力設計值是可行的，且有一定的安全余量。具體選用哪個公式計算鋼絞線樁樁身的受拉承載力主要取決于樁基所處的工程地質(zhì)環(huán)境及其建筑物的重要性等級。

(2)抱箍式U形連接卡箍具有良好的抗拉承載力，且與鋼絞線樁之間連接方便，可靠。采用式(1)進行抱箍式U形連接卡箍各尺寸的設計是安全的。

(3)鋼絞線樁在軸心抗拉時裂縫分布均勻，破壞時表現(xiàn)出良好的變形性能，復合配筋鋼絞線樁裂縫較純鋼絞線樁的裂縫分布更密，寬度也更細，只有純鋼絞線樁裂縫寬度的50%左右。

(4)復合配筋鋼絞線樁與純鋼絞線樁比較，對于開裂抗拉承載力(拉力)二者較為接近，但復合配筋鋼絞線樁的極限抗拉承載力較同尺寸純鋼絞線樁提高43%～48%。所以僅僅為控制樁身不出現(xiàn)裂縫而選用復合配筋鋼絞線樁是不經(jīng)濟的。

(5)純鋼絞線樁的破壞模式基本上是裂縫寬度超過試驗控制標準，復合配筋鋼絞線樁的破壞模式基本上是端板處熱軋帶肋鋼筋拉脫。