郭 楊，吳 平

(1.安徽省建筑科學(xué)研究設(shè)計(jì)院，安徽 合肥 230031；2.綠色建筑與裝配式建造安徽省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 合肥 230031)

0 引言

預(yù)應(yīng)力混凝土管樁具有豎向承載力高、經(jīng)濟(jì)性好及施工周期短等優(yōu)點(diǎn)，已被廣泛應(yīng)用于建筑工程、基坑工程及邊坡工程等領(lǐng)域[1]；但PHC管樁側(cè)向承載力較差，在水平荷載作用下常因結(jié)構(gòu)受彎及受剪承載力不足而出現(xiàn)樁身開裂、傾斜及斷樁等質(zhì)量缺陷[2]，在基坑支護(hù)等工程中應(yīng)用存在一定的局限性。為了提高PHC管樁的受彎和受剪承載力，常采取增大PHC管樁結(jié)構(gòu)尺寸(如直徑、壁厚等)[3]、配置填芯混凝土[4-5]、配置非預(yù)應(yīng)力筋(普通鋼筋[6-11]、纖維材料復(fù)合筋[12-15])等措施；其中在PHC管樁中加入非預(yù)應(yīng)力鋼筋，形成復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁[9-11]，逐步被應(yīng)用于基坑工程、邊坡工程及高樁碼頭等領(lǐng)域。因此，復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁的受彎和受剪承載性能成為研究重點(diǎn)。

國內(nèi)對(duì)復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁的受彎和受剪承載性能研究已有部分研究成果，但存在的不足之處在于：復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁的受彎和受剪試驗(yàn)數(shù)據(jù)不足，對(duì)不同配筋率的復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁受彎和受剪試驗(yàn)性能與破壞過程研究較少；現(xiàn)有的受彎和受剪承載力計(jì)算公式較多。因此，本文對(duì)不同配筋率下2種常用規(guī)格的復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁進(jìn)行受彎和受剪性能試驗(yàn)研究，詳細(xì)分析2種規(guī)格復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁的受力特性和破壞過程，對(duì)比歸納現(xiàn)有復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁受彎和受剪承載力計(jì)算方法。試驗(yàn)結(jié)果可為復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁在基坑支護(hù)、高樁碼頭和海岸支護(hù)等工程領(lǐng)域中應(yīng)用提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

試件采用PRC600AB-Ⅰ和PRC600AB-Ⅱ兩種樁型，每種樁型制作2根試驗(yàn)樁，配筋完全相同，每根試件長度均為12.0m，分別進(jìn)行受彎和受剪試驗(yàn)；具體試驗(yàn)樁幾何尺寸和配筋如圖1，表1所示。試驗(yàn)樁的生產(chǎn)參照09YG101《混合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁》[16]相關(guān)參數(shù)。

表1 試驗(yàn)樁基本參數(shù)

圖1 樁身剖面

樁身混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C60，制作試件時(shí)同時(shí)制作6個(gè)150mm×150mm×150mm標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，養(yǎng)護(hù)條件與試件相同，試驗(yàn)當(dāng)天測得的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值64.9MPa，如圖2a所示。預(yù)應(yīng)力筋采用φT10.7低松弛預(yù)應(yīng)力混凝土用螺旋槽鋼棒，取3根進(jìn)行材料性能拉伸試驗(yàn)(見圖2b)，測得抗拉強(qiáng)度平均值為1 442.1MPa，彈性模量平均值為195GPa。螺旋箍筋采用φb5甲級(jí)冷拔低碳鋼絲，選用同批次3根進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，測得抗拉強(qiáng)度平均值為608.3MPa，彈性模量平均值為199GPa。非預(yù)應(yīng)力鋼筋采用φ12 HRB400級(jí)螺旋鋼筋，測得抗拉強(qiáng)度平均值為442.6MPa。

圖2 材料性能試驗(yàn)

2 試驗(yàn)裝置及加載方案

試驗(yàn)裝置參考GB 13476—2009《先張法預(yù)應(yīng)力混凝土管樁》與DB 34/5005—2014《先張法預(yù)應(yīng)力混凝土管樁基礎(chǔ)技術(shù)規(guī)程》[17-18]設(shè)計(jì)而成，分加載系統(tǒng)和測量系統(tǒng)兩部分；使用2 000kN液壓千斤頂和伺服控制液壓加載泵進(jìn)行加載，如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)裝置示意

采用5cm數(shù)字位移計(jì)測量試件變形撓度(見圖3a中A～I(xiàn)和圖3b中A～G)；試件表面混凝土應(yīng)變測量采用100mm×3mm電阻應(yīng)變片，使用DH3816靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)采集記錄應(yīng)變量。裂縫寬度測量采用裂縫測寬儀，裂縫分布及發(fā)展記錄采用數(shù)碼攝像裝置。受彎和受剪試驗(yàn)裝置的主要區(qū)別在于支座、位移計(jì)及應(yīng)變測點(diǎn)位置不同。試驗(yàn)現(xiàn)場如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)現(xiàn)場

受彎和受剪試驗(yàn)按GB 13476—2009《先張法預(yù)應(yīng)力混凝土管樁》相關(guān)要求進(jìn)行加載。受彎試驗(yàn)的加載方式為：①按抗裂彎矩20%(0.2)的級(jí)差由0加載至80%(0.8)，每級(jí)荷載的持續(xù)時(shí)間3min；②按10%(0.1)的級(jí)差繼續(xù)加載至100%(1)，每級(jí)荷載的持續(xù)時(shí)間3min，并觀察是否有裂縫出現(xiàn)，若出現(xiàn)裂縫，測定并記錄裂縫寬度；③按極限彎矩5%(0.05)的級(jí)差繼續(xù)加載至試驗(yàn)樁破壞，測定和記錄每級(jí)荷載下的裂縫寬度。試驗(yàn)終止條件為：受拉區(qū)混凝土最大裂縫寬度達(dá)1.5mm，受拉鋼筋拉斷或受壓區(qū)混凝土被壓碎。

受剪試驗(yàn)的加載方式為：①按抗裂剪力20%(0.2)的級(jí)差由0加載至80%(0.8)，每級(jí)荷載的持續(xù)時(shí)間為3min；②按10%(0.1)的級(jí)差繼續(xù)加載至100%(1)，每級(jí)荷載的持續(xù)時(shí)間為3min，觀察是否有裂縫出現(xiàn)，若出現(xiàn)裂縫，測定并記錄裂縫寬度；③如果加載至100%(1)時(shí)未出現(xiàn)裂縫，按5%(0.05)的級(jí)差繼續(xù)加載至裂縫出現(xiàn)，每級(jí)荷載的持續(xù)時(shí)間為3min，測定并記錄裂縫寬度。試驗(yàn)終止條件為：最大剪切裂縫寬度達(dá)6mm或受壓區(qū)混凝土破碎。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 受彎性能試驗(yàn)

對(duì)2種常用規(guī)格2根復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁進(jìn)行了受彎試驗(yàn)，試件F1和F2的不同之處在于非預(yù)應(yīng)力筋配置數(shù)量不同，其他如預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量、預(yù)應(yīng)力水平、箍筋間距等配置均相同。

3.1.1試驗(yàn)現(xiàn)象

2種規(guī)格試件的彎矩-跨中撓度曲線如圖5所示。

圖5 彎矩-跨中撓度曲線

由圖5可看出，F(xiàn)1和F2復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁的彎矩-跨中撓度曲線類似，可分為彈性變形、裂縫逐步發(fā)展、破壞和卸載4個(gè)階段。裂縫出現(xiàn)前，2根樁跨中撓度隨著荷載的增加呈線性增大，曲線斜率基本一致；開裂后，2根樁的曲線斜率變緩，說明隨著荷載的增加撓度發(fā)展更快，其中F1號(hào)樁的斜率大于F2號(hào)樁；最終破壞時(shí)，F(xiàn)1號(hào)樁的跨中撓度和彎矩均大于F2號(hào)樁。當(dāng)荷載卸載至0時(shí)，F(xiàn)1號(hào)樁殘余撓度明顯大于F2號(hào)樁，整個(gè)加載過程中F1號(hào)樁的彈性變形明顯小于F2號(hào)樁。

F1號(hào)樁最終破壞時(shí)裂縫分布如圖6所示，結(jié)合圖5可見，當(dāng)荷載增加至0.45Mu(極限彎矩Mu=600.6kN·m)時(shí)，在純彎段受拉區(qū)位置首先出現(xiàn)2條對(duì)稱豎向裂縫1，2，此時(shí)跨中撓度為8.90mm，管樁進(jìn)入帶裂縫工作階段；隨著荷載的增加，豎向裂縫繼續(xù)發(fā)展，當(dāng)荷載增加到0.50Mu時(shí)，分別在加載點(diǎn)位置處產(chǎn)生新的裂縫3，4；剪彎段產(chǎn)生新的裂縫5，6，跨中撓度隨之增加；當(dāng)荷載增加至0.54Mu時(shí)，純彎段已有裂縫1，2，3號(hào)之間產(chǎn)生豎向裂縫1-2號(hào)和1-3號(hào)；繼續(xù)增加至0.59Mu時(shí)，裂縫開展至距跨中左、右各1.3m范圍，剪彎段對(duì)稱產(chǎn)生新的裂縫7，8號(hào)，剪彎段6號(hào)裂縫和加載點(diǎn)位置處豎向裂縫3號(hào)萌生新的裂縫3-6號(hào)；當(dāng)荷載增加至0.63Mu時(shí)，剪彎段向支座方向?qū)ΨQ產(chǎn)生斜裂縫9，10號(hào)，并在斜裂縫5，8號(hào)間產(chǎn)生新的裂縫5-8號(hào)；繼續(xù)增加至0.68Mu時(shí)，剪彎段向左支座方向產(chǎn)生11號(hào)裂縫，且在裂縫8，9號(hào)之間產(chǎn)生8-9號(hào)裂縫；荷載繼續(xù)增加至0.73Mu時(shí)，剪彎段向右支座方向萌生12號(hào)裂縫，且分別在豎向裂縫2，4號(hào)和彎曲裂縫5號(hào)之間產(chǎn)生裂縫2-4號(hào)和4-5號(hào)；隨著荷載增加至0.86Mu時(shí)，剪彎段向支座方向繼續(xù)萌生裂縫13，14，15號(hào)，此時(shí)跨中最大撓度達(dá)45.71mm，其中5號(hào)裂縫高達(dá)42cm(豎向截面高)；當(dāng)荷載增加至0.91Mu時(shí)，剪彎段12號(hào)和15號(hào)裂縫間萌生12-15號(hào)裂縫，1號(hào)裂縫寬度達(dá)1mm；繼續(xù)增加荷載至0.95Mu時(shí)，無新的裂縫萌生，裂縫不斷發(fā)展，1號(hào)裂縫寬度達(dá)1.2mm，加載點(diǎn)間的混凝土開裂，此時(shí)跨中撓度達(dá)60.40mm；繼續(xù)增加荷載至Mu時(shí)，加載點(diǎn)間的混凝土破碎，此時(shí)1號(hào)裂縫寬度>1.5mm，跨中最大撓度達(dá)69.46mm，根據(jù)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)[19]判定F1號(hào)試樣破壞。

F2號(hào)樁最終破壞時(shí)裂縫分布如圖7所示。結(jié)合彎矩-跨中撓度曲線綜合分析得：當(dāng)荷載增加至0.46Mu(極限彎矩Mu=527.7kN·m)時(shí)，在純彎段受拉區(qū)出現(xiàn)豎向裂縫1號(hào)，此時(shí)跨中撓度為7.61mm，管樁進(jìn)入帶裂縫工作階段；當(dāng)荷載增加至0.51Mu時(shí)，分別在加載點(diǎn)位置處產(chǎn)生新的裂縫2，3號(hào)，跨中撓度隨之增加；當(dāng)荷載增加至0.56Mu時(shí)，剪彎段產(chǎn)生裂縫4，5號(hào)，純彎段已有裂縫1，3號(hào)之間產(chǎn)生豎向裂縫1-3號(hào)；繼續(xù)增加至0.61Mu時(shí)，向支座方向?qū)ΨQ萌生新的裂縫6，7號(hào)，剪彎段已有裂縫4，6號(hào)之間萌生新的裂縫4-6號(hào)；當(dāng)荷載增加至0.66Mu時(shí)，剪彎段向右支座方向產(chǎn)生斜裂縫8號(hào)，并在加載點(diǎn)位置處裂縫2，4號(hào)間產(chǎn)生新的裂縫2-4號(hào)；繼續(xù)增加至0.76Mu時(shí)，剪彎段向支座方向?qū)ΨQ產(chǎn)生裂縫9，10號(hào)與11，12號(hào)；荷載繼續(xù)增加至0.85Mu時(shí)，剪彎段向支座方向?qū)ΨQ萌生裂縫13，14號(hào)，在豎向裂縫1-3號(hào)和3號(hào)之間產(chǎn)生裂縫1-3-3號(hào)，剪彎段7號(hào)裂縫往加載點(diǎn)方向擴(kuò)展時(shí)萌生新的裂縫5-7號(hào)，此時(shí)裂縫開展至跨中左、右1.8m；隨著荷載增加至0.90Mu時(shí)，在豎向裂縫1-3號(hào)和2號(hào)之間萌生1-3-2號(hào)裂縫，此時(shí)跨中最大撓度達(dá)49.85mm；當(dāng)荷載增加至0.95Mu時(shí)，剪彎段無新裂縫萌生，3號(hào)裂縫寬度達(dá)1.2mm；繼續(xù)增加荷載至Mu時(shí)，裂縫不斷發(fā)展，3號(hào)裂縫寬度達(dá)1.5mm而判定試樣破壞，此時(shí)跨中撓度達(dá)66.48mm。

圖7 F2號(hào)樁裂縫分布與破壞形態(tài)

由圖6，7對(duì)比可見，2根樁的破壞特征、裂縫數(shù)及裂縫分布跨度有較大差別：破壞時(shí)F1號(hào)樁受壓區(qū)混凝土破碎且受拉區(qū)最大裂縫寬度達(dá)1.5mm，而F2號(hào)樁僅因受拉區(qū)最大裂縫寬度達(dá)1.5mm而破壞；與F2號(hào)樁相比，F(xiàn)1號(hào)樁破壞時(shí)裂縫分布跨度更大，裂縫數(shù)量更多且分布更均勻。

3.1.2撓度發(fā)展

F1號(hào)和F2號(hào)樁受彎試驗(yàn)撓度發(fā)展情況如圖8所示。結(jié)合圖5可看出，開裂前2根樁的彎矩-跨中撓度曲線均呈線性關(guān)系，且撓度值較小，2根樁曲線斜率基本一致，說明開裂前主要由混凝土和預(yù)應(yīng)力筋承受荷載作用；開裂后2根樁的曲線斜率均減小，但F1號(hào)樁的曲線斜率大于F2號(hào)樁，撓度增長速度逐步加快；卸載后F1號(hào)樁的跨中撓度明顯小于F2號(hào)樁，前者的彈性變形小于后者。整體看來，相較于F1號(hào)樁，開裂后F2號(hào)樁撓度發(fā)展曲線更加平滑。

圖8 受彎試驗(yàn)構(gòu)件撓度曲線

3.1.3受彎承載力

目前國內(nèi)對(duì)復(fù)合配筋(混合配筋)預(yù)應(yīng)力混凝土管樁受彎承載力計(jì)算主要采用以下方法。

1)方法1 GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(2015年版)[20]中普通鋼筋和預(yù)應(yīng)力鋼棒對(duì)混凝土構(gòu)件提供的受彎承載力進(jìn)行疊加后，得到復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁受彎承載力極限值計(jì)算公式。

2)方法2 JGJ/T 406—2017《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》[19]中考慮管樁實(shí)際制作上的誤差及保證率，在按方法1計(jì)算受彎承載力極限值后乘以折減系數(shù)(取0.95)。

3)方法3 文獻(xiàn)[9]提出參考GB 50010—2010 《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(2015年版)[20]中預(yù)應(yīng)力和鋼筋混凝土環(huán)形截面受彎承載力的計(jì)算公式，考慮非預(yù)應(yīng)力鋼筋的作用。該計(jì)算方式與09YG101《混合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁》[16]中第7.4條PRC管樁正截面受彎極限承載力計(jì)算公式一致。

4)方法4 國內(nèi)也有學(xué)者考慮預(yù)應(yīng)力筋與非預(yù)應(yīng)力筋在受力過程中的協(xié)同作用，提出復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁正截面受彎承載力極限值計(jì)算公式。

根據(jù)4種方法對(duì)試驗(yàn)樁受彎承載力進(jìn)行計(jì)算，并與試驗(yàn)值對(duì)比，如表2所示。從表2中可明顯看出，F(xiàn)1號(hào)樁的開裂彎矩和極限彎矩試驗(yàn)值分別是F2號(hào)樁的1.1倍和1.14倍，說明非預(yù)應(yīng)力筋配筋率(數(shù)量)對(duì)開裂彎矩和極限彎矩略有影響。4種計(jì)算方法對(duì)2種規(guī)格的復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁受彎承載力的計(jì)算值與試驗(yàn)值的比值均處于1.0～1.20，其中方法1計(jì)算值與試驗(yàn)值最接近；若考慮綜合折減系數(shù)，方式2計(jì)算值更加保守，偏于安全；因此可用JGJ/T 406—2017《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》[19]中的計(jì)算方法對(duì)復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算。

表2 F1，F(xiàn)2號(hào)樁試驗(yàn)數(shù)據(jù)與計(jì)算值

選取與試驗(yàn)樁相同外徑、壁厚、預(yù)應(yīng)力大小和預(yù)應(yīng)力鋼棒數(shù)量等基本參數(shù)相同的PHC600-AB-110型管樁的受彎性能推薦值(GB 13476—2009[17])進(jìn)行對(duì)比如圖9所示?？擅黠@看出，非預(yù)應(yīng)力鋼筋的配置可以提高PHC管樁的受彎性能；與PHC管樁相比(規(guī)范參考值)，F(xiàn)1號(hào)樁和F2號(hào)樁的開裂彎矩分別是GB 13476—2009 參考值的1.2倍和1.1倍；其極限彎矩分別是GB 13476—2009參考值的1.6倍和1.4倍。

圖9 管樁受彎性能

3.2 受剪性能試驗(yàn)

3.2.1試驗(yàn)現(xiàn)象

S1,S2號(hào)樁的荷載-跨中撓度曲線如圖10所示，受剪試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表3所示。從圖10和表3可看出，荷載較小時(shí)(200kN以下)，S1號(hào)和S2號(hào)樁的跨中撓度隨著荷載的增加而線性增加，且跨中撓度很小，2條曲線的斜率基本一致；隨著荷載繼續(xù)增加，S2號(hào)樁的斜率大于S1號(hào)；當(dāng)加載至705.4kN時(shí)(對(duì)應(yīng)剪力352.7kN)S2號(hào)樁出現(xiàn)裂縫，此時(shí)跨中撓度3.45mm；當(dāng)荷載加載至822.0kN(對(duì)應(yīng)剪力411.0 kN)，S1號(hào)樁樁身出現(xiàn)裂縫，此時(shí)跨中撓度5.38mm。開裂后，S1號(hào)和S2號(hào)樁的曲線斜率均隨著荷載的增加而變小，撓度發(fā)展速度逐步增大；其中對(duì)于S2號(hào)樁，繼續(xù)加載至1 229.0kN時(shí)，試件主裂縫寬度達(dá)到17.0mm而破壞，此時(shí)跨中撓度7.75mm；對(duì)于S1號(hào)樁，繼續(xù)加載至1 471.8kN，試件箍筋陸續(xù)斷裂、主裂縫寬度達(dá)5.37mm而破壞，此時(shí)跨中撓度為12.18mm。

圖10 荷載-跨中撓度曲線對(duì)比

表3 S1，S2號(hào)樁受剪試驗(yàn)數(shù)據(jù)

樁身撓度隨荷載的增加而不斷變化情況如圖11所示?？梢奡1，S2號(hào)樁的跨中變形量均略大于兩端，曲線形狀為“凸”形；開裂時(shí)S1，S2號(hào)樁的跨中撓度分別為5.38mm和3.45mm，破壞時(shí)跨中撓度分別為12.18mm和7.75mm。與S2號(hào)樁相比，S1號(hào)樁的整體變形較大，曲線更加“平緩”，說明每級(jí)荷載下跨中撓度變形量大于剪彎段各測點(diǎn)的撓度變形量?？紤]到位移計(jì)安全性，荷載增加到1 417.5kN時(shí)，只保留跨中最大撓度位置位移計(jì)。

圖11 受剪試驗(yàn)構(gòu)件撓度曲線

3.2.2破壞形態(tài)

對(duì)于S1號(hào)樁，隨著荷載的增加，在加載點(diǎn)至左支座之間剪彎段首先出現(xiàn)裂縫1號(hào)(見圖12)，裂縫與縱軸線夾角約17.4°；隨后在下一級(jí)荷載作用下，在與1號(hào)裂縫對(duì)應(yīng)位置出現(xiàn)裂縫2號(hào)，裂縫與縱軸線夾角約20.7°。隨著荷載繼續(xù)增加，主裂縫1號(hào)和2號(hào)往跨中水平擴(kuò)展延伸、貫通；當(dāng)荷載繼續(xù)增加，在支座和加載點(diǎn)之間產(chǎn)生剪切裂縫4號(hào)和5號(hào)、水平裂縫6號(hào)。荷載繼續(xù)增加，裂縫4號(hào)和6號(hào)一方面向跨中貫通，形成裂縫9號(hào)，另一方面不斷向支座外發(fā)展延伸，沒有新裂縫產(chǎn)生；其中1號(hào)裂縫寬度達(dá)1.0mm。當(dāng)荷載繼續(xù)增加至0.89Qu時(shí)，主裂縫1號(hào)和4號(hào)連接貫通，其中裂縫1號(hào)寬度達(dá)1.5mm；跨中徑向產(chǎn)生彎曲裂縫13號(hào)。隨著荷載繼續(xù)增加至0.94Qu時(shí)，斜裂縫4，9，6號(hào)分別向支座外分叉為多條裂縫，分別為4-1，4-2，12，6-2，11號(hào)；其中4-1號(hào)和4-2號(hào)呈“八”字形向支座外開展，而12號(hào)和11號(hào)朝著管樁上表面裂縫延伸；此時(shí)裂縫1號(hào)寬度達(dá)2.0mm。繼續(xù)增加荷載至0.97Qu時(shí)，已有裂縫繼續(xù)發(fā)散式擴(kuò)展，主裂縫1號(hào)寬度不斷增大，左、右加載點(diǎn)處產(chǎn)生傾角約45°的斜裂縫10號(hào)和14號(hào)；當(dāng)荷載增大至Qu時(shí)，試件因主裂縫寬度達(dá)5.37mm而破壞。另外，試件破壞時(shí)沿著加載點(diǎn)水平方向也出現(xiàn)裂縫。

圖12 S1號(hào)樁裂縫分布與破壞形態(tài)

與S1號(hào)樁破壞過程類似，S2號(hào)樁也是在加載點(diǎn)與支座之間的以剪應(yīng)力為主的剪彎段內(nèi)優(yōu)先出現(xiàn)裂縫(見圖13)，以大致20°方向?yàn)橹?，支座之間裂縫以中軸高度附近的水平向裂縫為主，形成貫通面；主裂縫向支座外發(fā)散式萌生新的裂縫，并向管樁上、下表面延伸擴(kuò)展，呈“八”字形。與S1號(hào)樁不同的是，S2號(hào)樁破壞時(shí)主裂縫寬度達(dá)17mm，支座間出現(xiàn)多條豎向彎曲裂縫。受剪試驗(yàn)中管樁的應(yīng)力發(fā)展情況說明軸向應(yīng)力主要集中在剪彎段內(nèi)中軸水平截面以下部分；管樁的各處環(huán)向應(yīng)力均為拉應(yīng)力，且明顯大于相同位置處的軸向應(yīng)力，說明主應(yīng)力的方向更加接近環(huán)向，導(dǎo)致裂縫的方向更接近于水平方向。

圖13 S2號(hào)樁裂縫分布與破壞形態(tài)

3.2.3受剪承載力

1)方法1 根據(jù)10G409[21]對(duì)管樁受剪承載力進(jìn)行計(jì)算。

2)方法2 僅考慮混凝土和預(yù)應(yīng)力的貢獻(xiàn)。JGJ/T 406—2017 《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》[19]在此基礎(chǔ)上考慮箍筋的作用，提出管樁受剪承載力計(jì)算方法。

3)方法3 文獻(xiàn)[15]同樣考慮了管樁箍筋對(duì)樁身受剪承載力的貢獻(xiàn)，假設(shè)斜裂縫與圓環(huán)縱軸的夾角為45°且與斜裂縫相交的箍筋均在極限狀態(tài)下屈服，推導(dǎo)出未考慮混凝土抗拉強(qiáng)度變異性的樁身斜截面受剪承載力計(jì)算方法。

4)方法4 09YG101《混合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁》將管樁環(huán)形截面按第二圓形截面等效成矩形截面，按GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(2015年版)有關(guān)規(guī)定計(jì)算。

5)方法5 文獻(xiàn)[11]基于方法4，考慮縱向配筋率、剪跨比和軸向壓力分別對(duì)每部分的受剪承載力貢獻(xiàn)值進(jìn)行修正。

采用5種方法對(duì)2種規(guī)格復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁受剪承載力進(jìn)行計(jì)算，并與試驗(yàn)值進(jìn)行比較(見表4)。

表4 不同方法計(jì)算值與試驗(yàn)值

由表4可看出，方法5計(jì)算結(jié)果最接近試驗(yàn)值，說明非預(yù)應(yīng)力筋對(duì)復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁受剪承載力有一定的貢獻(xiàn)。文獻(xiàn)[11]中通過試驗(yàn)和計(jì)算值對(duì)比，發(fā)現(xiàn)同等加載條件下，采用方法3計(jì)算復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁的受剪承載力計(jì)算值小于普通PHC管樁，與試驗(yàn)值不符，不建議設(shè)計(jì)時(shí)采用?？刹捎肑GJ/T 406—2017中計(jì)算方法對(duì)復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁受剪承載力進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算，且計(jì)算結(jié)果具有一定的安全儲(chǔ)備。

4 結(jié)語

通過開展復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁受彎和受剪性能試驗(yàn)，并與規(guī)范對(duì)比，得到如下結(jié)論。

1)配置非預(yù)應(yīng)力筋可改善PHC管樁的受彎和受剪性能，是提高PHC管樁結(jié)構(gòu)承載性能的有效方法。

2)非預(yù)應(yīng)力筋配筋率的增加可提高復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁的受彎承載性能；F1號(hào)樁的開裂彎矩和極限彎矩試驗(yàn)值分別是F2號(hào)樁的1.1倍和1.14倍；F1號(hào)樁和F2號(hào)樁的開裂彎矩分別是 GB 13476—2009參考值的1.2倍和1.1倍；其極限彎矩分別是GB 13476—2009參考值的1.6倍和1.4倍。

3)非預(yù)應(yīng)力筋配筋率對(duì)復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁受彎時(shí)的破壞特征、裂縫數(shù)及裂縫分布跨度有一定的影響：破壞時(shí)F1號(hào)樁受壓區(qū)混凝土破碎且受拉區(qū)最大裂縫寬度達(dá)1.5mm，而F2號(hào)樁僅因受拉區(qū)最大裂縫寬度達(dá)1.5mm而破壞；與F2號(hào)樁相比，F(xiàn)1號(hào)樁破壞時(shí)裂縫分布跨度更大，裂縫數(shù)量更多且分布更均勻。

4)受剪試驗(yàn)表明，非預(yù)應(yīng)力筋配筋率對(duì)復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁的破壞形態(tài)影響較?。?根試驗(yàn)樁均從加載點(diǎn)與支座之間剪彎段優(yōu)先出現(xiàn)主裂縫，與樁長方向大致呈20°夾角向跨中水平延伸，形成貫通面；主裂縫向支座外發(fā)散式萌生裂縫，向管樁上、下表面延伸擴(kuò)展，呈“八”字形。

5)可采用JGJ/T 406—2017對(duì)復(fù)合配筋預(yù)應(yīng)力混凝土管樁的受彎和受剪承載力進(jìn)行設(shè)計(jì)，具有一定的安全儲(chǔ)備。