第58卷第6期
2018年11月
大连理工大学学报
J o u r n a l o fD a l i a nU n i v e r s i t y o f T e c h n o l o g y
V o l .58,N o .6N o v .2018
文章编号:1000-8608(2018)06-0624-10
陈 刚1,2
, 周清晖1, 徐铨彪2, 龚顺风*1, 肖志斌2, 刘承斌1
(1.浙江大学土木工程系，浙江杭州 310058;
2.浙江大学建筑设计研究院有限公司，浙江杭州 310028)
摘要：通过对2种常用桩型的预应力钢绞线超高强混凝土管桩和预应力钢绞线复合配筋超
高强混凝土管桩进行轴压性能试验㊁数值模拟分析和经验公式计算，研究了管桩的极限轴压承载力㊁极限轴压变形及破坏特征.结果表明：所有管桩试件均呈现受压破坏，混凝土首先压碎，导致纵筋向外压曲，箍筋拉断.数值模拟得到的桩身破坏断面与试验桩身破坏断面吻合较好，数值模型可以较为准确地预测管桩极限轴压承载力和极限轴压变形.预应力钢绞线超高强混凝土管桩以及预应力钢绞线复合配筋超高强混凝土管桩的抗压承载力建议按照国家标准图集‘预应力混凝土管桩“(10G 409 )中公式进行计算.关键词：超高强混凝土管桩；钢绞线；抗压承载力；破坏特征；数值模拟中图分类号:T U 473
文献标识码:A
d o i :10.7511/d l l g
x b 201806011收稿日期:2018-03-14; 修回日期:2018-09-17.
基金项目：国家自然科学基金资助项目(51479176,51009122)；浙江省重点研发计划项目(2018C 03033-1).
作者简介：陈刚(1978-)，男，博士，高级工程师,E -m a i l :23425211@q q .c o m ；龚顺风*(1975-)，男，博士，教授,E -m a i l :s f g o n g @z j
u .e d u .c n .
0 引 言
预应力高强混凝土管桩具有桩身竖向承载力高㊁生产施工便捷㊁经济性突出等方面的优点，但其纵筋预应力钢棒延性较差，导致管桩整体抵抗水平作用能力有限[1-2
].
本文针对预应力钢绞线的张拉锚固㊁钢筋笼的制作等方面运用一系列创新工艺
[3-6]
，通过配置预应力钢绞线代替预应力钢棒
研发预应力钢绞线超高强混凝土管桩，并在此基础上额外配置非预应力筋研发复合配筋超高强混凝土管桩.
目前对于单桩竖向抗压承载力的研究主要集
中在实际工作环境中，即考虑桩与土的相互作用关系，而对足尺桩的桩身承载力与破坏形式的研
究较少.董全杨等[7]
通过静载试验和数值模拟研
究新型带肋预应力混凝土管桩抗压承载性能，对相同外径的直型桩与带肋桩进行现场静载试验，分析肋部厚度㊁间距等参数对于新型带肋桩抗压承载力的影响，提出新型带肋桩极限抗压承载力
的建议计算公式.周佳锦等[8-9]通过现场抗压静载
试验和数值模拟方法，对静钻根植竹节桩荷载传递机理及抗压承载性能进行研究，得出不同设计
参数对于竹节桩抗压承载力的影响.施诚等[10
]通
过数值分析对比预应力高强混凝土管桩(P H C 管桩)㊁高强混凝土薄壁钢管桩(T S C 管桩)及P H C -
T S C 组合桩的单轴受压性能，得到抗压承载力和应力-应变曲线，结果表明组合桩的抗压承载力显著大于二者单独作用下抗压承载力的叠加.徐铨
彪等[11]对复合配筋混凝土预制方桩桩身进行了
轴压试验，指出复合配筋混凝土预制方桩存在轴压破坏与局压破坏两种破坏形式，其抗压承载力宜采用‘建筑地基基础设计规范“(G B50007
2011
)的公式进行计算.本文依据工程中常用的预应力混凝土管桩尺
寸，选取外径400m m 和500m m 的两种桩型的两根预应力钢绞线超高强混凝土管桩(下称钢绞线桩)和两根预应力钢绞线复合配筋超高强混凝土管桩(下称复合配筋桩)进行轴压性能试验.其中，钢绞线桩编号为G J X 400I 95㊁G J X 500I 100，复合配筋桩编号为F H P J 400I b 95㊁F H P J 500I b
100.
采用规范[12-15
]公式计算管桩的桩身极限抗压承载
力，对比数值模拟结果与规范公式计算值，检验现
行规范[12-15]对钢绞线桩与复合配筋桩的适用性.
结合有限元软件A B A Q U S 建立相应的数值模型，对比数值模拟与试验得到的桩身极限轴压承载力，验证数值模型的可靠性并通过数值模型分析钢绞线桩与复合配筋桩在轴压荷载下的破坏特征㊁抗压承载力与极限轴压变形，为该新型管桩的设计和工程推广应用提供参考.
1 轴向抗压试验
1.1 试验概况
本次试验重点研究管桩桩身的轴压性能，以
试验管桩混凝土压碎破坏作为终止加载条件.试件的几何尺寸及配筋详见表1和图1，其中D 为管桩的外径,D p 为预应力钢筋分布圆直径,t 为管桩壁厚,ρs 为纵向钢筋配筋率,σc o n 为预应力钢筋的张拉控制应力,σc e 为混凝土有效预压应力.
试验加载参考国家标准[16-17
]，每根管桩试件
长2.8m ，使用Y AW -10000F 型微机控制电液伺服多功能试验机对管桩试件进行加载.管桩试件应变片及位移计布置如图2所示，其中应变片均布置于混凝土上，测点位置位于长度方向1/4㊁
1/2㊁3/4的截面上，每个截面沿桩身外周均匀布置4个应变片，共12片；位移计布置于管桩两侧端板延伸位置，上下各2个，共4个.
表1 试件几何尺寸和配筋规格
T a b .1 G e o m e t r i c d i m e n s i o n s a n d r e i n f o r c e m e n t s p e c i f i c a t i o n s o f t e s t s p
e c i m e n s 管桩编号D /m m D p /m m t /m m 主筋配置
配筋率/%
箍筋配置σc o n /M P a σc e /M P a G J X 400I 95
40030895
7ϕD 1
1.1(预)0.57(预)ϕb 4@8
013026.52G J X 500I 10050040610011ϕD 1
1.1(预)0.65
(预)ϕb 5@8013026.14F H P J 400I b
95400308957ϕD 1
1.1(预)+716(普)0.57(预)+1.55(普)ϕb 4@8013027.34F H P J 500I b
100500
406
10011ϕD 1
1.1(预)+1116(普)0.65(预)+1.76(普)ϕb
5@8
01302
6.8
7
(a
)
预应力钢绞线超高强混凝土管桩(b
)
预应力钢绞线复合配筋超高强混凝土管桩(c
)管桩截面图图1 管桩配筋示意图
F i g .1 R e i n f o r c e m e n t s c h e m a t i c d i a g r a mo f p i p
e p i l e
s (a
)
管桩试件应变片及位移计布置(b
)试验装置图2 管桩试件轴向抗压试验加载示意图
F i g .2 L o a d i n g s k e t c ho f a x i a l c o m p
r e s s i o n t e s t f o r p i p
e p i l e s 1.2 材料力学性能
制作混凝土管桩试件的同时制作9个
100m mˑ100m mˑ100m m 的立方体试块，试块养护条件与管桩试件养护条件完全相同，均采用高温蒸汽养护，实测混凝土抗压强度平均值f c u ,10=
5
26 第6期
陈刚等：预应力钢绞线超高强混凝土管桩轴压性能研究
109.4M P a.根据柯晓军[18]提出的换算公式进行计算，混凝土的标准立方体抗压强度f c u㊁轴心抗压强度f c与抗拉强度f t如表2所示.混凝土实测强度等级约为C100，属于超高强混凝土.
表2混凝土强度换算
T a b.2 C o n c r e t e s t r e n g t hc o n v e r s i o n
强度项换算公式强度值/M P a
f c u0.91f c u,10+1100.6
f c0.818f c u82.3
f t0.21f2/3c u4.54
预应力筋采用低松弛钢绞线，螺旋箍筋采用甲级冷拔低碳钢丝.分别取ϕD11.1钢绞线㊁16非预应力筋㊁ϕb6钢丝各3根进行材料性能拉伸试验，测得弹性模量E p㊁屈服强度f y和极限强度f u如表3所示.需要说明的是，试验机夹具无法夹持住ϕb4㊁ϕb5两种规格的箍筋，因此对管桩试件制作时同批的ϕb6规格箍筋抽取3根进行拉伸试验.
表3钢筋材料参数
T a b.3 M a t e r i a l p a r a m e t e r s o f r e i n f o r c i n g b a r s
钢筋E p/G P a f y/M P a f u/M P a
钢绞线185********
非预应力筋191502544
钢丝197534562
1.3轴压承载力计算公式
1.3.1‘建筑地基基础设计规范“(G B50007 2011)桩身轴心受压时极限抗压承载力标准值的计算公式如下:
P u=φc1f c k A(1)式中:P u为极限抗压承载力标准值;φc1为工作条件对承载力的折减系数，取0.6;f c k为混凝土轴心抗压强度标准值;A为桩身截面面积.
第二文库1.3.2‘预应力混凝土管桩“(10G409)不考虑管桩受压屈曲影响，桩身轴心受压时，管桩极限抗压承载力标准值应符合下列规定:
P u=φc2f c k A(2)式中:φc2为考虑混凝土残留预压应力影响和沉桩工艺影响的综合折减系数，取0.7.
1.3.3 ‘建筑桩基技术设计规范“(J G J94 2008)桩顶以下5d范围内的桩身螺旋箍筋间距不大于100m m，且符合规范关于配筋直径及间距等规定时，钢筋混凝土轴心受压下正截面抗压承载力计算公式如下:
P u=φb f c k A+0.9f't k A's(3)式中:φb为基桩成桩工艺系数，对于预应力超高强混凝土管桩取值为0.85;f't k为纵向主筋抗压强度标准值;A's为纵向主筋截面面积.
1.3.4‘混凝土结构设计规范“(G B50010 2010)
P u=0.9φ(f c k A+f't k A's)(4)式中:φ为稳定系数，试件管桩的计算长度l0与截面直径D的比值均小于8，取值为1.0.
综上,‘建筑地基基础设计规范“和‘预应力混凝土管桩“中桩身抗压承载力计算公式仅考虑桩身混凝土抗压承载力，两者折减系数的取值不同，分别取0.6和0.7;‘建筑桩基技术设计规范“和‘混凝土结构设计规范“考虑了桩身混凝土和纵筋的抗压承载力，但前者折减系数为基桩成桩工艺系数φb，取值为0.85，后者折减系数为轴心受压构件稳定系数φ，取值为1.0.
1.4试验结果与分析
1.4.1 极限承载力根据国家标准图集10G409[12]计算得到极限轴压承载力计算值P c u.首先采用力的加载模式，每级加载0.1P c u，分9级达到0.9P c u，再继续分2级，每级0.05P c u加载至P c u；后改为位移加载，位移加载速度为0.1 m m/m i n，直至试件发生破坏.
图3为各管桩试件的荷载-变形曲线，横坐标表示管桩试件轴向压缩变形量S，纵坐标表示试验加载荷载P，图中标志点为各加载级.需要说明的是,F H P J500I b100试件荷载接近试验机保护荷载9.5MN时停止加载，此时尚未加载至荷载下降段，桩身未发生破坏.
表4所示为各管桩试件极限轴压变形试验值S t u㊁抗压承载力试验值P t u和规范及图集[12-15]公式计算结果，其中P c1u㊁P c2u㊁P c3u㊁P c4u分别为‘建筑地基基础设计规范“‘预应力混凝土管桩“‘建筑桩基技术设计规范“‘混凝土结构设计规范“中抗压承载力计算公式计算值，各材料强度采用材料性能试验实测值.
全加载过程可以分为两个阶段:(1)加载开始直至荷载达到承载力峰值前，各管桩试件荷载-变形曲线基本呈线性变化，同一外径的复合配筋管
626大连理工大学学报第58卷
(a )外径400m m
奔月记
管桩试件
(b )外径500m m 管桩试件
图3 试验所测荷载-
变形曲线F i g .3 E x p
e r i m e n t a l l o a d -d e
f o r m a t i o n c u r v e s 桩的抗压刚度略大于钢绞线桩的抗压刚度.(2)当荷载接近承载力峰值时，试件端部两侧裂缝的发展变得活跃，在数秒内持续发出混凝土破裂㊁剥离的 噼啪 声响；随后桩身突然破坏，伴随着一声巨大响亮的爆破声混凝土向四周崩射，纵筋屈曲外鼓，箍筋拉断，管桩试件抗压承载力骤降，破坏呈现出明显的脆性.如图4所示，各个试件破坏位置均位于两端0.5m 处，且破坏断面与水平线夹角约45ʎ
，呈现出一定的剪切破坏性质.由表4可知:(1
)同一外径管桩试件抗压承载力试验值P t u 较为接近，复合配筋桩抗压承载力试验值略大于钢绞线桩抗压承载力试验值.(2
)规范[12-15]公式计算值的大小顺序为P c 4u >P c 3
u >
P c 2u >P c 1u ，试验值P t u 相较于规范公式计算值P c 1
u 偏大30%~50%，相较于P c 2u 偏大1
0%~30%，但相较于P c 3u ㊁P c 4
u 偏小10%~20%.(3)同一外径管桩试件极限轴压变形非常接近，复合配筋桩的抗压刚度略大于钢绞线桩的抗压刚度，随着外径增大极限轴压变形也随之增大.
表4 管桩试件轴向抗压性能对比
T a b .4 C o m p a r i s o no f a x i a l c o m p r e s s i o nb e h a v i o r f o r p i p e p i l e s p
e c i m e n s 管桩编号P t u
/k N P c 1
u /
k N P t u /P c 1u
P c 2
u /
k N P t u /P c 2u
P c 3
u /
k N P t u /P c 3u
P c 4
u /
k N P t u /P c 4u
S t u
/
m m G J X 400I 95
621544951.38352441.18572100.86275830.8205.12F H P J 400I b 95689044951.53352441.3147748
0.8898115
0.8495.30G J X 500I 1009112
62051.46872401.259101150.901106280.8575.59
F H P J 500I b 100>9476
6205
1.527
7240
1.309
10959
0.865奥林匹克大家庭
11464
0.827
>5.3
2
(a )G J X 400I 95
(b )F H P J 400I b
95
(c )G J X 500I 100
图4 管桩试件破坏后变形形态
F i g .4 D e f o r m a t i o n f o r mo f p i p e p i l e s p
e c i m e n s a
f t e r f a i l u r e 1.4.2 应变发展 图5为管桩试件混凝土荷载-
应变曲线.加载开始直至荷载达到承载力峰值前,
各管桩试件测点荷载-应变曲线基本均呈线性变化；当荷载接近承载力峰值时，混凝土应变明显增
7
26 第6期
陈刚等：预应力钢绞线超高强混凝土管桩轴压性能研究
许佑嘉(a )G J X 400I 9
5
(b )F H P J 400I b
9
5 (c )G J X 500I 10
(d )F H P J 500I b
100图5 管桩试件截面混凝土应变发展
F i g .5 C o n c r e t e s t r a i nd e v e l o p
m e n t o f c r o s s -s e c t i o n f o r p i p e p i l e s p
e c i m e n s 大，荷载-应变曲线不再呈线性关系，混凝土塑性变形快速发展，混凝土和受压钢筋之间出现应力重分布，各管桩试件测点最大压应变的峰值均在
(-2.4~-2.2)ˑ10-3
.
2 数值模拟
2.1 计算模型
2.1.1 混凝土材料模型 由于超高强混凝土相对于普通混凝土具有良好的内部孔隙和界面结构，其弹性模量E c ㊁峰值应变εc u 以及泊松比νc 相
较于普通混凝土的均有所增大[18-21
].
根据实测数据与经验公式参照，确定混凝土模型材料参数如
表5所示.混凝土单轴受拉㊁受压本构模型采用V e l a s c o 建议的适用于高强混凝土的关系[2
2]
，并采用混凝土损伤塑性模型进行模拟.
表5 混凝土模型材料参数
T a b .5 M a t e r i a l p
a r a m e t e r s o f c o n c r e t em o d e l 参数项
计算公式
数值E c
10200f
1/3c [20]
44.5G P a εc u (1432.88+10.423f
c u )ˑ10-6[21]0.0025νc
0.0002f
敌菌净c u +0.1969[18]
0.217
V e l a s c o 本构将混凝土单轴受压应力-
应变曲线分为3段：线弹性段㊁塑性强化段及塑性下降段，如图6所示，相应的应力-
应变关系表示为 σc =E c εc ;εc ɤεc 0
σc u [1-(
1-εc εc u )η1];εc 0<εc ɤεc u
σc u [1-(
吕思勉εc -εc u εc m -εc u
)η2]
;εc u <εc ɤεc m ìîí
ïïïï
ïï(5
)
式中:εc 0为线弹性压应变终点，取0.001;εc u 为峰值压应变;εc m 为最大压应变，根据实测结果取值为0.0045;η
1和η2为经验参数，与本构曲线光滑程度及收敛性有关，根据试算分别取值为1.434和1.650
.
图6 混凝土单轴受压应力-
应变曲线F i g
.6 S t r e s s -s t r a i n c u r v e o f c o n c r e t eu n d e r u n i a x i a l c o m p
r e s s i o n 混凝土单轴受拉应力-
应变曲线采用4折线8
26大连理工大学学报
第58卷
