CBF管樁低周反復(fù)荷載試驗研究

周 康 戴國亮 楊 陽 龔維明

( 東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土教育部重點實驗室， 南京210096)( 東南大學(xué)土木工程學(xué)院， 南京210096)

樁基礎(chǔ)易受耐久性影響，不良的腐蝕環(huán)境加劇了樁承載能力的退化、附加沉降的產(chǎn)生和差異沉降等，帶來大量后期樁修復(fù)和更換費用.自20世紀(jì)80年代開始，研究者開發(fā)出一種高性能新型復(fù)合材料FRP[1].將FRP應(yīng)用于樁基礎(chǔ)工程，可顯著提高基礎(chǔ)的耐久性.

Fam等[2]進行了大量實驗，研究了FRP管樁的豎向抗壓能力，并提出軸壓作用下的力學(xué)模型，發(fā)現(xiàn)FRP樁的抗壓承載力大于FRP管和混凝土抗壓承載力之和，抗彎性能主要取決于樁的剛度及混凝土芯和FRP管的徑向厚度比.Frost等[3]研究了FRP樁樁土界面的剪切性能.Mirmiran等[4]研究了FRP樁在錘擊作用下的性能，發(fā)現(xiàn)FRP樁在錘擊作用下的力學(xué)性能與預(yù)應(yīng)力混凝土樁相似.Pando等[5]研究了橫向荷載作用下FRP樁的承載性能，發(fā)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力樁和FRP樁具有相似的荷載位移特性.Murugan等[6]通過低周反復(fù)荷載試驗分別研究了CFRP，GFRP所加固的管樁的水平承載力；Weaver等[7]通過全尺寸水平承載力實驗研究了GFRP管樁在水平承載力作用下的樁土共同作用. Ramaswamy等[8]進行了CBF復(fù)合樁和普通樁軸向力作用下的承載性能對比試驗，發(fā)現(xiàn)前者軸向受壓性能明顯高于后者.由于CBF與CFRP，GFRP材料的差異性，其研究成果難以直接應(yīng)用到CBF管樁的研究設(shè)計中，需要進一步研究CBF管樁的承載性能.

大型碼頭、跨江和跨海大橋、海上采油平臺等建筑物的樁基礎(chǔ)設(shè)計中必須考慮諸如波浪或地震等水平循環(huán)荷載對樁基的影響.因此，開展反復(fù)荷載作用下CBF管樁的力學(xué)性能研究具有重要的工程應(yīng)用價值.本文開展了CBF管樁的低周反復(fù)荷載試驗，并與PHC管樁和PRC管樁進行對比研究，分析其在剛度退化、延性性能和耗能性能方面的差異，為CBF管樁在工程實踐中的應(yīng)用提供參考依據(jù).

1 CBF管樁低周反復(fù)荷載試驗

1.1 試件設(shè)計

CBF管樁沿樁體全長配4根直徑為16 mm的HPB400熱軋光圓鋼筋.PHC管樁為按照《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁圖集》(10G409圖集)制作的混凝土等級為C80的PHC管樁，配有7根直徑為10.7 mm的預(yù)應(yīng)力主筋，加密區(qū)箍筋間距45 mm，非加密區(qū)箍筋間距80 mm，采用的張拉控制比為0.7.PRC管樁額外配置7根直徑為12 mm的普通鋼筋，其余參數(shù)與PHC管樁相同.

預(yù)留3塊尺寸為150 mm×150 mm×150 mm的混凝土試塊，測試混凝土的立方體抗壓強度，試塊與試件同條件養(yǎng)護.試塊立方體抗壓試驗結(jié)果見表1.CBF材料的基本參數(shù)見表2.管樁試件的基本參數(shù)見表3.

表1 混凝土的抗壓強度

表2 CBF材料的基本參數(shù)

表3 管樁試件基本參數(shù)

1.2 試驗與測量方案

試驗豎向加載裝置由反力梁、電液伺服加載系統(tǒng)和勻載鋼板構(gòu)成，加載裝置如圖1所示.

圖1 加載裝置

PHC和PRC管樁采用荷載-位移雙控制的方式施加循環(huán)荷載，CBF管樁采用位移控制進行加載.為準(zhǔn)確掌握混凝土的應(yīng)變分布狀況，于管樁樁身上等間距設(shè)置8個混凝土應(yīng)變片，應(yīng)變片距跨中30 cm.在樁體兩側(cè)對稱布置位移計，監(jiān)測管樁跨中的實際位移.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象

2.1.1 PRC管樁

正向(地面方向)加載至60 kN時，樁身下部跨中附近出現(xiàn)第1條裂縫；反向加載至60 kN時，樁身下部裂縫閉合，上部未出現(xiàn)裂縫，轉(zhuǎn)用位移控制進行加載.加載過程中，樁身裂縫逐漸增多，跨中混凝土被壓碎，跨中撓度達到81.76 mm時，鋼筋斷裂，試件承載力大幅下降，試驗終止.試驗結(jié)束時，樁身裂縫分布見圖2.

2.1.2 PHC管樁

正向加載至75 kN時，樁身下部跨中附近出現(xiàn)第1條裂縫；反向加載至75 kN時，樁身下部裂縫閉合，上部跨中附近出現(xiàn)第2條裂縫，轉(zhuǎn)用位移控制加載.加載過程中，樁身裂縫逐漸增多，跨中混凝土未被壓碎，跨中撓度達到23.21 mm時，鋼筋斷裂，試件承載力大幅下降，試驗終止.試驗結(jié)束時，樁身裂縫分布見圖3.

圖2 PRC管樁樁身裂縫分布照片

圖3 PHC管樁樁身裂縫分布照片

2.1.3 CBF管樁試驗現(xiàn)象

直接采用位移控制方式加載，幅值為10 mm，正向加載至10 mm時，荷載為70.33 kN.反向加載至10 mm時，荷載為65.22 kN，玄武巖纖維表面未出現(xiàn)裂縫，試件變形明顯；加載至140 mm時，跨中玄武巖纖維突然斷裂，跨中混凝土開裂達3 cm，試驗終止.試件變形以及玄武巖纖維斷裂情況見圖4.

(a) 試件變形圖

(b) 玄武巖纖維斷裂圖圖4 CBF管樁的試驗照片

2.2 滯回和骨架曲線

滯回曲線是分析構(gòu)件變形能力、剛度退化和耗能性能等的重要工具[9].根據(jù)試驗過程中實測的荷載位移關(guān)系，繪制出樁的滯回曲線(見圖5).由圖可知，加載過程中CBF管樁的荷載-位移曲線近似為直線，位移隨荷載線性發(fā)展，卸載后殘余變形很小，構(gòu)件處于彈性階段，滯回曲線不夠飽滿，塑性特征不明顯.PHC管樁滯回曲線呈S形，開始卸載時曲線較為平緩，位移恢復(fù)較快，隨著荷載的減小，曲線變得陡峭，位移恢復(fù)減慢，且其殘余變形累積較小.PRC管樁滯回曲線比較飽滿，開始卸載時曲線較為陡峭，位移恢復(fù)較慢，隨著荷載的減小，卸載曲線趨于平緩，位移恢復(fù)加快.

(a) PHC管樁

(b) PRC管樁

(c) CBF管樁圖5 試件的滯回曲線

骨架曲線能反映構(gòu)件在不同加載階段剛度、延性、耗能性能等方面的力學(xué)特征，3種樁型的骨架曲線見圖6.由圖可知，CBF管樁骨架曲線近似于直線，隨著荷載的增加，斜率略有下降，破壞時跨中位移為140 mm，正向荷載和反向荷載分別為592.07和553.72 kN.PHC管樁和PRC管樁均因鋼筋斷裂發(fā)生破壞，破壞時的位移分別為23.21和81.76 mm，承載力分別為118.77和169.59 kN.CBF管樁破壞時極限承載力和極限位移遠(yuǎn)高于常用PHC管樁和PRC管樁，承載力滿足工程要求，但彈性模量較小，破壞時極限位移較大，故需要針對CBF材料的破壞制定新的準(zhǔn)則判據(jù).與PHC管樁和PRC管樁相比，CBF管樁的骨架曲線不存在平行下降段，但變形較大，屬于不存在明顯屈服點的延性破壞.

圖6 試件的骨架曲線

2.3 強度和剛度退化

CBF管樁在各個位移幅值下承載力退化系數(shù)的最大值和最小值分別為0.976和0.966，說明CBF管樁在低周反復(fù)荷載作用下基本不發(fā)生強度退化.

各試件的剛度退化曲線見圖7.由圖可知，CBF管樁的起始剛度較低，剛度值隨著位移的增加而減小，即出現(xiàn)了剛度退化現(xiàn)象.位移為10 mm時，剛度為7.65 kN/mm；位移達到140 mm發(fā)生破壞時，剛度為4.16 kN/mm，說明低周反復(fù)荷載作用下CBF管樁剛度退化不明顯.剛度退化曲線的斜率逐漸減小，說明加載前期剛度退化較快，隨著位移的增加，剛度退化速度減緩.PHC管樁和PRC管樁剛度退化較為明顯，分別由33.33和26.32 kN/mm退化至5.30和2.03 kN/mm.

圖7 試件的剛度退化曲線

2.4 延性和耗能性能

非理想彈塑性構(gòu)件的荷載-位移曲線不存在明顯的拐點，屈服位移難以根據(jù)圖形直接確定，通常使用幾何作圖法和能量等值法確定其屈服位移[10].但采用這些方法計算得到的CBF管樁屈服位移與實際情況不符.試驗加載過程中，若鋼筋屈服，繼續(xù)加載則試件受拉區(qū)拉力均由CBF管承擔(dān)，CBF應(yīng)力急劇增大，管樁受力性能發(fā)生變化，故假定鋼筋發(fā)生屈服時的位移為構(gòu)件的屈服位移，位移延性系數(shù)如表4所示.

表4 位移延性系數(shù)

鋼筋屈服等效法計算所得的PHC管樁延性系數(shù)較低，PRC管樁延性系數(shù)較高，這與能量等值法、幾何作圖法的計算結(jié)果相符.鋼筋屈服等效法計算所得的FRP管組合樁延性系數(shù)為5.18，高于PRC管樁與PHC管樁，這與CBF材料彈性模量低、極限強度高的特征相符，說明運用鋼筋屈服等效法計算CBF管樁的位移延性系數(shù)結(jié)果更為合理，且CBF管樁的延性性能優(yōu)于PHC管樁和PRC管樁.

取破壞前一級加載狀態(tài)的能量耗散系數(shù)進行比較，3種管樁在破壞前一級加載狀態(tài)下的耗能滯回環(huán)見圖8，能量耗散系數(shù)計算結(jié)果見表5.CBF管樁的滯回曲線不飽滿，能量耗散系數(shù)明顯低于PRC管樁和PHC管樁，但其極限承載力和極限位移較大，滯回環(huán)能量耗散面積的絕對值遠(yuǎn)大于后者，說明CBF管樁具有良好的耗能性能.

3 結(jié)論

1) CBF管樁失去承載力前表面無裂縫出現(xiàn)，產(chǎn)生較大變形后CBF管突然斷裂，管樁失去承載力.CBF管樁骨架曲線未出現(xiàn)平行下降段，但變形較大，屬于無明顯屈服點的延性破壞.

(a) PHC管樁

(b) PRC管樁

(c) CBF管樁

表5 試件的能量耗散系數(shù)

2) CBF管樁破壞時極限承載力和極限位移遠(yuǎn)高于常用PHC管樁和PRC管樁，承載力滿足工程要求，但彈性模量較小，破壞時極限位移較大，故需要針對CBF材料的破壞制定新的準(zhǔn)則判據(jù).

3) 與PHC管樁和PRC管樁相比，CBF管樁在低周反復(fù)荷載作用下承載力退化系數(shù)大于0.9，強度退化不明顯；剛度退化曲線斜率較低，剛度退化不明顯.

4) 相較于現(xiàn)有的計算位移延性系數(shù)方法，運用鋼筋屈服等效法計算CBF管樁的位移延性系數(shù)結(jié)果更為合理.根據(jù)鋼筋屈服等效法，CBF管樁的延性性能優(yōu)于PHC管樁和PRC管樁.

5) CBF管樁的極限承載力和極限位移較大，滯回環(huán)面積的絕對值遠(yuǎn)大于PHC與PRC管樁，具有良好的耗能性能.

參考文獻(References)

[1] 朱虹, 董志強, 吳剛,等. FRP筋混凝土梁的剛度試驗研究和理論計算[J]. 土木工程學(xué)報, 2015(11):44-53. DOI：10.3969/j.issn.1003-3688.2010.06.009.

Zhu Hong, Dong Zhiqiang, Wu Gang, et al. Experimental study and theoretical calculation on the flexural stiffness of concrete beam reinforced with FRP bars [J].ChinaCivilEngineeringJournal, 2015(11):44-53.Doi：10.3969/j.issn.1003-3688.2010.06.009.(in Chinese)

[2] Fam A Z, Rizkalla S H. Confinement model for axially loaded concrete confined by circular fiber-reinforced polymer tubes[J].StructuralJournal, 2001,98(4): 451-461.

[3] Frost J D, Han J. Behavior of interfaces between fiber-reinforced polymers and sands[J].JournalofGeotechnicalandGeoenvironmentalEngineering, 1999,125(8): 633-640.DOI:10.1061/(asce)1090-0241(1999)125:8(633).

[4] Mirmiran A, Shao Y, Shahawy M. Analysis and field tests on the performance of composite tubes under pile driving impact[J].CompositeStructures, 2002,55(2): 127-135. DOI:10.1016/s0263-8223(01)00140-4.

[5] Pando M A,Filz G M, Dove J E, et al. Interface shear tests on FRP composite piles[C]//2002InternationalDeepFoundationsCongress. Mount Pleasant, SC, USA, 2002: 1486-1500.

[6] Murugan M, Muthukkumaran K, Natarajan C. FRP-strengthened RC piles. Ⅱ: Piles under cyclic lateral loads[J].JournalofPerformanceofConstructedFacilities, 2017,31(3):04017004.

[7] Weaver T J, Ashford S A, Rollins K M. Lateral load behavior of a concrete-Filled GFRP pipe[C]//ProceedingsofGeo-Congress2008GeosustainabilityandGeohazardMitigation. New Orleans, Louisiana, USA, 2008: 931-938. DOI:10.1061/40971(310)116.

[8] Ramaswamy A, Chachithanantham S, Arumugam S. Performance of BFRP retrofitted RCC piles subjected to axial loads[J].AdvancesinMaterialsScienceandEngineering, 2014,2014:1-9. DOI:10.1155/2014/323909.

[9] Bruneau M, Walker D. Cyclic testing of pultruded fiber-reinforced plastic beam-column rigid connection[J].JournalofStructuralEngineering, 1994,120(9):2637-2652.DOI:10.1061/(asce)0733-9445(1994)120:9(2637).

[10] 高安. PHC管樁抗震性能試驗及承載力分析[D]. 天津:天津大學(xué)建筑工程學(xué)院, 2012.