焊接接頭腐蝕對(duì)預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁抗震性能影響的有限元分析

常洪林， 蘭宇杰， 祁剛， 何斌

(太原理工大學(xué)土木工程學(xué)院， 太原 030024)

預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土(prestressed high-strength concrete，PHC)管樁是工程建設(shè)領(lǐng)域中常采用的樁基礎(chǔ)之一，是采用先張預(yù)應(yīng)力法和離心法相結(jié)合并經(jīng)過(guò)蒸汽養(yǎng)護(hù)制作的一種空心圓筒型混凝土預(yù)制件[1]。PHC 管樁因其單樁承載力高、沉樁質(zhì)量可靠、工程造價(jià)便宜、機(jī)械化施工程度高、現(xiàn)場(chǎng)施工環(huán)境整潔等優(yōu)點(diǎn)在軟土地區(qū)被廣泛使用[2-4]。軟土地區(qū)由于土層深厚，預(yù)應(yīng)力混凝土管樁往往不能一次滿(mǎn)足設(shè)計(jì)需要，從而必須在打樁時(shí)進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)接樁[5]。常用的接樁方法有端板焊接、機(jī)械連接、硫磺膠泥錨接等，而到目前為止實(shí)際工程中應(yīng)用最廣泛和成熟的接樁方法仍為焊接法[6]，即將下節(jié)樁的接頭端板與上節(jié)樁的接頭端板通過(guò)焊接的方法連接。

PHC管樁的焊接接頭位置是樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)受力的薄弱部位，能夠傳遞上下兩節(jié)樁之間的剪力和彎矩。《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 406—2017)[7]要求對(duì)PHC管樁的焊接接頭做防銹處理，然而在實(shí)際工程中卻難以實(shí)現(xiàn)，有的工程按照施工規(guī)范在焊接接頭處涂刷防銹油漆，但是在將管樁打入土層的過(guò)程中，防銹漆會(huì)與土層摩擦消耗使得防銹漆無(wú)法對(duì)焊接接頭進(jìn)行有效的防腐；有的工程則不做防腐處理使得接頭處的鋼板和焊縫直接與土壤相接觸。PHC管樁的焊接接頭打入土層后為隱蔽工程，其遭受的腐蝕容易忽視，另外隨著管樁的使用年限增長(zhǎng)，土壤、地下水中腐蝕介質(zhì)由于環(huán)境污染而增加，更會(huì)加速焊接接頭的腐蝕。

目前，中外針對(duì)PHC管樁耐久性能的研究主要集中在鋼筋和混凝土的腐蝕方面[8-10]，針對(duì)管樁焊接接頭耐久性能的研究主要集中在其自身的腐蝕機(jī)理方面，林碧蘭等[11]通過(guò)自然浸泡的方法和電化學(xué)測(cè)量技術(shù)研究了PHC管樁的金屬端頭在土壤模擬液中的腐蝕行為，論證了PHC管樁的端板在土壤中會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的電化學(xué)腐蝕。周曉龍等[12]針對(duì)PHC管樁的焊接接頭設(shè)計(jì)了耐久性試驗(yàn)方案并對(duì)管樁的工作壽命進(jìn)行了綜合評(píng)估。岑文杰等[13]研究發(fā)現(xiàn)焊接法接樁時(shí)腐蝕將集中發(fā)生于母材和焊縫間應(yīng)力最集中的交界部位，并提出了一定的防腐措施。但以上研究并未考慮焊接接頭腐蝕對(duì)管樁自身承載力性能的影響。管樁焊接部位是保證樁體結(jié)構(gòu)整體性的重要部位，其遭受腐蝕后必然會(huì)影響管樁自身的承載力性能，在地震作用下其造成的安全隱患不容忽視。因此，現(xiàn)通過(guò)有限元軟件ABAQUS建立PHC管樁-土體三維模型，采用擬靜力的方法對(duì)樁頂施加水平循環(huán)荷載來(lái)模擬地震荷載，探討豎向荷載、焊接接頭的腐蝕程度對(duì)PHC管樁抗震性能的影響，并進(jìn)一步研究增配非預(yù)應(yīng)力筋對(duì)PHC管樁抗震性能的改善效果。

1 有限元模型的建立

1.1 模型參數(shù)

1.1.1 管樁

標(biāo)準(zhǔn)PHC管樁由預(yù)應(yīng)力縱筋、螺旋箍筋、樁身混凝土、端板和套箍組成。數(shù)值模型的幾何參數(shù)借鑒劉寧[14]預(yù)應(yīng)力混凝土管樁水平承載性能現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，管樁為PHC400-A95型管樁，樁長(zhǎng)為20 m，采用焊接法接樁，上節(jié)樁長(zhǎng)8 m，下節(jié)樁長(zhǎng)12 m，樁頂位于天然地面。管樁兩端螺旋箍筋加密區(qū)長(zhǎng)度為2 m，螺距為45 mm；非加密區(qū)的螺距為80 mm。管樁各部件采用分離式建模，如圖1所示。管樁的基本參數(shù)如表1所示。

1.1.2 土

地基土取為單一土體，為避免邊界條件的影響，土體沿樁徑方向取20倍樁外徑的長(zhǎng)度，深度取至樁底以下4 m。樁周土采用Mohr-Coulomb彈塑性本構(gòu)模型，該模型所需參數(shù)少且計(jì)算簡(jiǎn)便，是巖土工程常用土體模型之一。土體詳細(xì)參數(shù)如表2所示。

表1 管樁參數(shù)Table 1 Parameters of pipe pile

表2 土體的物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of soil

1.2 材料參數(shù)

1.2.1 混凝土

混凝土的本構(gòu)模型采用ABAQUS軟件中自帶的混凝土塑性損傷模型，該模型引入了受拉損傷和受壓損傷來(lái)模擬由于混凝土損傷而引起的剛度退化效應(yīng)，在模擬過(guò)程中不易出現(xiàn)剪切自鎖，可確保模型具備良好的收斂性[15]。混凝土相關(guān)參數(shù)取值如表3所示。

1.2.2 鋼筋

由于PHC管樁所用的預(yù)應(yīng)力鋼棒和箍筋沒(méi)有明顯的屈服臺(tái)階，故其本構(gòu)模型采用ABAQUS中提供的雙折線(xiàn)彈塑性模型，如圖2所示。鋼筋的材料參數(shù)按照《預(yù)應(yīng)力混凝土用鋼棒》(GB/T 5223.3—2017)[16]選取，具體參數(shù)如表4所示。

表3 混凝土本構(gòu)參數(shù)Table 3 Constitutive parameters of concrete

σ為鋼筋應(yīng)力；ε為鋼筋應(yīng)變；Es為鋼筋屈服前的彈性模量；E′s為 鋼筋屈服后的彈性模量；fy為鋼筋屈服應(yīng)力；εy為鋼筋屈服應(yīng)變圖2 鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)Fig.2 Stress-strain relationship of rebar

表4 鋼筋的本構(gòu)參數(shù)Table 4 Constitutive parameters of rebar

1.2.3 焊接接頭

PHC管樁的焊接接頭包括樁套箍、端板和焊縫。鋼制端板和鋼套箍符合《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 406—2017)[7]，設(shè)計(jì)強(qiáng)度分別為Q235B和Q235。焊接接頭處焊縫的本構(gòu)關(guān)系同Q235鋼[17]。Q235鋼處于土壤腐蝕環(huán)境中時(shí)，腐蝕對(duì)其力學(xué)性能的影響主要是屈服強(qiáng)度，且在一定范圍內(nèi)隨著銹蝕率的增大Q235鋼的屈服強(qiáng)度呈線(xiàn)性退化趨勢(shì)[18-21]。管樁的使用年限一般在50年以上，焊接接頭受到的腐蝕會(huì)逐漸加深，故模擬了焊接接頭腐蝕程度達(dá)0%、25%、50%、75% 4種工況，假定其腐蝕后屈服強(qiáng)度呈線(xiàn)性減小，表5列出了不同腐蝕程度的焊接接頭的材料參數(shù)。

表5 焊接接頭的本構(gòu)參數(shù)Table 5 Constitutive parameters of welded joint

1.3 網(wǎng)格劃分

模型中各部件單元類(lèi)型為樁身混凝土、端板、焊縫、土體均采用八節(jié)點(diǎn)的三維六面體減縮積分實(shí)體單元(C3D8R)；套箍采用四結(jié)點(diǎn)曲面薄殼單元(S4R)；預(yù)應(yīng)力縱筋和螺旋箍筋采用三維桁架單元(T3D2)。土體、樁身混凝土、端板、焊縫網(wǎng)格采用六面體單元結(jié)構(gòu)化劃分方式，套箍采用四邊形自由化網(wǎng)格劃分方式，縱筋與箍筋采用直線(xiàn)形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方式。土體劃分了5 408個(gè)網(wǎng)格單元，沿徑向方向布10個(gè)種子，偏心率為3，靠近樁的土體網(wǎng)格尺寸為0.2，遠(yuǎn)處為0.6，長(zhǎng)度方向網(wǎng)格尺寸為1.5；上節(jié)樁混凝土和下節(jié)樁混凝土劃分單元數(shù)分別為9 600和14 400，徑向布3個(gè)種子，網(wǎng)格尺寸為0.031，長(zhǎng)度方向網(wǎng)格尺寸為0.1；端板劃分了320個(gè)網(wǎng)格單元，網(wǎng)格尺寸為0.057；焊縫劃分了288個(gè)網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.014；上節(jié)樁箍筋和下節(jié)樁箍筋劃分單元數(shù)分別為1 086和1 464，網(wǎng)格尺寸為0.4；上節(jié)樁縱筋和下節(jié)樁縱筋劃分單元數(shù)為27和40，網(wǎng)格尺寸為0.3。模型劃分網(wǎng)格后如圖3所示。

圖3 模型網(wǎng)格Fig.3 Grid of model

1.4 相互作用

在模型中將預(yù)應(yīng)力縱筋和螺旋箍筋組合成鋼筋籠，然后將鋼筋籠采用嵌入(embed)的方法約束到樁身混凝土中，不考慮兩者之間的黏結(jié)滑移[22]；樁身混凝土與端板、端板與套箍、焊縫與端板均通過(guò)綁定(tie)約束連接在一起；樁土接觸采用面面接觸分析，以樁體表面作為主面，土體作為從面，接觸面間的法向接觸采用硬接觸(hard)，切向接觸采用罰(penalty)函數(shù)，取摩擦因數(shù)μ=0.3進(jìn)行分析；模型施加荷載時(shí)，先在樁頂端板上設(shè)置一個(gè)參考點(diǎn)，然后將參考點(diǎn)與端板通過(guò)耦合(coupling)作用在一起，將力施加在參考點(diǎn)上，可以通過(guò)兩者之間的耦合作用將力傳到管樁上[23]。

1.5 荷載與邊界條件

1.5.1 邊界條件

模型包括管樁和土體兩個(gè)部分，由于樁體埋入土中，故無(wú)需對(duì)樁進(jìn)行邊界條件的設(shè)置。土體的側(cè)向邊界限制其X和Y兩個(gè)水平方向的位移，底邊界為固端約束，即限制X、Y、Z3個(gè)方向的位移。

1.5.2 地應(yīng)力平衡與荷載施加

有限元模型分為3個(gè)分析步。

第一個(gè)分析步用來(lái)平衡地應(yīng)力，采用odb導(dǎo)入的方法，即在此分析步中施加重力荷載提交計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果 odb 文件導(dǎo)入另一復(fù)制的模型中來(lái)作為初始應(yīng)力場(chǎng)[24]。

第二個(gè)分析步中對(duì)PHC管樁縱筋通過(guò)降溫法施加預(yù)應(yīng)力，降溫法的計(jì)算公式為

σconAcon=(αΔt-σcon/Ec)EsAs

(1)

式(1)中：σcon為混凝土預(yù)壓應(yīng)力；α為鋼筋的熱膨脹系數(shù)，取為1.2×10-5；Δt為降溫前后的溫度差；As、Acon分別為縱筋和混凝土的截面面積；Es、Ec分別為縱筋和混凝土的彈性模量。經(jīng)過(guò)計(jì)算，取Δt為420 ℃。對(duì)管樁縱筋施加預(yù)應(yīng)力后，管樁的受力云圖如圖4所示。

圖4 管樁施加預(yù)應(yīng)力后的云圖Fig.4 Stress cloud images of pipe pile after prestressing

由圖4可知，采用降溫法后PHC管樁縱筋的預(yù)應(yīng)力約為993 MPa，混凝土的有效預(yù)壓應(yīng)力約為4.13 MPa，而圖集[17]中規(guī)定的PHC400-A95型管樁的縱筋預(yù)應(yīng)力為994 MPa，混凝土有效預(yù)壓應(yīng)力為4.0 MPa?？v筋預(yù)應(yīng)力和混凝土的預(yù)壓應(yīng)力與圖集要求相差分別為0.1%和3.2%，誤差在允許范圍內(nèi)，表明管樁的本構(gòu)模型和參數(shù)是合理的。

第三個(gè)分析步用來(lái)施加荷載。首先在樁頂分別施加0、500、1 000 kN 3個(gè)不同的豎向集中荷載，地震荷載采用擬靜力法加載，即在樁頂端施加水平低周往復(fù)荷載，用水平位移控制模擬水平荷載。本次模擬中低周往復(fù)的初始加載位移為5 mm，以后逐級(jí)增加5 mm，當(dāng)水平位移加到30 mm時(shí)，加載位移更改為2.5 mm，繼續(xù)加載直到荷載下降到極限荷載的85%或者樁身由于大變形而失效[25]，水平加載制度曲線(xiàn)如圖5所示。

2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型的正確性，對(duì)劉寧[14]預(yù)應(yīng)力混凝土管樁現(xiàn)場(chǎng)水平承載力性能試驗(yàn)進(jìn)行模擬，即對(duì)樁頂參考點(diǎn)施加水平集中荷載，以10 kN為一級(jí)進(jìn)行分級(jí)加載至100 kN，來(lái)模擬試驗(yàn)裝置所提供的水平荷載。如圖6所示為現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)與有限元模擬的樁頂水平荷載-位移曲線(xiàn)對(duì)比圖。從圖6可以看出，有限元模擬的曲線(xiàn)與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)得到的曲線(xiàn)比較吻合，兩條曲線(xiàn)的變化趨勢(shì)基本相同，樁頂?shù)乃轿灰贫茧S著水平荷載的增大而且呈非線(xiàn)性增長(zhǎng)，試驗(yàn)值和模擬值比值的平均值為0.90，誤差在允許范圍之內(nèi)，驗(yàn)證了本有限元模擬的正確性與可行性。

圖5 水平位移控制曲線(xiàn)Fig.5 Control curve of horizontal displacement

圖6 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)與有限元模擬樁頂水平荷載-位移曲線(xiàn)對(duì)比Fig.6 Comparison of horizontal load-displacement curve of pile top between field test and finite element simulation

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 豎向荷載的影響

3.1.1 焊接接頭應(yīng)力云圖

圖7為不同豎向荷載作用下PHC管樁焊接接頭的應(yīng)力分布云圖。從圖7可以看出，當(dāng)PHC管樁的焊接接頭未腐蝕時(shí)，地震荷載作用下PHC管樁達(dá)到極限水平位移時(shí)焊接接頭部位處焊縫處的應(yīng)力最大，端板次之，套箍最小，故焊縫處是主要影響區(qū)域。隨著豎向荷載的增大，管樁接頭處焊縫的應(yīng)力大幅度增大，而焊接接頭腐蝕后其屈服強(qiáng)度降低，因此焊接接頭處焊縫率先達(dá)到屈服。說(shuō)明在相同的焊接接頭腐蝕程度下，豎向荷載越大，PHC管樁焊接接頭部位破壞越快。

圖7 不同豎向荷載作用下焊接接頭的應(yīng)力云圖Fig.7 Stress cloud images of welded joint under different vertical loads

3.1.2 滯回曲線(xiàn)

圖8為不同豎向荷載作用下PHC管樁樁頂?shù)暮奢d-位移滯回曲線(xiàn)。該曲線(xiàn)是結(jié)構(gòu)在往復(fù)荷載作用下受力變形性能變化的反映，是結(jié)構(gòu)抗震性能的綜合表現(xiàn)之一[26]。從圖8可以看出，未施加豎向荷載時(shí)PHC管樁的滯回環(huán)相對(duì)較飽滿(mǎn)，管樁耗能較多。隨著豎向荷載的增大，管樁的滯回曲線(xiàn)出現(xiàn)明顯捏縮現(xiàn)象，滯回環(huán)的面積減小，飽滿(mǎn)程度下降，管樁的耗能能力變差，同時(shí)發(fā)現(xiàn)隨著豎向荷載的增大，管樁的水平極限承載力和水平極限位移均有所增大。說(shuō)明豎向荷載對(duì)PHC管樁的抗震性能有較大的影響，值得進(jìn)一步探討。

圖8 不同豎向荷載作用下PHC管樁的滯回曲線(xiàn)Fig.8 Hysteretic curves of PHC pipe pile under different vertical loads

3.2 焊接接頭腐蝕程度的影響

3.2.1 滯回曲線(xiàn)

當(dāng)豎向荷載為1 000 kN時(shí)，焊接接頭腐蝕對(duì)PHC管樁抗震性能的影響最大，故考慮管樁樁頂豎向荷載為1 000 kN，圖9所示為此豎向荷載作用下不同焊接接頭腐蝕程度的PHC管樁荷載-位移滯回曲線(xiàn)。從圖9中可以看出，在不同焊接接頭腐蝕情況下，管樁在加載初期處于彈性變形階段，曲線(xiàn)呈直線(xiàn)變化，隨著樁頂水平循環(huán)荷載的增大管樁很快進(jìn)入彈塑性變形階段，曲線(xiàn)斜率迅速減小，呈反S形，出現(xiàn)明顯捏攏現(xiàn)象，管樁耗能較差。表6為不同焊接接頭腐蝕程度下PHC管樁的水平極限荷載及其對(duì)應(yīng)位移。結(jié)合圖9與表6可以看出，隨著焊接接頭腐蝕程度的增大，PHC管樁的極限水平荷載及其對(duì)應(yīng)位移均相應(yīng)減小。當(dāng)焊接接頭的腐蝕程度從0增加到25%時(shí)，管樁的正向極限水平荷載和反向極限水平荷載分別減小0.80%和0.85%；當(dāng)焊接接頭的腐蝕程度從0增加到50%時(shí)，管樁的正向極限水平荷載和反向極限水平荷載分別減小4.32%和4.37%；當(dāng)焊接接頭的腐蝕程度從0%增加到75%時(shí)，管樁的正向極限水平荷載和反向極限水平荷載分別減小9.48%和9.67%。PHC管樁的極限水平荷載減小，其相對(duì)應(yīng)的位移也隨之減小。故焊接接頭腐蝕會(huì)造成管樁水平極限承載力降低，且腐蝕程度越大，減小比例越大。

圖9 不同焊接接頭腐蝕程度下PHC管樁的滯回曲線(xiàn)Fig.9 Hysteretic curves of PHC pipe pile under different corrosion degree of welded joint

表6 不同焊接接頭腐蝕程度下PHC管樁的水平 極限荷載及其對(duì)應(yīng)位移Table 6 Horizontal ultimate load and corresponding displacement of PHC pipe pile under different corrosion degree of welded joint

3.2.2 骨架曲線(xiàn)

將模型加載所得滯回曲線(xiàn)的每級(jí)循環(huán)第一次加載峰值點(diǎn)連接，得到如圖10所示的荷載-位移骨架曲線(xiàn)?？梢钥闯觯诩虞d初期曲線(xiàn)呈直線(xiàn)變化，為彈性工作階段，此階段由于焊接接頭應(yīng)力較小，4種腐蝕情況下曲線(xiàn)基本一致。隨著加載程度的增大，曲線(xiàn)開(kāi)始出現(xiàn)彎曲，管樁進(jìn)入屈服階段，荷載達(dá)最大時(shí)曲線(xiàn)完全彎曲，此階段焊接接頭應(yīng)力迅速增大，隨著焊接接頭腐蝕程度的增大，焊接接頭逐漸屈服，使得管樁的極限荷載降低。當(dāng)管樁荷載達(dá)到極限荷載后，變形雖然繼續(xù)增加但管樁骨架曲線(xiàn)出現(xiàn)下降階段，說(shuō)明管樁抵抗變形的能力降低，管樁發(fā)生破壞。

3.3 增配非預(yù)應(yīng)力筋的影響

圖10 不同焊接接頭腐蝕程度下PHC 管樁的骨架曲線(xiàn)Fig.10 Skeleton curves of PHC pipe pile under different corrosion degree of welded joint

3.3.1 焊縫應(yīng)力云圖

圖11所示為對(duì)焊接接頭腐蝕程度為50%的管樁配置非預(yù)應(yīng)力筋前后焊縫的應(yīng)力對(duì)比云圖。從圖11中可以看出，未配置非預(yù)應(yīng)力筋前焊接接頭處焊縫的應(yīng)力最大為117.5 MPa，達(dá)到其屈服強(qiáng)度，焊縫部分區(qū)域發(fā)生屈服；配置非預(yù)應(yīng)力筋后，焊縫的最大應(yīng)力為79.68 MPa，下降了32.19%，焊縫距離屈服還有一段區(qū)域。說(shuō)明通過(guò)對(duì)PHC管樁配置一定數(shù)量的非預(yù)應(yīng)力筋可以大幅度降低焊接接頭處焊縫的應(yīng)力，從而避免了其過(guò)早地進(jìn)入屈服階段而破壞。

3.3.2 滯回曲線(xiàn)

圖12所示為對(duì)焊接接頭腐蝕程度為50%的管樁配置非預(yù)應(yīng)力筋后PHC管樁的荷載-位移滯回曲線(xiàn)。對(duì)比圖9 (c)與圖12可以看出，配置一定數(shù)量的非預(yù)應(yīng)力筋后，管樁滯回曲線(xiàn)的捏縮效應(yīng)得到一定的改善，循環(huán)加載次數(shù)增多，滯回環(huán)變得相對(duì)飽滿(mǎn)，管樁的耗能增多。配置非預(yù)應(yīng)力筋后，管樁的正向極限水平荷載為171.81 MPa， 比未配置非預(yù)應(yīng)力前增長(zhǎng)9.13%，反向極限水平荷載為174.60 MPa， 比未配置非預(yù)應(yīng)力前增長(zhǎng)8.95%，且水平極限位移也有所增長(zhǎng)。這是因?yàn)樵谒酵鶑?fù)荷載作用下，當(dāng)管樁的預(yù)應(yīng)力筋達(dá)到破壞退出工作后，非預(yù)應(yīng)力筋能夠繼續(xù)和受壓區(qū)的高強(qiáng)混凝土共同工作，讓混凝土的承壓性能被充分發(fā)揮，從而提高了管樁的水平極限承載力。因此，在管樁內(nèi)配置一定數(shù)量的非預(yù)應(yīng)力筋能夠提高管樁的水平極限承載力和耗能能力，從而有效降低了焊接接頭腐蝕對(duì)管樁抗震性能的不利影響。

圖11 焊縫的應(yīng)力對(duì)比云圖Fig.11 Comparison of stress cloud images of weld seam

圖12 配置非預(yù)應(yīng)力筋后PHC管樁的滯回曲線(xiàn)Fig.12 Hysteretic curves of PHC pipe pile with non-prestressed rebars

4 結(jié)論

通過(guò)建立PHC管樁-土體三維有限元模型，研究了豎向荷載與焊接接頭的腐蝕程度對(duì)PHC管樁抗震性能的影響，得出以下結(jié)論。

(1) 在水平地震荷載作用下PHC管樁焊接接頭部位處焊縫處的應(yīng)力最大，是主要影響區(qū)域。隨著豎向荷載的增大，管樁接頭處焊縫的應(yīng)力大幅度增大，會(huì)率先發(fā)生屈服。

(2) 豎向荷載的存在會(huì)降低管樁的耗能能力，提高管樁的水平極限承載力和水平極限位移，且豎向荷載越大，對(duì)PHC管樁抗震性能的影響越大。

(3) 焊接接頭腐蝕后其屈服強(qiáng)度下降，焊縫逐漸屈服，從而造成管樁水平極限承載力降低，且腐蝕程度越大，降低的幅度越大，其對(duì)PHC管樁抗震性能的影響不容忽視。

(4) 通過(guò)對(duì)PHC管樁增配一定數(shù)量的非預(yù)應(yīng)力筋，能夠降低焊接接頭處焊縫的應(yīng)力，避免其過(guò)早發(fā)生屈服破壞，同時(shí)能夠有效改善管樁的耗能能力，提高管樁的水平極限承載力，從而降低焊接接頭腐蝕對(duì)管樁抗震性能的不利影響。