预应力高强混凝土管桩填芯轴拉性能试验研究*

李 峰 郭昭胜 安增军 刘佳龙

(1.国家电网有限公司，北京 100031；2.太原理工大学，太原 030024；3.国网江苏电力设计咨询有限公司，南京 210008；4.中国电力科学研究院有限公司，北京 100192)

特高压输电工程是我国新型基础设施建设战略规划的重要内容之一。近年来随着特高压输电工程的建设发展，预应力高强混凝土管桩(简称“PHC”管桩)被越来越多地应用于输电线路基础中。PHC管桩在输电线路基础中同时承受拉/压交变荷载和水平荷载作用，其设计时常常以桩基抗拔和抗倾覆稳定作为控制条件。

为提高PHC管桩抗拔承载力，在管桩管孔内填混凝土芯是目前工程中普遍采用的一种构造措施。混凝土填芯的抗拔承载力很大程度上取决于填芯混凝土与PHC管桩内壁混凝土间界面的黏结强度值f，该值与填芯混凝土强度和界面粗糙程度有直接关系。我国各类图集和标准[1-6]大多规定：f宜由现场试验确定，当缺乏试验资料时，对于C30或C40微膨胀混凝土可取0.2～0.5 MPa。

近年来，专门研究PHC管桩填芯抗拔承载力、界面黏结强度及其分布规律的文献数量较少。汪加蔚等以 PC 500 AB 100 型预应力混凝土管桩为例，完成了5个填芯长度分别为2.0 m和2.5 m的填芯轴拉试验，认为一般工程混凝土黏结强度可取0.52ft，重要工程可取0.37ft(ft为填芯混凝土抗拉强度)[7]。张忠等对不同填芯长度的3根管桩填芯混凝土试件进行轴向拉拔试验，分析了管桩与填芯混凝土之间黏结机理和黏结承载力，从理论上分析了填芯混凝土在轴拉力作用下对管桩桩端膨胀的影响[8]。崔伟等对PHC管桩与填芯混凝土进行现场抗拔试验研究，建议PHC管桩的填芯混凝土长度最优取值为3.0D，管桩与填芯混凝土界面的平均黏结强度可取0.382 MPa[9]。刘庆斌等以PHC 500 AB 100型桩为试验对象，研究了管桩与填芯混凝土抗拔破坏形态、填芯界面受力特点和管桩结构抗拔承载力的影响因素，提出了管桩与填芯混凝土界面平均黏结强度的建议取值[10]。刘永超等以PHC 400 A 80-5型号的管桩为试验对象，对管桩和填芯混凝土进行了现场抗拔试验[11]，试验表明管桩与填芯混凝土界面平均黏结强度为填芯混凝土抗拉强度的17.1%。

目前填芯混凝土与管桩内壁黏结滑移性能的研究尚不充分，各标准规范中对于填芯长度的规定也不统一，规范给出的黏结强度f推荐取值范围较宽，最大值和最小值之间相差2倍以上。然而在输电线路基础工程中，按现场填芯混凝土轴拉试验确定f不但缺少代表性和可操作性，且现场试验操作周期长、成本高。为此，本文针对钢筋混凝土填芯与PHC管桩内壁间界面粘结滑移性能，开展混凝土填芯足尺试件轴拉性能试验研究，以便为输电线路基础工程提供更为准确的设计参数。

1 PHC管桩混凝土填芯轴拉试验情况

1.1 PHC管桩混凝土填芯试件设计与制作

PHC管桩混凝土填芯试件选用输电线路基础工程中常用的PHC 600 B 130管桩为对象。依据10SG409《预应力混凝土管桩图集》[1]，其主要设计参数为：外径600 mm，壁厚130 mm，管桩截面面积A=191 952 mm2，桩身混凝土设计强度等级为C80，预应力配筋为16φ12.6，箍筋为φb5，有效预压应力为8.4 MPa，主筋配筋率为1.04%。对PHC管桩试件采用C30普通商品混凝土填芯，填芯配筋纵筋采用HRB400钢筋，箍筋采用HPB300钢筋。

本试验设计3组不同填芯长度的试件，试件参数见表1。每组包括2个相同填芯长度、不同界面处理方式的试件，共6个试件。界面处理方式1：清扫管桩内壁浮灰，清水刷洗表面，晾干至表面无水迹。界面处理方式2：在方式1的基础上，对管桩内壁表面涂刷525水泥净浆。该批管桩内壁水泥浮浆外观呈现波纹状，细节见图1。经向管桩生产企业调研，内壁水泥浮浆的抗压强度可达到C40以上，已经超过了填芯混凝土抗压强度设计值C30。由于管桩内径较小，浮浆强度较高，凿除现有波纹状浮浆难度很大，故不对内壁表面进行凿毛处理。

表1 填芯混凝土轴拉试验结果Table 1 Axial tension test results of core concrete

图1 管桩内壁水泥浮浆细节Fig.1 Cement floating slurry of the inner wall of pipe pile

表1中的填芯轴拉荷载设计值在理论上等于填芯混凝土圆柱体周长乘以填芯长度，再乘以填芯混凝土与管桩内壁的平均黏结强度设计值[2]，即：

(1)

各试件填芯钢筋直径根据上述填芯轴拉荷载设计值除以钢筋抗拉强度设计值得到。制作试件时首先将截好的PHC管桩竖立，清洗管桩混凝土内壁，刮除内壁松动的水泥浮浆凝结块，之后用清水冲洗干净。在浇筑填芯混凝土之前24 h内用干净的自来水充分润湿，结合面晾干不留水迹，仅保持稍微湿润状态，再用毛刷涂抹一层水泥净浆(或者不涂)，厚约0.5～1.0 mm，然后放入填芯钢筋骨架，随即浇筑C30普通商品填芯混凝土，用插入式振捣器捣实。每根管桩填芯钢筋笼由HRB400钢筋组成并均匀布置，钢筋外露长度均为1 100 mm，其前端150 mm均加工成能固定套筒螺母的螺纹，以便拉伸填芯混凝土。

制作PHC管桩填芯混凝土试件的同时，留置6个150 mm×150 mm×150 mm的混凝土标准立方体试块，与试件在同等自然条件下养护。试验前对立方体试块进行抗压强度试验，试验抗压强度最低为28.7 MPa，最高为36.7 MPa，平均为33.1 MPa。

1.2 PHC管桩混凝土填芯轴拉试验测试内容

1.2.1桩身混凝土应变和填芯钢筋应变

在桩身混凝土和填芯纵筋上选点粘贴电阻应变片。自加载端面起算，每隔0.5D(桩径D=600 mm)选择一个测试截面，混凝土和纵向钢筋应变测点处于同一截面上，根据试件长度逐渐增加测点截面数量，每个截面上对称布置2个混凝土应变片，4个填芯纵筋应变片。应变测点布置截面位置详见图2，图2中1—1截面处对称布置4个混凝土应变片，2—2截面处同时对称布置2个混凝土应变片和4个填芯纵筋应变片，3—3截面处为填芯纵筋外露段应变测点位置。

a—试件T-1.0D；b—试件T-2.0D；c—试件T-3.0D。图2 试件应变测点布置 mmFig.2 Arrangements of strain measuring points of specimens

1.2.2填芯滑移量测试

沿管桩纵向布置位移计，以便测出内部填芯混凝土与管桩内壁之间的滑移。每个试件自加载端面距离150 mm开始，每间隔300 mm选取一个截面，每个截面上设置X向和Y向两个正交方位，在管桩表面上开孔固定细钢棒，安装位移计。加载端面的管桩与填芯混凝土界面的滑移可以由设置在端部的位移计进行量测。

1.3 轴拉试验加载方案

本试验使用的自平衡式轴拉试验加载装置与PHC管桩填芯试件形成一个自平衡受力体系。一方面，液压千斤顶活塞向上的力通过上承压盘由螺纹套筒传递给填芯纵筋，填芯纵筋依靠与混凝土握裹力向填芯混凝土圆柱体传递竖向轴拉力，填芯混凝土体与管桩内壁界面之间产生界面黏结力。另一方面，千斤顶底座的反力由下承压圆盘传递给管桩外壁混凝土，两者形成平衡力系。

为校准压力荷载值在各受拉纵筋上的分布情况，在承压圆盘之间外露的受拉填芯纵筋上粘贴应变片，测定受拉填芯纵筋的应变，进而得到其应力和轴力值。

本次试验采用普通液压千斤顶进行加载，千斤顶量程为2 000 kN。通过事先标定确定油压与荷载值的函数关系，试验时通过读取油压表读数即可获得拉力荷载值。采用分级加载，按表1中轴拉力设计值N进行分级比例加载，分为10级，每级荷载持荷5 min。当试验加载至填芯纵筋受拉应变过大(超过0.01)、填芯混凝土拔出或套丝滑移时即终止试验。3组试件的试验加载情况见图3。

a—1.0D；b—2.0D；c—3.0D。图3 自平衡试验加载装置Fig.3 Loading device for self-balancing test

1.4 PHC管桩填芯试件受力分析

根据加载系统自平衡传力体系，按截面法绘制填芯混凝土及PHC管桩传力示意(图4和图5)，分析时认为填芯钢筋与填芯混凝土之间不发生任何相对滑移。由于单位长度(1.0 m)混凝土填芯自重相对于填芯混凝土承受的轴拉力非常微小，因此也忽略该自重。根据应变测试数据可以计算得到填芯纵筋内力T、混凝土截面内力N，从而得到界面黏结力Fc。

a—加载端面至任意截面；b—两任意截面之间。图4 试件受力示意Fig.4 The stress diagram of the specimen

a—加载端面至任意截面；b—两任意截面之间。图5 填芯受力示意Fig.5 The stress diagram of core concrete

2 PHC管桩填芯轴拉静载试验结果及分析

2.1 PHC管桩填芯轴拉试件破坏现象

各组试件破坏时最大轴拉荷载值各不相同，各组试件的破坏形态也有一定的差别。同组中的两个试件，其破坏时最大轴拉荷载值比较接近，破坏形态也比较相似。

T-1.0D和T-2.0D这2组4个试件的PHC管桩桩身未见任何破坏迹象，填芯端面略有微小滑移，这与填芯长度较短、最大轴拉荷载相对较小有关。

试件T-3.0D-1加载到1 229.87 kN时，部分钢筋在机械连接接头处屈服，应变值超过0.01，终止试验。试件T-3.0D-2在加载至一根填芯纵筋套筒拉断时终止试验。T-3.0D组的2个试件的PHC管桩桩身加载端处均出现了一定程度的竖向开裂，裂缝集中于桩头部位，长度不等，最大长度小于0.8 m。

试件T-3.0D-1和T-3.0D-2的裂缝形态见图6。经分析PHC管桩桩头开裂原因为：1)填芯混凝土体受拉力后产生微量界面剪切滑移，使界面出现黏结破坏，引起剪胀现象。2)桩身竖向裂缝多出现在千斤顶作用位置下方，与此处集中荷载较大也有一定关系。另外管桩加载端面不完全垂直于中线，试验时虽采用粗砂找平，荷载较大时仍会出现局部承压较大的问题，引发桩截面竖向开裂。3)管桩桩身整体在轴压力作用下，桩身亦有膨胀趋势，出现竖向裂缝亦符合轴压混凝土构件的一般破坏趋势。

a—试件T-3.0D-1；b—试件T-3.0D-2。图6 管桩裂缝形态Fig.6 Crack pattern of pipe piles

图7给出试件T-3.0D-1和T-3.0D-2的裂缝展开图。试件T-3.0D-1桩身在加载过程中共出现3条竖缝，裂缝出现在两千斤顶作用位置之间的桩身一侧。桩身分别在加载至614.9，768.7，845.5 kN时依次出现①、②和③号竖缝。随着加载值增大，裂缝沿桩身长度发展，长度介于500～750 mm之间，②和③号竖缝长度相当，约长500 mm，①号竖缝最长达到750 mm。当加载到1 076.14 kN时，①号缝宽0.42 mm，至试验结束时，①号裂缝最大宽度为0.51 mm。

a—试件T-3.0D-1；b—试件T-3.0D-2。图7 管桩裂缝展开 kNFig.7 Crack expansion drawings of pipe piles

试件T-3.0D-2桩身在加载过程中共出现4条竖缝，桩身分别在加载至768.7，845.5，1 191.4，1 229.9 kN时依次出现①、②、③和④号竖缝，竖缝多出现在加载千斤顶底部范围附近。随着加载值增大，裂缝沿桩身长度发展，长度介于380～750 mm之间，①号和②号竖缝最长，且长度相当，约长750 mm，③号竖缝长度次之，约长450 mm，④号竖缝最短，约长380 mm。各条裂缝宽度随加载进程不断扩大，当加载到极限轴拉荷载1 383.6 kN时，①号缝宽0.76 mm，②号缝宽1.0 mm。

2.2 试件破坏时最大轴拉荷载值及平均黏结强度

本次试验3组6个试件加载至填芯纵筋受拉应变过大或套丝滑移时即终止试验，部分试件出现填芯混凝土拔出现象。表1汇总了试件破坏时的最大轴拉荷载值，并计算出了平均黏结强度和界面黏结系数。分析可知：

1) 最大轴拉荷载试验值随着填芯长度的增大基本上呈现线性增大的趋势，最大轴拉荷载试验值明显大于轴拉荷载设计值，前者为后者的1.37～1.80倍，详见图8。

图8 极限轴拉荷载与填芯长度的关系曲线Fig.8 Relations between ultimate axial tensile load and core length

图9 界面粘结强度与填芯长度的关系曲线Fig.9 Relations between interfacial bond strength and core length

填芯混凝土在轴拉状态下，其与管桩内壁的黏结应力分布可按一维问题进行考虑。假定接触面z处的黏结强度f只是ft与z的函数，即f(ft，z)，那么黏结力计算公式如下：

(2)

式中：L为填芯混凝土的长度；ft为填芯混凝土抗拉强度；d为混凝土填芯外径。

对C30填芯混凝土按ftk=2.01 MPa计算，本次试验黏结界面滑移系数k介于0.300～0.385之间，平均值为0.325，详见表1。参考JGJ 106—2014《建筑桩基检测技术规范》[12]，工程桩验算检测时，试验加载量不应小于设计要求的桩基承载力特征值的2倍，故本试验中考虑PHC管桩填芯抗拔设计承载力的安全系数K=2.0，对于目前输电线路基础工程中常用的PHC 600 B 130管桩，采用C30普通混凝土填芯时，界面平均黏结强度设计值按试验值除以安全系数后应介于0.30～0.387 MPa间，安全起见可以取0.30 MPa。

3 填芯界面黏结强度及滑移分布规律分析

3.1 填芯界面黏结强度分布规律

图10给出了试件T-3.0D-1填芯界面平均黏结强度随轴拉荷载的变化趋势。可见：T-3.0D-1在0～300 mm段、300～600 mm段的平均黏结强度从加载开始就始终大于0～1 800 mm段全长的平均黏结强度，且明显大于其他各段黏结强度；600～900 mm段、1 200～1 500 mm段的平均黏结强度始终小于0～1 800 mm段全长平均黏结强度，900～1 200 mm段的平均黏结强度在加载前期低于全长平均黏结强度，加载后期又高于全长平均黏结强度。在达到极限轴拉力值1 229.9 kN时，上述各段平均黏结强度最大值依次为0.604，1.300，0.679，0.724，0.367 MPa，0～1 800 mm段全长平均黏结强度最大为0.640 MPa，黏结强度最大值出现在300～600 mm段。

图10 填芯界面平均黏结强度随轴拉荷载的变化趋势Fig.10 Variation trend of average bond strength of core concrete interface with axial tensile load

上述趋势总体反映了沿管桩填芯全长界面黏结强度并不均匀，加载前期的黏结强度最大值出现在0～300 mm段，加载后期的黏结强度最大值出现在300～600 mm段，靠近加载端的填芯混凝土界面承担了更大比例的轴拉荷载，远离加载端填芯混凝土界面黏结强度发挥不充分，因此应考虑对此处采取提高黏结强度的措施，这样可以减小填芯长度，更好地发挥抗拔承载性能。

图11给出了试件T-3.0D-1在不同加载级荷载下填芯界面平均黏结强度随离开加载端距离的变化趋势。试件T-3.0D-1在0.6Nu(Nu为表1轴拉荷载设计值)之前，各截面平均黏结强度总体上随离开加载端距离的远近基本呈线性规律，近加载端的平均黏结强度大，远加载端的平均黏结强度小；超过0.6Nu后，线性规律不明显，各段平均黏结强度起伏明显，近加载端黏结强度并非最大。

图11 填芯界面平均黏结强度随离开加载端距离的变化Fig.11 Variation trend of average bond strength of core concrete interface with the distance from loading end

3.2 填芯界面滑移分布规律

以试件T-3.0D-1来探讨填芯界面滑移分布规律，其他试件规律与之类似。

对试件T-3.0D-1分别测试了距桩端150，450，750，1 050，1 350 mm截面处的滑移量，每个截面上分别测试了X和Y两个正交方向的滑移数据。图12给出试件T-3.0D-1各截面X方向的轴拉荷载-滑移量曲线。可见：试件T-3.0D-1在150，450 mm这两个截面处滑移数据较大，达到极限轴拉荷载时，分别为1.92 mm和1.04 mm；在750 mm截面处滑移数据降低至0.3 mm；其余远离加载端的两个测试截面上滑移量相对很小，最大值不足0.1 mm。

图12 轴拉荷载-界面相对滑移量曲线(X方向)Fig.12 Relations between axial tensile load and interface relative slip (X-direction)

从图12中可知，随离开加载端的距离越远，试件各截面填芯滑移量数值越小，靠近加载端处滑移量最大。因此应设法提高加载端附近填芯混凝土与管桩界面的黏结效果。

4 结束语

2)沿管桩填芯全长，靠近加载端的填芯界面平均黏结强度大，远离加载端的填芯界面平均黏结强度小；沿管桩填芯全长，靠近加载端填芯界面滑移量大，远离加载端填芯界面滑移量小。靠近加载端的填芯混凝土承担了更大比例的轴拉荷载，应设法进一步提高加载端附近填芯混凝土与管桩内壁界面的黏结效果。

3)基于本试验，输电线路基础工程中以PHC 600 B 130管桩作为抗拔桩，采用C30普通混凝土填芯时，填芯混凝土与管桩内壁界面间的平均黏结强度设计值可取0.30 MPa。