碳纤维片材加固预应力高强混凝土管桩抗剪承载力试验研究*

郭昭胜 贺武斌 刘佳龙 安增军

(1.太原理工大学，太原 030024；2.中国电力科学研究院有限公司，北京 100192；3.国网江苏省电力有限公司经济技术研究院，南京 210008；4.国网江苏电力设计咨询有限公司，南京 210008)

近十几年来，预应力高强混凝土管桩(简称“PHC管桩”)被广泛地应用于我国各类土木工程基础建设中。迄今为止，国内PHC管桩基础抗震性能一直未经过大震检验，目前尚未收集到我国强震下PHC管桩基础的相关震害资料。借鉴日本相关震害调查成果可知，PHC管桩桩头与承台连接处的破坏大部分为桩头受剪破坏[1]。PHC管桩桩头受剪破坏具有明显的脆性特征，危害严重且难以修复。

工程建设中，PHC管桩经常存在截桩头情况。截桩一方面会直接造成桩头处混凝土预压应力损失[2]，另一方面可能导致桩头体积配箍率下降(如恰好箍筋加密区被完全或部分截掉)，桩头混凝土约束程度等级大幅降低。郭昭胜等证明了直径400～600 mm的PHC管桩因截桩造成的桩头抗剪承载力损失率在25%～37%之间，损失比例相当可观[3]。美国震害资料也显示截桩后PHC管桩桩头混凝土在扭力和剪力的作用下会产生十分严重的震害[4]。因此，必须对PHC管桩截桩桩头部位进行专门加强。

工程中常用管孔填芯措施以提高PHC管桩桩头抗剪承载力。凌应轩等对填芯和非填芯的预应力混凝土管桩进行了抗剪承载力试验，提出了抗剪承载力公式[5]。郑刚等基于24个PHC管桩试件在多种剪跨比下的抗剪承载力试验结果，综合考虑剪跨比、箍筋分布、纵筋配筋率、混凝土有效预压应力、混凝土强度等影响因素，提出考虑剪跨比影响的PHC管桩抗剪承载力公式。同时，专门针对工程上截桩及截桩后填芯的情况进行试验研究，就截桩及填芯对管桩抗剪承载力的影响进行分析，并给出计算建议[6]。

在PHC管桩管孔内进行钢筋混凝土填芯涉及钢筋笼加工制作、界面处理、浇注混凝土及养护等多道工序，消耗工时较长，管桩内壁界面处理质量不可控，不易检查填芯混凝土浇注质量，其抗剪承载力实际增强效果可靠性较差。为此，郭昭胜等提出在PHC管桩桩头外部围裹碳纤维片材(CFRP)的抗剪加固措施。将2～3层CFRP条带围绕管桩粘贴成环形箍，纤维方向应与管桩纵轴线垂直，粘贴范围大致为自承台底面起算(2.0～3.0)D(D为桩径)。碳纤维片材既可为桩头混凝土直接提供抗剪承载力，又可通过碳纤维布围裹约束间接改善桩头预应力损失和体积配箍率损失的状况，提高桩头混凝土的约束程度[3]。

采用CFRP加固后，PHC管桩斜截面受剪承载力由管桩桩身抗剪承载力和外裹碳纤维片材抗剪承载力组成，其中外裹碳纤维片材抗剪承载力项可按式(1)～式(3)的规定计算，式内符号详见文献[3]。

V≤Vc0+Vcf

(1)

Vcf=ψvcffAfh/sf

(2)

Af=2nfbftf

(3)

为验证PHC管桩桩头围裹碳纤维片材的实际增强效果和计算式的可靠性，设计制作了5个PHC管桩(PHC 400 B 95)抗剪足尺试件，分别采取了内填钢筋混凝土芯和外裹CFRP的桩身抗剪加固措施，完成了抗剪承载力静载试验。

1 PHC管桩抗剪承载力试验概况

1.1 PHC管桩抗剪试件设计与制作

试验采用PHC 400 B 95管桩，外径400 mm，壁厚95 mm；桩身混凝土抗压强度等级为C80，其轴心抗压强度标准值和设计值分别为fck=50.2 MPa和fc=35.9 MPa，轴心抗拉强度标准值和设计值分别为ftk=3.11 MPa和ft=2.22 MPa，桩身混凝土有效预压应力为σce=8.03 MPa，纵筋采用预应力混凝土钢棒PCB-1420-35-L-BG，抗拉强度标准值fptk=1 420 MPa，预应力纵筋分布圆的直径Dp=308 mm，箍筋采用冷拔低碳钢丝φb4，抗拉强度fpyk=600 MPa，预应力混凝土钢棒的张拉控制应力为σcon=0.7fptk=994 MPa[7]。

为保证全部试件的截桩状态一致，对PHC管桩均截断在箍筋非加密区，试件设计长度为1.4 m。取其中1根空心管桩作为比对抗剪试件，其余试件分别采取内填混凝土芯和外裹CFRP的桩身抗剪加固措施。试件设计参数详见表1。

表1 抗剪试件设计参数Table 1 Design parameters of shear test specimens

PHC管桩填芯混凝土试件制作按照管桩内壁界面清洗晾干、绑扎安装钢筋笼、浇筑填芯混凝土和覆膜养护的工序操作，同时留取一组填芯混凝土标准立方体试块(同条件养护)。填芯混凝土设计抗压强度等级为C30。28 d龄期试块抗压强度推定值为33.2 MPa。试件填芯纵筋HRB335实测屈服强度为394.2 MPa，极限强度为562.5 MPa；试件填芯箍筋HPB300，实测屈服强度为351.3 MPa，极限强度为492.8 MPa，纵筋和箍筋最大力下的总伸长率实测值分别为11.2%和11.6%。根据管桩生产厂家的试验数据，管桩桩身混凝土实测抗压强度为92.8 MPa，预应力钢棒规定塑性延伸强度检测值为1 370 MPa，抗拉强度检验值为1 475 MPa；螺旋箍筋采用甲级冷拔低碳钢丝，抗拉强度检测值为682 MPa。

PHC管桩外裹CFRP试件碳纤维布粘贴施工工序和质量均符合相关现行国家标准[8]的要求。所使用的碳纤维片材厚度为0.167 mm，高强度 Ⅰ 级，抗拉强度设计值ff=1 600 MPa，抗拉强度标准值为ffk=3 400 MPa，实测抗拉强度为3 687 MPa。

1.2 试验加载装置与加载制度

将PHC管桩的一端采用特制钢帽固定，形成固定端约束，在PHC管桩跨中向下施加集中荷载，另一端向上施加集中荷载。试验剪跨比λ为1.0，即剪跨段长度等于管桩外径。管桩中部向下的集中荷载值是端部向上的集中荷载值的3.0倍，整个过程中集中荷载采用两台2 000 kN液压千斤顶同步按比例施荷。根据受力分析，PHC管桩剪跨段桩身剪力为两台千斤顶加荷值的差值。试验加载装置如图1所示，试件静力分析如图2所示。

图1 试验加载装置Fig.1 Test setup

a—受力示意；b—弯矩图；c—剪力图。L为剪跨距离；V为竖向剪力。图2 试件受力分析Fig.2 Static analysis of the specimen

试验参照GB 50152—2012《混凝土结构试验方法标准》[9]规定的静力加载制度进行试验加载。

1.3 试验测量方案

使用VP-CSS40静态电阻应变仪采集桩身混凝土应变、填芯钢筋应变和碳纤维布应变；利用VP-SSDX50和VP-SSDX100位移计采集PHC管桩桩身的转角和位移；通过千斤顶油压表读取PHC管桩的开裂荷载、破坏荷载；人工观测、拍照记录和描绘桩身裂缝分布情况。

PHC管桩桩身混凝土应变片、位移计及转角仪的安装位置如图3所示。图3中管桩正面(右侧)混凝土应变测点编号为t1～t7，管桩背面(左侧)还对称布置了7个混凝土应变测点，测点编号为t8～t14。填芯钢筋笼应变测点如图4所示。

图3 试件测点布置(管桩正面) mmFig.3 Arrangements of measuring points of the specimen

图4 填芯钢筋笼应变测点布置 mmFig.4 Arrangements of reinforcement strain measuring points

2 试验结果及分析

2.1 试验现象和破坏特征

试件SJ-1：试验时逐级加载，当加载至桩身剪跨段剪力V=324 kN时，左侧桩身初裂，裂纹大致呈45°分布，处于中部钢垫块和端部钢帽的连线上；当V=372 kN时，沿桩身中线出现纵向裂缝；当V=408 kN时，桩身跨中底部产生环向弯曲裂缝，在两个钢垫块的连线上也出现了剪切斜裂缝，同时右侧桩身首次出现裂缝，在随后的加荷中右侧桩身裂纹迅速发展贯通；当V=525 kN时，桩身斜裂缝处混凝土错动，箍筋拉断发出脆响，标志着管桩发生极限剪切破坏，该试件最终破坏形态如图5a所示。

a—试件SJ-1；b—试件SJ-2；c—试件SJ-3；d—试件SJ-4；e—试件SJ-5。图5 管桩最终破坏形态Fig.5 Final failure modes of pipe piles

试件SJ-2：试验时逐级加载，当加载至剪跨段桩身剪力达到V=560 kN时第一次出现开裂，但由于桩身碳纤维布的围裹作用，其开裂状态与试件SJ-1明显不同，裂缝出现在管桩截断面顶部和底部，此时的剪力值已接近试件SJ-1的极限剪力值，围裹碳纤维布大大推后了桩身开裂的时间，改变了桩身开裂的形态；当V=580，640 kN时，管桩截断面上裂缝自上而下逐步连通，断面纵筋内缩趋势更加明显；当加载至V=1 020 kN时，在PHC管桩和固定钢箍的结合部位出现了环向裂缝，即发生了弯曲破坏，停止加载。由于桩身围裹碳纤维布，始终未能观察到桩身斜裂缝的发展情况。试件破坏最终形态如图5b和图6a所示。

a—试件SJ-2；b—试件SJ-3；c—试件SJ-5。图6 管桩端面最终破坏形态Fig.6 Ultimate failure modes of the end faee of pipe piles

试件SJ-3：自逐级加载开始直到桩身剪跨段剪力V=367 kN时，首条剪切裂缝沿中部钢垫块和钢帽连线发生，大体呈45°；当V=385 kN时，跨中桩身混凝土出现环向弯曲裂缝；V=439 kN时，从桩身截断面观察到填芯混凝土与桩内壁有滑移现象，桩身纵筋亦有内缩现象；V=457 kN时，桩身出现纵向开裂，在上下两加载钢垫块之间的连线上也出现了剪切裂缝；随着逐步加载，剪跨段桩身的多条裂缝逐渐连通，桩身混凝土形成一定宽度的斜向剪切破坏条带；当V=598 kN时，桩身左右两侧斜向剪切破坏条带的混凝土压碎剥离，该部位交叉的箍筋拉断，宣告管桩发生极限破坏。试件破坏最终形态如图5c和图6b所示。

试件SJ-4：桩身剪跨段左侧首先开裂，此时剪力V=403.5 kN，开裂位置与试件SJ-3类似，V=440.1 kN时，桩身跨中底部出现了弯曲裂纹；V=495 kN，桩身剪跨段右侧在钢垫块和钢帽之间连线的中部第一次出现剪切裂纹；在V=587 kN时，桩身斜向裂纹相互连接，在钢垫块和钢帽之间连成一条带破坏区域；当V=641.4 kN时，管桩剪跨段左侧混凝土剥离脱落、露出桩身纵筋和箍筋，箍筋拉断发出脆响，发生极限剪切破坏。试件破坏最终形态如图5d所示。

试件SJ-5：逐级加载至V=808.55 kN时，固定钢箍与管桩结合部位顶面出现横向裂缝，裂缝形式与其他管桩相异。在V=886.7，964.85 kN时，固定钢箍与管桩结合部顶面裂缝分别在右侧和左侧向下环向延伸；当V=1 016 kN时，桩身跨中出现一条自上而下的环向弯曲裂纹，观察到填芯混凝土与管桩界面发生滑移，并明显从管桩截断面突出；V=1 043 kN时，管桩底部预应力纵筋达到极限抗拉强度，拉断时发生巨响，CFRP随之破裂，PHC管桩发生了极限弯曲破坏。试件破坏最终形态如图5e和图6c所示。

综上可知，5个试件出现了两种不同破坏形态：弯曲破坏和剪切破坏。其中，桩身外裹碳纤维布的SJ-2和SJ-5均发生弯曲破坏，而空心管桩SJ-1和填芯管桩SJ-3和SJ-4均发生剪切破坏。试验现象表明：围裹碳纤维布可推迟管桩开裂时间，有效减少裂纹数量，改变裂缝的发展趋势和最终破坏形态，大幅度提高桩身的抗剪承载力。

2.2 桩身抗剪承载力及变形试验特征值分析

将5根PHC管桩抗剪试验的开裂剪力、极限剪力、出现弯曲裂纹时和极限弯曲破坏时的剪力试验值和试验终止时的破坏形式汇总于表2。

表2 抗剪试件设计参数Table 2 Design parameters of shear test specimens kN

表2试验数据显示：相比空心管桩试件SJ-1，各种加固措施都不同程度地提高了空心PHC管桩的开裂剪力和极限剪力；素混凝土填芯试件SJ-3和钢筋混凝土填芯试件SJ-4相比试件SJ-1的提高幅度分别为15.0%和23.3%；相比填芯加固措施，外裹碳纤维布的试件SJ-2和试件SJ-5(同时进行素混凝土填芯)的加强效果更为明显，更重要的是，将试件的破坏形态由剪切破坏改变为弯曲破坏，对应极限剪力分别为试件SJ-1的1.96倍和2.0倍，试件SJ-3的1.71倍和1.74倍，试件SJ-4的1.59倍和1.63倍。

由表3给出的各试件在极限破坏时的转角和位移可知，各种增强措施均能一定程度地提高空心管桩的延性和承载性能，并抑制桩身混凝土裂纹的发生和发展。管桩开裂前，填芯加固措施对管桩性能的提高并不明显，但管桩开裂后，钢筋混凝土填芯可有效提高延性性能。桩身外裹碳纤维布能有效提高管桩的刚度，减小管桩的挠曲，防止发生剪切破坏。

表3 试件极限破坏时的转角和位移Table 3 Rotations and displacements of pipe piles in ultimate failure

3 PHC管桩抗剪承载力分析

本文暂不考虑桩身围裹碳纤维布对混凝土的约束效果，此时可认为本试验中的试件总抗剪承载力(V)是由桩身混凝土(V1)、桩身箍筋(V2)、填芯混凝土(V3)、填芯箍筋(V4)和碳纤维布(V5)等5部分单项抗剪承载力线性叠加而得到。

文献[10]给出了管桩填芯部位斜截面受剪承载力计算公式，见式(4)。

(4)

式中：I为管桩截面惯性矩,mm4；σpc为桩身混凝土预压应力,MPa；s为填芯箍筋间距;t为管桩壁厚，mm；so为中心轴以上截面对中心轴的面积矩，mm3；ft为管桩混凝土的轴心抗拉强度设计值，MPa；fyv为管桩箍筋抗拉强度设计值，MPa；d1为填芯混凝土直径，mm；Asv为单支箍筋的截面面积，mm2;d为管桩外径，mm；s为管桩箍筋间距，mm;ft1为填芯混凝土的抗拉强度设计值，MPa。

式(4)等号右边第1项中的0.7是按照剪跨比3.0保守考虑确定的，而本试验中剪跨比明确为1.0，不必折减，故计算桩身混凝土抗剪承载力项V1时将0.7换成1.0。对于填芯箍筋项V4，采用式(4)中的桩身箍筋抗剪承载力项(V2)进行计算，其中fyv按照填芯箍筋材料参数取值，本试验中d,s分别为210 mm和200 mm。对碳纤维片材抗剪承载力项V5，则按照式(2)和式(3)的规定计算。

考虑到各试件达到极限破坏时，桩身和填芯混凝土均开裂，管桩箍筋和填芯箍筋部分拉断，故式(4)中混凝土和钢筋的材料强度指标均按照前述材料试验结果取值。实测碳纤维布应变未达到极限拉应变，故采用其设计强度指标进行计算。本试验管桩试件各项抗剪承载力计算见表4。

表4 试件抗剪承载力计算结果Table 4 Calculation results of shear capacity of specimens

由表4可看出：

1)各试件的总抗剪承载力计算值均小于实测抗剪承载力值。当增强措施项越多时，总抗剪承载力就越高，其中填芯混凝土及填芯箍筋项占比较小，而碳纤维布项占比较大。

2)比较试件SJ-1、SJ-3和SJ-4数据，填芯措施对空心管桩的提高幅度相对较小。3个试件的试验值与公式计算值较为接近，两者比值范围在1.07～1.14之间，说明对于试件极限破坏状态下的材料强度取值较为符合试验情况，已有抗剪承载力公式可满足设计安全要求。

3)在无填芯和有填芯两种情况下，采取了外裹碳纤维片材措施的试件SJ-2和试件SJ-5的桩头抗剪承载力实测结果分别是相应计算结果的1.28倍和1.26倍。实际上实测结果对应的是弯曲破坏形态，并非剪切破坏形态，这说明采用式(2)和式(3)计算的碳纤维片材抗剪承载力项V5结果是偏于安全可靠的。

基于以上试验数据和承载力公式计算分析可知，对于无填芯管桩情况，当采用碳纤维围裹加固措施时，其桩头抗剪承载力计算可按式(5)计算。对于有填芯管桩情况，当采用碳纤维围裹加固措施时，其桩头抗剪承载力计算可按式(5b)计算。式(5a)和式(5b)内符号含义详见文献[3-9]。

(5a)

(5b)

其中Af=2nfbftf

4 结束语

1)相比PHC管桩管孔内填钢筋混凝土芯的措施，采用外裹碳纤维布措施的试件的抗剪加强效果非常明显。外裹碳纤维布的试件SJ-2和试件SJ-5对应极限剪力分别为试件SJ-1的1.96倍和2.0倍、试件SJ-3的1.71倍和1.74倍、试件SJ-4的1.59倍和1.63倍。

2)外裹碳纤维布加固PHC管桩桩头使桩头剪切破坏形态改变为弯曲破坏形态，提高了桩头抗剪承载力，推迟了桩头混凝土开裂，防止混凝土破碎，改善了混凝土构件延性。

3)提出外裹碳纤维布加固PHC管桩桩头的抗剪承载力计算公式。经试验数据验证，公式计算结果偏于安全，可以用于工程设计。