预应力混凝土空心桩与承台连接结构抗拔研究-18
空心预应力混凝土管桩抗拔设计的阐述
空心预应力混凝土管桩抗拔设计的阐述空心预应力管桩由于工艺简明，施工方便，适用性广，造价低廉，在工程中已经得到了较为广泛的应用，由于其既作为抗压桩又作为抗拔桩，达到了缩短工期和降低投资的效果，因此设置抗拔桩来满足结构抗浮要求是一个较为常用的方法，本文对抗拔桩的设计要点作了分析，便于广大设计人员在工程设计中合理正确应用。
标签地下工程；预应力管桩；抗拔桩设计；抗浮；静荷载试验1 工程概况该工程位于市区，其地下汽车库为全埋式地下汽车库，工程剖面见图1，结构采用钢筋混凝土梁板式楼盖体系。
地下室底板面标高-6.0m，顶板面标高-2.7m，覆土面标高-1.5m，覆土厚度为1.2m。
土层情况见表1。
场地浅层地下室为孔隙潜水，补给源主要为大气降水，勘察期间测得钻孔稳定水位埋深在地下0.5～1.0m 之间。
表1土层情况土层层厚(m) 其他性状①杂填土0.5～1.2 —②粘土 0.7～1.4 软塑，饱和③淤泥 18.2～28.4 流塑，饱和④粘土 3.2～4.7 可塑，饱和⑤粉质粘土15.2～18.7 可塑，中等压缩性，w0=30.1%，e0=0.9442 抗浮整体设计计算2.1 抗浮工况结构进行抗浮分析计算时，考虑了三种工况：2.1.1 施工阶段车库顶板已施工完成，覆土尚未回填，要求在施工阶段采取可靠的降排水措施，设计不考虑施工阶段的浮力作用;2.1.2 使用阶段考虑常年稳定水位下地下水的浮力作用，以地表下0.5m作为抗浮计算水位，抗浮系数采用1.2;2.1.3 漫水工况考虑使用阶段短时水位超过室外地面，抗浮系数取1.1。
2.2 抗浮方案图1地下室剖面示意图图2管桩接桩示意图结合工程实际、当地供货情况、施工水平和甲方对工期的要求，设计时比较了钻孔灌注桩和先张法预应力混凝土管桩作为抗拔桩的方案，预应力管桩方案具有以下优点：承载力高，根据岩土勘察报告，管桩qsia要比钻孔灌注桩高20%～30%;经济性好，根据桩基施工单位报价，当地φ500钻孔灌注桩造价为176元/m，而B600 110管桩为153元/m;由于管桩为预制桩，材料供货方便，施工速度快;正常使用极限状态下管桩混凝土为压应力或零应力，工作状况合理，充分利用了管桩的预应力优势。
预应力管桩基础抗拔设计与施工实例分析
预应力管桩基础抗拔设计与施工实例分析摘要：本文对预应力管桩的抗拔设计原理作了介绍，并对桩头连接等结构节点的处理进行了阐述，比较了PHC管桩在作为抗拔桩时桩身结构强度的计算方法，提出了焊缝强度、端板孔口抗剪强度、钢棒墩头强度的验算方法，并探讨了管桩与承台的连接方式。
关键词：管桩、抗拔设计、桩头连接节点经过约二十年来的推广，预应力管桩由于其具有造价低廉、工艺成熟、施工便捷、质量可靠等优点，与人工挖孔桩、冲（钻）孔桩并列为天津地区的三大常用桩型，特别是在表层土质差、岩层埋深较大的多层、小高层建筑中被当作首选桩基础型式。
PHC管桩作为抗拔桩使用有着其他桩型不可比拟的优势，尤其是在有效预压应力范围内桩身不会出现裂缝，对预应力钢筋保护较好，能较好的发挥桩身抗拉强度，提高桩身抗拔承载力。
因此PHC管桩作为抗拔桩使用的经济性日益凸现。
本文结合天津铁路枢纽西南环线扩能改造工程之青凝侯特大桥的施工实例具体给予说明。
1 工程概况“天津铁路枢纽西南环线位于天津市西南部，线路经过天津市西青区，该地区地势低平，由西向东微倾。
线路所经地区为冲积、海积平原，地形平坦，地势开阔，大部分为坑塘、洼地，局部为农田及货场。
根据《岩土工程勘察报告》显示，场地属丘陵缓坡地段，起伏较大，土层自上而下分别描述见下表1。
表1 场地地层分布情况在综合考虑场地特点、基础方案的安全可靠、经济适用及施工工期等情况后，青凝侯特大桥的承台桩基基础采用管桩设计。
其中，根据工程的计算分析，选用管桩的截面为Φ400X95（PHC-AB）,桩身混凝土强度为C80，竖向抗压承载力特征值为1200KN，竖向抗拔承载力特征值为210KN。
综合施工工序等因素的考虑，经与建设单位沟通同意采用管桩作抗拔桩来处理抗浮问题。
以下简要介绍该工程的预应力管桩抗拔承载力计算及相关节点的处理。
2 预应力管桩的抗拔承载力计算2.1桩身承载力控制2.1.1截面为Φ400X95的管桩（PHC-AB）的预应力筋的配筋为7Ф10.7，预应力筋抗拉强度设计值fpy＝0.8×1420＝1136MPa，根据《混凝土结构设计规范》[1] 第6.2.22条公式可得管桩的轴向拉力设计值为：N＝fpyAp＝715KN2.1.2管桩桩身轴心受拉时，裂缝控制等级取一级，并应符合以下规定：N≤ƠceA0（Ơce、A0---混凝土有效预压应力值、截面换算面积）根据《锤击式预应力混凝土管桩基础技术规程》[4] 第3.0.12条经验公式计算，管桩的有效预压应力为：Ơce＝800n×Aa/A＝5.53MPa考虑到预应力筋的实际配筋不大，其所引出的截面换算面积亦不大，故仅考虑管桩桩身实际有效面积（A）作计算。
浅谈抗拔桩基础的设计
浅谈抗拔桩基础的设计摘要：随着国民经济的日益发展，促使城市建设的发展，地下空间的开发和利用越来越来越多，地下结构的抗浮问题日益突出。
文章简述了各种地下结构的抗浮措施的抗拔桩，重点研究了抗拔桩的受力机理、适用范围、存在的局限性和今后的发展方向。
关键词：抗拔桩抗压桩机理承载力验算引言我们国家是一个人口大国，尽管拥有丰富的土地资源，但却依然不能满足人们生活居住的需求，特别是近年城市化的加快，土地资源缺乏问题显得更加突出，因此，我们必须更好地利用仅有的土地。
在这种情况下，大批功能齐全、造型新颖的建筑便陆续涌现，特别是大型高层建筑，更是得到了飞速发展。
由于这些建筑物基础及自身功能的需要，一般均建有地下室，这些使得建（构）筑物的基础要同时承受竖向压力和拉力的作用，有时上拔荷载较大甚至成为主要作用力，这时，普通的桩显然不能满足要求，故产生了承受竖向抗拔力的桩，也就是抗拔桩。
2 抗拔桩的受力机理及与抗压桩的区别桩按受力情况主要可分为承受竖向压荷载的抗压型桩和承受竖向拉力荷载的抗拔型桩（抗浮桩）两大类。
在大多数桩群中，抗压型桩的使用也比抗拔型桩的使用要显得广泛。
但在一些特殊情况下需特别采用抗拔型桩。
抗拔桩的主要靠桩身与土层的摩擦力来受力，以抵抗轴向拉力为主的桩，如锚桩、抗浮桩等。
在地下水位较高的地区，当上部结构荷重不能平衡地下水浮力的时候，结构的整体或局部就会受到向上力的作用。
如地下水池、建筑物的地下室结构、污水处理厂等必须设置抗拔桩，同时抗拔桩也广泛应用于高耸建(构)筑物抗拔、海上码头平台抗拔、悬索桥和斜拉桥的锚桩基础、大型船坞底板的桩基础和静荷载试桩中的锚桩基础等抗拔桩一般均嵌入竖硬而埋藏较浅的基岩中。
由于造价及施工条件的限制，抗拔桩一般入岩不深，需要对入岩桩段部分进行桩端灌浆处理。
如果上覆土层较厚，桩无法埋入基岩，那就只能全靠桩侧土的表面摩擦阻力抗拔，此摩擦阻力较小，抗浮效果不佳；若在桩端设置扩大头，则能大大提高桩的抗拔能力。
预应力混凝土管桩抗拔静载试验研究
2.2试验桩
试验桩为3根AB型号预应力管桩(1号为PC600AB-110-6、12a，2号为PC600AB-110-6、11a，3号为PC600AB-110-6、11a)，桩径均为600mm，1号桩长18m，2，3号桩长17m，3根桩顶位于自然地面下约20mm，持力层均为2～3层砂质粉土。计算单桩竖向抗拔承载力特征值为540kN，静载试桩抗拔最大加载荷载为1100kN。
试桩场地地下水位高，尤其是施工期间恰逢雨季，桩埋深较浅，试桩地层①2层黏质粉土呈饱和松散状，②层砂质粉土呈饱和稍密～密实状不等，上述粉土具有原位结构性，渗透性为一般至偏好。但是，试桩施工时采用较重锤高落距锤击工艺，且单桩锤击数分别为621，512，553击不等，在重锤反复的振动荷载作用下，破坏了粉土原位结构强度，对桩周粉土产生工程振动液化，管桩底端(开口桩靴)处未能产生有效“土塞”效应，导致桩侧摩阻大幅降低且在较短时间内难以恢复，进而影响抗拔承载力。
0引言
随着我国国民经济的快速发展以及工程技术的不断进步，我国的建筑行业也取得了巨大的进步。当前，在建筑工程施工中，预应力混凝土管桩以其施工速度快、质量易保证、节能环保、经济性好等优点得到了广泛的应用。研究预应力混凝土管桩抗拔静载试验具有重要的现实意义。基于此，笔者进行了相关介绍。
预应力混凝土管桩抗拔承载力计算
预应力混凝土管桩抗拔承载力计算摘要：介绍了预应力混凝土管桩抗拔承载力的计算过程和需要考虑的方面。
关键词：预应力混凝土管桩；抗浮；抗拔Abstract: the article introduces the prestressed concrete pipe pile bearing capacity of the process and pull out of the need to consider.Keywords: prestressed concrete pipe pile; Anti-uplift; Resistance to pull1工程概况预应力管桩由于单桩承载力高、施工便捷、造价较低、桩身质量稳定而广泛用于基础工程。
将其用于抗拔桩使用时，在有效预压应力范围内桩身不会出现裂缝，抗裂性能好，从而提高了桩身的耐久性。
XX广场位于上海市浦东新区，川沙路东侧，庙港绿地南侧，浦东运河西侧。
总建筑面积52575.6平方米，地上建筑面积24407.7平方米，地下建筑面积28167.9平方米。
地下两层，地上3～5层。
基础采用桩基础。
根据岩土工程勘探报告，预制桩的设计参数如表1所示。
单桩承载力设计参数表1根据本工程的特点，通过对比后，最终确定抗拔桩采用PHC500AB100-27，参考图集为《预应力混凝土管桩》（图集号10G409）。
2PHC管桩抗拔设计2.1土体提供的竖向抗拔承载力计算根据表1，桩端持力层为⑦1层砂质粉土，可得出PHCAB500管桩单桩抗拔承载力设计值Rtd=680kN。
2.2桩身结构强度验算抗拔桩竖向承载力除了满足桩土相互作用的抗拔承载力外，还需满足PHC 管桩自身桩身结构强度要求。
根据国标图集《预应力混凝土管桩》（图集号10G409）式6.4.2，Ao=A+[（Es/Ec）-1]Ap=3.14X(5002-3002)/4+(2X105/3.8X104-1)X11X90=129820mm2 σce=6.59MPaNk=σceAo=855kN试桩时按不出现裂缝控制时Nk=(σce+ftk)Ao=(6.59+3.11)X129820=1259kN2.3接桩焊缝连接强度验算上下节管桩之间的接头连接做法一般分为机械快速接头和坡口对接围焊接头两种，上海地区常用做法是坡口对接围焊接头。
预应力混凝土管桩作为抗拔桩的设计研究
预应力混凝土管桩作为抗拔桩的设计研究一、预应力混凝土管桩的结构特点其结构特点主要包括：1.桩身采用钢筋混凝土结构，具有较高的抗弯强度和抗压强度；2.管桩内的钢筋通过预压预应力技术进行承载，提高桩身整体的承载能力。
二、预应力混凝土管桩的抗拔原理具体来说，预应力混凝土管桩在施加预应力后，内部的钢筋将产生预应力，桩身受到外荷载作用时，钢筋受拉，部分预应力得以释放，依靠桩身内部的钢筋与混凝土形成的复合材料的协同作用，增加桩身的抗拔能力。
三、预应力混凝土管桩的设计要点1.确定预应力设计参数：包括桩身的几何形状、桩身内部的钢筋布置形式和预应力的大小。
2.确定荷载特性：根据工程实际情况确定预应力混凝土管桩受到的荷载特性，包括水平荷载、竖向荷载等。
3.确定荷载传递路径：预应力混凝土管桩在抗拔过程中，需要将荷载从桩身传递到土体中。
4.确定桩身的受力状态：根据设计要求和预应力参数，确定桩身在荷载作用下的受力状态，包括受压区和受拉区的位置以及受力大小。
5.确定抗拔设施：根据桩身的受力状态，采取相应的抗拔设施，包括端承、摩擦抗拔和锚固抗拔等。
四、预应力混凝土管桩的应用范围2.适用于地基较松散、土壤条件较差的地区，通过增加桩身的承载能力和抗拔能力，提高工程的稳定性和安全性。
3.适用于地下结构工程，预应力混凝土管桩可以提供较大的承载能力，减小地下结构的变形和沉降。
总之，预应力混凝土管桩作为抗拔桩具有结构简单、施工方便、承载能力较大等优点，广泛应用于各种工程中。
在设计过程中，要合理确定预应力参数，确定荷载特性和传递路径，并采取相应的抗拔设施。
同时，应根据工程实际情况选择合适的预应力混凝土管桩，以确保工程的稳定和安全。
预应力混凝土管桩与承台新型连接节点受力性能分析
２０２３年９月第３９卷第５期㊀沈阳建筑大学学报(自然科学版)ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｈｅｎｙａｎｇＪｉａｎｚｈｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ(ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅ)㊀Ｓｅｐ.㊀２０２３Ｖｏｌ.３９ꎬＮｏ.５㊀㊀收稿日期:２０２３－０４－２２基金项目:国家自然科学基金项目(５２１７８１４８)ꎻ辽宁省优秀青年基金项目(２０２１－ＹＱ－１０)ꎻ辽宁省教育厅面上项目(ＬＪＫＭＺ２０２２０９２９)作者简介:马传政(１９７３ )ꎬ男ꎬ副教授ꎬ主要从事混凝土结构㊁钢￣混凝土组合结构等方面研究ꎮ文章编号:２０９５－１９２２(２０２３)０５－０８５３－０９ｄｏｉ:１０.１１７１７/ｊ.ｉｓｓｎ:２０９５－１９２２.２０２３.０５.１０预应力混凝土管桩与承台新型连接节点受力性能分析马传政１ꎬ谭雅文２ꎬ杨志坚１(１ 沈阳建筑大学土木工程学院ꎬ辽宁沈阳１１０１６８ꎻ２ 辽宁十方岩土工程有限公司ꎬ辽沈沈阳１１００００)摘㊀要目的为了改善预应力高强混凝土管桩与承台连接节点的受力性能ꎬ开发一种新型连接节点ꎮ方法笔者在原有ＰＨＣ管桩和ＰＲＣ管桩与承台连接节点基础上ꎬ通过增设钢套模ꎬ在桩端和承台交接处预留出锥形空隙ꎬ避免桩端转动挤压承台造成承台破坏ꎻ基于两个预应力高强混凝土管桩与承台连接节点试验ꎬ采用ＡＢＡＱＵＳ对节点的受力性能进行分析ꎮ结果在桩端和承台交接处预留锥形空隙ꎬ节点的承载能力没有明显的降低ꎻ桩端的压应力有所减小ꎬ桩端周边承台混凝土压应力大幅减小ꎻ桩端锚固钢筋㊁桩身预应力钢筋㊁普通钢筋应力状态与未加钢套模相比无明显变化ꎻ节点的传力机理无明显变化ꎮ结论在桩端和承台交接处预留锥形空隙ꎬ可有效减小桩端转动对承台的挤压作用ꎬ避免承台在桩端转动时出现破坏ꎮ关键词预应力混凝土管桩ꎻ连接节点ꎻ普通钢筋ꎻ锥形空隙中图分类号ＴＵ４７３ １㊀㊀㊀文献标志码Ａ㊀㊀㊀ＡｎａｌｙｓｉｓｏｎＭｅｃｈａｎｉｃａｌＢｅｈａｖｉｏｒｏｆＮｏｖｅｌＣｏｎｎｅｃｔｉｏｎｂｅｔｗｅｅｎＰｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄＨｉｇｈＳｔｒｅｎｇｔｈＣｏｎｃｒｅｔｅＰｉｌｅａｎｄＣａｐＭＡＣｈｕａｎｚｈｅｎｇ１ꎬＴＡＮＹａｗｅｎ２ꎬＹＡＮＧＺｈｉｊｉａｎ１(１ ＳｃｈｏｏｌｏｆＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＳｈｅｎｙａｎｇＪｉａｎｚｈｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬＳｈｅｎｙａｎｇꎬＣｈｉｎａꎬ１１０１６８ꎻ２ ＬｉａｏｎｉｎｇＳｈｉｆａｎｇＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＣｏ Ｌｔｄ ꎬＳｈｅｎｙａｎｇꎬＣｈｉｎａꎬ１１００００)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ａｎｅｗｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｗａｓｄｅｖｅｌｏｐｅｄｔｏｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｔｈｅｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｂｅｔｗｅｅｎｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｈｉｇｈ￣ｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅｐｉｐｅｐｉｌｅａｎｄｃａｐ.ＯｎｔｈｅｂａｓｉｓｏｆｔｈｅｅｘｉｓｔｉｎｇＰＨＣｐｉｐｅｐｉｌｅａｎｄＰＲＣｐｉｐｅｐｉｌｅｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓꎬａｃｏｎｉｃａｌｇａｐｉｓｒｅｓｅｒｖｅｄａｔｔｈｅｉｎｔｅｒｓｅｃｔｉｏｎｏｆｐｉｌｅ￣ｅｎｄａｎｄｃａｐｂｙａｄｄｉｎｇａｓｔｅｅｌｓｌｅｅｖｅꎬｓｏａｓｔｏａｖｏｉｄｔｈｅｃａｐｄａｍａｇｅｃａｕｓｅｄｂｙｔｈｅｐｉｌｅ￣ｅｎｄｒｏｔａｔｉｎｇａｎｄｓｑｕｅｅｚｉｎｇｃａｐ.Ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｏｆｔｗｏｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｈｉｇｈ￣ｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅｐｉｌｅ￣ｃａｐ８５４㊀沈阳建筑大学学报(自然科学版)第３９卷ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓꎬｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｓｗｅｒｅｕｓｅｄｔｏａｎａｌｙｚｅｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｔｈｅｓｅｔｗｏｔｙｐｅｓｏｆｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓｕｎｄｅｒｍｏｎｏｔｏｎｉｃｌｏａｄｉｎｇｗｉｔｈＡＢＡＱＵＳ.Ｗｈｅｎｔｈｅｃｏｎｉｃａｌｇａｐｉｓｒｅｓｅｒｖｅｄꎬｔｈｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｈｅｐｉｌｅ￣ｃａｐｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｄｏｅｓｎｏｔｄｅｃｒｅａｓｅｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ.Ｔｈｅｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅｓｔｒｅｓｓｏｆｐｉｌｅ￣ｅｎｄｄｅｃｒｅａｓｅｓꎬａｎｄｔｈｅｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅｓｔｒｅｓｓｏｆｃｏｎｃｒｅｔｅｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇｐｉｌｅ￣ｅｎｄｉｓｇｒｅａｔｌｙｒｅｄｕｃｅｄ.Ｔｈｅｓｔｒｅｓｓｓｔａｔｅｏｆｐｉｌｅ￣ｅｎｄａｎｃｈｏｒａｇｅｂａｒꎬｐｉｌｅ￣ｂｏｄｙｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｂａｒａｎｄｏｒｄｉｎａｒｙｂａｒｈａｓｎｏｏｂｖｉｏｕｓｃｈａｎｇｅｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈａｔｗｉｔｈｏｕｔｒｅｓｅｒｖｅｄｃｏｎｉｃａｌｇａｐ.Ｔｈｅｆｏｒｃｅｔｒａｎｓｆｅｒｍｅｃｈａｎｉｓｍｏｆｔｈｅｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｈａｓｎｏｏｂｖｉｏｕｓｃｈａｎｇｅ.Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｉｌｌｕｓｔｒａｔｅｄｔｈａｔｔｈｅｃｏｎｉｃａｌｇａｐｉｓｒｅｓｅｒｖｅｄａｔｔｈｅｉｎｔｅｒｓｅｃｔｉｏｎｏｆｐｉｌｅ￣ｅｎｄａｎｄｃａｐꎬｗｈｉｃｈｃａｎｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙｒｅｄｕｃｅｔｈｅｓｑｕｅｅｚｉｎｇｅｆｆｅｃｔｏｆｐｉｌｅ￣ｅｎｄｒｏｔａｔｉｏｎｏｎｃａｐａｎｄａｖｏｉｄｔｈｅｄａｍａｇｅｏｆｃａｐｗｈｅｎｐｉｌｅ￣ｅｎｄｒｏｔａｔｉｏｎ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｈｉｇｈｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅｐｉｌｅꎻｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎꎻｏｒｄｉｎａｒｙｓｔｅｅｌｂａｒꎻｃｏｎｉｃａｌｇａｐ㊀㊀预应力混凝土管桩(ＰＨＣ管桩)是在工厂通过离心成型ꎬ高温高压蒸养的预制构件ꎬ具有单桩承载力高㊁桩身混凝土强度高㊁施工速度快㊁成桩质量可靠㊁设计选用范围广㊁对不同地质条件和不同沉桩工艺适应能力强等优点ꎬ在亚洲地区的基础工程中应用比较广泛ꎬ其中中国每年使用的管桩数量超过２亿延米ꎮ在地震作用下ꎬ桩需要同时承担竖向荷载和水平荷载ꎬ当桩的水平承载力不足或变形能力较差时ꎬ将会出现不同程度的破坏ꎮ日本是地震多发国家ꎬ历次震害调查表明[１－５]ꎬＰＨＣ管桩与承台连接处桩端部位受力比较复杂ꎬ在压㊁弯㊁剪等作用下ꎬ易发生剪切破坏及压弯破坏ꎮ为了避免地震中桩与承台连接节点的破坏ꎬ众多学者对其进行了研究ꎮＰ Ｈ Ｊｏｅｎ等[６]研究了按照新西兰设计标准设计的桩与承台连接节点的强度与延性ꎮＫ Ａ Ｈａｒｒｉｅｓ等[７]研究了方形预应力混凝土桩与承台简单的嵌入连接节点的受力性能ꎮＹ Ｘｉａｏ[８]研究了桩与码头或者桥梁承台连接节点的受力性能ꎮ黑正清治等[９－１０]进行了桩与承台连接节点的抗震性能试验ꎬ研究表明ꎬ节点的传力性能较好ꎬ并且有较好的延性ꎬ承台的钢筋锚固长度足够长ꎮ和智勝則等[１１]提出了一种桩与承台的简易连接方法ꎬ即桩头伸入承台１００ｍｍꎬ桩内１倍桩径范围内填充混凝土且不配置锚固钢筋ꎮ２００７年ꎬ左タ木聡等[１２]提出一种桩与承台连接的半刚性节点ꎬ锚固钢筋用无粘结的光圆钢筋ꎬ钢筋端部焊有锚固板ꎬ研究表明ꎬ当转角小于０ ０５ｒａｄ时ꎬ节点能保证其抗弯承载力ꎮＪ Ｂ Ｓ Ｐａｒｋ等[１３]通过试验研究了两种ＰＨＣ管桩与承台连接节点的受力性能ꎬ并对节点的配筋进行了优化ꎮＪ Ｗ Ｂａｎｇ等[１４]对桩端部位填芯的ＰＨＣ管桩与承台连接节点进行的往复荷载试验表明ꎬ填芯可以改善桩端部位的性㊁刚度退化和耗能性能ꎮ倪国泉等[１５]对预应力混凝土空心方桩承台连接节点进了低周往复荷载试验ꎬ考察了轴力㊁预应力筋配筋率㊁桩端嵌入承台长度等对节点抗震性能的影响ꎮ王铁成等[１６]研究了ＰＨＣ管桩与承台连接节点在往复荷载作用下的受力性能ꎮ郭昭胜等[１７]通过不同的方式对ＰＨＣ管桩端部进行了加强ꎬ并对其在往复荷载作用下的受弯性能进行了研究ꎮ已有的研究结果表明ꎬ节点桩端转动能力越好ꎬ节点的耗能性能越好ꎬ但是承台会限制桩端的转动ꎬ且当桩端转角较大时ꎬ承台易受桩端的挤压而发生破坏ꎬ因此如何避免节点桩端转动较大时ꎬ承台不会发生破坏显得尤为重要ꎮ针对上述问题ꎬ笔者提出一种预应力高强混凝土管桩与承台新型连接节点ꎬ基于两个预应力高强混凝土管桩与承台连接节点试验ꎬ采用ＡＢＡＱＵＳ软件对提出的新型节点的受力性能进行分析ꎮ研究表明ꎬ该新型管桩节点可以避免桩端转动造成承台的挤压破坏ꎬ可以提高节点的可靠性ꎮ第５期马传政等:预应力混凝土管桩与承台新型连接节点受力性能分析８５５㊀１㊀模型验证１ １㊀试验概况笔者先对文献[１６]中的两个足尺节点ＣＴ￣７和ＣＴ￣１０进行有限元分析ꎮ试件ＣＴ￣７和ＣＴ￣１０连接形式相同ꎬ在桩端焊接了６根直径为１８ｍｍ的ＨＲＢ３３５锚固钢筋ꎬ锚固钢筋的倾斜角为１０５ʎꎬ长度为７００ｍｍꎮ节点参数见图１ꎬ其中ＣＴ￣７为预应力高强混凝土管桩(ＰＨＣ管桩)ꎬＣＴ￣１０为配有非预应力筋的预应力混凝土管桩(ＰＲＣ管桩)ꎮ管桩的直径为５００ｍｍꎬ壁厚为１００ｍｍꎬ长度２ｍꎻ与桩连接的承台长ˑ宽ˑ高为１８００ｍｍˑ１１００ｍｍˑ８５０ｍｍꎬ桩身嵌入承台１００ｍｍꎻ承台上下层配置了间距为１５０ｍｍ㊁直径１８ｍｍ的ＨＲＢ３３５钢筋ꎮ图１㊀节点参数Ｆｉｇ １㊀Ｄｅｔａｉｌｓｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎ１ ２㊀模型建立通过有限元软件ＡＢＡＱＵＳ建立足尺模型ꎬ对在静力作用下的ＰＨＣ管柱与承台连接节点进行有限元分析ꎮ钢筋采用双线性模型(见图２)ꎬ其中Ｅｔ＝０ １Ｅｓꎮ弹性模量Ｅｓ和泊松比ｖｓ分别为２ ０ˑ１０５ＭＰａ和０ ３ꎮ混凝土采用ＡＢＡＱＵＳ软件中自带的塑性损伤模型ꎬ应力￣应变关系采用过镇海提出的单轴本构模型[１８]ꎬ不考虑箍筋对混凝土的约束作用ꎮ混凝土采用Ｃ３Ｄ８Ｒ实体单元ꎬ钢筋采用Ｔ３Ｄ２桁架单元ꎮ文献[９]的试验研究表明ꎬ管桩内部填充混凝土与管桩内壁在试验过程中未出现粘结滑移破坏ꎬ因此ꎬ在有限元模型中假定两者之间的粘结良好ꎬ没有滑移ꎬ图２㊀钢筋的应力￣应变关系曲线Ｆｉｇ ２㊀Ｂｉｌｉｎｅａｒｓｔｒｅｓｓ￣ｓｔｒａｉｎｒｅｌａｔｉｏｎｍｏｄｅｌｆｏｒｓｔｅｅｌｒｅｂａｒ采用 Ｔｉｅ 的约束关系ꎮ管柱端部的钢板套箍与承台之间采用 Ｈａｒｄ 接触ꎻ管柱端板与８５６㊀沈阳建筑大学学报(自然科学版)第３９卷桩端㊁端板与承台之间均采用 Ｈａｒｄ 接触ꎮ由于钢板套箍与桩身混凝土之间有良好的接触作用ꎬ两者之间采用 Ｔｉｅ 约束ꎮ为了模拟真实的加载情况ꎬ在模型中建立了加载夹具ꎬ夹具采用Ｃ３Ｄ８Ｒ实体单元ꎬ与桩身之间采用 Ｔｉｅ 约束ꎮ桩身预应力筋㊁普通钢筋以及箍筋ꎬ承台钢筋㊁锚固钢筋等均嵌入混凝土中ꎬ不考虑钢筋与混凝土之间的粘结滑移ꎮ为了能较为准确的对试验进行模拟ꎬ有限元模型中的边界条件与试验条件保持一致ꎬ承台的底部固定(见图３)ꎮ通过降温法对预应力高强混凝土管桩施加预应力ꎬ然后在桩顶施加竖向荷载ꎬ最后施加水平位移ꎮ图３㊀有限元模型及网格划分Ｆｉｇ ３㊀Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌａｎｄｍｅｓｈｉｎｇ１ ３㊀模拟结果与试验结果对比节点ＣＴ￣７和ＣＴ￣１０的荷载￣位移(Ｐ￣ｕｍ)曲线如图４所示ꎮ图４㊀荷载￣位移曲线Ｆｉｇ ４㊀Ｃｕｒｖｅｓｏｆｌｏａｄ￣ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ㊀㊀由图４可知ꎬ节点ＣＴ￣７正向加载的极限荷载试验值大于反向加载的极限荷载试验值ꎬ节点ＣＴ￣１０反向加载的极限荷载试验值大于正向加载的极限荷载试验值ꎻ节点ＣＴ￣７和ＣＴ￣１０有限元模拟正反向加载时的极限荷载值大小一致ꎮ有限元模拟和试验得到的桩端弯矩见表１ꎮ由表可知ꎬ节点ＣＴ￣７和ＣＴ￣１０分别在正向和反向上桩端弯矩的模拟结果与试验结果相差较大ꎮ分析原因是在试验中桩顶轴力无法保持一致ꎬ加载过程中发现ＣＴ￣７的正向和ＣＴ￣１０的反向的实际轴力要比设计大ꎬ导致两个加载方向的荷载和刚度差异较大ꎮ在有限元模拟过程中ꎬ施加的轴力值始终保持不变ꎬ所以有限元模拟正㊁反向加载时极限荷载一致ꎮ经过对比分析ꎬ节点ＣＴ￣７和ＣＴ￣１０有限元分析和试验结果总体上吻合较好ꎬ有限元建模方法可行ꎮ表１㊀模拟结果与试验结果对比Ｔａｂｌｅ１㊀Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｓ试件试验弯矩/(ｋＮ ｍ)正向反向有限元模拟弯矩/(ｋＮ ｍ)正向反向模拟值/试验值正向反向ＣＴ￣７５２９－３６４３７０－３７００ ７０１ ０１ＣＴ￣１０３９３－５４９４７６－４７６１ ２１０ ８７第５期马传政等:预应力混凝土管桩与承台新型连接节点受力性能分析８５７㊀２㊀新型节点设计文献[１６]的研究结果表明ꎬ预应力高强管桩与承台连接节点桩端转动较大时ꎬ桩端会对承台产生挤压力ꎬ导致承台发生挤压破坏ꎬ此时管桩桩端可能仍未达到其极限承载力ꎬ从而造成节点失效ꎮ因此ꎬ在实际工程中ꎬ除了保证节点应该具有足够的承载力ꎬ还应有较好的转动能力ꎬ以减小桩端对承台的挤压ꎮ针对上述情况ꎬ笔者开发了一种预应力高强混凝土管桩与承台连接新型连接节点ꎬ通过在桩端安装钢套模ꎬ使得桩端和承台交接处预留出锥形空隙ꎬ避免桩端在转动时挤压承台ꎮ节点设计如图５所示ꎬ锥形空隙最大处为２０ｍｍꎬ即为倾角为１/５ꎬ承台的设计参数与ＣＴ￣７试件相同ꎮ为了进行对比分析ꎬ在节点模型ＣＴＮ￣１㊁ＣＴＮ￣２中放置钢套模ꎬ节点模型ＣＴＮ￣３㊁ＣＴＮ￣４中未放置钢套模ꎮ节点参数见表２ꎮ图５㊀新型节点设计Ｆｉｇ ５㊀Ｄｅｔａｉｌｓｏｆｔｈｅｎｏｖｅｌｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ表２㊀新型节点参数Ｔａｂｌｅ２㊀Ｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｔｈｅｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ节点编号桩径/ｍｍ壁厚/ｍｍ预应力筋箍筋锚固钢筋普通钢筋钢套模ＣＴＮ￣１５００１００１１ϕ９ ０ϕ５＠４５６１８ 有ＣＴＮ￣２５００１００１１ϕ９ ０ϕ５＠４５６１８１１１４有ＣＴＮ￣３５００１００１１ϕ９ ０ϕ５＠４５６１８ 无ＣＴＮ￣４５００１００１１ϕ９ ０ϕ５＠４５６１８１１１４无３㊀新型节点受力性能分析３ １㊀荷载￣桩顶位移关系曲线有限元分析得到节点ＣＴＮ￣１~ＣＴＮ￣４的荷载￣位移曲线如图６所示ꎮ从图中可以看出ꎬ所有节点的刚度在弹性阶段基本一致ꎮ对于节点ＣＴ￣７㊁ＣＴＮ￣１以及ＣＴＮ￣３ꎬ在锚固钢筋发生屈服后ꎬ其承载力缓慢增长ꎬ到达峰８５８㊀沈阳建筑大学学报(自然科学版)第３９卷值荷载后ꎬ承载力逐渐降低ꎻ对于节点模型ＣＴ￣１０㊁ＣＴＮ￣２以及ＣＴＮ￣４ꎬ锚固钢筋屈服后的承载力快速增加ꎬ而且未出现下降段ꎮ另外ꎬ对于节点ＣＴＮ￣１以及ＣＴＮ￣３ꎬ由于桩身先于承台发生破坏ꎬ预留锥形空隙对节点的承载力影响较小ꎻ对于桩身配置了普通钢筋的模型ＣＴＮ￣２以及ＣＴＮ￣４ꎬ与ＣＴ￣１０相比ꎬ其极限承载力有所降低ꎮ图６㊀新型节点荷载￣位移曲线Ｆｉｇ ６㊀Ｌｏａｄ￣ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆｔｈｅｎｏｖｅｌｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ３ ２㊀桩身及承台混凝土应力分析桩身及承台混凝土应力分布云图如图７所示ꎮ由图可知ꎬ桩端转动在ＣＴ￣７㊁ＣＴＮ￣１和ＣＴＮ￣３承台上产生的最大挤压应力分别为３３ ４ＭＰａ㊁２３ １ＭＰａ㊁３０ ９ＭＰａꎬ桩端混凝土最大压应力分别为７１ ８ＭＰａ㊁７０ ６ＭＰａ㊁６８ ４ＭＰａꎻ桩端转动在ＣＴ￣１０㊁ＣＴＮ￣２和ＣＴＮ￣４承台上产生的最大挤压应力分别为５９ １ＭＰａ㊁２１ １ＭＰａ㊁２８ ７ＭＰａꎬ桩端混凝土最大压应力分别为８３ ５ＭＰａ㊁７０ ６ＭＰａ㊁６９ ７ＭＰａꎮ这表明预留空隙之后ꎬ承台的挤压力以及桩端的压应力均有所减小ꎬ且承台承受的挤压应力大幅减小ꎮ由节点模型ＣＴＮ￣１~ＣＴＮ￣４承台挤压应力可知ꎬ有钢套模的节点可以更好地发挥锥形空隙的作用ꎮ因此ꎬ设置锥形空隙可以保证节点桩端转角较大时ꎬ承台不会出现挤压破坏ꎬ同时保证了节点的完整性ꎬ对其承载力影响也较小ꎮ第５期马传政等:预应力混凝土管桩与承台新型连接节点受力性能分析８５９㊀图７㊀桩身及承台混凝土应力分布Ｆｉｇ ７㊀Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｔｒｅｓｓｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎ３ ３㊀钢筋应力分析节点的钢筋应力￣位移曲线如图８~图１１所示ꎮ从图８(ａ)可以看出ꎬ锚固钢筋具有三种应力状态ꎬ处于对称位置处的应力基本相同ꎻ受拉区的锚固钢筋均达到其极限抗拉强度ꎬ但是受压区锚固钢筋仅发生屈服ꎮ由图８(ｂ)可知ꎬ预应力钢筋的应力在加载前均相同ꎬ随着水平位移的施加ꎬ受拉区预应力钢筋的应力在预拉应力的基础上继续增加ꎬ而受压区预应力钢筋的拉应力则不断地减小ꎬ有三根预应力钢筋几乎处于完全消拉状态ꎬ而受拉区预应力钢筋的最大拉应力接近极限应力状态ꎮ图８㊀ＣＴ￣７钢筋应力￣位移关系曲线Ｆｉｇ ８㊀Ｓｔｅｅｌｂａｒｓｓｔｒｅｓｓ￣ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＣＴ￣７图９㊀ＣＴＮ￣１钢筋应力￣位移关系曲线Ｆｉｇ ９㊀Ｓｔｅｅｌｂａｒｓｓｔｒｅｓｓ￣ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＣＴＮ￣１８６０㊀沈阳建筑大学学报(自然科学版)第３９卷图１０㊀ＣＴ￣１０钢筋应力￣位移关系曲线Ｆｉｇ １０㊀Ｓｔｅｅｌｂａｒｓｓｔｒｅｓｓ￣ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＣＴ￣１０㊀㊀由图７(ａ)和图１０(ａ)可知ꎬ极限状态下ＣＴ￣１０锚固钢筋的应力状态与ＣＴ￣７相似ꎬ但ＣＴ￣１０的应力更大ꎮ从图１０(ｂ)可以看出ꎬ施加了５００ｋＮ的轴力后ꎬ普通钢筋均处于受压应力状态ꎬ但是应力较小ꎮ施加水平位移后ꎬ一部分普通钢筋开始受拉ꎬ所有的普通钢筋均发生屈服ꎮ由图７(ｂ)和图１０(ｂ)对比可知ꎬ与ＣＴ￣７相比ꎬＣＴ￣１０预应力钢筋的拉应力有所减小ꎬ未达到其极限抗拉强度ꎬ这表明普通钢筋能够很好的与预应力钢筋协同工作ꎬ改善了桩身的延性ꎮ图１１㊀ＣＴＮ￣２钢筋应力￣位移关系曲Ｆｉｇ １１㊀Ｓｔｅｅｌｂａｒｓｓｔｒｅｓｓ￣ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＣＴＮ￣２㊀㊀由图９和图１１可以看出ꎬＣＴＮ￣１和ＣＴＮ￣２的锚固钢筋㊁桩内预应力钢筋及普通钢筋的应力状态与ＣＴ￣７和ＣＴ￣１０相似ꎬ表明预留锥形空隙并未改变节点的传力机理ꎬ但却可避免桩端转动造成承台的挤压破坏ꎮ４㊀结㊀论(１)采用ＡＢＡＱＵＳ对预应力高强混凝土管桩与承台连接节点的受力性能进行有限元分析ꎬ模拟结果与试验结果吻合较好ꎬ表明有限元模型可靠ꎮ第５期马传政等:预应力混凝土管桩与承台新型连接节点受力性能分析８６１㊀(２)设计了一种预应力高强混凝土管桩与承台新型连接节点ꎬ并对该新型连接节点进行了有限元分析ꎬ结果表明ꎬ在桩端和承台连接处预留锥形空隙ꎬ可以避免桩端转动造成承台的挤压破坏ꎮ参考文献[１]㊀ＨＩＤＥＡＫＩＫ.ＤａｍａｇｅｔｏｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｂｕｉｌｄｉｎｇｓｉｎＮｉｉｇａｔａｃｉｔｙｗｉｔｈｓｐｅｃｉａｌｒｅｆｅｒｅｎｃｅｔｏｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ[Ｊ].Ｓｏｉｌｓａｎｄｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓꎬ１９６６ꎬ６(１):７１－８８. [２]㊀ＨＩＤＥＡＫＩＫꎬＨＡＮＡＺＡＴＯＴ.ＤａｍａｇｅｏｆｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｐｒｅｃａｓｔｐｉｌｅｓｄｕｒｉｎｇｔｈｅＭｉｙａｇｉ￣Ｋｅｎ￣Ｏｋｉｅａｒｔｈｑｕａｋｅｏｆｊｕｎｅ１２ꎬ１９７２[Ｃ]//Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅｓｅｖｅｎｔｈｗｏｒｌｄｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎｅａｒｔｈｑｕａｋｅｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ.Ｉｓｔａｎｂｕｌ:ＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＡｓｐｅｃｔｓꎬ１９８０. [３]㊀ＨＡＴＳＵＫＡＳＵＭꎬＩＩＢＡＭ.Ｐｉｌｅｄａｍａｇｅｄｕｒｉｎｇｔｈｅ１９９５Ｈｙｏｇｏｋｅｎ￣ＮａｎｂｕｅａｒｔｈｑｕａｋｅｉｎＪａｐａｎ[Ｃ]//Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ１１ｔｈｗｏｒｌｄｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎｅａｒｔｈｑｕａｋｅｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ.Ａｃａｐｕｌｃｏ:ＳｏｃｉｅｄａｄＭｅｘｉｃａｎａｄｅＩｎｇｅｎｉｅｒíａＳíｓｍｉｃａꎬ１９９６. [４]㊀ＭＡＳＡＴＯＳＨＩＹꎬＪＯＪＩＳꎬＫＡＺＵＹＡＭꎬｅｔａｌ.Ｆｉｅｌｄｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎａｎｄｄｙｎａｍｉｃａｎａｌｙｓｉｓｏｆｄａｍａｇｅｄｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｎｐｉｌｅｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｄｕｒｉｎｇｔｈｅ２０１１ｏｆｆｔｈｅｐａｃｉｆｉｃｃｏａｓｔｏｆＴｏｈｏｋｕｅａｒｔｈｑｕａｋｅ[Ｃ]//Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ１５ｔｈｗｏｒｌｄｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎｅａｒｔｈｑｕａｋｅｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ.ＬｉｓｂｏａꎬＰｏｒｔｕｇａｌ:ＳｏｃｉｅｄａｄｅＰｏｒｔｕｇｕｅｓａｄｅＥｎｇｅｎｈａｒｉａＳｉｓｍｉｃａꎬ２０１２. [５]㊀ＴＯＫＩＭＡＴＳＵＫꎬＴＡＭＵＲＡＳ.Ｂｕｉｌｄｉｎｇｄａｍａｇｅａｓｓｏｃｉａｔｅｄｗｉｔｈｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌｐｒｏｂｌｅｍｓｉｎｔｈｅ２０１１Ｔｏｈｏｋｕｐａｃｉｆｉｃｅａｒｔｈｑｕａｋｅ[Ｊ].Ｓｏｉｌｓａｎｄｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓꎬ２０１２ꎬ５２(５):９５６－９７４. [６]㊀ＪＯＥＮＰＨꎬＰＡＲＫＲ.Ｓｉｍｕｌａｔｅｄｓｅｉｓｍｉｃｌｏａｄｔｅｓｔｓｏｎｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｐｉｌｅｓａｎｄｐｉｌｅ￣ｐｉｌｅｃａｐｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓ[Ｊ].ＰＣＩｊｏｕｒｎａｌꎬ１９９０ꎬ３５(６):４２－６１.[７]㊀ＨＡＲＲＩＥＳＫＡꎬＰＥＴＲＯＵＭＦ.Ｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｐｒｅｃａｓｔꎬｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｐｉｌｅｔｏｃａｓｔ￣ｉｎ￣ｐｌａｃｅｐｉｌｅｃａｐｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓ[Ｊ].ＰＣＩｊｏｕｒｎａｌꎬ２００１ꎬ４６(４):８２－９３.[８]㊀ＸＩＡＯＹ.ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｉｅｓｏｎｐｒｅｃａｓｔｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｐｉｌｅｔｏＣＩＰｃｏｎｃｒｅｔｅｐｉｌｅ￣ｃａｐｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓ[Ｊ].ＰＣＩｊｏｕｒｎａｌꎬ２００１ꎬ４８(６):８２－９１. [９]㊀黑正清治ꎬ堀井昌博ꎬ和田章ꎬ等.高強度ＰＣ杭とパイルキャツプとの接合に関する研究(高強度ＰＣ杭の耐力変形性能向上に関する研究(３))[Ｊ].日本建築学会構造系論文報告集ꎬ１９８９ꎬ３９８:１４３－１５３.㊀(ＳＥＩＪＩＫꎬＭＡＳＡＨＩＲＯＨꎬＡＫＩＲＡＷꎬｅｔａｌ.ＳｈｅａｒｔｒａｎｓｆｅｒｍｅｃｈａｎｉｓｍｏｆＰＨＣｐｉｌｅｔｏｐｉｌｅｃａｐｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ:ｓｔｕｄｙｏｆｔｈｅｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔｉｎｔｈｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙａｎｄｄｕｃｔｉｌｉｔｙｏｆｔｈｅｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｈｉｇｈｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅ(ＰＨＣ)ｐｉｌｅ(Ｐａｒｔ３)[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌａｎｄｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ１９８９ꎬ３９８:１４３－１５３.) [１０]黑正清治ꎬ堀井昌博ꎬ和田章ꎬ等ꎬ高強度ＰＣ杭とパイルキャツプとの接合に関する研究(高強度ＰＣ杭の耐力変形性能向上に関する研究(４))[Ｊ].日本建築学会構造系論文報告集ꎬ１９９０ꎬ４０７:９７－１０７.㊀(ＳＥＩＪＩＫꎬＭＡＳＡＨＩＲＯＨꎬＡＫＩＲＡＷꎬｅｔａｌ.ＤｅｆｏｒｍａｂｉｌｉｔｙｏｆｔｈｅＰＨＣｐｉｌｅ￣ｔｏ￣ｐｉｌｅｃａｐｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ:ｓｔｕｄｙｏｆｔｈｅｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔｉｎｔｈｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙａｎｄｄｕｃｔｉｌｉｔｙｏｆｔｈｅｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｈｉｇｈｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅ(ＰＨＣ)ｐｉｌｅ(Ｐａｒｔ４)[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌａｎｄｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ１９９０ꎬ４０７:９７－１０７.)[１１]和智勝則ꎬ浅野真一朗.簡易接合法を採用した既製コンクリート杭杭頭部の力学性状[Ｊ].日本建築学会構造系論文集ꎬ２００３ꎬ５７０:８５－９１.㊀(ＫＡＴＳＵＮＯＲＩＷꎬＳＨＩＮＩＣＨＩＲＯＡ.Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｓｉｍｐｌｉｆｉｅｄｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｏｆｐｉｌｅｈｅａｄｆｏｒｐｒｅｃａｓｔｃｏｎｃｒｅｔｅｐｉｌｅ[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌａｎｄｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２００３ꎬ５７０:８５－９１.)[１２]左タ木聡ꎬ小林勝已.アンボンドアンヵーを用いた既製コンクリート杭の杭頭半剛接合部の力学的挙動に関する研究[Ｊ].日本建築学会構造系論文集ꎬ２００７ꎬ６２０:８１－８６.㊀(ＳＳＴＯＳＨＩＳꎬＫＡＴＳＵＭＩＫ.Ｓｔｕｄｙｏｎｍｅｃｈａｎｉｃａｌｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｓｅｍｉ￣ｒｉｇｉｄｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｏｎｐｉｌｅｈｅａｄｆｏｒｐｒｅｃａｓｔｃｏｎｃｒｅｔｅｐｉｌｅｓｕｓｉｎｇｕｎｂｏｎｄｅｄａｎｃｈｏｒｓ[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌａｎｄｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２００７ꎬ６２０:８１－８６.) [１３]ＰＡＲＫＪＢꎬＳＩＭＹＪꎬＣＨＵＮＹＳꎬｅｔａｌ.ＡｓｓｅｓｓｍｅｎｔｏｆｏｐｔｉｍｕｍｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｏｆｒｅｂａｒｆｏｒｊｏｉｎｔｏｆＰＨＣｐｉｌｅａｎｄｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｐｌａｔｅ[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｌａｎｄｈｏｕｓｉｎｇ＆ｕｒｂａｎａｆｆａｉｒｓꎬ２０１０ꎬ１(１):６７－７３.[１４]ＪＩＮＷＢꎬＪＵＮＧＨＨꎬＢＡＮＧＹＬꎬｅｔａｌ.Ｃｙｃｌｉｃｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｂｅｔｗｅｅｎｆｏｏｔｉｎｇａｎｄｃｏｎｃｒｅｔｅ￣ｉｎｆｉｌｌｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅＰＨＣｐｉｌｅ[Ｊ].Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇａｎｄｍｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２０１４ꎬ５０(６):７４１－７５４.[１５]倪国泉ꎬ杨军ꎬ潘鹏ꎬ等.预应力混凝土空心方桩承台节点抗震性能试验研究[Ｊ].地震工程学报ꎬ２０１３ꎬ３５(２):２４６－２５１.㊀(ＮＩＧｕｏｑｕａｎꎬＹＡＮＧＪｕｎꎬＰＡＮＰｅｎｇꎬｅｔａｌ.Ｑｕａｓｉ￣ｓｔａｔｉｃｔｅｓｔｓｏｆｐｉｌｅ￣ｃａｐｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓｆｏｒｔｈｅｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｓｐｕｎｃｏｎｃｒｅｔｅｓｑｕａｒｅｐｉｌｅｓ[Ｊ].Ｃｈｉｎａｅａｒｔｈｑｕａｋｅｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｊｏｕｒｎａｌꎬ２０１３ꎬ３５(２):２４６－２５１.)[１６]王铁成ꎬ杨志坚ꎬ赵海龙ꎬ等.ＰＨＣ管桩与承台连接节点试验研究与有限元分析[Ｊ].天津大学学报(自然科学与工程技术版)ꎬ２０１５ꎬ４７(２):５２７－５３４.㊀(ＷＡＮＧＴｉｅｃｈｅｎｇꎬＹＡＮＧＺｈｉｊｉａｎꎬＺＨＡＯＨａｉｌｏｎｇꎬｅｔａｌ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎａｎｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｎｔｈｅｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｈｉｇｈｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅｐｉｌｅ￣ｐｉｌｅｃａｐｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＴｉａｎｊｉｎｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ(ｓｃｉｅｎｃｅａｎｄｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ)ꎬ２０１５ꎬ４７(２):５２７－５３４.)[１７]ＧＵＯＺｈａｏｓｈｅｎｇꎬＨＥＷｕｂｉｎꎬＢＡＩＸｉａｏｈｏｎｇꎬｅｔａｌ.Ｓｅｉｓｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｐｉｌｅ￣ｃａｐｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓｏｆｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｈｉｇｈ￣ｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅｐｉｌｅｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｄｅｔａｉｌｓ[Ｊ].Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌꎬ２０１７ꎬ２７(４):５４６－５５７.[１８]过镇海.混凝土的强度和本构关系￣原理与应用[Ｍ].北京:中国建筑工业出版社ꎬ１９９９.㊀(ＧＵＯＺｈｅｎｈａｉ.Ｔｈｅｓｔｒｅｎｇｔｈａｎｄｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅｒｅｌａｔｉｏｎｓｏｆｃｏｎｃｒｅｔｅ:ｔｈｅｏｒｙａｎｄａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ[Ｍ].Ｂｅｉｊｉｎｇ:ＣｈｉｎａＢｕｉｌｄｉｎｇＩｎｄｕｓｔｒｙＰｒｅｓｓꎬ１９９９.)(责任编辑:杨永生㊀英文审校:刘永军)。
建设工程施工图设计审查技术问答指导(结构专业)
建设工程施工图设计审查技术问答指导（结构专业）2021年苏州市建设工程施工图设计审查技术问答指导（结构专业）第一章荷载1.1对于工业建筑：（1）楼面活荷载的组合值系数、频遇值系数、准永久值系数如何取值？（2）重力荷载代表值的可变荷载组合值系数如何取值？答：（1）按《工程结构通用规范》GB55001-2021第4.2.7条执行；《建筑结构荷载规范》GB50009-2012附录D中未列出的工业建筑，可以按工业建筑生产的产品比照示例进行取值；如未明确生产产品的工业建筑，应按实际情况采用。
（2）重力荷载代表值的活荷载组合值系数：按实际情况计算的楼面活荷载，其组合值系数为1.0；按等效均布荷载计算的楼面活荷载，当活荷载不大于10kN/㎡时可取不小于0.7，活荷载大于10kN/㎡时可取不小于0.8。
1.2轻型门刚结构风荷载作用目前是否需要执行《屋盖结构风荷载标准》（JGJ/T481-2019）相关条文？答：轻型门刚结构风荷载作用按《门式刚架轻型房屋钢结构技术规范》（GB51022-2015）执行。
1.3太仓地区的基本风压（50年重现期）是否需按0.5kN/㎡取值？答：太仓港区等邻近上海市区域及按全国基本风压分布图位于0.50kN/㎡等值线附近区域应取0.50kN/㎡；太仓其余区域可按不小于0.45kN/㎡取值。
1.4部分设备机房根据设备专业提资其设备荷载较小，其活荷载标准值是否必须按GB50009-2012表5.1.1条取7.0kN/㎡？答：《工程结构通用规范》GB55001-2021中有明确规定的，应按规范条文执行，通风机房、电梯机房活载应按表4.2.2条取值为8kN/㎡；没有明确规定的，可按实际设备荷载进行计算。
1.5幼儿园走廊、门厅的活载应取2.0kN/㎡还是3.5kN/㎡？答：一般情况下按《工程结构通用规范》GB55001-2021表4.2.2第10项执行，人流密集时按表5.1.1第11.3项执行。
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表 １ 试验方桩参数
Ｔａｂｌｅ １ Ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｓｑｕａｒｅ ｐｉｌｅｓ
规格型号
编号
填芯混凝土 等级
桩长ห้องสมุดไป่ตู้／ ｍ
１＃
Ｃ４０
５������ ５
ＨＫＦＺ ＡＢ ４００（２４０）
２＃
Ｃ４０
５������ ５
３＃
第４期
黄建锋等：预应力混凝土空心桩与承台连接结构抗拔研究
９７
图 ３ 内螺纹填芯混凝土与承台连接结构示意图
Ｆｉｇ．３ Ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｂｅｔｗｅｅｎ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｆｉｌｌｉｎｇ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗｉｔｈ ｓｃｒｅｗ ｔｈｒｅａｄｓ ａｎｄ ｂｅａｒｉｎｇ ｐｌａｔｆｏｒｍ
内壁之间的黏结力来承担上拔荷载作用。 为了使内填芯混凝土与空心桩内壁之间的黏
结力能够满足桩身抗拔承载力要求，相关的地方标 准中规定填芯混凝土长度须达到 ８ 倍以上桩径［５］ ， 这不仅增加了施工过程中灌芯的难度，而且耗费大 量的钢筋混凝土材料，增加了桩基工程成本。
填芯混凝土粗糙程度对抗拔承载力影响很大， 空心桩内壁越粗糙，填芯混凝土与空心桩内壁之间 的黏结面抗拔承载力越高［６］ ，但实际工程中使用的 空心桩内壁大多很光滑（ 图 ２），不利于填芯抗拔承 载力的发挥，影响桩基工程的安全。
图 ４ 空心桩内壁螺纹实物
Ｆｉｇ．４ Ｓｃｒｅｗ ｔｈｒｅａｄｓ ｉｎ ｔｈｅ ｉｎｎｅｒ ｗａｌｌ ｏｆ ｈｏｌｌｏｗ ｓｑｕａｒｅ ｐｉｌｅ
通过空心桩填芯抗拔试验，对比分析预应力混 凝土内螺纹方桩与普通空心桩在受力特性及破坏 形态之间的差异，并探讨填芯混凝土与方桩内壁的 黏结作用机制。
２ 连接结构抗拔试验
２������ １ 试件制作 本次试验做 ＨＫＦＺ ＡＢ ４００（ ２４０） 普通空心桩
和 ＮＫＢＺ ＡＢ ４００（２４０） 内螺纹抗拔方桩的拉拔试 验（ 图 ５） ，桩长均为 ５������ ５ ｍ。 方桩各项指标满足江 苏省工程建设标准设计［８］ 的要求，填芯混凝土 采 用 Ｃ４０ 微 膨 胀 混 凝 土。 试 件 填 芯 混 凝 土 参 数 见 表 １。
Ａｘｉａｌ ｐｕｌｌ⁃ｏｕｔ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｂｅｔｗｅｅｎ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｈｏｌｌｏｗ ｐｉｌｅ ａｎｄ ｂｅａｒｉｎｇ ｐｌａｔｆｏｒｍ
ＨＵＡＮＧ Ｊｉａｎｆｅｎｇ，ＨＵＡＮＧ Ｇｕａｎｇｌｏｎｇ，ＦＡＮ Ｑｉｎｊｉａｎ
９６
南 京 工 业 大 学 学 报 （自 然 科 学 版）
第 ３６ 卷
高层建筑裙房地下室、地下停车库、室外下沉 式广场等工程建筑桩基在受到水浮力的作用时经 常需要承受较大的上拔荷载作用。 预应力混凝土 桩由于桩身抗裂性能优越，近年来应用范围已经逐 渐扩大到抗拔桩基础［１］ ，其在工程中能较好地发挥 桩身强度，提高抗拔承载力。
（ Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎ Ｓｃｉｅｎｃｅ ＆ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｎａｎｊｉｎｇ Ｔｅｃｈ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ ２１０００９，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ａｉｍｅｄ ａｔ ｐｒｏｂｌｅｍｓ ｏｆ ｐｏｏｒ ａｘｉａｌ ｐｕｌｌ⁃ｏｕｔ ｂｅａｒｉｎｇ ｌｏａｄ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｂｅｔｗｅｅｎ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｈｏｌｌｏｗ ｐｉｌｅ ａｎｄ ｔｈｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｐｌａｔｆｏｒｍ，ａ ｇｒｏｏｖｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ ｉｎ ｔｈｅ ｉｎｎｅｒ ｗａｌｌ ｏｆ ｐｉｌｅｓ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｉｍｐｒｏｖｅ ｉｔｓ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ ｗｅｒｅ ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ ｔｏ ｔｅｓｔ ｔｈｅ ｐｕｌｌ⁃ｏｕｔ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｓｑｕａｒｅ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｈｏｌｌｏｗ ｐｉｌｅｓ ｗｉｔｈ ｆｉｌｌｉｎｇ ｃｏｎｃｒｅｔｅ，ｉｎ ｗｈｉｃｈ ｔｈｅ ｆｉｌｌｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗａｓ ｅａｓｉｌｙ ｐｕｌｌｅｄ ｏｕｔ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｓｑｕａｒｅ ｐｉｌｅ ｗａｌｌ ｗａｓ ｓｍｏｏｔｈ，ｗｈｅｒｅａｓ ｔｈｅ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｒｅｍａｉｎｅｄ ｇｏｏｄ ｏｎ ｔｈｅ ｐｕｌｌｉｎｇ ｆｏｒｃｅ ｏｆ ８００ ｋＮ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｐｉｌｅ ｗａｌｌ ｇｒｏｏｖｅｄ ｉｎｓｉｄｅ． Ｉｔ ｗａｓ ｐｒｏｖｅｄ ｔｈａｔ ｇｒｏｏｖｉｎｇ ｉｎ ｔｈｅ ｉｎｎｅｒ ｗａｌｌ ｏｆ ｔｈｅ ｈｏｌｌｏｗ ｓｑｕａｒｅ ｐｉｌｅｓ ｗａｓ ａｎ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ ｗａｙ ｔｏ ｉｍｐｒｏｖｅ ｔｈｅ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｓｔｒｅｎｇｔｈ．Ｂｏｎｄｉｎｇ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｐｉｌｅ ｗａｌｌ ａｎｄ ｔｈｅ ｇｒｏｕｔｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗａｓ ｓｔｕｄｉｅｄ ａｎｄ ｔｈｅ ｂｏｎｄｉｎｇ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ａｎｄ ｅｆｆｅｃｔ ｆａｃｔｏｒｓ ｗｅｒｅ ａｎａｌｙｚｅｄ．Ｉｔ ｗａｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｓｑｕａｒｅ ｐｉｌｅ ｗａｌｌ ｗａｓ ｓｍｏｏｔｈ，ｔｈｅ ｇｒｏｕｔｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗａｓ ｐｕｌｌｅｄ ｏｕｔ ｄｕｅ ｔｏ ｂｏｎｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｓｈｏｒｔａｇｅ． Ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｐｉｌｅ ｗａｌｌ ｈａｄ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｃｒｅｗ ｔｈｒｅａｄｓ， ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｏｎ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｇｒｏｕｔｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｄｅｐｅｎｄｅｄ ｍａｉｎｌｙ ｏｎ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｔｈｒｅａｄｓ． Ｃｏｍｂｉｎｉｎｇ ｗｉｔｈ ｒｅｌｅｖａｎｔ ｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎ，ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｇｒｏｕｔｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗａｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｒｅｓｅａｒｃｈ，ｔｈｕｓ ｉｔ ｐｒｏｖｉｄｅｄ ｕｓｅｆｕｌ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ ｆｏｒ ｆｕｒｔｈｅｒ ｓｔｕｄｙ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ： ｐｉｌｅ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ； ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｐｉｌｅ ａｎｄ ｂｅａｒｉｎｇ ｐｌａｔｆｏｒｍ； ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｃｒｅｗ ｔｈｒｅａｄ； ｂｅａｒｉｎｇ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ
Ｖｏｌ．３６ Ｎｏ．４ Ｊｕｌｙ ２０１４
预应力混凝土空心桩与承台连接结构抗拔研究
黄建锋，黄广龙，范钦建
（ 南京工业大学 交通学院，江苏 南京 ２１０００９）
摘 要： 针对预应力混凝土空心抗拔桩与承台连接强度不够的问题，采用空心桩内壁刻槽的方法改善桩头连接性 能。 开展预应力混凝土空心抗拔方桩填芯混凝土拉拔试验，结果显示方桩内壁光滑时填芯混凝土直接被拔出，而 方桩内壁有螺纹时，填芯混凝土在所受持载达到 ８００ ｋＮ 的情况下与空心桩内壁之间的连接仍能保持良好，在空心 桩内壁刻槽是提高桩与承台结构连接强度的有效方式。 研究桩内壁与填芯混凝土的黏结性能，分析 ２ 种桩壁与填 芯混凝土之间黏结作用机制和影响因素，发现方桩内壁光滑时由于填芯混凝土与空心桩内壁之间的黏结力不足导 致试验中填芯被拔出，而桩壁有内螺纹时，内填芯混凝土受拉承载力主要取决于桩壁螺牙抗剪切强度。 在此基础 上，结合相关规范，对填芯混凝土设计进行探讨，为进一步研究提供参考。 关键词： 桩基础；桩与承台连接；内螺纹；受力机制 中图分类号： ＴＵ４７３ 文献标志码： Ａ 文章编号： １６７１－７６２７（２０１４）０４－００９５－０６
预应力混凝土桩承受上拔荷载时，其承载力发 挥主要受单桩抗拔承载力（ 桩土共同作用发挥的承 载力） 、桩身 结 构 强 度 以 及 桩 与 承 台 的 连 接 强 度 控 制。 实际工程中预应力混凝土空心桩与承台的连 接主要是通过在桩头进行钢筋混凝土填芯来解决。 桩受到上拔荷载作用时，有时会出现桩内灌注混凝 土被拔出、桩顶与承台之间连接失效（ 即连接钢筋 被拉脱或拉断） 等情况，方桩与承台锚固失效直接 危及建筑物的安全。
５００ ５００ ８００ ８００ １ ０００ １ ０００
收稿日期：２０１３ － １０ － ２８ 基金项目：江苏省普通高校研究生科研创新计划（ ＣＸＬＸ１２＿０４３７） ；江苏省产学研联合创新基金（ ＢＹ２０１２０３１） 作者简介：黄建锋（１９８８—） ，男，江苏南通人，硕士，主要研究方向为桩基工程；黄广龙（ 联系人） ，教授，Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｇｌｈｕａｎｇ６７１０＠ １６３．ｃｏｍ．
为了验证预应力混凝土空心桩抗拔的可行性 及可靠 性， 实 践 中 开 展 了 一 些 相 关 研 究， 苏 振 明 等［２］ 通过管桩抗拔静载试验，分析管桩承受拉拔力 时的受力特性，并且在对比试验结果与计算结果的 基础上提出增加灌注混凝土长度，可以有效提高管 桩抗拔承载力。 陈岱杰等［３］ 结合工程实例，对预应 力混凝土管桩桩身抗拔强度、焊缝连接强度进行验 算，并对管桩 和 承 台 连 接 方 式 进 行 探 讨， 提 出 填 芯 连接方式的计算公式。 吴水根等［４］ 对先张预制抗 拔方桩和钢筋混凝土抗拔桩的受力性能和抗裂性 能进行比较分析，阐明了先张预制方桩作为抗拔桩 在技术上的可行性和经济上的优越性。
第 ３６ 卷第 ４ 期 ２０１４ 年 ７ 月
南 京 工 业 大 学 学 报 （自 然 科 学 版） ＪＯＵＲＮＡＬ ＯＦ ＮＡＮＪＩＮＧ ＴＥＣＨ ＵＮＩＶＥＲＳＩＴＹ （ Ｎａｔｕｒａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ Ｅｄｉｔｉｏｎ）
ｄｏｉ：１０．３９６９ ／ ｊ．ｉｓｓｎ．１６７１－７６２７．２０１４．０４．０１８
Ｃ４０
５������ ５
ＮＫＦＺ ＡＢ ４００（２４０）
４＃
Ｃ４０
５������ ５
５＃
Ｃ４０
５������ ５
ＨＫＦＺ ＡＢ ４００（２４０）
６＃
Ｃ４０
５������ ５
７＃
Ｃ４０