0 引言

　　 预应力混凝土预制桩凭借较高的承载能力、便捷的生产工艺和可靠的桩身质量，被各类基础工程广泛采用。为满足设计桩长要求，常常需要进行现场接桩处理。早期采用的法兰盘连接方法，现已被焊接连接和机械连接所取代。焊接连接虽应用最为广泛，但其容易受到人为因素和环境天气的影响，施工质量得不到保障，施工效率较低，且长期处于腐蚀环境下容易失效，近些年来出现的各种机械连接接头则能较好克服这些问题 ^[1]。

　　 为了研究不同预制桩拼接接头连接性能的优劣，国内外学者开展了大量的承载力试验和数值模拟研究。刘芙蓉等 ^[2]进行了预应力混凝土空心方桩焊接接头的抗弯性能试验，检验了其承载能力，指出应严抓端板和焊缝质量来保证焊接接头质量。李伟兴等 ^[3]采用外贴钢板焊接方法对接桩部位进行了改进处理并开展了足尺抗拉试验，发现相较于标准焊接接桩节点，改进型接桩节点明显改善了施工工艺、焊接质量和受力性能。机械连接接头具有施工快速便捷、受人为和环境因素影响小、防腐性和耐久性好等优点，应用范围广泛。Ptuhina等 ^[4]对比研究了目前广泛使用的几种预制桩拼接方法在经济效益、使用寿命、现场工作量等方面的优缺点，指出插销式机械接头是最有效的连接方法。徐铨彪等 ^[5]对新研发的复合配筋方桩增强型连接接头进行了足尺抗弯试验，测得接头试件的极限抗弯承载力远大于桩身极限抗弯承载力计算值，试件发生桩身抗弯破坏和端板与桩身连接破坏。路林海等 ^[6]对使用承插式桩接头的预制方桩开展了受弯承载力试验和有限元分析，研究了各阶段桩接头的受力变形特征，并推导了桩接头受弯承载力计算式，计算结果与试验结果吻合良好。周家伟等 ^[7]研发了一种弹卡式连接预应力混凝土方桩接头，通过开展足尺受弯试验和有限元分析，发现接头试件的开裂弯矩和极限弯矩均大于桩身的开裂弯矩和极限弯矩计算值，数值模拟结果与试验结果较为吻合。

　　 从上述研究中可以看出，对焊接接头进行加固改进能够提高连接接头的可靠性，但该方法增加了施工工序，进一步降低了工作效率，焊接质量不稳定的问题仍然存在。而研发的各种机械接头虽然具有一些优势，但往往要配备特定的端板和连接配件，连接形式复杂，生产成本有所提高。

　　 文献[8]提出了一种预应力混凝土预制桩的连接接头，该接头取消了传统桩端板的设置，上下节桩通过上螺下锁式钢筋机械连接件 ^[9]相连。本文在文献[8]研究的基础上，进一步对使用该种连接接头形式的3根不同规格异型方桩接头试件开展足尺受弯性能试验，研究方桩接头试件的抗裂性能、承载能力和破坏形式，为该连接接头的设计和工程应用推广提供重要的理论依据。

1 螺锁式异型方桩连接接头试件

　　 本试验研究螺锁式预应力混凝土异型方桩连接接头的受弯性能，以试件失去承载能力作为终止加载条件。异型方桩纵向呈变截面，桩身每隔一段沿桩周外侧设置凸肋，可有效提高桩身摩擦性能和抗拔能力。试验选用桩截面最大边长分别为350,750,850mm的三种规格异型方桩试件，编号为T-FZ-C350-300,T-FZ-B750-530,T-FZ-B850-600。预应力钢筋的张拉控制应力取0.7倍的钢筋抗拉强度标准值。试件的几何尺寸和配筋如图1和表1所示，其中B和B₁分别为异型方桩大截面和小截面边长，B_p为预应力钢筋分布边长。

　　 图1 异型方桩试件结构配筋图   

　　 异型方桩试件的几何尺寸和截面配筋 表1

　　 受弯试验开展前，对试件所用混凝土和钢筋开展材料力学性能试验，获取关键材料参数。对9个标准混凝土立方体试块(边长150mm)进行抗压试验，测得抗压强度平均值为63.1MPa。取与试件材料同一批次的预应力钢棒进行拉伸试验，测得应力-应变(σ-ε)曲线如图2所示，详细材料参数如弹性模量E_p、屈服强度f_y、抗拉强度f_pt、最大力总延伸率A_gt等见表2。

　　 预应力钢棒材料性能参数 表2

　　 图2 预应力钢棒应力-应变曲线  

2 异型方桩连接接头试件受弯性能试验

2.1 试验概况

　　 结合《先张法预应力混凝土管桩》(GB 13476—2009) ^[10]规定和实验室场地条件，采用四点加载方式进行试验，螺锁式预应力混凝土异型方桩连接接头试件桩长和加载点布置如表3和图3所示。受弯试验加载中，跨中纯弯段长度取为1.0m, 两支座间距取0.6L(L为试件桩长)。异型方桩连接接头T-FZ-B850-600试件，若两支座间距按0.6L取值，支座位置处在竹节坡面上，不便加载，因此将两支座位置移至竹节平面上，此时支座间距为8.0m。

　　 试件桩长和加载点布置 表3

　　 图3 异型方桩连接接头试件受弯加载图  

　　 异型方桩连接接头试件桩身布置50mm×3mm型电阻应变片来检测裂缝开展和截面应变分布，布置YHD-100型位移传感器来测量桩身位移和支座沉降。应变片分布情况为：方桩上表面靠近接头两侧各1片、方桩侧表面靠近接头两侧等间距对称布置6片、方桩下表面接头两侧对称布置6片，共计14片应变片。试件跨中和左右1/4跨布置3支位移计测量桩身挠度，左右支座处布置2支位移计测量支座沉降。

　　 参考国家标准《先张法预应力混凝土管桩》(GB 13476—2009)进行试验加载，正式加载前先进行预加载，检查各仪表设备的工作状态。正式加载后，先分4级加载至异型方桩小截面桩身开裂弯矩理论计算值的80%,每级加载值为开裂弯矩理论值的20%;而后缩小加载值为开裂弯矩理论值的10%,继续加载至开裂弯矩理论值的100%,期间观察是否有裂缝出现；若加载至开裂弯矩理论值的100%时仍未出现裂缝，则继续缩小每级加载值进行加载，直至裂缝出现；桩身出现裂缝后，分级加载至小截面桩身极限弯矩理论计算值的100%,每级加载值为极限弯矩理论值的5%;最后改力加载为位移加载，当试件无法继续承载时，停止加载。

2.2 受弯承载力

　　 图4所示为试验测得的3根异型方桩连接接头试件荷载-跨中挠度(P-f)曲线。加载前期，混凝土材料发生弹性变形，各接头试件均处于弹性工作阶段，跨中挠度随着荷载增长呈线性增加；当桩身出现竖向裂缝后，试件抗弯刚度下降，跨中挠度增长速度加快；随着荷载继续增加，桩身裂缝迅速开展，数目增多、高度上升、宽度变大，荷载增长速度随挠度增加而逐渐变缓；破坏时，试件接头底部发出清脆的断裂声，凿开混凝土后发现接头截面部分螺锁式机械连接件因预应力钢棒或钢棒镦头被拉断而破坏，方桩接头底部被拉开10～20mm, 试件承载力急剧下降，不能继续承载。

　　 图4 异型方桩连接接头试件荷载-跨中挠度曲线  

　　 异型方桩连接接头试件跨中纯弯段截面弯矩与试验机加载值的关系如下：

　　 Mt=P4(Ls−1)+W8(2Ls−L)         (1)Μt=Ρ4(Ls-1)+W8(2Ls-L)         (1)

　　 式中：M_t为试件纯弯段跨中截面弯矩试验值；P为试验机加载值；L_s为支座间距；W为试件自重。

　　 采用异型方桩桩身承载能力来评估螺锁式预应力混凝土异型方桩连接接头试件的承载能力，其中桩身承载能力按照最小截面进行计算。参照《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010) ^[11],预应力混凝土异型方桩桩身开裂弯矩理论值按式(2)计算，极限弯矩理论值按式(3)和式(4)计算。

　　 Mcr=(σce+γft)W0         (2)Mu=∑[fpyApi(hpi−x2)]         (3)α1fcB1x=∑fpyApi+∑(σ′p0−f′py)A′pi         (4)Μcr=(σce+γft)W0         (2)Μu=∑[fpyApi(hpi-x2)]         (3)α1fcB1x=∑fpyApi+∑(σ′p0-f′py)A′pi         (4)

　　 式中：M_cr为桩身的开裂弯矩；σ_ce为混凝土有效预压应力；γ为混凝土构件的截面抵抗矩塑性影响系数，按式γ=(0.7+120/h)γ_m计算，当h小于400mm时取400mm, 矩形截面的抵抗矩塑性影响系数基本值γ_m取1.55;f_t为混凝土抗拉强度；W₀为桩身截面换算弹性抵抗矩；M_u为桩身极限弯矩；f_py和f′_py分别为预应力钢筋的抗拉、抗压强度；A_pi和A′_pi为第i排受拉区、受压区纵向预应力钢筋的截面面积；h_pi为第i排受拉预应力钢筋至混凝土受压区外边缘的距离；x为等效矩形应力图中混凝土受压区高度，当x小于2a′时，取为2a′,a′为受压区纵向钢筋合力点至截面受压边缘的距离；α₁为混凝土矩形应力图的应力值与轴心抗压强度之比；f_c为混凝土抗压强度；σ′_p0为受压区纵向预应力钢筋合力点处混凝土法向应力等于零时的预应力钢筋应力。

　　 表4给出了异型方桩连接接头试件受弯试验结果与理论计算结果的对比情况，表中各项分别为试验测得的试件开裂弯矩M_{cr, t}和极限弯矩M_{u, t},以及理论公式计算得到的桩身开裂弯矩M_{cr, c}和极限弯矩M_{u, c}。由表可知，试验测得T-FZ-B750-530试件的开裂弯矩是相应桩身开裂弯矩计算值的80%,但极限弯矩超出桩身极限弯矩计算值约20%,推测可能是试件混凝土初始预压应力不足而导致桩身开裂较早所致。其余两根接头试件受弯试验得到的开裂弯矩和极限弯矩均达到相应方桩桩身的开裂弯矩和极限弯矩计算值，受弯性能良好，验证了螺锁式机械连接的可靠性。

　　 试件受弯试验结果与理论计算结果对比 表4

2.3 裂缝分布

　　 T-FZ-C350-300试件在跨中弯矩达到51.7kN·m时，在小截面处出现第一条竖向裂缝；破坏前试件桩身裂缝主要分布在接头两侧-1 500～1 500mm范围内，共有12条主要裂缝(纯弯段4条),竖向裂缝最大宽度为0.44mm, 开展高度约200mm, 如图5(a)所示；破坏后方桩接头底部被拉开约15mm, 两侧桩身裂缝宽度回缩。T-FZ-B750-530试件在跨中弯矩达到211.3kN·m时，在小截面处出现第一条竖向裂缝；破坏前试件桩身裂缝主要分布在接头两侧-2 200～1 900mm范围内，共有17条主要裂缝(纯弯段1条),竖向裂缝最大宽度为0.76mm, 开展高度约300mm, 如图5(b)所示；破坏后方桩接头底部被拉开约10mm, 两侧桩身裂缝宽度回缩。T-FZ-B850-600试件在跨中弯矩达到448.8kN·m时，在小截面处出现第一条竖向裂缝；破坏前试件桩身裂缝主要分布在接头两侧-2 000～2 000mm范围内，共有15条主要裂缝(纯弯段没有裂缝),竖向裂缝最大宽度为0.54mm, 开展高度约450mm, 如图5(c)所示；破坏后方桩接头底部被拉开约20mm, 两侧桩身裂缝宽度回缩。

　　 综上可知，由于异型方桩连接接头位于桩身大截面处，截面换算弹性抵抗矩较大，相应的开裂弯矩大于桩身小截面处，且4点式加载中，跨中纯弯段截面弯矩最大，弯矩向两侧桩端逐渐递减。试验中各试件的纯弯段偏外就是小截面段，因而容易在桩身小截面靠近跨中处率先出现裂缝，破坏时裂缝主要分布在小截面段桩身上。相较于T-FZ-C350-300试件，T-FZ-B750-530和T-FZ-B850-600试件的桩身大截面和小截面的边长差异更大，大小截面开裂弯矩相差较多，破坏时跨中大截面位置裂缝开展较少。

　　 图5 异型方桩连接接头试件受弯裂缝分布图

2.4 破坏形式

　　 3根异型方桩连接接头试件在加载过程中，随着荷载的增加，方桩接头底部被逐渐拉开，当达到极限荷载时，接头底部位置传出清脆的断裂声，底部被拉开10～20mm, 受压区混凝土无明显压碎现象，凿开接头后发现拼接界面底部螺锁式机械连接件因预应力钢棒或钢棒镦头被拉断而破坏，如图6所示。

　　 图6 异型方桩连接接头破坏形式  

　　 图7 异型方桩连接接头试件桩身混凝土应变发展  

2.5 混凝土应变发展

　　 各异型方桩连接接头试件桩身混凝土应变(ε)随荷载(P)的发展变化曲线如图7所示，为保证图像的可读性，混凝土拉应变达到1 000με后不再绘制应变数据。由图可知，3根异型方桩连接接头试件在桩身裂缝开展前，混凝土材料处于弹性变形阶段，各测点应变片读数均较小，应变和荷载之间呈线性变化，根据跨中截面高度方向应变片读数可以判断平截面假定基本适用；开裂后，随着荷载增加，裂缝数目迅速增多，桩身受拉侧混凝土应变开展较快，部分混凝土应变片因处于裂缝开展位置而迅速破坏失效，而桩身其他测点应变变化量仍较小；继续加载，截面中心轴不断上移，接头两侧混凝土受压区#1和#2应变片读数持续稳定增长，但直至破坏，应变数值均未超过2 000με,混凝土未出现压碎现象。

3 结论

　　 (1)受弯试验测得的各螺锁式预应力混凝土异型方桩连接接头试件极限抗弯承载力均大于理论计算得到的各试件桩身极限抗弯承载力，螺锁式机械连接具有可靠的连接性能。

　　 (2)各异型方桩连接接头试件因桩身大截面和小截面开裂弯矩的差异，均在桩身小截面靠近跨中处率先开裂，且破坏时裂缝主要分布在小截面桩身上。

　　 (3)各异型方桩连接接头试件受弯破坏均发生在跨中连接接头部位，接头混凝土凿开后发现截面最底层一排机械连接件因预应力钢棒或预应力钢棒镦头被拉断而失效破坏；破坏时试件跨中接头两侧受压区混凝土压应变较小，未观测到明显的混凝土压碎现象。