图1 单个基础剖面图
Fig.1 Single foundation profile
CHENG Xuzhen,GUO Zhaosheng,YUAN ming,et al.Experimental tests and numerical analyses on axial tensile bearing capacity of connection specimen of mechanical sleeve embedded in anti-extubation pile[J].Journal of Taiyuan University of Technology,2023,54(6):1134-1143.
特高压输电工程作为我国新型基础设施建设战略规划的重要内容,其建设成果必将加快推动我国城市化进程。特高压输电线路基础工程质量的好坏直接影响到整个电网的稳定性和传输效率。特高压输电线路基础在承受拉/压交变荷载作用的同时,还承受着较大的水平荷载作用,其抗拔和抗倾覆稳定通常是线路基础的设计控制条件[1]。
近年来,预应力高强混凝土管桩(简称PHC管桩)以其单桩承载力高,施工速度快,施工环境影响小,性价比高等突出优点在输电线路基础中的应用日益增多。在实际工程中,PHC管桩桩头与输电塔基础承台连接时,当按传统端板焊接锚固钢筋或填芯锚固钢筋的构造措施施工时,由于线路施工现场情况复杂,受施工条件及工人操作水平的限制,存在费工费时,焊接质量不易控制,无法使用商品混凝土,人工搅拌微膨胀混凝土质量稳定性差、填芯不密实,无法保证填芯混凝土与桩内壁黏结力,锚固效果不可靠等缺陷。
国内学者针对目前管桩与承台连接设计中存在的不足给出了一些改进。戎贤等[2]提出通过对填芯管桩内增设非预应力钢筋来提高结构节点的抗震耗能和节点延性。杨志坚等[3]提出配置非预应力筋、桩身混凝土中掺入钢纤维以及桩端缠CFRP 3种改进的PHC管桩与承台连接。郭昭胜[4]创新性地提出了一种适用于高烈度地震区的PHC管桩与承台连接劲性节点。
上述改进措施均保留了端板焊接锚固钢筋或填芯混凝土。为此,寻找一种能够适应输电线路基础快捷高效施工的PHC管桩桩头锚固钢筋的连接方式成为当务之急。
鉴于以上情况,为提高输电线路基础中PHC抗拔管桩与承台连接的可靠性,《先张法预应力混凝土抗拔管桩(JH抱箍式连接)》[5]提出了一种PHC管桩桩头锚入承台采用在桩顶部预埋机械套筒连接锚筋的形式,如图1所示。
图1 单个基础剖面图
Fig.1 Single foundation profile
锚固钢筋与桩体机械套筒连接方式具体如图2所示。利用端板上的张拉孔,在生产时预埋与承台连接钢筋的机械套筒,机械套筒与端板采用焊接进行固定,焊缝在抗拔过程中不作为受力部位,预应力筋锚固在张拉机械套筒中,对机械套筒加工要求较高。管桩上的预应力筋与套筒、锚固钢筋在同一轴线上,上拔力由三者共同承担。
图2 机械套筒与预应力筋直接连接方式
Fig.2 Direct connection between mechanical sleeve and prestressed reinforcement
本文通过试验结合有限元分析的方式研究预埋机械套筒连接件的轴拉性能,同时找出试件的应力集中点或薄弱部位,为后期套筒连接方式在抗拔管桩与承台连接节点中的应用奠定基础。
2.1.1试验对象
本次试验对象为6组同规格同型号的机械套筒连接试件(编号S-1-S-6),由机械套筒、Φ25锚固钢筋和Φ12.6预应力筋(带墩头)组成。机械套筒材质为Q345B钢,长为90 mm,外径45 mm,套筒与锚固钢筋连接一侧内径为25 mm,套筒与预应力钢棒连接一侧内径为14 mm,预应力钢棒墩头处内径为22 mm.预应力筋抗拉强度不小于1 420 MPa,35级延性的低松弛预应力混凝土用螺旋槽钢棒(代号:PCB-1420-35-L-HG),质量符合《预应力混凝土用钢棒》[6],其长度为350 mm,公称截面积为125.0 mm2.锚固钢筋为HRB400普通带肋钢筋,长350 mm,一端攻丝以便拧入套筒。
2.1.2试验目的
通过对机械套筒连接试件进行单向轴拉试验,获取试件的最大破坏荷载和破坏形态,同时试件S-4、S-5、S-6以图3所示位置粘贴应变片获取试件的应变。
注:奇数表示应变片在正面位置,偶数在背面;正面为套筒开槽侧,背面为未开槽侧
图3 应变片布置图
Fig.3 Placement of strain gauge
《预应力混凝土管桩》10G409[7]规定预应力钢筋的张拉控制应力取为0.7倍的钢筋抗拉强度标准值,即σcon=0.7fptk,计算得钢筋张拉力Fn=1 420 MPa×0.7×125 mm2=124.3 kN.对试件S-1、S-2、S-3依据《金属材料 拉伸试验 第1部分 室温试验方法》[8]的相关规定进行破坏性试验。对试件S-4、S-5、S-6采用分级加载,即在达到Fn=124.3 kN前,分别按0.0Fn、0.2Fn、0.4Fn、0.6Fn、0.8Fn、0.9Fn、1.0Fn加载,在达到Fn=124.3 kN后,以0.05Fn为步长逐级增加,直至试件破坏。试验用到的主要设备有万能试验机和静态电阻应变仪,试验过程如图4所示。
图4 试验过程
Fig.4 Experimental process
2.3.1试件最大破坏力和破坏形态
6组试件的拉伸试验曲线均无明显屈服点和平台段,呈现脆性破坏,破坏区域保持一致,具体破坏现象为预应力钢棒墩头破坏、卡槽挤压破坏和套筒开口处张开变形如图5所示。6组试件试验最大破坏力均大于124.3 kN如表1所示,满足抗拉承载要求;预应力筋最大应力未达到抗拉强度标准值1 420 MPa,试件未能最大程度发挥钢棒的作用。试件S-1-S-3的最大破坏荷载均略高于试件S-4-S-6,这与加载速率有关,采用分级加载的3组试件,加载速率低于其他3组试件,故其试验破坏最大荷载均偏低。
表1 试验数据汇总
Table 1 Summary of test data
试件编号最大破坏力/kN钢棒最大应力/MPa破坏形式破坏现象S-1153.91 234.9脆性破坏套筒和预应力筋墩头均出现挤压变形S-2152.51 223.7脆性破坏预应力筋在墩头根部被拉断S-3151.31 214.0脆性破坏预应力筋墩头部分被冲切破坏S-4127.21 020.6脆性破坏预应力筋在墩头根部被拉断S-5135.01 083.2脆性破坏套筒和预应力筋墩头均出现挤压变形S-6149.51 199.6脆性破坏套筒和预应力筋墩头均出现挤压变形
图5 试件破坏形态
Fig.5 Failure modes of specimens
2.3.2试件应变分布规律
不同试件各测点数据虽不相同,但总体规律一致,详述如下:
由图6可知,锚固钢筋和预应力筋处于弹性变化阶段,应变随荷载变化曲线为斜直线。
图6 锚固钢筋和预应力筋的应变-荷载曲线
Fig.6 Strain-load curves of anchored reinforcement and prestressed reinforcement
套筒螺纹端依靠套筒与钢筋套丝螺牙接触时形成的卡阻力和接触压力及相对滑动产生的摩擦力来承受拉压力[9]。由图7可知,机械套筒螺纹端压应变和拉应变同时存在,测点应变值随荷载变化幅度很小。锚固钢筋拧入套筒螺纹端形成比较大的接触截面,二者结合紧密,套筒螺纹端完全可满足承载力要求。
图7 套筒螺纹端的应变-荷载曲线
Fig.7 Strain-load curves of sleeve thread end
套筒中部变截面部位,受力较为复杂。从图8中可以看出,测点7应变值变化最剧烈,会达到屈服应变;其余测点应变值变化不明显。说明在变截面部位出现应力集中现象,结合试件破坏时套筒开口变大的破坏现象可知,开槽部位是套筒易破坏位置。
图8 套筒变截面的应变-荷载曲线
Fig.8 Strain-load curves of sleeve variable section
套筒开口端相比变截面部位,应变值变化较为缓和。从图9可以看出,试件背面测点应变高于正面测点,测点18会达到或者接近屈服应变。结合试件破坏现象,套筒开口端在试件破坏时U型口会微微张大,说明套筒开口端存在安全隐患。
图9 套筒开口端的应变-荷载曲线
Fig.9 Strain-load curves of sleeve opening end
2.3.3试件承载性能分析
锚固钢筋和预应力钢棒在弹性变化阶段,所受荷载与应变关系为FN=εE·A,FN为根据金属材料弹性模量和应变测试数据计算荷载,F为加载级荷载,A为横截面面积。
图10为试件FN/F随荷载加载级变化曲线,从图中可以看出,在加载荷载稳定后,FN/F在介于0.95～1.3之间基本呈水平直线变化,说明相同试件因加工质量差别,承载性能有区别,但在承载过程中材料性能稳定,均满足试件承载要求。
图10FN/F随荷载加载级变化曲线
Fig.10 Curves ofFN/Fversus loading level
3.1.1模型工况
本文通过有限元分析软件建立机械套筒连接件轴拉试验模型,如图11所示。模型(a)与试验工况相同,同时为研究套筒卡槽和墩头接触面产生倾斜角时对试件应力集中的影响,改变倾斜角度这一参数;模型(b)为研究套筒围裹桩身混凝土对试件的影响,模型工况如表2所示。
表2 试件工况汇总
Table 2 Summary of specimens working conditions
模型编号T-1T-2T-3T-4倾斜角度/(°)0153015是否围裹混凝土否否否是
图11 轴拉试验模型
Fig.11 Axial tensile test model
3.1.2模型建立
部件模块中的机械套筒、预应力筋、锚固钢筋、桩身混凝土(局部)均为三维实体单元(C3D8R),采用分离式建模方式。机械套筒、预应力筋、锚固钢筋尺寸同试验试件尺寸一致;桩身混凝土(局部)外径为88 mm,其尺寸设计原则为D=Lmin×2+d=21.5 mm×2+45 mm=88 mm,D为局部桩身混凝土外径,d为套筒外径,Lmin为以PHC-600-B-130桩型为例,套筒在桩身内最小混凝土保护层厚度21.5 mm;在实际工程中套筒螺纹长度一般取较长,有足够的强度安全储备,邢怀念等[10]通过对钢筋滚轧直螺纹套筒进行单轴拉伸试验表明直螺纹接头可满足强度连接要求,故模型忽略锚固钢筋螺纹。
相互作用模块中,机械套筒卡槽与预应力筋墩头采用面面接触分析,接触面间的法向行为采用硬接触(hard),切向行为采用罚函数(penalty),取摩擦因数μ=0.15进行分析;套筒螺纹端与混凝土接触面间的法向行为采用硬接触(hard),切向行为采用罚函数(penalty),取摩擦因数μ=0.25,套筒开口端采用嵌入(embed)的方法约束在混凝土中。
分析步模块中,对预应力筋分级施加轴向拉力,计算过程采用自动增量步进行控制。机械套筒、预应力筋、锚固钢筋、桩身混凝土(局部)网格划分均采用Structured六面体划分技术。
3.1.3材料属性
1) 预应力筋。预应力筋弹性模量取2.0×105MPa,屈服强度取1 280 MPa,泊松比取0.3.其材质为无明显屈服台阶的钢材,采用弹性强化模型,屈服后的应力-应变关系简化为平缓的斜直线,可取
,如图12(a)所示。
图12 钢材应力-应变本构关系曲线
Fig.12 Stress-strain curve of steel
2) 机械套筒。机械套筒弹性模量取2.06×105MPa,屈服强度345 MPa,泊松比取0.3.套筒材质属于有明显屈服平台的延性材料,故采用弹性塑性模型,如图12(b)所示。
3) 锚固钢筋。锚固钢筋弹性模量取2.0×105MPa,屈服强度设计值为360 MPa,泊松比取0.3.采用弹性塑性模型,如图12(b)所示。
4) 桩身混凝土(局部)。管桩桩身采用C80混凝土,轴心抗压强度标准值fck=50.2 MPa,轴心抗拉强度标准值ftk=3.11 MPa,弹性模量取3.8×104MPa,泊松比取0.2,本次模型混凝土材料选用的是有限元模拟中应用较多的混凝土塑性损伤本构模型。
为验证模型的合理性,将试件T-1的有限元计算结果与试验试件S-5对照分析。由图13可知,试件达到最大荷载时,应力集中区域主要在套筒卡槽位置、套筒开口部位、墩头位置,与试验破坏区域吻合。
图13 试件T-1应力云图
Fig.13 Stress nephogram of specimen T-1
从图14可以看出,有限元计算荷载-应变曲线与试验试件S-5曲线吻合较好。因此,本文中采用的建模方法可以较为准确的模拟出试件的应力应变规律。
图14 试验与有限元计算荷载-应变曲线对比
Fig.14 Comparison of load-strain curves between test and finite element calculation
以试件T-1的有限元计算结果为典型,结合试验破坏现象分析试件的应力分布规律和破坏机理。
3.3.1机械套筒细部应力分析
图15为套筒关键节点位置示意图,同时选取套筒开口(P-1)和卡槽边缘(P-2)两条路径进行应力分析。图16为套筒在荷载加载过程中,各节点的应力随荷载的变化曲线。图17、图18分别为P-2、P-1对应的应力路径曲线示意图。
图15 套筒关键节点位置
Fig.15 Key node positions of the sleeve
图16 套筒节点应力-荷载曲线
Fig.16 Load-stress curves of sleeve nodes
图17 套筒P-2应力路径
Fig.17 Stress path of sleeve P-2 line
图18 套筒P-1应力路径
Fig.18 Stress path of sleeve P-1 line
通过套筒应力云图(图13(a))可知,机械套筒卡槽部位压应力极值为547 MPa,超过其端面承压强度400 MPa;机械套筒整体受拉,套筒缺口部位应力集中现象明显,局部拉应力达到382 MPa,超过其屈服强度345 MPa.开槽位置出现屈服,套筒约束能力削弱,使U型缺口倾斜变大,有预应力筋墩头脱出的风险;其他部位应力较为均匀,未超过屈服强度。
从图16可知,套筒卡槽d节点压应力极值在荷载加载至80 kN时达到端面承压强度400 MPa,c节点在110 kN时达到端面承压强度,卡槽外边缘先于内边缘屈服,且套筒卡槽先于其他部位发生屈服。从图17可以看出,卡槽外边缘应力极值高于内边缘极值,且应力集中区域主要集中在外边缘,结合试验破坏现象可判断,卡槽外边缘为主要破坏部位。
图16中,a、e节点应力变化曲线基本重合,在达到最大荷载时应力极值较小,其所在部位应力较为均匀,无应力集中区域,说明套筒材质满足抗拉强度要求;b、f节点应力曲线相差较多,b节点应力明显高于f节点,且b节点应力在最大荷载时达到屈服强度345 MPa;从图18可以看出,拉应力超过屈服强度的部位主要集中在b节点所在的套筒开口位置,但超过屈服强度区域很少,结合试验破坏现象,套筒除卡槽位置,其余部位变形不明显。
3.3.2预应力筋细部应力分析
图19为预应力筋详细节点位置示意图,图20为预应力筋各节点应力随荷载的变化曲线。
图19 预应力筋关键节点位置
Fig.19 Key node positions of the prestressed reinforcement
图20 预应力筋节点应力-荷载曲线
Fig.20 Load-stress curves of prestressed reinforcement
通过预应力筋的应力云图(图13(b))可知,预应力筋整体受拉,应力集中现象发生在墩头根部,少数部位拉应力达到抗拉强度设计值1 000 MPa,但未超过其抗拉强度标准值1 420 MPa,结合试验现象判断,继续增加荷载会有根部拉断的风险;预应力筋其余部位应力水平较均匀,都未超过其材质的抗拉强度设计值;墩头和卡槽接触位置,越靠近墩头外边缘应力值越高,且局部已超过钢棒材质的抗压强度400 MPa,墩头有冲切和挤压破坏的风险。
从图20可知,墩头应力呈现对称性,墩头外边缘a、b节点在荷载达到90 kN时,局部应力会超过其材质端面承压强度,内边缘g、h节点始终未超过材质端面承压强度;开槽侧的墩头与卡槽无法接触导致钢棒偏心受拉,在加载过程中,d节点应力始终高于c节点应力,且在最大荷载时达到抗拉强度设计值1 000 MPa,这是套筒单侧开槽导致的自身缺陷且无法避免;e、f节点应力曲线基本重合,钢棒远离墩头位置应力均匀,且应力值小于1 000 MPa,处于安全状态。
3.3.3锚固钢筋细部应力分析
通过锚固钢筋应力云图(图13(c))可知,锚固钢筋应力极值为313 MPa,整体均未达到屈服强度360 MPa,说明锚固钢筋材质满足抗拉强度要求;锚固钢筋开槽侧应力值低于未开槽侧,结合上述预应力筋和套筒应力分析,套筒开槽导致了构件的偏心受拉,锚固钢筋也具有同样规律。
图21、图22分别为试件T-2、T-3在承受最大荷载时轴拉方向的应力云图。
图21 试件T-2应力云图
Fig.21 Stress nephogram of specimen T-2
图22 试件T-3应力云图
Fig.22 Stress nephogram of specimen T-3
对比试件T-1、T-2、T-3的应力云图可知,试件T-1预应力筋应力极值为1 205 MPa,未达到抗拉强度标准值1 420 MPa,试件T-2和T-3应力极值分别为1 476 MPa和1 614 MPa,相较于抗拉强度标准值增加了3.94%和13.66%,倾斜角度的产生对试件应力集中现象有明显影响,倾斜角度越大,试件应力集中现象越明显。
套筒和预应力筋具有相同的规律,试件T-1套筒开口位置应力极值为382 MPa,小于材质的抗拉强度470 MPa,试件T-2和T-3开槽位置应力极值分别为539 MPa和576 MPa,明显超过其抗拉强度。卡槽位置倾斜角度越小,部件应力极值越小,故可得出结论,接触面倾斜角度减小可改善试件的应力集中现象。为提高卡槽和墩头的接触性能,在试件加工过程中,应重点关注预应力筋墩头和机械套筒卡槽平整度的加工质量,建议倾斜角度控制在15°以内。
图23为试件T-4在承受最大荷载时轴拉方向的应力云图。图24、图25分别为桩身混凝土(局部)的应力云图和塑性拉伸损伤云图。
图23 试件T-4应力云图
Fig.23 Stress nephogram of specimen T-4
图24 混凝土应力云图
Fig.24 Stress nephogram of concrete
图25 混凝土塑性拉伸损伤
Fig.25 Plastic tensile damage nephogram of concrete
从图24和图25可以看出,混凝土外部最大应力区域对应套筒开槽位置,未达到混凝土的轴心抗拉强度标准值3.11 MPa.混凝土内部在接近套筒开口两侧位置应力集中明显,部分混凝土超过其抗拉强度。预应力筋周围的混凝土应力集中明显,在张拉时发生明显的拉伸损伤。在高强箍筋约束作用下,高强混凝土的脆性减小,强度和延性增加[11],本文建模时未考虑箍筋对混凝土的有利影响。
通过对比试件T-2和T-4的应力云图可知,试件T-4套筒应力集中区域相较于T-2没有发生改变;套筒开口处和卡槽部位在周边混凝土的保护作用下,应力值降低明显,且均低于其屈服强度345 MPa;对于预应力筋而言,应力极值位置则从墩头根部变为嵌入混凝土和未嵌入部分交界处,且极值降低190 MPa,同时可以看出,嵌入部分应力值小于未嵌入部分,且都低于1 000 MPa.
试件T-2套筒开口位置和墩头处最大变形位移为0.80 mm和1.24 mm,试件T-4为0.33 mm和0.33 mm.可知,试件在周边高强度混凝土约束的情况下,套筒开口张开的趋势和墩头卡槽相互挤压变形会受到限制。
1) 根据套筒连接件轴拉试验和有限元模拟结果分析可知,预埋机械套筒连接件整体满足抗拉承载力要求。
2) 套筒连接件极限破坏时,主要表现出的破坏现象为套筒卡槽和钢棒墩头破坏。通过有限元模拟可知,试件在未加载至最大荷载时,卡槽和墩头部位便会出现屈服现象,所以这两个部位对材质强度要求较高,应重点关注加工质量。
3) 套筒开槽导致试件偏心受拉,个别部位应力集中明显,这是试件自身缺陷;墩头和卡槽接触面倾斜角度减小对改善试件应力集中现象有明显效果,工程实际中应重点关注预应力筋墩头和机械套筒卡槽平整度的加工质量,建议倾斜角度控制在15°以内。
4) 预埋机械套筒抗拔管桩在实际抗拔作用中,桩身混凝土会限制连接件的变形,对试件起到保护作用,提高了试件在抗拔过程中的安全可靠性。
[1] 程永锋,邵晓岩,朱全军.我国输电线路基础工程现状及存在的问题[J].电力建设,2002,23(3):32-34.
CHENG Y F,SHAO X Y,ZHU Q J.Current situation of foundation works and existing problems for transmission lines in China[J].Electric Power Construction,2002,23(3):32-34.
[2] 戎贤,李鹏飞.预应力混凝土管桩节点抗震性能研究[J].工业建筑,2013,43(8):94-97.
RONG X,LI P F.Study on seismic performance of the joint of prestrssed concrete pipe piles[J].Industrial Construction,2013,43(8):94-97.
[3] 杨志坚,韩嘉明,雷岳强,等.预应力混凝土管桩与承台连接节点抗震性能研究[J].工程力学,2019,36(z1):248-254.
YANG Z J,HAN J M,LEI Y Q,et al.Research on seismic performance of prestressed high strength concrete pile-cap connections[J].Engineering Mechanics,2019,36(Z1):248-254.
[4] 郭昭胜.强震下PHC管桩与承台连接节点的抗震性能及设计方法研究[D].太原:太原理工大学,2017.
[5] 建华建材(中国)有限公司.先张法预应力混凝土抗拔管桩(抱箍式连接):Q/321183 JH002-2020[S].南京:江苏凤凰科技技术出版社,2020.
[6] 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局、中国国家标准化管理委员会.预应力混凝土用钢棒:GB/T 5223.3-2017[S].北京:中国标准出版社,2017.
[7] 中华人民共和国住房和城乡建设部.预应力混凝土管桩:10G409[S].北京:中国计划出版社,2010.
[8] 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局、中国国家标准化管理委员会.金属材料 拉伸试验 第1部分:室温试验方法:GB/T 228.1-2010[S].北京:中国标准出版社,2010.
[9] 吕文良.钢筋剥肋滚轧直螺纹连接技术的理论分析与工程应用[J].混凝土,2003(3):58-60.
LYU W L.Theorical analysis and practical application of technology on rib-paring rolled circular screw splicing[J].Concrete,2003(3):58-60.
[10] 邢怀念,张小鹏,刘增利,等.钢筋滚轧直螺纹套筒连接性能试验研究[J].工业建筑,2009(S1):846-849.
XING H N,ZHANG X P,LIU Z L,et al.Experimental study on the properties of rebar parallel thread joint[J].Industrial Construction,2009(S1):846-849.
[11] 司炳君,胡钟,孙治国,等.高强箍筋约束高强混凝土柱在轴压下的力学性能研究综述[J].混凝土,2010(11):39-42,46.
SI B J,HU Z,SUN Z G,et al.Review of studies on the behavior of high-strength concrete columns with high-strength transverse reinforcement under concentric compression[J].Concrete,2010(11):39-42,46.