徐運(yùn)生，陳忠范，范 記，張 揚(yáng)，張 楷

（1.東南大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇 南京 211189；2.中國電建集團(tuán)河北省電力勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司電網(wǎng)事業(yè)部，河北 石家莊 050031）

預(yù)應(yīng)力混凝土樁由于樁身可承載力大、加工質(zhì)量可靠以及適用范圍廣等優(yōu)點(diǎn)，在基建工程中被廣泛應(yīng)用。國內(nèi)外學(xué)者對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土樁進(jìn)行了大量的研究，Zhang 等［1］對(duì)含有非預(yù)應(yīng)力筋的9 根預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)度混凝土（prestressed highintensity concrete，PHC）樁進(jìn)行了循環(huán)荷載試驗(yàn)，結(jié)果表明軸壓比越大，PHC 樁抗裂抗彎強(qiáng)度、極限抗彎強(qiáng)度和初始剛度越高，但隨著軸壓比的增大，彎曲裂紋的擴(kuò)展高度減小，同時(shí)提出了預(yù)測(cè)含有非預(yù)應(yīng)力筋的PHC 樁的抗彎承載力公式。張錫治等［2］通過ABAQUS 研究不同軸壓比下PHC樁的抗震性能，研究結(jié)果表明軸壓比、非預(yù)應(yīng)力筋和剪跨比是受力性能的主要因素，而箍筋間距則是受力性能的次要因素。Cao 等［3］對(duì)8 根PHC 樁進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，研究表明增加配筋率對(duì)提高PHC 樁的抗彎承載力沒有影響，而增加主筋配筋率可以提高PHC 樁的極限彎矩。劉雨松等［4］為了提高預(yù)應(yīng)力方樁施工拼裝效率，提出了一種螺旋鎖式連接接頭，研究結(jié)果表明螺旋鎖式連接接頭力學(xué)性能優(yōu)于樁身。劉暢等［5］通過分析預(yù)應(yīng)力方樁的抗震性能，得出在樁身受力較大處配置非預(yù)應(yīng)力筋可以提高抗震性能。Wu等［6］研究了玄武巖纖維增強(qiáng)交合材料（basalt fiber reinforced polymer，BFRP）筋和鋼筋混合加固預(yù)應(yīng)力混凝土樁的抗彎性能，試驗(yàn)結(jié)果表明，在混凝土中加入纖維可以改善PHC 樁的抗彎性能，提高PHC 樁的承載力［6］。

目前，針對(duì)不同配筋預(yù)應(yīng)力實(shí)心方樁之間連接的力學(xué)性能研究較少且不夠系統(tǒng)。本文對(duì)相同配筋和不同配筋的2 根實(shí)心方樁進(jìn)行彈卡式連接，同時(shí)進(jìn)行節(jié)點(diǎn)抗彎試驗(yàn)。在試驗(yàn)基礎(chǔ)上，驗(yàn)證了數(shù)值模擬的正確性，通過數(shù)值模擬對(duì)X-PRS400-A 預(yù)應(yīng)力方樁，在不同軸壓比和不同剪跨比下的參數(shù)進(jìn)行分析。以期為實(shí)際基建工程中應(yīng)用不同配筋的預(yù)應(yīng)力混凝土實(shí)心方樁，提供有益借鑒并降低工程投資。

1 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)中預(yù)應(yīng)力方樁的配筋見表1，樁身截面配筋如圖1所示，試件信息見表2。連接方式為彈卡式機(jī)械連接［7-8］。

表1 預(yù)應(yīng)力混凝土方樁參數(shù)表Tab.1 Prestressed concrete square pile parameter table

圖1 樁身截面配筋Fig.1 Pile section reinforcement

表2 試件信息Tab.2 Specimen information

預(yù)應(yīng)力混凝土方樁接頭抗彎試驗(yàn)加載裝置實(shí)物與示意圖，如圖2和圖3所示。試驗(yàn)中分別在左右2 個(gè)支座和跨中3 個(gè)部位布置3 個(gè)電子位移計(jì)，在跨中連接接頭兩側(cè)沿試件高度方向依次布置5個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，左右兩邊共10 個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，編號(hào)分別為1～10，應(yīng)變測(cè)點(diǎn)編號(hào)詳見圖3。

圖2 預(yù)應(yīng)力混凝土方樁接頭抗彎加載裝置實(shí)物Fig.2 Actual diagram of flexural loading device for prestressed concrete square pile joint

圖3 預(yù)應(yīng)力混凝土方樁接頭抗彎加載裝置Fig3 Schematic diagram of flexural loading device for prestressed concrete square pile joints

加載步驟如下：①加到極限承載力理論值Vcr的30%左右，觀察儀器是否完好；②Vcr的10%分級(jí)加載，達(dá)到Vcr的90%后停止，每一級(jí)荷載的間隔時(shí)間為3 min，每次加載完畢后采集應(yīng)變片數(shù)據(jù)，然后記錄荷載與位移計(jì)數(shù)據(jù)，最后利用裂縫觀測(cè)儀觀察裂縫的發(fā)展情況并記錄裂縫位置；③當(dāng)荷載達(dá)到Vcr的90%之后，改為每次按Vcr的5%加載，記錄數(shù)據(jù)和裂縫開展情況，直至構(gòu)件被破壞，停止加載。

當(dāng)出現(xiàn)以下5 種情況之一，即認(rèn)為達(dá)到極限狀態(tài)：①受拉區(qū)混凝土裂縫寬度達(dá)到1.5 mm；②預(yù)應(yīng)力鋼棒被拉斷；③受壓區(qū)混凝土壓碎破壞；④彈卡式機(jī)械連接件被拉斷；⑤接頭處預(yù)應(yīng)力鋼棒的墩頭被拉壞。

2 有限元數(shù)值模擬

有限元模型尺寸與試驗(yàn)尺寸完全相同?；炷梁弯撝ё捎肅3D8R，鋼筋T3D2 單元，鋼筋嵌入混凝土區(qū)域中，混凝土膨脹角取為30°，采用靜力通用分析步，初始分析步用于施加支座等位移邊界條件，步驟1 分析步用于預(yù)應(yīng)力鋼棒施加預(yù)應(yīng)力，步驟2 分析步用于模擬豎向集中荷載。非線性彈簧修改的inp語句如下：

*Spring,elset=Springs/Dashpots-1-spring,nonlinear

3,3 0 ,0

1183.61,0 .0527 7068.89,0.2946 18433.8,0.7211 31754.2,1.1875 46638.8,1.6637 57607.5,1.9543

74450.4,2 .3636 89726.2,2.7299 102655,3.1062 110888,3.4493 116382,3.7703 119921,4.1122

121895,4.4749 122308,4.8905 121161,5.3909 118839,5.8697 114959,6.4866 111465,7.0077

*Element,type=Spring2,elset=Springs/Dashpots-1-spring

接觸面混凝土采用通用接觸，法向行為設(shè)置為硬接觸，切向行為設(shè)置為罰摩擦，摩擦系數(shù)依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果調(diào)整為0.7。邊界條件為鉸接，文中預(yù)應(yīng)力采用降溫法施加，通過計(jì)算求出所需要的溫度場(chǎng)見表3。

表3 ABAQUS模型中的溫度場(chǎng)取值Tab.3 Temperature field value in ABAQUS model

3 數(shù)據(jù)分析

3.1 荷載-位移曲線

試件FZ-5 和FZ-6 接頭抗彎試驗(yàn)荷載-位移曲線如圖4和圖5所示，表4和表5為相應(yīng)的開裂荷載Pcr、開裂彎矩Mcr、極限荷載Pu和抗彎承載力Mu的取值。FZ-5開裂彎矩85.0 kN·m；FZ-6開裂彎矩為86.4 kN·m，與前者相差1.6%。FZ-5 抗彎承載力為185.5 kN·m；FZ-6 抗彎承載力為177.8 kN·m，與前者相差4.2%，說明不同配筋的方樁對(duì)接頭彎矩影響較小。由表4與表5可知，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的差值均在15%之內(nèi)，說明數(shù)值模擬的結(jié)果能夠與試驗(yàn)結(jié)果相吻合。

圖4 FZ-5試件荷載-位移Fig.4 Load-displacement diagram of FZ-5 specimen

圖5 FZ-6試件荷載-位移Fig.5 Load-displacement diagram of FZ-6 specimen

表4 FZ-5試件接頭抗彎試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Tab.4 The comparison between the bending test and numerical simulation results of the FZ-5 specimen joint

表5 FZ-6試件接頭抗彎試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Tab.5 The comparison between the bending test and numerical simulation results of the FZ-6 specimen joint

3.2 參數(shù)分析

3.2.1 軸壓比分析

在輸電工程中，預(yù)應(yīng)力方樁要承受水平荷載，還要承受豎向荷載。因此，有必要研究預(yù)應(yīng)力方樁承壓受力性能。不同軸壓比下X-PRS400-A 型預(yù)應(yīng)力混凝土方樁的荷載-位移曲線如圖6所示，分別取軸壓比為0.1、0.2、0.3、0.4 和0.5。由圖6可知：隨著軸壓力的增大，開裂彎矩和極限抗彎承載力會(huì)增大，但曲線更陡峭，極限位移變小，樁身的延性變差；當(dāng)軸壓比增加至0.3 左右時(shí)，極限承載力不再增加；繼續(xù)增加軸壓力，方樁的極限承載力會(huì)下降。

圖6 不同軸壓比下荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves under different axial compression ratios

不同軸壓比下預(yù)應(yīng)力混凝土方樁抗彎承載力與極限位移情況見表6。由表6可知：與軸壓比為0時(shí)相比，軸壓比分別為0.1～0.5時(shí)，預(yù)應(yīng)力混凝土方樁的抗彎承載力分別提高了12.6%、16.0%、15.6%、14.6%和8.3%，極限位移分別減小了9.2%、20.9%、53.4%、47.2%和53.4%。

表6 不同軸壓比作用下抗彎承載力與極限位移Tab.6 Flexural bearing capacity and ultimate displacement under different axial compression ratios

3.2.2 剪跨比分析

不同剪跨比下X-PRS400-A型方樁的抗剪性能荷載-位移曲線如圖7所示，分別取剪跨比為0.50、0.75、1.00、1.25。隨著剪跨比的減小，方樁試件的抗剪承載力顯著提高，同時(shí)其最大位移會(huì)相應(yīng)地減小，說明減小剪跨比能夠提高預(yù)應(yīng)力混凝土方樁試件的抗剪承載力，但同時(shí)脆性破壞更明顯。不同剪跨比下抗剪承載力和位移情況見表7。不同剪跨比下的混凝土總剛度損傷云圖如圖8所示。當(dāng)剪跨比為1.25 時(shí)，純彎區(qū)的損傷比剪跨區(qū)的損傷較嚴(yán)重，說明隨著剪跨比的增大構(gòu)件從受剪破壞向受彎破壞轉(zhuǎn)移。當(dāng)剪跨比在1.00以下時(shí)，預(yù)應(yīng)力混凝土方樁的損傷集中在剪跨區(qū)附件，隨著剪跨比的逐漸減小，剪跨區(qū)的損傷不斷增加。

圖7 不同剪跨比下的荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves at different shearspan ratios

圖8 不同剪跨比下的總剛度損傷云圖（SDEG）Fig.8 Total stiffness damage contour（SDEG）at different shear-span ratios

表7 不同剪跨比下的抗剪承載力與極限位移Tab.7 Shear bearing capacity and ultimate displacement under different shear-span ratios

4 結(jié)論

（1）對(duì)預(yù)應(yīng)力方樁接頭部位進(jìn)行抗彎試驗(yàn)，證明了彈卡式接頭的可靠性較好。接頭抗彎試驗(yàn)與FZ-1構(gòu)件的抗彎試驗(yàn)的開裂彎矩與極限抗彎承載力相差在15%之內(nèi)，說明接頭與樁身構(gòu)件抗彎承載力相似。

（2）FZ-5、FZ-6 構(gòu)件數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的差值均在15%之內(nèi)，說明模型中材料本構(gòu)、單元類型和網(wǎng)格密度等選取是合理的，數(shù)值模擬的結(jié)果能夠與試驗(yàn)結(jié)果相吻合。

（3）當(dāng)軸壓比在0.3 以內(nèi)，在一定程度上能夠提高預(yù)應(yīng)力方樁的抗彎承載力，但當(dāng)超過這一限值后，極限承載力和位移均會(huì)下降。

（4）隨著剪跨比的減小，預(yù)應(yīng)力方樁的抗剪承載力不斷增大，其極限位移不斷減小，脆性破壞的特征更加明顯，當(dāng)剪跨比大于1.25 后，預(yù)應(yīng)力方樁表現(xiàn)出由受剪破壞向受彎破壞過渡的特征。