柴林杰, 顧云凡, 李軍闊, 吳京*, 王麗歡, 郜帆, 郭佳, 謝魯齊

(1.國(guó)網(wǎng)河北省電力有限公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院, 石家莊 050021; 2.東南大學(xué)國(guó)家預(yù)應(yīng)力工程技術(shù)研究中心, 南京 211189)

預(yù)應(yīng)力混凝土高強(qiáng)(precast high-strength concrete,PHC)管樁是通過(guò)先張法預(yù)應(yīng)力張拉、高強(qiáng)混凝土澆筑、離心成型以及蒸汽養(yǎng)護(hù)得到的空心預(yù)制構(gòu)件。由于PHC管樁具備承載力高、質(zhì)量有保證、施工便捷等特點(diǎn),已廣泛應(yīng)用于輸配電塔、港口碼頭等深基礎(chǔ)中[1]。PHC管樁-塔腳連接處作為樁基礎(chǔ)和上部塔體結(jié)構(gòu)的連接節(jié)點(diǎn),在受力中起著關(guān)鍵的作用。在輸電塔的基礎(chǔ)連接中,傳統(tǒng)的連接方式為PHC管樁和上部塔腳預(yù)埋件分別與基礎(chǔ)承臺(tái)現(xiàn)澆,輸電塔的塔腳再通過(guò)塔腳預(yù)埋件進(jìn)行連接[2]。不過(guò)輸電塔塔腳基礎(chǔ)的用砼量較少,容易造成混凝土浪費(fèi)以及施工周期長(zhǎng)等情況。由于PHC管樁-塔腳連接節(jié)點(diǎn)處需同時(shí)考慮受壓性能和受拉性能。而在傳統(tǒng)現(xiàn)澆連接方式中,PHC管樁與上部的輸電塔塔腳沒(méi)有直接連接,傳統(tǒng)形式的節(jié)點(diǎn)存在受力不合理(受拉性能差)和可靠性不高等問(wèn)題。在PHC樁-樁連接領(lǐng)域,嚙合式、抱箍式以及內(nèi)扣式等機(jī)械型連接方式已被廣泛應(yīng)用[3-5]。

常洪林等[6]對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土管樁的焊接接頭在腐蝕下的抗震性能進(jìn)行了研究,并提出了增配非預(yù)應(yīng)力筋的改善措施。文獻(xiàn)[7-10]通過(guò)在PHC管樁中加入非預(yù)應(yīng)力筋和鋼纖維,以及樁端纏繞碳纖維布,研究改進(jìn)的PHC管樁與承臺(tái)之間連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能,結(jié)果表明管樁中配置非預(yù)應(yīng)力筋效果最為顯著。劉俊卿等[11]通過(guò)對(duì)塔腳預(yù)埋件和承臺(tái)連接節(jié)點(diǎn)處進(jìn)行拉拔試驗(yàn),研究了常規(guī)塔腳板的受拉性能。此外,中外學(xué)者對(duì)管樁-塔腳連接節(jié)點(diǎn)的抗剪、等抗震性能也進(jìn)行了相關(guān)研究[12-16]?，F(xiàn)有研究絕大多數(shù)是基于傳統(tǒng)現(xiàn)澆型樁-塔腳連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行的,而對(duì)于改進(jìn)的樁-塔腳連接節(jié)點(diǎn),現(xiàn)有研究基本僅采取增加鋼筋、改善混凝土性能等措施,沒(méi)有從根本上對(duì)樁-塔腳連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行設(shè)計(jì)。因?yàn)檩旊娝_節(jié)點(diǎn)基本是屬于單樁-單塔腳連接形式,且機(jī)械型連接節(jié)點(diǎn)已廣泛應(yīng)用于樁-樁連接節(jié)點(diǎn)中。

因此,在對(duì)比不同樁-樁機(jī)械型連接節(jié)點(diǎn)的基礎(chǔ)上,現(xiàn)提出一種新型PHC管樁-塔腳機(jī)械型連接接頭,通過(guò)理論分析和ABAQUS有限元分析,對(duì)其進(jìn)行軸向性能分析,并將其與傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭進(jìn)行對(duì)比。

1 樁-塔腳連接接頭設(shè)計(jì)

1.1 傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭設(shè)計(jì)

選擇600 AB (130)型PHC管樁作為樁體,根據(jù)預(yù)應(yīng)力混凝土管樁圖集[2],傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭詳圖如圖1所示。

圖1 傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭詳圖Fig.1 Detail drawing of traditional bearingtype connection joint

1.2 新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭設(shè)計(jì)

通過(guò)現(xiàn)有文獻(xiàn)對(duì)常規(guī)樁-樁機(jī)械型連接接頭(抱箍式連接接頭、嚙合式連接接頭以及內(nèi)扣式連接接頭)的受力性能研究[3,17-19],根據(jù)相關(guān)規(guī)范[2]設(shè)計(jì)600 AB (130)型 PHC管樁,并通過(guò)上述3種機(jī)械型連接接頭進(jìn)行連接,運(yùn)用ABAQUS軟件進(jìn)行分析,3種不同連接接頭在受拉狀態(tài)下的荷載位移曲線如圖2所示。

圖2 三種機(jī)械型樁-樁連接接頭荷載位移圖Fig.2 Load displacement diagram of three mechanical type pile-pile connection joints

由圖2以及三種機(jī)械型連接接頭破壞特點(diǎn)可知,嚙合式連接接頭具有傳力路徑明確、受力合理、經(jīng)濟(jì)性高等特點(diǎn),故在本文新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭中,將嚙合式連接接頭用于與管樁端板的連接。本文設(shè)計(jì)的新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭立面示意圖如圖3所示。

圖3 新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭立面示意圖Fig.3 Elevation of the new pile-tower foot mechanical type connection joint

圖3中,新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭由連接接頭上板、連接主體以及連接接頭下板組成。其中,連接接頭上板與輸電塔塔腳通過(guò)塔腳螺栓進(jìn)行機(jī)械連接;連接接頭上板與連接主體通過(guò)焊接相連;連接主體與連接接頭下板通過(guò)焊接相連;連接接頭下板通過(guò)嚙合式連接接頭與PHC管樁端板相連。

對(duì)于600 AB (130)型PHC管樁,本文新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭中的連接接頭上板平面圖、連接主體平面圖以及連接接頭下板平面圖如圖4所示。本文新型連接接頭中連接接頭下板與PHC管樁端板的嚙合式連接接頭詳圖如圖7所示。

圖4 新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭詳圖Fig.4 Detail drawing of new pile-tower foot mechanical type connection join

在本文新型樁-塔腳連接接頭中,連接接頭上板與塔腳板之間采用螺栓連接,連接接頭上板所開(kāi)的孔洞可供15°內(nèi)螺栓的自由布置,且加上16個(gè)嚙合式連接接頭的可旋轉(zhuǎn)性,故本新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭適用于任意角度預(yù)埋板的布置。

2 有限元模型建立與驗(yàn)證

2.1 模型建立

對(duì)于傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭,有限元模型由管樁主體、管樁上下端板、預(yù)應(yīng)力筋、箍筋、錨固鋼筋、澆筑混凝土墊層、基礎(chǔ)承臺(tái)、塔腳預(yù)埋件、塔腳螺栓以及塔腳組成。

對(duì)于新型機(jī)械連接接頭,有限元模型由管樁主體、管樁上下端板、預(yù)應(yīng)力筋、箍筋、嚙合式連接接頭、機(jī)械連接接頭主體、塔腳預(yù)埋件、塔腳螺栓以及塔腳組成。有限元模型的建立如圖5所示。

圖5 連接接頭有限元模型Fig.5 Finite element model of connection joint

2.2 材料本構(gòu)與預(yù)應(yīng)力實(shí)現(xiàn)

本文的PHC管樁中混凝土采用CDP本構(gòu)[20],其中混凝土受壓時(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線和受拉時(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線分別[20]為

(1)

(2)

本文研究中預(yù)應(yīng)力筋、塔腳、機(jī)械型連接接頭以及管樁端板等部件采用鋼材的三折線本構(gòu)模型。其中預(yù)應(yīng)力筋采用1860級(jí)鋼絞線,嚙合式連接接頭中的連接銷與連接塊采用steel45鋼材,其余端板、本機(jī)械型連接接頭等部分均采用Q235鋼材。

采用降溫法實(shí)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力的施加,在預(yù)應(yīng)力筋材料中設(shè)置膨脹系數(shù)為0.000 012,由張拉控制應(yīng)力σcon=0.75fptk可知,初始溫度設(shè)置為509.744°,后降溫至0°。

2.3 網(wǎng)格劃分

預(yù)應(yīng)力筋、箍筋以及錨固鋼筋采用三維線性桁架單元,混凝土、鋼材等實(shí)體采用C3D8R六面體單元。管樁混凝土及墊層混凝土的網(wǎng)格尺寸劃分為100 mm,預(yù)應(yīng)力筋、錨固鋼筋以及箍筋的網(wǎng)格尺寸為20 mm,管樁端板的網(wǎng)格尺寸為20 mm,嚙合式連接塊與連接銷的網(wǎng)格尺寸為3 mm,機(jī)械型連接接頭主體的網(wǎng)格尺寸為20 mm,塔腳的網(wǎng)格尺寸為50 mm,塔腳螺栓的網(wǎng)格尺寸為2 mm。

2.4 相互作用

預(yù)應(yīng)力筋、箍筋以及錨固鋼筋采用“內(nèi)置”方式嵌固在混凝土中。管樁端板與混凝土直接采用“綁定”約束。對(duì)于鋼-鋼相互作用,其切向行為設(shè)置為0.2系數(shù)的罰函數(shù),其法向行為設(shè)置為“硬”接觸。

對(duì)于傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭中的鋼-混相互作用,考慮PHC管樁端板與混凝土、預(yù)埋件與混凝土之間的粘結(jié)滑移作用,設(shè)置切向行為為0.35系數(shù)的罰函數(shù),剪切應(yīng)力限值為6.5,最大彈性滑移為0.9。

對(duì)于新型機(jī)械連接接頭中的嚙合式連接接頭,設(shè)置連接塊與端板內(nèi)側(cè)、連接銷與連接塊、連接銷與連接接頭下板之間采用“綁定”約束。

2.5 邊界條件

設(shè)置管樁下端板面為固定端,即鎖住下端板的3個(gè)方向自由度。將塔腳上表面的形心點(diǎn)處建立參考點(diǎn)RP-1,將塔腳上表面耦合到該參考點(diǎn)。對(duì)該RP-1參考點(diǎn)進(jìn)行位移加載,設(shè)置參考點(diǎn)處僅U1有加載的位移,鎖住U2和U3方向的位移。初始設(shè)置位移為+200 mm(受拉)和-200 mm(受壓),有限元分析直至試件破壞為止。

2.6 有限元模型驗(yàn)證

為充分驗(yàn)證本文建模的有效性,選擇嚙合式連接接頭參考文獻(xiàn)[22]和樁-承臺(tái)連接接頭參考文獻(xiàn)[23]進(jìn)行模擬復(fù)現(xiàn)。通過(guò)上文的有限元建模方法,對(duì)參考文獻(xiàn)[21-22]中的試件進(jìn)行建模,并按所用加載模式進(jìn)行加載。參考文獻(xiàn)[21-22]與本文有限元模擬的荷載位移曲線分別如圖6和圖7所示。

圖6 嚙合式連接參考文獻(xiàn)[22]中荷載位移曲線Fig.6 The load-displacement curve in reference [22]

圖7 樁-承臺(tái)連接參考文獻(xiàn)[23]中荷載位移曲線Fig.7 The load-displacement curve in reference [23]

由有限元模擬結(jié)果可知,所有試件的極限承載力與原有文獻(xiàn)的誤差均在10%以內(nèi),所以試件的破壞特點(diǎn)也與試驗(yàn)一致。本文有限元建模過(guò)程、接觸的設(shè)置、網(wǎng)格的劃分、荷載的施加均能有效地模擬試驗(yàn)實(shí)際情況,本文有限元分析方法得到的結(jié)果具有較高的精確性。

3 新型樁-塔腳連接接頭受壓簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)

由于新型連接接頭受拉性能較好、受壓性能較差,故對(duì)于所研究的800 mm高連接接頭,本節(jié)對(duì)其受壓失穩(wěn)進(jìn)行分析,并根據(jù)受壓分析結(jié)果對(duì)連接主體中的鋼筒及腹板的最小厚度進(jìn)行確定。

3.1 圓筒受壓失穩(wěn)驗(yàn)算

圓筒的直徑為0.34+2t1,故圓筒的慣性矩為I1=π2[(0.34+2t1)4-0.344]/64。由于本文管樁-塔腳連接接頭下側(cè)樁體開(kāi)視為固定端、上側(cè)塔腳為自由端,根據(jù)薄壁圓筒受壓失穩(wěn)計(jì)算公式[24]可知,本文連接接頭中連接主體的厚度必須滿足式(3)的要求。除了失穩(wěn)以外,其自身材料所能承受的極限受壓承載力也必須滿足式(4)的要求。

(3)

(4)

式中:Pcr為圓筒的失穩(wěn)承載力;F為軸心受壓承載力設(shè)計(jì)值;A1為圓筒橫截面;A2為腹板橫截面;Fp為整個(gè)構(gòu)件所能承受的極限受壓承載力。

3.2 腹板受壓失穩(wěn)驗(yàn)算

(5)

(6)

3.3 厚度與承載力關(guān)系

取本機(jī)械連接接頭中常見(jiàn)的圓筒厚度t1及腹板厚度t2,能算得各自能承受的軸向荷載,即可進(jìn)行初步設(shè)計(jì)。其厚度與承載力的關(guān)系如表1所示。

表1 圓筒、腹板厚度與承載力關(guān)系Table 1 Relationship between cylinder and web thickness and bearing capacity

對(duì)于600 AB (130)型PHC管樁且樁頂與塔腳底的高度為800 mm而言,設(shè)計(jì)承載力為4 824 kN。當(dāng)圓筒或腹板中的某一項(xiàng)厚度增加時(shí),其自身分配得到的荷載也會(huì)變大,故在進(jìn)行厚度確定時(shí),需同時(shí)考慮單項(xiàng)承載力要求、整體承載力要求以及經(jīng)濟(jì)性要求。由表1的分析結(jié)果可知,當(dāng)腹板的厚度超過(guò)4 mm時(shí),其自身即可滿足單項(xiàng)承載力要求。當(dāng)圓筒厚度取為4、6、8 mm時(shí),腹板即使取較厚,圓筒也無(wú)法滿足單項(xiàng)承載力要求,且腹板厚度過(guò)大易造成浪費(fèi)。經(jīng)過(guò)多次嘗試,能滿足承載力要求的方案中最為經(jīng)濟(jì)的配置為:圓筒厚度為10 mm與腹板厚度為10 mm。

4 樁-塔腳連接接頭軸向性能分析

4.1 受壓性能分析

傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭與新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭在受壓工況下的荷載位移曲線如圖8所示。

圖8 受壓工況下荷載位移曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of load-displacement curves under compression conditions

4.1.1 傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭

由圖8可知,傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭在受壓荷載下的極限壓縮變形為20 mm,此時(shí)試件已壓縮破壞并無(wú)法繼續(xù)分析。傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭的延性較機(jī)械型連接接頭要低。不過(guò)現(xiàn)澆型連接接頭由于混凝土體積較大,承壓能力很強(qiáng)。當(dāng)壓縮位移為20 mm時(shí),其極限承載力為8 023.37 kN。

傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭在受壓時(shí),壓力由塔腳通過(guò)塔腳螺栓傳遞給預(yù)埋件,預(yù)埋件再將壓力傳遞給混凝土連接接頭,最終由混凝土連接接頭傳遞給下部的管樁。在受壓荷載下,現(xiàn)澆型連接接頭最終因塔腳全域受壓屈曲而破壞。由于現(xiàn)澆型連接接頭中混凝土受壓性能非常好,本文有限元試件在現(xiàn)澆型連接接頭處并不會(huì)發(fā)生破壞。

(1)混凝土層。對(duì)于混凝土層,由于本文現(xiàn)澆型連接接頭所承受的受壓荷載過(guò)大,故與預(yù)埋件搭接處的少部分混凝土因局部受壓應(yīng)力過(guò)大,不過(guò)并沒(méi)有進(jìn)入屈服。加載結(jié)束時(shí)混凝土層的應(yīng)力云圖如圖9所示。

圖9 受壓破壞時(shí)混凝土連接接頭應(yīng)力云圖Fig.9 Stress cloud diagram of concrete connection joint during compression damage

(2)預(yù)埋件。對(duì)于現(xiàn)澆型連接接頭,當(dāng)試件受壓20 mm時(shí),預(yù)埋件的預(yù)埋板上出現(xiàn)了局部受壓屈服,不過(guò)所占面積不大,整體仍具有很大的受壓承載能力。加載結(jié)束時(shí)預(yù)埋件的應(yīng)力云圖如圖10所示。

(3)塔角及塔角螺栓。當(dāng)現(xiàn)澆型連接接頭壓縮了20 mm后,上部的塔腳部件全域進(jìn)入了屈服,并且產(chǎn)生了較大的壓縮變形,試件最終也因本部分全域受壓屈曲而破壞。螺栓部件一直處于彈性狀態(tài)。加載結(jié)束時(shí)塔角及塔角螺栓的應(yīng)力云圖如圖11所示。

4.1.2 新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭

由圖8可知,樁-塔腳機(jī)械型連接接頭在受壓荷載下表現(xiàn)出較好的延性,有限元分析其壓縮30 mm后其整體承載力還在逐漸上升,整體沒(méi)有表現(xiàn)出破壞或承載力下降。當(dāng)壓縮位移為30 mm時(shí),其受壓承載力最大,為5 898.24 kN,可以滿足同型號(hào)管樁-塔腳的受壓設(shè)計(jì)承載力要求。

當(dāng)樁-塔腳機(jī)械型連接接頭受壓時(shí),壓力由塔腳通過(guò)塔腳螺栓傳遞給機(jī)械型連接接頭的連接接頭上板;連接接頭上板通過(guò)連接主體中的圓筒將壓力傳遞給連接接頭下板;連接接頭下板通過(guò)自身或者連接銷,將壓力傳遞給管樁上端板再傳遞給管樁。

在受壓荷載下,本文機(jī)械型連接接頭最終因連接主體中的圓筒和腹板全域屈服而破壞。破壞時(shí)塔腳部分會(huì)大面積進(jìn)入屈服,連接接頭下板與圓筒和腹板連接處會(huì)局部進(jìn)入屈服,其余部件基本處于彈性狀態(tài)。對(duì)于本機(jī)械型連接接頭,由于其自身的受壓承載力主要由連接主體中的圓筒厚度和腹板厚度決定,考慮本分析結(jié)果中的全域屈服,若對(duì)于有更好受壓承載力要求的其他型號(hào)管樁,可選擇增大圓筒厚度和腹板厚度以提高整體承載力。

1)嚙合式連接接頭

對(duì)于嚙合式連接接頭,其傳遞壓力有兩種方式:一種是通過(guò)連接接頭下板直接將壓力傳遞給管樁上端板;另一種是通過(guò)連接銷和連接塊傳遞給管樁混凝土中。由圖12可知,當(dāng)機(jī)械型連接接頭壓縮了30 mm后,嚙合式連接接頭中的連接銷和連接塊并沒(méi)有達(dá)到屈服,可知嚙合式連接接頭在受壓時(shí),壓力主要通過(guò)連接接頭下板直接傳遞給管樁上端板。

對(duì)于嚙合式連接接頭,當(dāng)試件受拉30 mm時(shí),嚙合式連接接頭中出現(xiàn)了局部受壓屈服,主要體現(xiàn)在連接接頭下板的內(nèi)側(cè)一圈以及腹板與連接接頭下板的搭接處。加載結(jié)束時(shí)嚙合式連接接頭的應(yīng)力云圖如圖13所示。

圖13 受壓破壞時(shí)嚙合式連接接頭應(yīng)力云圖Fig.13 Stress cloud diagram ofengaged joints during compression damage

2)連接主體

連接主體是本機(jī)械型連接接頭的主體。當(dāng)受縮荷載為1 849.59 kN時(shí),連接主體開(kāi)始出現(xiàn)局部屈服,主要體現(xiàn)在連接主體的圓筒上側(cè)。連接主體開(kāi)始出現(xiàn)屈服時(shí)的應(yīng)力云圖如圖14所示。隨著荷載的不斷增大,屈服區(qū)域也不斷擴(kuò)大,逐漸延伸至整個(gè)圓筒和腹板區(qū)域。當(dāng)機(jī)械型連接接頭壓縮了30 mm后,連接主體已全域屈服,并產(chǎn)生了較大的變形,其中腹板和圓筒受壓產(chǎn)生了屈曲變形,連接接頭上板也發(fā)生了變形。加載結(jié)束時(shí)連接主體的應(yīng)力云圖如圖15所示。

圖14 連接主體開(kāi)始屈服時(shí)應(yīng)力云圖Fig.14 Stress cloud at the start of yielding of the connection body

圖15 受壓破壞時(shí)連接主體應(yīng)力云圖Fig.15 Stress cloud of the connection body when damaged by pressure

3)塔角及塔角螺栓

當(dāng)機(jī)械型連接接頭壓縮了30 mm后,塔腳及塔腳螺栓發(fā)生了部分屈服,屈服區(qū)域主要集中于塔腳板及塔腳加勁肋上。加載結(jié)束時(shí)塔角及塔角螺栓的應(yīng)力云圖如圖16所示。

圖16 受壓破壞時(shí)塔角及塔角螺栓應(yīng)力云圖Fig.16 Stress cloud diagram of tower angle and tower angle bolt during compression damage

4.2 受拉性能分析

傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭與新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭在受拉工況下的荷載位移曲線如圖17所示。

圖17 受拉工況下荷載位移曲線對(duì)比Fig.17 Comparison of load-displacement curves under tension conditions

4.2.1 傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭

由圖17可知,傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭由于管樁端板與上部塔腳之間沒(méi)有直接連接,采用混凝土現(xiàn)澆連接,其自身受拉性能很差。且現(xiàn)澆型連接接頭表現(xiàn)出很差的延性,當(dāng)拉出位移為5 mm時(shí),接頭就已發(fā)生破壞?，F(xiàn)澆型連接接頭的受拉極限承載力為240.97 kN。

傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭在受拉時(shí),拉力由塔腳通過(guò)塔腳螺栓傳遞給預(yù)埋件,預(yù)埋件再將拉力通過(guò)預(yù)埋件的錨筋傳遞給混凝土連接接頭,最終由混凝土連接接頭傳遞給下部的管樁。在受拉荷載下,現(xiàn)澆型連接接頭最終因預(yù)埋件中錨筋與混凝土錨固力不足而發(fā)生拔出破壞。預(yù)埋件錨筋與預(yù)埋板搭接處進(jìn)入了屈服,其余部分基本都處于彈性狀態(tài)。由于現(xiàn)澆型連接接頭的受拉承載力很低,可見(jiàn)本現(xiàn)澆型連接接頭在受拉荷載下的結(jié)構(gòu)受力并不合理,抗拉承載能力由預(yù)埋件與混凝土之間的錨固力決定。

1)混凝土層

對(duì)于混凝土層,由于混凝土受拉性能較大。故本部分極易發(fā)生兩種破壞模式,一種是混凝土達(dá)到受拉承載力而破壞,另一種是混凝土與預(yù)埋件之間的錨固力不足而發(fā)生松脫破壞。本現(xiàn)澆型連接接頭在受拉荷載下,混凝土部分均處于彈性狀態(tài),沒(méi)有發(fā)生受拉破壞。而在與預(yù)埋件的連接混凝土處,孔道內(nèi)部出現(xiàn)了應(yīng)力最大點(diǎn),且孔道內(nèi)的應(yīng)力均較大,故本現(xiàn)澆型連接接頭最終因預(yù)埋件中錨筋與混凝土錨固力不足而發(fā)生拔出破壞。加載結(jié)束時(shí)混凝土層的應(yīng)力云圖如圖18所示。

圖18 受拉破壞時(shí)混凝土連接接頭應(yīng)力云圖Fig.18 Stress cloud diagram of concrete connection joint when damaged by tension

2)預(yù)埋件

對(duì)于現(xiàn)澆型連接接頭,當(dāng)試件受拉5 mm時(shí),預(yù)埋件的錨筋與預(yù)埋板搭接處,出現(xiàn)了應(yīng)力集中且進(jìn)入屈服。隨著錨筋上的深度加大,錨筋的應(yīng)力逐漸減小。在受拉過(guò)程中,預(yù)埋件自身變形較小,不過(guò)整體發(fā)生了較大的剛體移動(dòng),也證實(shí)了預(yù)埋件的松脫破壞。加載結(jié)束時(shí)預(yù)埋件的應(yīng)力云圖如圖19所示。

圖19 受拉破壞時(shí)預(yù)埋件應(yīng)力云圖Fig.19 Stress cloud diagram of pre-buried parts when damaged by tension

3)塔角及塔角螺栓

當(dāng)現(xiàn)澆型連接接頭拉伸了5 mm后,上部的塔腳部件及塔角螺栓一直處于彈性狀態(tài)。加載結(jié)束時(shí)塔角及塔角螺栓的應(yīng)力云圖如圖20所示。

4.2.2 新型樁-塔腳機(jī)械型連接接頭

由圖17可知,樁-塔腳機(jī)械型連接接頭在受拉荷載下表現(xiàn)出較好的延性,當(dāng)拉出位移為20 mm時(shí)接頭的整體承載力仍逐漸上升,接頭沒(méi)有表現(xiàn)出破壞或承載力下降。當(dāng)拉出位移為20 mm時(shí),其受拉承載力最大,為1 680.33 kN。

當(dāng)樁-塔腳機(jī)械型連接接頭受拉時(shí),拉力由塔腳通過(guò)塔腳螺栓傳遞給機(jī)械型連接接頭的連接接頭上板;連接接頭上板通過(guò)連接主體中的圓筒將拉力傳遞給連接接頭下板;連接接頭下板通過(guò)連接銷將拉力傳遞給連接塊,進(jìn)而傳遞給管樁上端板,管樁上端板再通過(guò)PHC管樁中的預(yù)應(yīng)力筋連接至下端板。

在受拉荷載下,本機(jī)械型連接接頭最終因嚙合式連接接頭中的連接銷受拉變形過(guò)大而破壞。破壞時(shí)塔腳少部分區(qū)域進(jìn)入屈服,連接接頭下板與圓筒和腹板連接處的少部分區(qū)域也會(huì)進(jìn)入屈服,其余部件基本處于彈性狀態(tài)。對(duì)于本機(jī)械型連接接頭,由于其自身的受拉承載力不僅可滿足相關(guān)規(guī)范要求,且已遠(yuǎn)大于規(guī)范現(xiàn)澆型的受拉承載力。

1)嚙合式連接接頭

當(dāng)機(jī)械型連接接頭受拉時(shí),連接主體與管樁端板之間全部由嚙合式連接接頭傳遞拉力。由圖21可知,當(dāng)機(jī)械型連接接頭拉伸20 mm后,嚙合式連接接頭中的連接銷與連接塊的連接處已達(dá)到屈服,連接銷其余部分及連接塊仍處于彈性。

圖21 受拉破壞時(shí)連接塊與連接銷應(yīng)力云圖Fig.21 Stress cloud of connecting block and connecting pin when damaged by tension

對(duì)于嚙合式連接接頭下板,當(dāng)試件受拉20 mm時(shí),連接接頭下板出現(xiàn)了局部受拉屈服,主要體現(xiàn)在連接接頭下板與腹板的連接處。不過(guò)該處的屈服面積較小,對(duì)連接接頭下板與圓筒和腹板連接處的效果影響不大。加載結(jié)束時(shí)嚙合式連接接頭的應(yīng)力云圖如圖22所示。

圖22 受拉破壞時(shí)嚙合式連接接頭應(yīng)力云圖Fig.22 Stress cloud diagram of engaged joint when damaged by tension

2)連接主體

當(dāng)機(jī)械型連接接頭拉伸了20 mm后,連接主體基本處于彈性狀態(tài),僅腹板和圓筒與連接接頭下板的搭接處發(fā)生了局部屈服,且對(duì)整體影響不大。加載結(jié)束時(shí)連接主體的應(yīng)力云圖如圖23所示。

圖23 受拉破壞時(shí)連接主體應(yīng)力云圖Fig.23 Stress cloud of the connection body when damaged by tension

3)塔角及塔角螺栓

當(dāng)機(jī)械型連接接頭拉伸了20 mm后,塔腳及塔腳螺栓發(fā)生了部分屈服,屈服區(qū)域主要集中于塔腳板上。加載結(jié)束時(shí)塔角及塔角螺栓的應(yīng)力云圖如圖24所示。

圖24 受拉破壞時(shí)塔角及塔角螺栓應(yīng)力云圖Fig.24 Stress cloud of tower angle and tower bolt when damaged by tension

5 結(jié)論

基于實(shí)際需求,提出了一種新型PHC管樁-塔腳機(jī)械型連接接頭,具有傳力路徑明確、受力合理、經(jīng)濟(jì)性高等特點(diǎn)。運(yùn)用ABAQUS軟件建立有限元模型,通過(guò)模擬相關(guān)文獻(xiàn)中的試件,驗(yàn)證了本文有限元建模的有效性。通過(guò)理論分析,對(duì)新型連接接頭主體中的圓筒最小厚度和腹板最小厚度進(jìn)行確定,再利用ABAQUS軟件對(duì)其進(jìn)行軸向受拉與軸向受壓性能進(jìn)行分析,并將其與傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭的軸向性能進(jìn)行對(duì)比。

(1)本文所建立的PHC管樁、塔腳、機(jī)械連接接頭、現(xiàn)澆式承臺(tái)模型以及相關(guān)的接觸的設(shè)置、網(wǎng)格的劃分、荷載的施加,與相關(guān)文獻(xiàn)中試件結(jié)果基本一致,可驗(yàn)證本文有限元模型建立的精確性。

(2)建立了新型機(jī)械式連接接頭中圓筒以及腹板的受壓失穩(wěn)驗(yàn)算公式,并確定了各自最小厚度:當(dāng)圓筒厚度為10 mm、腹板厚度為10 mm時(shí),其能滿足單個(gè)及整體設(shè)計(jì)承載力要求。

(3)傳統(tǒng)現(xiàn)澆型連接接頭最終因塔腳全域受壓屈曲而破壞。在受壓荷載下本現(xiàn)澆型連接接頭處并不會(huì)發(fā)生破壞,其極限受壓承載力為8 023.37 kN,壓縮位移為20 mm。

(4)機(jī)械型連接接頭最終因連接主體中的圓筒和腹板全域屈服而破壞。其極限受壓承載力為5 898.24 kN,壓縮位移為30 mm,可以滿足同型號(hào)管樁-塔腳的受壓設(shè)計(jì)承載力要求。可選擇增大圓筒厚度和腹板厚度來(lái)提高整體受壓承載力。

(5)現(xiàn)澆型連接接頭最終因預(yù)埋件中錨筋與混凝土錨固力不足而發(fā)生拔出破壞?，F(xiàn)澆型連接接頭的受拉承載力為240.97 kN,拉伸位移5 mm且均為預(yù)埋件的剛體位移?，F(xiàn)澆型連接接頭具有很差的延性。

(6)機(jī)械型連接接頭最終因嚙合式連接接頭中的連接銷受拉變形過(guò)大而破壞。其受拉承載力為1 680.33 kN,拉伸位移為20 mm。機(jī)械型連接接頭自身的受拉承載力遠(yuǎn)大于現(xiàn)澆型受拉承載力,且具有較好的延性。