管桩-塔脚机械型连接接头及其轴向性能分析

柴林杰, 顾云凡, 李军阔, 吴京*, 王丽欢, 郜帆, 郭佳, 谢鲁齐

(1.国网河北省电力有限公司经济技术研究院, 石家庄 050021; 2.东南大学国家预应力工程技术研究中心, 南京 211189)

预应力混凝土高强(precast high-strength concrete,PHC)管桩是通过先张法预应力张拉、高强混凝土浇筑、离心成型以及蒸汽养护得到的空心预制构件。由于PHC管桩具备承载力高、质量有保证、施工便捷等特点,已广泛应用于输配电塔、港口码头等深基础中[1]。PHC管桩-塔脚连接处作为桩基础和上部塔体结构的连接节点,在受力中起着关键的作用。在输电塔的基础连接中,传统的连接方式为PHC管桩和上部塔脚预埋件分别与基础承台现浇,输电塔的塔脚再通过塔脚预埋件进行连接[2]。不过输电塔塔脚基础的用砼量较少,容易造成混凝土浪费以及施工周期长等情况。由于PHC管桩-塔脚连接节点处需同时考虑受压性能和受拉性能。而在传统现浇连接方式中,PHC管桩与上部的输电塔塔脚没有直接连接,传统形式的节点存在受力不合理(受拉性能差)和可靠性不高等问题。在PHC桩-桩连接领域,啮合式、抱箍式以及内扣式等机械型连接方式已被广泛应用[3-5]。

常洪林等[6]对预应力混凝土管桩的焊接接头在腐蚀下的抗震性能进行了研究,并提出了增配非预应力筋的改善措施。文献[7-10]通过在PHC管桩中加入非预应力筋和钢纤维,以及桩端缠绕碳纤维布,研究改进的PHC管桩与承台之间连接节点的力学性能,结果表明管桩中配置非预应力筋效果最为显著。刘俊卿等[11]通过对塔脚预埋件和承台连接节点处进行拉拔试验,研究了常规塔脚板的受拉性能。此外,中外学者对管桩-塔脚连接节点的抗剪、等抗震性能也进行了相关研究[12-16]。现有研究绝大多数是基于传统现浇型桩-塔脚连接节点进行的,而对于改进的桩-塔脚连接节点,现有研究基本仅采取增加钢筋、改善混凝土性能等措施,没有从根本上对桩-塔脚连接节点进行设计。因为输电塔塔脚节点基本是属于单桩-单塔脚连接形式,且机械型连接节点已广泛应用于桩-桩连接节点中。

因此,在对比不同桩-桩机械型连接节点的基础上,现提出一种新型PHC管桩-塔脚机械型连接接头,通过理论分析和ABAQUS有限元分析,对其进行轴向性能分析,并将其与传统现浇型连接接头进行对比。

1 桩-塔脚连接接头设计

1.1 传统现浇型连接接头设计

选择600 AB (130)型PHC管桩作为桩体,根据预应力混凝土管桩图集[2],传统现浇型连接接头详图如图1所示。

图1 传统现浇型连接接头详图Fig.1 Detail drawing of traditional bearingtype connection joint

1.2 新型桩-塔脚机械型连接接头设计

通过现有文献对常规桩-桩机械型连接接头(抱箍式连接接头、啮合式连接接头以及内扣式连接接头)的受力性能研究[3,17-19],根据相关规范[2]设计600 AB (130)型 PHC管桩,并通过上述3种机械型连接接头进行连接,运用ABAQUS软件进行分析,3种不同连接接头在受拉状态下的荷载位移曲线如图2所示。

图2 三种机械型桩-桩连接接头荷载位移图Fig.2 Load displacement diagram of three mechanical type pile-pile connection joints

由图2以及三种机械型连接接头破坏特点可知,啮合式连接接头具有传力路径明确、受力合理、经济性高等特点,故在本文新型桩-塔脚机械型连接接头中,将啮合式连接接头用于与管桩端板的连接。本文设计的新型桩-塔脚机械型连接接头立面示意图如图3所示。

图3 新型桩-塔脚机械型连接接头立面示意图Fig.3 Elevation of the new pile-tower foot mechanical type connection joint

图3中,新型桩-塔脚机械型连接接头由连接接头上板、连接主体以及连接接头下板组成。其中,连接接头上板与输电塔塔脚通过塔脚螺栓进行机械连接;连接接头上板与连接主体通过焊接相连;连接主体与连接接头下板通过焊接相连;连接接头下板通过啮合式连接接头与PHC管桩端板相连。

对于600 AB (130)型PHC管桩,本文新型桩-塔脚机械型连接接头中的连接接头上板平面图、连接主体平面图以及连接接头下板平面图如图4所示。本文新型连接接头中连接接头下板与PHC管桩端板的啮合式连接接头详图如图7所示。

图4 新型桩-塔脚机械型连接接头详图Fig.4 Detail drawing of new pile-tower foot mechanical type connection join

在本文新型桩-塔脚连接接头中,连接接头上板与塔脚板之间采用螺栓连接,连接接头上板所开的孔洞可供15°内螺栓的自由布置,且加上16个啮合式连接接头的可旋转性,故本新型桩-塔脚机械型连接接头适用于任意角度预埋板的布置。

2 有限元模型建立与验证

2.1 模型建立

对于传统现浇型连接接头,有限元模型由管桩主体、管桩上下端板、预应力筋、箍筋、锚固钢筋、浇筑混凝土垫层、基础承台、塔脚预埋件、塔脚螺栓以及塔脚组成。

对于新型机械连接接头,有限元模型由管桩主体、管桩上下端板、预应力筋、箍筋、啮合式连接接头、机械连接接头主体、塔脚预埋件、塔脚螺栓以及塔脚组成。有限元模型的建立如图5所示。

图5 连接接头有限元模型Fig.5 Finite element model of connection joint

2.2 材料本构与预应力实现

本文的PHC管桩中混凝土采用CDP本构[20],其中混凝土受压时应力应变曲线和受拉时应力应变曲线分别[20]为

(1)

(2)

本文研究中预应力筋、塔脚、机械型连接接头以及管桩端板等部件采用钢材的三折线本构模型。其中预应力筋采用1860级钢绞线,啮合式连接接头中的连接销与连接块采用steel45钢材,其余端板、本机械型连接接头等部分均采用Q235钢材。

采用降温法实现预应力的施加,在预应力筋材料中设置膨胀系数为0.000 012,由张拉控制应力σcon=0.75fptk可知,初始温度设置为509.744°,后降温至0°。

2.3 网格划分

预应力筋、箍筋以及锚固钢筋采用三维线性桁架单元,混凝土、钢材等实体采用C3D8R六面体单元。管桩混凝土及垫层混凝土的网格尺寸划分为100 mm,预应力筋、锚固钢筋以及箍筋的网格尺寸为20 mm,管桩端板的网格尺寸为20 mm,啮合式连接块与连接销的网格尺寸为3 mm,机械型连接接头主体的网格尺寸为20 mm,塔脚的网格尺寸为50 mm,塔脚螺栓的网格尺寸为2 mm。

2.4 相互作用

预应力筋、箍筋以及锚固钢筋采用“内置”方式嵌固在混凝土中。管桩端板与混凝土直接采用“绑定”约束。对于钢-钢相互作用,其切向行为设置为0.2系数的罚函数,其法向行为设置为“硬”接触。

对于传统现浇型连接接头中的钢-混相互作用,考虑PHC管桩端板与混凝土、预埋件与混凝土之间的粘结滑移作用,设置切向行为为0.35系数的罚函数,剪切应力限值为6.5,最大弹性滑移为0.9。

对于新型机械连接接头中的啮合式连接接头,设置连接块与端板内侧、连接销与连接块、连接销与连接接头下板之间采用“绑定”约束。

2.5 边界条件

设置管桩下端板面为固定端,即锁住下端板的3个方向自由度。将塔脚上表面的形心点处建立参考点RP-1,将塔脚上表面耦合到该参考点。对该RP-1参考点进行位移加载,设置参考点处仅U1有加载的位移,锁住U2和U3方向的位移。初始设置位移为+200 mm(受拉)和-200 mm(受压),有限元分析直至试件破坏为止。

2.6 有限元模型验证

为充分验证本文建模的有效性,选择啮合式连接接头参考文献[22]和桩-承台连接接头参考文献[23]进行模拟复现。通过上文的有限元建模方法,对参考文献[21-22]中的试件进行建模,并按所用加载模式进行加载。参考文献[21-22]与本文有限元模拟的荷载位移曲线分别如图6和图7所示。

图6 啮合式连接参考文献[22]中荷载位移曲线Fig.6 The load-displacement curve in reference [22]

图7 桩-承台连接参考文献[23]中荷载位移曲线Fig.7 The load-displacement curve in reference [23]

由有限元模拟结果可知,所有试件的极限承载力与原有文献的误差均在10%以内,所以试件的破坏特点也与试验一致。本文有限元建模过程、接触的设置、网格的划分、荷载的施加均能有效地模拟试验实际情况,本文有限元分析方法得到的结果具有较高的精确性。

3 新型桩-塔脚连接接头受压简化设计

由于新型连接接头受拉性能较好、受压性能较差,故对于所研究的800 mm高连接接头,本节对其受压失稳进行分析,并根据受压分析结果对连接主体中的钢筒及腹板的最小厚度进行确定。

3.1 圆筒受压失稳验算

圆筒的直径为0.34+2t1,故圆筒的惯性矩为I1=π2[(0.34+2t1)4-0.344]/64。由于本文管桩-塔脚连接接头下侧桩体开视为固定端、上侧塔脚为自由端,根据薄壁圆筒受压失稳计算公式[24]可知,本文连接接头中连接主体的厚度必须满足式(3)的要求。除了失稳以外,其自身材料所能承受的极限受压承载力也必须满足式(4)的要求。

(3)

(4)

式中:Pcr为圆筒的失稳承载力;F为轴心受压承载力设计值;A1为圆筒横截面;A2为腹板横截面;Fp为整个构件所能承受的极限受压承载力。

3.2 腹板受压失稳验算

(5)

(6)

3.3 厚度与承载力关系

取本机械连接接头中常见的圆筒厚度t1及腹板厚度t2,能算得各自能承受的轴向荷载,即可进行初步设计。其厚度与承载力的关系如表1所示。

表1 圆筒、腹板厚度与承载力关系Table 1 Relationship between cylinder and web thickness and bearing capacity

对于600 AB (130)型PHC管桩且桩顶与塔脚底的高度为800 mm而言,设计承载力为4 824 kN。当圆筒或腹板中的某一项厚度增加时,其自身分配得到的荷载也会变大,故在进行厚度确定时,需同时考虑单项承载力要求、整体承载力要求以及经济性要求。由表1的分析结果可知,当腹板的厚度超过4 mm时,其自身即可满足单项承载力要求。当圆筒厚度取为4、6、8 mm时,腹板即使取较厚,圆筒也无法满足单项承载力要求,且腹板厚度过大易造成浪费。经过多次尝试,能满足承载力要求的方案中最为经济的配置为:圆筒厚度为10 mm与腹板厚度为10 mm。

4 桩-塔脚连接接头轴向性能分析

4.1 受压性能分析

传统现浇型连接接头与新型桩-塔脚机械型连接接头在受压工况下的荷载位移曲线如图8所示。

图8 受压工况下荷载位移曲线对比Fig.8 Comparison of load-displacement curves under compression conditions

4.1.1 传统现浇型连接接头

由图8可知,传统现浇型连接接头在受压荷载下的极限压缩变形为20 mm,此时试件已压缩破坏并无法继续分析。传统现浇型连接接头的延性较机械型连接接头要低。不过现浇型连接接头由于混凝土体积较大,承压能力很强。当压缩位移为20 mm时,其极限承载力为8 023.37 kN。

传统现浇型连接接头在受压时,压力由塔脚通过塔脚螺栓传递给预埋件,预埋件再将压力传递给混凝土连接接头,最终由混凝土连接接头传递给下部的管桩。在受压荷载下,现浇型连接接头最终因塔脚全域受压屈曲而破坏。由于现浇型连接接头中混凝土受压性能非常好,本文有限元试件在现浇型连接接头处并不会发生破坏。

(1)混凝土层。对于混凝土层,由于本文现浇型连接接头所承受的受压荷载过大,故与预埋件搭接处的少部分混凝土因局部受压应力过大,不过并没有进入屈服。加载结束时混凝土层的应力云图如图9所示。

图9 受压破坏时混凝土连接接头应力云图Fig.9 Stress cloud diagram of concrete connection joint during compression damage

(2)预埋件。对于现浇型连接接头,当试件受压20 mm时,预埋件的预埋板上出现了局部受压屈服,不过所占面积不大,整体仍具有很大的受压承载能力。加载结束时预埋件的应力云图如图10所示。

(3)塔角及塔角螺栓。当现浇型连接接头压缩了20 mm后,上部的塔脚部件全域进入了屈服,并且产生了较大的压缩变形,试件最终也因本部分全域受压屈曲而破坏。螺栓部件一直处于弹性状态。加载结束时塔角及塔角螺栓的应力云图如图11所示。

4.1.2 新型桩-塔脚机械型连接接头

由图8可知,桩-塔脚机械型连接接头在受压荷载下表现出较好的延性,有限元分析其压缩30 mm后其整体承载力还在逐渐上升,整体没有表现出破坏或承载力下降。当压缩位移为30 mm时,其受压承载力最大,为5 898.24 kN,可以满足同型号管桩-塔脚的受压设计承载力要求。

当桩-塔脚机械型连接接头受压时,压力由塔脚通过塔脚螺栓传递给机械型连接接头的连接接头上板;连接接头上板通过连接主体中的圆筒将压力传递给连接接头下板;连接接头下板通过自身或者连接销,将压力传递给管桩上端板再传递给管桩。

在受压荷载下,本文机械型连接接头最终因连接主体中的圆筒和腹板全域屈服而破坏。破坏时塔脚部分会大面积进入屈服,连接接头下板与圆筒和腹板连接处会局部进入屈服,其余部件基本处于弹性状态。对于本机械型连接接头,由于其自身的受压承载力主要由连接主体中的圆筒厚度和腹板厚度决定,考虑本分析结果中的全域屈服,若对于有更好受压承载力要求的其他型号管桩,可选择增大圆筒厚度和腹板厚度以提高整体承载力。

1)啮合式连接接头

对于啮合式连接接头,其传递压力有两种方式:一种是通过连接接头下板直接将压力传递给管桩上端板;另一种是通过连接销和连接块传递给管桩混凝土中。由图12可知,当机械型连接接头压缩了30 mm后,啮合式连接接头中的连接销和连接块并没有达到屈服,可知啮合式连接接头在受压时,压力主要通过连接接头下板直接传递给管桩上端板。

对于啮合式连接接头,当试件受拉30 mm时,啮合式连接接头中出现了局部受压屈服,主要体现在连接接头下板的内侧一圈以及腹板与连接接头下板的搭接处。加载结束时啮合式连接接头的应力云图如图13所示。

图13 受压破坏时啮合式连接接头应力云图Fig.13 Stress cloud diagram ofengaged joints during compression damage

2)连接主体

连接主体是本机械型连接接头的主体。当受缩荷载为1 849.59 kN时,连接主体开始出现局部屈服,主要体现在连接主体的圆筒上侧。连接主体开始出现屈服时的应力云图如图14所示。随着荷载的不断增大,屈服区域也不断扩大,逐渐延伸至整个圆筒和腹板区域。当机械型连接接头压缩了30 mm后,连接主体已全域屈服,并产生了较大的变形,其中腹板和圆筒受压产生了屈曲变形,连接接头上板也发生了变形。加载结束时连接主体的应力云图如图15所示。

图14 连接主体开始屈服时应力云图Fig.14 Stress cloud at the start of yielding of the connection body

图15 受压破坏时连接主体应力云图Fig.15 Stress cloud of the connection body when damaged by pressure

3)塔角及塔角螺栓

当机械型连接接头压缩了30 mm后,塔脚及塔脚螺栓发生了部分屈服,屈服区域主要集中于塔脚板及塔脚加劲肋上。加载结束时塔角及塔角螺栓的应力云图如图16所示。

图16 受压破坏时塔角及塔角螺栓应力云图Fig.16 Stress cloud diagram of tower angle and tower angle bolt during compression damage

4.2 受拉性能分析

传统现浇型连接接头与新型桩-塔脚机械型连接接头在受拉工况下的荷载位移曲线如图17所示。

图17 受拉工况下荷载位移曲线对比Fig.17 Comparison of load-displacement curves under tension conditions

4.2.1 传统现浇型连接接头

由图17可知,传统现浇型连接接头由于管桩端板与上部塔脚之间没有直接连接,采用混凝土现浇连接,其自身受拉性能很差。且现浇型连接接头表现出很差的延性,当拉出位移为5 mm时,接头就已发生破坏。现浇型连接接头的受拉极限承载力为240.97 kN。

传统现浇型连接接头在受拉时,拉力由塔脚通过塔脚螺栓传递给预埋件,预埋件再将拉力通过预埋件的锚筋传递给混凝土连接接头,最终由混凝土连接接头传递给下部的管桩。在受拉荷载下,现浇型连接接头最终因预埋件中锚筋与混凝土锚固力不足而发生拔出破坏。预埋件锚筋与预埋板搭接处进入了屈服,其余部分基本都处于弹性状态。由于现浇型连接接头的受拉承载力很低,可见本现浇型连接接头在受拉荷载下的结构受力并不合理,抗拉承载能力由预埋件与混凝土之间的锚固力决定。

1)混凝土层

对于混凝土层,由于混凝土受拉性能较大。故本部分极易发生两种破坏模式,一种是混凝土达到受拉承载力而破坏,另一种是混凝土与预埋件之间的锚固力不足而发生松脱破坏。本现浇型连接接头在受拉荷载下,混凝土部分均处于弹性状态,没有发生受拉破坏。而在与预埋件的连接混凝土处,孔道内部出现了应力最大点,且孔道内的应力均较大,故本现浇型连接接头最终因预埋件中锚筋与混凝土锚固力不足而发生拔出破坏。加载结束时混凝土层的应力云图如图18所示。

图18 受拉破坏时混凝土连接接头应力云图Fig.18 Stress cloud diagram of concrete connection joint when damaged by tension

2)预埋件

对于现浇型连接接头,当试件受拉5 mm时,预埋件的锚筋与预埋板搭接处,出现了应力集中且进入屈服。随着锚筋上的深度加大,锚筋的应力逐渐减小。在受拉过程中,预埋件自身变形较小,不过整体发生了较大的刚体移动,也证实了预埋件的松脱破坏。加载结束时预埋件的应力云图如图19所示。

图19 受拉破坏时预埋件应力云图Fig.19 Stress cloud diagram of pre-buried parts when damaged by tension

3)塔角及塔角螺栓

当现浇型连接接头拉伸了5 mm后,上部的塔脚部件及塔角螺栓一直处于弹性状态。加载结束时塔角及塔角螺栓的应力云图如图20所示。

4.2.2 新型桩-塔脚机械型连接接头

由图17可知,桩-塔脚机械型连接接头在受拉荷载下表现出较好的延性,当拉出位移为20 mm时接头的整体承载力仍逐渐上升,接头没有表现出破坏或承载力下降。当拉出位移为20 mm时,其受拉承载力最大,为1 680.33 kN。

当桩-塔脚机械型连接接头受拉时,拉力由塔脚通过塔脚螺栓传递给机械型连接接头的连接接头上板;连接接头上板通过连接主体中的圆筒将拉力传递给连接接头下板;连接接头下板通过连接销将拉力传递给连接块,进而传递给管桩上端板,管桩上端板再通过PHC管桩中的预应力筋连接至下端板。

在受拉荷载下,本机械型连接接头最终因啮合式连接接头中的连接销受拉变形过大而破坏。破坏时塔脚少部分区域进入屈服,连接接头下板与圆筒和腹板连接处的少部分区域也会进入屈服,其余部件基本处于弹性状态。对于本机械型连接接头,由于其自身的受拉承载力不仅可满足相关规范要求,且已远大于规范现浇型的受拉承载力。

1)啮合式连接接头

当机械型连接接头受拉时,连接主体与管桩端板之间全部由啮合式连接接头传递拉力。由图21可知,当机械型连接接头拉伸20 mm后,啮合式连接接头中的连接销与连接块的连接处已达到屈服,连接销其余部分及连接块仍处于弹性。

图21 受拉破坏时连接块与连接销应力云图Fig.21 Stress cloud of connecting block and connecting pin when damaged by tension

对于啮合式连接接头下板,当试件受拉20 mm时,连接接头下板出现了局部受拉屈服,主要体现在连接接头下板与腹板的连接处。不过该处的屈服面积较小,对连接接头下板与圆筒和腹板连接处的效果影响不大。加载结束时啮合式连接接头的应力云图如图22所示。

图22 受拉破坏时啮合式连接接头应力云图Fig.22 Stress cloud diagram of engaged joint when damaged by tension

2)连接主体

当机械型连接接头拉伸了20 mm后,连接主体基本处于弹性状态,仅腹板和圆筒与连接接头下板的搭接处发生了局部屈服,且对整体影响不大。加载结束时连接主体的应力云图如图23所示。

图23 受拉破坏时连接主体应力云图Fig.23 Stress cloud of the connection body when damaged by tension

3)塔角及塔角螺栓

当机械型连接接头拉伸了20 mm后,塔脚及塔脚螺栓发生了部分屈服,屈服区域主要集中于塔脚板上。加载结束时塔角及塔角螺栓的应力云图如图24所示。

图24 受拉破坏时塔角及塔角螺栓应力云图Fig.24 Stress cloud of tower angle and tower bolt when damaged by tension

5 结论

基于实际需求,提出了一种新型PHC管桩-塔脚机械型连接接头,具有传力路径明确、受力合理、经济性高等特点。运用ABAQUS软件建立有限元模型,通过模拟相关文献中的试件,验证了本文有限元建模的有效性。通过理论分析,对新型连接接头主体中的圆筒最小厚度和腹板最小厚度进行确定,再利用ABAQUS软件对其进行轴向受拉与轴向受压性能进行分析,并将其与传统现浇型连接接头的轴向性能进行对比。

(1)本文所建立的PHC管桩、塔脚、机械连接接头、现浇式承台模型以及相关的接触的设置、网格的划分、荷载的施加,与相关文献中试件结果基本一致,可验证本文有限元模型建立的精确性。

(2)建立了新型机械式连接接头中圆筒以及腹板的受压失稳验算公式,并确定了各自最小厚度:当圆筒厚度为10 mm、腹板厚度为10 mm时,其能满足单个及整体设计承载力要求。

(3)传统现浇型连接接头最终因塔脚全域受压屈曲而破坏。在受压荷载下本现浇型连接接头处并不会发生破坏,其极限受压承载力为8 023.37 kN,压缩位移为20 mm。

(4)机械型连接接头最终因连接主体中的圆筒和腹板全域屈服而破坏。其极限受压承载力为5 898.24 kN,压缩位移为30 mm,可以满足同型号管桩-塔脚的受压设计承载力要求。可选择增大圆筒厚度和腹板厚度来提高整体受压承载力。

(5)现浇型连接接头最终因预埋件中锚筋与混凝土锚固力不足而发生拔出破坏。现浇型连接接头的受拉承载力为240.97 kN,拉伸位移5 mm且均为预埋件的刚体位移。现浇型连接接头具有很差的延性。

(6)机械型连接接头最终因啮合式连接接头中的连接销受拉变形过大而破坏。其受拉承载力为1 680.33 kN,拉伸位移为20 mm。机械型连接接头自身的受拉承载力远大于现浇型受拉承载力,且具有较好的延性。