徐運生，陳忠范，范 記，張 揚，張 楷

（1.東南大學土木工程學院，江蘇 南京 211189；2.中國電建集團河北省電力勘測設計研究院有限公司電網(wǎng)事業(yè)部，河北 石家莊 050031）

預應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，在基建工程中被廣泛應用。國內(nèi)外學者對預應力混凝土樁進行了大量的研究，Zhang 等［1］對含有非預應力筋的9 根預應力高強度混凝土（prestressed highintensity concrete，PHC）樁進行了循環(huán)荷載試驗，結果表明軸壓比越大，PHC 樁抗裂抗彎強度、極限抗彎強度和初始剛度越高，但隨著軸壓比的增大，彎曲裂紋的擴展高度減小，同時提出了預測含有非預應力筋的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，研究結果表明軸壓比、非預應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8 根PHC 樁進行了低周反復荷載試驗，研究表明增加配筋率對提高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］為了提高預應力方樁施工拼裝效率，提出了一種螺旋鎖式連接接頭，研究結果表明螺旋鎖式連接接頭力學性能優(yōu)于樁身。劉暢等［5］通過分析預應力方樁的抗震性能，得出在樁身受力較大處配置非預應力筋可以提高抗震性能。Wu等［6］研究了玄武巖纖維增強交合材料（basalt fiber reinforced polymer，BFRP）筋和鋼筋混合加固預應力混凝土樁的抗彎性能，試驗結果表明，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，針對不同配筋預應力實心方樁之間連接的力學性能研究較少且不夠系統(tǒng)。本文對相同配筋和不同配筋的2 根實心方樁進行彈卡式連接，同時進行節(jié)點抗彎試驗。在試驗基礎上，驗證了數(shù)值模擬的正確性，通過數(shù)值模擬對X-PRS400-A 預應力方樁，在不同軸壓比和不同剪跨比下的參數(shù)進行分析。以期為實際基建工程中應用不同配筋的預應力混凝土實心方樁，提供有益借鑒并降低工程投資。

1 試驗方案

試驗中預應力方樁的配筋見表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械連接［7-8］。

表1 預應力混凝土方樁參數(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

預應力混凝土方樁接頭抗彎試驗加載裝置實物與示意圖，如圖2和圖3所示。試驗中分別在左右2 個支座和跨中3 個部位布置3 個電子位移計，在跨中連接接頭兩側沿試件高度方向依次布置5個應變測點，左右兩邊共10 個應變測點，編號分別為1～10，應變測點編號詳見圖3。

圖2 預應力混凝土方樁接頭抗彎加載裝置實物Fig.2 Actual diagram of flexural loading device for prestressed concrete square pile joint

圖3 預應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%分級加載，達到Vcr的90%后停止，每一級荷載的間隔時間為3 min，每次加載完畢后采集應變片數(shù)據(jù)，然后記錄荷載與位移計數(shù)據(jù)，最后利用裂縫觀測儀觀察裂縫的發(fā)展情況并記錄裂縫位置；③當荷載達到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，直至構件被破壞，停止加載。

當出現(xiàn)以下5 種情況之一，即認為達到極限狀態(tài)：①受拉區(qū)混凝土裂縫寬度達到1.5 mm；②預應力鋼棒被拉斷；③受壓區(qū)混凝土壓碎破壞；④彈卡式機械連接件被拉斷；⑤接頭處預應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尺寸完全相同。混凝土和鋼支座采用C3D8R，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 分析步用于預應力鋼棒施加預應力，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，法向行為設置為硬接觸，切向行為設置為罰摩擦，摩擦系數(shù)依據(jù)試驗結果調(diào)整為0.7。邊界條件為鉸接，文中預應力采用降溫法施加，通過計算求出所需要的溫度場見表3。

表3 ABAQUS模型中的溫度場取值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 接頭抗彎試驗荷載-位移曲線如圖4和圖5所示，表4和表5為相應的開裂荷載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接頭彎矩影響較小。由表4與表5可知，數(shù)值模擬結果與試驗結果的差值均在15%之內(nèi)，說明數(shù)值模擬的結果能夠與試驗結果相吻合。

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

表5 FZ-6試件接頭抗彎試驗與數(shù)值模擬結果對比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，預應力方樁要承受水平荷載，還要承受豎向荷載。因此，有必要研究預應力方樁承壓受力性能。不同軸壓比下X-PRS400-A 型預應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增大，但曲線更陡峭，極限位移變小，樁身的延性變差；當軸壓比增加至0.3 左右時，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

不同軸壓比下預應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時相比，軸壓比分別為0.1～0.5時，預應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，同時其最大位移會相應地減小，說明減小剪跨比能夠提高預應力混凝土方樁試件的抗剪承載力，但同時脆性破壞更明顯。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。當剪跨比為1.25 時，純彎區(qū)的損傷比剪跨區(qū)的損傷較嚴重，說明隨著剪跨比的增大構件從受剪破壞向受彎破壞轉移。當剪跨比在1.00以下時，預應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 結論

（1）對預應力方樁接頭部位進行抗彎試驗，證明了彈卡式接頭的可靠性較好。接頭抗彎試驗與FZ-1構件的抗彎試驗的開裂彎矩與極限抗彎承載力相差在15%之內(nèi)，說明接頭與樁身構件抗彎承載力相似。

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

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

（4）隨著剪跨比的減小，預應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，當剪跨比大于1.25 后，預應力方樁表現(xiàn)出由受剪破壞向受彎破壞過渡的特征。