留言板

尊敬的读者、作者、审稿人, 关于本刊的投稿、审稿、编辑和出版的任何问题, 您可以本页添加留言。我们将尽快给您答复。谢谢您的支持!

姓名
邮箱
手机号码
标题
留言内容
验证码

预应力高强混凝土管桩的抗剪性能有限元分析

杨志坚 雷岳强

杨志坚, 雷岳强. 预应力高强混凝土管桩的抗剪性能有限元分析[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 200-207. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S036
引用本文: 杨志坚, 雷岳强. 预应力高强混凝土管桩的抗剪性能有限元分析[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 200-207. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S036
Zhi-jian YANG, Yue-qiang LEI. FINITE ELEMENT ANALYSIS OF THE SHEAR BEHAVIOR OF PRESTRESSED HIGH-STRENGTH CONCRENTE PILES[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 200-207. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S036
Citation: Zhi-jian YANG, Yue-qiang LEI. FINITE ELEMENT ANALYSIS OF THE SHEAR BEHAVIOR OF PRESTRESSED HIGH-STRENGTH CONCRENTE PILES[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 200-207. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S036

预应力高强混凝土管桩的抗剪性能有限元分析

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S036
基金项目: 国家自然科学青年基金项目(51808353);辽宁省高等学校创新人才项目(LR2017077);沈阳市中青年科技创新人才支持计划项目(RC180270)
详细信息
    作者简介:

    杨志坚(1984−),男,江西人,副教授,博士,副院长,主要从事预应力高强混凝土管桩抗震性能研究(E-mail: faemail@163.com)

    通讯作者: 雷岳强(1994−),男,山西人,硕士生,主要从事预应力高强混凝土管桩抗震性能研究(E-mail: 1317003943@qq.com)
  • 中图分类号: TU473.1

FINITE ELEMENT ANALYSIS OF THE SHEAR BEHAVIOR OF PRESTRESSED HIGH-STRENGTH CONCRENTE PILES

  • 摘要: 采用ABAQUS软件,选取适合模型的本构关系,在验证模型正确性的基础上,建立21个预应力高强混凝土管桩有限元模型,考察剪跨比、轴压比、混凝土强度、增配普通钢筋以及预应力筋配筋率等参数对管桩极限抗剪承载力和P−Δ关系曲线的影响。分析结果表明:剪跨比、轴压比、预应力筋配筋率、增配普通钢筋对管桩的抗剪性能有影响,随着构件剪跨比的减小和预应力筋配筋率的增加,管桩的极限抗剪承载力有较大提高;增配普通钢筋后的管桩,与仅配预应力筋的管桩相比,其极限承载力更高,不同剪跨比下的曲线变化规律也与后者基本一致;增加混凝土强度可以提高管桩的抗剪承载力,但P−Δ关系曲线的弹性阶段几乎没有变化;管桩的极限抗剪承载力随着轴压比的提高而增大。
  • 图  1  有限元模型

    Figure  1.  Finite element model

    图  2  有限元破坏形态与文献[13]试验破坏比较

    Figure  2.  Comparison between failure modes in FE and test results in literature [13]

    图  3  有限元荷载-位移曲线和文献[13]对比

    Figure  3.  Comparison between finite element load-displacement curves and those in literature [13]

    图  4  典型构件的荷载-位移曲线

    Figure  4.  Load-displacement curve of typical component

    图  5  PHC-1桩身混凝土应力及应变云图

    Figure  5.  Stress and strain on pile concrete of PHC-1

    图  6  PHC-1预应力钢筋应力云图

    Figure  6.  Stress contours of prestressed steel bars of PHC-1

    图  7  剪跨比对P−Δ曲线的影响

    Figure  7.  Influence of shear span ratio on P−Δ curve

    图  8  ρpreP−Δ曲线的影响

    Figure  8.  Influence of ρpre on P−Δ curve

    图  9  PHC和PRC荷载对比图

    Figure  9.  Load comparison of PHC and PRC

    图  10  轴压比对P−Δ曲线的影响

    Figure  10.  Influence of axial compression ratio on P−Δ curve

    图  11  混凝土强度对P−Δ曲线的影响

    Figure  11.  Influence of concrete strength on P−Δ curve

    表  1  模型编号和参数

    Table  1.   Numbers and parameters of specimens

    模型 规格D×t×L/mm 箍筋 预应力筋 普通钢筋 剪跨比λ 轴压比μ fcu/MPa $N_{\rm{u} }^{ {\rm{cal} } } $ /kN
    PHC-1 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0 80 623.47
    PHC-2 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.25 0 80 347.12
    PHC-3 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.50 0 80 282.11
    PHC-4 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.75 0 80 236.11
    PHC-5 400×95×5000 4@80 10 7.0 2.00 0 80 425.65
    PHC-6 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0.15 80 791.89
    PHC-7 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0.30 80 932.47
    PHC-8 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0.45 80 1046.93
    PHC-9 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.00 0.15 80 927.31
    PHC-10 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.00 0.30 80 1051.93
    PHC-11 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.00 0.45 80 1154.73
    PHC-12 400×95×5000 4@80 10 9.0 1.00 0 80 743.48
    PHC-13 400×95×5000 4@80 10 10.0 1.00 0 80 812.78
    PHC-14 400×95×5000 4@80 10 11.0 1.00 0 80 872.55
    PHC-15 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.00 0 80 786.35
    PHC-16 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.25 0 80 586.99
    PHC-17 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.50 0 80 463.78
    PHC-18 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.75 0 80 382.75
    PHC-19 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 2.00 0 80 323.50
    PHC-20 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0 60 586.53
    PHC-21 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0 100 660.04
    注:D为管桩外径;t为管桩壁厚;L为构件长度;fcu为混凝土强度标准值; $ N_{\rm{u}}^{{\rm{cal}}}$ 为极限抗剪承载力计算值。
    下载: 导出CSV

    表  2  模拟结果与试验结果比较

    Table  2.   Comparison between simulation and test results

    数据来源 试件编号 规格D×t×L/mm 材料强度 剪跨比 极限抗剪承载力
    fc/MPa fy/MPa fys/MPa fyc/MPa $ N_{\rm{u} }^{ {\rm{cal} } } $ /kN $ N_{\rm{u} }^{ {\rm{exp} } } $ /kN $ N_{\rm{u}}^{ {\rm{cal} } } $ / $ N_{\rm{u} }^{ {\rm {exp} } } $
    文献[11] PCABP-1 400×80×5000 33.1 1436.4 627.6 1 497.36 474.20 1.05
    PCABP-1.5 400×80×5000 36.5 1436.4 627.6 1.5 316.99 310.30 1.02
    文献[12] PRC-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 401.7 1 1014.04 1082.47 0.94
    PHC-00-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 1.2 808.22 824.36 0.98
    PRC-00-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 401.7 1.2 885.47 861.54 1.03
    PHC-01-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 1.2 967.11 1027.69 0.94
    PRC-01-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 401.7 1.2 1029.59 1101.54 0.93
    PHC-02-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 1.2 1012.17 1082.47 0.94
    注:fc为混凝土抗压强度;fy预应力筋屈服强度;fys为箍筋屈服强度;fyc为普通钢筋屈服强度; $ N_{\rm{u} }^{ {\rm{cal} } } $ 为抗剪承载力计算值; $ N_{\rm{u}}^{ {\rm{exp} } } $ 为文献中承载力试验值。
    下载: 导出CSV
  • [1] 杜宙芳. PHC管桩抗震性能试验和延性分析[D]. 天津: 天津大学, 2016.

    Du Zhoufang. Seismic performance test and ductility analysis of PHC piles [D]. Tianjin: Tianjin University, 2016. (in Chinese)
    [2] 张忠苗, 刘俊伟, 邹健, 等. 加强型预应力混凝土管桩抗弯剪性能试验研究[J]. 浙江大学学报, 2011, 45(6): 1074 − 1080.

    Zhang Zhongmiao, Liu Junwei, Zou Jian, et al. Experimental study on flexural-shear performance of reinforced prestressed concrete pipe piles [J]. Journal of Zhejiang University, 2011, 45(6): 1074 − 1080. (in Chinese)
    [3] Seiji K, Akira W Katsumi, et al. Experimental study on plastic deformability of high strength prestressed concrete piles under axial and lateral forces [C]. Proceedings of the 8th World Conference on Earthquake Engineering. San Francisco, California, 1984: 609 − 610.
    [4] Seiji K, Akira W, Shizuo H. Bearing capacity and deformability of high strength prestressed concrete piles under axial and lateral force (part 4) [C]. Summaries of Technical Papers of Annual Meeting, Architectural Institute of Japan B, 1985: 973 − 976.
    [5] Budek A M, Benzoni G, Priestley M J N. Experimental investigation of ductility of in-ground hinges in solid and hollow prestressed piles [J]. Division of Structural Engineering, 1997: 1 − 108.
    [6] 杨志坚, 王文进, 康谷贻. 往复荷载作用下预应力高强混凝土管桩延性分析[J]. 工程力学, 2016, 33: 107 − 112. doi:  10.6052/j.issn.1000-4750.2015.05.S047

    Yang Zhijian, Wang Wenjin, Kang Guyi. Ductility analysis of prestressed high strength concrete pipe piles under cyclic loading [J]. Engineering Mechanics, 2016, 33: 107 − 112. (in Chinese) doi:  10.6052/j.issn.1000-4750.2015.05.S047
    [7] 王铁成, 王文进, 赵海龙, 等. 不同高强预应力管桩抗震性能的试验对比[J]. 工业建筑, 2014, 44(7): 84 − 89.

    Wang Tiecheng, Wang Wenjin, Zhao Hailong, et al. Experimental comparison of seismic performance of different high strength prestressed piles [J]. Industrial Construction, 2014, 44(7): 84 − 89. (in Chinese)
    [8] 唐佳男. 新型PHC管桩抗震性能及承载力分析 [D]. 南京: 东南大学, 2017.

    Tang Jianan. Seismic performance and bearing capacity of new PHC pipe piles [D].Nanjing: Southeast University, 2017. (in Chinese)
    [9] 王铁成, 杨志坚, 赵海龙, 等. 改善预应力高强混凝土管桩抗震性能试验研究及数值分析[C]. 第十六届全国混凝土及预应力混凝土学术会议暨第十二届预应力学术交流会论文集. 北京, 2013: 45 − 53.

    Wang Tiecheng, Yang Zhijian, Zhao Hailong, et al. Experimental study and numerical analysis of improving the seismic performance of prestressed high-strength concrete pipe piles [C]. The 16th National Conference on Concrete and Prestressed Concrete and the 12th Conference on Prestressed Academic Exchange Episode. Beijing, 2013: 45 − 53. (in Chinese)
    [10] 过镇海. 混凝土的强度和本构关系-原理与应用 [M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 1999: 9 − 94.

    Guo Zhenhai. Strength and constitutive relation of concrete-principle and application [M]. Beijing: China Building Industry Press, 1999: 9 − 94. (in Chinese)
    [11] 刘永超. 预应力混凝土管桩结构性能研究及新桩型开发 [D]. 天津: 天津大学, 2009.

    Liu Yongchao. Structural performance of prestressed concrete pipe piles and development of new pile types [D]. Tianjin: Tianjin University, 2009. (in Chinese)
    [12] 杜新喜, 胡锐, 袁焕鑫, 等. 混合配筋预应力混凝土管桩抗剪性能试验研究[J]. 工程力学, 2018, 35(12): 71 − 79.

    Du Xinxi, Hu Rui, Yuan Huanxin, et al. Experimental study on shear behavior of prestressed concrete pipe piles with mixed reinforcement [J]. Engineering Mechanics, 2018, 35(12): 71 − 79. (in Chinese)
    [13] 吕志涛, 石平府, 周燕勤. 圆形、环形截面钢筋混凝土构件抗剪承载力的试验研究[J]. 建筑结构学报, 1995, 16(3): 13 − 20.

    Lü Zhitao, Shi Pingfu, Zhou Yanqin. Experimental research on shear capacity of reinforced concrete members with circular and ring sections [J]. Journal of Building Structures, 1995, 16(3): 13 − 20. (in Chinese)
  • [1] 杨志坚, 韩嘉明, 雷岳强, 赵海龙, 胡嘉飞.  预应力混凝土管桩与承台连接节点抗震性能研究 . 工程力学, 2019, 36(S1): 248-254. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2018.04.S048
    [2] 余波, 陈冰, 唐睿楷.  钢筋混凝土梁抗剪承载力计算的概率模型 . 工程力学, 2018, 35(5): 170-179. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2017.01.0075
    [3] 邓明科, 张阳玺, 胡红波.  高延性混凝土加固钢筋混凝土柱抗剪承载力计算 . 工程力学, 2018, 35(3): 159-166. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2016.11.0888
    [4] 郑山锁, 刘巍, 左河山, 董立国, 李强强.  近海大气环境下考虑锈蚀的不同剪跨比RC框架梁抗震性能试验 . 工程力学, 2018, 35(4): 78-86. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2016.12.0985
    [5] 陈津凯, 陈宝春, 刘君平.  钢管混凝土多排多列内栓钉受剪性能 . 工程力学, 2017, 34(6): 178-189. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2016.02.0099
    [6] 邓明科, 马福栋, 李勃志, 梁兴文.  基于修正拉-压杆模型的型钢混凝土深梁受剪承载力分析 . 工程力学, 2017, 34(12): 95-103. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2016.08.0593
    [7] 叶勇, 韩林海, 陶忠.  脱空对圆钢管混凝土受剪性能的影响分析 . 工程力学, 2016, 33(增刊): 62-66,71. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2015.05.S010
    [8] 卢朝辉, 李海, 赵衍刚, 柳世涛, LI Chun-qing.  锈蚀钢筋混凝土梁抗剪承载力预测经验模型 . 工程力学, 2015, 32(增刊): 261-270. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2014.05.S038
    [9] 王 鹏, 周东华, 王永慧, 陈 旭, 李龙起.  腹板开洞钢-混凝土组合梁抗剪承载力试验研究 . 工程力学, 2013, 30(3): 297-305. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2011.07.0472
    [10] 杨旭, 徐亚丰.  剪跨比不同时钢骨-钢管混凝土柱的受剪承载力研究 . 工程力学, 2013, 30(增刊): 263-266. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2012.04.S087
    [11] 郑山锁, 胡 义, 车顺利, 王 斌, 陶清林.  型钢高强高性能混凝土梁抗剪承载力试验研究 . 工程力学, 2011, 28(3): 129-135.
    [12] 李士彬, 张 鑫, 贾留东, 王 欣.  箍筋锈蚀钢筋混凝土梁的抗剪承载力分析 . 工程力学, 2011, 28(增刊I): 60-063,.
    [13] 黄承逵, 曲福来, 徐士弢.  钢筋混凝土不等肢异形柱抗剪承载力研究 . 工程力学, 2009, 26(5): 197-201.
    [14] 陶慕轩, 樊健生, 聂建国, 赵 楠, 李 婷.  型钢混凝土柱-钢桁梁组合节点抗震性能理论分析 . 工程力学, 2009, 26(11): 152-160,.
    [15] 李永华, 桂国庆, 梁安宁, 李思明.  不等肢混凝土异形柱轴压比与配箍特征值关系研究 . 工程力学, 2008, 25(7): 0-158.
    [16] 李俊华, 王新堂, 薛建阳, 赵鸿铁.  型钢高强混凝土短柱的抗剪机理与抗剪承载力 . 工程力学, 2008, 25(4): 0-199.
    [17] 郑建岚, 陈亚亮.  钢纤维掺量和轴压比对预应力扁梁框架力学性能的影响 . 工程力学, 2007, 24(6): 0-067.
    [18] 张国军, 吕西林, 刘伯权.  高强混凝土框架柱的恢复力模型研究 . 工程力学, 2007, 24(3): 0-090.
    [19] 李忠献.  钢筋混凝土分体柱理论与技术 . 工程力学, 2005, 22(S1): 127-141.
    [20] 罗素蓉, 郑建岚, 郑作樵.  钢纤维钢筋混凝土柱的抗剪承载力计算方法 . 工程力学, 2002, 19(6): 78-81.
  • 加载中
图(11) / 表ll (2)
计量
  • 文章访问数:  23
  • HTML全文浏览量:  5
  • PDF下载量:  12
  • 被引次数: 0
出版历程
  • 收稿日期:  2019-04-28
  • 修回日期:  2020-02-19
  • 网络出版日期:  2020-06-01
  • 刊出日期:  2020-06-01

预应力高强混凝土管桩的抗剪性能有限元分析

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S036
    基金项目:  国家自然科学青年基金项目(51808353);辽宁省高等学校创新人才项目(LR2017077);沈阳市中青年科技创新人才支持计划项目(RC180270)
    作者简介:

    杨志坚(1984−),男,江西人,副教授,博士,副院长,主要从事预应力高强混凝土管桩抗震性能研究(E-mail: faemail@163.com)

    通讯作者: 雷岳强(1994−),男,山西人,硕士生,主要从事预应力高强混凝土管桩抗震性能研究(E-mail: 1317003943@qq.com)
  • 中图分类号: TU473.1

摘要: 采用ABAQUS软件,选取适合模型的本构关系,在验证模型正确性的基础上,建立21个预应力高强混凝土管桩有限元模型,考察剪跨比、轴压比、混凝土强度、增配普通钢筋以及预应力筋配筋率等参数对管桩极限抗剪承载力和P−Δ关系曲线的影响。分析结果表明:剪跨比、轴压比、预应力筋配筋率、增配普通钢筋对管桩的抗剪性能有影响,随着构件剪跨比的减小和预应力筋配筋率的增加,管桩的极限抗剪承载力有较大提高;增配普通钢筋后的管桩,与仅配预应力筋的管桩相比,其极限承载力更高,不同剪跨比下的曲线变化规律也与后者基本一致;增加混凝土强度可以提高管桩的抗剪承载力,但P−Δ关系曲线的弹性阶段几乎没有变化;管桩的极限抗剪承载力随着轴压比的提高而增大。

English Abstract

杨志坚, 雷岳强. 预应力高强混凝土管桩的抗剪性能有限元分析[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 200-207. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S036
引用本文: 杨志坚, 雷岳强. 预应力高强混凝土管桩的抗剪性能有限元分析[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 200-207. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S036
Zhi-jian YANG, Yue-qiang LEI. FINITE ELEMENT ANALYSIS OF THE SHEAR BEHAVIOR OF PRESTRESSED HIGH-STRENGTH CONCRENTE PILES[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 200-207. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S036
Citation: Zhi-jian YANG, Yue-qiang LEI. FINITE ELEMENT ANALYSIS OF THE SHEAR BEHAVIOR OF PRESTRESSED HIGH-STRENGTH CONCRENTE PILES[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 200-207. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S036
  • 预应力高强混凝土管桩(prestressed high concrete,PHC管桩)是在预制厂经过张拉预应力、离心成型、常温蒸汽养护、高温高压蒸养形成的空心筒体构件[1],凭借其单桩竖向承载力高、施工技术工业化、施工速度快等诸多优点,被广泛应用于工业与民用建筑、铁路、港口码头等众多工程领域[2],成为我国应用最广泛的桩型之一。

    一直以来,国内外的学者对预应力高强混凝土管桩的性能进行了大量的研究。Seiji等[3-4]通过改变箍筋配筋率、竖向轴力的变化和预应力筋配筋率等参数对PHC管桩进行低周往复试验,研究管桩的抗震性能;Budek等[5]通过对管桩进行水平荷载试验,研究了桩周土对桩的约束,以及箍筋配筋率和缠绕玻璃纤维对管桩抗剪性能的影响;杨志坚等[6]、王铁成等[7]通过低周往复加载试验分析了添加钢纤维、填芯、配置预应力钢筋对提升预应力混凝土管桩抗震性能的影响;唐佳男[8]对新型PHC管桩进行了抗震性能以及承载力大小的试验研究和有限元分析,对地震区预应力混凝土管桩的设计应用提供了参考。

    可以看到,国内外对于管桩的研究主要侧重管桩的抗震性能及桩土作用,对于管桩抗剪承载力研究较少。然而在实际工程中,除了上部结构使得桩基需要承受竖向荷载外,液化土层的侧向流动、软硬土层交界处刚度差异等不利因素,使得桩基还需抵抗地震作用下产生的水平作用[9],当变形较大,剪力超过管桩的抗剪强度时,将会引发工程事故,因此对PHC管桩抗剪性能的研究具有重要意义。采用ABAQUS软件,建立预应力高强混凝土管桩的有限元模型,对其抗剪性能进行分析。

    • 通过有限元软件ABAQUS,对PHC管桩在水平荷载下的抗剪性能进行模拟。构件模拟选取的基础参数为:L=5000 mm,截面外径为400 mm,内径为210 mm,混凝土等级C80,钢筋采用抗拉强度不小于1420 MPa、35级延性的低松弛预应力混凝土用螺旋槽钢棒(PCB-1420-35-L-HG),主要分析了剪跨比(1.00、 1.25、 1.50、 1.75、 2.00),轴压比(0、 0.15、 0.30、 0.45),混凝土强度(60 MPa、 80 MPa、 100 MPa),预应力筋配筋率、增配普通钢筋对管桩抗剪承载力的影响。模型参数汇总见表1

      表 1  模型编号和参数

      Table 1.  Numbers and parameters of specimens

      模型 规格D×t×L/mm 箍筋 预应力筋 普通钢筋 剪跨比λ 轴压比μ fcu/MPa $N_{\rm{u} }^{ {\rm{cal} } } $/kN
      PHC-1 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0 80 623.47
      PHC-2 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.25 0 80 347.12
      PHC-3 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.50 0 80 282.11
      PHC-4 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.75 0 80 236.11
      PHC-5 400×95×5000 4@80 10 7.0 2.00 0 80 425.65
      PHC-6 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0.15 80 791.89
      PHC-7 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0.30 80 932.47
      PHC-8 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0.45 80 1046.93
      PHC-9 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.00 0.15 80 927.31
      PHC-10 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.00 0.30 80 1051.93
      PHC-11 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.00 0.45 80 1154.73
      PHC-12 400×95×5000 4@80 10 9.0 1.00 0 80 743.48
      PHC-13 400×95×5000 4@80 10 10.0 1.00 0 80 812.78
      PHC-14 400×95×5000 4@80 10 11.0 1.00 0 80 872.55
      PHC-15 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.00 0 80 786.35
      PHC-16 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.25 0 80 586.99
      PHC-17 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.50 0 80 463.78
      PHC-18 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 1.75 0 80 382.75
      PHC-19 400×95×5000 4@80 10 7.0 10 12 2.00 0 80 323.50
      PHC-20 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0 60 586.53
      PHC-21 400×95×5000 4@80 10 7.0 1.00 0 100 660.04
      注:D为管桩外径;t为管桩壁厚;L为构件长度;fcu为混凝土强度标准值; $ N_{\rm{u}}^{{\rm{cal}}}$为极限抗剪承载力计算值。
    • 混凝土本构模型选用有限元分析软件ABAQUS中的塑性损伤模型,应力-应变关系采用过镇海[10]提出的混凝土单向拉压本构模型,混凝土受压应力-应变方程表达式如下式:

      $$y{\rm{ = }}\left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {{\alpha _{\rm{a}}}x + (3 - 2{\alpha _{\rm{a}}}){x^2} + ({\alpha _{\rm{a}}} - 2){x^3}}&{{\rm{,}}x \leqslant{\rm{1}}}\\ {\dfrac{x}{{{\alpha _{\rm{d}}}{{(x - 1)}^2} + x}}}&{,x > 1} \end{array}} \right.$$ (1)

      式中: $y = \sigma/{f_{\rm{c}}}^*$ ${f_{\rm{c}}}^*$ 为混凝土的轴心抗压强度; $x = \varepsilon/{\varepsilon _{\rm{c}}}$ ${\varepsilon _{\rm{c}}}$ 为与 ${f_{\rm{c}}}^*$ 对应的峰值压应变。

      钢筋本构采用双线性随动强化模型,满足Von Mises屈服准则,表达式见下式:

      $$\sigma {\rm{ = }}\left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{E_{\rm{s}}}\varepsilon },\quad\quad\quad\quad&{\sigma \leqslant {f_{\rm{y}}}}\\ {k{\rm{(}}\varepsilon - {\varepsilon _{\rm{y}}}{\rm{) + }}{f_{\rm{y}}}},&{\sigma > {f_{\rm{y}}}} \end{array}} \right.\quad\quad\quad\quad\quad\quad\;\;\;$$ (2)

      式中: $k = 0.01{E_{\rm{s}}}$ ${E_{\rm{s}}}$ 为钢筋的弹性模量; ${f_{\rm{y}}}$ ${\varepsilon _{\rm{y}}}$ 为钢筋屈服强度及其所对应的应变。

    • 本模型分为5个部分:预应力钢筋、螺旋箍筋、桩身混凝土、垫块以及加载夹具。其中,桩身混凝土和垫块采用三维实体单元C3D8R。因为钢筋的长细比较大,故其弯、剪、扭力通常可以略去不计,只考虑拉力,所以可以在数值计算中使用“Truss单元”来模拟钢筋,该单元是有着广泛工程应用的杆单元,预应力钢筋和螺旋箍筋采用桁架单元T3D2。

    • 将预应力钢筋和螺旋箍筋组合形成钢筋骨架;将钢筋骨架采用嵌入式区域(Embedded region)约束置入桩身混凝土中;管桩与跨中夹具、管桩与支座垫块采用绑定约束模拟,分析过程中,接触面不再分开;在跨中夹具上端设置参考点RP1和RP2,与接触面进行耦合,对参考点施加位移,加载方式如图1所示。

      图  1  有限元模型

      Figure 1.  Finite element model

    • 支座处通过垫板来施加约束,其中一端为铰接(U2=U3=UR1=UR2=0),一端为固接(U1=U2=U3=UR1=UR2=0),对桩身上端夹具上部参考点采用位移加载。

      预应力通过温度预应力场施加大小,根据公式 $\Delta T = \sigma/(E\alpha )$ 计算预应力钢筋需要降低的温度,钢筋的膨胀系数 $\alpha = 1.2 \times {10^{ - 5}}$ $E$ 为钢筋弹性模量。

    • 为验证模型的正确性,对文献[11]中的单调荷载下的预应力混凝土管桩的抗剪性能试验和文献[12]中混合配筋预应力混凝土管桩抗剪性能试验试件进行模拟,文献[12]中试件有限元破坏形态和试验破坏形态对比如图2所示,其有限元模拟极限状态和试验破坏形态吻合较好,混凝土在剪跨段内产生斜裂缝;有限元和试验对比得到的PΔ图3所示,将文献中试验的抗剪承载力与有限元模拟得到的计算值进行对比,对比结果见表2,试验值和模拟值比值的平均值为0.98,误差在允许范围之内,由此可见所建立的模型可行,可用于对PHC管桩抗剪性能做进一步分析。

      图  2  有限元破坏形态与文献[13]试验破坏比较

      Figure 2.  Comparison between failure modes in FE and test results in literature [13]

      表 2  模拟结果与试验结果比较

      Table 2.  Comparison between simulation and test results

      数据来源 试件编号 规格D×t×L/mm 材料强度 剪跨比 极限抗剪承载力
      fc/MPa fy/MPa fys/MPa fyc/MPa $ N_{\rm{u} }^{ {\rm{cal} } } $/kN $ N_{\rm{u} }^{ {\rm{exp} } } $/kN $ N_{\rm{u}}^{ {\rm{cal} } } $/ $ N_{\rm{u} }^{ {\rm {exp} } } $
      文献[11] PCABP-1 400×80×5000 33.1 1436.4 627.6 1 497.36 474.20 1.05
      PCABP-1.5 400×80×5000 36.5 1436.4 627.6 1.5 316.99 310.30 1.02
      文献[12] PRC-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 401.7 1 1014.04 1082.47 0.94
      PHC-00-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 1.2 808.22 824.36 0.98
      PRC-00-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 401.7 1.2 885.47 861.54 1.03
      PHC-01-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 1.2 967.11 1027.69 0.94
      PRC-01-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 401.7 1.2 1029.59 1101.54 0.93
      PHC-02-01 600×110×4000 50.2 1530.7 417.9 1.2 1012.17 1082.47 0.94
      注:fc为混凝土抗压强度;fy预应力筋屈服强度;fys为箍筋屈服强度;fyc为普通钢筋屈服强度; $ N_{\rm{u} }^{ {\rm{cal} } } $为抗剪承载力计算值; $ N_{\rm{u}}^{ {\rm{exp} } } $为文献中承载力试验值。

      图  3  有限元荷载-位移曲线和文献[13]对比

      Figure 3.  Comparison between finite element load-displacement curves and those in literature [13]

    • 图4为典型构件PHC-1的荷载-位移曲线,在曲线上分别取O点、A点、B点、C点和D点五个点,其中O点未施加荷载,A点为弹性阶段末端,B点为预应力钢筋达到屈服强度进入屈服阶段,C点为峰值荷载点,D点为构件斜截面的剪应力达到最大。曲线分为三个阶段:1) 弹性阶段(OA)。此阶段荷载和位移呈现线性关系,直至A点时,受拉区混凝土达到极限拉应变,开始产生裂缝,弹性阶段结束;2) 弹塑性阶段(AC)。在此阶段,混凝土和预应力钢筋产生较大作用力,随着受拉区域不断延伸,预应力筋承担的拉应力越来越大,达到B点时,预应力筋开始屈服,BC阶段,构件承载力仍有所上升,但由于混凝土的局部破坏,承载力的上升与AB段相比并不显著;3) 下降段(CD)。在此阶段,PHC管桩内的预应力筋达到极限状态被拉断,剪跨段的混凝土也发生剪切破坏,构件失去稳定,加载点挠度明显增加,承载力下降。

      图  4  典型构件的荷载-位移曲线

      Figure 4.  Load-displacement curve of typical component

      图5为PHC-1试件的桩身混凝土应力和应变云图。从图5(a)中可以看出,桩身混凝土的有效预压应力为3.6 MPa~4.0 MPa,计算所得的3.74 MPa在其范围之中。图5(b)所示的为混凝土开裂时的桩身及中截面应力云图,在桩身受拉侧底部的混凝土达到其极限抗拉强度,导致桩身开裂,此时桩身的最大压应力为16.6 MPa;图5(c)是桩身极限状态下的应力,此时,桩身混凝土受拉区已从跨中向两端扩展,预应力钢筋承受大部分拉应力,混凝土的拉应力相比开裂阶段有所减小。从图5(d)中可以看到,跨中范围(虚框)的混凝土应变在1632 με~11960 με,且虚框范围包含了从跨中扩展到剪跨段的区域,表明裂缝主要出现在该区域。从跨中截面应力图还可以看到,随着位移的增大,受拉区域逐渐增大,中和轴从受拉区向受压区靠近。其中,σ11为平行于管桩轴线方向的应力大小。

      图  5  PHC-1桩身混凝土应力及应变云图

      Figure 5.  Stress and strain on pile concrete of PHC-1

      图6为PHC-1试件的预应力钢筋的应力分布云图。从图中可以看到,通过降温法施加预拉应力时,预应力钢筋的初始拉应力为863.8 MPa;施加位移荷载后,受拉区预应力筋应力逐渐增加,桩身混凝土开裂时,受拉区跨中预应力钢筋最大拉应力为903.6 MPa;之后随着位移的持续增大,预应力筋应力达到1425 MPa,进入屈服状态,受拉区域从跨中逐渐向两侧扩展,达到极限状态之后,剪跨段内的预应力筋均已达到屈服极限状态。

      图  6  PHC-1预应力钢筋应力云图

      Figure 6.  Stress contours of prestressed steel bars of PHC-1

    • 对于环形截面构件剪跨比中有效高度的选取参考了文献[13],其有效高度定义为h0=Db,(D为外径,b为壁厚),图7(a)图7(b)分别为PHC管桩和PRC管桩在不同剪跨比下的P−Δ关系曲线,各个试件都呈现了线弹性和非弹性两个不同的受力阶段。各试件的弹性段长度相差较大,从图中可以看到,随着剪跨比增大,P−Δ关系曲线的线弹性区域逐渐变小,塑性区域逐渐变大;各试件的弹性段曲线的斜率也有很大差别,在达到极限抗剪承载力时,所对应的位移随剪跨比增大而增大,其P−Δ关系曲线越平缓,说明其刚度变化越均匀。

      图  7  剪跨比对P−Δ曲线的影响

      Figure 7.  Influence of shear span ratio on P−Δ curve

      随着剪跨比的提高,PHC管桩抗剪承载力减小显著;当剪跨比从1以0.25的级差增大到2时,其抗剪承载力减少率依次为31.73%、18.45%、18.73%、16.09%。当剪跨比不大于1.25时,构件的抗剪承载力下降迅速,剪跨比大于1.25时,抗剪承载力下降幅度开始明显减小,随着剪跨比的增大,试件逐渐由抗剪控制承载力转为抗弯控制承载力大小。

    • 图8为不同预应力筋配筋率下的P−Δ曲线,四个试件模型均呈现出弹性段和弹塑性段两个不同的阶段,各个试件弹性段的斜率基本一致,说明纵筋率对曲线弹性段刚度影响很小。构件的极限抗剪承载力随着预应力钢筋配筋率的提高而增大,钢筋直径从7 mm、9 mm、10 mm、11 mm依次增大时,相较上一级承载力增长率依次为19.25%、9.32%、7.35%,且随着纵筋率的提高,构件达到极限抗剪承载力时所对应的位移在6.5 mm±0.5范围内,说明纵筋率对管桩的位移延性影响较小。

      图  8  ρpreP−Δ曲线的影响

      Figure 8.  Influence of ρpre on P−Δ curve

    • 图9为相同剪跨比下PHC管桩和PRC管桩的抗剪承载力对比。从图中可以看出,当剪跨比从1以级差0.25变化到2时,PRC管桩的抗剪承载力相较上一级分别提高了23.51%、34.11%、30.25%、32.10%、32.99%,承载力增长的幅度在30%左右,说明增配普通钢筋对于提高管桩的抗剪承载力影响显著。从图中可以看出,当剪跨比从1以级差0.25变化到2时,PRC管桩的抗剪承载力相较上一级分别提高了23.51%、34.11%、30.25%、32.10%、32.99%,承载力增长的幅度在30%左右,说明增配普通钢筋对于提高管桩的抗剪承载力影响显著。

      图  9  PHC和PRC荷载对比图

      Figure 9.  Load comparison of PHC and PRC

    • 通过对管桩有限元模型中施加的轴力大小来改变其轴压比μ,得到了试件PHC6~PHC11这一组模型试件的P−Δ关系曲线,分别比较了PHC管桩和PRC管桩在轴压比为0、0.15、0.30、0.45下的抗剪承载力大小。从图10中明显看出,构件的极限抗剪承载力随着轴压比的提高而增大,但其达到极限荷载时的位移却逐渐减小,说明轴压比的提高降低了构件的位移延性,且轴压比对构件初始阶段的刚度影响并不是很大。

      图  10  轴压比对P−Δ曲线的影响

      Figure 10.  Influence of axial compression ratio on P−Δ curve

      当轴压比从0以0.15的级差增大到0.45时,PHC管桩的极限承载力相较上一级依次提高了17.93%、13.43%、9.77%,PRC管桩的极限承载力依次提高27.01%、17.75%、12.27%,可见轴压比对管桩极限承载力影响较大。

    • 图11中可以看到,混凝土强度的提高对PHC管桩模型的弹性阶段的刚度几乎没有影响。在进入弹塑性阶段时,曲线在超过比例极限之后逐渐分离,其极限承载力也各不相同。混凝土强度从60 MPa以级差为20 MPa提高到100 MPa,其极限承载力相较上一级依次提高了6.30%、5.87%,极限承载力所对应的位移依次提高7.39%、5.87%,由此可见,随着管桩桩身混凝土强度的提高,其极限抗剪承载力有所上升,位移延性也逐渐增大。

      图  11  混凝土强度对P−Δ曲线的影响

      Figure 11.  Influence of concrete strength on P−Δ curve

    • 通过对21个PHC管桩有限元模型在不同参数下的抗剪性能分析可知:

      (1) PHC管桩的抗剪承载力计算值和文献中的承载力试验值吻合良好,有限元破坏形态和试验比较基本一致,表明有限元模型可靠,可用作其他参数变量分析。

      (2)外径为400 mm的预应力高强混凝土管桩的荷载-位移曲线可分为弹性阶段、弹塑性阶段、下降段三个阶段。

      (3)随着管桩的剪跨比的增大,其弹性段逐渐减小,塑性段增长,构件的极限承载力也逐渐减小。

      (4)在PHC管桩中增配普通钢筋对于提高管桩的抗剪承载力影响显著;提高混凝土强度和预应力筋配筋率均可提高管桩的抗剪承载力,但混凝土强度对其影响相对较小;管桩的极限抗剪承载力随着轴压比的提高而增大。

参考文献 (13)

目录

    /

    返回文章
    返回