鄧逆濤 陳鋒 郭增強(qiáng) 吳笑雷 唐雯 李宜霖

1.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 鐵道建筑研究所， 北京 100081；2.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 電子計(jì)算技術(shù)研究所， 北京 100081

預(yù)應(yīng)力混凝土管樁具有單樁承載力高、成型質(zhì)量穩(wěn)定、價(jià)格適宜等諸多優(yōu)點(diǎn)，在地基處理工程中得到了廣泛應(yīng)用［1-4］。由于生產(chǎn)、運(yùn)輸和施工等條件的制約，單樁長度受限，在施工中往往需要接樁處理?？煽康倪B接是確保樁身所受荷載有效傳遞的關(guān)鍵，接樁質(zhì)量直接影響著預(yù)應(yīng)力管樁的施工質(zhì)量和承載力水平［2-4］。大量工程實(shí)踐表明，管樁的接頭是整個(gè)樁基礎(chǔ)中最薄弱的環(huán)節(jié)，因此接樁質(zhì)量的控制非常重要。

預(yù)應(yīng)力混凝土管樁主要有兩種接樁方式：焊接連接和機(jī)械連接。焊接連接存在受天氣影響大、焊接質(zhì)量不易保證、工人勞動強(qiáng)度高、施工效率低等缺點(diǎn)［4-5］，在實(shí)際工程中由于接頭焊接質(zhì)量不良而引起的管樁基礎(chǔ)事故并不鮮見。機(jī)械連接相對焊接方式施工便捷，可不受天氣、操作人員技術(shù)水平的影響。目前，機(jī)械連接主要有嚙合式、插銷式、抱箍式等連接方法，其中嚙合式、插銷式接頭由于配件多，加工精度要求高，造成生產(chǎn)和現(xiàn)場施工難度增加；插銷式接頭雖然取消端板節(jié)約了成本，但接頭構(gòu)造抗彎、抗剪性能較差，管樁使用工況受限；抱箍式接頭整體受力性能良好，但當(dāng)前抱箍卡槽多為直角設(shè)計(jì)［6-7］，對端板平面平整度要求高，實(shí)際現(xiàn)場裝配十分困難，為了可靠固定抱箍式接頭還設(shè)置了過多的螺栓連接件，因螺栓連接構(gòu)造要求限制，導(dǎo)致抱箍與固定配件尺寸偏大，制造成本大幅度增加。

基于此，為提高管樁的接樁質(zhì)量和效率，本文提出一種新型抱箍式機(jī)械連接接頭，該接頭采用分段抱箍扣接裝配，實(shí)現(xiàn)接頭整體環(huán)向拉緊連接，且無需在樁身上開孔，不改變既有管樁生產(chǎn)工藝，進(jìn)而解決了現(xiàn)有抱箍式接頭結(jié)構(gòu)優(yōu)化、成本控制和施工可操作性的協(xié)調(diào)統(tǒng)一問題。同時(shí)提出接頭受力計(jì)算模型，通過足尺抗彎性能試驗(yàn)驗(yàn)證新型抱箍式機(jī)械連接接頭是否滿足管樁樁身抗彎承載力要求。

1 新型抱箍式機(jī)械連接接頭設(shè)計(jì)

1.1 接頭結(jié)構(gòu)形式設(shè)計(jì)

新型抱箍式機(jī)械連接接頭采用分段抱箍結(jié)合燕尾槽的連接方式，其設(shè)計(jì)圖見圖1。接頭主要部件包括：①環(huán)形端板。帶有與環(huán)形端板一體的徑向凸出部，端板面部帶有防止扭轉(zhuǎn)的剪切件。②抱箍。沿環(huán)形端板的外周布置在凸出部的外側(cè)，抱箍凹槽的截面構(gòu)造與凸出部的截面形狀相匹配。為了方便施工，抱箍沿環(huán)向分為3 段。抱箍兩端設(shè)有錐形凸起，用以與弧形板連接件裝配。③抱箍連接件。連接件內(nèi)部設(shè)有錐形燕尾凹槽，通過將抱箍凸起插入錐形燕尾凹槽將抱箍與抱箍連接件連接起來。

圖1 新型抱箍式機(jī)械連接接頭

1.2 接頭性能優(yōu)點(diǎn)

新型抱箍式機(jī)械連接接頭設(shè)計(jì)具有如下優(yōu)點(diǎn)：①抗彎、抗剪、抗拉等力學(xué)性能好，可以滿足不同工況使用要求。②配件少，加工精度要求低，且未在既有管樁樁身或端板上開孔，不需改變既有管樁生產(chǎn)工藝，加工制造成本較低。③部件組裝時(shí)對準(zhǔn)要求低，裝配簡單快捷，接頭連接時(shí)間2～3 min，顯著提升施工效率。

1.3 接頭受力模型

管樁的接頭力學(xué)性能需滿足樁身承載力受力要求，管樁的主要受力工況為受彎、受剪和受拉，因此新型抱箍式機(jī)械結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)必須滿足抗彎、抗拉和抗剪承載力要求［8-10］。接頭抗拉受力模型見圖2。

圖2 接頭抗拉受力模型

1.3.1 樁身受拉

樁身受拉工況抱箍式接頭受力模型［圖2（a）］，N1為端板側(cè)壁對抱箍凹槽的壓力；N2為端板斜邊對抱箍斜邊的壓力；N3為管樁外壁對抱箍頂部內(nèi)壁的壓力；f1、f2、f3為抱箍相應(yīng)各壁所受到的摩擦力；F為管樁的受拉荷載，由于抱箍為三段式設(shè)計(jì)，則F/3為單個(gè)抱箍受到的拉力；θ0為端板斜邊傾角；d為端板底面直徑；a為端板斜邊在水平面的投影長度。

由于受拉工況下抱箍側(cè)壁受力較小，可簡化N1= 0、N3= 0，則f1= 0、f3= 0，根據(jù)水平和豎向受力平衡可得

式中：μ為鋼材摩擦面之間的抗滑移系數(shù)

為了分析抱箍及抱箍連接件燕尾卡槽的受力［圖2（b）］，可將軸向受力轉(zhuǎn)化為橫向平面的環(huán)向受力。其中，N2x、N2y為N2在水平和豎直方向的分力；N2x1、N2x2為N2x在水平和豎直方向的分力；f2x、f2y為f2在水平和豎直方向的分力；f2x1、f2x2為f2x在橫向平面水平和豎直方向的分力；P為抱箍兩端燕尾槽斷面在環(huán)向受到的壓力；F1為單個(gè)抱箍在橫向平面xˉ方向上的合力。因此，可得

同理對f2x1積分可得

1）端板/抱箍斜面受壓

式中：σc為端板/抱箍斜面受到壓應(yīng)力；Ac為斜面受壓面積；fc為對應(yīng)牌號鋼材抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

2）抱箍受剪

式中：τ1為抱箍頂部凸起縱截面剪應(yīng)力；Aτ為抱箍頂部凸起受剪縱截面面積；fV1為對應(yīng)牌號鋼材抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

3）抱箍受拉

式中：σt為抱箍橫截面拉應(yīng)力；At為抱箍頂橫截面面積；ft為對應(yīng)牌號鋼材抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

1.3.2 樁身受剪

樁身受剪工況抱箍式接頭受力模型見圖3，抱箍凹槽橫截面剪應(yīng)力計(jì)算式為

圖3 樁身受剪計(jì)算簡圖

式中：τ2為抱箍凹槽橫截面剪應(yīng)力；FQ為樁身受到的剪力；Aτ為凹槽橫截面面積。

1.3.3 樁身受彎

樁身受彎工況抱箍式接頭受力較為復(fù)雜，對其按整個(gè)圓環(huán)進(jìn)行簡化，受力模型見圖4。圖中，F(xiàn)A、FC為鉸支座所受的力；FB、FD為滑動支座所受的力。

圖4 樁身受彎計(jì)算模型

抱箍橫截面應(yīng)力計(jì)算式為

式中：σmax為抱箍橫截面最大正應(yīng)力；M為樁身彎矩；W為樁身自重；Wz為抱箍彎曲截面系數(shù)；L為試驗(yàn)樁樁長；Pc為試驗(yàn)機(jī)施加荷載；d為1/2的加荷跨距。

2 抗彎性能試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)?zāi)康?/h3>

通過對Q235B 和Q345B 兩種不同材質(zhì)的新型抱箍式機(jī)械連接接頭進(jìn)行抗彎力學(xué)性能試驗(yàn)，分析接頭的變形受力特征；驗(yàn)證新型抱箍式機(jī)械連接接頭是否滿足“管樁接頭處極限彎矩不得低于樁身極限彎矩”這一要求。

2.2 試驗(yàn)方案

參考GB 13476—2009《先張法預(yù)應(yīng)力混凝土管樁》中6.4節(jié)的抗彎試驗(yàn)要求，試驗(yàn)方案中設(shè)置長度為1 m 的純彎段，以試驗(yàn)樁機(jī)械接頭的中點(diǎn)處為對稱軸，在距離對稱軸0.5 m 處對稱安裝加載裝置，在距離對稱軸0.3L處分對稱安放支座，管樁接頭的抗彎試驗(yàn)如圖5所示。

圖5 管樁接頭抗彎試驗(yàn)

2.2.1 試驗(yàn)樁制作

為了驗(yàn)證接頭性能同時(shí)滿足A、AB、B、C 型管樁的極限抗彎要求，試驗(yàn)樁采用剛度更大的實(shí)芯鋼管混凝土樁，單根試驗(yàn)樁長度3 m，單根質(zhì)量960 kg。

2.2.2 試驗(yàn)工況

由于抱箍為環(huán)向三等分設(shè)計(jì)，抗彎試驗(yàn)時(shí)接頭擺放方式分別為抱箍連接件處于受拉（工況1）和受壓（工況2）最大的位置。每種工況開展兩種材質(zhì)試驗(yàn)，共計(jì)開展4組試驗(yàn)。

2.2.3 測點(diǎn)布置

1）應(yīng)變片布置。在抱箍和抱箍連接件上沿軸向和環(huán)向布置雙軸電阻應(yīng)變片，應(yīng)變片的具體布置為每塊抱箍的兩端、中心以及抱箍連接件的中心部位，布置位置見圖6。圖中，X表示軸向；Y表示環(huán)向。

圖6 應(yīng)變片布置

2）位移計(jì)布置。在試驗(yàn)樁跨中底部、分配梁荷載傳遞點(diǎn)正下方、樁身兩端支座處正上方分別布置位移傳感器W1、W2、W3、W4 和W5（參見圖5），采集加載過程中試驗(yàn)樁發(fā)生的位移。

2.2.4 抗彎加載程序

1）加載程序

第一步：按AB型管樁抗裂彎矩的20%級差由0加載至抗裂彎矩的100%，達(dá)到AB 型管樁抗裂彎矩；然后分別繼續(xù)加載至100% B 型、C 型管樁抗裂彎矩、100% AB型極限彎矩。

第二步：按B 型管樁極限彎矩的10%級差由90%極限彎矩加載至極限彎矩的100%；然后按B型管樁極限彎矩的5%級差加載至115% B型管樁極限彎矩。

第三步：若接頭無破壞，按C 型管樁極限彎矩的5%的級差繼續(xù)由90%加載至115% C 型管樁極限彎矩。

加載過程中，每級荷載彎矩的持續(xù)時(shí)間為3 min，觀察接頭有無破壞并記錄。

2）分級加載數(shù)值

本次以PHC 400-95 管樁樁身承載力指標(biāo)為參考進(jìn)行的足尺抗彎試驗(yàn)，分級加載荷載見表1。

表1 抗彎分級加載數(shù)值

2.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.3.1 變形規(guī)律

1）接頭宏觀變形規(guī)律

在加載過程中底部抱箍與樁身外壁先出現(xiàn)間隙，隨著荷載持續(xù)增加，接頭底部抱箍與樁身外壁接觸面間隙逐漸加大，間隙沿接頭兩側(cè)向上發(fā)展。加載完成后抱箍與樁身間隙呈底部最大，向樁身頂部延伸遞減的規(guī)律，接頭整體變形情況見圖7。

圖7 加載完成后接頭變形情況

由圖7 可知，加載完成后Q235B 接頭出現(xiàn)了抱箍連接件翹曲現(xiàn)象，而Q345B 接頭部件未發(fā)生明顯變形。整個(gè)加載過程中，變形主要發(fā)生在分段抱箍連接部位，所有固定螺栓均無松動拔出跡象，驗(yàn)證了以燕尾槽為主要受力部件設(shè)計(jì)的合理性。

2）位移變形

各組荷載-跨中位移曲線對比結(jié)果見圖8?？芍航宇^處于工況1 時(shí)的峰值位移均大于工況2。①在荷載施加初期，Q235B 接頭跨中位移呈線性增長，接頭處于彈性工作階段；隨著荷載不斷施加，Q235B 接頭跨中撓度變化速率加快，荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)后曲線斜率降低明顯，跨中位移增長變快，接頭進(jìn)入塑性工作階段。②Q345B 接頭在荷載超過307.04 kN（115% C 型極限彎矩）時(shí)，跨中位移依然呈線性增長趨勢，顯示接頭均處于彈性工作階段。由于已經(jīng)滿足設(shè)計(jì)要求，為防止接頭發(fā)生脆性破壞，當(dāng)加載至341 kN時(shí)，停止加載。

圖8 荷載-跨中位移曲線對比

2.3.2 應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果

1）應(yīng)變結(jié)果

抱箍及其連接件的應(yīng)變發(fā)展曲線分別見圖9、圖10，前期為分級加載得到的應(yīng)變數(shù)據(jù)，1個(gè)標(biāo)記點(diǎn)對應(yīng)1 級荷載下的應(yīng)變；當(dāng)荷載超過307.04 kN 后進(jìn)行連續(xù)加載，因此后期應(yīng)變曲線標(biāo)志點(diǎn)較密。

圖9 抱箍應(yīng)變

圖10 抱箍連接件應(yīng)變

由圖9、圖10可知：

①荷載施加初期接頭各部位的應(yīng)變均成線性增長，應(yīng)變都較??；隨著荷載增加，Q235B 接頭的部件部分位置應(yīng)變增長速率隨之加快，部分應(yīng)變超過超出 ± 1 024 × 10-6（Q235B 鋼材設(shè)計(jì)強(qiáng)度215 MPa 下的應(yīng)變）；當(dāng)荷載超過266.43 kN（100% C 型極限彎矩）時(shí)，Q235B 接頭部分位置應(yīng)變急劇增長，產(chǎn)生較大的塑性應(yīng)變。

②Q345B 接頭從加載開始至266.43 kN 時(shí)，應(yīng)變一直緩慢發(fā)展，且應(yīng)變值較小，最大應(yīng)變 -1 079，未超出 ± 1 525 × 10-6（Q345B 鋼材設(shè)計(jì)強(qiáng)度305 MPa 下的應(yīng)變）。當(dāng)荷載超過266.43 kN 后，Q345B 接頭抱箍應(yīng)變依然呈穩(wěn)定增長趨勢，部分抱箍連接件開始出現(xiàn)應(yīng)變增長速率加快現(xiàn)象；當(dāng)荷載超過307.04 kN 后，部分抱箍連接件應(yīng)變急劇增長，產(chǎn)生較大的塑性應(yīng)變。在加載過程中個(gè)別應(yīng)變片出現(xiàn)應(yīng)變先增大后減小的現(xiàn)象，主要與接頭部件的加工裝配誤差相關(guān)。

由應(yīng)變發(fā)展結(jié)果可得出，Q235B 和Q345B 兩種不同強(qiáng)度的接頭在抗彎試驗(yàn)中，最大應(yīng)變發(fā)生位置與工況1、工況2密切相關(guān)。工況1 最大應(yīng)變位置發(fā)生在接頭底部，即1 號板和3 號板連接件位置處；工況2 最大應(yīng)變位置發(fā)生在接頭中部，即1 號板和3 號板連接件位置處或2號板與3號板連接件位置處。

2）應(yīng)力結(jié)果

由于最大應(yīng)變均出現(xiàn)在抱箍連接件上，將通過試驗(yàn)應(yīng)變結(jié)果計(jì)算所得應(yīng)力與理論計(jì)算應(yīng)力進(jìn)行比對，結(jié)果見表2?？芍?，AB、B、C 型管樁極限彎矩作用下，接頭徑向應(yīng)力試驗(yàn)值與設(shè)計(jì)計(jì)算值基本接近，Q345B新型抱箍式機(jī)械連接接頭的抗彎性能均滿足設(shè)計(jì)要求。荷載較大時(shí)，試驗(yàn)值與設(shè)計(jì)計(jì)算值相差偏大，與理論計(jì)算未考慮裝配誤差和應(yīng)力集中相關(guān)。

表2 徑向應(yīng)力及安全系數(shù)

3 結(jié)論

1）本文提出了新型抱箍式機(jī)械連接接頭的結(jié)構(gòu)形式和樁身受拉、受剪、受彎工況下的接頭受力計(jì)算模型。該接頭具有配件少，加工精度要求低，成本低廉和施工裝配簡單快捷等優(yōu)勢。

2）接頭部件變形由樁身底部向頂部呈遞減規(guī)律。Q235B 接頭在加載后期進(jìn)入塑性工作階段，出現(xiàn)翹曲變形現(xiàn)象。Q345B 接頭在加載過程中基本處于彈性工作階段，加載完成后，接頭各部件未發(fā)生明顯變形。

3）接頭變形和受力與接頭受力工況密切相關(guān)，受拉時(shí)的峰值位移均大于受壓。受拉最大應(yīng)變位置發(fā)生在接頭底部，即1 號板和3 號板連接件處；受壓最大應(yīng)變發(fā)生在接頭中下部，即1 號板和3 號板連接件處或2號板與3號板連接件處。

4）最大應(yīng)變均出現(xiàn)在抱箍連接件上，通過理論計(jì)算和抗彎試驗(yàn)可得，新型抱箍式機(jī)械連接接頭極限抗彎承載力與理論計(jì)算值基本一致，滿足“管樁接頭處極限彎矩不得低于樁身極限彎矩”要求。Q345B 材質(zhì)的新型抱箍式機(jī)械連接接頭具有可靠的連接性能。