人字构架预应力装配式RC双柱基础受力性能数值分析

肖 波,段妹男,庞 瑞,刘洋航

(1.国网河南省电力公司经济技术研究院,河南 郑州 450052; 2.河南工业大学 土木工程学院,河南 郑州 450001)

变电站是电网和电力输电系统的重要节点。在国家“双碳”战略背景下,国家电网公司提出了建设资源节约型、环境友好型、工业化(简称“两型一化”)变电站要求,符合电力行业高质量发展方向[1]。变电站设施采用装配式基础,能够实现构件工厂化预制,有效减少环境因素的影响,提升构件的质量和可靠,有利于推动变电站建设的绿色、低碳和可持续发展[2]。

目前针对电力行业工程建设中的装配式基础的研究已取得较多成果。刘观仕等[3]对强风积沙地区输电线塔的金属装配式板条基础进行了下压与水平荷载试验,研究表明该基础处于压弯状态,且水平荷载会削弱其下压极限承载力。王雨婷[4]提出了一种新型输电线塔独立基础,并采用有限元方法研究其受力性能,研究表明在设计荷载下该基础各构件均未屈服。何宇辰等[5]设计了一种GIS设备装配式箱形基础,通过有限元分析其应力和连接节点的承载能力,研究表明该基础刚度良好,应力分布均匀。胡晨等[6]提出了变电站建筑物模块化装配式独立基础的设计方案,通过有限元分析其应力和变形,并与现浇基础进行对比分析,结果表明两者应力和变形无较大差异。

现有研究主要集中于输电线塔、变电站设备和变电站建筑物装配式基础的设计方案以及在单一荷载工况下的受力性能研究,对变电站人字构架采用多柱联合基础的装配式设计方案研究较少,而且人字构架基础在不同工况作用下的受力机理尚不明确。因此,综合考虑基础顶部荷载、加工运输以及施工吊装等因素,提出一种通过预应力筋和抗剪键连接的变电站人字构架预应力装配式钢筋混凝土(RC)双柱基础,并采用ABAQUS有限元程序分析其在不同荷载工况下的受力机理。

1 人字构架装配式基础设计

变电站人字构架结构由人字形构架柱、三角形桁架横梁和附属的钢爬梯避雷针等组成,其中两侧的斜柱设置端撑,从而形成抗侧力体系,并在构架柱中部设置多道横撑。梁与柱采用铰接连接;横撑与人字柱钢管采用刚性连接。变电站人字构架效果图如图1所示。由于双柱基础的占比大且受力形式复杂,因此本文以双柱基础为研究对象。

图1 变电站人字构架效果图

在设计人字构架装配式基础时,根据《变电站建筑结构设计技术规程》[7]选取运行、安装、检修及最低温度工况为承载力极限状态的基本组合,通过Midas Gen软件对比各荷载工况下人字构架柱底的支反力,提取最不利的荷载作为基础顶部作用力。

1.1 现浇基础设计

现浇基础构造及配筋如图2所示。图2中混凝土强度等级为C30,受力钢筋为HRB400钢筋。对基础的抗剪、抗冲切、抗拔以及地基承载力进行验算,其结果均满足规范要求。

(a)现浇基础平面图

(b)1-1剖面图

(c)2-2剖面图

(d)3-3剖面图

1.2 装配式基础设计

综合考虑加工运输、安装施工和界面冲切等因素对基础模块化拆分方案的影响,研发了一种现场干式连接的预应力装配式RC双柱基础。其拆分示意图如图3所示。预制构件主要包括混凝土预制块GJ-1、GJ-2和GJ-3。预应力筋穿连于各预制块之间。

图3 人字构架装配式基础拆分示意图

各预制构件的尺寸和重量见表1。预制构件的尺寸及重量均满足货运要求。预制构件运输进场后,采用中型汽车起重机吊装到位,对齐预应力孔洞,穿插、张拉预应力筋,固定锚具,完成安装。

表1 预制构件尺寸及重量

装配式基础设计的关键取决于模块间关键连接部位的预应力筋和抗剪键设计。依据《混凝土结构设计规范》[8]计算装配式基础连接部位的抗弯承载力,确定预应力筋的直径和数量。依据AASHTO规范[9]计算拼缝处的抗剪承载力并确定抗剪键的尺寸。

2 数值分析模型

2.1 装配式基础数值分析模型

采用ABAQUS有限元程序建立的装配式基础模型如图4所示。模型主要由底部地基土、装配式基础构件、钢筋网和预应力筋锚具组构成。

图4 装配式基础有限元模型

2.1.1 单元类型及本构关系

混凝土和地基土采用C3D8R单元;钢筋采用T3D2单元。为减小土体对模拟结果的影响,土体尺寸在深度方向延伸6 m,在平面方向上取基础尺寸的3倍[10]。混凝土的本构模型采用塑性损伤模型[8];受力钢筋采用双折线模型[11];地基土采用Mohr-Coulomb本构模型[12];预应力钢筋采用理想弹塑性模型。选择10根ФHM9中强度预应力钢绞线施加可靠连接,根据截面积相等的原则将10根钢绞线等效为截面积为707 mm2的预应力筋。

2.1.2 荷载及边界条件

本文模型设置两个静力通用分析步。在第一个分析步中,施加预应力并取0.7倍的极限抗拉强度为张拉控制应力[8]。在第二个分析步中,分别通过参考点RP1和RP2施加基础最不利荷载以及覆土在基础顶面产生的均布荷载和基础自重荷载。通过约束土体表面位移来施加边界条件。对于基础底面,仅约束其Z方向的位移;对于土体侧面,分别约束其沿法线方向的位移。

2.1.3 网格划分及接触关系

根据试件尺寸进行网格划分。土体网格尺寸为500 mm;GJ-1网格尺寸为200 mm;GJ-2网格尺寸为300 mm;GJ-3网格尺寸为160 mm;受力筋和预应力钢筋的网格尺寸为均100 mm。

钢筋网片、预应力筋通过“Embedded region”嵌入至混凝土中。在预制构件的接触面处切割预应力筋。释放预应力筋在X轴方向平动和Y轴方向转动的自由度,并且在预应力筋两端限制其6个方向的自由度,进而模拟预应力筋的受力状态。预制构件接触面之间、装配式基础与土体之间均采用库伦摩擦理论。切向行为指摩擦作用,采用“Penalty”选项,摩擦系数取0.8,法向行为采用“Surface to surface”模拟。

2.2 现浇基础数值分析模型

现浇基础模型的钢筋网通过“Embedded region”嵌入混凝土中。基础与土体的接触关系、约束条件以及外荷载设置方式与装配式基础保持一致。

3 数值模拟结果与分析

对在实际荷载作用下及全过程加载下的基础模型进行受力性能和破坏形态分析,其中实际荷载为作用在基础顶的最不利荷载。全过程加载会使用等比扩大的实际荷载直至基础破坏。

3.1 建模方法验证

在静力作用下,对装配式基础开展数值分析的关键是将预应力施加到预定值。通过本文建模方法,建立文献[13]的试验模型,施加相同的边界条件和荷载条件,以验证本文建模方法的合理性。荷载位移曲线的模拟值与试验值如图5所示。

图5 荷载位移曲线

由图5可知,荷载位移曲线的模拟值与试验值趋势基本一致。在相同荷载下,跨中位移的模拟值小于试验值。当荷载最大时,模拟值的跨中位移约为28.41 mm,试验值的跨中位移约为30.30 mm,二者误差约为6.23%,与试验结果吻合良好,说明本文建模方法具有较好的准确性。

3.2 实际荷载作用

3.2.1 地基应力状态

在基础处于正常使用状态时,地基土剖面应力云图如图6所示。由图6可知,地基应力状态以压应力为主。装配式基础地基土的最大压应力约为40 kPa,其出现在受压柱基础底板的边缘。而现浇基础地基土的最大压应力约为26 kPa,其出现在受压柱基础边缘。两种基础地基压应力的分布情况相差不大,且均小于设计要求的地基承载力特征值,并满足地基土的承载力要求。

(a)装配式基础

(b)现浇基础

3.2.2 混凝土应力状态

装配式基础与现浇基础的混凝土部分应力分布如图7所示。由图7可知,装配式基础在预应力筋锚固端的位置处存在应力集中。该处的压应力小于混凝土抗压强度设计值,为混凝土抗压强度的28%。因预应力筋锚固端有螺纹钢筋,混凝土局部的抗压强度较高,不会出现局部破坏。现浇基础最大压应力出现在受压柱底,压应力为混凝土抗压强度的31%,其余位置处压应力明显小于混凝土抗压强度。因此,两类基础在实际荷载作用下均处于弹性工作阶段。

(a)装配式基础

(b)现浇基础

3.2.3 钢筋应力状态

装配式基础与现浇基础受力钢筋的应力分布如图8(a)、图8(b)所示。在实际荷载作用下,两种基础的受力钢筋均低于屈服应力水平。装配式基础受力钢筋的应力集中在预应力筋端部处,其最大值约为38.67 MPa;现浇基础受力钢筋的应力集中在两柱周围区域,其最大值约为7.05 MPa。基础的端部和中间部位和钢筋受力较小。装配式基础预应力钢筋的应力分布如图8(c)所示。预应力钢筋的拉应力约为864.33 MPa,与设计值接近,且随荷载的增大,其应力几乎未增长,这表明装配式基础的拼缝处未张开。两类基础均处于弹性阶段。

(a)装配式基础受力钢筋应力云图

(b)现浇基础受力钢筋应力云图

(c)装配式基础预应力钢筋应力云图

3.3 实际荷载作用全过程加载

3.3.1 混凝土应力状态

装配式基础与现浇基础混的凝土拉应力分布如图9所示。由图9可知,两种基础的受拉柱角部及受压柱底部受拉区的最大拉应力均大于混凝土抗拉强度标准值,表现为相应部位产生裂缝。装配式基础裂缝主要集中在受压柱的拼缝两侧,并未出现贯穿裂缝,这归功于预应力筋和抗剪键的作用。相比之下现浇基础的受拉区域出现了大量贯穿裂缝。这表明装配式基础拼缝的存在并未对其受力性能产生显著影响,特别是在基础受外荷载较大时,装配式基础的整体性明显优于现浇基础。

(a)装配式基础

(b)现浇基础

(c)装配式基础底板

(d)现浇基础底板

3.3.2 钢筋应力状态

装配式基础与现浇基础的受力钢筋应力分布如图10(a)、图10(b)所示。两种基础的受力钢筋均处于屈服状态。由于装配式基础内置了预应力钢筋,仅受拉柱处的钢筋屈服。相比之下,现浇基础的钢筋在受拉柱和受压柱底部的受拉区均已屈服。装配式基础预应力钢筋的应力分布如图10(c)所示。预应力筋在预制构件的拼缝处存在应力集中,最大应力约为1 735.18 MPa,大于其屈服强度1 270 MPa,说明预应力筋已屈服,基础已发生破坏。

(a)装配式基础受力钢筋应力云图

(b)现浇基础受力钢筋应力云图

(c)装配式基础预应力钢筋应力云图

3.3.3 荷载位移曲线

装配式基础与现浇基础的荷载位移曲线(见图11)分为初始弹性阶段(oa)、曲线过渡阶段(ab)和直线破坏阶段(bc)等3个阶段[14]。在初始弹性阶段,基础顶上拔位移变化量较小,此时混凝土和钢筋共同作用;在曲线过渡阶段,基础顶位移与荷载变化呈非线性关系,每级荷载作用下基础顶位移有增大趋势,此时混凝土开裂;在直线破坏阶段,基础顶位移增量在每级荷载作用下持续增大,钢筋发生屈服,基础被破坏。

在全过程加载前期,基础顶部位移随荷载呈线性变化,装配式基础刚度小于现浇基础;在加载后期,装配式基础的混凝土和钢筋的屈服点均出现在现浇基础之后。装配式基础的钢筋屈服时的荷载为实际荷载的7倍,现浇基础为实际荷载的6倍。结果表明,装配式基础和现浇基础均有较大的安全储备,装配式基础具有良好的受力性能和协调变形能力。

(a)受压柱

(b)受拉柱

3.3.4 预制构件拼缝张开变形状态

装配式基础拼缝的示意图见图12。选取装配式基础控制截面位置处的A、B两点,研究其在实际荷载全过程加载中的拼缝张开变形状态,以预测装配式双柱基础出现拼缝时的荷载值。

预制构件接触应力分布如图13所示。在实际荷载作用下,各基础单元的交界面处于全截面受压状态。拼缝张开变形状态曲线如图14所示。在实际荷载作用下,A、B两点拼缝未张开;在加载至实际荷载的4倍时,基础底板处拼缝开始张开;在钢筋达到屈服强度时,A、B两点拼缝张开宽度为0.21 mm;拼缝继续张开变形至预应力筋屈服,拼缝张开宽度达最大值,约为0.88 mm。说明拼缝处具有较好的传力性能,该装配式基础整体性良好。

图12 装配式基础拼缝示意图(a)B柱(b)A柱图13 预制构件接触应力云图

4 装配式基础极限承载力计算

取装配式基础荷载位移曲线(见图15)中b点对应的荷载为基础极限承载力[14]。其中b1对应的荷载为3 995 kN,b2对应的荷载为5 968 kN。

图14 拼缝张开变形状态曲线(a)抗拔荷载位移曲线(b) 受压荷载位移曲线图15 装配式基础荷载位移曲线

4.1 基础抗拔承载力计算

国内外对开挖回填类扩展基础抗拔稳定性的计算主要采用“土重法”模型[15]。基础抗拔极限承载力由基础自重和抗拔倒锥体范围内的土体重量两部分组成,抗拔承载力公式为

Tu=γs(Vt-V0)+Gf

(1)

(2)

式中:γs为回填土重度;V0为地表下基础混凝土体积;Gf为基础重量;Vt为抗拔倒锥体体积;ht为基础抗拔计算深度;B为基础宽度;α为上拔角。

由模拟结果可知,装配式基础在实际荷载作用下的极限承载力为3 995 kN,根据上述计算得出基础的理论极限承载力为3 458 kN,误差为13.44%,计算值与数值分析结果吻合良好。

4.2 基础受压承载力计算

当基础承受组合荷载时,基础的最终承载能力需考虑组合荷载对地基的影响。本文利用R.Ganesh[16]提出的关于偏心、倾斜、偏心-倾斜基础承载力计算的无量纲折减因子,对单一下压荷载作用下基础的下压极限承载力值进行折减。将其作为组合荷载作用下基础的下压极限承载力,其计算公式为

Q=fa×A′

(3)

fa=fak+ηdγd(D-0.5)+ηbγb(B-3)

(4)

式中:fa为修正后的地基承载力特征值;A′为基础底板与地基土有效接触总面积;fak为地基承载力特征值;ηb、ηd分别为基础宽度和埋深的地基承载力修正系数;γd为基础底面以上土的加权重度;γb为基底以下持力层的天然重度;D为基础埋置深度。

PRF=Q×RF

(5)

(6)

(7)

(8)

式中:PRF为下压极限承载力;RF为折减因子;e为初始偏心距;β为荷载倾斜角;φ为内摩擦角;H为水平荷载;V为竖向荷载。

由模拟结果可知,装配式基础在实际荷载作用下的极限承载力为5 968 kN,根据上述计算得出基础理论极限承载力为5 373 kN,受压承载力计算值与模拟值的误差为9.77%,计算值与数值分析的结果吻合良好。

5 结论

(1)提出的装配式基础具有形状规则、易加工、规格少、易标准化生产等优点。各构件单独预制的方法及安装方式可以推广至变电站建筑物基础模块化施工,进一步促进模块化变电站的建设。

(2)在设计荷载作用下,预应力筋的拉应力与设计值接近,应力几乎未增长。这表明装配式基础拼缝处未张开。装配式基础各构件均未达到屈服条件,其竖向位移和地基反力与现浇基础无较大差异,两类基础均处于弹性阶段。

(3)在全过程加载下,装配式基础混凝土和钢筋的屈服点均出现在现浇基础之后,装配式基础钢筋屈服时的荷载为实际荷载的7倍,现浇基础钢筋屈服时的荷载为实际荷载的6倍,说明装配式基础和现浇基础均有较大的安全储备,而且装配式基础具有良好的受力性能和协调变形能力。

(4)在设计荷载作用下,装配式基础各预制构件交界面处于全截面受压状态,当加载至实际荷载的4倍时,A、B两点的拼缝处开始张开,说明拼缝处具有较好的传力性能。该装配式基础整体性良好。

(5)基于土重法和R.Ganesh理论提出了装配式基础的承载力计算方法。计算值与数值分析结果吻合良好,可较好地应用于变电站构架双柱基础的承载力设计。