先張法預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土波形板樁抗彎性能的試驗(yàn)研究

胡少偉, 孫岳陽, 范向前

(1.南京水利科學(xué)研究院 材料結(jié)構(gòu)研究所,江蘇 南京 210029; 2.河海大學(xué),江蘇 南京 210024)

先張法預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土波形板樁抗彎性能的試驗(yàn)研究

胡少偉1，2, 孫岳陽1,2, 范向前1

(1.南京水利科學(xué)研究院 材料結(jié)構(gòu)研究所,江蘇 南京 210029; 2.河海大學(xué),江蘇 南京 210024)

先張法預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土波形板樁是一種新型的預(yù)制支護(hù)樁。為了了解這種新型樁的受力特性，采用等效截面法計算其抗裂彎矩以及抗彎極限承載力；通過3塊相同截面、不同預(yù)應(yīng)力筋試件的抗彎性能試驗(yàn)，研究了這種新型板樁的抗彎破壞現(xiàn)象和力學(xué)性能。結(jié)果表明：相同截面下，預(yù)應(yīng)力筋根數(shù)越多，板樁的抗裂彎矩和極限抗彎彎矩越大；試驗(yàn)結(jié)果比等效截面計算的結(jié)果偏大，說明采用等效截面法進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計是可行的，并且結(jié)構(gòu)偏于安全。這也驗(yàn)證了等效截面法的合理性。

波形板樁;等效截面;抗裂彎矩;抗彎極限彎矩

目前，常用的基坑支護(hù)以及護(hù)坡結(jié)構(gòu)主要有現(xiàn)澆鋼筋混凝土灌注樁、鋼板樁和鋼管樁[1]。其中灌注樁需要在現(xiàn)場完成澆注施工，施工工期長，施工成本高；而鋼板樁和鋼管樁因其耐腐蝕性能較差，只能短期使用，不適合用于大型的水利工程中。預(yù)制混凝土樁作為支護(hù)結(jié)構(gòu)，已在碼頭、圍堰、河道等邊坡支護(hù)工程中得到應(yīng)用；但是預(yù)制樁強(qiáng)度低、型號單一、受力性能差，影響了其結(jié)構(gòu)性能。21世紀(jì)初，D.A. KORT首先將預(yù)應(yīng)力應(yīng)用于鋼板樁上進(jìn)行荷載試驗(yàn)，并將試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值分析結(jié)果進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力能提高鋼板樁的整體剛度，從而使樁的屈服荷載顯著增加[2]。

先張法預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土波形板樁(簡稱“波形板樁”)既是預(yù)制混凝土樁又是預(yù)應(yīng)力構(gòu)件，近幾年從東南亞國家引進(jìn)，是一種新型的支護(hù)樁，具有擋土面積大、抗彎和抗剪性能強(qiáng)、經(jīng)濟(jì)效益好、施工工期短、施工工藝先進(jìn)等優(yōu)點(diǎn)。波形板樁采用“U”形截面，如圖1所示，單樁擋土面長度為1.0～1.5 m，大大提高了結(jié)構(gòu)剛度，在保證受力性能的同時降低了結(jié)構(gòu)配筋率。史展等將波形板樁和其他類似支護(hù)樁型進(jìn)行了對比，從實(shí)際應(yīng)用出發(fā)，總結(jié)了混凝土板樁碼頭在內(nèi)河軟基上應(yīng)用的優(yōu)越性以及需要改進(jìn)的問題[3]。張后禪首次對混凝土波形板樁進(jìn)行了初步的理論分析，并總結(jié)了相應(yīng)的施工方法[4]。波形板樁不同于矩形樁與管樁，研究起步比較晚，目前，國內(nèi)外有關(guān)波形板樁的試驗(yàn)研究尚不多見，為彌補(bǔ)此缺陷，本文采用波形板樁截面等效原理，通過理論計算與實(shí)際試驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究了波形板樁的抗彎性能。

圖1 波形板樁圖

1 波形板樁結(jié)構(gòu)設(shè)計方法

1.1 截面等效轉(zhuǎn)化

波形板樁的截面形狀類似于“U”形，截面的上翼緣和下翼緣主要承擔(dān)抗彎承載力，截面腹板主要承擔(dān)抗剪承載力，如果按照“U”形截面計算承載力，則計算過程較為復(fù)雜，需通過截面等效方法來簡化計算?！癠”形截面的受力特點(diǎn)和“工”形截面的受力特點(diǎn)類似，可將截面形式換算成力學(xué)性能相對接近的“工”形截面，則需要確定“工”形截面的上下翼緣寬度、上下翼緣厚度、腹板寬度以及截面高度。為保證截面內(nèi)鋼筋保護(hù)層厚度和截面有效高度相等，假設(shè)“U”形截面的高度、上下翼緣厚度分別和“工”形截面的高度、上下翼緣高度相等。計算抗彎承載力時，還需要保證“U”形截面和“工”形截面的剛度相等以及截面面積相等。等效截面結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 截面等效示意圖

圖2結(jié)構(gòu)中等效截面的等效計算式為：

2hfbf+(h-2hf)b=A，

(1)

(2)

h=Hu，

(3)

hf=hu。

(4)

試驗(yàn)中板樁“U”形截面寬度為1 000 mm，高度為450 mm，上翼緣寬度為440 mm，上下翼緣厚度為120 mm，截面面積為177 500 mm2，截面慣性矩為3.505×109mm4，通過計算，等效“工”形截面尺寸如圖3所示(圖中單位為mm)。

圖3 等效“工”形截面尺寸圖

1.2 力學(xué)性能計算

計算波形板樁的承載力時，可以按照等效后的“工”形截面(圖3)計算，預(yù)應(yīng)力筋在截面內(nèi)的位置不變，混凝土保護(hù)層厚度不變。

1.2.1 抗裂彎矩計算

依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)[5]，預(yù)應(yīng)力混凝土波形板樁樁身抗裂彎矩計算公式為：

Mcr=[(σce+γftk)]W0。

(5)

式中：Mcr為樁身抗裂彎矩；σce為樁身截面混凝土有效預(yù)壓應(yīng)力，板樁預(yù)應(yīng)力中鋼筋預(yù)應(yīng)力損失主要考慮張拉錨具變形、鋼筋內(nèi)縮、混凝土蒸汽養(yǎng)護(hù)、預(yù)應(yīng)力鋼筋的應(yīng)力松弛以及混凝土收縮和徐變；有效預(yù)壓應(yīng)力的計算主要參考文獻(xiàn)[5]中的相關(guān)規(guī)定；γ為混凝土截面抵抗矩塑性影響系數(shù)；ftk為樁身混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；W0為板樁換算截面受拉邊緣的彈性抵抗矩。

1.2.2 正截面抗彎承載力計算

當(dāng)?shù)刃Ь匦螒?yīng)力圖[5]的混凝土受壓區(qū)高度x在等效“工”形截面的下翼緣中時，即∑σpiApi≤α1fcbfhf，則樁身正截面抗彎彎矩計算式為：

Mu=∑σpiApi(hi-x/2)。

(6)

式中：Mu為樁身正截面抗彎彎矩；σpi為第i排預(yù)應(yīng)力鋼筋的實(shí)際應(yīng)力值；bf為等效“工”形截面上翼緣寬度；Api為第i排預(yù)應(yīng)力鋼筋的截面積；hi為第i排受拉預(yù)應(yīng)力鋼筋距離混凝土受壓區(qū)外邊緣的距離；i為截面所配的預(yù)應(yīng)力鋼筋排數(shù)；α1為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，取0.98；fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度；x為等效矩形應(yīng)力圖[5]的混凝土受壓區(qū)高度，按式(7)計算確定，

α1fcbfx=∑σpiApi。

(7)

當(dāng)?shù)刃Ь匦螒?yīng)力圖[5]的混凝土受壓區(qū)高度x不在等效“工”形截面的下翼緣中時，即∑σpiApi>α1fcBhf，則樁身正截面抗彎彎矩計算式為：

Mu=∑σpiApi(hi-xt/2)。

(8)

式中xt為受壓區(qū)混凝土重心至受壓區(qū)外邊緣的距離，按式(9)計算確定，

(9)

式中x按式(10)確定，

α1fc[bx+(bf-b)hf]=∑σpiApi。

(10)

按上述公式計算時，混凝土受壓區(qū)高度應(yīng)符合下列條件：

x≤ξbh0，

(11)

(12)

x≥2a′。

(13)

式中:ξb為相對界限受壓區(qū)高度；h0為截面有效高度，即受拉區(qū)各層鋼筋合力點(diǎn)至截面受壓邊緣的距離；β1為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，取0.78；εcu為非均勻受壓時的混凝土極限壓應(yīng)變，取0.003 3；fpy為預(yù)應(yīng)力筋的抗拉強(qiáng)度設(shè)計值；Es為預(yù)應(yīng)力筋彈性模量；σp0為受拉區(qū)縱向預(yù)應(yīng)力筋合力點(diǎn)處混凝土法向應(yīng)力為零時的預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力;a′為受壓區(qū)縱向筋合力點(diǎn)至截面受壓區(qū)邊緣的距離。

當(dāng)x<2a′時，板樁正截面抗彎彎矩按式(14)計算,

Mu=fpy∑Api(hi-a′)。

(14)

2 波形板樁試驗(yàn)概況

2.1 試件參數(shù)

本次試驗(yàn)所用的3塊波形板樁均由江蘇金源管業(yè)有限公司提供，截面寬度均為1 000 mm，高度均為450 mm，根據(jù)預(yù)應(yīng)力筋的不同可分為A、AB和B型3類，A型波形板樁在上下翼緣分別布置6根直徑為10.7 mm的預(yù)應(yīng)力鋼棒，AB型波形板樁在上下翼緣分別布置6根直徑為12.6 mm的預(yù)應(yīng)力鋼棒，B型波形板樁在上下翼緣分別布置8根直徑為12.6 mm的預(yù)應(yīng)力鋼棒。具體截面如圖4所示，參數(shù)見表1。

圖4 波形板樁截面圖(單位：mm)

序號高度/mm厚度/mm寬度/mm長度/mm板型預(yù)應(yīng)力筋橫向筋直徑/mm有效預(yù)壓應(yīng)力/MPa145012010006000A12@10.7mm85.20245012010006000AB12@12.6mm86.95345012010006000B16@12.6mm88.88

本次試驗(yàn)的波形板樁預(yù)應(yīng)力筋均為PC鋼棒，其幾何特性、力學(xué)性能及張拉控制力見表2，混凝土材料性能參數(shù)見表3。

表2 預(yù)應(yīng)力主筋幾何特性、力學(xué)性能及張拉控制力

表3 混凝土力學(xué)性能

通過前面1.2節(jié)的內(nèi)容以及波形板樁截面尺寸及材料參數(shù)，計算試驗(yàn)所用的A、AB和B3種型號的波形板樁的抗裂彎矩和極限彎矩值，結(jié)果見表4。

表4 波形板樁抗裂彎矩、極限抗彎彎矩計算值

2.2 試驗(yàn)方案設(shè)計

2.2.1 加載方案

波形板樁的抗彎試驗(yàn)參考《先張法預(yù)應(yīng)力混凝土管樁》(GB 13476—2009)[6]中相關(guān)規(guī)定，采用簡支梁對稱加載裝置，通過100 t油壓千斤頂利用分配梁進(jìn)行對稱加載，支座間距為4 m，分配梁支座間距為1 m，加載示意圖如圖5所示。

圖5 抗彎試驗(yàn)加載裝置

圖5中:1為分配梁鉸支座墊板；2為分配梁固定鉸支座；3為分配梁滾動鉸支座；4為分配梁；5為波形板樁；6為支墩鉸支座墊板；7為滾動鉸支座；8為固定鉸支座；9為支墩；10為測撓度用位移計。

波形板樁彎矩采用式(15)進(jìn)行計算,

(15)

式中：M為抗彎彎矩；W為板樁重量；L為板樁長度；P為千斤頂荷載；a為1/2加荷跨距，本次試驗(yàn)中取0.5 m。

抗彎試驗(yàn)加載方案采用分級加載,步驟如下。

第一步：按抗裂彎矩的20%的級差由零加載至抗裂彎矩的80%，每級荷載的持續(xù)時間為3 min；然后按抗裂彎矩的10%的級差繼續(xù)加載至抗裂彎矩的100%，每級荷載的持續(xù)時間為3 min，觀察是否有裂縫出現(xiàn)，測定并記錄裂縫寬度。

第二步：如果在達(dá)到100%抗裂彎矩時未出現(xiàn)裂縫，則按抗裂彎矩的5%的級差繼續(xù)加載至裂縫出現(xiàn)。每級荷載的持續(xù)時間為3 min，測定并記錄裂縫寬度。

第三步：按抗彎承載力設(shè)計值的5%的級差繼續(xù)加載至出現(xiàn)以下所列極限狀態(tài)的檢驗(yàn)標(biāo)志之一為止。

1)受拉區(qū)混凝土裂縫寬度達(dá)到1.5 mm；

2)受拉鋼筋被拉斷；

3)受壓區(qū)混凝土破壞；

4)撓度超過設(shè)計最大撓度。每級荷載彎矩的持續(xù)時間為3 min，觀測并記錄各項(xiàng)讀數(shù)。

2.2.2 測點(diǎn)布置

為了獲得波形板樁截面在加載過程中的應(yīng)變以及中性軸的位置變化情況，選取板樁跨中以及加載點(diǎn)下2個截面，由于截面的對稱性，取半邊截面共布置8個應(yīng)變片(編號分別為1-1,1-2,…,1-8)，分別位于板樁截面底部、上下翼緣與腹板的交界處、腹板內(nèi)外側(cè)中間位置，上翼緣上下表面的中部，如圖6所示。試驗(yàn)過程中各應(yīng)變片的數(shù)據(jù)通過DH3816靜態(tài)應(yīng)變采集儀電測獲得。

圖6 應(yīng)變測點(diǎn)布置圖

試驗(yàn)時為了得到波形板樁的撓度情況，并且進(jìn)行對比分析校核，在板樁的跨中布置一個位移計，位移計的量程不小于100 mm，測量精度為0.01 mm，位移數(shù)據(jù)的采集通過靜態(tài)應(yīng)變采集儀電測，可以隨時調(diào)出每級荷載下的荷載-撓度曲線。

3 試驗(yàn)過程及結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)過程

綜合3塊波形板樁的加載過程和破壞形態(tài)，3塊波形板樁的破壞形式均為抗彎破壞，從加載至破壞主要經(jīng)歷3個階段：

1)彈性階段。在施加荷載初期，混凝土未開裂，波形板樁處于彈性狀態(tài)，混凝土與預(yù)應(yīng)力鋼棒之間協(xié)同工作良好。

2)裂縫產(chǎn)生階段。隨著荷載的增加，當(dāng)A型波形板樁的荷載增加到194 kN左右、AB型波形板樁的荷載增加到220 kN左右時，在板樁底部，加載點(diǎn)附近最先產(chǎn)生細(xì)微裂縫。當(dāng)B型板樁荷載增加到288 kN左右時，在板樁底部，跨中附近最先產(chǎn)生細(xì)微裂縫。

3)裂縫開展階段，直至破壞。隨著荷載持續(xù)增加，在加載點(diǎn)與跨中的純彎段區(qū)域出現(xiàn)新的裂縫，原有的裂縫不斷向上發(fā)展，裂縫寬度也持續(xù)增大。當(dāng)A型板樁的荷載增加到302 kN、AB型板樁的荷載增加到407 kN、B型板樁的荷載增加到510 kN時，波形板樁受拉區(qū)混凝土的最大裂縫寬度達(dá)到1.5 mm，標(biāo)志著波形板樁達(dá)到其抗彎極限承載力。以AB型板樁為例，最終破壞時的裂縫分布如圖7所示，底部受拉區(qū)混凝土裂縫如圖8所示。

圖7 AB型波形板樁裂縫分布圖

圖8 AB型波形板樁極限狀態(tài)樁身裂縫

3.2 試驗(yàn)結(jié)果與計算結(jié)果對比

表5列出了3種樁型的抗裂彎矩和極限彎矩的實(shí)測值、計算值以及二者的比值。通過計算得出，抗裂彎矩實(shí)測值與計算值的比值平均值為1.13，極限彎矩試驗(yàn)值與計算值的比值平均值為1.16?？傮w上抗裂彎矩和極限彎矩的試驗(yàn)值比計算值大，工程上按理論計算值作為設(shè)計值進(jìn)行設(shè)計是可行的。如果控制一塊矩形板樁和波形板樁截面面積相等、截面寬度相等、材料用量和參數(shù)相等，比較它們的極限承載力知，波形板樁的承載力比矩形板樁的要高很多。

3.3 彎矩-跨中撓度曲線

圖9為A型、AB型和B型波形板樁抗彎試驗(yàn)過程中典型的彎矩-跨中撓度曲線。

圖9 彎矩-跨中撓度曲線

從圖9中可以看出：試驗(yàn)開始階段，3種型號的波形板樁均處于彈性狀態(tài)，跨中撓度隨彎矩的增長基本呈線性關(guān)系；當(dāng)彎矩達(dá)到開裂彎矩時，即A型波形板樁彎矩達(dá)到140 kN·m左右，AB型波形板樁彎矩達(dá)到160 kN·m，B型波形板樁彎矩達(dá)到210 kN·m左右時，它們的彎矩-撓度曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)；隨著荷載的繼續(xù)增加，跨中撓度增長速度加快，呈現(xiàn)塑性變化；最終達(dá)到極限彎矩時，A型波形板樁的跨中撓度為14.9 mm，AB型波形板樁的跨中撓度為13.9 mm，B型波形板樁的跨中撓度為12.9 mm，均小于規(guī)范中規(guī)定的撓度限值[6]，即計算跨度的1/200，對于本次試驗(yàn)的3塊波形板樁來講，計算跨度的1/200即為20 mm。

一般梁的受彎破壞有2種破壞模式[7]：一種為一般彎曲破壞，另一種為彎曲劈裂破壞。2種破壞模式的典型荷載-撓度曲線如圖10所示。

圖10 試件彎曲破壞下典型荷載-撓度曲線

由圖9結(jié)合圖10可以看出，本次試驗(yàn)中的3塊波形板樁的抗彎破壞屬于一般彎曲破壞。由圖10(a)可知，荷載初期oa段，混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變大體呈線性關(guān)系；混凝土開裂后，由于樁身中預(yù)應(yīng)力鋼棒的存在，能較好地抑制裂縫的發(fā)展，板樁的剛度變化不大；但是隨著荷載的增加，鋼棒開始承受較大的拉力，板樁撓度增長速率加快，裂縫也向板樁上翼緣迅速發(fā)展，但荷載仍然可以繼續(xù)增加；b點(diǎn)對應(yīng)的荷載為極限荷載，此時應(yīng)該對應(yīng)板樁的受壓區(qū)混凝土被壓潰，受拉鋼棒屈服；但本次試驗(yàn)中以波形板樁裂縫最大寬度達(dá)到1.5 mm為達(dá)到抗彎極限承載力的標(biāo)準(zhǔn)，說明3塊波形板樁達(dá)到極限荷載時處于圖10(a)中的ab段，實(shí)際試驗(yàn)過程中受壓區(qū)混凝土未達(dá)到極限壓應(yīng)變，還可以繼續(xù)加載。

3.4 彎矩-應(yīng)變曲線

圖11、圖12和圖13分別為A型、AB型和B型板樁加載點(diǎn)截面彎矩-應(yīng)變曲線，圖中2-1、2-2、2-6、2-8為應(yīng)變片編號。

圖11 A型板樁加載點(diǎn)截面彎矩-應(yīng)變曲線

圖12 AB型板樁加載點(diǎn)截面彎矩-應(yīng)變曲線

圖13 B型板樁加載點(diǎn)截面彎矩-應(yīng)變曲線

從圖11—13中可以看出，在加載初期，3種波形板樁加載點(diǎn)截面下翼緣的混凝土均受拉，上翼緣混凝土均受壓，受拉和受壓應(yīng)變隨彎矩的增長基本呈線性關(guān)系；隨著彎矩的增加，A型板樁的裂縫在加載點(diǎn)附近截面的下翼緣混凝土中出現(xiàn)，裂縫周圍的混凝土的應(yīng)變曲線有一個下降的過程，如圖11和圖13中的2-1應(yīng)變曲線，明顯出現(xiàn)一個拐點(diǎn)；AB型板樁的裂縫同樣在加載點(diǎn)截面的下翼緣出現(xiàn)，應(yīng)變片由于受拉出現(xiàn)損壞，在混凝土開裂時，混凝土的拉應(yīng)變?yōu)?00～300 με；當(dāng)裂縫產(chǎn)生后，波形板樁下翼緣頂部混凝土的應(yīng)變隨著彎矩的增大迅速增大，如圖中的2-2應(yīng)變曲線，而3種型號波形板樁的上翼緣始終受壓，應(yīng)變隨彎矩變化依然呈線性關(guān)系；彎矩繼續(xù)增加，加載點(diǎn)截面的中性軸不斷上移，板樁下翼緣底部的混凝土受拉應(yīng)變開始變小，受拉狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭軌籂顟B(tài)，如圖中的2-6應(yīng)變曲線；接近破壞時，加載點(diǎn)以及跨中截面的中性軸均上移至波形板樁的上翼緣處，在整個加載過程中，波形板樁的上表面的混凝土始終受壓，并未出現(xiàn)壓潰的現(xiàn)象，壓應(yīng)變均未達(dá)到1 000 με，且均未達(dá)到混凝土的極限壓應(yīng)變。

圖14—16分別為A型、AB型和B型板樁跨中截面彎矩-應(yīng)變曲線。

圖14 A型板樁跨中截面彎矩-應(yīng)變曲線

圖15 AB型板樁跨中截面彎矩-應(yīng)變曲線

圖16 B型板樁跨中截面彎矩-應(yīng)變曲線

由圖14—16中可以看出，跨中截面彎矩-應(yīng)變曲線變化趨勢基本和加載點(diǎn)截面的相當(dāng)，因?yàn)椴捎脤ΨQ加載時，兩個加載點(diǎn)之間屬于純彎段，加載點(diǎn)之間的截面彎矩相等。

4 結(jié)語

1)試驗(yàn)結(jié)果與通過等效“工”形截面計算的結(jié)果基本吻合，抗裂彎矩試驗(yàn)值比理論計算值平均提高了13%，極限彎矩試驗(yàn)值比理論計算值平均提高了16%，結(jié)構(gòu)設(shè)計時采用該等效辦法是可行的，且偏于安全。

2)波形板樁的抗彎試驗(yàn)過程與典型的梁的抗彎試驗(yàn)過程類似，隨著荷載的繼續(xù)增加，中性軸的位置不斷上移，在接近破壞的時候，中性軸基本都上移至上翼緣中。在整個加載過程中，板樁的上表面的混凝土始終受壓，且均未達(dá)到其混凝土的極限壓應(yīng)變。

3)根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知，B型板樁的預(yù)應(yīng)力鋼棒最粗且數(shù)量最多，其抗裂彎矩和抗彎極限彎矩也最大，破壞時的跨中撓度最小，工程中可靈活選用合理的樁型。

[1] 黃志全,李宣,王安明，等．鄭州市某建筑深基坑監(jiān)測[J]．華北水利水電大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版)，2014，35(1)：51-55．

[2] KORT D A.The transfer matrix method applied to steel sheet pile walls[J].International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics,2003,27(6):453-472.

[3] 史展,林農(nóng),鄭惠成．混凝土板樁碼頭在內(nèi)河軟基上的應(yīng)用[J]．江蘇水利，2002(7)：16-17,20．

[4] 張后禪.U形預(yù)應(yīng)力混凝土板樁[J].中國水利,2010(21):67-67.

[5] 中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范：GB 50010—2010[S].北京:中國建筑工業(yè)出版,2010.

[6] 中國國家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會.先張法預(yù)應(yīng)力混凝土管樁：GB 13476—2009[S].北京:中國計劃出版社,2009.

[7] 鄭山鎖,陶清林,胡義，等．型鋼高強(qiáng)高性能混凝土梁抗彎性能試驗(yàn)研究[J]．工程力學(xué)，2013，30(3)：140-145．

ExperimentalStudyontheBendingBehaviorsofFirstTensioningPrestressedHighStrengthConcreteCorrugatedSheetPile

HU Shaowei1,2, SUN Yueyang1,2, FAN Xiangqian1

(1.Materials & Structural Engineering Department, Nanjing Hydraulic Research Institute, Nanjing 210029, China;2.Hohai University, Nanjing 210024, China)

The first tensioning prestressed high strength concrete corrugated sheet pile is a new type of precast pile. To understand mechanical properties of this new type of pile, the cracking bending moment and bending ultimate bearing capacity were calculated by equivalent section method. According to the bending performance test of three test pieces with same cross section and different prestressed reinforcement, the bending failure phenomenon and mechanical properties of this new type of sheet pile was researched, and the equivalent section method was proved to be reasonable. The results indicate that in the case of equal section areas, the bigger the area and the more the numbers of prestressed steel bars, the cracking bending moment and bending ultimate bearing capacity are greater. The test results are larger than the calculation results by equivalent section method. It is feasible to use this method to design structure and the result is in an over-conservative numeric value.

corrugated sheet pile; equivalent section; cracking bending moment; ultimate bending moment

杜明俠)

TV331;TU473

A

1002-5634(2017)06-0009-07

2017-06-03

國家杰出青年科學(xué)基金項(xiàng)目(51325904)；國家重大科研儀器研制項(xiàng)目項(xiàng)目(51527811)；國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51309163,51409162,51679150)；水利部公益性行業(yè)專項(xiàng)經(jīng)費(fèi)項(xiàng)目(201501035)。

胡少偉(1969—),男,河南杞縣人,教授級高級工程師,博導(dǎo),博士,從事工程損傷斷裂、組合結(jié)構(gòu)等方面的研究。E-mail:hushaowei@nhri.cn。

10.3969/j.issn.1002-5634.2017.06.002