預制拼裝綜合管溝接頭力學試驗與非線性有限元分析

郭俊瓊

(中鐵二院， 四川成都 610031)

?

預制拼裝綜合管溝接頭力學試驗與非線性有限元分析

郭俊瓊

(中鐵二院， 四川成都 610031)

文章通過試驗對預制拼裝綜合管溝接頭抗彎剛度和承載能力等力學特性進行了研究，并運用非線性有限元方法模擬出預應力作用和接觸效應，對試驗結果進行對比和校核。研究表明，預制拼裝綜合管溝接頭力學性能總體較好，破壞形態(tài)為混凝土壓碎，承載能力滿足要求。研究結果可作為后續(xù)設計與規(guī)范的參考。

接頭； 預制拼裝； 力學實驗； 有限元

1 綜合管溝簡介

綜合管溝，即指在城市地下建造一個隧道空間，將市政、電力、通訊、燃氣、給排水等各種管線納入其中，設有專門的檢修口、吊裝口和監(jiān)測系統(tǒng)，實施統(tǒng)一規(guī)劃、統(tǒng)一設計、統(tǒng)一建設和統(tǒng)一管理。

綜合管溝是一種集約化、可持續(xù)性的管線敷設方式。最早出現(xiàn)在1833年的法國，并迅速在西方發(fā)達國家得到推廣應用。經(jīng)過百余年的發(fā)展 ，綜合管溝已成為上述國家最主要的管線建設方式之一。大量工程實踐表明，綜合管溝具有如下顯著優(yōu)點：①避免由于敷設和維修地下管線頻繁挖掘道路而對交通和居民出行造成影響和干擾；②便于各種管線的敷設、增減、維修和日常管理；③保證城市生命線的安全運行，提高管線使用壽命；④綜合利用城市寶貴的地下空間；⑤美化城市環(huán)境，消除視覺污染；⑥提升城市品味，增加土地開發(fā)潛力。

我國現(xiàn)代化的綜合管溝建設開始于1993年，為當時上海浦東新區(qū)張楊路綜合管溝工程。該工程投入使用后取得了良好的經(jīng)濟效益和社會效益。隨后，廣州、深圳、昆明、武漢等地也依據(jù)自身需要紛紛開始了綜合管溝的規(guī)劃和建設。十余年的建設經(jīng)驗在展示綜合管溝顯著優(yōu)點的同時，也充分揭示了目前我國綜合管溝建設中存在的諸多不足，其中建設周期長、建設質量不高、建設期間環(huán)境影響大等問題尤為突出。因此，如何采用先進的建造工藝以縮短建設周期、提高建設質量、降低環(huán)境影響，是推動我國綜合管溝進一步發(fā)展所亟待解決的關鍵問題之一。

迄今為止，我國已建的綜合管溝工程均采用現(xiàn)澆混凝土工藝施工，而國外則普遍采用預制拼裝工藝。預制拼裝工藝是工業(yè)化的混凝土生產(chǎn)方式，從1891年首次應用至今已取得豐富的應用與研究成果，并在土木工程各領域發(fā)揮著不可取代的作用。與現(xiàn)澆混凝土工藝相比，預制拼裝工藝具有如下優(yōu)點：①預制拼裝工藝大部分的施工工序在預制構件廠完成，減少了現(xiàn)場作業(yè)時間，縮短了工期；②預制拼裝工藝采用工廠化的生產(chǎn)流程和質量控制標準，有效地提高了工程建設質量；③預制拼裝工藝無需在工程現(xiàn)場進行大量的混凝土澆筑和養(yǎng)護，降低了對周圍環(huán)境的影響。因此，將預制拼裝工藝應用于綜合管溝建設，并對其結構性能、設計與施工關鍵技術開展試驗研究與理論分析，具有重要的意義和實用價值。

2 試驗設計

2.1 試驗內(nèi)容

本試驗主要研究的內(nèi)容是預制拼裝綜合管溝接頭力學特性，即根據(jù)前期進行的預制綜合管溝整體防滲試驗得到合理預應力值，對接頭試驗中的兩個試件進行預應力筋張拉，并通過對試件的加載試驗，研究在張拉預應力筋下預制拼裝綜合管溝接頭的抗彎剛度和抗彎承載能力。

2.2 試件設計

在這里把預制拼裝綜合管溝接頭力學試驗試件命名為試件JT-P。

試件主要設計參數(shù)如下：

(1)試件采用C40防水混凝土澆筑，防滲等級S6，保護層厚度為50 mm；

(2)試件由2塊300 mm厚混凝土板拼接而成，具體尺寸如圖1所示；

(3)試件在拼縫處設置膨脹橡膠條；

(4)試件的縱向均配置配筋率為0.25 %構造配筋，環(huán)向內(nèi)側配筋率均為0.65 %，環(huán)向跨中外側配筋率均為0.3 %，環(huán)向支座外側配筋率均為0.65 %，如圖2所示。

圖1 試件JT-P構造(單位:mm)

圖2 試件JT-P配筋(單位:mm)

JT-P詳細設計參數(shù)見表1。

試驗中預應力筋的有效預應力值的確定是基于前期進行的預制拼裝綜合管溝整體防滲試驗，以同時保證接縫具有良好的防滲性能和力學性能。

2.3 試驗加載

試驗過程采用單調靜力試驗加載制度，為三分點加載。試驗加載與加載裝置(圖3)。

表1 試件明細

圖3 加載示意(單位:mm)

2.4 測試內(nèi)容

測試內(nèi)容主要包括以下幾項：(1)預應力筋張拉過程中預應力筋的應變；(2)加載點荷載值；(3)拼縫截面曲率；(4)試件跨中撓度；(5)加載過程中預應力筋應變；(6)純彎段縱向普通鋼筋應變；(7)混凝土裂縫開展情況及裂縫寬度。

2.5 測點布置

2.5.1 位移計布置

位移計布置見圖4。

(1)試件前側面跨中沿截面高度方向上布置4個40 mm標距的位移計(壓區(qū)3個，拉區(qū)1個)，共需位移計4個；

(2)試件前側面跨中右側300 mm處沿截面高度方向上布置4個標距100 mm的位移計(壓區(qū)3個，拉區(qū)1個)，共需位移計4個；

(3)試件后側接縫處上、下表面各布置1個200 mm標距的位移計，共需位移計2個；

(4)試件跨中沿寬度方向布置2個豎向位移計，共需位移計2個；

(5)試件每邊支座處布置2個豎向位移計，共需位移計4個。

圖4 位移計布置

2.5.2 應變片布置

應變片布置見圖5。

(1)試件前側面跨中右側150 mm處沿截面高度方向上等間距布置5片80 mm混凝土應變片，共需混凝土應變片5片；

(2)試件后側面和中截面上、下表面距跨中右側150 mm和300 mm處各布置1片80 mm混凝土應變片，共需混凝土應變片8片；

(3)每根預應力筋中點及端點各布置2片鋼筋應變片，共需鋼筋應變片6片。

圖5 應變片布置

3 試驗結果與分析

3.1 試驗過程和試驗現(xiàn)象

按照試驗方案，試驗荷載將由0逐漸增大到600 kN，但實際當荷載增大到550 kN左右時，結構變形過大，處于破壞狀態(tài)，試驗結束。按照荷載的增大過程，試驗共分為三個階段。通過現(xiàn)場觀察，各個階段試驗的主要現(xiàn)象見表2。

表2 試驗主要現(xiàn)象

結構破壞時的圖像見圖6。

圖6 試件JT-P破壞示意

3.2 試驗結果整理與分析

通過試驗，可得荷載-撓度曲線、拼縫彎矩-轉角曲線和預應力筋彎矩-應變曲線(圖7～圖9)。

圖7 荷載-撓度曲線

由圖7知，當荷載在300 kN以下時，結構中央拼縫處的撓度基本呈線性變化，而當荷載超過400 kN后，隨著荷載的增加，撓度開始迅速增大。當荷載加大到520 kN時，結構的撓度達到最大，為22.8 cm。

圖8 拼縫處彎矩-轉角曲線

由圖8知，拼縫處最大轉角為0.14 rad，結構拼縫處彎矩與轉角的關系，可以用3段折線來描述。當彎矩在250 kN·m以下時，轉角增大不多；當彎矩超過250 kN·m之后，轉角的增大開始加快；當彎矩達到325 kN·m左右時，轉角的增大逐漸變?yōu)橐粭l水平的直線，即在彎矩不變的情況下，轉角也持續(xù)增大，顯示此時接縫處已經(jīng)形成塑性鉸。

圖9 拼縫彎矩-預應力筋應變曲線

由圖9看出，拼縫處預應力筋的應變隨著彎矩的增加基本呈線性變化。其初始應變?yōu)閺埨?，結構破壞時的最大應變?yōu)?.02左右。

3.3 試驗結果小結

通過力學試驗中的觀察和試驗數(shù)據(jù)處理可知，預制拼裝綜合管溝接頭結構的極限承載力大致為500 kN左右，破壞形態(tài)為接縫處上端混凝土壓碎，預應力筋未遭到破壞，還可以繼續(xù)承載。試驗結果顯示預應力筋并未充分利用，分析其原因可能是預應力鋼筋處于結構斷面中部接近中和軸位置，受力不是太大。

4 非線性有限元分析

4.1 模型和單元

采用大型有限元分析軟件ANSYS建立管溝接頭的有限元模型。采用ANSYS中有專門的混凝土單元Solid65單元來構建混凝土，其可以用來模擬混凝土的性質，譬如開裂、收縮、徐變、彈塑性等。選用Link8單元，并用約束位移法，來模擬預應力筋的作用。Link8單元承受單向拉力、壓力，并可以模擬鋼材的彈塑性性質。結構中央接縫處，采用CONTA174接觸單元，覆蓋于3D實體元表面，可處理庫倫摩擦和剪應力摩擦。

4.2 材料屬性

材料性能通過澆筑試件并與試驗構件同條件養(yǎng)護，預應力筋的強度通過拉伸試驗確定?；炷羻屋S應力應變關系上升段采用GB 50010-2002《混凝土結構設計規(guī)范》規(guī)定的公式，下降段采用Hongnestad的處理方法，即：

當εc≤εo時，

當εo<εc≤εcu時，

按照規(guī)范計算和規(guī)定分別求得n=2，εo=0.002，εcu=0.0 033，上述曲線可以用一系列數(shù)據(jù)點擬合以便輸入，此處采用多線性等向強化模型MISO模擬。預應力筋的應力應變關系可采用理想彈塑性模型，這里采用雙線性等向強化模型BISO模擬。輸入ANSYS中的材料應力應變關系曲線。

4.3 建立有限元模型

采用分離式位移協(xié)調模型，不考慮預應力筋與混凝土之間的黏結與滑移，建立的結構有限元模型(圖10)。

圖10 有限元模型

以實驗測得的破壞荷載分步施加在梁上，加載位置與實驗相同。求解時設置80個荷載步，分析時考慮材料非線性和幾何非線性。

4.4 有限元計算結果

4.4.1 撓度

計算結束后，結構的豎向撓度(圖11)。

圖11 結構撓度的有限元分析結果云圖

由圖11看出，結構在中央受豎向荷載作用之后，撓度呈對稱分布。其中中央撓度最大，達到19 cm。

有限元分析和試驗實測的荷載撓度曲線對比(圖12)。

圖12 荷載撓度對比曲線

通過對比可以看出有限元計算的荷載撓度曲線與試驗實測的荷載撓度曲線在混凝土進入塑性之前擬合較好。在加載初期，計算值與試驗值基本相同，在混凝土開裂以后，計算值與試驗值開始有差異，相同荷載作用下，ANSYS計算的撓度值小于實測值；到加載末期接近破壞時，二者之間的差異明顯加大，撓度計算值小于實測值。

造成這種差異的原因，可能是因為利用ANSYS進行有限元模擬分析的模型和實際結構存在一定的差異，而且混凝土是一種非均質材料，其材料參數(shù)不易把握，如開裂、閉合時的剪力傳遞系數(shù)等，這使得混凝土的受力模擬，特別是開裂后模擬非常困難，另外試驗結果也受到試驗條件本身的影響，本試驗在試驗過程中為了使支座處保持水平，梁與支座間墊有細砂，因此試驗測得的撓度也受此影響而有偏差。

4.4.2 結構應力

ANSYS計算結束后，結構MISES應力云圖(圖13)。

由圖中可以看出，結構的應力基本呈對稱分布，最大應力在中央拼縫處上端，為50 MPa左右，已超過C40混凝土的抗壓強度，但仍遠小于預應力筋的屈服強度。由此可見，結構的破壞為接頭處上部混凝土壓碎，預應力筋未遭破壞。

4.4.3 結構應變

在ANSYS中通過后處理查看結構延X、Y、Z三個方向的應變(圖14～圖16)。

圖14 結構X方向應變云圖

圖15 結構Y方向應變云圖

圖16 結構Z方向應變云圖

由上述圖示可知，結構X方向應變的最大值為-0.003，Y方向應變的最大值為-0.003 7，Z方向(即軸向)的應變最大，達-0.004 8，發(fā)生在結構中央接縫處的上端。由于應變是受壓為負，且最大應變-0.004 8已超過C40混凝土的受壓極限應變，所以由應變云圖，亦可得知結構的破壞狀態(tài)為混凝土受壓破壞。

5 結論

(1)力學試驗和非線性有限元分析結果大致相符，預制拼裝綜合管溝接頭結構的極限承載能力為500 kN左右，滿足實際工程需求。

(2)結構的破壞狀態(tài)為拼縫處上部混凝土受壓破壞，預應力筋處于彈性狀態(tài)，其承載能力未被充分利用。

(3)結構破壞時變形較大，對接頭處的防滲性能會有不 利影響，在設計中需要予以考慮，采取一定的防滲措施。

[1] GB 50010-2010 混凝土結構設計規(guī)范[S].

[2] GB 50011-2010 建筑抗震設計規(guī)范[S].

[3] GB 50009-2011 建筑結構荷載規(guī)范[S].

[4] 薛偉辰，胡翔，王恒棟. 綜合管溝的應用與研究進展[J]. 特種結構，2005 (3).

[5] 金晶，彭博. 預制綜合管溝拼裝施工技術[J]. 城市道橋與防洪，2007(2).

[6] 劉正其，錢鵬志. 城市綜合管溝的優(yōu)缺點及國內(nèi)建設現(xiàn)狀分析[J]. 科技情報開發(fā)與經(jīng)濟，2009(4).

[7] 王新敏. ANSYS工程結構數(shù)值分析[M]. 北京：人民交通出版社，2007.

郭俊瓊(1986～)，女，碩士研究生，工程師，主要從事房屋結構設計的研究。

TU317+.3

B

[定稿日期]2016-05-05