預(yù)制綜合管廊接頭抗剪性能與等效模擬方法

尚武孝

(中鐵一局集團(tuán)廈門建設(shè)工程有限公司，福建廈門 361000)

為提高城市綜合承載能力，美化城市空間，國內(nèi)許多城市陸續(xù)規(guī)劃修建地下綜合管廊[1-2]。管廊施工多采用明挖預(yù)制拼裝，該技術(shù)以高效、節(jié)能環(huán)保、質(zhì)量穩(wěn)定等優(yōu)勢(shì)，成為綜合管廊施工的主要發(fā)展方向[3-4]。整艙預(yù)制拼裝綜合管廊是一種常用的預(yù)制拼裝綜合管廊結(jié)構(gòu)體系，其特點(diǎn)是在橫截面方向上整體預(yù)制，在縱向上根據(jù)需要?jiǎng)澐殖梢欢ㄩL度的節(jié)段(每段一次預(yù)制成型)，在現(xiàn)場通過預(yù)應(yīng)力筋、螺栓或承插口的形式縱向連接[5-6]。受運(yùn)輸條件和施工工藝的限制，預(yù)制拼裝綜合管廊會(huì)產(chǎn)生大量的拼縫和接頭，造成預(yù)制拼裝式綜合管廊結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性復(fù)雜。另外，接頭的強(qiáng)度、剛度等較管節(jié)體小很多，使其成為管廊結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)[7-9]。

管廊接頭是預(yù)制拼裝綜合管廊工程設(shè)計(jì)、施工中的關(guān)鍵，是影響預(yù)制拼裝綜合管廊結(jié)構(gòu)受力的最主要因素[10]。因此，構(gòu)建更符合工程實(shí)際的管廊接頭計(jì)算模型，對(duì)研究預(yù)制拼裝式綜合管廊的承載力及變形特性具有十分重要的意義。國內(nèi)已有部分學(xué)者針對(duì)綜合管廊接頭的力學(xué)性能和計(jì)算理論進(jìn)行了相關(guān)研究。如王鵬宇等[11]研究了承插式管廊接頭的力學(xué)性能，指出相同荷載下接頭處的應(yīng)力集中區(qū)域較廊體更易發(fā)生破壞，提出了管廊橫向接頭的抗彎承載力以及剛度的理論計(jì)算模型[12]；陳小贊等[13]針對(duì)由兩節(jié)管廊單元組成的管廊模型，借助有限元軟件分析不同工況，對(duì)預(yù)制管廊接頭抗剪和抗彎特性展開探索；余澤[14]采用離散基爾霍夫技術(shù)構(gòu)建新型三角形板單元，研究預(yù)制拼裝式綜合管廊接頭計(jì)算模型；刁鈺等[15]通過建立有限差分模型，對(duì)比分析單艙、雙艙管廊在不同接頭構(gòu)造下管廊接頭滲漏的臨界轉(zhuǎn)角規(guī)律?？傮w來說，管廊接頭力學(xué)性能及計(jì)算方法研究還屬于起步階段，理論尚不成熟。因此，構(gòu)建合理準(zhǔn)確的管廊接頭受力性能實(shí)用分析模型，對(duì)研究預(yù)制管廊接頭受力性能及影響因素具有重要的理論意義及工程實(shí)用價(jià)值。

基于此，以福建省平潭綜合實(shí)驗(yàn)區(qū)地下綜合管廊干線工程為背景，建立典型的預(yù)制拼裝綜合管廊結(jié)構(gòu)接頭抗剪性能三維數(shù)值計(jì)算模型，研究管節(jié)接頭橫斷面剪力鍵和縱向預(yù)應(yīng)力等關(guān)鍵因素對(duì)管廊接頭抗剪性能的影響，并在此基礎(chǔ)上提出管廊接頭剪力鍵等效模擬方法，為大尺度整體管廊結(jié)構(gòu)受力變形性能的高效模擬分析提供技術(shù)支撐。

1 工程概況

平潭綜合實(shí)驗(yàn)區(qū)地下綜合管廊干線工程(一期)第1標(biāo)段全長約2349m，根據(jù)各個(gè)路段入廊管線的種類及容量的差異，共設(shè)置3種綜合管廊斷面。綜合管廊概況如表 1所示，其主體結(jié)構(gòu)采用C45鋼筋混凝土。

表 1 管廊斷面概況

根據(jù)長度不同，預(yù)制管廊每孔跨劃分了10～24個(gè)預(yù)制節(jié)段(標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段長為1.5 m)。一個(gè)典型的預(yù)制綜合管廊節(jié)段由端部節(jié)段A、中間節(jié)段B和中間節(jié)段C三類斷面的預(yù)制管節(jié)連接而成，如圖1所示。各預(yù)制節(jié)段端部橫斷面上設(shè)置剪力鍵(見圖2)，相鄰面凹凸設(shè)置(如圖3所示)，節(jié)段縱向通過預(yù)應(yīng)力筋連接(見圖4、圖5)。

圖1 預(yù)制綜合管廊斷面節(jié)段分類示意(單位：cm)

圖2 預(yù)制節(jié)段橫斷面剪力鍵布置(單位：cm)

圖3 預(yù)制節(jié)段剪力鍵實(shí)物

圖4 C型預(yù)制綜合管廊預(yù)應(yīng)力布置示意(單位：cm)

圖5 預(yù)制綜合管廊預(yù)應(yīng)力斷面(單位：cm)

2 數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模型設(shè)計(jì)

根據(jù)C型、D型綜合管廊標(biāo)準(zhǔn)段的設(shè)計(jì)尺寸及連接方式，采用大型通用巖土有限元程序PLAXIS 3D，分別構(gòu)建預(yù)制C型、D型管廊接頭全尺寸三維有限元模型。其中，C型預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)橫斷面外皮寬7.8 m，高4.6 m，每個(gè)預(yù)制節(jié)段長1.5 m，其他細(xì)節(jié)及剪力鍵設(shè)計(jì)見圖6。

預(yù)制管廊節(jié)段主體結(jié)構(gòu)采用10節(jié)點(diǎn)高階四面體單元。以C型管廊模型為例，共劃分26 596個(gè)單元，59 435個(gè)節(jié)點(diǎn)。管廊結(jié)構(gòu)混凝土材料采用莫爾-庫侖模型模擬，彈性模量取30 GPa，泊松比取0.15，黏聚力取500 kPa，內(nèi)摩擦角取45°。

剪力鍵模擬：①按照剪力鍵的實(shí)際尺寸進(jìn)行三維實(shí)體建模(見圖7(a))；②根據(jù)管廊整個(gè)接頭的剪切力學(xué)行為，采用等效界面進(jìn)行模擬(見圖7(b))。

圖6 C型管廊接頭全尺寸三維數(shù)值模型(單位：m)

在進(jìn)行接頭抗剪性能模擬時(shí)，將模型中一段預(yù)制管節(jié)(管節(jié)A)的所有網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)全部固定，在另一段預(yù)制管節(jié)(管節(jié)B)的外端面施加均布?jí)毫?，以模擬其受到的預(yù)應(yīng)力作用，并對(duì)此段管節(jié)(管節(jié)B)所有節(jié)點(diǎn)施加豎直向下的位移，來模擬兩段管節(jié)之間發(fā)生的剪切相對(duì)位移(如圖8所示)。

圖7 剪力鍵模擬

圖8 施加剪切位移示意

2.2 模擬分析工況

研究預(yù)制綜合管廊接頭抗剪性能的重點(diǎn)在于分析接頭剪力鍵和縱向預(yù)應(yīng)力對(duì)接頭抗剪性能的影響。模擬的5種工況如表 2。

(1)設(shè)置剪力鍵與否對(duì)接頭抗剪強(qiáng)度和抗剪剛度的影響(工況1和工況2)。

(2)縱向預(yù)應(yīng)力大小對(duì)接頭抗剪強(qiáng)度和抗剪剛度的影響(工況2、工況3、工況4)。

(3)提出接頭剪力鍵抗剪性能等效模擬方法，采用等效界面模擬剪力鍵的抗剪效果(工況5)。

觀察組循證護(hù)理健康教育實(shí)施后，生活質(zhì)量的4個(gè)維度及總分低于對(duì)照組，兩組差異有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義（P＜0.05）。見表2。

表2 模擬工況

3 結(jié)果分析

通過計(jì)算分析發(fā)現(xiàn)，雙艙C型管廊接頭與三艙D型管廊接頭的抗剪力學(xué)響應(yīng)規(guī)律基本一致。因此，后續(xù)分析以C型管廊為主，如無特別說明，D型管廊主要用作對(duì)比及驗(yàn)證計(jì)算。

3.1 剪切位移對(duì)接頭抗剪強(qiáng)度的影響

對(duì)接頭兩側(cè)預(yù)制管廊節(jié)段施加0.1 mm的相對(duì)剪切位移，得到不同工況下接頭總剪力隨剪切位移的變化曲線，如圖9所示。

圖9 接頭總剪力隨剪切位移的變化規(guī)律

從圖9可以看出，不論接頭是否設(shè)置剪力鍵，當(dāng)縱向預(yù)應(yīng)力發(fā)生變化時(shí)，各個(gè)不同模擬工況下的接頭總剪力隨剪切位移的變化規(guī)律基本一致，大致可分為三個(gè)階段：①施加剪切位移初期，即接頭兩側(cè)預(yù)制管廊階段的剪切位移相對(duì)較小時(shí)，接頭總剪力隨剪切位移較快速地近似線性增長；②隨剪切位移的增大，接頭總剪力增加速率逐漸減緩，直至接頭總剪力達(dá)到最大；③當(dāng)剪切位移超過一定量時(shí)，接頭總剪力不再隨剪切位移的增加而增大，達(dá)到極限值。

3.2 剪力鍵對(duì)接頭抗剪強(qiáng)度的影響

剪力鍵設(shè)置與否對(duì)接頭抗剪性能的影響曲線如圖10所示。

圖10 剪力鍵設(shè)置與否引起的接頭抗剪性能的差異

由圖10可知，工況1為接頭不設(shè)置剪力鍵的情形，與設(shè)置剪力鍵的工況2以及通過等效界面方法模擬剪力鍵的工況5相比，不設(shè)置剪力鍵時(shí)接頭能承受的極限總剪力顯著減小，大約降低了(3 049-2 710)/3 049=11.1%。這說明設(shè)置剪力鍵可以明顯地改善接頭的抗剪性能，所建立的數(shù)值模型亦很好地反映了這一點(diǎn)。

3.3 預(yù)應(yīng)力對(duì)接頭抗剪強(qiáng)度的影響

管廊預(yù)制節(jié)段縱向通過預(yù)應(yīng)力筋連接，施加預(yù)應(yīng)力后，管廊節(jié)段接頭處受到縱向預(yù)應(yīng)力傳來的法向應(yīng)力，這必將影響管廊接頭的抗剪性能。接頭極限總剪力隨著縱向預(yù)應(yīng)力的變化情況如圖11所示。

圖11 接頭總剪力隨預(yù)應(yīng)力的變化規(guī)律

由圖11可知，接頭總剪力與預(yù)應(yīng)力基本呈線性關(guān)系，若減小預(yù)應(yīng)力，管廊接頭的抗剪能力將顯著降低。例如，當(dāng)預(yù)應(yīng)力從240 kN減小到200 kN時(shí)，接頭總剪力將從3 049 kN降至2 696 kN，降幅(3 049-2 696)/3 049=11.6%，這甚至與前面分析的240 kN預(yù)應(yīng)力下不設(shè)置剪力鍵時(shí)的接頭抗剪力(2 710 kN)相當(dāng)。然而，并不能單純依靠增加預(yù)應(yīng)力來提高接頭抗剪能力，因?yàn)楫?dāng)預(yù)應(yīng)力過大時(shí)，接頭處受到的法向壓力也就越大，可能導(dǎo)致混凝土局部破碎，甚至導(dǎo)致接頭損壞。

3.4 不同工況下的接頭剪切剛度分析

根據(jù)前面的分析，當(dāng)剪切位移在0～0.01 mm范圍內(nèi)時(shí)，接頭總剪力與剪切位移大致呈線性關(guān)系(即該階段接頭處于彈性狀態(tài))。因此，取該段曲線的割線作為接頭剪切剛度，得到各工況下的接頭剪切剛度(如圖12所示)，接頭剪切剛度隨預(yù)應(yīng)力的變化規(guī)律見圖13。

圖12 不同工況下預(yù)制管廊接頭剪切剛度對(duì)比

圖13 接頭剪切剛度隨預(yù)應(yīng)力的變化規(guī)律

從圖12可以看出，不同工況下的接頭剪切剛度有所差異，且接頭剪切剛度對(duì)不同因素的敏感程度也有所不同。相同預(yù)應(yīng)力下(工況1、工況2，預(yù)應(yīng)力為240 kN)，設(shè)置剪力鍵后(工況2)較不設(shè)置剪力鍵(工況1)的接頭剪切剛度略高(工況2較工況1僅高出2.3%)；預(yù)應(yīng)力對(duì)接頭剪切剛度的影響比較顯著，當(dāng)預(yù)應(yīng)力從240 kN分別降至200 kN和160 kN時(shí)，接頭剪切剛度降幅分別達(dá)到9.6%和24.7%，接頭剪切剛度隨預(yù)應(yīng)力的變化同樣近似呈線性關(guān)系(見圖13)。這表明管廊縱向預(yù)應(yīng)力不僅對(duì)接頭剪切強(qiáng)度有顯著影響，而且對(duì)接頭剪切剛度也有重要影響。此外，工況5與工況2的接頭剪切剛度差異約為3.9%，說明在合理的參數(shù)下，等效界面模型除了可以較好地描述接頭剪切強(qiáng)度，還可以比較合理地描述接頭剪切剛度，即通過等效界面模型模擬剪力鍵可行。

3.5 等效界面模擬方法

工況2、工況3和工況4均對(duì)管廊接頭剪力鍵進(jìn)行了三維實(shí)體建模，并在接頭處設(shè)置了接觸面。然而，從剪力鍵設(shè)計(jì)圖以及三維模型圖來看，剪力鍵的尺寸相對(duì)管廊橫斷面來說非常小，劃分網(wǎng)格時(shí)會(huì)因尺寸限制導(dǎo)致此處的網(wǎng)格非常密集，進(jìn)而增加整個(gè)模型的網(wǎng)格數(shù)量，對(duì)于僅針對(duì)一個(gè)接頭進(jìn)行模擬尚可接受，若是進(jìn)行數(shù)十米甚至上百米長管廊的模擬分析時(shí)，如仍采用三維實(shí)體建模的方法，不僅增加建模的難度和耗時(shí)，而且模型總網(wǎng)格數(shù)量必然非常大，導(dǎo)致計(jì)算成本高，效率低，實(shí)用性不佳。

結(jié)合圖10的分析，剪力鍵的作用主要是提升接頭的抗剪能力。因此，考慮采用等效界面單元來模擬剪力鍵的抗剪性能。即在設(shè)置剪力鍵處，不再按其三維尺寸建立實(shí)體模型，而是根據(jù)剪力鍵的截面積在相應(yīng)位置設(shè)置界面單元，通過調(diào)整界面單元的參數(shù)，使得等效界面模型與三維實(shí)體模型獲得相近的抗剪性能。其初始剪切參數(shù)可按照界面兩側(cè)混凝土所取摩擦角的正切值作為摩擦系數(shù)并按比例計(jì)算，初始剛度參數(shù)按經(jīng)驗(yàn)取3×107kPa。然后，以剪力鍵三維實(shí)體模型(工況2)結(jié)果為基準(zhǔn)，反復(fù)調(diào)整等效界面的參數(shù)，直至等效界面模型獲得的接頭極限總剪力及其隨剪切位移的變化規(guī)律與三維實(shí)體模型基本一致。

以本次研究的模型為例，最終確定的等效界面參數(shù)：摩擦角取49.5°，界面剛度取2×107kPa，等效界面模型與三維實(shí)體模型的接頭剪切力學(xué)行為對(duì)比見圖9中的工況2和工況5。不難看出，二者的變化趨勢(shì)和極限值都非常接近，表明此時(shí)的等效界面參數(shù)合理，也說明了采用等效界面模型可以比較合理地模擬剪力鍵接頭的抗剪力學(xué)行為。

4 結(jié)論

依托于福建平潭預(yù)制綜合管廊工程雙艙C型、三艙D型結(jié)構(gòu)，采用PLAXIS3D巖土有限元程序建立預(yù)制管廊接頭精細(xì)化三維數(shù)值模型，深入分析管廊接頭的受力性能及影響因素，并提出合理實(shí)用的管廊接頭等效模擬方法，主要得出以下結(jié)論。

(1)接頭總剪力隨剪切位移的變化規(guī)律大致可分為三個(gè)階段(即較快速線性增長-增長速率逐漸減緩-達(dá)到極限值)；不設(shè)置剪力鍵時(shí)接頭的極限總剪力大約降低了11.1%，可見設(shè)置剪力鍵后，接頭抗剪能力有顯著提升；當(dāng)預(yù)應(yīng)力從240 kN減小到200 kN時(shí)，接頭總剪力降幅在11.6%左右，說明預(yù)應(yīng)力對(duì)接頭抗剪性能十分重要。

(2)相同預(yù)應(yīng)力下，設(shè)置剪力鍵較不設(shè)置剪力鍵的接頭剪切剛度高出2.3%；當(dāng)預(yù)應(yīng)力從240 kN分別降至200 kN和160 kN時(shí)，接頭剪切剛度降幅分別達(dá)到9.6%和24.7%。由此可見，接頭剪切剛度隨預(yù)應(yīng)力的變化近似呈線性關(guān)系，若外部因素導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力降低，將引起接頭抗剪強(qiáng)度降低。

(3)通過等效界面模型結(jié)合合理的界面參數(shù)，可以從剪切強(qiáng)度和剪切剛度兩個(gè)方面比較合理地等效模擬接頭的剪切力學(xué)行為。

(4)針對(duì)實(shí)際工程建立大尺度管廊-土體三維模型時(shí)，可以考慮采用等效界面方法來簡化剪力鍵建模，能夠在基本保證計(jì)算精度的基礎(chǔ)上提高建模和計(jì)算效率。