L型出筋連接疊合板式拼裝綜合管廊整體結(jié)構(gòu)受力性能分析*

樓小航 胡翔 薛偉辰

同濟(jì)大學(xué)建筑工程系 上海200092

引言

綜合管廊，也稱共同溝或綜合管溝，是指建設(shè)于城市地下用于集中容納至少兩類市政管線的構(gòu)筑物及其附屬設(shè)施［1］，這些管線包括：電力、通信、給排水、熱力、燃?xì)獾?。按照施工工藝，綜合管廊可分為現(xiàn)澆綜合管廊和預(yù)制拼裝綜合管廊，其中預(yù)制拼裝綜合管廊是指預(yù)制構(gòu)件在工廠澆筑成型，運(yùn)送至施工現(xiàn)場(chǎng)并通過(guò)可靠的連接措施將預(yù)制構(gòu)件連接成整體結(jié)構(gòu)，具有建設(shè)周期短、工程質(zhì)量好、節(jié)能環(huán)保等特點(diǎn)，在我國(guó)具有廣闊應(yīng)用前景。

結(jié)合國(guó)內(nèi)外研究成果和工程應(yīng)用，預(yù)制混凝土綜合管廊按照結(jié)構(gòu)形式可以分為整艙預(yù)制拼裝綜合管廊、預(yù)制槽型拼裝綜合管廊、預(yù)制板式拼裝綜合管廊和疊合板式拼裝綜合管廊四類［2］。其中，疊合板式拼裝綜合管廊是指預(yù)制管廊的側(cè)壁采用雙面疊合板，頂板和底板采用疊合樓板或者現(xiàn)澆板，各部件之間通過(guò)后澆混凝土連接成整體的結(jié)構(gòu)［3］。相比其余4種預(yù)制拼裝綜合管廊，疊合板式拼裝綜合管廊具有較好的整體性和防水性能，是目前應(yīng)用最廣的綜合管廊預(yù)制拼裝體系。

從系統(tǒng)查閱的國(guó)內(nèi)外文獻(xiàn)資料上看，目前關(guān)于預(yù)制拼裝綜合管廊的試驗(yàn)研究相對(duì)較少。國(guó)外，Anil K.Garg等通過(guò)24個(gè)試件的單調(diào)靜力試驗(yàn)，對(duì)整艙預(yù)制拼裝綜合管廊的抗剪性能進(jìn)行了系統(tǒng)的試驗(yàn)研究，結(jié)果表明預(yù)制箱涵結(jié)構(gòu)在節(jié)點(diǎn)處發(fā)生剪切破壞，其開裂荷載值為AASHTO規(guī)定的2倍左右［4］；Mário Pimentel等對(duì)深埋的預(yù)制槽型拼裝箱涵結(jié)構(gòu)在施工期間的受力性能進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，結(jié)果表明頂板土壓力呈不均勻分布，節(jié)點(diǎn)處較大，側(cè)土壓力約為覆土壓力的50%［5］。

國(guó)內(nèi)，2016年，哈爾濱工業(yè)大學(xué)田子玄、姜洪斌首次針對(duì)疊合板式拼裝綜合管廊的力學(xué)性能進(jìn)行了研究，開展了7個(gè)管廊節(jié)點(diǎn)和1個(gè)雙艙整體管廊的單調(diào)靜力試驗(yàn)，分析了不同的配筋方式、不同腋腳高度、不同管廊位置對(duì)疊合板式綜合管廊節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響，試驗(yàn)結(jié)果表明7個(gè)管廊節(jié)點(diǎn)最終均發(fā)生彎剪破壞，預(yù)制節(jié)點(diǎn)試件的受力性能與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)相近［6］；2018年，湖南大學(xué)顏良、易偉建對(duì)疊合板式多艙綜合管廊的靜力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，重點(diǎn)分析了不加腋對(duì)綜合管廊受力性能的影響，現(xiàn)澆和預(yù)制試件的最終破壞形態(tài)均為剪切破壞，但裂縫和承載力均有足夠的安全余量［7］；同年，湖南大學(xué)郭福能、方志等對(duì)疊合板式拼裝綜合管廊的預(yù)制壁板和8個(gè)連接節(jié)點(diǎn)的靜力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，重點(diǎn)分析了節(jié)點(diǎn)角部縱向鋼筋和疊合面對(duì)結(jié)構(gòu)性能的影響，試驗(yàn)結(jié)果表明在設(shè)計(jì)荷載作用下疊合板新舊混凝土界面不會(huì)產(chǎn)生滑移，上部節(jié)點(diǎn)在頂板端部破壞，下部節(jié)點(diǎn)在節(jié)點(diǎn)處發(fā)生彎剪破壞，節(jié)點(diǎn)試件滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的設(shè)計(jì)要求［8］；2019年，中冶建工魏奇科和重慶大學(xué)王宇航等以節(jié)點(diǎn)區(qū)體積配箍率和縱筋錨固長(zhǎng)度為參數(shù)，開展10了個(gè)疊合板式拼裝綜合管廊結(jié)構(gòu)邊節(jié)點(diǎn)和中節(jié)點(diǎn)的抗震性能試驗(yàn)，研究結(jié)果表明邊節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)按照一定的比例配置箍筋時(shí)，可以防止邊節(jié)點(diǎn)發(fā)生剪切破壞，且若邊節(jié)點(diǎn)角部外側(cè)的縱筋長(zhǎng)度小于抗震錨固長(zhǎng)度，可能造成邊節(jié)點(diǎn)發(fā)生縱筋粘結(jié)錨固破壞［9］。2019年，吉林建筑大學(xué)的楊艷敏等為研究底部腋角配置斜向鋼筋的裝配疊合管廊抗震性能，開展了1個(gè)1.5m×1.5m×1m的整體疊合板式拼裝綜合管廊的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)。結(jié)果表明，試件正負(fù)方向的位移延性系數(shù)分別為3.67和3.76，滿足混凝土抗震結(jié)構(gòu)延性系數(shù)大于3的要求［10］。

總體來(lái)看，國(guó)內(nèi)外關(guān)于疊合板式拼裝綜合管廊的研究還比較薄弱，對(duì)于一些關(guān)鍵參數(shù)的影響規(guī)律尚未得到明確結(jié)論。鑒于此，本文擬以景德鎮(zhèn)站前二路的疊合板式拼裝綜合管廊工程為背景，建立考慮疊合界面影響的疊合板式拼裝綜合管廊有限元分析模型，并開展多參數(shù)分析，解釋軸壓比、腋角位置和腋角高度等關(guān)鍵參數(shù)的影響規(guī)律。

1 有限元建模

1.1 試驗(yàn)概況

本文以景德鎮(zhèn)站前二路的疊合板式拼裝綜合管廊工程為背景，基于課題組前期開展的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)進(jìn)行有限元建模［11］。單艙疊合板式拼裝綜合管廊試件PT1足尺模型的幾何尺寸和配筋如圖1所示。疊合板式拼裝綜合管廊的側(cè)壁采用雙面疊合板，頂板則采用疊合樓板，底板與側(cè)壁后澆疊合層一起整澆，節(jié)點(diǎn)采用側(cè)壁外露L型出筋連接構(gòu)造，上部節(jié)點(diǎn)不加腋，下部節(jié)點(diǎn)加腋?；炷翉?qiáng)度C40，鋼筋采用HRB400，試驗(yàn)工作在同濟(jì)大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室2000kN自反力架上進(jìn)行。試驗(yàn)裝置如圖2所示。

1.2 單元和材料的選擇

ABAQUS軟件擁有豐富的單元庫(kù)，本文選用C3D8R單元來(lái)模擬混凝土，它是三維八節(jié)點(diǎn)線性縮減積分實(shí)體單元，在彎曲變形下不容易發(fā)生剪力自鎖，對(duì)于管廊、箱涵等薄壁框架結(jié)構(gòu)的模擬比較有利。鋼筋選用三維桁架單元T3D2，即只計(jì)算軸向拉、壓荷載，不考慮彎矩［12］。

本文選用塑性損傷模型CDP［12］來(lái)模擬混凝土，并使用各項(xiàng)同性損傷結(jié)合各向同性拉伸和壓縮來(lái)模擬材料的非線性行為。綜合考慮計(jì)算的精確性和分析效率，混凝土損傷模型參數(shù)取值見表1。鋼筋本構(gòu)采用理想彈塑性雙折線模型?；炷僚c鋼筋的力學(xué)參數(shù)均根據(jù)材性試驗(yàn)實(shí)測(cè)值進(jìn)行設(shè)置。建立如圖3所示的分析模型。

圖3 有限元分析模型Fig.3 Finite element analysis model

表1 混凝土損傷參數(shù)Tab.1 Concrete damage parameters

1.3 關(guān)鍵問題的處理

1.新舊混凝土界面模擬

新舊混凝土界面的特性是預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬的關(guān)鍵。本文采用“surface-to-surface

（Standard）”來(lái)模擬新舊混凝土的接觸行為，接觸特性由切線方向與法線方向行為構(gòu)成，其中法向行為采用“硬接觸”（“hard”contact）：即接觸表面間隙為0時(shí)，兩接觸面之間可以傳遞壓力，當(dāng)間隙大于0時(shí)，接觸面分離，相應(yīng)節(jié)點(diǎn)的約束解除，界面之間只傳遞壓力，不傳遞拉力；切線行為采用“罰”函數(shù)（penalty）：新舊混凝土之間的剪切力由接觸力產(chǎn)生的界面摩擦力承擔(dān)，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.8［3］。

2.邊界條件和加載方式

整體結(jié)構(gòu)有限元模型的邊界條件與試驗(yàn)條件保持一致，即管廊底部?jī)啥算q接，約束X、Y、Z方向的位移，允許結(jié)構(gòu)在XY平面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)，如圖3所示。對(duì)于加載方式，由于模型單元數(shù)量太多，采用反復(fù)加載的計(jì)算成本高且難以收斂，不便于進(jìn)行大量的參數(shù)分析，故本文采用單調(diào)位移加載近似模擬結(jié)構(gòu)的抗震特性。

2 有限元分析模型試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 破壞形態(tài)對(duì)比

試驗(yàn)所得的破壞形態(tài)為壁板端部受彎破壞，整體管廊中的有腋節(jié)點(diǎn)破壞位置在側(cè)壁腋角變截面處，無(wú)腋節(jié)點(diǎn)破壞位置在側(cè)壁端部。試件的破壞形態(tài)如圖4所示。試件頂板兩端和側(cè)壁兩端的縱筋均已屈服，而底板的縱筋未屈服，塑性鉸主要分布在頂板的兩端和側(cè)壁的兩端。

圖4 試驗(yàn)破壞形態(tài)Fig.4 Test failure mode

圖5 為有限元模擬得到的疊合板式拼裝綜合管廊混凝土與鋼筋的Mises應(yīng)力云圖。有限元分析的破壞形態(tài)為壁板端部受彎破壞，與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，頂板與側(cè)壁縱筋屈服，底板縱筋未屈服，腋角鋼筋屈服。

2.2 骨架曲線對(duì)比

由于試件的正反向受力特性基本相同，本文僅對(duì)正向加載時(shí)荷載-位移曲線的模擬結(jié)果和試驗(yàn)所得的骨架曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示。相應(yīng)承載力的有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比見表2。

由圖6、表2可見，有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好，承載力相差僅為0.16%。有限元模擬的初始剛度比試驗(yàn)值偏大，這可能是因?yàn)橛邢拊Ｐ椭袥]有考慮鋼筋和混凝土的粘結(jié)滑移以及疊合板新舊混凝土疊合面的相對(duì)滑移?？傮w來(lái)說(shuō)，有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值的荷載-位移曲線的變化趨勢(shì)相近，曲線也基本重合。

圖5 混凝土和鋼筋應(yīng)力云圖（單位：MPa）Fig.5 Stress cloud diagram of concrete and steel bars（unit：MPa）

圖6 骨架曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of skeleton curves

表2 承載力的計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Tab.2 Comparison of calculated and tested values of bearing capacity

3 有限元參數(shù)分析

基于模型驗(yàn)證結(jié)果，開展了疊合板式拼裝綜合管廊有限元參數(shù)分析，重點(diǎn)研究了軸壓比、腋角位置、腋角高度對(duì)疊合板式拼裝綜合管廊受力性能的影響，試件參數(shù)與分析結(jié)果見表3。

3.1 軸壓比

為了研究軸壓比對(duì)疊合板式拼裝綜合管廊抗震性能的影響，對(duì)管廊結(jié)構(gòu)在不同軸壓比下的受力性能進(jìn)行了有限元分析。由于綜合管廊大多為淺埋地下結(jié)構(gòu)，上部覆土厚度較小，壁板軸壓比通常在0.1以下［3］。

表3 有限元參數(shù)分析表與計(jì)算結(jié)果Tab.3 FE model parameters and analysis results

從有限元分析得到的應(yīng)力、應(yīng)變?cè)茍D可以判斷管廊的破壞形態(tài)均為壁板端部受彎破壞。增大軸壓比延緩了管廊側(cè)壁縱筋的受拉屈服。破壞時(shí)管廊頂板與側(cè)壁縱筋屈服，底板縱筋未屈服，腋角鋼筋屈服。

圖7 給出了不同軸壓比下試件的荷載-位移曲線。軸壓比基本不改變結(jié)構(gòu)的初始加載剛度。軸壓比越大，試件的承載力越高，承載力與軸壓比基本呈線性關(guān)系；當(dāng)管廊結(jié)構(gòu)頂板的覆土厚度為5m左右（即軸壓比為0.05）時(shí)，其承載力比無(wú)軸壓試件高12.5%；當(dāng)管廊結(jié)構(gòu)頂板的覆土厚度為12m左右（即軸壓比為0.1）時(shí)，其承載力比無(wú)軸壓試件高23.4%。表明當(dāng)管廊埋深不超過(guò)5m時(shí)，可以近似按照軸壓比為0的情況進(jìn)行分析計(jì)算，而當(dāng)管廊埋深超過(guò)5m時(shí)，其承載力和變形有明顯的改變，抗震設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮其上覆土壓力的影響。

圖7 不同軸壓比試件的荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves with different axial compression ratios

3.2 腋角位置

為了分析腋角布置的位置對(duì)管廊抗震性能的影響，分別對(duì)腋角布置在上部節(jié)點(diǎn)、下部節(jié)點(diǎn)、上部節(jié)點(diǎn)＋下部節(jié)點(diǎn)及不加腋等四種情況進(jìn)行了有限元模擬。

有限元計(jì)算的管廊破壞形態(tài)均為壁板端部受彎破壞。整體模型中的有腋節(jié)點(diǎn)破壞位置在側(cè)壁腋角變截面處，無(wú)腋節(jié)點(diǎn)破壞位置側(cè)壁端部。破壞時(shí)側(cè)壁縱筋屈服，加腋的底板或頂板縱筋未屈服，不加腋底板或頂板縱筋屈服，腋角鋼筋屈服。

有限元計(jì)算的不同腋角位置的管廊骨架曲線如圖8所示。腋角位置基本不改變管廊的初始加載剛度。不加腋試件的承載力最低，其承載力計(jì)算值比下部節(jié)點(diǎn)加腋試件低17.6%；管廊四角都加腋試件的承載力最高，其承載力計(jì)算值比下部節(jié)點(diǎn)加腋試件高6.0%，表明腋角鋼筋和混凝土能有效參與結(jié)構(gòu)受力，提高結(jié)構(gòu)的承載力。上部加腋試件的承載力介于不加腋試件和下部加腋試件之間，其承載力比下部節(jié)點(diǎn)加腋試件的承載力低5.8%，表明腋角設(shè)置在下部節(jié)點(diǎn)比設(shè)置在上部節(jié)點(diǎn)更有效。

圖8 不同腋角位置試件的荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curves with different haunch positions

3.3 腋角高度

管廊節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)的結(jié)果表明腋角混凝土及腋角鋼筋能夠增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)角部的抗彎性能，腋角對(duì)于試件的強(qiáng)度、剛度和變形能力有較為顯著影響。因此本文研究了不同腋角高度對(duì)疊合板式拼裝管廊抗震性能的影響。

有限元計(jì)算的管廊破壞形態(tài)均為壁板端部受彎破壞。整體模型中的有腋節(jié)點(diǎn)破壞位置在側(cè)壁腋角變截面處，無(wú)腋節(jié)點(diǎn)破壞位置在側(cè)壁端部。破壞時(shí)側(cè)壁縱筋屈服，頂板縱筋屈服，底板縱筋未屈服，腋角鋼筋屈服。

圖9 給出了不同腋角厚度的管廊試件的荷載-位移曲線。腋角高度基本不影響管廊的初始加載剛度。當(dāng)腋角高度小于壁板厚度的1／2時(shí)，試件的受力性能受腋角高度的影響較大，隨腋角高度增大，試件的承載力上升較明顯；當(dāng)腋角高度大于壁板厚度的1／2時(shí)，承載力上升較為平緩，說(shuō)明腋角高度繼續(xù)增大對(duì)承載力的影響不大。因此，其腋角高度取壁板厚度的1／2左右比較合理。

圖9 不同腋角高度試件的荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves with different haunch heights

4 結(jié)論

1.建立的管廊整體結(jié)構(gòu)有限元模型在側(cè)向加載下的破壞形態(tài)、骨架曲線與承載力和試驗(yàn)吻合較好。該模型可用于疊合板式拼裝綜合管廊的受力性能分析。

2.側(cè)壁軸壓比不超過(guò)0.2時(shí)，結(jié)構(gòu)的承載力隨著軸壓力的增大而增大。

3.腋角設(shè)置在下部節(jié)點(diǎn)比設(shè)置在上部節(jié)點(diǎn)更有助于提高結(jié)構(gòu)的承載力和剛度。

4.增大腋角高度能夠增加管廊的承載力，且腋角高度取壁板厚度的1／2較為合理。