U型出筋連接疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點受力性能分析*

薛偉辰 樓小航 胡翔

同濟大學(xué)建筑工程系 上海200092

引言

綜合管廊，是指建造于城市地下，并將市政、電力、通訊、燃?xì)?、給排水等至少兩類以上的管線集于一體的隧道空間。并在管廊內(nèi)部設(shè)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(shè)計、統(tǒng)一建設(shè)和統(tǒng)一管理［1］。

目前綜合管廊的施工方法主要分為現(xiàn)澆和預(yù)制拼裝兩種。與現(xiàn)澆綜合管廊相比，預(yù)制綜合管廊兼具了降低噪音、減少材料浪費、節(jié)能環(huán)保等優(yōu)點?？紤]到管廊整體性、防水性以及建筑工業(yè)化的要求，疊合板式拼裝綜合管廊擁有較好的發(fā)展前景。

預(yù)制疊合板施工工藝是20世紀(jì)90年代在德國應(yīng)用并大量推廣的，因其便于質(zhì)量控制，建造速度快，對環(huán)境污染小，造價較低，減少模板等優(yōu)勢在預(yù)制剪力墻和樓板的使用中得到了廣泛的關(guān)注。21世紀(jì)后，疊合結(jié)構(gòu)體系被引進中國［2］。

對于預(yù)制拼裝綜合管廊來說，采用疊合板拼裝的施工方法，可以將管廊的內(nèi)外墻、頂板、底板拆分為單個預(yù)制構(gòu)件，其中側(cè)壁采用雙面疊合構(gòu)造，頂?shù)装宀捎矛F(xiàn)澆或疊合構(gòu)造［3］，并在現(xiàn)場后澆混凝土，連接可靠，運輸方便，減少了現(xiàn)場支模的時間，降低了施工成本。

從系統(tǒng)查閱的文獻上來看，對于疊合板式拼裝綜合管廊的靜力性能，哈爾濱工業(yè)大學(xué)［2］、山東大學(xué)［4］、湖南大學(xué)［5］等開展了試驗研究；對于節(jié)點的抗震性能試驗研究，僅中冶建工［6］開展了10個L型鋼筋連接疊合板式拼裝綜合管廊節(jié)點的低周往復(fù)荷載試驗，得出疊合節(jié)點和現(xiàn)澆節(jié)點的節(jié)點區(qū)按0.25%的體積配箍率配置箍筋時，可防止節(jié)點發(fā)生剪切破壞，并顯著提高疊合節(jié)點的受彎承載力的結(jié)論。

總體上看，目前對疊合板式拼裝綜合管廊的研究相對薄弱，對于一些關(guān)鍵參數(shù)的影響規(guī)律尚未得到明確結(jié)論。鑒于此，本文擬以哈爾濱某疊合板式拼裝綜合管廊工程為背景，考慮疊合界面的影響，分別建立有腋與無腋的U型出筋連接的疊合板式管廊邊節(jié)點有限元分析模型。在此基礎(chǔ)上開展有限元參數(shù)分析，揭示腋角高度、軸壓比、桁架筋伸入位置等關(guān)鍵參數(shù)對疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點力學(xué)性能的影響。本文的研究成果將為我國疊合板式拼裝綜合管廊的應(yīng)用推廣及相關(guān)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)的編制提供參考。

1 有限元建模

1.1 試驗概況

本文以哈爾濱某疊合板式拼裝綜合管廊工程為背景，基于本文作者所在研究團隊前期開展的疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點低周往復(fù)荷載試驗進行有限元建模［7］。試驗?zāi)Ｐ桶A(yù)制無腋邊節(jié)點試件PTC1和預(yù)制有腋邊節(jié)點試件PTC2，兩者的連接構(gòu)造相同。試件尺寸與構(gòu)造見圖1，管廊節(jié)段長度取桁架筋間距600mm。節(jié)點的側(cè)壁采用雙面疊合板構(gòu)造，底板采用單面疊合構(gòu)造，側(cè)壁外葉板拼縫位置與底板外表面平齊，桁架筋未伸入節(jié)點核心區(qū)?；炷翉姸鹊燃塁40，鋼筋強度等級HRB400。本試驗采用500kN電液伺服作動器施加水平低周反復(fù)荷載，試件加載如圖2所示。

圖1 試件構(gòu)造及尺寸Fig.1 The structure and dimensions of the test piece

圖2 試件加載Fig.2 Loading diagram of specimen

1.2 單元與材料本構(gòu)選取

有限元分析軟件ABAQUS具有豐富的單元庫，主要可分為實體、殼、薄膜、梁、桿、剛體、連接單元和無限元等8種［8］。本文的混凝土采用C3D8R三維八節(jié)點線性縮減積分實體單元，鋼筋采用T3D2三維二節(jié)點桁架單元。

混凝土本構(gòu)采用混凝土塑性損傷CDP模型［8］，CDP本構(gòu)參數(shù)根據(jù)材性試驗的實測值進行設(shè)置。為更好地表現(xiàn)出混凝土材料的塑性損傷特性，在模型中設(shè)置了混凝土材料的拉伸與壓縮損傷系數(shù)。本構(gòu)曲線及損傷系數(shù)均參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB 50010—2010）中的建議曲線計算確定。綜合考慮計算的精確性和分析效率，CDP模型參數(shù)取值見表1。鋼筋本構(gòu)采用理想雙折線彈塑性模型。鋼筋屈服強度和彈性模量均根據(jù)試驗中鋼筋實測力學(xué)性能進行設(shè)置。

表1 混凝土損傷塑性模型損傷參數(shù)Tab.1 Damage parameters of concrete damage plastic model

1.3 關(guān)鍵問題處理

1.疊合界面模擬

新舊混凝土界面的準(zhǔn)確定義是預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)進行數(shù)值模擬的關(guān)鍵。對于疊合板的疊合面部分，考慮桁架筋的存在，可采用綁定（Tie）約束內(nèi)外葉混凝土板的滑移。對于側(cè)壁與底板的拼縫以及側(cè)壁外葉板底端未伸入桁架筋的部分界面，可采用“surface-to-surface（Standard）”來模擬接觸行為，接觸特性由切線方向與法線方向行為構(gòu)成，其中法向行為設(shè)置為“硬接觸”（“hard”contact）；切線行為采用“罰”函數(shù)（penalty）接觸，即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)，參考相關(guān)試驗的成果，可取摩擦系數(shù)為0.8［9，10］。

2.邊界條件和加載方式

有限元模型的邊界條件與試驗條件保持一致，即節(jié)點底部一端為鉸支座，一端為滑動支座。對于加載方式，為了提高有限元分析的計算效率，本文的有限元分析采用了單調(diào)靜力加載方案，但通過鋼筋混凝土的材料損傷模型反映了反復(fù)荷載作用下材料累積損傷的影響。

2 有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果對比

2.1 破壞形態(tài)

試驗結(jié)果表明，邊節(jié)點預(yù)制無腋U型出筋試件PTC1發(fā)生側(cè)壁下端受彎破壞，破壞形態(tài)如圖3a所示，具體表現(xiàn)為內(nèi)葉混凝土壓潰、縱筋外露，同時側(cè)壁伸入節(jié)點的外葉混凝土板剝落，側(cè)壁迎水面縱筋在彎折處被拉斷。邊節(jié)點預(yù)制有腋U型出筋試件PTC2發(fā)生側(cè)壁下端受彎破壞，破壞形態(tài)如圖3b所示，具體表現(xiàn)為側(cè)壁伸入節(jié)點的外葉混凝土板剝落，側(cè)壁迎水面縱筋在彎折處被拉斷。

有限元分析結(jié)果表明，試件側(cè)壁下端混凝土達到極限壓應(yīng)變，鋼筋受拉屈服，底板鋼筋未屈服。且有腋試件反向加載時的腋角鋼筋受拉屈服，破壞形態(tài)為側(cè)壁下端受彎破壞。節(jié)點破壞時的混凝土與鋼筋應(yīng)力云圖如圖4所示，與試驗結(jié)果較吻合。需要說明的是，由于ABAQUS難以模擬荷載-位移曲線的下降段，故本文取節(jié)點試件破壞截面受壓區(qū)應(yīng)變達到極限壓應(yīng)變時認(rèn)為試件發(fā)生破壞。

2.2 骨架曲線

有限元計算的荷載-位移曲線與實測骨架曲線對比如圖5所示，峰值荷載對比見表2。由表2可見，有限元計

圖3 試驗破壞形態(tài)Fig.3 Test failure form

圖4 節(jié)點破壞時應(yīng)力云圖（單位：MPa）Fig.4 Stress contour of mode failure（unit：MPa）

圖5 骨架曲線對比Fig.5 Comparison of skeleton curves

表2 承載力對比Tab.2 Comparison of bearing capacity

3 參數(shù)分析

為研究此類型結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，本文系統(tǒng)分析了軸壓比、腋角高度、桁架筋伸入位置對節(jié)點試件破壞形態(tài)、骨架曲線和承載力的影響。腋角算的承載力與試驗結(jié)果的差異不超過7.4%，說明兩者吻合較好。初始剛度有限元計算結(jié)果較試驗結(jié)果大，這是由于有限元模型忽略了鋼筋與混凝土間的粘結(jié)滑移以及疊合面的相對滑移。該模型可用于U型出筋連接的疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點力學(xué)性能分析。高度的取值參考常見的工程做法，本文腋角高度選取0mm、150mm、200mm、250mm。軸壓比的取值主要考慮綜合管廊淺埋時所受的荷載，埋深5m的管廊側(cè)壁軸壓比約為0.05，埋深12m軸壓比約為0.1［9］，故本文軸壓比選取0、0.05、0.1。對于桁架筋伸入位置，本文選取未伸入節(jié)點核心區(qū)與伸入節(jié)點核心區(qū)。分析參數(shù)與分析計算結(jié)果見表3，其中試件編號命名規(guī)則為S-腋角高度-軸壓比－0／1（0代表桁架筋未伸入節(jié)點核心區(qū)，1代表桁架筋伸入節(jié)點核心區(qū)）。

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

3.1 腋角高度

節(jié)點試驗結(jié)果表明加腋能夠顯著增強管廊節(jié)點的剛度與抗彎承載力，因此本文研究了不同腋角高度對疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點力學(xué)性能的影響。

有限元計算的邊節(jié)點破壞形態(tài)均為側(cè)壁下端受彎破壞。破壞時側(cè)壁下端縱筋屈服，底板縱筋未屈服，反向加載時腋角鋼筋受拉屈服。

圖6 描述了軸壓比為0，桁架筋未伸入節(jié)點核心區(qū)時，邊節(jié)點腋角高度對荷載-位移曲線的影響。加腋能夠提高管廊邊節(jié)點的正反向承載力，且反向承載力提升效果更加明顯。管廊邊節(jié)點從無腋增加到h＝150mm時，正反向平均承載力提升30.3%，腋角高度從150mm繼續(xù)增加至250mm，平均承載力提升14.8%，可見，當(dāng)腋角高度超過150mm后，對邊節(jié)點承載力提升效果并不明顯。

3.2 軸壓比

從有限元分析得到的應(yīng)力、應(yīng)變云圖可以判斷管廊節(jié)點的破壞形態(tài)均為側(cè)壁下端受彎破壞。增大軸壓比延緩了管廊側(cè)壁縱筋的受拉屈服，反向加載時腋角鋼筋受拉屈服。

圖7 描述了腋角高度為150mm，桁架筋未伸入節(jié)點核心區(qū)時，軸壓比對邊節(jié)點荷載-位移曲線的影響。從無軸壓加壓至軸壓比n＝0.05時，正向承載力提升24.0%，反向承載力提升11.6%；加壓至n＝0.1時，正向承載力提升45.1%，反向承載力提升15.4%，可見，軸壓比不超過0.1時，增大軸壓力能夠提高管廊邊節(jié)點的正反向承載力，且對正向承載力提升更加明顯。正向承載力較未伸入核心區(qū)的提升32.6%，反向提升22.6%。桁架筋伸入節(jié)點核心區(qū)將顯著增強邊節(jié)點正反向承載力，這是由于桁架筋伸入節(jié)點核心區(qū)后，外葉板與核心區(qū)粘結(jié)性能較好，伸入節(jié)點核心區(qū)的外葉板不會發(fā)生提早剝落。

3.3 桁架筋伸入位置

桁架筋伸入節(jié)點核心區(qū)后的混凝土與鋼筋應(yīng)力云圖見圖8?？梢?，試件發(fā)生側(cè)壁下端受彎破壞，桁架筋伸入節(jié)點核心區(qū)增大了側(cè)壁下端的縱筋屈服范圍，同時部分底板縱筋屈服，桁架筋腹桿屈服。

圖9 描述了腋角高度為150mm，軸壓比n＝0時，桁架筋伸入位置對荷載-位移曲線的影響。

圖6 腋角高度參數(shù)分析Fig.6 Parameter analysis of haunch height

圖7 軸壓比參數(shù)分析Fig.7 Parameter analysis of axial compression ratio

圖8 試件S-150-0-1應(yīng)力云圖（單位：MPa）Fig.8 Stress contour of specimen S-150-0-1（unit：MPa）

圖9 桁架筋伸入位置參數(shù)分析Fig.9 Parameter analysis of truss reinforcement entry position

4 結(jié)論

1.建立的管廊邊節(jié)點有限元模型在側(cè)向加載下的破壞形態(tài)、骨架曲線和承載力與試驗結(jié)果吻合較好。該模型可用于疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點的受力性能分析。

2.增大腋角高度可以提升邊節(jié)點正反向的承載力，且對反向承載力的提升更加明顯。當(dāng)腋角高度超過150mm后，對邊節(jié)點承載力提升作用并不明顯。

3.側(cè)壁軸壓比不超過0.1時，增大軸壓力能夠提高管廊邊節(jié)點的正反向承載力，且對正向承載力提升更加明顯。

4.將桁架筋伸入邊節(jié)點的節(jié)點核心區(qū)將顯著增強節(jié)點的正反向承載力。