薛偉辰 樓小航 胡翔

同濟大學建筑工程系 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、燃氣、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［1］。

目前綜合管廊的施工方法主要分為現(xiàn)澆和預制拼裝兩種。與現(xiàn)澆綜合管廊相比，預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。考慮到管廊整體性、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。

預制疊合板施工工藝是20世紀90年代在德國應用并大量推廣的，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)勢在預制剪力墻和樓板的使用中得到了廣泛的關注。21世紀后，疊合結構體系被引進中國［2］。

對于預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、底板拆分為單個預制構件，其中側(cè)壁采用雙面疊合構造，頂?shù)装宀捎矛F(xiàn)澆或疊合構造［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［2］、山東大學［4］、湖南大學［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，對于一些關鍵參數(shù)的影響規(guī)律尚未得到明確結論。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鍵參數(shù)對疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點力學性能的影響。本文的研究成果將為我國疊合板式拼裝綜合管廊的應用推廣及相關技術標準的編制提供參考。

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)點低周往復荷載試驗進行有限元建模［7］。試驗模型包括預制無腋邊節(jié)點試件PTC1和預制有腋邊節(jié)點試件PTC2，兩者的連接構造相同。試件尺寸與構造見圖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造，底板采用單面疊合構造，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)。混凝土強度等級C40，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荷載，試件加載如圖2所示。

圖1 試件構造及尺寸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。

混凝土本構采用混凝土塑性損傷CDP模型［8］，CDP本構參數(shù)根據(jù)材性試驗的實測值進行設置。為更好地表現(xiàn)出混凝土材料的塑性損傷特性，在模型中設置了混凝土材料的拉伸與壓縮損傷系數(shù)。本構曲線及損傷系數(shù)均參考《混凝土結構設計規(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性能進行設置。

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 關鍵問題處理

1.疊合界面模擬

新舊混凝土界面的準確定義是預制混凝土結構進行數(shù)值模擬的關鍵。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成，其中法向行為設置為“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，參考相關試驗的成果，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荷載作用下材料累積損傷的影響。

2 有限元分析結果與試驗結果對比

2.1 破壞形態(tài)

試驗結果表明，邊節(jié)點預制無腋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。

有限元分析結果表明，試件側(cè)壁下端混凝土達到極限壓應變，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力云圖如圖4所示，與試驗結果較吻合。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)應變達到極限壓應變時認為試件發(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

為研究此類型結構的力學性能，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果較試驗結果大，這是由于有限元模型忽略了鋼筋與混凝土間的粘結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)分析表與計算結果Tab.3 FE model parameters and analysis results

3.1 腋角高度

節(jié)點試驗結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力、應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。