基于整体模型的预制拼装综合管廊节段接头抗弯性能分析

2020-01-03张晓曦丁思盼夏樟华叶世集林上顺

水利与建筑工程学报 2020年6期

张晓曦，丁思盼，夏樟华，叶世集，林上顺

(1.福建省永富建设集团有限公司，福建福州 350002；2.福州大学土木工程学院，福建福州 350116；3.福建工程学院土木工程学院，福建福州 350118)

地下综合管廊能够有效避免路面反复填挖，影响交通出行与市民生活的情况，有效解决“马路拉链”“空中蜘蛛网”“城市看海”[1-3]的问题，近年来管廊采用了多种多样的装配技术，如分块预制拼装[4-5]、节段预制拼装[6-8]、叠合式预制拼装[9-14]等。与现浇综合管廊相比，预制拼装综合管廊的主要问题为节段与节段间存在接缝，其接缝位置的变形情况显得尤为重要，严重时则会导致地下水、地下土壤以及腐蚀物质进入廊体内部，影响管廊使用寿命。目前，陈小赞等[15-16]对综合管廊接头的力学特性与承载性质进行相关研究，对双舱综合管廊进行抗弯与抗剪特性的数值分析，分析预应力对其力学特性的影响。陈智强[17]、胡翔等[18]依托于上海世博会园区的地下综合管廊工程，对预制综合管廊的受力性能包括接头模型的受力情况等。刘芳等[19]通过ABAQUS有限元软件对含有拼装接头的预制节段与整体节段进行静力试验的模拟，并对拼装节段提出结构上的优化建议。李荣华等[20]利用FLAC3D有限差分方法模拟土工布对填土沉降的防护以及土工格栅的构造因素对外部荷载作用下的管廊防护进行研究。为研究管廊节段接头抗弯性能，本文以平潭某管廊工程为背景，建立与实际工程相符的预制综合管廊整体节段模型，对预制拼装综合管廊节段接头模型进行受力性能研究，通过综合管廊接头的挠度、接缝底部张开量、接头处变形等数据进行分析。

1 有限元模型

1.1 工程概况

该综合管廊工程采用单舱截面形式，为矩形截面，位于平潭综合实验区金井湾组团内的如意湖片区，路线围绕如意湖水体布设，整体长度约为5.413 km。综合管廊净截面尺寸为宽3.2 m、高3.4 m。预制综合管廊节段的整体尺寸为宽3.9 m、高4.1 m、长2.0 m。顶底板及腹板壁厚均为0.35 m。在管廊内侧的四周处设有腋角，腋角尺寸为0.25 m×0.25 m，在腋角处设有圆波纹管，用于通过预应力钢绞线，以便于预制节段间的连接，具体管廊整体尺寸如图1所示。

该管廊工程采用预应力筋与承插式接头相结合的方式作为接头形式，既利用了承插式接头的两道密封防水措施,又借助纵向连接钢筋,形成了工作面压缩胶圈密封与纵向串接压缩结合,能够较好地满足抗渗密封以及受力要求。采用这种接头形式的管廊,应在其腋角位置预留纵向连接筋的孔道与锚固孔,管廊施工时穿入纵向连接筋并张拉锚固,约束锁紧各管廊形成整体。

图1 管廊尺寸图(单位：cm)

1.2 有限元建模

1.2.1 管廊节段的建立

ABAQUS有限元软件具有强大的前、后处理能力，可以通过拉伸、切削等方式对所建立的实体进行二次加工，对于管廊节段而言，首先通过拉伸创建一个长4 100 mm、宽2 000 mm、高3 900 mm的立方体，其次通过创建切削中的拉伸工具，绘制节段内侧截面并进行切削。最后复制该模型，将管廊节段分为承口节段与插口节段，分别按照承插口尺寸及深度对模型进行切削与拉伸。至此，综合管廊建立完成的模型以及加载示意图如图2所示。

图2 管廊节段

1.2.2 MPC约束

由于该管廊工程采用无粘结预应力钢绞线进行连接。故钢绞线与混凝土间没有粘结作用，不适合采用Embeded的方式将钢绞线与混凝土进行约束，故采用MPC的方式进行约束，MPC(Multi-Point Constraints，MPC)即多点约束。由于预应力钢绞线在腋角处进行锚固，故腋角区域的锚垫板与预应力钢绞线之间属于刚性连接。将预应力钢绞线的端点设置为控制点，将腋角区域设置为刚性约束区域。

1.2.3 网格划分

在整体管廊模型中由于腋角的存在，与上一章中的模型类似，若按照默认的网格划分方式(见图3(a))，模型中将会出现不规则的网格。必须对部件进行拆分，再设置对应的网格类型。首先对管廊的四个腋角处进行分割，管廊整体模型被分割为8个区域。其次将四个腋角区域所采用的网格单元形状为楔形，使用扫掠网格划分技术。其他区域采用六面体网格单元，使用结构化网格划分技术(见图3(b))。

1.2.4 接触方式

该整体管廊模型采用承插式接头，在接头处的接触面较多，若采用通用接触，虽然在前期设定较为简单方便，但是在计算过程中会产生较大的计算量。故采用面-面接触对接头处的各个表面进行设置，将接头的接触面限制在承插式接头范围内，法向设置硬接触，切向采用摩尔-库仑模型。模型装配完成后，如图4所示。

图3 网格划分

图4 装配完成图

2 计算结果与分析

2.1 荷载-挠度曲线

通过有限元模拟结果所得的荷载挠度曲线(见图5)可知，在竖向荷载为605 kN左右时，整体模型的跨中挠度为0.07 mm，整体模型开始下挠，可以先假定整体模型的消压荷载为605 kN。在加载的初始阶段，荷载挠度曲线的斜率较大，这表示挠度的增长速率较低。当竖向荷载达到1 491 kN时，跨中挠度为0.41 mm，该点为荷载挠度曲线的拐点，随后试验模型的跨中挠度增长速率有一定的提高。最后，从荷载挠度曲线中可以看出，当施加的竖向荷载为2 482 kN时，试验模型达到屈服，此时跨中的最大挠度达到4.70 mm。

2.2 顶部与底部预应力筋与荷载的关系

在预应力张拉完成时，顶部与底部腋角位置的预应力筋应力值相等，都为1 067.5 MPa。在施加竖向荷载的过程中，当荷载为605 kN时，底部预应力筋的应力开始随着荷载的增大而增大。当荷载为2 482 kN时模型达到屈服，可知底部预应力筋的应力值为1 860 MPa，而顶部的预应力筋并未达到屈服，其应力值为1 137 MPa，变化较小。通过图6中两条曲线的关系可以推测，当荷载为1 491 kN时底部和顶部预应力筋的应力同时出现拐点，底部预应力筋的应力随着荷载的增大变化较大，顶部预应力筋的应力随着荷载的增大变化较小。

图5 荷载挠度曲线

图6 顶部和底部预应力筋应力与荷载曲线

2.3 接头变形

图7表示的是当竖向荷载分别为600 kN、1 000 kN、1 300 kN、1 500 kN、1 700 kN、2 000 kN、2 100 kN、2 200 kN、2 300 kN、2 482 kN时，接缝侧面从下至上各高度位置的变形量。从图7中可知当荷载为600 kN时，接缝侧面没有发生明显变形。但实际上接缝底部已经发生微小变形。随着荷载的增大，接缝侧面下半部分逐渐发生变形，上半部分混凝土受压区域越来越少，当荷载达到1 500 kN时，接缝张开量较为明显，仅在顶部呈挤压状态。

在竖向荷载达到1 500 kN之后，接缝开始发生变形，但接缝的张开量相对较小。随着荷载的增大，接缝各位置变形量迅速增大。荷载在1 500 kN～1 700 kN时，接缝变形量迅速增大，随后接缝侧面不同高度位置的接缝变形量均匀增大，直至屈服。

图7 接头变形量

2.4 荷载-接缝张开量曲线

将两节预制拼装综合管廊的接缝底部中点在沿管廊纵向上的位移之差定义为试验模型的接缝张开量。图8(a)为通过有限元模拟结果得到的接缝底部张开量与荷载的关系曲线。从该曲线关系中可知，当所施加的竖向荷载值在0 kN～605 kN之间时，接缝底部张开量为0 mm，此时试验模型的承插式接头保持紧密贴合。当施加的荷载为605 kN时，底部接缝出现张开量为0.017 mm，随着荷载的增大，接缝底部张开量也随之增大，当荷载达到1 491 kN时，接缝底部张开量为0.805 mm，此后，接缝底部的张开量迅速增大，且增长速率一致，当达到屈服时，所施加的竖向荷载值为2 480 kN，此时的张开量最大为18.596 mm。

为了更好的研究整体模型的接缝变形情况，现取接缝顶部中点，接缝侧面某点、以及接缝底部中点的变形情况进行对比。从图8(b)中可知，在施加竖向荷载的过程中，接缝的顶部并没有发生明显的变形。实际上，在竖向荷载的作用下，整体管廊的模型接缝顶部一直处于受压状态，所以并没有发生张开。而在接缝侧面某点处的变形与底部的接缝变形趋势相同，但变形量小于接缝底部，这是因为底部接缝变形量最大。

2.5 结构优化措施

有限元分析结果表明：预制拼装综合管廊的接头破坏以预应力筋达到屈服强度为标志；预制拼装综合管廊的接头破坏以变形作为主要特征，且接头变形对于管廊的正常运行也有较大影响。根据管廊接头的特点，提出以下优化措施：

(1) 在选择预制管廊的连接材料时，应选择合适的材料，在建设初期，以螺栓连接为主，但其长度较短，且在施工中不能确定其连接紧固情况，现已较少使用。目前常见的是以预应力筋为主的连接方式，但在施工时存在张拉力不足与预应力损失的情况，在施工时应进行二次张拉，确保张拉力。同时，除在管廊腋角位置设置预应力，也可在四壁中部设置预应力，加强节段间的连接。