L型出筋连接叠合板式拼装综合管廊整体结构受力性能分析*

2021-07-06楼小航胡翔薛伟辰

特种结构 2021年3期

楼小航胡翔薛伟辰

同济大学建筑工程系上海200092

引言

综合管廊，也称共同沟或综合管沟，是指建设于城市地下用于集中容纳至少两类市政管线的构筑物及其附属设施［1］，这些管线包括：电力、通信、给排水、热力、燃气等。按照施工工艺，综合管廊可分为现浇综合管廊和预制拼装综合管廊，其中预制拼装综合管廊是指预制构件在工厂浇筑成型，运送至施工现场并通过可靠的连接措施将预制构件连接成整体结构，具有建设周期短、工程质量好、节能环保等特点，在我国具有广阔应用前景。

结合国内外研究成果和工程应用，预制混凝土综合管廊按照结构形式可以分为整舱预制拼装综合管廊、预制槽型拼装综合管廊、预制板式拼装综合管廊和叠合板式拼装综合管廊四类［2］。其中，叠合板式拼装综合管廊是指预制管廊的侧壁采用双面叠合板，顶板和底板采用叠合楼板或者现浇板，各部件之间通过后浇混凝土连接成整体的结构［3］。相比其余4种预制拼装综合管廊，叠合板式拼装综合管廊具有较好的整体性和防水性能，是目前应用最广的综合管廊预制拼装体系。

从系统查阅的国内外文献资料上看，目前关于预制拼装综合管廊的试验研究相对较少。国外，Anil K.Garg等通过24个试件的单调静力试验，对整舱预制拼装综合管廊的抗剪性能进行了系统的试验研究，结果表明预制箱涵结构在节点处发生剪切破坏，其开裂荷载值为AASHTO规定的2倍左右［4］；Mário Pimentel等对深埋的预制槽型拼装箱涵结构在施工期间的受力性能进行了现场监测，结果表明顶板土压力呈不均匀分布，节点处较大，侧土压力约为覆土压力的50%［5］。

国内，2016年，哈尔滨工业大学田子玄、姜洪斌首次针对叠合板式拼装综合管廊的力学性能进行了研究，开展了7个管廊节点和1个双舱整体管廊的单调静力试验，分析了不同的配筋方式、不同腋脚高度、不同管廊位置对叠合板式综合管廊节点力学性能的影响，试验结果表明7个管廊节点最终均发生弯剪破坏，预制节点试件的受力性能与现浇节点相近［6］；2018年，湖南大学颜良、易伟建对叠合板式多舱综合管廊的静力性能进行了试验研究，重点分析了不加腋对综合管廊受力性能的影响，现浇和预制试件的最终破坏形态均为剪切破坏，但裂缝和承载力均有足够的安全余量［7］；同年，湖南大学郭福能、方志等对叠合板式拼装综合管廊的预制壁板和8个连接节点的静力性能进行了试验研究，重点分析了节点角部纵向钢筋和叠合面对结构性能的影响，试验结果表明在设计荷载作用下叠合板新旧混凝土界面不会产生滑移，上部节点在顶板端部破坏，下部节点在节点处发生弯剪破坏，节点试件满足“强节点弱构件”的设计要求［8］；2019年，中冶建工魏奇科和重庆大学王宇航等以节点区体积配箍率和纵筋锚固长度为参数，开展10了个叠合板式拼装综合管廊结构边节点和中节点的抗震性能试验，研究结果表明边节点的节点核心区按照一定的比例配置箍筋时，可以防止边节点发生剪切破坏，且若边节点角部外侧的纵筋长度小于抗震锚固长度，可能造成边节点发生纵筋粘结锚固破坏［9］。2019年，吉林建筑大学的杨艳敏等为研究底部腋角配置斜向钢筋的装配叠合管廊抗震性能，开展了1个1.5m×1.5m×1m的整体叠合板式拼装综合管廊的低周反复荷载试验。结果表明，试件正负方向的位移延性系数分别为3.67和3.76，满足混凝土抗震结构延性系数大于3的要求［10］。

总体来看，国内外关于叠合板式拼装综合管廊的研究还比较薄弱，对于一些关键参数的影响规律尚未得到明确结论。鉴于此，本文拟以景德镇站前二路的叠合板式拼装综合管廊工程为背景，建立考虑叠合界面影响的叠合板式拼装综合管廊有限元分析模型，并开展多参数分析，解释轴压比、腋角位置和腋角高度等关键参数的影响规律。

1 有限元建模

1.1 试验概况

本文以景德镇站前二路的叠合板式拼装综合管廊工程为背景，基于课题组前期开展的低周往复荷载试验进行有限元建模［11］。单舱叠合板式拼装综合管廊试件PT1足尺模型的几何尺寸和配筋如图1所示。叠合板式拼装综合管廊的侧壁采用双面叠合板，顶板则采用叠合楼板，底板与侧壁后浇叠合层一起整浇，节点采用侧壁外露L型出筋连接构造，上部节点不加腋，下部节点加腋。混凝土强度C40，钢筋采用HRB400，试验工作在同济大学建筑结构试验室2000kN自反力架上进行。试验装置如图2所示。

1.2 单元和材料的选择

ABAQUS软件拥有丰富的单元库，本文选用C3D8R单元来模拟混凝土，它是三维八节点线性缩减积分实体单元，在弯曲变形下不容易发生剪力自锁，对于管廊、箱涵等薄壁框架结构的模拟比较有利。钢筋选用三维桁架单元T3D2，即只计算轴向拉、压荷载，不考虑弯矩［12］。

本文选用塑性损伤模型CDP［12］来模拟混凝土，并使用各项同性损伤结合各向同性拉伸和压缩来模拟材料的非线性行为。综合考虑计算的精确性和分析效率，混凝土损伤模型参数取值见表1。钢筋本构采用理想弹塑性双折线模型。混凝土与钢筋的力学参数均根据材性试验实测值进行设置。建立如图3所示的分析模型。

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

表1 混凝土损伤参数Tab.1 Concrete damage parameters

1.3 关键问题的处理

1.新旧混凝土界面模拟

新旧混凝土界面的特性是预制混凝土结构进行数值模拟的关键。本文采用“surface-to-surface

（Standard）”来模拟新旧混凝土的接触行为，接触特性由切线方向与法线方向行为构成，其中法向行为采用“硬接触”（“hard”contact）：即接触表面间隙为0时，两接触面之间可以传递压力，当间隙大于0时，接触面分离，相应节点的约束解除，界面之间只传递压力，不传递拉力；切线行为采用“罚”函数（penalty）：新旧混凝土之间的剪切力由接触力产生的界面摩擦力承担，摩擦系数设置为0.8［3］。

2.边界条件和加载方式

整体结构有限元模型的边界条件与试验条件保持一致，即管廊底部两端铰接，约束X、Y、Z方向的位移，允许结构在XY平面内转动，如图3所示。对于加载方式，由于模型单元数量太多，采用反复加载的计算成本高且难以收敛，不便于进行大量的参数分析，故本文采用单调位移加载近似模拟结构的抗震特性。

2 有限元分析模型试验验证

2.1 破坏形态对比

试验所得的破坏形态为壁板端部受弯破坏，整体管廊中的有腋节点破坏位置在侧壁腋角变截面处，无腋节点破坏位置在侧壁端部。试件的破坏形态如图4所示。试件顶板两端和侧壁两端的纵筋均已屈服，而底板的纵筋未屈服，塑性铰主要分布在顶板的两端和侧壁的两端。

图4 试验破坏形态Fig.4 Test failure mode

图5 为有限元模拟得到的叠合板式拼装综合管廊混凝土与钢筋的Mises应力云图。有限元分析的破坏形态为壁板端部受弯破坏，与试验结果吻合较好，顶板与侧壁纵筋屈服，底板纵筋未屈服，腋角钢筋屈服。

2.2 骨架曲线对比

由于试件的正反向受力特性基本相同，本文仅对正向加载时荷载-位移曲线的模拟结果和试验所得的骨架曲线进行对比，如图6所示。相应承载力的有限元计算值与试验值对比见表2。

由图6、表2可见，有限元计算值与试验值吻合较好，承载力相差仅为0.16%。有限元模拟的初始刚度比试验值偏大，这可能是因为有限元模型中没有考虑钢筋和混凝土的粘结滑移以及叠合板新旧混凝土叠合面的相对滑移。总体来说，有限元计算值与试验值的荷载-位移曲线的变化趋势相近，曲线也基本重合。

图5 混凝土和钢筋应力云图（单位：MPa）Fig.5 Stress cloud diagram of concrete and steel bars（unit：MPa）

图6 骨架曲线对比Fig.6 Comparison of skeleton curves

表2 承载力的计算值与试验值对比Tab.2 Comparison of calculated and tested values of bearing capacity

3 有限元参数分析

基于模型验证结果，开展了叠合板式拼装综合管廊有限元参数分析，重点研究了轴压比、腋角位置、腋角高度对叠合板式拼装综合管廊受力性能的影响，试件参数与分析结果见表3。

3.1 轴压比

为了研究轴压比对叠合板式拼装综合管廊抗震性能的影响，对管廊结构在不同轴压比下的受力性能进行了有限元分析。由于综合管廊大多为浅埋地下结构，上部覆土厚度较小，壁板轴压比通常在0.1以下［3］。

表3 有限元参数分析表与计算结果Tab.3 FE model parameters and analysis results

从有限元分析得到的应力、应变云图可以判断管廊的破坏形态均为壁板端部受弯破坏。增大轴压比延缓了管廊侧壁纵筋的受拉屈服。破坏时管廊顶板与侧壁纵筋屈服，底板纵筋未屈服，腋角钢筋屈服。

图7 给出了不同轴压比下试件的荷载-位移曲线。轴压比基本不改变结构的初始加载刚度。轴压比越大，试件的承载力越高，承载力与轴压比基本呈线性关系；当管廊结构顶板的覆土厚度为5m左右（即轴压比为0.05）时，其承载力比无轴压试件高12.5%；当管廊结构顶板的覆土厚度为12m左右（即轴压比为0.1）时，其承载力比无轴压试件高23.4%。表明当管廊埋深不超过5m时，可以近似按照轴压比为0的情况进行分析计算，而当管廊埋深超过5m时，其承载力和变形有明显的改变，抗震设计时需要考虑其上覆土压力的影响。

图7 不同轴压比试件的荷载-位移曲线Fig.7 Load-displacement curves with different axial compression ratios

3.2 腋角位置

为了分析腋角布置的位置对管廊抗震性能的影响，分别对腋角布置在上部节点、下部节点、上部节点＋下部节点及不加腋等四种情况进行了有限元模拟。

有限元计算的管廊破坏形态均为壁板端部受弯破坏。整体模型中的有腋节点破坏位置在侧壁腋角变截面处，无腋节点破坏位置侧壁端部。破坏时侧壁纵筋屈服，加腋的底板或顶板纵筋未屈服，不加腋底板或顶板纵筋屈服，腋角钢筋屈服。

有限元计算的不同腋角位置的管廊骨架曲线如图8所示。腋角位置基本不改变管廊的初始加载刚度。不加腋试件的承载力最低，其承载力计算值比下部节点加腋试件低17.6%；管廊四角都加腋试件的承载力最高，其承载力计算值比下部节点加腋试件高6.0%，表明腋角钢筋和混凝土能有效参与结构受力，提高结构的承载力。上部加腋试件的承载力介于不加腋试件和下部加腋试件之间，其承载力比下部节点加腋试件的承载力低5.8%，表明腋角设置在下部节点比设置在上部节点更有效。

图8 不同腋角位置试件的荷载-位移曲线Fig.8 Load-displacement curves with different haunch positions

3.3 腋角高度

管廊节点试验的结果表明腋角混凝土及腋角钢筋能够增强节点角部的抗弯性能，腋角对于试件的强度、刚度和变形能力有较为显著影响。因此本文研究了不同腋角高度对叠合板式拼装管廊抗震性能的影响。

有限元计算的管廊破坏形态均为壁板端部受弯破坏。整体模型中的有腋节点破坏位置在侧壁腋角变截面处，无腋节点破坏位置在侧壁端部。破坏时侧壁纵筋屈服，顶板纵筋屈服，底板纵筋未屈服，腋角钢筋屈服。

图9 给出了不同腋角厚度的管廊试件的荷载-位移曲线。腋角高度基本不影响管廊的初始加载刚度。当腋角高度小于壁板厚度的1／2时，试件的受力性能受腋角高度的影响较大，随腋角高度增大，试件的承载力上升较明显；当腋角高度大于壁板厚度的1／2时，承载力上升较为平缓，说明腋角高度继续增大对承载力的影响不大。因此，其腋角高度取壁板厚度的1／2左右比较合理。