L型出筋連接疊合板式拼裝綜合管廊整體結構受力性能分析*

樓小航 胡翔 薛偉辰

同濟大學建筑工程系 上海200092

引言

綜合管廊，也稱共同溝或綜合管溝，是指建設于城市地下用于集中容納至少兩類市政管線的構筑物及其附屬設施［1］，這些管線包括：電力、通信、給排水、熱力、燃氣等。按照施工工藝，綜合管廊可分為現澆綜合管廊和預制拼裝綜合管廊，其中預制拼裝綜合管廊是指預制構件在工廠澆筑成型，運送至施工現場并通過可靠的連接措施將預制構件連接成整體結構，具有建設周期短、工程質量好、節能環保等特點，在我國具有廣闊應用前景。

結合國內外研究成果和工程應用，預制混凝土綜合管廊按照結構形式可以分為整艙預制拼裝綜合管廊、預制槽型拼裝綜合管廊、預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制管廊的側壁采用雙面疊合板，頂板和底板采用疊合樓板或者現澆板，各部件之間通過后澆混凝土連接成整體的結構［3］。相比其余4種預制拼裝綜合管廊，疊合板式拼裝綜合管廊具有較好的整體性和防水性能，是目前應用最廣的綜合管廊預制拼裝體系。

從系統查閱的國內外文獻資料上看，目前關于預制拼裝綜合管廊的試驗研究相對較少。國外，Anil K.Garg等通過24個試件的單調靜力試驗，對整艙預制拼裝綜合管廊的抗剪性能進行了系統的試驗研究，結果表明預制箱涵結構在節點處發生剪切破壞，其開裂荷載值為AASHTO規定的2倍左右［4］；Mário Pimentel等對深埋的預制槽型拼裝箱涵結構在施工期間的受力性能進行了現場監測，結果表明頂板土壓力呈不均勻分布，節點處較大，側土壓力約為覆土壓力的50%［5］。

國內，2016年，哈爾濱工業大學田子玄、姜洪斌首次針對疊合板式拼裝綜合管廊的力學性能進行了研究，開展了7個管廊節點和1個雙艙整體管廊的單調靜力試驗，分析了不同的配筋方式、不同腋腳高度、不同管廊位置對疊合板式綜合管廊節點力學性能的影響，試驗結果表明7個管廊節點最終均發生彎剪破壞，預制節點試件的受力性能與現澆節點相近［6］；2018年，湖南大學顏良、易偉建對疊合板式多艙綜合管廊的靜力性能進行了試驗研究，重點分析了不加腋對綜合管廊受力性能的影響，現澆和預制試件的最終破壞形態均為剪切破壞，但裂縫和承載力均有足夠的安全余量［7］；同年，湖南大學郭福能、方志等對疊合板式拼裝綜合管廊的預制壁板和8個連接節點的靜力性能進行了試驗研究，重點分析了節點角部縱向鋼筋和疊合面對結構性能的影響，試驗結果表明在設計荷載作用下疊合板新舊混凝土界面不會產生滑移，上部節點在頂板端部破壞，下部節點在節點處發生彎剪破壞，節點試件滿足“強節點弱構件”的設計要求［8］；2019年，中冶建工魏奇科和重慶大學王宇航等以節點區體積配箍率和縱筋錨固長度為參數，開展10了個疊合板式拼裝綜合管廊結構邊節點和中節點的抗震性能試驗，研究結果表明邊節點的節點核心區按照一定的比例配置箍筋時，可以防止邊節點發生剪切破壞，且若邊節點角部外側的縱筋長度小于抗震錨固長度，可能造成邊節點發生縱筋粘結錨固破壞［9］。2019年，吉林建筑大學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1.5m×1.5m×1m的整體疊合板式拼裝綜合管廊的低周反復荷載試驗。結果表明，試件正負方向的位移延性系數分別為3.67和3.76，滿足混凝土抗震結構延性系數大于3的要求［10］。

總體來看，國內外關于疊合板式拼裝綜合管廊的研究還比較薄弱，對于一些關鍵參數的影響規律尚未得到明確結論。鑒于此，本文擬以景德鎮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，并開展多參數分析，解釋軸壓比、腋角位置和腋角高度等關鍵參數的影響規律。

1 有限元建模

1.1 試驗概況

本文以景德鎮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荷載試驗進行有限元建模［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壁采用雙面疊合板，頂板則采用疊合樓板，底板與側壁后澆疊合層一起整澆，節點采用側壁外露L型出筋連接構造，上部節點不加腋，下部節點加腋。混凝土強度C40，鋼筋采用HRB400，試驗工作在同濟大學建筑結構試驗室2000kN自反力架上進行。試驗裝置如圖2所示。

1.2 單元和材料的選擇

ABAQUS軟件擁有豐富的單元庫，本文選用C3D8R單元來模擬混凝土，它是三維八節點線性縮減積分實體單元，在彎曲變形下不容易發生剪力自鎖，對于管廊、箱涵等薄壁框架結構的模擬比較有利。鋼筋選用三維桁架單元T3D2，即只計算軸向拉、壓荷載，不考慮彎矩［12］。

本文選用塑性損傷模型CDP［12］來模擬混凝土，并使用各項同性損傷結合各向同性拉伸和壓縮來模擬材料的非線性行為。綜合考慮計算的精確性和分析效率，混凝土損傷模型參數取值見表1。鋼筋本構采用理想彈塑性雙折線模型。混凝土與鋼筋的力學參數均根據材性試驗實測值進行設置。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Tab.1 Concrete damage parameters

1.3 關鍵問題的處理

1.新舊混凝土界面模擬

新舊混凝土界面的特性是預制混凝土結構進行數值模擬的關鍵。本文采用“surface-to-surface

（Standard）”來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成，其中法向行為采用“硬接觸”（“hard”contact）：即接觸表面間隙為0時，兩接觸面之間可以傳遞壓力，當間隙大于0時，接觸面分離，相應節點的約束解除，界面之間只傳遞壓力，不傳遞拉力；切線行為采用“罰”函數（penalty）：新舊混凝土之間的剪切力由接觸力產生的界面摩擦力承擔，摩擦系數設置為0.8［3］。

2.邊界條件和加載方式

整體結構有限元模型的邊界條件與試驗條件保持一致，即管廊底部兩端鉸接，約束X、Y、Z方向的位移，允許結構在XY平面內轉動，如圖3所示。對于加載方式，由于模型單元數量太多，采用反復加載的計算成本高且難以收斂，不便于進行大量的參數分析，故本文采用單調位移加載近似模擬結構的抗震特性。

2 有限元分析模型試驗驗證

2.1 破壞形態對比

試驗所得的破壞形態為壁板端部受彎破壞，整體管廊中的有腋節點破壞位置在側壁腋角變截面處，無腋節點破壞位置在側壁端部。試件的破壞形態如圖4所示。試件頂板兩端和側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壁的兩端。

圖4 試驗破壞形態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應力云圖。有限元分析的破壞形態為壁板端部受彎破壞，與試驗結果吻合較好，頂板與側壁縱筋屈服，底板縱筋未屈服，腋角鋼筋屈服。

2.2 骨架曲線對比

由于試件的正反向受力特性基本相同，本文僅對正向加載時荷載-位移曲線的模擬結果和試驗所得的骨架曲線進行對比，如圖6所示。相應承載力的有限元計算值與試驗值對比見表2。

由圖6、表2可見，有限元計算值與試驗值吻合較好，承載力相差僅為0.16%。有限元模擬的初始剛度比試驗值偏大，這可能是因為有限元模型中沒有考慮鋼筋和混凝土的粘結滑移以及疊合板新舊混凝土疊合面的相對滑移。總體來說，有限元計算值與試驗值的荷載-位移曲線的變化趨勢相近，曲線也基本重合。

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

圖6 骨架曲線對比Fig.6 Comparison of skeleton curves

表2 承載力的計算值與試驗值對比Tab.2 Comparison of calculated and tested values of bearing capacity

3 有限元參數分析

基于模型驗證結果，開展了疊合板式拼裝綜合管廊有限元參數分析，重點研究了軸壓比、腋角位置、腋角高度對疊合板式拼裝綜合管廊受力性能的影響，試件參數與分析結果見表3。

3.1 軸壓比

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

表3 有限元參數分析表與計算結果Tab.3 FE model parameters and analysis results

從有限元分析得到的應力、應變云圖可以判斷管廊的破壞形態均為壁板端部受彎破壞。增大軸壓比延緩了管廊側壁縱筋的受拉屈服。破壞時管廊頂板與側壁縱筋屈服，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構的初始加載剛度。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系；當管廊結構頂板的覆土厚度為5m左右（即軸壓比為0.05）時，其承載力比無軸壓試件高12.5%；當管廊結構頂板的覆土厚度為12m左右（即軸壓比為0.1）時，其承載力比無軸壓試件高23.4%。表明當管廊埋深不超過5m時，可以近似按照軸壓比為0的情況進行分析計算，而當管廊埋深超過5m時，其承載力和變形有明顯的改變，抗震設計時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管廊抗震性能的影響，分別對腋角布置在上部節點、下部節點、上部節點＋下部節點及不加腋等四種情況進行了有限元模擬。

有限元計算的管廊破壞形態均為壁板端部受彎破壞。整體模型中的有腋節點破壞位置在側壁腋角變截面處，無腋節點破壞位置側壁端部。破壞時側壁縱筋屈服，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，其承載力計算值比下部節點加腋試件低17.6%；管廊四角都加腋試件的承載力最高，其承載力計算值比下部節點加腋試件高6.0%，表明腋角鋼筋和混凝土能有效參與結構受力，提高結構的承載力。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，其承載力比下部節點加腋試件的承載力低5.8%，表明腋角設置在下部節點比設置在上部節點更有效。

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

管廊節點試驗的結果表明腋角混凝土及腋角鋼筋能夠增強節點角部的抗彎性能，腋角對于試件的強度、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疊合板式拼裝管廊抗震性能的影響。

有限元計算的管廊破壞形態均為壁板端部受彎破壞。整體模型中的有腋節點破壞位置在側壁腋角變截面處，無腋節點破壞位置在側壁端部。破壞時側壁縱筋屈服，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。當腋角高度小于壁板厚度的1／2時，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；當腋角高度大于壁板厚度的1／2時，承載力上升較為平緩，說明腋角高度繼續增大對承載力的影響不大。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 結論

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

2.側壁軸壓比不超過0.2時，結構的承載力隨著軸壓力的增大而增大。

3.腋角設置在下部節點比設置在上部節點更有助于提高結構的承載力和剛度。

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。