預制槽型拼裝綜合管廊橫向接頭受剪性能分析*

王慶華 胡翔 薛偉辰

1.同濟大學土木工程學院 上海200092

2.南通職業大學建筑工程學院 226007

引言

城市地下綜合管廊是一種納入2種及以上市政管線的公共隧道。預制拼裝綜合管廊是指采用可靠連接將預制單元構件在工地現場進行拼裝，使構件形成整體。預制拼裝混凝土綜合管廊與現澆管廊相比，具有良好的經濟、社會和環境效益，近年來在國內發展較快［1］。預制槽型拼裝綜合管廊是在橫截面方向分割為上下兩個對拼的槽型構件，再通過預應力筋將槽型構件連接起來，無濕作業、施工便捷，一般適用于不大于4艙的綜合管廊。

預制槽型拼裝管廊結構由于存在預應力連接接頭，其受力性能與現澆結構明顯不同。本文作者所在課題組［2，3］先后開展了預制槽型拼裝綜合管廊接頭受彎性能試驗研究、整體結構靜力性能和抗震性能試驗研究，并提出了該類預制管廊的接頭和整體設計計算模型，但尚未開展接頭受剪性能方面的研究。張銓婧［4］開展了帶凹凸榫槽的預應力鋼棒連接接頭受剪性能有限元分析，結果表明，減少鋼棒間距、增加水平軸力和榫槽傾角均能提高接頭的抗剪剛度，明顯降低剪切錯動量，但該分析中有限元模型的合理性上缺乏相應的試驗驗證。

鑒于此，本文以六盤水地下綜合管廊項目為背景，基于ABAQUS有限元軟件建立了預制槽型拼裝綜合管廊橫向接頭受剪性能有限元分析模型，開展了多參數分析，重點分析了預應力筋數量和拼縫面摩擦系數對接頭受剪性能的影響規律，從而為預制槽型拼裝綜合管廊的推廣應用及相關技術標準的編制提供參考。

1 有限元建模

1.1 材料本構與單元選取

預制槽型拼裝綜合管廊橫向接頭受剪性能有限元分析模型如圖1所示。試件長度2200mm，

寬度1200m，壁厚350mm。預應力筋沿寬度方向均勻布置2根預應力鋼棒，間距為600mm，沿壁厚方向居中布置。側壁內部的防水膠條按防水細部構造建模。考慮到側壁內外側的高彈性密封膠為柔性防水材料，有限元建模忽略了，但是相應的混凝土溝槽反映在模型中。

圖1 有限元分析模型Fig.1 Finite element analysis model

混凝土采用塑性損傷模型，單軸應力-應變關系按現行混凝土結構設計規范取值。塑性損傷模型中的膨脹角取為30°，粘滯系數取為0.001［5］。

鋼筋本構采用彈塑性雙折線模型。鋼筋的強度和彈性模量均根據試驗實測值進行設置。有限元模型中的預應力筋和普通鋼筋均采用線性桁架單元T3D2，混凝土采用C3D8R實體單元。鋼筋與混凝土之間以嵌入方式模擬二者間的粘結。混凝土的網格尺寸為40mm，預應力筋和普通鋼筋為25mm。

1.2 關鍵問題處理

預制拼縫面是預制結構有別于現澆結構的重要特征之一。本文拼縫面的處理采用在對應接觸面上設置“表面與表面接觸”的相互作用。接觸屬性的設置，法向為“硬接觸”，且允許接觸后分離，切向摩擦系數取0.8。

通過對預應力筋單元設置熱膨脹系數，再降低溫度使預應力筋單元發生“冷縮”，進而對接頭拼縫面及混凝土進行預壓，實現預應力的施加。

2 有限元模型試驗驗證

2.1 試驗概況

本文作者前期完成了側壁橫向接頭的受剪性能試驗研究［6］，試件配筋如圖2所示。混凝土強度等級為C40，預應力筋采用1080／1230（屈服強度標準值／極限強度標準值）預應力鋼棒，張拉控制應力取為0.75倍的極限強度標準值，普通受力筋采用HRB400級鋼筋。試件加載示意如圖3所示，加載裝置如圖4所示。

圖2 試件配筋Fig.2 Reinforcement details of the specimen

圖3 試驗加載示意Fig.3 Diagram of test loading

2.2 計算結果與試驗結果對比

圖4 試驗加載裝置Fig.4 Test loading device

試件在荷載作用下，經歷了靜摩擦、帶滑移工作和剪切破壞三個受力階段，最終發生拼縫面受剪破壞。具體破壞形態為：兩個試件在拼縫面發生較大的相對滑移，破壞時中部預應力筋受拉屈服，拼縫面附近，特別是預應力筋附近局部混凝土受壓破壞，而整澆混凝土其他部位僅出現少量彎曲裂縫，直至破壞普通鋼筋應變均較小。試驗破壞形態如圖5所示，有限元模擬的破壞形態如圖6所示。

圖5 試驗破壞形態Fig.5 Failure mode of the test

有限元分析與試驗結果對比曲線如圖7所示。其中，圖7a為剪力-相對滑移曲線，曲線由兩部分組成，兩部分均近似為直線，由圖可見有限元分析與試驗結果吻合良好。受剪承載力計算值為387.3kN·m，試驗值為389.8kN·m，計算值與試驗值接近，相差0.6%。第一段直線對應靜摩擦階段，相對滑移很小，剪切剛度大；第二段直線對應帶滑移工作階段，預應力筋的銷栓作用明顯，由于鋼筋逐漸屈服，導致相對滑移大，剪切剛度明顯降低。

試件的剪力-撓度曲線如圖7b所示，D1、D2分別表示拼縫面右側和左側的撓度試驗值，D3、D4表示拼縫面相應的有限元計算值。荷載作用下，在靜摩擦階段，拼縫面兩側均發生向下的撓度；在帶滑移工作階段，拼縫面右側發生向下的撓度，而左側發生向上的撓度。計算值總體與試驗值吻合較好。

圖6 有限元破壞形態Fig.6 Failure mode of finite element

試件的剪力-預應力筋應變曲線如圖7c所示。根據材性試驗，預應力實測屈服應變為5819με。加載到峰值之前，試驗及有限元的預應力筋均發生屈服。相同剪力作用下，預應力筋應變的有限元計算值相比試驗值略小。

3 參數分析

為進一步研究預制槽型拼裝綜合管廊橫向接頭的受剪性能，本文分析了預應力筋配筋量和拼縫面摩擦系數對橫向接頭受剪承載力和剛度的影響規律。有限元參數及主要計算結果見表1。需要說明的是，預應力筋配筋量主要通過改變預應力筋直徑來實現。

圖7 有限元分析與試驗結果對比Fig.7 Comparison of finite element analysis and test results

3.1 預應力筋配筋量

圖8 給出了試件在不同預應力筋配筋量下的剪力-相對滑移曲線，結合表1可見：

（1）預應力筋配筋越大，受剪承載力和剪切剛度越大。

（2）試件SV-1-2與SV-0相比，預應力筋面積增加了83%，承載力和剛度分別增加了53%和45%；試件SV-1-1與SV-0相比，預應力筋面積減小了72%，承載力和剛度分別減少了66%和69%。預應力筋配筋量對接頭的受剪承載力和剪切剛度影響較大，這是因為增加配筋量提高了拼縫面的預壓應力，增加了試件之間的摩擦作用，同時鋼筋的銷栓作用得以提高。

（3）拼縫面極限相對滑移隨預應力筋配筋量增加而減少。

表1 有限元參數及主要計算結果Tab.1 Finite element parameters and main calculation results

圖8 不同預應力筋配筋量下的接頭剪力-滑移曲線Fig.8 Shear-slip curves of different prestressed reinforcement

3.2 拼縫面摩擦系數

圖9 給出了試件在不同拼縫面摩擦系數下的剪力-相對滑移曲線，結合表1可見：

（1）摩擦系數越大，受剪承載力和剪切剛度越大。

（2）試件SV-2-1（摩擦系數0.6）與試件SV-0（摩擦系數0.8）相比，承載力和剛度分別減少了16%和35%；SV-2-2（摩擦系數0.7）與試件SV-0相比，承載力和剛度分別減少了9%和19%。相比承載力，摩擦系數對剪切剛度的影響更為顯著。但相對而言，與配筋量參數相比，對結構性能的影響并不顯著。

（3）拼縫面極限相對滑移在14.89mm～17.55mm之間變化，相對滑移隨摩擦系數增加而減少，但并不明顯。

圖9 不同拼縫面摩擦系數下橫向接頭剪力-滑移曲線Fig.9 Shear-slip curves of different friction coefficient on joint surface

4 結論

1.基于ABAQUS軟件建立了預制槽型拼裝綜合管廊橫向接頭受剪性能有限元分析模型。有限元分析結果與試驗結果吻合較好，承載力計算值與試驗值基本接近，該模型可用于預制槽型拼裝綜合管廊接頭受剪性能分析。

2.試驗和有限元結果均表明，試件最終發生拼縫面受剪破壞。具體破壞形態為：兩個試件在拼縫面處發生較大的相對滑移，破壞時預應力筋受拉屈服，拼縫面附近發生局部混凝土受壓破壞。

3.通過有限元參數分析，預應力筋配筋量和拼縫面摩擦系數對接頭受剪承載力和剪切剛度影響均較為顯著。受剪承載力和剪切剛度均隨預應力筋配筋量增加而增大，隨摩擦系數的增加而增大。

4.5個有限元試件的剪切剛度范圍在3.20×105kN·m／rad～1.47×106kN·m／rad之間，從數量級而言，剛度變化較大。