于 勇， 李騰飛， 馬軍秋， 于藝林， 田 輝

(1. 中鐵第六勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司， 天津 300000； 2. 中建市政工程有限公司， 北京 100071)

0 引言

近年來(lái)，隨著城市地下工程的不斷發(fā)展，深大基坑[1-3]越來(lái)越多。地下連續(xù)墻作為圍護(hù)結(jié)構(gòu)形式的一種，因其地層適應(yīng)性強(qiáng)、施工安全性高等特點(diǎn)，現(xiàn)已逐漸成為復(fù)雜地層中深大基坑的首選圍護(hù)結(jié)構(gòu)形式； 此外，若能將其作為主體結(jié)構(gòu)內(nèi)襯墻的一部分[4-7]，既能節(jié)約工程投資造價(jià)，提高施工效率，又具有整體性能好等優(yōu)點(diǎn)。在未來(lái)的地下工程領(lǐng)域，疊合結(jié)構(gòu)[8]將擁有更加廣闊的運(yùn)用前景。國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)疊合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了很多有意義的研究工作，洪炳欽等[9]對(duì)疊合梁斜截面抗剪性能開展了試驗(yàn)研究，得到了其變形規(guī)律；劉文春等[10]運(yùn)用ANSYS軟件從理論方面研究了疊合梁的抗剪性能，分析了疊合梁的典型特征；李曉春[11]為研究緯三路過江通道工作井的全過程工作形態(tài)，分析了疊合墻結(jié)構(gòu)體系的合理性。以上學(xué)者針對(duì)疊合結(jié)構(gòu)受力特性以及力學(xué)行為等方面開展了大量工作，但在疊合結(jié)構(gòu)施工以及疊合構(gòu)造方面還缺乏一定的研究。

疊合結(jié)構(gòu)施工通常在已完成施工的結(jié)構(gòu)接觸面上采用機(jī)械鑿毛或設(shè)置鋼筋接駁器等方式進(jìn)行前期處理，后期與現(xiàn)澆混凝土澆筑成整體，接觸面的預(yù)處理措施則主要起到剪力傳遞的目的。但因其接觸面預(yù)處理施工難度大、工期長(zhǎng)、剪力槽設(shè)置參差不齊等原因，疊合結(jié)構(gòu)在實(shí)際運(yùn)用過程中效果并不理想。

因此，本文針對(duì)上述問題提出一種便于施工的預(yù)制疊合結(jié)構(gòu)形式，運(yùn)用ANSYS有限元軟件對(duì)波浪形、三角形以及梯形波紋結(jié)構(gòu)面進(jìn)行模擬受力分析，通過結(jié)果對(duì)比選出一種受力良好的結(jié)構(gòu)面作為疊合結(jié)構(gòu)的剪力槽，然后對(duì)采用該剪力槽的疊合結(jié)構(gòu)、未采用該剪力槽的平面疊合結(jié)構(gòu)以及現(xiàn)澆整體結(jié)構(gòu)通過現(xiàn)場(chǎng)靜力荷載試驗(yàn)分析研究其變形協(xié)調(diào)性、力學(xué)行為和變形規(guī)律，以期為城市地下工程的設(shè)計(jì)和進(jìn)一步的理論研究提供參考和借鑒。

1 疊合面形式的有限元分析

本文對(duì)波浪形、三角形以及梯形波紋結(jié)構(gòu)面選取3組較為常見的典型尺寸，并采用ANSYS有限元軟件進(jìn)行受力分析，通過分析結(jié)果對(duì)比為后續(xù)現(xiàn)場(chǎng)靜力荷載試驗(yàn)提供依據(jù)。

1.1 計(jì)算模型及單元選取

本次模擬計(jì)算分析模型共3組，分別記為A-1、A-2、A-3,水平向模型長(zhǎng)度為1.0 m，剪力槽高度均為30 mm。具體結(jié)構(gòu)模型尺寸如圖1所示。

(a) A-1模型

(b) A-2模型

(c) A-3模型

計(jì)算模型為二維結(jié)構(gòu)荷載橫斷面模型，采用8節(jié)點(diǎn)PLANE183單元進(jìn)行模擬，材料本構(gòu)關(guān)系為線彈性。在本次模擬過程中僅對(duì)不同類型結(jié)構(gòu)面形式在受到剪切力的作用下進(jìn)行受力及變形分析，預(yù)制板與現(xiàn)澆板接觸面摩擦因數(shù)取值均為0.5，忽略實(shí)際施工過程中新舊混凝土接觸面的差異性以及材料自身等因素。具體計(jì)算參數(shù)如表1所示。

表1 模型參數(shù)表

1.2 模型邊界條件以及荷載

結(jié)構(gòu)模型的邊界條件為： 預(yù)制板底面(非接觸面)邊界施加水平方向以及豎直方向上的固定約束，現(xiàn)澆板頂面(非接觸面)施加豎直方向上的約束力。有限元計(jì)算模型如圖2所示。

圖2 有限元計(jì)算模型圖

為了更好地對(duì)比上述3類接觸面的受力情況，對(duì)A-1、A-2、A-3模型現(xiàn)澆塊分別施加5組水平向面節(jié)點(diǎn)荷載，分析其受力結(jié)果，5組荷載依次為5、10、20、50、100 kN。

1.3 模擬結(jié)果與分析

1.3.1 結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

圖3示出模型結(jié)構(gòu)應(yīng)力模擬結(jié)果。由圖3可知： 3組結(jié)構(gòu)模型在初始階段均表現(xiàn)為線性變化,應(yīng)力最大值隨施加切向荷載的增大而增大,A-1組模型在荷載增大至50 kN后存在一個(gè)明顯的拐點(diǎn),增大幅度降低，最大值達(dá)到2.56×106kN； A-2和A-3組模型結(jié)構(gòu)應(yīng)力均小于A-1組，最大值分別為1.94×106kN和2.45×106kN。同時(shí)，根據(jù)應(yīng)力云圖可知： A-2組模型預(yù)制塊整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力增長(zhǎng)較大； A-3組模型僅在接觸面處存在結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中現(xiàn)象，其他區(qū)域應(yīng)力較小。

(a) A-1模型結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖(單位： N)

(b) A-2模型結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖(單位： N)

(c) A-3模型結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖(單位： N)

(d) 模型應(yīng)力變化統(tǒng)計(jì)圖

1.3.2 接觸面壓力分析

圖4示出模型結(jié)構(gòu)接觸面壓力模擬結(jié)果。由圖4可知： 與結(jié)構(gòu)應(yīng)力模擬結(jié)果基本相同,接觸面壓力最大值隨施加切向荷載的增大而增大,A-1組模型在荷載增大至50 kN后存在一個(gè)明顯的拐點(diǎn),增大幅度降低，最大值達(dá)到1.14×106kN； A-2和A-3組模型接觸面壓力均小于A-1組，最大值分別為6.09×105kN和6.59×105kN。同時(shí)，根據(jù)應(yīng)力云圖可知： A-2組模型在接觸面存在多處應(yīng)力集中現(xiàn)象； A-1和A-3組模型接觸面壓力僅在2處達(dá)到最大值，其他區(qū)域壓力均小于最大值。

(a) A-1模型接觸面壓力云圖(單位： N)

(c) A-3模型接觸面壓力云圖(單位： N)

(d) 模型接觸面壓力變化統(tǒng)計(jì)圖

1.3.3 接觸面滑移分析

圖5示出模型接觸面滑移量模擬結(jié)果。由圖5可知： A-1組模型接觸面滑移量增長(zhǎng)最快，最大值達(dá)到2.84×10-3mm; A-2和A-3組接觸面滑移量最大值分別為2.628×10-3mm和1.791×10-3mm。A-1組模型在荷載增大至50 kN后存在一個(gè)明顯的拐點(diǎn),之后呈水平狀，由此推斷A-1組模型接觸面摩阻力此時(shí)已基本達(dá)到最大值； A-2組模型在荷載增大至50 kN后存在一個(gè)小幅度的拐點(diǎn),接觸面滑移量基本表現(xiàn)為線性增加； A-3組模型呈現(xiàn)出良好的線性變化。

(a) A-1模型接觸面滑移量云圖(單位： m)

(b) A-2模型接觸面滑移量云圖(單位： m)

(c) A-3模型接觸面滑移量云圖(單位： m)

(d) 模型接觸面滑移量變化統(tǒng)計(jì)圖

根據(jù)以上模擬結(jié)果對(duì)比可知，A-3組模型在結(jié)構(gòu)應(yīng)力、接觸面壓力以及接觸面滑移方面明顯優(yōu)于A-1、A-2組，其結(jié)構(gòu)模型受力更加明確、合理，滑移量更??；同時(shí)，考慮到疊合面混凝土在澆筑以及施工過程中A-2組模型存在澆筑不密實(shí)以及后期施工易產(chǎn)生破損等問題，確定A-3組模型(梯形波紋結(jié)構(gòu))作為后續(xù)疊合結(jié)構(gòu)靜力試驗(yàn)對(duì)象。

2 疊合結(jié)構(gòu)靜力荷載試驗(yàn)

2.1 模型設(shè)計(jì)

本次靜力結(jié)構(gòu)荷載試驗(yàn)共制作2塊鋼筋混凝土梁，鋼筋混凝土整體現(xiàn)澆梁(簡(jiǎn)稱為整澆梁)記為L(zhǎng)1，尺寸為3 380 mm×660 mm×400 mm，幾何模型見圖6；疊合梁記為L(zhǎng)2，其中預(yù)制鋼筋混凝土部分(記為L(zhǎng)2(下))尺寸為3 380 mm×660 mm×200 mm，疊合面采用A-3梯形模型，現(xiàn)澆鋼筋混凝土部分(記為L(zhǎng)2(上))尺寸為3 380 mm×660 mm×200 mm，幾何模型見圖7。2塊梁短邊(660 mm)方向設(shè)置5根φ12 mm HRB400鋼筋，長(zhǎng)邊(3 380 mm)方向設(shè)置23根φ8 mm HPB300箍筋，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30。

圖6 鋼筋混凝土整體現(xiàn)澆梁(L1)幾何模型圖(單位： mm)

Fig. 6 Geometric model of reinforced concrete cast-in-place beam(L1) (unit: mm)

圖7 鋼筋混凝土疊合梁(L2)幾何模型圖(單位： mm)

Fig. 7 Geometric model of reinforced concrete composite beam(L2) (unit: mm)

疊合面處理措施：首先，在預(yù)制疊合梁鋼筋綁扎階段，將梯形波紋鋼板每間隔20 cm鉆1 cm左右小孔； 然后，采用扎絲將波紋鋼板與縱向鋼筋進(jìn)行綁扎固定，同時(shí)預(yù)留足夠的保護(hù)層厚度； 最后，澆筑混凝土?xí)r，波紋鋼板作為疊合面一側(cè)模板，待預(yù)制梁達(dá)到強(qiáng)度后進(jìn)行剝離，即形成梯形疊合面。疊合梁現(xiàn)場(chǎng)施工如圖8所示。

(a)

(b)

圖8 A-3模型疊合梁現(xiàn)場(chǎng)施工圖

Fig. 8 Site construction drawings of model A-3 composite beam

2.2 試驗(yàn)內(nèi)容

本次試驗(yàn)加載及測(cè)定方式如圖9所示。在梁跨中兩側(cè)0.7 m位置豎向方向上施加2個(gè)集中荷載，荷載采用千斤頂進(jìn)行施加，每級(jí)荷載P=20 kN，之后逐級(jí)進(jìn)行加載，持續(xù)時(shí)間為10 min，待結(jié)構(gòu)變形穩(wěn)定后，依次讀取所需測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析。

圖9 試驗(yàn)梁靜力加載及測(cè)定方案設(shè)計(jì)圖(單位： mm)

Fig. 9 Design drawing of static load and measurement scheme of model beam (unit: mm)

試驗(yàn)主要測(cè)定內(nèi)容包括： 1)測(cè)定整澆梁L1與疊合梁L2跨中在每級(jí)荷載作用下的撓度變化； 2)測(cè)定整澆梁L1與疊合梁L2中間位置的水平位移變化情況； 3)觀察裂縫開始發(fā)生以及持續(xù)發(fā)展的變化情況。

試驗(yàn)測(cè)定標(biāo)準(zhǔn)： 當(dāng)試驗(yàn)梁在荷載施加作用下產(chǎn)生的最大裂縫寬度達(dá)到0.2 mm或跨中撓度達(dá)到3 000/200=15 mm時(shí)，認(rèn)為梁已達(dá)到正常使用極限狀態(tài)；當(dāng)梁的撓度達(dá)到3 000/50=60 mm時(shí)，認(rèn)為梁已達(dá)到承載能力極限狀態(tài)。本次結(jié)構(gòu)靜力荷載試驗(yàn)所施加荷載主要以結(jié)構(gòu)達(dá)到正常使用極限狀態(tài)作為重點(diǎn)分析。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果

2.3.1 撓度分析

本次試驗(yàn)得到的試驗(yàn)梁撓度的荷載-變形曲線如圖10所示。由圖10可知： 當(dāng)施加荷載小于250 kN時(shí)，整澆梁L1與疊合梁L2撓度曲線基本呈水平狀，兩者未出現(xiàn)明顯的變形，但由于疊合梁L2存在剪應(yīng)力超前的原因，撓度變化量稍大于整澆梁；當(dāng)荷載繼續(xù)增加時(shí)，整澆梁L1與疊合梁L2的撓度均呈現(xiàn)出增大的趨勢(shì)，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)發(fā)現(xiàn)，整澆梁L1在荷載施加至300 kN、疊合梁L2在荷載施加至260 kN時(shí)，兩者截面出現(xiàn)了第1條裂縫；之后，荷載繼續(xù)增加，疊合梁L2在荷載施加至320 kN時(shí)，撓度增長(zhǎng)率出現(xiàn)了一個(gè)小的突變現(xiàn)象，這是由于疊合梁L2中間的疊合面兩側(cè)所配置的鋼筋承受了一部分荷載，抑制了梁的彎曲變形作用，而整澆梁L1撓度變化則呈現(xiàn)較為平順的增長(zhǎng)曲線； 荷載施加至500 kN時(shí)，兩者撓度均已超過正常使用極限狀態(tài)下的15 mm，整澆梁L1最終撓度達(dá)到22.51 mm，疊合梁L2達(dá)到20.62 mm。

圖10試驗(yàn)梁不同荷載作用下?lián)隙惹€

Fig. 10 Deflection curves of test beam under different loads

2.3.2 水平位移分析

本次試驗(yàn)得到的試驗(yàn)梁水平位移的荷載-變形曲線如圖11所示。由圖11可知，當(dāng)施加荷載小于300 kN時(shí)，整澆梁L1與疊合梁L2水平位移曲線大致呈水平狀，兩者未出現(xiàn)明顯的水平位移，但整澆梁L1與疊合梁L2(下)的水平位移基本一致，而疊合梁L2(上)則明顯小于前兩者；當(dāng)荷載繼續(xù)增加，疊合梁L2在 320 kN荷載作用下，下部分預(yù)制結(jié)構(gòu)水平位移變化量突然增大，此時(shí)也正是疊合梁L2產(chǎn)生裂縫的階段，說明疊合梁L2(上)與疊合梁L2(下)在出現(xiàn)裂縫時(shí)彼此間也存在一個(gè)明顯的錯(cuò)動(dòng)滑移現(xiàn)象，疊合面兩側(cè)所配置的鋼筋對(duì)水平位移起到了一定的抑制作用；當(dāng)荷載施加至500 kN時(shí)，整澆梁L1最終水平位移達(dá)到1.25 mm，疊合梁L2(上)達(dá)到1.19 mm，疊合梁L2(下)達(dá)到0.81 mm。整澆梁L1與疊合梁L2(上)水平位移量基本一致(相差5%)，而疊合梁(下)由于錯(cuò)動(dòng)滑移，水平位移明顯小于前兩者(分別相差46.9%和54.3%)。

圖11 試驗(yàn)梁不同荷載作用下水平位移曲線

Fig. 11 Horizontal displacement curves of test beam under different loads

2.3.3 裂縫開展形態(tài)分析

通過對(duì)試驗(yàn)過程中試驗(yàn)梁裂縫開展形態(tài)的觀察發(fā)現(xiàn): 裂縫開展初期階段，由于疊合梁預(yù)制構(gòu)件高度較小，存在剪應(yīng)力超前現(xiàn)象，因此疊合梁L2裂縫相對(duì)于整澆梁L1較早出現(xiàn)；隨著荷載的繼續(xù)施加，疊合梁L2結(jié)構(gòu)本身原有的應(yīng)力與后期加載引起的應(yīng)力有些相互疊加，有些相互抵減，此現(xiàn)象隨著裂縫數(shù)量的增加和長(zhǎng)度的延伸，使截面上的應(yīng)力不斷地發(fā)生重分布； 當(dāng)裂縫在開展到接近疊合面附近時(shí)略有停滯，存在剪應(yīng)力滯后現(xiàn)象，減緩了裂縫穿過疊合面的時(shí)間，使得前一階段所施加的荷載對(duì)預(yù)制構(gòu)件的影響進(jìn)一步減弱，即梁上所有荷載逐步地由整個(gè)疊合梁L2截面來(lái)承受，從而提高了結(jié)構(gòu)的整體承載力； 最后，疊合梁的整個(gè)變形形態(tài)也逐漸與整澆梁L1的變形形態(tài)接近，直至最終破壞。試驗(yàn)梁破壞形態(tài)如圖12所示。

(b) 疊合梁破壞形態(tài)

此外，疊合梁裂縫開展到疊合面時(shí)沿疊合面方向存在微小滑移現(xiàn)象，根據(jù)試驗(yàn)過程中的觀察以及對(duì)測(cè)定數(shù)據(jù)的分析，可知其產(chǎn)生原因可能有以下2點(diǎn)： 一是混凝土強(qiáng)度偏低，進(jìn)而造成疊合面剪力槽在荷載作用下發(fā)生了局部破損，降低了其抗剪能力；二是由于疊合面剪力槽深度相對(duì)于疊合結(jié)構(gòu)厚度偏小，隨著荷載的增加，剪力槽已不能抵抗結(jié)構(gòu)變形，最終導(dǎo)致滑移的產(chǎn)生。

3 結(jié)論與討論

針對(duì)目前地下工程中疊合結(jié)構(gòu)存在的接觸面預(yù)處理施工難度大、工期長(zhǎng)，剪力槽設(shè)置參差不齊等難題，提出一種便于施工的新型疊合結(jié)構(gòu)形式，并運(yùn)用ANSYS有限元軟件以及開展現(xiàn)場(chǎng)靜力荷載試驗(yàn)對(duì)其進(jìn)行受力分析，得到以下結(jié)論。

1)通過運(yùn)用ANSYS有限元軟件對(duì)波浪形、三角形以及梯形波紋疊合面進(jìn)行受力分析，得出梯形疊合面模型受力更加明確、合理，應(yīng)力集中區(qū)域較少，最大滑移量?jī)H為1.791×10-3mm，明顯優(yōu)于波浪形疊合面的2.84×10-3mm以及三角形疊合面的2.628×10-3mm。

2)現(xiàn)場(chǎng)靜力荷載試驗(yàn)表明，疊合梁與整體現(xiàn)澆梁在受到相同荷載作用下，疊合梁撓度變形量反而優(yōu)于整體現(xiàn)澆梁，這與疊合面兩側(cè)所配置的鋼筋承受了一部分的荷載、抑制了梁的彎曲變形作用有很大關(guān)系； 同時(shí)，疊合梁在裂縫開展至疊合面時(shí)存在停滯現(xiàn)象，減緩了裂縫穿過疊合面，從而提高了結(jié)構(gòu)的整體承載力。

3)疊合梁在裂縫開展至疊合面時(shí)，沿疊合面產(chǎn)生了水平向的微小滑移，其產(chǎn)生原因可能與混凝土強(qiáng)度以及剪力槽深度存在一定關(guān)系，此影響因素有待后續(xù)進(jìn)行更加深入的研究。