薛偉辰 樓小航 胡翔
同濟(jì)大學(xué)建筑工程系 上海200092
綜合管廊,是指建造于城市地下,并將市政、電力、通訊、燃?xì)?、給排水等至少兩類以上的管線集于一體的隧道空間。并在管廊內(nèi)部設(shè)有專門的檢修口、吊裝口和監(jiān)測(cè)系統(tǒng),實(shí)施統(tǒng)一規(guī)劃、統(tǒng)一設(shè)計(jì)、統(tǒng)一建設(shè)和統(tǒng)一管理[1]。
目前綜合管廊的施工方法主要分為現(xiàn)澆和預(yù)制拼裝兩種。與現(xiàn)澆綜合管廊相比,預(yù)制綜合管廊兼具了降低噪音、減少材料浪費(fèi)、節(jié)能環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)??紤]到管廊整體性、防水性以及建筑工業(yè)化的要求,疊合板式拼裝綜合管廊擁有較好的發(fā)展前景。
預(yù)制疊合板施工工藝是20世紀(jì)90年代在德國(guó)應(yīng)用并大量推廣的,因其便于質(zhì)量控制,建造速度快,對(duì)環(huán)境污染小,造價(jià)較低,減少模板等優(yōu)勢(shì)在預(yù)制剪力墻和樓板的使用中得到了廣泛的關(guān)注。21世紀(jì)后,疊合結(jié)構(gòu)體系被引進(jìn)中國(guó)[2]。
對(duì)于預(yù)制拼裝綜合管廊來(lái)說,采用疊合板拼裝的施工方法,可以將管廊的內(nèi)外墻、頂板、底板拆分為單個(gè)預(yù)制構(gòu)件,其中側(cè)壁采用雙面疊合構(gòu)造,頂?shù)装宀捎矛F(xiàn)澆或疊合構(gòu)造[3],并在現(xiàn)場(chǎng)后澆混凝土,連接可靠,運(yùn)輸方便,減少了現(xiàn)場(chǎng)支模的時(shí)間,降低了施工成本。
從系統(tǒng)查閱的文獻(xiàn)上來(lái)看,對(duì)于疊合板式拼裝綜合管廊的靜力性能,哈爾濱工業(yè)大學(xué)[2]、山東大學(xué)[4]、湖南大學(xué)[5]等開展了試驗(yàn)研究;對(duì)于節(jié)點(diǎn)的抗震性能試驗(yàn)研究,僅中冶建工[6]開展了10個(gè)L型鋼筋連接疊合板式拼裝綜合管廊節(jié)點(diǎn)的低周往復(fù)荷載試驗(yàn),得出疊合節(jié)點(diǎn)和現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)區(qū)按0.25%的體積配箍率配置箍筋時(shí),可防止節(jié)點(diǎn)發(fā)生剪切破壞,并顯著提高疊合節(jié)點(diǎn)的受彎承載力的結(jié)論。
總體上看,目前對(duì)疊合板式拼裝綜合管廊的研究相對(duì)薄弱,對(duì)于一些關(guān)鍵參數(shù)的影響規(guī)律尚未得到明確結(jié)論。鑒于此,本文擬以哈爾濱某疊合板式拼裝綜合管廊工程為背景,考慮疊合界面的影響,分別建立有腋與無(wú)腋的U型出筋連接的疊合板式管廊邊節(jié)點(diǎn)有限元分析模型。在此基礎(chǔ)上開展有限元參數(shù)分析,揭示腋角高度、軸壓比、桁架筋伸入位置等關(guān)鍵參數(shù)對(duì)疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響。本文的研究成果將為我國(guó)疊合板式拼裝綜合管廊的應(yīng)用推廣及相關(guān)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)的編制提供參考。
本文以哈爾濱某疊合板式拼裝綜合管廊工程為背景,基于本文作者所在研究團(tuán)隊(duì)前期開展的疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點(diǎn)低周往復(fù)荷載試驗(yàn)進(jìn)行有限元建模[7]。試驗(yàn)?zāi)P桶A(yù)制無(wú)腋邊節(jié)點(diǎn)試件PTC1和預(yù)制有腋邊節(jié)點(diǎn)試件PTC2,兩者的連接構(gòu)造相同。試件尺寸與構(gòu)造見圖1,管廊節(jié)段長(zhǎng)度取桁架筋間距600mm。節(jié)點(diǎn)的側(cè)壁采用雙面疊合板構(gòu)造,底板采用單面疊合構(gòu)造,側(cè)壁外葉板拼縫位置與底板外表面平齊,桁架筋未伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū)?;炷翉?qiáng)度等級(jí)C40,鋼筋強(qiáng)度等級(jí)HRB400。本試驗(yàn)采用500kN電液伺服作動(dòng)器施加水平低周反復(fù)荷載,試件加載如圖2所示。
圖1 試件構(gòu)造及尺寸Fig.1 The structure and dimensions of the test piece
圖2 試件加載Fig.2 Loading diagram of specimen
有限元分析軟件ABAQUS具有豐富的單元庫(kù),主要可分為實(shí)體、殼、薄膜、梁、桿、剛體、連接單元和無(wú)限元等8種[8]。本文的混凝土采用C3D8R三維八節(jié)點(diǎn)線性縮減積分實(shí)體單元,鋼筋采用T3D2三維二節(jié)點(diǎn)桁架單元。
混凝土本構(gòu)采用混凝土塑性損傷CDP模型[8],CDP本構(gòu)參數(shù)根據(jù)材性試驗(yàn)的實(shí)測(cè)值進(jìn)行設(shè)置。為更好地表現(xiàn)出混凝土材料的塑性損傷特性,在模型中設(shè)置了混凝土材料的拉伸與壓縮損傷系數(shù)。本構(gòu)曲線及損傷系數(shù)均參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)中的建議曲線計(jì)算確定。綜合考慮計(jì)算的精確性和分析效率,CDP模型參數(shù)取值見表1。鋼筋本構(gòu)采用理想雙折線彈塑性模型。鋼筋屈服強(qiáng)度和彈性模量均根據(jù)試驗(yàn)中鋼筋實(shí)測(cè)力學(xué)性能進(jìn)行設(shè)置。
表1 混凝土損傷塑性模型損傷參數(shù)Tab.1 Damage parameters of concrete damage plastic model
1.疊合界面模擬
新舊混凝土界面的準(zhǔn)確定義是預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬的關(guān)鍵。對(duì)于疊合板的疊合面部分,考慮桁架筋的存在,可采用綁定(Tie)約束內(nèi)外葉混凝土板的滑移。對(duì)于側(cè)壁與底板的拼縫以及側(cè)壁外葉板底端未伸入桁架筋的部分界面,可采用“surface-to-surface(Standard)”來(lái)模擬接觸行為,接觸特性由切線方向與法線方向行為構(gòu)成,其中法向行為設(shè)置為“硬接觸”(“hard”contact);切線行為采用“罰”函數(shù)(penalty)接觸,即新舊混凝土之間的剪切力由接觸力產(chǎn)生的界面摩擦力承擔(dān),參考相關(guān)試驗(yàn)的成果,可取摩擦系數(shù)為0.8[9,10]。
2.邊界條件和加載方式
有限元模型的邊界條件與試驗(yàn)條件保持一致,即節(jié)點(diǎn)底部一端為鉸支座,一端為滑動(dòng)支座。對(duì)于加載方式,為了提高有限元分析的計(jì)算效率,本文的有限元分析采用了單調(diào)靜力加載方案,但通過鋼筋混凝土的材料損傷模型反映了反復(fù)荷載作用下材料累積損傷的影響。
試驗(yàn)結(jié)果表明,邊節(jié)點(diǎn)預(yù)制無(wú)腋U型出筋試件PTC1發(fā)生側(cè)壁下端受彎破壞,破壞形態(tài)如圖3a所示,具體表現(xiàn)為內(nèi)葉混凝土壓潰、縱筋外露,同時(shí)側(cè)壁伸入節(jié)點(diǎn)的外葉混凝土板剝落,側(cè)壁迎水面縱筋在彎折處被拉斷。邊節(jié)點(diǎn)預(yù)制有腋U型出筋試件PTC2發(fā)生側(cè)壁下端受彎破壞,破壞形態(tài)如圖3b所示,具體表現(xiàn)為側(cè)壁伸入節(jié)點(diǎn)的外葉混凝土板剝落,側(cè)壁迎水面縱筋在彎折處被拉斷。
有限元分析結(jié)果表明,試件側(cè)壁下端混凝土達(dá)到極限壓應(yīng)變,鋼筋受拉屈服,底板鋼筋未屈服。且有腋試件反向加載時(shí)的腋角鋼筋受拉屈服,破壞形態(tài)為側(cè)壁下端受彎破壞。節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)的混凝土與鋼筋應(yīng)力云圖如圖4所示,與試驗(yàn)結(jié)果較吻合。需要說明的是,由于ABAQUS難以模擬荷載-位移曲線的下降段,故本文取節(jié)點(diǎn)試件破壞截面受壓區(qū)應(yīng)變達(dá)到極限壓應(yīng)變時(shí)認(rèn)為試件發(fā)生破壞。
有限元計(jì)算的荷載-位移曲線與實(shí)測(cè)骨架曲線對(duì)比如圖5所示,峰值荷載對(duì)比見表2。由表2可見,有限元計(jì)
圖3 試驗(yàn)破壞形態(tài)Fig.3 Test failure form
圖4 節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)應(yīng)力云圖(單位:MPa)Fig.4 Stress contour of mode failure(unit:MPa)
圖5 骨架曲線對(duì)比Fig.5 Comparison of skeleton curves
表2 承載力對(duì)比Tab.2 Comparison of bearing capacity
為研究此類型結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能,本文系統(tǒng)分析了軸壓比、腋角高度、桁架筋伸入位置對(duì)節(jié)點(diǎn)試件破壞形態(tài)、骨架曲線和承載力的影響。腋角算的承載力與試驗(yàn)結(jié)果的差異不超過7.4%,說明兩者吻合較好。初始剛度有限元計(jì)算結(jié)果較試驗(yàn)結(jié)果大,這是由于有限元模型忽略了鋼筋與混凝土間的粘結(jié)滑移以及疊合面的相對(duì)滑移。該模型可用于U型出筋連接的疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能分析。高度的取值參考常見的工程做法,本文腋角高度選取0mm、150mm、200mm、250mm。軸壓比的取值主要考慮綜合管廊淺埋時(shí)所受的荷載,埋深5m的管廊側(cè)壁軸壓比約為0.05,埋深12m軸壓比約為0.1[9],故本文軸壓比選取0、0.05、0.1。對(duì)于桁架筋伸入位置,本文選取未伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū)與伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū)。分析參數(shù)與分析計(jì)算結(jié)果見表3,其中試件編號(hào)命名規(guī)則為S-腋角高度-軸壓比-0/1(0代表桁架筋未伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū),1代表桁架筋伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū))。
表3 有限元參數(shù)分析表與計(jì)算結(jié)果Tab.3 FE model parameters and analysis results
節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果表明加腋能夠顯著增強(qiáng)管廊節(jié)點(diǎn)的剛度與抗彎承載力,因此本文研究了不同腋角高度對(duì)疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響。
有限元計(jì)算的邊節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)均為側(cè)壁下端受彎破壞。破壞時(shí)側(cè)壁下端縱筋屈服,底板縱筋未屈服,反向加載時(shí)腋角鋼筋受拉屈服。
圖6 描述了軸壓比為0,桁架筋未伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū)時(shí),邊節(jié)點(diǎn)腋角高度對(duì)荷載-位移曲線的影響。加腋能夠提高管廊邊節(jié)點(diǎn)的正反向承載力,且反向承載力提升效果更加明顯。管廊邊節(jié)點(diǎn)從無(wú)腋增加到h=150mm時(shí),正反向平均承載力提升30.3%,腋角高度從150mm繼續(xù)增加至250mm,平均承載力提升14.8%,可見,當(dāng)腋角高度超過150mm后,對(duì)邊節(jié)點(diǎn)承載力提升效果并不明顯。
從有限元分析得到的應(yīng)力、應(yīng)變?cè)茍D可以判斷管廊節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)均為側(cè)壁下端受彎破壞。增大軸壓比延緩了管廊側(cè)壁縱筋的受拉屈服,反向加載時(shí)腋角鋼筋受拉屈服。
圖7 描述了腋角高度為150mm,桁架筋未伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū)時(shí),軸壓比對(duì)邊節(jié)點(diǎn)荷載-位移曲線的影響。從無(wú)軸壓加壓至軸壓比n=0.05時(shí),正向承載力提升24.0%,反向承載力提升11.6%;加壓至n=0.1時(shí),正向承載力提升45.1%,反向承載力提升15.4%,可見,軸壓比不超過0.1時(shí),增大軸壓力能夠提高管廊邊節(jié)點(diǎn)的正反向承載力,且對(duì)正向承載力提升更加明顯。正向承載力較未伸入核心區(qū)的提升32.6%,反向提升22.6%。桁架筋伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū)將顯著增強(qiáng)邊節(jié)點(diǎn)正反向承載力,這是由于桁架筋伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū)后,外葉板與核心區(qū)粘結(jié)性能較好,伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的外葉板不會(huì)發(fā)生提早剝落。
桁架筋伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū)后的混凝土與鋼筋應(yīng)力云圖見圖8??梢姡嚰l(fā)生側(cè)壁下端受彎破壞,桁架筋伸入節(jié)點(diǎn)核心區(qū)增大了側(cè)壁下端的縱筋屈服范圍,同時(shí)部分底板縱筋屈服,桁架筋腹桿屈服。
圖9 描述了腋角高度為150mm,軸壓比n=0時(shí),桁架筋伸入位置對(duì)荷載-位移曲線的影響。
圖6 腋角高度參數(shù)分析Fig.6 Parameter analysis of haunch height
圖7 軸壓比參數(shù)分析Fig.7 Parameter analysis of axial compression ratio
圖8 試件S-150-0-1應(yīng)力云圖(單位:MPa)Fig.8 Stress contour of specimen S-150-0-1(unit:MPa)
圖9 桁架筋伸入位置參數(shù)分析Fig.9 Parameter analysis of truss reinforcement entry position
1.建立的管廊邊節(jié)點(diǎn)有限元模型在側(cè)向加載下的破壞形態(tài)、骨架曲線和承載力與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。該模型可用于疊合板式拼裝綜合管廊邊節(jié)點(diǎn)的受力性能分析。
2.增大腋角高度可以提升邊節(jié)點(diǎn)正反向的承載力,且對(duì)反向承載力的提升更加明顯。當(dāng)腋角高度超過150mm后,對(duì)邊節(jié)點(diǎn)承載力提升作用并不明顯。
3.側(cè)壁軸壓比不超過0.1時(shí),增大軸壓力能夠提高管廊邊節(jié)點(diǎn)的正反向承載力,且對(duì)正向承載力提升更加明顯。
4.將桁架筋伸入邊節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)將顯著增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的正反向承載力。