胡翔 陳盛揚(yáng) 薛偉辰 陳小文

1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院 上海200092

2.中鐵四局集團(tuán)建筑工程有限公司 合肥230022

引言

綜合管廊是指在城市地下建造一個隧道空間，將電力、通信、燃?xì)?、給排水等市政管線收納其中，實(shí)施統(tǒng)一規(guī)劃、統(tǒng)一管理，是保障城市運(yùn)行的生命線工程。目前，我國綜合管廊施工通常采用現(xiàn)澆和預(yù)制拼裝兩種方式，預(yù)制拼裝綜合管廊是在工廠內(nèi)分節(jié)段澆筑成型，現(xiàn)場采用拼裝工藝施工形成整體的綜合管廊［1］。相較于現(xiàn)澆的施工方式，預(yù)制拼裝因具有施工周期短、質(zhì)量易保證、環(huán)保節(jié)能綜合效益顯著等優(yōu)點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于實(shí)際工程中［2］。

為了滿足大截面尺寸綜合管廊結(jié)構(gòu)的施工要求，針對最為常用的箱型截面管廊結(jié)構(gòu)，國內(nèi)外出現(xiàn)了四種常見的節(jié)段預(yù)制拼裝方案：整艙預(yù)制拼裝、預(yù)制槽型拼裝、預(yù)制板拼裝和疊合板拼裝。疊合板式拼裝綜合管廊是將管廊拆分為頂板、壁板、頂板等構(gòu)件，其中壁板采用雙面疊合板構(gòu)造，頂板一般采用疊合樓板的形式，底板則一般為疊合樓板或現(xiàn)澆板，各部件之間通過后澆混凝土連接成整體。疊合板式綜合管廊的預(yù)制板可以充當(dāng)后澆混凝土的模板，大大減少了現(xiàn)場施工的模板工作量，縮短了工期，且相比于其他預(yù)制拼裝形式，減少了結(jié)構(gòu)橫截面和縱向的拼縫，整體性和防水性能都較好。所以疊合板式拼裝綜合管廊是目前國內(nèi)預(yù)制混凝土綜合管廊應(yīng)用最為廣泛的結(jié)構(gòu)形式之一［3］。

針對疊合板式拼裝混凝土綜合管廊，哈爾濱工業(yè)大學(xué)田子玄開展了7個管廊節(jié)點(diǎn)和1個雙艙整體管廊的單調(diào)靜力試驗，分析了不同的配筋方式、不同腋腳高度、不同管廊位置等參數(shù)對疊合板式綜合管廊節(jié)點(diǎn)受力性能的影響以及準(zhǔn)永久荷載作用下整體管廊結(jié)構(gòu)的受力性能和防水性能［4］。山東大學(xué)馬素等對疊合板式拼裝綜合管廊連接接頭的抗彎性能進(jìn)行了試驗研究［5］。湖南大學(xué)易偉建對疊合板式多艙綜合管廊的靜力性能進(jìn)行了試驗研究，重點(diǎn)分析了不加腋對綜合管廊受力性能的影響［6］。中建技術(shù)中心郭建濤和油新華等針對疊合板式綜合管廊整體結(jié)構(gòu)的靜力性能進(jìn)行了研究，通過現(xiàn)場加載試驗和數(shù)值模擬分析得出疊合板式拼裝綜合管廊的結(jié)構(gòu)力學(xué)性能和變形能力均能滿足設(shè)計要求［7］。湖南大學(xué)郭福能和方志等對疊合板式拼裝綜合管廊的預(yù)制壁板和8個連接節(jié)點(diǎn)的靜力性能進(jìn)行了試驗的研究，重點(diǎn)分析了節(jié)點(diǎn)角部縱向鋼筋和疊合面對結(jié)構(gòu)性能的影響［8］。重慶大學(xué)王宇航等對疊合板式拼裝綜合管廊節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行了研究，以節(jié)點(diǎn)區(qū)體積配箍率和縱筋錨固長度為參數(shù)，開展了10個疊合板式拼裝綜合管廊結(jié)構(gòu)邊節(jié)點(diǎn)和中節(jié)點(diǎn)的抗震性能試驗［9］。

綜上可見，目前對于疊合板式拼裝綜合管廊受力性能的研究主要集中在單調(diào)靜力性能方面，針對其在低周反復(fù)荷載下的受力性能研究還較少。此外，針對腋角構(gòu)造的影響，相關(guān)研究還十分薄弱。鑒于此，本文擬通過試驗研究與有限元分析，揭示腋角構(gòu)造對疊合板式拼裝綜合管廊下部節(jié)點(diǎn)的影響規(guī)律，從而為進(jìn)一步優(yōu)化疊合板式拼裝綜合管廊的構(gòu)造方案提供依據(jù)。

1 試驗研究

1.1 試驗設(shè)計

本文共設(shè)計有2個疊合板式拼裝綜合管廊下部邊節(jié)點(diǎn)（底板與壁板連接節(jié)點(diǎn)）足尺模型，試件尺寸如圖1所示。2個試件分別為1個帶腋角的疊合板式拼裝綜合管廊下部邊節(jié)點(diǎn)試件PTC1和1個不帶腋角的下部邊節(jié)點(diǎn)試件PTC2。試件的混凝土強(qiáng)度等級均為C30，受力鋼筋強(qiáng)度等級為HRB400。

圖1 試件尺寸Fig.1 Details of the specimens

試驗采用500kN電液伺服作動器施加水平低周反復(fù)荷載，按照我國《建筑抗震試驗方法規(guī)程》（JGJ 101—96）中規(guī)定的荷載-位移混合控制加載方法施加水平低周反復(fù)荷載測試壁板頂部加載點(diǎn)處的水平側(cè)移、水平荷載、試件底板水平側(cè)移。

1.2 主要試驗結(jié)果

1.破壞形態(tài)

試件的破壞形態(tài)如圖2所示，下部2個綜合管廊邊節(jié)點(diǎn)試件最終的破壞形態(tài)均為受彎破壞。對于加腋試件，邊節(jié)點(diǎn)的破壞位置主要集中在壁板下部、底板與腋角變截面附近區(qū)域，具體表現(xiàn)為壁板下部、底板與腋角變截面處形成通縫，此區(qū)域外側(cè)混凝土大量剝落，外側(cè)縱筋全部露出；對于無腋的試件，邊節(jié)點(diǎn)的破壞位置主要集中在底板與側(cè)壁交界面區(qū)域，具體表現(xiàn)為底板與壁板交界面處形成通縫，此區(qū)域外側(cè)混凝土大量剝落，外側(cè)縱筋全部露出。

圖2 試件破壞形態(tài)Fig.2 Failure pattern of the specimens

2.承載能力

各試件的骨架曲線如圖3所示，由圖可知各試件在水平反復(fù)荷載作用下均經(jīng)歷了開裂、屈服、達(dá)到峰值荷載和破壞四個階段。開裂前，荷載和位移基本呈線性增長；開裂后，試件剛度明顯降低，骨架曲線變得平緩；屈服后，隨著位移增加，試件剛度不斷下降直至破壞，在此過程中未出現(xiàn)荷載突然降低，表現(xiàn)出良好的延性。不同試件的初始剛度基本相同，但隨著水平位移的增加，無腋試件的剛度降低較快；正向承載力大于反向承載力，這是由于邊節(jié)點(diǎn)迎水面配有角部附加筋，增加了節(jié)點(diǎn)的正向承載力；無腋試件PTC2的正向承載力比加腋試件PTC1低1.9%，

反向承載力低31.3%。

2 有限元分析

2.1 有限元建模

混凝土單元采用C3D8R單元，鋼筋采用T3D2單元，建立有腋邊節(jié)點(diǎn)、有腋和無腋中節(jié)點(diǎn)有限元模型，如圖4所示。節(jié)點(diǎn)有限元模型的邊界條件與試驗條件保持一致，一端為鉸支座，即約束水平和豎直方向的平動、但不約束垂直紙面方向的轉(zhuǎn)動，一端為滑動支座，即約束豎直方向平動、但不約束水平方向平動和垂直紙面方向的轉(zhuǎn)動。

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)非線性有限元分析過程中混凝土采用了損傷塑性模型，其抗拉強(qiáng)度、抗壓強(qiáng)度和彈性模量參數(shù)均根據(jù)試驗中混凝土實(shí)測力學(xué)性能指標(biāo)進(jìn)行設(shè)置，以更好地模擬實(shí)際結(jié)構(gòu)的受力性能。此外，為更好地表現(xiàn)出混凝土材料的塑性損傷特性，模型中設(shè)置了混凝土材料的拉伸損傷和壓縮損傷系數(shù)。鋼筋的本構(gòu)采用描述彈塑性的雙折線模型，即屈服前為完全彈性，屈服后的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系簡化為水平直線。各鋼筋屈服強(qiáng)度和彈性模量均根據(jù)試驗中鋼筋實(shí)測力學(xué)性能指標(biāo)進(jìn)行設(shè)置，以更好地模擬實(shí)際結(jié)構(gòu)的受力性能。

2.2 邊節(jié)點(diǎn)有限元分析

為了驗證本文建立的疊合式混凝土綜合管廊非線性有限元分析模型的準(zhǔn)確性，將有限元分析得到的破壞形態(tài)、承載力與試驗結(jié)果進(jìn)行對比。

1.破壞形態(tài)

在水平荷載的作用下，有限元模型和試驗試件的整體變形對比如圖5所示，各節(jié)點(diǎn)有限元模型混凝土和鋼筋的Mises應(yīng)力云圖如圖6所示。

圖5 節(jié)點(diǎn)有限元和試驗變形對比Fig.5 Comparison of finite element and experiment deformation

由圖5和圖6可知，有限元模型得到的節(jié)點(diǎn)變形形態(tài)與試驗現(xiàn)象基本一致，節(jié)點(diǎn)模型的破壞模式均為側(cè)壁或底板角部截面受彎破壞。試件的拼縫處有明顯的變形，與試驗時實(shí)際觀察到的變形現(xiàn)象基本一致。鋼筋及混凝土的Mises應(yīng)力云圖中，在水平荷載作用下，計算模型受壓側(cè)混凝土達(dá)到極限壓應(yīng)變，受拉側(cè)縱筋受拉屈服，這與試驗中觀測到的試件破壞形態(tài)基本一致。

2.承載能力

疊合板式拼裝綜合管廊節(jié)點(diǎn)水平荷載-位移關(guān)系曲線的有限元計算結(jié)果與試驗骨架曲線對比情況如圖7所示，表1統(tǒng)計了綜合管廊下部節(jié)點(diǎn)試件試驗和有限元水平承載力對比。由圖7和表1可知，有限元計算得到的下部節(jié)點(diǎn)試件的骨架曲線與試驗所得的骨架曲線總體形狀及變化趨勢相近。對于邊節(jié)點(diǎn)試件PTC1，有限元分析得到的峰值荷載和試驗得到的峰值荷載基本一致，與試驗值相比峰值荷載相差在6.3%以內(nèi)。

綜上可知，本文建立的疊合式混凝土綜合管廊非線性有限元分析模型計算得到的結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好，該模型可用于進(jìn)行疊合板式拼裝綜合管廊的全過程有限元分析；疊合板式拼裝綜合管廊下部節(jié)點(diǎn)具有良好的受力性能，承載力略低。

表1 綜合管廊下部節(jié)點(diǎn)試件水平承載力Tab.1 Comparison of bearing capacity between finite element analysis and test measurement

2.3 中節(jié)點(diǎn)有限元分析

在水平荷載的作用下，疊合板式拼裝綜合管廊中節(jié)點(diǎn)的有限元模型整體變形、各節(jié)點(diǎn)混凝土和鋼筋的Mises應(yīng)力云圖如圖8、圖9所示，圖10給出了有腋、無腋荷載位移曲線對比。

由圖8～圖10可知，中節(jié)點(diǎn)模型均為彎曲破壞，破壞的位置均在拼縫處。在水平荷載作用下，計算模型受壓側(cè)混凝土達(dá)到極限壓應(yīng)變，受拉側(cè)縱筋受拉屈服。有限元分析得到的有無腋角中節(jié)點(diǎn)峰值荷載分別為69.9kN、67kN，可知腋角鋼筋和混凝土對于預(yù)制中節(jié)點(diǎn)的承載力影響較小。

圖6 邊節(jié)點(diǎn)混凝土和鋼筋Mises應(yīng)力云圖（單位：MPa）Fig.6 Mises stress of concrete and reinforcement（unit：MPa）

圖7 試件PTC1荷載位移曲線對比Fig.7 The skeleton curves of PTC1

圖8 有腋中節(jié)點(diǎn)混凝土和鋼筋Mises應(yīng)力云圖、骨架曲線Fig.8 Mises stress of concrete and reinforcement with haunch

圖9 無腋中節(jié)點(diǎn)混凝土和鋼筋Mises應(yīng)力云圖、骨架曲線Fig.9 Mises stress of concrete and reinforcement without haunch

圖10 中節(jié)點(diǎn)有腋、無腋骨架曲線對比Fig.10 Comparison of the curves between with and without haunch

3 結(jié)語

腋角構(gòu)造對節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)影響較小，2個節(jié)點(diǎn)均發(fā)生壁板或底板端部截面受彎破壞；腋角構(gòu)造對節(jié)點(diǎn)正向（管廊內(nèi)側(cè)受壓）承載力影響較小，無腋角節(jié)點(diǎn)比有腋角節(jié)點(diǎn)低約1.9%，但對反向（管廊內(nèi)側(cè)受拉）承載力影響較大，無腋角節(jié)點(diǎn)比有腋角節(jié)點(diǎn)低約31%。有限元分析研究了腋角構(gòu)造對中節(jié)點(diǎn)影響，結(jié)果顯示：有無腋角中節(jié)點(diǎn)峰值荷載分別為69.9kN、67kN，可知腋角構(gòu)造對中節(jié)點(diǎn)的承載力影響較小。