王慶華 胡翔 薛偉辰

1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院 上海200092

2.南通職業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院 226007

引言

綜合管廊是指在城市地下建造一個(gè)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。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，施工周期短、質(zhì)量易保證、環(huán)保節(jié)能綜合效益顯著，是綜合管廊的發(fā)展趨勢［1］。預(yù)制槽型拼裝綜合管廊是在橫截面方向分割為上下兩個(gè)對(duì)拼的槽型構(gòu)件，再通過預(yù)應(yīng)力筋將槽型構(gòu)件連接起來，無濕作業(yè)、施工便捷，一般適用于不大于4艙的多艙綜合管廊。預(yù)制槽型拼裝管廊的橫向接頭，一般設(shè)置三道防水，拼裝之前在拼縫中間設(shè)置防水膠條，拼裝之后在側(cè)壁內(nèi)外兩側(cè)涂覆高彈性密封膠，相應(yīng)位置均預(yù)留混凝土溝槽。

預(yù)制槽型拼裝管廊的側(cè)壁橫向接頭是影響結(jié)構(gòu)受力性能的關(guān)鍵部位。然而，目前關(guān)于預(yù)應(yīng)力筋連接橫向接頭受力性能的研究較少。本文作者所在課題組［2］開展了采用預(yù)應(yīng)力粗鋼筋連接的預(yù)制槽型拼裝管廊橫向接頭的受彎性能試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，接頭的受力過程分為消壓、屈服和極限破壞三個(gè)階段，破壞形態(tài)為預(yù)應(yīng)力筋屈服，壓區(qū)混凝土壓碎，接頭受彎剛度隨外荷載的增大而減少。張銓婧［3］開展了帶凹凸榫槽的預(yù)應(yīng)力鋼棒連接接頭受彎性能的有限元分析，分析結(jié)果表明，減少鋼棒間距，增加榫槽寬度和榫槽傾角均能提高接頭的受彎剛度，然而有限元分析模型并沒有經(jīng)過試驗(yàn)驗(yàn)證。

鑒于此，本文以六盤水地下綜合管廊項(xiàng)目為背景，基于ABAQUS有限元軟件建立了預(yù)制槽型拼裝管廊橫向接頭的受彎性能有限元分析模型，通過改變預(yù)應(yīng)力大小，重點(diǎn)分析了拼縫界面壓力對(duì)接頭受彎性能的影響規(guī)律，從而為預(yù)制槽型拼裝綜合管廊的推廣應(yīng)用及相關(guān)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)的編制提供參考。

1 有限元建模

1.1 材料本構(gòu)與單元選取

基于工程原型建立了側(cè)壁接頭受彎的有限元模型（圖1）。試件長度2200mm，寬度1200m，壁厚350mm。預(yù)應(yīng)力筋沿寬度方向均勻布置2根預(yù)應(yīng)力鋼棒，間距為600mm，沿壁厚方向居中布置。側(cè)壁內(nèi)部的防水膠條按防水細(xì)部構(gòu)造建立有限元模型。

圖1 有限元分析模型Fig.1 Finite element model

混凝土采用塑性損傷模型，單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系按現(xiàn)行混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范取值。塑性損傷模型中的其他主要參數(shù)，膨脹角為30°，粘滯系數(shù)為0.001［4］。

鋼筋本構(gòu)采用彈塑性雙折線模型。鋼筋的強(qiáng)度和彈性模量均根據(jù)試驗(yàn)實(shí)測值進(jìn)行設(shè)置。防水膠條按線彈性材料考慮，本文取5MPa。

有限元模型中的預(yù)應(yīng)力筋和普通鋼筋均采用線性桁架單元T3D2，混凝土和防水膠條均采用C3D8R實(shí)體單元。鋼筋與混凝土之間以嵌入方式模擬二者間的粘結(jié)。混凝土和防水膠條的網(wǎng)格尺寸為40mm，預(yù)應(yīng)力筋和普通鋼筋為25mm。

1.2 關(guān)鍵問題處理

預(yù)制拼縫面是預(yù)制結(jié)構(gòu)有別于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的重要特征之一。本文拼縫面的處理采用在對(duì)應(yīng)接觸面上設(shè)置“表面與表面接觸”的相互作用。接觸屬性的設(shè)置，法向?yàn)椤坝步佑|”，且允許接觸后分離，切向摩擦系數(shù)取0.8?？紤]到防水膠條的彈性模量較小，兩側(cè)混凝土與其的界面接觸屬性設(shè)置為綁定，設(shè)置初始應(yīng)力以反映防水膠條的界面壓應(yīng)力。

通過對(duì)預(yù)應(yīng)力筋單元設(shè)置熱膨脹系數(shù)，再降低溫度使預(yù)應(yīng)力筋單元發(fā)生“冷縮”，進(jìn)而對(duì)接頭拼縫面及混凝土進(jìn)行預(yù)壓，實(shí)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力的施加。

2 有限元模型試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 試驗(yàn)概況

以六盤水地下綜合管廊項(xiàng)目為背景，對(duì)預(yù)制槽型拼裝綜合管廊側(cè)壁橫向接頭的受彎性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究［5］，工程原型示意如圖2所示，試件配筋如圖3所示?；炷翉?qiáng)度等級(jí)為C40，預(yù)應(yīng)力筋采用1080／1230（屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值／極限強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值）預(yù)應(yīng)力鋼棒，張拉控制應(yīng)力取為0.75倍的極限強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，普通受力筋采用HRB400級(jí)鋼筋。試件加載示意如圖4所示，加載裝置如圖5所示。加載點(diǎn)位于側(cè)壁的外側(cè)，以模擬土壓力荷載。

圖2 工程原型示意Fig.2 Schematic diagram of engineering prototype

圖3 試件配筋Fig.3 Reinforcement details of the specimen

圖4 試驗(yàn)加載示意Fig.4 Diagram of test loading

圖5 試驗(yàn)加載裝置Fig.5 Test loading device

2.2 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

試驗(yàn)結(jié)果表明，試件在荷載作用下，經(jīng)歷了消壓、屈服、峰值以及極限破壞四個(gè)階段。最終破壞形態(tài)如圖6a所示，發(fā)生接頭受彎破壞。具體破壞形態(tài)為：拼縫面上部受壓區(qū)混凝土壓碎，中部預(yù)應(yīng)力鋼棒受拉屈服，破壞時(shí)拼縫面兩側(cè)的預(yù)制混凝土板處發(fā)生較大的相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，而預(yù)制混凝土板的其他部位沒有出現(xiàn)裂縫。由有限元分析得到的接頭破壞形態(tài)如圖6b所示，在荷載作用下，拼縫下側(cè)受拉張開，拼縫上側(cè)混凝土局部受壓破壞，受壓損傷系數(shù)達(dá)到0.8908，可以看出，建立的有限元模型能較好地模擬拼縫接頭的破壞模式。

圖6 試件最終破壞形態(tài)Fig.6 Failure mode of the specimen

有限元分析得到的表征接頭變形的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線如圖7所示，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。

圖7 有限元分析與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparison of finite element analysis and test results

由圖7可見，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線大致呈三折線，分別對(duì)應(yīng)消壓前接頭閉合階段，接頭張開預(yù)應(yīng)力筋接近屈服階段以及壓區(qū)混凝土逐漸壓碎破壞階段，鋼筋屈服之后剛度明顯下降。受彎承載力計(jì)算值為85.89kN·m，試驗(yàn)值為79.33kN·m，計(jì)算值與試驗(yàn)值相差7.6%。

3 拼縫界面壓力的影響分析

3.1 有限元參數(shù)分析結(jié)果

通過改變預(yù)應(yīng)力筋的配筋量，實(shí)現(xiàn)了橫向接頭的不同拼縫界面壓力，并在此基礎(chǔ)上考察了拼縫界面壓力對(duì)接頭受彎承載力和轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的影響。拼縫界面壓力取拼縫面有效預(yù)應(yīng)力與截面面積的比值。接頭轉(zhuǎn)動(dòng)剛度取預(yù)應(yīng)力筋剛屈服時(shí)的割線剛度，即屈服彎矩與對(duì)應(yīng)屈服轉(zhuǎn)角的比值。有限元參數(shù)及主要計(jì)算結(jié)果見表1。

表1 有限元參數(shù)及主要計(jì)算結(jié)果Tab.1 Finite element parameters and main calculation results

圖8 給出了橫向接頭在不同預(yù)應(yīng)力筋直徑（即不同拼縫界面壓力）下的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。

圖8 彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.8 Moment-rotation curve

由表1和圖8可見：

（1）預(yù)應(yīng)力筋配筋越大，拼縫界面壓力越大，受彎承載力和轉(zhuǎn)動(dòng)剛度越大。

（2）試件SM-3與SM-2相比，預(yù)應(yīng)力筋面積增加了83%，承載力增加了65%；試件SM-1與SM-2相比，預(yù)應(yīng)力筋面積減小了72%，承載力減少了63%。預(yù)應(yīng)力筋對(duì)接頭的受彎承載力影響較大，這是因?yàn)榻宇^的受彎能力主要取決于混凝土抗壓和預(yù)應(yīng)力筋抗拉。

（3）試件SM-3與SM-2相比，轉(zhuǎn)動(dòng)剛度增加了19%；試件SM-1與SM-2相比，轉(zhuǎn)動(dòng)剛度減少了51%，這是因?yàn)殡m然試件的屈服轉(zhuǎn)角和屈服彎矩均隨預(yù)應(yīng)力筋配筋量增大而增加，但屈服彎矩增加的幅度更大。

3.2 受彎承載力及轉(zhuǎn)動(dòng)剛度計(jì)算公式的擬合

根據(jù)上述分析，可見界面壓力的變化對(duì)接頭受彎承載力及轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的影響顯著，同時(shí)基于其變化趨勢，可設(shè)定受彎承載力和轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的擬合公式如下：

利用origin軟件進(jìn)行公式擬合，a1取0.084m3、a2取7.1m3／rad、b1取13kN·m、b2取5.7×103kN·m／rad；σ為界面壓力（MPa）；M為接頭受彎承載力（kN·m）；K為接頭轉(zhuǎn)動(dòng)剛度（kN·m／rad）。

接頭受彎承載力與拼縫界面壓力、接頭轉(zhuǎn)動(dòng)剛度與拼縫界面壓力的擬合關(guān)系曲線如圖9、圖10所示。經(jīng)計(jì)算，擬合公式的相關(guān)系數(shù)均大于0.91，擬合回歸效果較好。

圖9 受彎承載力-拼縫界面壓力曲線Fig.9 Flexural bearing capacity-joint interface pressure curve

圖10 轉(zhuǎn)動(dòng)剛度-拼縫界面壓力曲線Fig.10 Rotational stiffness-joint interface pressure curve

4 結(jié)論

1.有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值基本一致，該模型可用于預(yù)制槽型拼裝綜合管廊接頭受彎性能分析。

2.試驗(yàn)和有限元結(jié)果均表明，試件最終發(fā)生拼縫面受彎破壞，主要表現(xiàn)為拼縫面上部混凝土受壓破壞，預(yù)應(yīng)力筋受拉屈服，破壞時(shí)兩個(gè)試件在拼縫面處發(fā)生較大的相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)。

3.通過有限元參數(shù)分析，受彎承載力和轉(zhuǎn)動(dòng)剛度均隨拼縫界面壓力增加而增大。以預(yù)應(yīng)力筋屈服點(diǎn)計(jì)算接頭的割線轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，3個(gè)有限元試件的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度范圍在（0.65～1.58）×104kN·m／rad之間，剛度變化較大。

4.采用線性擬合建立了受彎承載力與拼縫界面壓力以及轉(zhuǎn)動(dòng)剛度與拼縫界面壓力的關(guān)系曲線，擬合回歸效果較好。