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

城市地下綜合管廊是一種納入2種及以上市政管線(xiàn)的公共隧道。預(yù)制拼裝綜合管廊是指采用可靠連接將預(yù)制單元構(gòu)件在工地現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行拼裝，使構(gòu)件形成整體。預(yù)制拼裝混凝土綜合管廊與現(xiàn)澆管廊相比，具有良好的經(jīng)濟(jì)、社會(huì)和環(huán)境效益，近年來(lái)在國(guó)內(nèi)發(fā)展較快［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(guò)預(yù)應(yīng)力筋將槽型構(gòu)件連接起來(lái)，無(wú)濕作業(yè)、施工便捷，一般適用于不大于4艙的綜合管廊。

預(yù)制槽型拼裝管廊結(jié)構(gòu)由于存在預(yù)應(yīng)力連接接頭，其受力性能與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)明顯不同。本文作者所在課題組［2，3］先后開(kāi)展了預(yù)制槽型拼裝綜合管廊接頭受彎性能試驗(yàn)研究、整體結(jié)構(gòu)靜力性能和抗震性能試驗(yàn)研究，并提出了該類(lèi)預(yù)制管廊的接頭和整體設(shè)計(jì)計(jì)算模型，但尚未開(kāi)展接頭受剪性能方面的研究。張銓婧［4］開(kāi)展了帶凹凸榫槽的預(yù)應(yīng)力鋼棒連接接頭受剪性能有限元分析，結(jié)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(cuò)動(dòng)量，但該分析中有限元模型的合理性上缺乏相應(yīng)的試驗(yàn)驗(yàn)證。

鑒于此，本文以六盤(pán)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)制槽型拼裝綜合管廊橫向接頭受剪性能有限元分析模型，開(kāi)展了多參數(shù)分析，重點(diǎn)分析了預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量和拼縫面摩擦系數(shù)對(duì)接頭受剪性能的影響規(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

預(yù)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(zhǎng)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)造建模?？紤]到側(cè)壁內(nèi)外側(cè)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(yīng)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(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。塑性損傷模型中的膨脹角取為30°，粘滯系數(shù)取為0.001［5］。

鋼筋本構(gòu)采用彈塑性雙折線(xiàn)模型。鋼筋的強(qiáng)度和彈性模量均根據(jù)試驗(yàn)實(shí)測(cè)值進(jìn)行設(shè)置。有限元模型中的預(yù)應(yīng)力筋和普通鋼筋均采用線(xiàn)性桁架單元T3D2，混凝土采用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)?；炷恋木W(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(wèn)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。

通過(guò)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

本文作者前期完成了側(cè)壁橫向接頭的受剪性能試驗(yàn)研究［6］，試件配筋如圖2所示。混凝土強(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(yàn)加載示意Fig.3 Diagram of test loading

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

圖4 試驗(yàn)加載裝置Fig.4 Test loading device

試件在荷載作用下，經(jīng)歷了靜摩擦、帶滑移工作和剪切破壞三個(gè)受力階段，最終發(fā)生拼縫面受剪破壞。具體破壞形態(tài)為：兩個(gè)試件在拼縫面發(fā)生較大的相對(duì)滑移，破壞時(shí)中部預(yù)應(yīng)力筋受拉屈服，拼縫面附近，特別是預(yù)應(yīng)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(xiàn)少量彎曲裂縫，直至破壞普通鋼筋應(yīng)變均較小。試驗(yàn)破壞形態(tài)如圖5所示，有限元模擬的破壞形態(tài)如圖6所示。

圖5 試驗(yàn)破壞形態(tài)Fig.5 Failure mode of the test

有限元分析與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比曲線(xiàn)如圖7所示。其中，圖7a為剪力-相對(duì)滑移曲線(xiàn)，曲線(xiàn)由兩部分組成，兩部分均近似為直線(xiàn)，由圖可見(jiàn)有限元分析與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。受剪承載力計(jì)算值為387.3kN·m，試驗(yàn)值為389.8kN·m，計(jì)算值與試驗(yàn)值接近，相差0.6%。第一段直線(xiàn)對(duì)應(yīng)靜摩擦階段，相對(duì)滑移很小，剪切剛度大；第二段直線(xiàn)對(duì)應(yīng)帶滑移工作階段，預(yù)應(yīng)力筋的銷(xiāo)栓作用明顯，由于鋼筋逐漸屈服，導(dǎo)致相對(duì)滑移大，剪切剛度明顯降低。

試件的剪力-撓度曲線(xiàn)如圖7b所示，D1、D2分別表示拼縫面右側(cè)和左側(cè)的撓度試驗(yàn)值，D3、D4表示拼縫面相應(yīng)的有限元計(jì)算值。荷載作用下，在靜摩擦階段，拼縫面兩側(cè)均發(fā)生向下的撓度；在帶滑移工作階段，拼縫面右側(cè)發(fā)生向下的撓度，而左側(cè)發(fā)生向上的撓度。計(jì)算值總體與試驗(yàn)值吻合較好。

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

試件的剪力-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變曲線(xiàn)如圖7c所示。根據(jù)材性試驗(yàn)，預(yù)應(yīng)力實(shí)測(cè)屈服應(yīng)變?yōu)?819με。加載到峰值之前，試驗(yàn)及有限元的預(yù)應(yīng)力筋均發(fā)生屈服。相同剪力作用下，預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變的有限元計(jì)算值相比試驗(yàn)值略小。

3 參數(shù)分析

為進(jìn)一步研究預(yù)制槽型拼裝綜合管廊橫向接頭的受剪性能，本文分析了預(yù)應(yīng)力筋配筋量和拼縫面摩擦系數(shù)對(duì)橫向接頭受剪承載力和剛度的影響規(guī)律。有限元參數(shù)及主要計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1。需要說(shuō)明的是，預(yù)應(yīng)力筋配筋量主要通過(guò)改變預(yù)應(yīng)力筋直徑來(lái)實(shí)現(xiàn)。

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

3.1 預(yù)應(yīng)力筋配筋量

圖8 給出了試件在不同預(yù)應(yīng)力筋配筋量下的剪力-相對(duì)滑移曲線(xiàn)，結(jié)合表1可見(jiàn)：

（1）預(yù)應(yīng)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(yù)應(yīng)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(yù)應(yīng)力筋面積減小了72%，承載力和剛度分別減少了66%和69%。預(yù)應(yīng)力筋配筋量對(duì)接頭的受剪承載力和剪切剛度影響較大，這是因?yàn)樵黾优浣盍刻岣吡似纯p面的預(yù)壓應(yīng)力，增加了試件之間的摩擦作用，同時(shí)鋼筋的銷(xiāo)栓作用得以提高。

（3）拼縫面極限相對(duì)滑移隨預(yù)應(yīng)力筋配筋量增加而減少。

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 不同預(yù)應(yīng)力筋配筋量下的接頭剪力-滑移曲線(xiàn)Fig.8 Shear-slip curves of different prestressed reinforcement

3.2 拼縫面摩擦系數(shù)

圖9 給出了試件在不同拼縫面摩擦系數(shù)下的剪力-相對(duì)滑移曲線(xiàn)，結(jié)合表1可見(jiàn)：

（1）摩擦系數(shù)越大，受剪承載力和剪切剛度越大。

（2）試件SV-2-1（摩擦系數(shù)0.6）與試件SV-0（摩擦系數(shù)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(shù)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(shù)對(duì)剪切剛度的影響更為顯著。但相對(duì)而言，與配筋量參數(shù)相比，對(duì)結(jié)構(gòu)性能的影響并不顯著。

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

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

4 結(jié)論

1.基于ABAQUS軟件建立了預(yù)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(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值基本接近，該模型可用于預(yù)制槽型拼裝綜合管廊接頭受剪性能分析。

2.試驗(yàn)和有限元結(jié)果均表明，試件最終發(fā)生拼縫面受剪破壞。具體破壞形態(tài)為：兩個(gè)試件在拼縫面處發(fā)生較大的相對(duì)滑移，破壞時(shí)預(yù)應(yīng)力筋受拉屈服，拼縫面附近發(fā)生局部混凝土受壓破壞。

3.通過(guò)有限元參數(shù)分析，預(yù)應(yīng)力筋配筋量和拼縫面摩擦系數(shù)對(duì)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(yù)應(yīng)力筋配筋量增加而增大，隨摩擦系數(shù)的增加而增大。

4.5個(gè)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(shù)量級(jí)而言，剛度變化較大。