综合管廊是指在城市地下建造一个隧道空间, 将电力、通信、燃气、给排水等市政管线收纳其中, 实施统一规划、统一管理, 是保障城市运行的生命线工程。预制拼装综合管廊是在工厂内分节段浇筑成型, 现场采用拼装工艺施工形成整体的综合管廊, 施工周期短、质量易保证、环保节能综合效益显著是综合管廊的发展趋势。

叠合板式拼装综合管廊是指管廊侧壁采用双面叠合板, 通过可靠的连接方式装配而成的单舱或多舱综合管廊。与现浇管廊相比, 叠合板式拼装综合管廊节省模板和人工, 构件质量好, 施工速度快;与其他类型预制管廊相比, 叠合板式拼装综合管廊具有预制构件自重小、防水性能好等优点, 应用前景广阔。典型的叠合板式拼装综合管廊结构方案如图1所示, 该方案将管廊拆分成壁板、顶板和底板, 其中壁板为双面叠合板, 顶板为叠合板, 底板为现浇板, 之后在现场浇筑混凝土叠合层形成整体。分析表明, 下部节点是叠合板式拼装综合管廊中的关键部位, 典型的下部节点构造如图2所示。

从系统查阅的文献资料看, 目前国内外针对叠合板式拼装综合管廊受力性能方面的研究很少, 仅哈尔滨工业大学开展了少量探索性试验^[1], 且仅针对竖向钢筋采用螺旋箍筋约束浆锚搭接连接构造的叠合板式拼装综合管廊。

鉴于此, 本文以海口市美安一纵路叠合板式拼装综合管廊工程为背景, 基于有限元软件ABAQUS建立叠合板式拼装综合管廊下部关键节点的非线性有限元分析模型, 并开展系统的多参数有限元分析, 重点分析关键参数对叠合板式拼装综合管廊下部节点受力性能的影响规律, 从而为叠合板式拼装综合管廊的推广应用及相关技术标准的编制提供参考。

基于工程原型建立了叠合板式拼装综合管廊下部节点的有限元模型 (见图3) 。该模型的纵向节段长度取桁架筋间距600mm。

模型中混凝土的本构采用GB50010—2010《混凝土结构设计规范》 (2015年版) 推荐的应力-应变关系, 如图4所示。钢筋本构采用弹塑性双折线模型, 其强度和弹性模量取试验实测值, 泊松比取0.3。需要说明的是, ABAQUS软件中混凝土损伤塑性本构模型需指定弹性极限点, 因此参考文献[2], 受压曲线的弹性极限点取上升段0.4f_c对应的应变, 受拉曲线的弹性极限点取上升段0.8f_t对应的应变。此外, 混凝土损伤塑性本构模型的损伤因子按下式计算确定^[3]:

式中:c, t分别为受压和受拉;ε_kⁱⁿ为混凝土拉压情况下的非弹性应变;σ为对应的应力;E_c为混凝土弹性模量;β_k为塑性应变与非弹性应变的比例系数, 本文受压时取0.5, 受拉时取0.7。其他参数:膨胀角取30°, 黏性参数取0.005。

有限元模型中的钢筋采用线性桁架单元T3D2, 其余部件均采用C3D8R实体单元。模型的边界条件根据侧向荷载作用下综合管廊的受力情况, 取一端为铰支座, 另一端为滑动支座。

预制拼缝面是预制结构有别于现浇结构的重要特征之一。本文对节点水平拼缝面的处理采用在对应接触面上设置“表面与表面接触”的相互作用。接触属性的设置, 法向为“硬接触”, 且允许接触后分离, 根据课题组前期进行的预制接头试验, 切向摩擦系数取0.8。而根据管廊节点试验, 双面叠合侧壁中的预制构件与后浇层结合良好, 并无相对滑动, 因此, 管廊侧壁竖向拼缝面的接触属性设置为绑定, 使两者的位移一致。

为验证本文建立的有限元模型合理性, 将有限元分析结果与课题组前期完成的综合管廊节点的低周反复加载试验结果进行了对比^[4], 对比结果如表1和图5所示。

由表1和图5可知, 计算曲线与试验曲线总体形状及变化趋势相近, 有限元计算的峰值荷载和试验得到的峰值荷载基本一致, 与试验值相比, 峰值荷载相差在5.4%以内。PT1试件在正向刚度上计算曲线与试验曲线偏差较大, 可能原因是试验过程中支座滑移较大, 所以试验获得的位移偏大、刚度偏小。由图5可见, 有限元模拟结果与试验结果吻合较好, 该模型可用于叠合板式拼装综合管廊的受力性能分析。

为研究叠合板式拼装综合管廊节点的受力性能, 本文系统分析了拼缝位置、腋角尺寸、轴压比等参数对节点试件荷载-位移曲线的影响, 重点研究了破坏形态、承载力和延性系数等结构性能指标。有限元计算参数如表2所示, 对于拼缝位置和腋角尺寸的参数取值参考常见的工程做法。对于轴压比的取值, 主要考虑综合管廊大多为浅埋地下结构而定。按覆土重度18k N/m³、地面活荷载20k Pa、混凝土强度等级C40计算, 埋深12m的管廊侧壁轴压比约为0.1。

从有限元分析得到的应力、应变云图可以判断管廊节点的破坏形态。无论是边节点还是中节点, 14个有限元试件最终的破坏形态均为受弯破坏, 破坏截面的位置主要集中在腋角变截面和拼缝面附近区域, 如图6所示。

根据有限元参数分析结果, 对于边节点, 试件S-B31和S-B32的破坏截面位于侧壁拼缝面, 其余试件为底板腋角变截面处, 原因是底板配筋要比侧壁小, 而侧壁轴力的增加改变了结构内力, 使得侧壁拼缝面相对更加薄弱;对于中节点, 均为侧壁拼缝面发生受弯破坏, 拼缝位置、腋角尺寸和轴压比的改变并不改变破坏截面的位置, 原因是基于现有工程做法, 侧壁配筋一般要比底板小很多, 侧壁拼缝面是其薄弱截面。

图6a和图7a分别给出了边节点和中节点在不同拼缝位置的荷载-位移曲线。由图6, 7和表2可见:

1) 对于边节点, 不同拼缝位置的荷载-位移曲线基本重合, 正反向承载力最大值和最小值偏差在5%以内, 侧壁拼缝位置的影响不明显, 这是因为边节点的破坏截面位于底板腋角变截面处。

2) 对于中节点, 承载力随拼缝面位置的提高而增大, 拼缝面在腋角变截面以上200mm和300mm的承载力分别比在腋角变截面增加了7.2%和18.9%, 这是因为中节点的破坏截面位于侧壁拼缝处, 拼缝位置的提高减少了截面内力, 在相同截面抗弯承载力之下试件的水平承载力得以提高。

图6b和图7b分别给出了边节点和中节点在不同腋角尺寸下的荷载-位移曲线。由图6, 7和表2可见:

1) 对于边节点, 承载力随腋角尺寸的增大而提高。与工程中常用的腋角尺寸h=150mm相比, 无腋角的承载力在正向上降低了27.1%, 在反向上降低了15.5%;腋角尺寸h=200mm在正向上提高了5.0%, 在反向上提高了5.9%。由此可知, 取消叠合板式拼装综合管廊下部边节点的腋角对承载力影响较大, 正向比反向更为明显, 而进一步增加腋角尺寸对承载力提高不大。

2) 对于中节点, 腋角尺寸对承载力的影响很小, 承载力最大值和最小值偏差仅在1%以内。由此可知, 取消叠合板式拼装综合管廊下部中节点的腋角对承载力影响不大。

图6c和图7c分别给出了边节点和中节点在不同轴压比下的荷载-位移曲线。由图6, 7和表2可见:

1) 对于边节点和中节点, 承载力均随轴压比的增大而提高。

2) 对于边节点, 与无轴压相比, 轴压比n=0.05和n=0.1的承载力分别提高了6.9%和13.9%;对于中节点, 与无轴压相比, 轴压比n=0.05和n=0.1的承载力分别提高了9.3%和18.6%。相比于边节点, 轴压比对中节点的影响更大。

表3给出了各试件的延性系数, 其中屈服位移Δ_y按能量法计算, 极限位移Δ_u取试件承载力下降至峰值荷载的85%时的位移值, 如果没有明显下降段, 则取破坏截面受压侧混凝土达到极限压应变时对应的位移值。由表3可知:

1) 边节点的延性系数在2.2~2.9, 中节点的延性系数在3.1~5.6, 中节点的延性优于边节点, 这是由于中节点试件相比于边节点多了1块底板参与受力变形, 增加了耗能。

2) 拼缝位置对延性的影响不明显;有腋试件的延性优于无腋试件, 而腋角尺寸150mm和200mm的延性区别不大;轴压比对延性的影响, 总体随轴压比的增加而减小, 对中节点试件的影响更为显著。

1) 有限元模拟结果与试验结果吻合较好, 承载力计算值与试验值基本一致, 该模型可用于叠合板式拼装综合管廊的受力性能分析。

2) 试件的最终破坏形态均为受弯破坏, 破坏截面的位置主要集中在腋角变截面和拼缝面。

3) 拼缝位置对边节点承载力的影响不明显, 而对于中节点, 承载力随拼缝面位置的提高而增大;腋角尺寸对边节点承载力的影响较大, 取消加腋会使正向承载力降低27.1%, 而对于中节点, 腋角尺寸的影响很小, 可以考虑取消腋角;对于边节点和中节点, 承载力均随轴压比的增大而提高。

4) 通过分析比较, 中节点的延性明显优于边节点, 有腋试件的延性优于无腋试件, 增加轴压比将降低延性。