综合管廊是指将两种以上的城市管线集中设置于同一人工空间中, 所形成的一种现代化、集约化的城市基础设施^[1]。与传统市政管线直埋或架空的铺设方式相比, 综合管廊避免了道路的反复开挖, 便于管线的增设和维护, 延长了管线的使用寿命, 符合现代化城市的发展需求^[2]。

从系统查阅的文献资料来看, 目前国内外关于预制拼装综合管廊的研究成果较少。在国外, Anil K.Garg^[3]对整舱预制拼装综合管廊的抗剪性能进行了试验研究, 结果表明该类管廊具有较高的抗剪承载力, 可以满足设计要求。在国内, 自2007年以来, 课题组^[4,5,6,7]先后开展了预制槽型拼装综合管廊拼缝防水性能、接头和结构整体静力性能以及抗震性能的试验研究, 并提出了该类预制管廊的防水设计方法、接头和整体的抗弯模型。田子玄^[8]开展了叠合板式拼装综合管廊节点和整体的静力性能研究, 试验结果表明该类节点的受力性能与现浇对比试件基本相同, 整体结构的受力性能和防水性能均满足设计要求。

总体来看, 国内外有关预制拼装综合管廊的试验研究存在以下问题: (1) 目前针对预制拼装综合管廊的研究还很少, 对其受力性能的关键影响因素及其影响规律的认识还不系统和深入; (2) 现有研究主要针对预制槽型拼装和叠合板式拼装综合管廊, 在工程适用性方面存在一定的局限性。

针对上述问题, 课题组首先提出了一种预制混凝土板式拼装综合管廊的结构方案^[9]。该预制拼装综合管廊由预制底板、预制壁板和预制顶板等构件组成, 其中预制底板与预制壁板采用套筒灌浆连接, 预制顶板与预制壁板通过现浇混凝土节点核心区连接 (见图1) 。此类预制拼装综合管廊的主要特点是:预制构件质量小, 降低了运输、吊装难度, 可以满足大截面管廊的施工要求, 且能够增加预制管廊单个节段长度, 减少了变形缝数量。

课题组前期完成的工艺试验和部分节点试验结果表明, 这一结构方案可保证预制拼装综合管廊具有良好的受力性能^[9]。在此基础上, 本文拟基于有限元软件ABAQUS开展系统的非线性有限元参数分析, 重点研究腋角高度、侧壁轴压比和底板边界等关键参数对预制混凝土板式拼装综合管廊下部边节点受力性能的影响规律, 从而为此类预制拼装综合管廊的推广应用以及相关技术标准的编制提供参考。

ABAQUS软件拥有丰富的单元库, 其中线性减缩积分实体单元C3D8R在弯曲荷载下不易发生剪力自锁, 且对位移求解结果较精确^[10], 故选择该单元模拟混凝土。钢筋主要承受轴向拉压力, 故选用三维桁架单元T3D2, 只计算轴向荷载, 不考虑弯矩。

塑性损伤本构模型对于模拟单调静力荷载和反复荷载作用下混凝土结构的受力行为均较为适用^[10]。本文采用塑性损伤模型, 并使用各向同性损伤结合各向同性拉伸和压缩来模拟材料的非线性行为。综合考虑计算的精确性和分析效率, 混凝土损伤模型参数取值如表1所示。

钢筋本构选用各向同性的理想弹塑性模型, 屈服强度和弹性模量均根据试验实测值进行设置, 以更好地模拟结构的受力性能。

拼缝的界面特性是预制结构有限元计算分析的关键。试验中预制节点拼缝处涉及灌浆料与混凝土的黏结性能以及钢筋销栓力等, 影响因素较多, 难以真实地模拟其受力性能。因此, 本模型不考虑界面的黏结性能, 接触特性由切线方向与法线方向行为构成, 其中法向行为设置为“硬接触” (“hard”contact) , 且允许接触后拼缝面分离;切线行为采用“罚” (penalty) 函数摩擦公式, 摩擦系数设置为0.8。

一般情况下, 钢筋采用灌浆套筒的连接方式比较可靠, 连接接头的破坏形式为钢筋被拉断。文献[11]基于试验过程中灌浆套筒接头的受力特性分析, 对其提出了一种有效的简化数值模拟方法, 即将套筒和灌浆料简化为理想弹塑性模型材料, 且不考虑钢筋和套筒之间的滑移。为节省计算成本, 本文利用上述方法处理钢筋与灌浆料、灌浆料与套筒之间的相互作用。

以某双舱预制混凝土板式拼装综合管廊方案为背景, 对底板与壁板连接的L形边节点的受力性能进行了试验研究, 节点试件如图2所示。混凝土强度等级为C40, 壁板和底板纵筋均为HRB400。该试验采用在壁板顶部施加水平往复荷载的加载模式, 加载过程中底板一端铰接, 另一端滑动, 加载情况如图3所示。

ABAQUS软件对于大型结构的滞回特性难以做到精确有效模拟, 且计算效率偏低, 故本文通过单调位移加载模拟试验的加载过程。

为了对比试验和计算的节点破坏形态, 提取了节点达到极限承载力时的混凝土应变云图和钢筋应力云图。可以看出, 壁板下部腋角变截面区域的钢筋受拉屈服, 腋角顶面至拼缝区域混凝土达到极限压应变, 破坏形态为壁板受弯破坏, 节点核心区仍保持完整, 这与试验结果 (见图4) 较吻合。需要说明的是, 由于有限元模拟的P-Δ曲线的下降段不明显, 试件的承载力取为混凝土达到极限应变时对应的荷载值。

钢筋的荷载-应变曲线如图5所示, S1, S2分别表示拼缝处底板内、外侧连接钢筋, 由于钢筋主要承受拉力, 仅对比钢筋拉应变。由图可知, 计算值与实测值吻合良好。

实测骨架曲线与计算的荷载-位移曲线的对比如图6所示, 由于模型中未考虑钢筋和套筒的滑移以及结构损伤, 故计算值的初始刚度比实测值偏大, 加载后期计算值的下降较为平缓, 但变化趋势相近。

试件承载力及相应位移的有限元计算值与实测值对比如表2所示, 可见计算值与实测值吻合良好。

基于上述有限元模型, 开展了预制混凝土板式拼装综合管廊节点非线性有限元参数分析, 主要参数包括腋角高度、轴压比和底板边界条件等。

对设置不同腋角高度的预制混凝土板式拼装综合管廊节点进行了对比分析。各试件参数及计算结果如表3所示, 荷载-位移曲线及腋角高度与承载力之间的关系曲线如图7, 8所示。从上述图表可以看出, 腋角高度对试件的刚度影响较小;随着腋角高度增大, 节点承载力有所提高, 但当腋角高度增大至壁厚的1.0~1.5倍时, 承载力提升幅度较小。因此, 综合考虑腋角高度对管廊节点受力性能以及管廊内部空间的影响, 建议腋角高度宜取为壁厚的1/2~2/3。

一般情况下, 管廊埋深较浅 (6~10m) , 壁板的轴压比很小, 可近似取为0。但对于一些从下部穿越既有结构的管廊, 其埋深也可能达到20m左右, 此时管廊侧壁的轴压比最大也将达到0.15。因此, 本文对不同轴压比下管廊节点的受力性能进行了对比分析。各试件参数及计算结果如表4所示, 荷载-位移曲线及轴压比与试件承载力之间的关系曲线如图9, 10所示。由上述图表可以看出, 不同试件的刚度基本相同;随着轴压比的增大, 试件的承载力提高;当轴压比增大至0.05时, 试件的破坏位置由壁板转移到底板, 这是由于轴压力增大了壁板的抗弯承载力。

目前在进行综合管廊结构设计和试验研究时, 一般将综合管廊的力学模型简化为底板两端铰接的闭合框架模型^[12]。但实际结构中, 综合管廊的地基支承条件一般可归纳为弹性支承和刚性支承两类。为分析不同地基支承条件对综合管廊受力性能的影响规律, 本文对铰接、弹性支承和刚性支承3种不同的底板边界条件进行对比分析, 其中底板弹性支承和底板刚性支承分别模拟底板与弹性地基和刚性地基的相互作用, 如图11所示。底板弹性支承中法向行为采用“只压不拉”的硬接触, 切线行为采用罚函数摩擦公式, 摩擦系数取0.3, 土体的弹性模量参照常见的砂质黏土, 取为30MPa^[13]。

由于反向加载时地基对底板没有约束作用, 3种边界条件的受力情况相同, 故仅对正向加载时的受力性能进行比较。各试件参数及计算结果如表5所示, 荷载-位移曲线如图12所示。结合上述图表中数据可以看出, 底板弹性支承与底板铰接的受力性能相近 (承载力相差在5.4%以内) , 破坏形态和荷载-位移曲线也基本相同;底板刚性支承的正向承载力比底板铰接高16.4%, 刚度也较大。总体而言, 目前设计中采用的底板两端铰接的闭合框架计算模型合理, 能够保证预制拼装综合管廊结构安全。

1) 基于ABAQUS软件建立了考虑材料非线性、灌浆套筒连接、拼缝等因素影响的有限元模型, 计算结果得到已有试验结果的验证, 计算值与试验值吻合良好。

2) 腋角高度对预制混凝土板式拼装综合管廊下部边节点的刚度影响较小, 但随着腋角高度的增大, 试件的承载力增大。但当腋角高度达到1.0~1.5倍壁厚时, 节点承载力提升幅度较小。综合考虑腋角高度对管廊节点受力性能以及管廊内部空间的影响, 建议腋角高度宜取为壁厚的1/2~2/3。

3) 随着侧壁轴压比的增大, 试件的承载力增大, 当轴压比增大至0.05时, 破坏位置由壁板转移到底板。

4) 底板弹性支承与底板铰接的受力性能接近 (承载力相差在5.4%以内) , 底板刚性支承时节点的正向承载力比底板铰接时高约16.4%。总体而言, 目前设计中采用的底板两端铰接的闭合框架计算模型合理, 能够保证预制混凝土板式拼装综合管廊结构安全。