丁思盼，夏樟華，許有勝，王遠(yuǎn)洋

( 1.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 福州 350108；2.深圳市市政設(shè)計研究院有限公司， 廣東 深圳 518035)

城市地下綜合管廊是指在城市地下用于集中敷設(shè)電力、通信、廣播電視、給水、排水、熱力、燃?xì)獾裙こ坦芫€的公共隧道及附屬設(shè)施[1-2]。從誕生至今將近有兩百年的歷史，在許多發(fā)達(dá)國家得到極大發(fā)展，成為市政建設(shè)與公共管理現(xiàn)代化的象征[2-5]。近年來，我國通過設(shè)置多個試點(diǎn)城市，發(fā)布相關(guān)政策與規(guī)范，推進(jìn)管廊建設(shè)，以解決“馬路拉鏈”，“空中蜘蛛網(wǎng)”等難題。隨著建筑工業(yè)化的進(jìn)程，預(yù)制裝配技術(shù)在管廊建設(shè)中得到廣泛的應(yīng)用，其中以預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊為主，其具有連接可靠，耐久性高的優(yōu)勢，可大幅提高施工速度，縮短工期[6]。管廊接頭是整個管廊結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部位，若接頭發(fā)生較大的變形，不僅對管廊結(jié)構(gòu)造成破壞，引起滲漏水、不均勻沉降等病害，甚至?xí)?dǎo)致管廊內(nèi)部管線設(shè)備的銹蝕損壞。

目前，閆鑫雨等[7]對于采用弧形螺栓+榫槽的綜合管廊接頭進(jìn)行足尺模型試驗(yàn)，比較不同材料的管廊接頭的抗彎剛度與抗剪強(qiáng)度。李榮華等[8]利用FLAC3D有限差分方法模擬土工布對填土沉降的防護(hù)以及土工格柵的構(gòu)造因素對外部荷載作用下的管廊防護(hù)進(jìn)行研究。顧衛(wèi)兵等[9]通過足尺試驗(yàn)比較預(yù)制裝配式管廊與現(xiàn)澆管廊的力學(xué)性能差異。馬姣蓉[10]對于采用剪力鍵+斜螺栓的分塊預(yù)制拼裝管廊接頭進(jìn)行彈性試驗(yàn)與破壞試驗(yàn)，確定應(yīng)力集中區(qū)域，并針對該接頭提出改善措施。余澤[11]基于DKT(離散基爾霍夫技術(shù))建立一種預(yù)制綜合管廊的新型板-接頭計算模型，通過對數(shù)值算例進(jìn)行對比分析，該單元與以往的梁-彈簧模型相比，在變形與受力上更加符合預(yù)制綜合管廊結(jié)構(gòu)的實(shí)際受力情況。朱瑤宏等[12]通過足尺試驗(yàn)方法，針對直螺栓與彎曲螺栓兩種不同形式的接縫進(jìn)行接頭的極限承載能力進(jìn)行研究，通過對比分析得到兩種螺栓的破壞過程大致相同，從總體來看，彎曲螺栓的承載能力要略大于直螺栓。沈繼美等[13]針對采用直螺栓連接的預(yù)制綜合管廊接頭的螺栓預(yù)緊度與節(jié)段承載力進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，通過對比分析，得到螺栓連接的最適合的預(yù)緊度范圍。

在實(shí)際工程中，預(yù)制拼裝綜合管廊的接頭常常因土體及外部荷載作用而發(fā)生較大變形，從而引起管廊滲漏或土體侵蝕等病害，因此，根據(jù)上海世博會綜合管廊示范工程為背景[14]，以平接頭足尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑檠芯繉ο?，基于ABAQUS軟件針對預(yù)制預(yù)應(yīng)力接頭進(jìn)行分析，從破壞過程、普通鋼筋及預(yù)應(yīng)力筋變化情況、接頭抗彎剛度、接頭截面變形情況等方面進(jìn)行研究，通過與試驗(yàn)結(jié)果的對比進(jìn)一步證明了有限元計算方法的可行性，為預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊的接頭受力性能研究提供依據(jù)。

1 建立有限元模型

1.1 模型設(shè)計

該接頭模型由兩塊預(yù)制混凝土板通過一根預(yù)應(yīng)力筋進(jìn)行拼裝而成,預(yù)制混凝土板的尺寸為長2 400 mm，寬1 000 mm，高300 mm。如圖1所示。

圖1 結(jié)構(gòu)尺寸圖(單位:mm)

所采用的預(yù)應(yīng)力筋為有粘結(jié)形式的Φ32精軋螺紋鋼筋，混凝土采用的是C40混凝土，混凝土板內(nèi)的縱向受力鋼筋采用的是直徑為12 mm的HRB400鋼筋，鋼筋間距為150 mm，橫向分布鋼筋采用的是直徑為16 mm的HRB400鋼筋，保護(hù)層厚度為50 mm，具體材料性質(zhì)見表1。

表1 材料性質(zhì)表

1.2 網(wǎng)格劃分

預(yù)制混凝土板在截面高度上劃分為5個網(wǎng)格單元，沿縱向劃分為12個網(wǎng)格單元，在橫向劃分為10個網(wǎng)格單元，采用的單元類型為C3D8R網(wǎng)格單元。鋼筋與預(yù)應(yīng)力筋的網(wǎng)格單元在沿鋼筋方向上劃分為10個網(wǎng)格單元，采用的單元類型為T3D2單元。網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分

1.3 加載方式與邊界條件

該模型的加載步驟分為兩步，首先在水平方向上施加預(yù)應(yīng)力，其次在豎直方向上施加豎向荷載。其中兩個荷載作用位置距離接頭處500 mm。兩個支座位于預(yù)制混凝土板端部，加載示意圖見圖3。

圖3 加載方式(單位:mm)

邊界條件設(shè)置于兩端墊塊耦合點(diǎn)處，邊界條件為一端固定，一端滑動。施加預(yù)應(yīng)力的方法為降溫法[15]，需要根據(jù)公式計算得到施加預(yù)應(yīng)力所需要降低的溫度，創(chuàng)建并設(shè)置初始溫度場，在靠跨中位置的兩墊塊耦合點(diǎn)處施加相同的豎向荷載。

2 接頭受力過程分析

2.1 預(yù)應(yīng)力張拉完成

根據(jù)U1方向的位移云圖(見圖4(a))可以看出整個試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮赬方向上的位移基本為負(fù)值，收縮最大值為-0.108 4 mm，出現(xiàn)在預(yù)應(yīng)力筋附近，這表示通過降溫法進(jìn)行預(yù)應(yīng)力張拉的預(yù)應(yīng)力筋存在明顯收縮情況。從U2方向的位移云圖(見圖4(b))可以看出在兩塊混凝土板的鄰近接頭區(qū)域產(chǎn)生的豎向位移為正值，但十分微小，在跨中處產(chǎn)生的最大位移為0.010 9 mm。通過以上兩點(diǎn)可以說明在張拉完成預(yù)應(yīng)力時，兩個預(yù)制混凝土板之間的接頭是完全閉合的，且在邊界條件及預(yù)應(yīng)力張拉的作用下，接頭模型有輕微的反拱趨勢現(xiàn)象，相關(guān)云圖結(jié)果見圖4。

2.2 施加豎向荷載

在對接頭模型施加豎向荷載的過程中，總共經(jīng)歷兩個階段，分別是消壓、屈服階段。接頭模型混凝土應(yīng)力云圖如圖5所示。由于預(yù)應(yīng)力的作用，且預(yù)應(yīng)力筋布置于截面中心處，可以從應(yīng)力云圖的結(jié)果中看出接縫處的混凝土接縫處全截面受壓。隨著豎向荷載的不斷增加，由豎向荷載產(chǎn)生的純彎矩不斷增大，由彎矩作用產(chǎn)生混凝土截面上的拉應(yīng)力與預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生的初始壓應(yīng)力相互抵消，此時接縫下部將會逐漸張開，當(dāng)豎向荷載大約在23 kN時，接縫下緣的張開量為0.08 mm，說明已經(jīng)達(dá)到消壓狀態(tài)。

接頭下緣的張開量隨荷載逐漸增大，通過應(yīng)力云圖的結(jié)果對比可知，這是因?yàn)榻涌p處下緣在逐漸張開，張開后的預(yù)制混凝土板間不存在壓應(yīng)力，接頭受壓區(qū)減少。接縫上緣混凝土接觸區(qū)的壓應(yīng)力也在不斷增大。同時預(yù)應(yīng)力筋也發(fā)生相應(yīng)的變形，隨著荷載的繼續(xù)增大，接縫的張開量迅速增大，當(dāng)預(yù)應(yīng)力筋達(dá)到屈服強(qiáng)度即807 MPa時，接頭達(dá)到屈服狀態(tài)。

圖4 位移云圖

圖5 應(yīng)力云圖

3 接頭受力性能分析

3.1 荷載撓度曲線

荷載-撓度關(guān)系曲線見圖6，通過對接頭模型的破壞過程分析可知，接頭模型在豎向荷載作用下經(jīng)歷消壓、屈服兩個階段，通過荷載-撓度曲線可知，接頭模型的消壓荷載為23 kN，對應(yīng)的撓度值為0，當(dāng)豎向荷載達(dá)到了65 kN時，接頭才開始發(fā)生下?lián)?，屈服荷載為110 kN，最大撓度值為24.3 mm。

圖6 荷載-撓度曲線

3.2 普通鋼筋的應(yīng)力應(yīng)變情況

承受外力作用時，鋼筋與混凝土間的粘結(jié)作用增加了管廊節(jié)段的延性及抗變形能力。通過有限元模擬分別取預(yù)制混凝土板中受壓側(cè)與受拉側(cè)的普通鋼筋中的兩處的應(yīng)力值與應(yīng)變值，構(gòu)成荷載關(guān)系曲線，如圖7所示。結(jié)果表明在豎向荷載作用下，兩位置的鋼筋應(yīng)變值隨荷載增大而增大，受壓側(cè)鋼筋應(yīng)變值增加速度較慢，而受拉側(cè)鋼筋應(yīng)變值增加速度較快。當(dāng)達(dá)到屈服時，受壓側(cè)鋼筋應(yīng)變值小于200 με，而在試驗(yàn)中受壓側(cè)鋼筋應(yīng)變值也小于200 με，并未發(fā)生屈服現(xiàn)象。

圖7 普通鋼筋荷載-應(yīng)變曲線

3.3 預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力情況

根據(jù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)變與荷載的關(guān)系曲線圖8結(jié)果可知，在張拉完成時，預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力大小為390.5 MPa，應(yīng)變值為1 982 με，在對接頭模型施加豎向荷載的過程中，當(dāng)荷載范圍在0 kN～23 kN內(nèi)，預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力無明顯變化，當(dāng)荷載范圍在23 kN～75 kN時，預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力發(fā)生變化，但變化幅度較小。當(dāng)荷載范圍在65 kN～110 kN時，預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力發(fā)生明顯變化，變化幅度大。當(dāng)荷載達(dá)到110 kN時，預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力值為807 MPa，應(yīng)變值為4 096.4 με，此時接頭模型達(dá)到屈服。

圖8 預(yù)應(yīng)力筋荷載-應(yīng)變曲線

3.4 接頭截面變形情況

取截面高度不同位置作為變形觀測點(diǎn)，分別取得不同加載力時提取其在U1方向上的位移、經(jīng)過處理后得到在不同截面高度處的變形量，如圖9所示。接頭截面分為兩個部分，分別為混凝土受壓區(qū)與分離區(qū)。隨著豎向荷載的增大，接頭底部分離區(qū)的張開量隨荷載逐漸增大，最大為12.2 mm，而頂部的混凝土受壓區(qū)高度逐漸減少并趨于穩(wěn)定。在實(shí)際工程中，接頭張開量過大會導(dǎo)致水分或土體易滲入其中，可采用組合接頭形式以減小接頭變形。

圖9 截面變形情況圖

3.5 接頭抗彎性能及抗彎剛度

從圖10中可以看出在施加豎向荷載的全過程中，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕宇^經(jīng)過了消壓與屈服兩個受力階段。在消壓前接頭并沒有發(fā)生明顯的轉(zhuǎn)動，此時該試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷目箯潉偠鹊韧谡麧不炷?。在消壓后，開始發(fā)生微小轉(zhuǎn)角，隨著荷載的增大，轉(zhuǎn)角值也在不斷的變大，接頭的抗彎剛度逐漸減小，隨著荷載的繼續(xù)增大，接頭的轉(zhuǎn)角變化更加迅速，這說明在受到豎向荷載作用下，接頭變形呈非線性特征。隨著荷載達(dá)到屈服時，接頭所受到的彎矩值為76.7 kN·m，轉(zhuǎn)角位移值為0.041 rad。

圖10 彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

在有限元模擬過程中，將接頭的轉(zhuǎn)角值定義為接頭的變形量與截面高度的比值。接頭抗彎剛度的定義為接頭處產(chǎn)生單位轉(zhuǎn)角時所受到的彎矩大小，接頭抗彎剛度能夠有效的反應(yīng)接頭在轉(zhuǎn)動過程的變形趨勢以及變形大小。由圖可知接頭的抗彎剛度即為曲線斜率，在荷載初期，曲線斜率最高，接頭的抗彎剛度較大，隨著荷載的增加，接頭的抗彎剛度緩慢減小，當(dāng)荷載達(dá)到40 kN時，抗彎剛度發(fā)生明顯變化，且變化速度加快，當(dāng)荷載繼續(xù)增加時，抗彎剛度繼續(xù)減小，當(dāng)接頭屈服，抗彎剛度降至最低。

3.6 有限元分析方法對比驗(yàn)證

為驗(yàn)證有限元分析方法的可行性，故將有限元分析與原型試驗(yàn)[14]結(jié)果進(jìn)行對比分析，如表2所示。

表2 有限元結(jié)果對比分析表

由于有限元分析方法驗(yàn)證的重點(diǎn)在于荷載作用階段，為保證在荷載作用下的對比結(jié)果準(zhǔn)確。故通過降溫法模擬的預(yù)應(yīng)力大小值與試驗(yàn)保持一致。通過上述分析結(jié)果與試驗(yàn)對比可知，兩者都存在消壓與屈服階段，且屈服的標(biāo)志均為預(yù)應(yīng)力筋達(dá)到屈服。兩者在消壓荷載、屈服荷載、屈服撓度等方面的誤差在10%以內(nèi)，均符合要求。由此可知，針對該類接頭類型進(jìn)行研究時，有限元分析方法不乏是一種行之有效的手段。

4 結(jié) 論

本文通過ABAQUS軟件建立預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊接頭有限元模型，并針對以下幾個方面進(jìn)行研究：

(1) 分析研究了在豎向荷載作用下接頭變形與預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力的關(guān)系，結(jié)果表明接頭模型達(dá)到屈服的標(biāo)志為預(yù)應(yīng)力筋達(dá)到屈服，而結(jié)構(gòu)內(nèi)部的普通鋼筋通常不會發(fā)生屈服。

(2) 分析研究了在豎向荷載作用下接頭模型的破壞過程，接頭的破壞過程分為消壓與屈服兩個階段，隨著豎向荷載所產(chǎn)生的彎矩作用不斷增大，與預(yù)應(yīng)力作用相抵消，進(jìn)入消壓階段，接頭截面也在這個過程中分為混凝土受壓區(qū)與分離區(qū)，由于受彎矩作用，頂部混凝土受壓區(qū)持續(xù)減少，最后趨于穩(wěn)定，接頭的消壓荷載與屈服荷載分別為23 kN與110 kN，當(dāng)達(dá)到屈服時，接頭的跨中撓度最大為24.3 mm，最大張開量為12.2 mm。

(3) 分析研究了在豎向荷載作用下接頭的抗彎性能，對接頭抗彎剛度進(jìn)行研究，在加載過程中，接頭的抗彎剛度呈非線性變化，加載初始時，接頭的抗彎剛度相當(dāng)于整澆混凝土，達(dá)到消壓彎矩后，接頭的抗彎剛度逐漸減小，隨著荷載的增大，抗彎剛度急劇減小，直到屈服，此時接頭模型所承受的彎矩為76.7 kN·m，最大轉(zhuǎn)角值為0.041 rad。

(4) 將有限元分析與原型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比分析，結(jié)果表明兩者在破壞過程上基本一致，對于消壓荷載、屈服荷載、屈服撓度等關(guān)鍵結(jié)果的誤差都在10%以內(nèi)，均符合要求。證明有限元分析方法的可行性，為管廊接頭受力性能的研究提供依據(jù)。