地下疊合墻接觸面形式的設計研究

于 勇， 李騰飛， 馬軍秋， 于藝林， 田 輝

(1. 中鐵第六勘察設計院集團有限公司， 天津 300000； 2. 中建市政工程有限公司， 北京 100071)

0 引言

近年來，隨著城市地下工程的不斷發展，深大基坑[1-3]越來越多。地下連續墻作為圍護結構形式的一種，因其地層適應性強、施工安全性高等特點，現已逐漸成為復雜地層中深大基坑的首選圍護結構形式； 此外，若能將其作為主體結構內襯墻的一部分[4-7]，既能節約工程投資造價，提高施工效率，又具有整體性能好等優點。在未來的地下工程領域，疊合結構[8]將擁有更加廣闊的運用前景。國內學者對疊合結構進行了很多有意義的研究工作，洪炳欽等[9]對疊合梁斜截面抗剪性能開展了試驗研究，得到了其變形規律；劉文春等[10]運用ANSYS軟件從理論方面研究了疊合梁的抗剪性能，分析了疊合梁的典型特征；李曉春[11]為研究緯三路過江通道工作井的全過程工作形態，分析了疊合墻結構體系的合理性。以上學者針對疊合結構受力特性以及力學行為等方面開展了大量工作，但在疊合結構施工以及疊合構造方面還缺乏一定的研究。

疊合結構施工通常在已完成施工的結構接觸面上采用機械鑿毛或設置鋼筋接駁器等方式進行前期處理，后期與現澆混凝土澆筑成整體，接觸面的預處理措施則主要起到剪力傳遞的目的。但因其接觸面預處理施工難度大、工期長、剪力槽設置參差不齊等原因，疊合結構在實際運用過程中效果并不理想。

因此，本文針對上述問題提出一種便于施工的預制疊合結構形式，運用ANSYS有限元軟件對波浪形、三角形以及梯形波紋結構面進行模擬受力分析，通過結果對比選出一種受力良好的結構面作為疊合結構的剪力槽，然后對采用該剪力槽的疊合結構、未采用該剪力槽的平面疊合結構以及現澆整體結構通過現場靜力荷載試驗分析研究其變形協調性、力學行為和變形規律，以期為城市地下工程的設計和進一步的理論研究提供參考和借鑒。

1 疊合面形式的有限元分析

本文對波浪形、三角形以及梯形波紋結構面選取3組較為常見的典型尺寸，并采用ANSYS有限元軟件進行受力分析，通過分析結果對比為后續現場靜力荷載試驗提供依據。

1.1 計算模型及單元選取

本次模擬計算分析模型共3組，分別記為A-1、A-2、A-3,水平向模型長度為1.0 m，剪力槽高度均為30 mm。具體結構模型尺寸如圖1所示。

(a) A-1模型

(b) A-2模型

(c) A-3模型

計算模型為二維結構荷載橫斷面模型，采用8節點PLANE183單元進行模擬，材料本構關系為線彈性。在本次模擬過程中僅對不同類型結構面形式在受到剪切力的作用下進行受力及變形分析，預制板與現澆板接觸面摩擦因數取值均為0.5，忽略實際施工過程中新舊混凝土接觸面的差異性以及材料自身等因素。具體計算參數如表1所示。

表1 模型參數表

1.2 模型邊界條件以及荷載

結構模型的邊界條件為： 預制板底面(非接觸面)邊界施加水平方向以及豎直方向上的固定約束，現澆板頂面(非接觸面)施加豎直方向上的約束力。有限元計算模型如圖2所示。

圖2 有限元計算模型圖

為了更好地對比上述3類接觸面的受力情況，對A-1、A-2、A-3模型現澆塊分別施加5組水平向面節點荷載，分析其受力結果，5組荷載依次為5、10、20、50、100 kN。

1.3 模擬結果與分析

1.3.1 結構應力分析

圖3示出模型結構應力模擬結果。由圖3可知： 3組結構模型在初始階段均表現為線性變化,應力最大值隨施加切向荷載的增大而增大,A-1組模型在荷載增大至50 kN后存在一個明顯的拐點,增大幅度降低，最大值達到2.56×106kN； A-2和A-3組模型結構應力均小于A-1組，最大值分別為1.94×106kN和2.45×106kN。同時，根據應力云圖可知： A-2組模型預制塊整體結構應力增長較大； A-3組模型僅在接觸面處存在結構應力集中現象，其他區域應力較小。

(a) A-1模型結構應力云圖(單位： N)

(b) A-2模型結構應力云圖(單位： N)

(c) A-3模型結構應力云圖(單位： N)

(d) 模型應力變化統計圖

1.3.2 接觸面壓力分析

圖4示出模型結構接觸面壓力模擬結果。由圖4可知： 與結構應力模擬結果基本相同,接觸面壓力最大值隨施加切向荷載的增大而增大,A-1組模型在荷載增大至50 kN后存在一個明顯的拐點,增大幅度降低，最大值達到1.14×106kN； A-2和A-3組模型接觸面壓力均小于A-1組，最大值分別為6.09×105kN和6.59×105kN。同時，根據應力云圖可知： A-2組模型在接觸面存在多處應力集中現象； A-1和A-3組模型接觸面壓力僅在2處達到最大值，其他區域壓力均小于最大值。

(a) A-1模型接觸面壓力云圖(單位： N)

(c) A-3模型接觸面壓力云圖(單位： N)

(d) 模型接觸面壓力變化統計圖

1.3.3 接觸面滑移分析

圖5示出模型接觸面滑移量模擬結果。由圖5可知： A-1組模型接觸面滑移量增長最快，最大值達到2.84×10-3mm; A-2和A-3組接觸面滑移量最大值分別為2.628×10-3mm和1.791×10-3mm。A-1組模型在荷載增大至50 kN后存在一個明顯的拐點,之后呈水平狀，由此推斷A-1組模型接觸面摩阻力此時已基本達到最大值； A-2組模型在荷載增大至50 kN后存在一個小幅度的拐點,接觸面滑移量基本表現為線性增加； A-3組模型呈現出良好的線性變化。

(a) A-1模型接觸面滑移量云圖(單位： m)

(b) A-2模型接觸面滑移量云圖(單位： m)

(c) A-3模型接觸面滑移量云圖(單位： m)

(d) 模型接觸面滑移量變化統計圖

根據以上模擬結果對比可知，A-3組模型在結構應力、接觸面壓力以及接觸面滑移方面明顯優于A-1、A-2組，其結構模型受力更加明確、合理，滑移量更小；同時，考慮到疊合面混凝土在澆筑以及施工過程中A-2組模型存在澆筑不密實以及后期施工易產生破損等問題，確定A-3組模型(梯形波紋結構)作為后續疊合結構靜力試驗對象。

2 疊合結構靜力荷載試驗

2.1 模型設計

本次靜力結構荷載試驗共制作2塊鋼筋混凝土梁，鋼筋混凝土整體現澆梁(簡稱為整澆梁)記為L1，尺寸為3 380 mm×660 mm×400 mm，幾何模型見圖6；疊合梁記為L2，其中預制鋼筋混凝土部分(記為L2(下))尺寸為3 380 mm×660 mm×200 mm，疊合面采用A-3梯形模型，現澆鋼筋混凝土部分(記為L2(上))尺寸為3 380 mm×660 mm×200 mm，幾何模型見圖7。2塊梁短邊(660 mm)方向設置5根φ12 mm HRB400鋼筋，長邊(3 380 mm)方向設置23根φ8 mm HPB300箍筋，混凝土強度等級為C30。

圖6 鋼筋混凝土整體現澆梁(L1)幾何模型圖(單位： mm)

Fig. 6 Geometric model of reinforced concrete cast-in-place beam(L1) (unit: mm)

圖7 鋼筋混凝土疊合梁(L2)幾何模型圖(單位： mm)

Fig. 7 Geometric model of reinforced concrete composite beam(L2) (unit: mm)

疊合面處理措施：首先，在預制疊合梁鋼筋綁扎階段，將梯形波紋鋼板每間隔20 cm鉆1 cm左右小孔； 然后，采用扎絲將波紋鋼板與縱向鋼筋進行綁扎固定，同時預留足夠的保護層厚度； 最后，澆筑混凝土時，波紋鋼板作為疊合面一側模板，待預制梁達到強度后進行剝離，即形成梯形疊合面。疊合梁現場施工如圖8所示。

(a)

(b)

圖8 A-3模型疊合梁現場施工圖

Fig. 8 Site construction drawings of model A-3 composite beam

2.2 試驗內容

本次試驗加載及測定方式如圖9所示。在梁跨中兩側0.7 m位置豎向方向上施加2個集中荷載，荷載采用千斤頂進行施加，每級荷載P=20 kN，之后逐級進行加載，持續時間為10 min，待結構變形穩定后，依次讀取所需測量數據進行對比分析。

圖9 試驗梁靜力加載及測定方案設計圖(單位： mm)

Fig. 9 Design drawing of static load and measurement scheme of model beam (unit: mm)

試驗主要測定內容包括： 1)測定整澆梁L1與疊合梁L2跨中在每級荷載作用下的撓度變化； 2)測定整澆梁L1與疊合梁L2中間位置的水平位移變化情況； 3)觀察裂縫開始發生以及持續發展的變化情況。

試驗測定標準： 當試驗梁在荷載施加作用下產生的最大裂縫寬度達到0.2 mm或跨中撓度達到3 000/200=15 mm時，認為梁已達到正常使用極限狀態；當梁的撓度達到3 000/50=60 mm時，認為梁已達到承載能力極限狀態。本次結構靜力荷載試驗所施加荷載主要以結構達到正常使用極限狀態作為重點分析。

2.3 試驗結果

2.3.1 撓度分析

本次試驗得到的試驗梁撓度的荷載-變形曲線如圖10所示。由圖10可知： 當施加荷載小于250 kN時，整澆梁L1與疊合梁L2撓度曲線基本呈水平狀，兩者未出現明顯的變形，但由于疊合梁L2存在剪應力超前的原因，撓度變化量稍大于整澆梁；當荷載繼續增加時，整澆梁L1與疊合梁L2的撓度均呈現出增大的趨勢，根據現場觀測發現，整澆梁L1在荷載施加至300 kN、疊合梁L2在荷載施加至260 kN時，兩者截面出現了第1條裂縫；之后，荷載繼續增加，疊合梁L2在荷載施加至320 kN時，撓度增長率出現了一個小的突變現象，這是由于疊合梁L2中間的疊合面兩側所配置的鋼筋承受了一部分荷載，抑制了梁的彎曲變形作用，而整澆梁L1撓度變化則呈現較為平順的增長曲線； 荷載施加至500 kN時，兩者撓度均已超過正常使用極限狀態下的15 mm，整澆梁L1最終撓度達到22.51 mm，疊合梁L2達到20.62 mm。

圖10試驗梁不同荷載作用下撓度曲線

Fig. 10 Deflection curves of test beam under different loads

2.3.2 水平位移分析

本次試驗得到的試驗梁水平位移的荷載-變形曲線如圖11所示。由圖11可知，當施加荷載小于300 kN時，整澆梁L1與疊合梁L2水平位移曲線大致呈水平狀，兩者未出現明顯的水平位移，但整澆梁L1與疊合梁L2(下)的水平位移基本一致，而疊合梁L2(上)則明顯小于前兩者；當荷載繼續增加，疊合梁L2在 320 kN荷載作用下，下部分預制結構水平位移變化量突然增大，此時也正是疊合梁L2產生裂縫的階段，說明疊合梁L2(上)與疊合梁L2(下)在出現裂縫時彼此間也存在一個明顯的錯動滑移現象，疊合面兩側所配置的鋼筋對水平位移起到了一定的抑制作用；當荷載施加至500 kN時，整澆梁L1最終水平位移達到1.25 mm，疊合梁L2(上)達到1.19 mm，疊合梁L2(下)達到0.81 mm。整澆梁L1與疊合梁L2(上)水平位移量基本一致(相差5%)，而疊合梁(下)由于錯動滑移，水平位移明顯小于前兩者(分別相差46.9%和54.3%)。

圖11 試驗梁不同荷載作用下水平位移曲線

Fig. 11 Horizontal displacement curves of test beam under different loads

2.3.3 裂縫開展形態分析

通過對試驗過程中試驗梁裂縫開展形態的觀察發現: 裂縫開展初期階段，由于疊合梁預制構件高度較小，存在剪應力超前現象，因此疊合梁L2裂縫相對于整澆梁L1較早出現；隨著荷載的繼續施加，疊合梁L2結構本身原有的應力與后期加載引起的應力有些相互疊加，有些相互抵減，此現象隨著裂縫數量的增加和長度的延伸，使截面上的應力不斷地發生重分布； 當裂縫在開展到接近疊合面附近時略有停滯，存在剪應力滯后現象，減緩了裂縫穿過疊合面的時間，使得前一階段所施加的荷載對預制構件的影響進一步減弱，即梁上所有荷載逐步地由整個疊合梁L2截面來承受，從而提高了結構的整體承載力； 最后，疊合梁的整個變形形態也逐漸與整澆梁L1的變形形態接近，直至最終破壞。試驗梁破壞形態如圖12所示。

(b) 疊合梁破壞形態

此外，疊合梁裂縫開展到疊合面時沿疊合面方向存在微小滑移現象，根據試驗過程中的觀察以及對測定數據的分析，可知其產生原因可能有以下2點： 一是混凝土強度偏低，進而造成疊合面剪力槽在荷載作用下發生了局部破損，降低了其抗剪能力；二是由于疊合面剪力槽深度相對于疊合結構厚度偏小，隨著荷載的增加，剪力槽已不能抵抗結構變形，最終導致滑移的產生。

3 結論與討論

針對目前地下工程中疊合結構存在的接觸面預處理施工難度大、工期長，剪力槽設置參差不齊等難題，提出一種便于施工的新型疊合結構形式，并運用ANSYS有限元軟件以及開展現場靜力荷載試驗對其進行受力分析，得到以下結論。

1)通過運用ANSYS有限元軟件對波浪形、三角形以及梯形波紋疊合面進行受力分析，得出梯形疊合面模型受力更加明確、合理，應力集中區域較少，最大滑移量僅為1.791×10-3mm，明顯優于波浪形疊合面的2.84×10-3mm以及三角形疊合面的2.628×10-3mm。

2)現場靜力荷載試驗表明，疊合梁與整體現澆梁在受到相同荷載作用下，疊合梁撓度變形量反而優于整體現澆梁，這與疊合面兩側所配置的鋼筋承受了一部分的荷載、抑制了梁的彎曲變形作用有很大關系； 同時，疊合梁在裂縫開展至疊合面時存在停滯現象，減緩了裂縫穿過疊合面，從而提高了結構的整體承載力。

3)疊合梁在裂縫開展至疊合面時，沿疊合面產生了水平向的微小滑移，其產生原因可能與混凝土強度以及剪力槽深度存在一定關系，此影響因素有待后續進行更加深入的研究。