預(yù)制裝配式鋼筋混凝土矩形溝槽力學(xué)性能試驗(yàn)

劉 峰 朱 勇 許曉坡 尹超鵬 劉世明

（1.鄭州祥和電力設(shè)計(jì)有限公司，鄭州 450002；2.華北水利水電大學(xué)土木與交通學(xué)院，鄭州 450045）

0 引言

隨著我國城市化進(jìn)程的加快，城市用電量急劇增大，傳統(tǒng)的架空線路不但占用地面空間，敷設(shè)的電纜會相互影響，同時(shí)存在安全隱患、影響市容美觀，此外，架空線路受自然、人文環(huán)境影響大［1-2］。如果將電纜敷設(shè)于地下排管中，可在很大程度上解決上述問題［3-4］。為確保排管中電纜安全運(yùn)營，通常采用現(xiàn)澆混凝土進(jìn)行安全防護(hù)加固，該方法具有整體性能好、剛度及承載能力大等優(yōu)勢。但存在施工周期長，特別是電纜局部受損后需要更換區(qū)間段管線時(shí)，占用現(xiàn)場施工作業(yè)量和場地均較大，修復(fù)耗費(fèi)時(shí)間長，這會影響管線周邊道路的交通，對居民出行造成不便。

為了加快更換局部管線施工進(jìn)度，解決電纜搶修作業(yè)時(shí)間過長等問題，采用預(yù)制裝配式排管防護(hù)溝槽是一種很好的替代方案［5-6］。由于預(yù)制裝配構(gòu)件在預(yù)制廠完成，受環(huán)境影響小，可大幅度提高生產(chǎn)效率、保證工程質(zhì)量。同時(shí)，降低環(huán)境污染，符合我國綠色建造與可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略方針，已逐漸應(yīng)用于綜合管廊、橋涵、通道等［7-9］?；炷辆匦螠喜塾捎诰哂惺┕ず唵?、內(nèi)部空間規(guī)整、便于布置管線等優(yōu)點(diǎn)，在實(shí)際工程中應(yīng)用最為廣泛。但矩形溝槽的受力性能不如圓形或橢圓形溝槽，尤其是采用預(yù)制裝配式施工后，其在外荷載作用下的應(yīng)力發(fā)展、變形特點(diǎn)及破壞形態(tài)是設(shè)計(jì)與相關(guān)研究人員非常關(guān)心的問題，目前對該種結(jié)構(gòu)開展的研究很少。因此，本文對預(yù)制裝配式鋼筋混凝土矩形溝槽開展了試驗(yàn)研究和有限元分析，以探究溝槽的受力和變形規(guī)律，為相關(guān)的研究提供參考和依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件構(gòu)造尺寸及配筋

預(yù)制裝配式矩形溝槽由標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段組成，標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段寬度包括1.30 m、1.52 m、1.82m、2.08 m 和2.34 m，寬度變化由底板寬度B實(shí)現(xiàn)，高度均為1.16 m，長度為2.0 m。每節(jié)段矩形溝槽由兩個L形側(cè)壁、一個底板、一個蓋板和四個管枕構(gòu)件組成（圖1）。其中L形側(cè)壁和底板構(gòu)件預(yù)留間距1.08 m的預(yù)應(yīng)力孔道，孔道內(nèi)布置體外預(yù)應(yīng)力鋼絞線。管枕由4 片組成，分為兩種類型，布置于各節(jié)段溝槽長度方向中間位置，形成孔洞便于穿越管線［10］。橫向側(cè)壁分為承口段和插口段，橫向側(cè)壁與底板、縱向側(cè)壁及底板均通過槽口進(jìn)行連接。

圖1 裝配式矩形溝槽組成Fig.1 Structure of assembled rectangular groove

混凝土矩形溝槽鋼筋配置如圖2 所示，側(cè)壁受力鋼筋采用直徑14 mm 的帶肋鋼筋，為便于施工，鋼筋分段加工，每種形狀鋼筋端部均設(shè)置彎鉤，且相互之間搭接以確保共同受力；側(cè)壁分布鋼筋選用直徑10 mm光圓鋼筋。底板受力鋼筋和分布鋼筋均采用直徑14 mm的帶肋鋼筋。管枕鋼筋均采用直徑10 mm的光圓鋼筋。本次試驗(yàn)選取寬度為2.08 m的2個矩形溝槽節(jié)段進(jìn)行了加載。

圖2 矩形溝槽配筋（單位：mm）Fig.2 Reinforcement of rectangular groove（Unit：mm）

1.2 材料力學(xué)性能

預(yù)制裝配式鋼筋混凝土矩形溝槽底板、L 形側(cè)壁采用C50 混凝土，蓋板、管枕采用C25 混凝土，伴隨混凝土澆筑，現(xiàn)場制作了三個邊長為150 mm 的立方體試塊，實(shí)測立方體抗壓強(qiáng)度采用三個試件的平均值，對應(yīng)強(qiáng)度值分別為62.5 MPa和35.2 MPa。溝槽構(gòu)件采用直徑10 mm 的HPB300 鋼筋和直徑為14 mm 的HRB400 級鋼筋，實(shí)測屈服強(qiáng)度分別為437.3 MPa和519.6 MPa。連接L 形側(cè)壁和底板的預(yù)應(yīng)力鋼絞線為1×7-15.24 mm，抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1 860 MPa，張拉控制應(yīng)力值為1 395 MPa。

1.3 測點(diǎn)布置

根據(jù)實(shí)際工程的填土高度及有限元分析結(jié)果，確定位移計(jì)和應(yīng)變計(jì)布置位置。在混凝土矩形溝槽兩個側(cè)壁內(nèi)側(cè)同一高度位置各布置2 個水平位移計(jì)，編號為D1、D2，用來測量側(cè)壁在荷載作用下產(chǎn)生的水平方向變形。位移計(jì)距離側(cè)壁上邊緣為80 mm，同一側(cè)壁的兩個位移計(jì)左右對稱布置，距離中心線距離為460 mm。

為了測量側(cè)壁混凝土應(yīng)變的發(fā)展情況，在側(cè)壁內(nèi)外兩側(cè)均布置混凝土應(yīng)變片。其中在溝槽側(cè)壁外側(cè)跨中頂部位置粘貼1個水平應(yīng)變片，編號為0#，在側(cè)壁外側(cè)底部位置布置4個應(yīng)變片，編號分別為1#～4#，溝槽側(cè)壁內(nèi)側(cè)布置2個應(yīng)變片，編號分別為5#、6#。位移計(jì)和應(yīng)變片的具體位置見圖3。

圖3 混凝土側(cè)壁位移計(jì)和應(yīng)變片布置（單位：mm）Fig.3 Displacement gauge and strain gauge layout of the concrete sidewall（Unit：mm）

1.4 荷載工況與加載裝置

預(yù)制裝配式鋼筋混凝土矩形溝槽埋置于土體中，主要承受頂部豎向荷載和側(cè)壁外側(cè)土壓力作用，試驗(yàn)加載時(shí)分別采用豎向荷載V和水平荷載H模擬。本次共實(shí)測了2個溝槽，其中溝槽1模擬正常使用狀況下溝槽的受力狀況，工況1 下水平荷載距離底面440 mm，其余工況水平加載點(diǎn)距離底面560 mm，對應(yīng)荷載工況見表1；溝槽2 除模擬正常使用狀態(tài)下溝槽受力狀況外，增加了測定溝槽裂縫出現(xiàn)情況、破壞過程和極限承載力研究，第五種及以后工況為增加受力工況，增大了豎向荷載和水平荷載的等級，所有工況水平荷載到底面距離為560 mm，對應(yīng)荷載工況見表2。

表1 溝槽Ⅰ荷載工況Table 1 Load case of groove Ⅰ kN

表2 溝槽Ⅱ恒載工況Table 2 Load case of groove Ⅱ kN

為了模擬不同工況下荷載的作用，本試驗(yàn)采用豎向和水平同時(shí)加載的方案，加載裝置如圖4所示。其中豎向荷載利用分配梁通過豎向千斤頂施加，分配梁與側(cè)壁之間使用鉸支座模擬實(shí)際側(cè)壁受到頂板的壓力。矩形溝槽外側(cè)所受的土壓力等效為水平集中力，通過水平布置的另一套反力架上的千斤頂施加，千斤頂均與鉸支座相連以避免側(cè)壁混凝土局部破壞。試驗(yàn)采用分級加載，每個荷載步通過靜態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)同步記錄混凝土應(yīng)變、溝槽側(cè)壁位移和荷載等數(shù)據(jù)，同時(shí)觀察并記錄出現(xiàn)的裂縫寬度和走向。

圖4 溝槽加載裝置Fig.4 Loading device layout of groove

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件破壞過程

溝槽Ⅰ試件在各工況加載后，沒有出現(xiàn)裂縫，溝槽變形也很小，具有較好的受力性能，滿足要求。溝槽Ⅱ加載時(shí)比實(shí)際情況下所受水平荷載大，試件出現(xiàn)裂縫。當(dāng)加載到工況7 時(shí)開始出現(xiàn)裂縫；加載到工況8 時(shí)，裂縫發(fā)展較長，裂縫最寬處達(dá)到0.2 mm；繼續(xù)加載到工況9時(shí)，裂縫已經(jīng)發(fā)展至溝槽側(cè)面整個高度，最大裂縫寬度為0.26 mm。由于加載位置和構(gòu)件不同區(qū)域混凝土材料強(qiáng)度差異，加載時(shí)未在跨中管枕兩側(cè)對稱出現(xiàn)裂縫，而只出現(xiàn)在一側(cè)。由于溝槽內(nèi)部管枕支撐作用，側(cè)壁外側(cè)裂縫呈近45°分布（圖5）。

圖5 溝槽側(cè)壁外表面裂縫Fig.5 Crack layout of the outer concrete sidewall

在豎向荷載及側(cè)向荷載共同作用下，混凝土矩形溝槽側(cè)壁產(chǎn)生向內(nèi)的變形，由于側(cè)壁之間管枕的支撐作用，側(cè)壁的水平變形受到一定的約束，能夠有效提高抗側(cè)土壓力的能力。但在加載的后期，由于側(cè)壁水平壓力較大，管枕各部分受到較大的壓力作用，尤其是頂部管枕發(fā)生向上拱起的變形，與下部管枕之間出現(xiàn)明顯的空隙（圖6）。

圖6 管枕的變形Fig.6 Deformation of tube pillow

混凝土矩形溝槽底板與L 形槽壁采用兩道鋼絞線連接，加載過程中未發(fā)現(xiàn)底板和鋼絞線破壞。

2.2 混凝土應(yīng)力

有限元模擬和實(shí)測數(shù)據(jù)表明：在各工況下，兩個溝槽的1#～4#應(yīng)變片規(guī)律一致，5#、6#應(yīng)變片變化規(guī)律一致，2#、3#應(yīng)變片距離水平加載千斤頂較低，在個別工況存在應(yīng)力集中，故選取內(nèi)壁4#、外壁5#應(yīng)變片數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得到溝槽Ⅱ在各工況荷載作用下得到混凝土應(yīng)變值，換算得到相應(yīng)位置混凝土主應(yīng)變及主應(yīng)力，如圖7所示。

圖7 溝槽側(cè)壁混凝土應(yīng)力Fig.7 Stress of the concrete sidewall

由圖7 可知，4#測點(diǎn)的主拉應(yīng)力規(guī)律性明顯，在工況5 之前呈線性變化，表明試驗(yàn)構(gòu)件在線彈性范圍內(nèi)工作，到達(dá)工況6 時(shí)應(yīng)力增速明顯增加，試驗(yàn)構(gòu)件進(jìn)入彈塑性階段，隨著試驗(yàn)構(gòu)件出現(xiàn)裂縫并不斷擴(kuò)展，使得結(jié)構(gòu)應(yīng)力增速放緩，直至出現(xiàn)多條貫通性裂縫。因5#測點(diǎn)受裂縫的影響相對較小，故線彈性階段相對較長，工況7 之后才進(jìn)入彈塑性階段。在工況7 時(shí)主壓應(yīng)力極值較小，極值在4#測點(diǎn)工況7時(shí)達(dá)到-2.1 MPa，遠(yuǎn)小于C50混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值-32.4 MPa，不控制設(shè)計(jì)。在彈性階段，0#、4#測點(diǎn)最大主拉應(yīng)力分別為2.07 MPa和2.57 MPa，均小于C50 混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值2.64 MPa；當(dāng)加載至工況6 時(shí)，主拉應(yīng)力增加幅度較大，隨后各工況下主拉應(yīng)力緩慢增加，最大值為5.2 MPa。5#測點(diǎn)在加載第3 個工況開始均受拉，第5工況時(shí)為1.08 MPa，最大拉應(yīng)力極值為第9工況4.30 MPa。

2.3 溝槽變形

混凝土矩形溝槽Ⅰ、溝槽Ⅱ在各種工況下位移情況如圖8 所示。各測點(diǎn)位移變化規(guī)律性明顯，在工況5 之前呈線性變化，表明試驗(yàn)構(gòu)件在線彈性范圍內(nèi)工作，工況5 之后，試驗(yàn)試件進(jìn)入彈塑性階段，在加載位置出現(xiàn)塑性變形，使得試件上緣的位移增速明顯放緩，直至構(gòu)件停止加載。在工況1～工況5 正常使用情況下，槽壁水平位移均未超過0.16 mm。隨著荷載的增加，左側(cè)槽壁外側(cè)出現(xiàn)規(guī)律性裂縫，導(dǎo)致位移存在較大差異，但總體位移變化速度減緩，位移變化極值為0.20 mm，該預(yù)制裝配式矩形溝槽具有較大的剛度和一定的變形能力。在實(shí)際工程中，考慮到防護(hù)溝槽由多段拼接而成，整體受力性能及接縫位置的處理是以后需要開展的研究內(nèi)容。

圖8 溝槽側(cè)壁在不同工況的位移變化Fig.8 Deformation change of the concrete sidewall under different load cases

3 有限元仿真分析

3.1 計(jì)算模型概況

根據(jù)試驗(yàn)布置情況，采用ABAQUS軟件構(gòu)建了試驗(yàn)槽溝的有限元分析模型。其中混凝土采用實(shí)體單元，普通鋼筋及預(yù)應(yīng)力鋼絞線采用桁架單元（圖9（a）），預(yù)應(yīng)力初拉力采用初應(yīng)變形式施加。總體模型共計(jì)35 270個節(jié)點(diǎn)，27 422個單元（圖9（b）），其中實(shí)體單元20 560個，桁架單元6 862個。L型側(cè)壁與底板及管枕、底板與管枕間按能傳遞壓力而不傳遞拉力的接觸來模擬；側(cè)壁底部及底板下緣采用固結(jié)約束。外荷載按試驗(yàn)工況逐步施加。

圖9 裝配式溝槽整體有限元模型Fig.9 Overall finite element model of fabricated groove

通過有限元分析，得到了試驗(yàn)溝槽在各工況下對應(yīng)位置的主拉應(yīng)力和位移變化情況（圖7、圖8），各工況下主拉應(yīng)力和位移的計(jì)算值均大于對應(yīng)的實(shí)測值，對應(yīng)的變化規(guī)律相似，該模型可用于不同填土厚度影響分析。

3.2 填土厚度對鋼筋應(yīng)力和結(jié)構(gòu)變形的影響

受試驗(yàn)經(jīng)費(fèi)和工期的限制，采用有限元方法，得到了填土深度為0、1 m、2 m 和3 m 時(shí)鋼筋拉應(yīng)力和結(jié)構(gòu)變形的變化關(guān)系（圖10），其中預(yù)應(yīng)力鋼筋拉應(yīng)力為選取中部拉應(yīng)力，普通鋼筋拉應(yīng)力為受力最大鋼筋應(yīng)力值。

圖10 鋼筋拉應(yīng)力隨填土厚度變化Fig.10 Reinforcement tensile stress change with the fill thickness

由圖10 知，普通鋼筋拉應(yīng)力隨填土厚度變化明顯，隨填土厚度呈線性增加，表明填土厚度為3 m 時(shí)結(jié)構(gòu)在彈性范圍內(nèi)工作，符合設(shè)計(jì)預(yù)期；而預(yù)應(yīng)力鋼筋主要起到固定側(cè)壁與底板的作用，受填土厚度的影響小。

結(jié)構(gòu)管壁橫向、豎向位移隨填土厚度變化見圖11。受預(yù)應(yīng)力和管枕約束，結(jié)構(gòu)總體橫向位移隨較小，呈線性變化。因豎向位移受地質(zhì)情況影響較大，在填土厚度為3 m 時(shí)，最大豎向位移為3.4 mm，應(yīng)注意豎向位移對裝配式溝槽設(shè)計(jì)、施工和運(yùn)營的影響。

圖11 結(jié)構(gòu)位移隨填土厚度變化Fig.11 Deformation of the structure change with the fill thickness

4 結(jié)論

（1）矩形溝槽由主拉應(yīng)力控制設(shè)計(jì)，在正常使用情況下，最大主拉應(yīng)力和水平向應(yīng)力分別為2.57 MPa 和2.07 MPa，均小于C50 混凝土抗拉強(qiáng)度的標(biāo)準(zhǔn)值2.64 MPa。

（2）在正常使用情況下，溝槽側(cè)壁整體剛度大、變形小于0.16 mm 且未出現(xiàn)裂縫；隨著荷載不斷增加，側(cè)壁呈現(xiàn)45°規(guī)律性斜裂縫，側(cè)壁最大位移達(dá)0.2 mm。

（3）管枕對溝槽側(cè)壁具有支撐作用，可顯著影響槽壁裂縫分布和提高側(cè)向承載能力。

（4）在填土厚度在3 m以下時(shí)，普通鋼筋應(yīng)力隨填土厚度呈線性變化；豎向位移受地質(zhì)情況影響大，需注意其對矩形溝槽設(shè)計(jì)、施工和運(yùn)營的影響。