地下叠合墙接触面形式的设计研究

于　勇,李腾飞,马军秋,于艺林,田　辉2

1112

(1.中铁第六勘察设计院集团有限公司,天津　300000;2.中建市政工程有限公司,北京　100071)

摘要:为解决地下工程中叠合结构接触面采用常规凿毛等方式进行预处理时存在的施工难度大、剪力槽设置参差不齐等难题,提出一种便于施工的预制叠合结构形式,然后运用ANSYS有限元软件对波浪形、三角形以及梯形波纹结构面进行受力对比分析,结果表明梯形结构面在结构应力、接触面压力以及接触面滑移方面更有优势,并确定梯形结构面作为静力荷载试验方案。通过静力荷载试验对比分析整体现浇梁和梯形结构面叠合梁在各级荷载作用下的挠度、水平位移以及裂缝开展形态,结合实测数据表明:在受到相同荷载作用下,叠合梁的挠度增量小于整体现浇梁,同时叠合梁在裂缝开展阶段存在停滞现象,能够减缓裂缝穿过叠合面,从而提高结构的整体承载力。

关键词:地下工程;深大基坑;叠合结构;数值模拟;静力试验DOI:10.3973/j.issn.2096-4498.2019.02.010

中图分类号:U453.4　　　　　文献标志码:A

文章编号:2096-4498(2019)02-0254-07

开放科学(资源服务)标识码(OSID):

DesignofContactSurfaceofUndergroundCompositeWall

YUYong,LITengfei,MAJunqiu,YUYilin,TIANHui2

1

1

1

2

Abstract:Thepretreatmentforthecontactsurfaceofthecompositestructureinundergroundengineeringbyconventionalrougheningmethodischaracterizedbylargeconstructiondifficultyandunevensheargroovesetting.Asaresult,aprefabricatedcompositestructureformisproposed.AndthenthefiniteelementsoftwareANSYSisusedtoanalyzetheforcesofthewave,triangleandtrapezoidalcorrugatedstructureplanes,andtheresultsshowthatthetrapezoidalstructureplaneissuperiortotheothertwointermsofstructuralstress,interfacepressureandcontactsurfaceslip;thetrapezoidalstructureplaneischosenforthestaticloadtest.Thedeflection,horizontaldisplacementandcrackdevelopmentofthecastbeamandtrapezoidalstructuresurfacecompositebeamunderdifferentloadinglevelsareanalyzedbystaticloadtest;andthemonitoringdatashowthat:Underthesameloads,thedeflectionincrementofcompositebeamislessthanthecastbeam;andthecompositebeamstagnatesduringcrackdevelopmentstage,whichcanmitigatethecrackgocrossthecompositesurface,andfurtherimprovethebearingcapacityofthestructure.

Keywords:undergroundengineering;deepandlarge-scalefoundationpit;compositestructure;numericalsimulation;statictest

2.ChinaConstructionMunicipalEngineeringCorporationLimited,Beijing100071,China)

(1.ChinaRailwayLiuyuanGroupCo.,Ltd.,Tianjin300000,China;

0　引言

合结构[8]将拥有更加广阔的运用前景。国内学者对叠合结构进行了很多有意义的研究工作,洪炳钦等[9]对叠合梁斜截面抗剪性能开展了试验研究,得到了其变形规律;刘文春等[10]运用ANSYS软件从理论方面研究了叠合梁的抗剪性能,分析了叠合梁的典型特征;李晓春[11]为研究纬三路过江通道工作井的全过程工作形态,分析了叠合墙结构体系的合理性。以上学者针对叠合结构受力特性以及力学行为

坑[1-3]越来越多。地下连续墙作为围护结构形式的一种,因其地层适应性强、施工安全性高等特点,现已逐渐成为复杂地层中深大基坑的首选围护结构形式;此外,若能将其作为主体结构内衬墙的一部分[4-7],既能节约工程投资造价,提高施工效率,又具有整体性能好等优点。在未来的地下工程领域,叠

收稿日期:2018-07-10;修回日期:2018-08-27

近年来,随着城市地下工程的不断发展,深大基

第一作者简介:于勇(1981—),男,河南汝南人,2007年毕业于武汉理工大学,结构工程专业,硕士,高级工程师,现从事隧道及地下工程设计工作。E-mail:53464228@qq.com。

第2期

于　勇,等:　地下叠合墙接触面形式的设计研究

255

等方面开展了大量工作,但在叠合结构施工以及叠合构造方面还缺乏一定的研究。

叠合结构施工通常在已完成施工的结构接触面上采用机械凿毛或设置钢筋接驳器等方式进行前期处理,后期与现浇混凝土浇筑成整体,接触面的预处理措施则主要起到剪力传递的目的。但因其接触面预处理施工难度大、工期长、剪力槽设置参差不齐等原因,叠合结构在实际运用过程中效果并不理想。

因此,本文针对上述问题提出一种便于施工的预制叠合结构形式,运用ANSYS有限元软件对波浪形、三角形以及梯形波纹结构面进行模拟受力分析,通过结果对比选出一种受力良好的结构面作为叠合结构的剪力槽,然后对采用该剪力槽的叠合结构、未采用该剪力槽的平面叠合结构以及现浇整体结构通过现场静力荷载试验分析研究其变形协调性、力学行为和变形规律,以期为城市地下工程的设计和进一步的理论研究提供参考和借鉴1　叠合面形式的有限元分析

。

本文对波浪形、三角形以及梯形波纹结构面选取

3进行受力分析组较为常见的典型尺寸,通过分析结果对比为后续现场静力荷,并采用ANSYS有限元软件载试验提供依据。

1.1　本次模拟计算分析模型共计算模型及单元选取

3组,分别记为A-A30-2、Amm。-3,具体结构模型尺寸如图水平向模型长度为1.01、1m,所示剪力槽高度均为

。

(a)A-1模型

(b)A-2模型

图1　模型几何尺寸图(c)A-3模型

(单位:Fig.1　Modelgeometricstructuredimensionsmm)

(unit:mm)

　点　PLANE183计算模型为二维结构荷载横断面模型单元进行模拟,材料本构关系为线弹性,采用8节。

在本次模拟过程中仅对不同类型结构面形式在受到剪切力的作用下进行受力及变形分析,预制板与现浇板接触面摩擦因数取值均为0.5,忽略实际施工过程中新旧混凝土接触面的差异性以及材料自身等因素。具体计算参数如表1所示。

表1　模型参数表Table1　Modelparameters

模型容重/(kN/m3)

弹性模量/MPa

泊松比A-125.031500

0.2A-225.031500

0.2A-3

25.0

31500

0.2

1.2　结构模型的边界条件为模型边界条件以及荷载

:预制板底面(非接触面)

边界施加水平方向以及竖直方向上的固定约束,现浇板顶面(非接触面)施加竖直方向上的约束力。有限元计算模型如图2所示。

图2　有限元计算模型图Fig.2　Finiteelementcalculationmodel

为了更好地对比上述3类接触面的受力情况,对A点荷载-1、A-,2、A分析其受力结果-3模型现浇块分别施加,5组荷载依次为5组水平向面节

5、10、20、50、1001.1.3　kN。

3.1　模拟结果与分析图3结构应力分析

示出模型结构应力模拟结果。由图3可

知:应力最大值随施加切向荷载的增大而增大3组结构模型在初始阶段均表现为线性变化,A-1组

,

模型在荷载增大至50增大幅度降低,最大值达到kN后存在一个明显的拐点2.56×106kN;A-3组模型结为1.94×106构应力均小于A-1组A-2和

,:较大;AkN-2和组模2.型45预×106,最大值分别云图可知制kN。同时,根据应力

中现象A,-其他区域应力较小3组模型仅在接触块整体结构应力增长

。

面处存在结构应力集

256

隧道建设(中英文)

第39卷　

(a)A-1模型结构应力云图(单位:N)

(b)A-2模型结构应力云图(单位:N)

(c)A-3模型结构应力云图(单位:N)

(d)模型应力变化统计图

图3　模型结构应力模拟结果

1.3.Fig.2　图4接触面压力分析

3　Simulationresultsofstressesofmodelstructure

示出模型结构接触面压力模拟结果。由图4

可知:与结构应力模拟结果基本相同,接触面压力最大值随施加切向荷载的增大而增大,A-1组模型在荷载增大至50低,最大值达到kN1.后存在一个明显的拐点14×106kN;触面压力均小于A-1组,最大值分别为A-2和A,-增大幅度降6.309组模型接

×105和6.59×105

kN。同时,根据应力云图可知:型在接触面存在多处应力集中现象;A-2组模kN

模型接触面压力仅在2处达到最大值A,其他区域压力

-1和A-3组

均小于最大值。

(a)A-1模型接触面压力云图(单位:N)

(b)A-2模型接触面压力云图(单位:N)

(c)A-3模型接触面压力云图(单位:N)

模型接触面压力变化统计图

图4　(d)模型结构接触面压力模拟结果

1.Fig.3.4　3　Simulation图5接触面滑移分析

resultsofcontactfacepressureofmodelstructure

示出模型接触面滑移量模拟结果。由图5可知2.:84A×-101-组模型接触面滑移量增长最快3mm;分别为2.628×10

A--3

2和A-3组接触面滑移量最大值

,最大值达到-3

型在荷载增大至50mm和1.791×10

mm。A-1组模

呈水平状,由此推断kNA-后存在一个明显的拐点1组模型接触面摩阻力此时已

,之后基本达到最大值;A-2组模型在荷载增大至,接触面滑移量基本表现为线50存在一个小幅度的拐点kN后

性增加;A-3组模型呈现出良好的线性变化。

第2期

于　勇,等:　地下叠合墙接触面形式的设计研究

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(a)A-1模型接触面滑移量云图(单位:m)

(b)A-2模型接触面滑移量云图(单位:m)

(c)A-3模型接触面滑移量云图(单位:m)

图5　(d)模型接触面滑移量变化统计图

模型结构接触面滑移量模拟结果

Fig.5　Simulationresultsofcontactfaceslipofmodelstructure

根据以上模拟结果对比可知,A-3组模型在结构应力、接触面压力以及接触面滑移方面明显优于A-小1、A;同时-2组,考虑到叠合面混凝土在浇筑以及施工过程中,其结构模型受力更加明确、合理,滑移量更

A损等问题-2组模型存在浇筑不密实以及后期施工易产生破,确定A-3组模型(梯形波纹结构)作为后续叠合结构静力试验对象。

2　2.1　叠合结构静力荷载试验

本次静力结构荷载试验共制作模型设计

2块钢筋混凝土

梁,钢筋混凝土整体现浇梁(简称为整浇梁)记为L1,尺寸为3380mm×660mm×400叠合梁记为mm,几何模型见图(下))尺寸为L2,3380其中预制钢筋混凝土部分mm×660(记为6;

L2(见图上A-))37。尺寸为梯形模2块梁短边3380型,现浇钢筋mm混凝×200用土部mm,分(叠合面采

记为L2

(660mm×660mm)mm方向设置×200mm,5根几何模型ϕ12钢筋,长边(3380mm)方向设置23根ϕ8mm

HRB400mm

HPB300箍筋,混凝土强度等级为C30。

图6　钢筋混凝土整体现浇梁(L1)几何模型图(单位:Fig.6　Geometricmodelofreinforcedconcretecast-in-placemm)

(L1)(unit:mm)

beam

图7　钢筋混凝土叠合梁(L2)几何模型图(单位:Fig.7　Geometricmodelofreinforcedconcretecompositemm)

(L2)(unit:mm)

beam

叠合面处理措施:首先,在预制叠合梁钢筋绑

扎阶段,将梯形波纹钢板每间隔20cm钻1小孔;然后,采用扎丝将波纹钢板与纵向钢筋进行cm左右

绑扎固定,同时预留足够的保护层厚度;最后,浇筑混凝土时,波纹钢板作为叠合面一侧模板,待预制梁达到强度后进行剥离,即形成梯形叠合面。叠合梁现场施工如图8所示。

(a)　　　　

图8　A-3模型叠合梁现场施工图

　　　　　　　　　(b)

Fig.2.2　8　试验内容

SiteconstructiondrawingsofmodelA-3compositebeam

本次试验加载及测定方式如图9所示。在梁跨中

258

隧道建设(中英文)

第39卷　

两侧0.7采用千斤顶进行施加m位置竖向方向上施加,每级荷载P2=个集中荷载20,荷载进行加载,持续时间为10kN,之后逐级

次读取所需测量数据进行对比分析min,待结构变形稳定后。

,依

图9　试验梁静力加载及测定方案设计图(单位:Fig.9　Designdrawingofstaticloadandmeasurementschememm)

of

modelbeam(unit:mm)

试验主要测定内容包括:叠合梁L2跨中在每级荷载作用下的挠度变化1)测定整浇梁L1;中间位置的水平位2)

与

测定整浇梁L1与叠合梁L2移变化情况;变化情况。

3)观察裂缝开始发生以及持续发展的试验测定标准:当试验梁在荷载施加作用下产生的最大裂缝宽度达到0.2200=15mm时,认为梁已达到正常使用极限状态mm或跨中挠度达到3000;当

/

梁的挠度达到3承载能力极限状000态。/50本=次60结mm构静时力,荷认为梁已达到载试验所施加荷载主要以结构达到正常使用极限状态作为重点分析。

2.2.3　3.1　试验结果

本次试验得到的试验梁挠度的荷载挠度分析

-变形曲线如

图10所示。由图10可知:当施加荷载小于250时,整浇梁L1与叠合梁L2挠度曲线基本呈水平状,kN

两者未出现明显的变形,但由于叠合梁L2存在剪应力超前的原因,挠度变化量稍大于整浇梁;当荷载继续增加时,整浇梁L1与叠合梁L2的挠度均呈现出增大的趋势,根据现场观测发现,整浇梁L1在荷载施加至300kN、叠合梁L2在荷载施加至缝;之后,荷载260现了第1条裂继续kN增时加,两者截面出

,叠合梁L2

在荷载施加至320小的突变现象,这是kN由时于,叠挠合度梁增L2长率中出间现的了叠一合个面两侧所配置的钢筋承受了一部分荷载,抑制了梁的弯曲变形作用,而整浇梁L1挠度变化则呈现较为平顺的增长曲线;荷载施加至500正常使用极限状态下的15kN时,两者挠度均已超过

到22.51mm,叠合梁L2达到mm,20.整浇梁62mm。

L1最终挠度达

图10　试验梁不同荷载作用下挠度曲线

2.3.Fig.2　10　本次试验得到的试验梁水平位移的荷载水平位移分析

Deflectioncurvesoftestbeamunderdifferentloads

-变形曲线

如图11所示。由图11可知,当施加荷载小于300时,整浇梁L1与叠合梁L2水平位移曲线大致呈水平kN

状,两者未出现明显的水平位移,但整浇梁L1与叠合梁L2(小于前两者下)的水平位移基本一致;当荷载继续增加,,而叠合梁叠合梁L2L2(在上)则明显,下部分预制结构水平位移变化量突然增大320载作用下kN荷

,此时也正是叠合梁L2产生裂缝的阶段,说明叠合梁L2(明显的错动滑移现象上)与叠合梁L2(下),叠合面两侧所配置的钢筋对水平在出现裂缝时彼此间也存在一个位移起到了一定的抑制作用;当荷载施加至500整浇梁L1最终水平位移达到1.25kN时,

达到1.19L1与叠合梁mm,叠合梁L2(下)达到mm,0.81叠合梁mm。L2(整浇梁上)

而叠合梁(下)L2(由于错动滑移上)水平位移量基本一致,水平位移明显小于前两者(相差5%),

(分别相差46.9%和54.3%)。

图11　试验梁不同荷载作用下水平位移曲线

Fig.11　

Horizontaldisplacementcurvesoftestbeamdifferentloads

under

第2期

于　勇,等:　地下叠合墙接触面形式的设计研究

259

2.3.3　通过对试验过程中试验梁裂缝开展形态的观察发

裂缝开展形态分析

现:裂缝开展初期阶段,由于叠合梁预制构件高度较小,存在剪应力超前现象,因此叠合梁L2裂缝相对于整浇梁L1较早出现;随着荷载的继续施加,叠合梁L2结构本身原有的应力与后期加载引起的应力有些相互叠加,有些相互抵减,此现象随着裂缝数量的增加和长度的延伸,使截面上的应力不断地发生重分布;当裂缝在开展到接近叠合面附近时略有停滞,存在剪应力滞后现象,减缓了裂缝穿过叠合面的时间,使得前一阶段所施加的荷载对预制构件的影响进一步减弱,即梁上所有荷载逐步地由整个叠合梁L2截面来承受,从而提高了结构的整体承载力;最后,叠合梁的整个变形形态也逐渐与整浇梁L1的变形形态接近,直至最终破坏。试验梁破坏形态如图12所示。

(a)整浇梁破坏形态

图(b)叠合梁破坏形态

12　试验梁破坏形态Fig.12　Failuremodesoftestbeam

此外,叠合梁裂缝开展到叠合面时沿叠合面方向存在微小滑移现象,根据试验过程中的观察以及对测定数据的分析,可知其产生原因可能有以下2点:一是混凝土强度偏低,进而造成叠合面剪力槽在荷载作用下发生了局部破损,降低了其抗剪能力;二是由于叠合面剪力槽深度相对于叠合结构厚度偏小,随着荷载的增加,剪力槽已不能抵抗结构变形3　结论与讨论

,最终导致滑移的产生。

针对目前地下工程中叠合结构存在的接触面预处

理施工难度大、工期长,剪力槽设置参差不齐等难题,

提出ANSYS一种便于施工的新型叠合结构形式,并运用进行受力分析有限元软件以及开展现场静力荷载试验对其以及梯形波纹叠合面进行受力分析1)通过运用,得到以下结论ANSYS有限元软件对波浪形。

,得出梯形叠合面、三角形

模型受力更加明确、合理,应力集中区域较少,最大滑移量仅为×1.791×10-32.84mm,明显优于波浪形叠合面的

2)10

-3

在受到相同荷载作用下现场静力荷载试验表明mm以及三角形叠合面的,叠合梁挠度变形量反而优于,叠合梁与整体现浇梁

2.628×10

-3

mm。

整体现浇梁,这与叠合面两侧所配置的钢筋承受了一部分的荷载、抑制了梁的弯曲变形作用有很大关系;同时,叠合梁在裂缝开展至叠合面时存在停滞现象,减缓了裂缝穿过叠合面3)叠合梁在裂缝开展至叠合面时,从而提高了结构的整体承载力,沿叠合面产生

。了水平向的微小滑移,其产生原因可能与混凝土强度以及剪力槽深度存在一定关系,此影响因素有待后续进行更加深入的研究。

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世界最长沉管隧道即将到来!德国正式批准费马恩隧道建设

造价80亿美元、全长18.1km的费马恩沉管隧道的正式兴建。费马恩沉管隧道工程属于泛欧铁路工程中的一部分,连接德国与丹

2019年2月6日,费马恩沉管隧道的建造方———FemernA/S的管理层在德国基尔接过了经过签署的建设计划书批文,宣告了

麦。整条隧道长度为18.1km,其中沉管管段总长为17.6m,管节宽40m,埋深40m。

于通风与管线安置,兼作逃生通道。特殊管节每隔1780m平均安插在标准管节之间,比标准管节尺寸更大,并在管节的一侧增设空间,可停放隧道养护设备与车辆,工作人员也可以在下层空间中穿梭,供紧急避难使用。

整条沉管隧道共设79个标准管节和10个特殊管节,标准管节设有2条车辆行道和2条轨道交通道,车行道之间设置通道,用

隧道建成后,将成为全球最长的沉管隧道。目前在建的深中通道则将以46~55m的管节宽度成为全球最宽的沉管隧道。建设批准始末

2012年,费马恩隧道工程开始进行采购工作;

2013年,建设方首次向德国提交了环境规划申请,预计2015年开建,2021年完工;2016年,建设方提交了第2份环境规划申请文件,同时也推动了合同采购工作;

2015年,隧道工程获得了丹麦的批准,然而,德国却对项目申请进行了第2次公开听证会;2017年,隧道的建设又遭到了德国的环境审批阻力,当时希望能够在2018年初获得规划许可;设方的顾问已做好了应对的准备。

隧道建设前期

2019年2月,德国正式签署了批准建设协议。虽然来自德国当局的批文仍可能受到位于莱比锡的联邦行政法庭的起诉,但建2018年3月,丹麦开始推进隧道建设中的具体前期筹备工作,即位于Rϕdbyhavn的工地准备工作,包括考古调查和Lolland岛目前,费马恩隧道的前期建设工作已经开始:位于丹麦Lolland岛上的Rϕdbyhavn干坞与管节厂已经全面开始建设,日后将在此进行全球最大沉管隧道的共计89个管节的制造与组装。

位于丹麦的隧道出入口区域也在进行小规模的准备工作,包括对市政设施、道路与排水设施的考察,附近区域的考古与隧道走线上的水路改道等。而在丹麦内陆,公路和铁路部门也正在加紧改善道路与铁路网络,以备连接未来的跨海隧道。

建设计划

隧道将于2020年正式开始建设。下一步,建设方FemernA/S计划在数月内深入调查德国环境审批提及的内容,并针对原计划进行

上Rϕdbyhavn生产区的水电设施安装。

虽然期待已久的批准将成为开工前最重要的里程碑,但是仍然推迟了开工日期,预计工程不会在2019年内开工。建设方预计

改进,以进一步为隧道开工做好准备。此外,建设方还在不断寻求获得欧盟的资金,并争取隧道工程提前开始建设。建设方预计将于今年第2季度提交最新的计划。

(摘自隧道网https://www.tunnelling.cn/PNews/NewsDetail.aspx?newsId=32276　2019-02-22)