蔣道東,翟世鴻,楊 睿

(中交第二航務工程局有限公司,湖北 武漢 430040)

隨著國家推進城市綜合管廊的建設,綜合管廊的斷面形狀、施工方法以及結構形式趨于多樣化。與國外相比,我國綜合管廊的建設處于起步階段。綜合管廊因管線種類、數(shù)量較多,斷面一般較大,整節(jié)段預制在運輸、施工等方面存在較多的問題,預制拼裝可以規(guī)避這些問題。然而,預制拼裝綜合管廊實例相對較少,需要結合實際情況以及相似工程對其計算模型以及設計時需要考慮的計算參數(shù)進行研究。

預制拼裝綜合管廊與盾構隧道有相似之處。參考《Guidelines for the Design of Shield Tunnel Lining》[1]以及GB 50157—2013《地鐵設計規(guī)范》[2],盾構隧道的計算方法主要有慣用法、修正慣用法、梁-彈簧法、彈性鉸法等。GB 50838—2015《城市綜合管廊工程技術規(guī)范》[3]中預制拼裝綜合管廊的計算方法結合了修正慣用法和彈性鉸法。陳智強等[4]研究了預制預應力綜合管廊接頭設計計算方法。胡翔、傅賽男等[5-6]以上海世博園綜合管廊為工程背景,通過整體足尺試驗探究了預制預應力綜合管廊整體受力性能,并將試驗結果與修正慣用法、梁-彈簧法以及彈性鉸法計算結果對比,得到彈性鉸法的計算結果與試驗結果最吻合。

本文以成都蜀龍五期馬蹄形綜合管廊為工程背景,對比修正慣用法、彈性鉸法及梁-彈簧法3種計算方法，并采用梁-彈簧法對設計參數(shù)的敏感性進行分析,為馬蹄形預制拼裝綜合管廊結構的設計提供參考。

1 研究背景

成都蜀龍五期預制拼裝綜合管廊采用馬蹄形斷面形式,明挖施工。管片環(huán)寬2 m,全環(huán)由2個B塊,1個A塊,1個K塊以及Z塊(中柱)組成,如圖1所示。每環(huán)4個縱縫(J1,J2,J3,J4)。選取4個正彎矩截面(C2,C4,C6,C8)和4個負彎矩截面(C1,C3,C5,C7),考察結構的受力性能。

圖1 綜合管廊結構示意(單位：mm)

在設計運營工況時覆土厚取4 m,覆土壓力采用全土柱重[7],不考慮地下水位的影響,基床系數(shù)為 2 000 kPa/m,側壓力系數(shù)為0.45,地面超載為 20 kPa,混凝土重度為25 kN/m3,土層重度為20 kN/m3。

2 不同計算模型數(shù)值模擬對比

為研究適用于預制拼裝綜合管廊的分析計算模型,對比修正慣用法、梁-彈簧法以及彈性鉸法,采用有限元軟件ANSYS計算分析。

土與結構之間的作用均用徑向土彈簧(彈簧僅受壓)模擬。采用水土合算,上部荷載包括拱背土壓力以及頂部土壓力,側向土壓力為靜止土壓力。

梁-彈簧模型可以較好地模擬縱縫的力學性能[8],故采用梁-彈簧法為主要計算方法。縱縫剪切彈簧、旋轉(zhuǎn)彈簧的剛度的取值參考文獻 [9]中的取值。由試驗得到的抗彎彈簧剛度為1.3×104kN·m/rad,剪切彈簧剛度為5.17×105kN/m。偏保守考慮,抗拉彈簧剛度取1.0×1015kN/m。

2.1 修正慣用法與梁-彈簧法對比

由于管廊為通縫拼裝,故不考慮彎矩縮放系數(shù)的影響,僅考慮剛度折減系數(shù)。剛度折減系數(shù)的取值參考與成都蜀龍五期綜合管廊結構形狀類似的寧波地鐵類矩形盾構隧道。將寧波地鐵類矩形隧道足尺試驗結果與修正慣用法計算結果對比,得到采用修正慣用法計算類矩形盾構隧道時,剛度折減系數(shù)η取值范圍為0.6～0.8[10]。選取不同剛度折減系數(shù)計算彎矩,并與梁-彈簧法計算彎矩進行對比,見圖2。

圖2 梁-彈簧法與修正慣用法計算彎矩對比

由圖2可以看出：修正慣用法和梁-彈簧法計算彎矩變化趨勢相同,在縱縫及其附近修正慣用法計算彎矩的絕對值大于梁-彈簧法,在其他地方相反。

梁-彈簧法及修正慣用法關鍵截面彎矩對比見表1。可以看出：剛度折減系數(shù)的變化對關鍵截面的彎矩影響較小,關鍵截面C1,C3處的彎矩絕對值隨著剛度折減系數(shù)的增大而增大,并逐漸接近梁-彈簧法計算結果；C2,C4,C5,J1處的彎矩絕對值隨著剛度折減

表1 梁-彈簧法與修正慣用法關鍵截面彎矩對比 kN·m

系數(shù)的增大而增大,但逐漸偏離梁-彈簧法計算結果；J2處的彎矩絕對值隧著剛度折減系數(shù)的增大而減小,并逐漸接近梁-彈簧法計算結果。取不同剛度折減系數(shù)時修正慣用法計算結果不存在單一的遞增或遞減關系,故用平方差之和來比較不同剛度折減系數(shù)時修正慣用法計算結果接近梁-彈簧法的程度。經(jīng)計算,剛度折減系數(shù)取0.9時修正慣用法計算結果最接近梁-彈簧法。

2.2 彈性鉸法與梁-彈簧法對比

GB 50838—2015建議旋轉(zhuǎn)彈簧剛度Kθ取值范圍為2.5×104～5.0×104kN·m/rad。選取不同旋轉(zhuǎn)彈簧剛度計算彎矩,并與梁-彈簧法計算彎矩進行對比，見圖3。

圖3 梁-彈簧法與彈性鉸法計算彎矩對比

由圖3可以看出：虛線與實線幾乎重合,說明梁-彈簧法計算彎矩與彈性鉸法計算彎矩十分接近；旋轉(zhuǎn)彈簧剛度的不同取值對彎矩影響較小。

梁-彈簧法與彈性鉸法關鍵截面彎矩對比見表2。可以看出：旋轉(zhuǎn)彈簧剛度的變化對偏離縱縫處截面(C1,C4,C5)的彎矩影響較?。唤孛鍯2,C3以及J1,J2的彎矩隨著旋轉(zhuǎn)彈簧剛度的增大而增大,并偏離梁-彈簧計算結果。綜合比較得到旋轉(zhuǎn)彈簧剛度為2.5×104kN·m/rad 時,彈性鉸法的計算結果與梁-彈簧法最為接近。

表2 梁-彈簧法與彈性鉸法關鍵截面彎矩對比 kN·m

對比圖2與圖3,表1與表2可以看出：與修正慣用法相比,彈性鉸法彎矩更接近梁-彈簧法彎矩。若在縱縫螺栓設計中采用修正慣用法計算,結果可能過于保守。彈性鉸法旋轉(zhuǎn)彈簧剛度的取值直接影響縱縫螺栓的設計,而對管片的配筋影響不大。

3 馬蹄形預制拼裝管廊設計參數(shù)分析

定義C1至C5方向為短軸方向,垂直于短軸方向為長軸方向。將運營工況下短軸方向收斂變形最大的軸線作為短軸,左側短軸記為S1,右側短軸記為S2。 長軸方向收斂變形最大的軸線記為L。

3.1 基床系數(shù)的影響

不同基床系數(shù)時關鍵截面彎矩和結構收斂變形分別見圖4、圖5。

圖4 關鍵截面彎矩—基床系數(shù)關系曲線 圖5 結構收斂變形—基床系數(shù)關系曲線

由圖4可見：隨著基床系數(shù)的增大各關鍵截面彎矩絕對值均減小,拱頂(C1)和拱腳(C3,C4)對基床系數(shù)的變化較為敏感。

由圖5可見：結構長軸收斂變形基本無變化,且與基床系數(shù)之間不存在線性關系；結構短軸收斂變形隨著基床系數(shù)的增大而減小。綜合結構受力與收斂變形,基床系數(shù)的增大對結構有利。

3.2 偏壓荷載的影響

當運營期的管廊一側有重型車輛通過或者永久性荷載如房屋時結構處于偏壓狀態(tài)。彎矩-右偏壓荷載與收斂變形-右偏壓荷載關系曲線分別見圖6、圖7。

圖6 截面彎矩—右偏壓荷載關系曲線 圖7 結構收斂變形—右偏壓荷載關系曲線

由圖6可見：隨著右偏壓荷載的增大,右側關鍵截面的彎矩均增大,其中拱頂(C1)和拱腳(C3)增幅較大。

由圖7可見：長短軸的收斂變形隨著偏壓荷載的增大而增大。綜合結構受力與收斂變形,偏壓荷載對結構不利,特別是對長軸收斂變形影響較大。

4 結論及建議

本文結合成都蜀龍五期馬蹄形預制拼裝綜合管廊工程,比較了GB 50157—2013《地鐵設計規(guī)范》以及GB 50838—2015《城市綜合管廊工程技術規(guī)范》中建議的3種結構計算方法的彎矩計算結果,并采用梁-彈簧法進行基床系數(shù)和偏壓荷載敏感性分析,得出以下結論：

1)剛度折減系數(shù)取0.9時,修正慣用法計算彎矩與梁-彈簧法最為接近。剛度折減系數(shù)的變化對結構彎矩影響較小。

2)彈性鉸法計算彎矩分布趨勢與梁-彈簧法相近。與修正慣用法相比,彈性鉸法計算彎矩更接近梁-彈簧法。在一定范圍內(nèi)彈性鉸法旋轉(zhuǎn)彈簧剛度的變化對結構彎矩影響較小。

3)從安全角度出發(fā),設計時建議取梁-彈簧法與修正慣用法包絡計算結果。

4)基床系數(shù)的增大對結構受力及收斂變形有利。偏壓荷載對結構受力及收斂變形不利,尤其對結構長軸收斂變形影響較大,設計時應仔細考察是否存在偏壓荷載。