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        基于大直徑盾構隧道擴挖地鐵車站的結構方案及其關鍵節(jié)點受力和變形

        2021-04-10 08:38:10
        中國鐵道科學 2021年2期
        關鍵詞:管片盾構受力

        (北京交通大學 土木建筑工程學院,北京 100044)

        盾構隧道擴挖地鐵車站能有效解決區(qū)間盾構隧道與地鐵車站施工相互制約的矛盾,有利于盾構機連續(xù)長距離掘進,提高盾構設備利用率,降低工程造價。目前,基于2條或多條平行盾構隧道擴挖地鐵車站的方法在國外已得到廣泛應用[1-3],國內也有學者已經(jīng)開始研究常規(guī)的隧道外徑6.0 m級雙線盾構隧道擴挖地鐵車站[4-8]。

        然而現(xiàn)階段,依托2條平行盾構隧道擴挖地鐵車站時,會出現(xiàn)以下2個較難得到妥善處理的問題:①在道路狹窄、周圍建筑物密集且來不及拆遷的地段,有時無法布置2條平行的盾構隧道,或者雖然可以勉強布置,但建設、運營階段的環(huán)境風險很大(建設階段擴挖施工會對鄰近建(構)筑物產(chǎn)生影響,運營階段列車震動、噪聲會對周邊環(huán)境產(chǎn)生影響等);②區(qū)間隧道需要設置渡線時,若仍采用常規(guī)的6.0 m級區(qū)間盾構隧道,渡線隧道的設置難度會很大,國內還尚無先例。

        北京地鐵14號線15標段(東風北橋站(不含)—京順路站,包含3站3區(qū)間)開展工程籌劃時,上述困難集中體現(xiàn),無法采用常規(guī)的基于2條平行盾構隧道擴挖地鐵車站的施工方法。依托該標段實際工程,國內首次提出了“基于單洞雙線大直徑盾構隧道(隧道外徑10.0 m)擴挖地鐵車站”的方案,并在將臺站和高家園站得到成功實踐[9-10]。但上述擴挖方案仍存在不足,尚有進一步改進空間,包括:①擴挖后的車站結構中只保留了盾構隧道頂部K 管片的1 小塊和底部2 塊管片,其余管片全部拆除,管片拆除率高達74.1%,且切割拆除的管片直接廢棄,造成很大浪費;②車站采用廳、臺分離且集散廳外掛的布置方式,站臺和集散廳通過較長的橫通道來連接,造成施工量加大、工程造價增加;不僅如此,廳、臺分離布置的形式還大范圍占據(jù)地下空間,有悖于近年來地下空間資源集約化利用的發(fā)展策略。

        一般來說,車站擴挖過程中,盾構管片的受力和變形最為復雜,但目前鮮見針對大直徑盾構隧道擴挖地鐵車站的結構中保留管片的研究,整個擴挖施工過程中車站結構保留管片的受力和變形尚需進一步探索。目前國內學者關于盾構管片接頭受力和變形的研究,大多集中于常規(guī)的6.0 m級盾構隧道領域[11-13],只有王芳等[14-15]做過一些關于大盾構管片接頭受力和變形的研究,但相關研究中,大直徑盾構管片只是作為臨時結構存在,并沒有考慮保留管片的情況。

        本文以北京地鐵14號線將臺站10.0 m級大直徑盾構隧道為工程背景,在前期工作的基礎上,提出1種新的基于大直徑盾構隧道擴挖地鐵車站的結構方案,并根據(jù)方案的結構特點,基于非線性接觸理論,建立三維非線性接觸模型,研究并分析施工過程中,保留的塔柱環(huán)管片接頭、開口環(huán)管片接頭、管片與現(xiàn)澆混凝土連接節(jié)點等車站結構關鍵節(jié)點受力和變形的變化規(guī)律,以期為今后類似工程提供技術參考。

        1 基于大直徑盾構隧道擴挖地鐵車站的結構方案

        北京地鐵14號線將臺車站的擴挖施工段采用前述“基于單洞雙線大直徑盾構隧道擴挖地鐵車站”方案,為單洞雙線大直徑盾構隧道,隧道外徑10.0 m,內徑9.0 m,建筑限界8.8 m。盾構管片寬1.5 m,厚0.5 m,1環(huán)內9 塊管片等分,對稱布置,K管片位于頂部中央。管片分塊與縱向接頭編號如圖1所示。

        圖1 管片分塊與縱向接頭編號(單位:mm)

        車站高13.93 m,寬32.20 m,為地下2層側站臺塔柱式結構,上層為站廳兼做設備層,下層為站臺層。盾構通過車站區(qū)段后,采用洞樁(Pile-Beam-Arch,PBA)法施工2邊的車站結構,再分別從2邊的車站開挖橫通道與盾構隧道相連,形成側式站臺的地鐵車站。

        1.1 結構標準斷面布置

        車站結構標準斷面如圖2所示。車站結構2側的主體結構對稱布置在大直徑盾構隧道2側,并通過橫通道與盾構隧道相連接。主體結構的初支厚0.30 m,二次襯砌厚0.80 m,中板厚0.45 m。站廳層凈高(中板上表面至拱頂)5.95 m,凈寬6.90 m。站臺層凈高5.33 m,凈寬6.90 m。

        圖2 擴挖地鐵車站結構斷面圖(單位:mm)

        1.2 結構平面布置

        該結構方案平面布置的關鍵是橫通道部位的結構平面布置。根據(jù)文獻[16],B型地鐵列車的1節(jié)車廂長度為19.00 m,每側各有4個車門,2個相鄰車門的中心間距4.58 m,車門寬約1.40 m。要使每節(jié)車廂的每個車門均能用于乘客流通,則每個車門都必須在橫通道的范圍內。由于B型地鐵列車每節(jié)標準車廂規(guī)格相同,因此以1節(jié)地鐵列車標準車廂長度范圍的橫通道為例展開分析。

        基于盾構隧道管片寬1.50 m,并考慮到車站使用功能和橫通道施工的經(jīng)濟合理性,將橫通道做如下布置:每節(jié)車廂每側開4個橫通道,每個橫通道凈寬3.00 m(含2環(huán)管片寬度),凈高4.73 m(含2 塊管片高度);橫通道2側直墻的初期支護厚0.25 m,二次襯砌厚0.50 m;頂、底板初支厚0.30 m,二次襯砌厚0.80 m。2個相鄰橫通道之間均保留1環(huán)完整的管片作為塔柱結構,橫通道直墻與塔柱環(huán)管片相連接。每個橫通道拆除4塊完整管片,1節(jié)車廂范圍內管片拆除率為27.3%。橫通道的平面布置如圖3所示。

        圖3 1節(jié)列車車廂長度的橫通道平面布置圖(單位:mm)

        1.3 結構方案優(yōu)點

        本文提出的擴挖結構方案,很好地解決了原方案存在的不足:①方案僅需拆除橫通道部位的少量管片,管片拆除率為27.3%,有利于減少管片拆除造成的浪費,經(jīng)濟上更為合理;②方案將集散廳和站臺集中布置,有利于車站結構建筑空間的有效使用,以及地下空間資源的集約化開發(fā)利用。

        2 擴挖車站的施工步驟及結構關鍵節(jié)點

        2.1 擴挖車站的施工步驟

        在該結構方案中,采用PBA 法擴挖地鐵車站的施工步驟如圖4所示,具體的施工步驟如下。

        第1步:盾構機經(jīng)過車站區(qū)段后,從2端的盾構井進入隧道內施工下方的鋼筋混凝土墊層,架設隧道內的臨時鋼支撐,并注漿加固隧道周圍土體。

        圖4 PBA法擴挖地鐵車站施工步驟

        第2步:注漿加固2邊小導洞周圍的土體,對稱開挖2邊的小導洞并做導洞初期支護;施工導洞內的鉆孔灌注樁、頂縱梁;施工導洞內的拱部初期支護并回填支護后方的混凝土。

        第3步:注漿加固車站2邊的拱頂?shù)貙?,對稱開挖2邊的拱頂土體至指定標高,施工拱部初期支護。

        第4步:繼續(xù)對稱開挖拱部土體到與小導洞底部初期支護持平,拆除小導洞的直墻和部分拱部初支,施工拱部二襯。

        第5步:對稱開挖車站2邊的土體至中板標高,施工2側的直墻和中板。

        第6步:對稱開挖車站2邊的土體至底板標高,施工側墻、底板和與橫通道相鄰側的墻柱。墻柱寬0.8 m,長1.5 m,2根相鄰墻柱之間預留出橫通道的寬度。

        第7步:開挖車站2邊的橫通道,施工橫通道初期支護,破除橫通道范圍內的盾構管片,施工橫通道2側直墻和頂部、底部的二次襯砌,使之與開口環(huán)管片連接,構成封閉的結構受力體系。

        2.2 車站2側橫通道的施工步驟

        盾構管片的拆除主要對臨近的5環(huán)管片有顯著影響[12]。因此,為了減少橫通道施工對保留管片的影響,同時加快施工進度,車站2側的橫通道采用不對稱的施工方式。以1節(jié)車廂長度范圍內的橫通道為例,施工步驟如下(橫通道的編號如圖3所示)。

        第1步:施工左側的橫通道1 和右側的橫通道3;再施工左側的橫通道3和右側的橫通道1。

        第2步:施工左側的橫通道2 和右側的橫通道4。

        第3步:施工左側的橫通道4 和右側的橫通道2。

        施工完成后,1節(jié)地鐵車廂長度范圍內的橫通道三維結構示意圖如圖5所示。

        圖5 橫通道三維結構示意圖(部分)

        2.3 結構關鍵節(jié)點

        該結構方案的關鍵節(jié)點可分為2種類型:①盾構管片接頭,包含盾構管片的縱向節(jié)點和環(huán)向節(jié)點;②保留的開口環(huán)管片與現(xiàn)澆混凝土間的連接節(jié)點。

        1)盾構管片接頭

        盾構管片接頭結構形式如圖6所示。車站范圍內管片采用通縫拼裝的方式,每條縱向節(jié)點由2根M36的斜直螺栓連接,每環(huán)環(huán)向節(jié)點由36根M36的斜直螺栓連接,螺栓通過管片接頭的中間位置,與接縫夾角為60°。

        圖6 盾構管片接頭結構形式(單位:mm)

        2)保留的開口環(huán)管片與現(xiàn)澆混凝土間的連接節(jié)點

        盾構管片拆除后,橫通道部位的管片就由穩(wěn)定的環(huán)狀結構變成開口的非穩(wěn)定結構,且開口環(huán)管片與橫通道頂、底板連接重新構成穩(wěn)定的結構受力體系。盾構隧道管片是由接頭螺栓連接起來的非連續(xù)結構體系,其結構剛度相對于2側的暗挖車站來說小得多。因此,整個車站的結構剛度剛柔并存,對比常規(guī)的全剛性車站結構,兩者間的力學特性差異很大。

        作為連接柔性的盾構管片結構與剛性的主體結構的節(jié)點,即保留的盾構管片與橫通道現(xiàn)澆混凝土的連接節(jié)點,就成為車站結構的關鍵節(jié)點,有待通過數(shù)值模擬、足尺試驗等手段,進一步研究其受力和變形特征。節(jié)點的連接形式和細部構造如圖7所示。

        圖7 上部保留管片與現(xiàn)澆混凝土間的連接節(jié)點(單位:mm)

        3 數(shù)值模擬

        3.1 模型及相關參數(shù)

        基于該結構方案,以將臺車站的工程地質條件為基礎,采用FLAC3D三維有限差分軟件,建立三維非連續(xù)接觸模型,如圖8所示。盾構隧道埋深16.3 m,車站結構寬32.2 m??紤]到模型邊界效應的影響和計算機的計算能力,根據(jù)圣維南原理,模型的x方向取193.2 m;y方向取1節(jié)車廂的長度,為19.5 m,包含13環(huán)管片;z方向取地面以下60 m(采用x軸平行于橫通道的右手坐標系)。實體單元均采用六面體網(wǎng)格,模型中部2.5倍車站結構寬度范圍內的網(wǎng)格控制尺寸小于1.0 m,剩余2邊土體的網(wǎng)格尺寸采用線性梯度的方法由密到疏(1.0~5.0 m)控制。

        圖8 數(shù)值計算模型(單位:m)

        1)模型邊界條件

        假設初始地應力場僅由土體自重產(chǎn)生,地層為各向同性連續(xù)介質,不考慮地下水在施工過程的影響。模型的地表為自由邊界,作用有20 kPa的地面超載;下表面限制垂直位移;左右和前后表面限制法向位移。

        2)盾構掘進參數(shù)

        盾構的掘進按照實際工序進行,通過在掌子面施加梯度荷載,模擬盾構推進力。數(shù)值計算過程中,根據(jù)式(1),通過查找掌子面的網(wǎng)格節(jié)點,施加梯度荷載。

        式中:P為在掌子面施加的梯度荷載;n為土層數(shù)量;ri為第i層土的重度;hi為第i層土的厚度;K0為側壓力系數(shù);α為盾構推進參數(shù),按文獻[15],取2.35。

        采用同步注漿方式,漿液的凝固分為初凝和終凝2個階段,初凝的強度為終凝強度的1/10。在漿液初凝階段,管片和周圍地層均存在隨深度線性變化的注漿壓力,注漿壓力大小為:下部0.3 MPa,上部0.2 MPa。在漿液終凝階段刪除注漿壓力,初凝和終凝間隔2環(huán)管片的施工步。

        3)材料本構及物理力學參數(shù)

        土體采用Mohr-Coulomb 彈塑性模型,用三維實體單元模擬。根據(jù)地質勘察報告,對物理力學性能相近的土層做簡要的處理后,得到土體的物理力學參數(shù)見表1。在小導洞和拱的上部以及盾構隧道周圍1.0 m的范圍內注漿加固土體。注漿加固的土體采用提高相應地層參數(shù)的方式模擬。

        表1 土體物理力學參數(shù)

        模型中盾構管片、初期支護、結構二次襯砌等均采用彈性三維實體單元模擬。盾構隧道內的臨時鋼支撐采用梁單元模擬,每環(huán)管片設2 道,間距1.0 m。管片接頭螺栓采用梁單元模擬,考慮100 MPa的螺栓預緊力,施加在梁單元節(jié)點上。車站結構單元的物理力學參數(shù)見表2。

        表2 結構單元物理力學參數(shù)

        3.2 非連續(xù)接觸面

        為了更真實地模擬整個施工過程中結構關鍵節(jié)點的受力和變形,在管片與管片、管片與圍巖、管片與橫通道現(xiàn)澆混凝土之間均建立非連續(xù)接觸面單元,如圖9所示。

        圖9 接觸面單元

        FLAC3D中的接觸面為無厚度的接觸面單元,采用庫倫剪切模型。接觸面單元允許其2側的實體單元存在相互侵入和相對滑移2種狀態(tài)。為阻止接觸面2側的實體單元相互侵入,設置接觸面單元的最大侵入深度值(ctol value)為零[17]。

        管片縱縫接觸面、環(huán)縫接觸面和管片與現(xiàn)澆混凝土接觸面的法向剛度計算式[17]為

        式中:Kn為接觸面法向剛度;K為管片體積模量;G為管片剪切模量;Δzmin為周邊單元體法向最小寬度,取0.167 m。

        管片縱縫接觸面、環(huán)縫接觸面和管片與現(xiàn)澆混凝土接觸面的切向剛度計算式[18]為

        式中:Ks為接觸面切向剛度;E,I分別為管片彈性模量、截面慣性矩;L為對應管片長度;Gl為螺栓或鋼筋的剪切模量;A為接縫螺栓或鋼筋的總截面積;l為螺栓長度或節(jié)點鋼筋的有效影響長度;β為接縫截面形狀系數(shù)。

        由于數(shù)值模型中已存在節(jié)點螺栓,計算管片縱縫和環(huán)縫接觸面的剪切剛度時可不考慮上式右側的第2 項,因此計算管片與現(xiàn)澆混凝土接觸面的剪切剛度時,β的值取1.0,l的值取0.5 m。

        根據(jù)文獻[17]中接觸面單元計算參數(shù)的確定原則:當接觸面2側的材料剛度差異較大,按式(4)計算接觸面的法向剛度和剪切剛度時,式中的Kw和Gw應取較“軟”材料的體積模量和剪切模量。因此,管片和圍巖的接觸面的法向剛度和切向剛度的計算式為

        式中:Knw為管片與圍巖接觸面法向剛度;Ksw為管片與圍巖接觸面剪切剛度;Kw為終凝漿液體積模量;Gw為終凝漿液剪切模量;Δzmin為周邊單元體法向最小寬度,取0.5 m。

        由此,整理接觸面單元的計算參數(shù)得到表3。

        表3 接觸面單元計算參數(shù)

        4 車站結構關鍵節(jié)點的受力和變形

        將擴挖施工過程分為3個階段:①大直徑盾構隧道施工完成;②2側的車站主體結構施工完成;③橫通道施工結束,拆除盾構隧道內的臨時鋼支撐,整個擴挖車站施工完成。為避免邊界效應對計算結果的影響,取模型中間部位的第7環(huán)、第8環(huán)、第9環(huán)、第10環(huán)管片(包含橫通道3的2個開口環(huán)管片及其2側的塔柱環(huán)管片)進行計算結果分析。

        4.1 盾構管片接頭受力和變形

        4.1.1 盾構隧道及其管片接頭的變形

        繪制各施工階段盾構管片的位移云圖如圖10所示,整理其對應的管片變形量見表4,據(jù)此展開進一步分析。

        (1)從總體變形情況來看,第1階段施工完成后,盾構隧道拱頂向下變形13.41 mm,拱底向上變形20.01 mm,拱腰分別向2側變形16.63 mm;第2階段施工完成后,盾構隧道拱頂向下變形22.84 mm,拱底向上變形22.85 mm,拱腰分別向2側變形24.37 mm;第3階段施工完成后,盾構隧道拱頂向下變形24.44 mm,拱底向上變形23.96 mm,拱腰分別向2側變形24.64 mm。由此可知:在盾構隧道施工完成后,2側的車站主體結構施工對隧道的變形影響很大,橫通道施工對隧道變形影響較小。

        圖10 不同施工階段的盾構管片位移云圖(單位:m)

        表4 第7環(huán)管片接頭在不同施工階段的變形量 mm

        (2)從環(huán)間錯臺量來看,在施工的前2個階段,管片的環(huán)間錯臺量分別為0.13 mm 和0.21 mm;在第3階段,塔柱環(huán)管片與開口環(huán)管片之間的環(huán)間錯臺劇增到2.73 mm,但2個相鄰開口環(huán)管片的環(huán)間錯臺不明顯。這是因為:橫通道部位的土體開挖,使該部位管片側向壓力驟減;再拆除部分管片,使開口環(huán)管片和塔柱環(huán)管片在豎向荷載作用下產(chǎn)生更大的相對位移,導致環(huán)間錯臺量劇增。

        (3)從縱縫錯臺來看,管片的縱縫錯臺主要發(fā)生在拱頂和拱底,且錯臺量隨著施工的進行逐步增加。最大的縱縫錯臺發(fā)生在拱頂接頭1#和9#,為1.66 mm,小于管片縱縫錯臺量的允許值5.00 mm,滿足節(jié)點防水要求。

        (4)從縱縫張開來看,管片縱縫張開主要發(fā)生在隧道的拱頂、拱底和拱腰3個部分,且隨施工的進行逐漸增大。在第1階段施工完成后,第2 施工階段對縱縫張開量的影響比第3 施工階段顯著。最終拱頂接頭1#和9#張開量達到2.85 mm,拱腰處的接頭3#和7#張開量達到2.42 mm,拱底處的接頭5#張開量達到2.81 mm。當盾構管片接頭張開量小于5.00 mm時,盾構隧道不會發(fā)生滲漏水[19],可知滿足結構防水要求。

        4.1.2 管片接頭混凝土的受力

        繪制各施工階段盾構管片的最小主應力云圖如圖11所示,整理接頭混凝土的最小主應力值見表5,據(jù)此展開進一步分析。

        圖11 不同施工階段的盾構管片最小主應力云圖(單位:Pa)

        表5 第7環(huán)管片接頭混凝土在不同施工階段的最小主應力 MPa

        (1)從總體受力情況來看,管片接頭混凝土的最小主應力隨施工的進行逐步增大,且第3 施工階段管片接頭混凝土的最小主應力增幅最大,最大增幅達6.12 MPa,發(fā)生在塔柱環(huán)拱腰處接頭3#和7#。這是因為:前2個施工階段對隧道周圍的圍巖擾動較大,但隧道為全管片受力;而橫通道土體開挖和部分管片拆除,導致開口環(huán)管片整體剛度減小,塔柱環(huán)管片在應力重分配中承擔更多壓力。

        (2)拱腰處接頭3#和7#混凝土壓應力最大,為19.31 MPa,小于C50混凝土受壓強度,滿足結構的安全要求。拱頂和拱底的接頭混凝土壓應力較小,但均處于全斷面受壓狀態(tài)。

        (3)從接頭受力分布情況來看,管片接頭混凝土的應力沿管片厚度呈明顯的非均勻性變化,接頭內、外2側應力差異很大。具體表現(xiàn)為:接頭張開側混凝土受壓最小,接頭受壓側混凝土應力最大;接頭混凝土內、外2側壓力差異最大發(fā)生在拱腰處接頭3#和7#,最大相差17.10 MPa。

        4.2 管片與現(xiàn)澆混凝土間連接節(jié)點的受力和變形

        取橫通道3 中第8、第9開口環(huán)管片與橫通道現(xiàn)澆混凝土頂板搭接形成的節(jié)點為研究對象。管片與橫通道現(xiàn)澆混凝土連接節(jié)點的最小主應力云圖和變形云圖,分別如圖12和圖13所示。

        圖12 管片和現(xiàn)澆混凝土連接節(jié)點最小主應力云圖(單位:Pa)

        根據(jù)圖12,分析管片與現(xiàn)澆混凝土間連接節(jié)點處的混凝土受力情況如下。

        圖13 管片和現(xiàn)澆混凝土連接節(jié)點變形云圖(單位:m)

        (1)壓應力沿節(jié)點混凝土的厚度呈明顯的非均勻性變化,節(jié)點外側混凝土的最大壓應力為6.67 MPa,內側混凝土的最大壓應力為12.57 MPa,小于現(xiàn)澆混凝土C30的允許值,節(jié)點強度滿足結構強度要求。

        (2)此節(jié)點混凝土的最大壓應力明顯比塔柱環(huán)節(jié)點2#和8#的混凝土的最大壓應力小。因為在橫通道土體開挖和管片拆除時對開口環(huán)管片有明顯的卸荷作用,導致開口環(huán)管片與橫通道現(xiàn)澆混凝土連接的節(jié)點混凝土壓應力會相應減小。

        由圖13可知:此節(jié)點朝外張開,但張開和錯臺并不明顯,張開量為0.46 mm,錯臺量為0.12 mm,均小于允許值,滿足結構的穩(wěn)定性和防水要求。

        4.3 接頭螺栓的內力

        為驗證該結構方案中保留管片接頭是否滿足抗拉強度要求,需對管片接頭螺栓受力進行分析。管片的環(huán)縫螺栓受力比縱縫螺栓受力小,因此下面只研究縱縫螺栓受力。管片縱縫的斜直螺栓受力簡圖如圖14所示。按此簡圖進行分析,取第7環(huán)盾構管片的斜直螺栓為研究對象,可由式(5)求出縱縫斷面處的軸力N′和剪力T′,從而求得接縫斷面處的剪軸比,具體數(shù)據(jù)見表6。

        圖14 螺栓受力簡圖

        表6 第7環(huán)管片接頭螺栓內力及其剪軸比

        式中:N′為縱縫斷面處的軸力;T′為縱縫斷面處的剪力;N和T為數(shù)值計算得出的斜直螺栓軸力和剪力;α為斜直螺栓與接縫面之間的法向夾角,為30°。

        由表6可知,管片接縫面的剪軸比均大于接縫面的摩擦系數(shù)0.500[20],因此管片之間會發(fā)生錯臺。根據(jù)施工現(xiàn)場對接頭斜直螺栓的拉拔實驗結果[14],M36 斜直螺栓的最大抗拉荷載為678 kN,保證抗拉荷載為490 kN,可知管片接頭的斜直螺栓受力均小于其能承受的最大抗拉荷載,滿足抗拉強度要求。

        5 結 論

        (1)針對北京地鐵14號線將臺車站擴挖方案存在的不足,提出了1種基于單洞雙線大直徑盾構隧道(隧道外徑10.0 m)擴挖地鐵車站的結構方案,該方案能夠有效減少擴挖車站時盾構管片拆除量,且有利于地下空間的集約化利用。

        (2)針對該結構方案建立三維非連續(xù)接觸模型。模擬結果表明:對于保留的盾構管片,其接頭最大壓應力為19.31 MPa,環(huán)向接頭最大錯臺為2.73 mm,縱向接頭最大張開量和錯臺量分別為2.85 mm和1.66 mm;對于保留管片與現(xiàn)澆混凝土間連接節(jié)點,其最大壓應力為12.57 MPa,最大張開量和錯臺量分別為0.46 mm 和0.12 mm。以上數(shù)據(jù)表明該方案滿足結構的強度要求和防水要求。

        (3)結構方案中保留的管片,其接頭斜直螺栓的軸力均小于M36 斜直螺栓的最大抗拉荷載678 kN,滿足抗拉強度要求,進一步驗證了方案的合理性。

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