車鴻博 童立元 劉松玉 戰(zhàn)福軍 李洪江

(1 東南大學交通學院， 南京 211189)(2 東南大學巖土工程研究所， 南京 211189)(3 南京聯(lián)眾工程技術(shù)有限公司， 南京 211215)

地下綜合管廊是一種將各類市政管線統(tǒng)一敷設在其內(nèi)的集約化、現(xiàn)代化基礎結(jié)構(gòu)設施，維護方便，社會經(jīng)濟效益明顯[1].近幾年我國正掀起一場前所未有的“綜合管廊、海綿城市”開發(fā)熱潮，其施工以明挖現(xiàn)澆法、預制拼裝法為主，廊體材料普遍采用傳統(tǒng)的鋼筋混凝土.這種施工方法及材料屬性在質(zhì)量控制、施工進度、適用性、能耗、環(huán)保及經(jīng)濟效益等方面存在一定劣勢，因此亟需探索一種新的地下綜合管廊建造模式來替代傳統(tǒng)的低效施工工藝[2-4].

在這種形勢下，預制裝配式建造模式成為地下空間開發(fā)利用的新型發(fā)展趨勢，也是我國建筑行業(yè)創(chuàng)新發(fā)展的方向[5-6].其中，預制混凝土結(jié)構(gòu)及預制鋼結(jié)構(gòu)是2種主要的裝配式結(jié)構(gòu)型式，而預制鋼結(jié)構(gòu)因適用性強、自重輕、施工快、成本低、抗震好、質(zhì)量易控制、綠色環(huán)保等諸多優(yōu)點，成為我國未來地下空間開發(fā)利用的主要構(gòu)筑物之一[7-8].近年來，預制裝配式波紋鋼綜合管廊在我國鋼鐵產(chǎn)能充裕、標準化設計統(tǒng)一、工業(yè)化生產(chǎn)高效、吊裝拼裝便利快速的大背景下逐漸得到應用，彌補了當前地下綜合管廊結(jié)構(gòu)材料的單一性，也是對綜合管廊工程大開發(fā)、大發(fā)展的有力補充.

目前，國內(nèi)外學者采用室內(nèi)試驗、現(xiàn)場試驗、理論分析、數(shù)值模擬等方法對鋼波紋管涵在不同地質(zhì)條件、埋置深度、孔徑及波形、外部荷載等工況下的力學響應及變形特征進行了大量研究，并廣泛應用于公路路基通道[9-14].然而，方拱形波紋鋼綜合管廊由于其構(gòu)造、受力、連接的特殊性，與單一的鋼波紋管涵差異較大，相關(guān)研究尚不多見.僅從材料屬性與結(jié)構(gòu)功能方面考慮，采用強度高、適應變形能力強的波紋鋼板作為廊體材料，不僅可協(xié)調(diào)地基與基礎變形，而且能最大程度地減少應力集中現(xiàn)象，更好地發(fā)揮鋼結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢[15-16].

鑒于預制裝配式波紋鋼綜合管廊力學響應的復雜性，在理論分析及數(shù)值仿真模擬過程中均不能完全了解其真實的力學特性，目前在設計計算時主要采用簡化的方法，且結(jié)果的可靠性受水文地質(zhì)條件、動靜荷載及施工工藝等因素影響較大.因此，為了反映方拱形波紋鋼綜合管廊在回填過程、極限載荷作用下真實的受力變形規(guī)律，檢驗設計計算方法的可行性及其應用的安全性，開展綜合管廊承載性能現(xiàn)場試驗具有重要的工程意義.本文通過現(xiàn)場足尺試驗對波紋鋼綜合管廊板片的應變應力、接縫螺栓應力及結(jié)構(gòu)變形、沉降、滲漏水現(xiàn)象進行測試，并分析波紋鋼結(jié)構(gòu)綜合管廊的力學性能及變形規(guī)律.

1 試驗

現(xiàn)場足尺試驗在南京市江北新區(qū)橫江大道場地進行，場區(qū)勘察深度范圍內(nèi)土層從上而下依次為填土、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、軟塑～可塑黏性土、砂土.根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)條件、被測試驗體尺寸及覆土厚度，綜合管廊基坑采用鋼板樁及一道鋼支撐進行支護，開挖深度為7 m，坑底澆筑厚度為0.3 m的混凝土墊層并找平.待測波紋鋼綜合管廊為方拱形雙艙對稱結(jié)構(gòu)，由2節(jié)長度各為6 m的廊段組成.每個艙室由已焊接角鋼的底板、側(cè)板、頂板、艙間豎板經(jīng)螺栓緊固進而壓緊橡膠墊的方式裝配而成，艙間填充透水混凝土，可使2個艙室形成整體結(jié)構(gòu).具體尺寸見圖1，波紋鋼板的波形參數(shù)見圖2.

圖1 綜合管廊結(jié)構(gòu)尺寸示意圖(單位：mm)

圖2 波紋鋼波形參數(shù)(單位：mm)

1.1 傳感器布設

現(xiàn)場足尺試驗中運用分布式光纖傳感技術(shù)進行波紋鋼板的應變測試，采用布里淵光纖傳感分析儀RP1005對數(shù)據(jù)進行實時采集并處理.在板片內(nèi)表面波峰與波谷斷面上布設光纜，光纜繃緊成直線緊密貼合在板片內(nèi)表面，呈持續(xù)的S形分布，波峰與波谷斷面間的連接光纜沿波紋板走勢緊密貼合.對于縱向光纜，光纜分布沿波紋走勢緊密貼合，且與環(huán)向光纜連接組成回路(見圖3(a)).

在綜合管廊裝配過程中，螺栓為主要的連接構(gòu)件.當結(jié)構(gòu)受到載荷作用時，螺栓將產(chǎn)生軸向拉伸或收縮，在螺栓內(nèi)部埋入NZS-FBG-A02型光纖靜態(tài)應變儀監(jiān)測螺栓受力情況.其中，1#～8#待測螺栓連接緊固管廊接頭處的環(huán)向接縫，依次位于頂板、側(cè)板、底板、艙間豎板的1/3及2/3位置處(見圖3(b))；14#、15#待測螺栓連接緊固頂板-豎板，16#、17#待測螺栓連接緊固頂板-側(cè)板，20#、21#待測螺栓連接緊固底板-側(cè)板， 23#、24#待測螺栓連接緊固底板-豎板，都屬于縱向接縫螺栓(見圖3(c)).

(a) 波紋板光纜分布走勢圖

(c) 縱向接縫螺栓位置編號

(d) 艙內(nèi)反光片監(jiān)測點位置編號

綜合管廊變形及結(jié)構(gòu)沉降位移采用MS06AXⅡ型全站儀進行監(jiān)測，沿結(jié)構(gòu)縱向共布置6個監(jiān)測面，分別位于每節(jié)廊段的起始點及中點位置，每個監(jiān)測面分布16個監(jiān)測點，編號為X1～X16(見圖3(d)).此外，綜合管廊接頭處的環(huán)向接縫受環(huán)境及載荷因素影響易產(chǎn)生張開位移，試驗中采用測縫計對該位移進行測試，測縫計布設在接頭處廊段的豎板之間，編號為J1～J6(見圖3(e)).

1.2 試驗工況

對波紋鋼綜合管廊在整個回填及極限加載過程中的受力變形規(guī)律及其抗破壞性能進行現(xiàn)場測試.試驗設計回填高度為3 m，但考慮到設計安全系數(shù)1.5，實際按頂板回填高度為4.5 m的工況進行回填試驗，然后通過繼續(xù)堆載混凝土塊的方式代替回填土，當總覆土厚度達到10 m時進行極限破壞性試驗.

現(xiàn)場加載時，在綜合管廊結(jié)構(gòu)兩側(cè)回填中粗砂，每回填0.5 m夯實1次，直至填至頂板.頂板回填時遵循以下步驟：回填0.5 m→人工夯實→回填0.5 m→人工夯實→回填1 m→機械夯實→回填1 m→機械夯實→回填1.5 m→機械夯實→堆載混凝土塊使其等效于加載厚度2.5 m的密實回填土→靜置一段時間→堆載混凝土塊使其等效于加載厚度3 m的密實回填土.

2 試驗結(jié)果及分析

本文通過現(xiàn)場足尺試驗對波紋鋼綜合管廊板片的應變應力、接縫螺栓應力以及結(jié)構(gòu)變形與沉降、滲漏水現(xiàn)象進行測試，并分析鋼結(jié)構(gòu)綜合管廊的力學性能及變形規(guī)律.

2.1 波紋鋼板應變應力

波紋鋼板的應變應力由管廊結(jié)構(gòu)周圍的土體推力及不可忽略的板片彎矩產(chǎn)生.現(xiàn)場試驗在右艙波紋鋼頂板、側(cè)板、底板、艙間豎板的波峰及波谷斷面粘貼分布式光纜，采樣分辨率為0.01 m.各監(jiān)測面的環(huán)向應變變化趨勢如圖4所示，其中傳感光纖長度為0時表明該點位于接頭處.

(a) 頂板

(b) 側(cè)板

(c) 艙間豎板

(d) 底板

由圖4(a)可知，頂板各監(jiān)測面的環(huán)向應變以正負相間的形式循環(huán)出現(xiàn)，表明波峰與波谷斷面拉壓性能完全相反，覆土厚度越大則環(huán)向應變越大，且拱頂區(qū)應變大于相應的拱腳區(qū)應變.當覆土厚度為10 m時，頂板內(nèi)表面的波峰斷面出現(xiàn)最大應變值，達2.051 ×10-3.由于波紋形結(jié)構(gòu)的中性軸距波峰比波谷略遠，波峰斷面的應變大于相應的波谷斷面應變.且縱向角鋼的剛度較大，導致波紋鋼板的柔度發(fā)生變化，即使在相同的有效加載區(qū)域，各斷面的應變也存在差異.

由圖4(b)可知，側(cè)板各監(jiān)測面的環(huán)向應變受覆土厚度的影響不明顯.在保證綜合管廊結(jié)構(gòu)兩側(cè)回填料壓實度達標的前提下，側(cè)板的各波峰及波谷斷面應變隨覆土厚度的大幅增加而微量增加甚至減小，應變值主要集中在-350×10-6～450×10-6之間，拱腳處應變受角鋼的影響而急劇增大，最大值為679.48×10-6.由于地下結(jié)構(gòu)的拱形側(cè)板充分利用土體-結(jié)構(gòu)共同受力原理，有效增強其受力性能，因此環(huán)向應變變化緩慢，對于空間利用率要求較高的地下綜合管廊，從強度的角度評價大跨徑側(cè)板受力是偏安全的.

艙間豎板及底板較為特殊，相鄰的艙間豎板之間填充混凝土，形成鋼-混組合墻，而底板已預制混凝土底座，且裝配完成后內(nèi)表面澆筑混凝土形成平面，以便于安裝管線.由于混凝土抗壓性能良好，豎板及底板的各波峰及波谷斷面應變隨覆土厚度的增加變化不顯著，僅出現(xiàn)多個應變集中點，環(huán)向應變值主要集中在-200×10-6～300×10-6之間，如圖4(c)和(d)所示.

根據(jù)應變測試結(jié)果，相應測點的應力值可表達為[17-18]

(1)

式中，E=208 GPa為鋼材彈性模量；μ=0.2為鋼材泊松比；εx為環(huán)向應變；εy為縱向應變.

圖5為各波紋鋼板內(nèi)表面典型波峰斷面的應力變化規(guī)律.由圖5(a)可知，頂板內(nèi)表面波峰受拉應力作用，應力分布呈類拱形，應力值隨覆土厚度增加而增大，拱頂區(qū)增幅遠大于拱腳處，頂板覆土厚度為4.5、7 、10 m時應力最大值分別為126.18、233.32、356.78 MPa.由于頂板沿縱向焊接角鋼且分別與側(cè)板及豎板連接，而側(cè)板與豎板的剛度差異較大，因此頂板拱腳處應力變化復雜，應力最大值并非出現(xiàn)在頂板中點，而是偏向豎板一側(cè).

由圖5(b)可知，側(cè)板內(nèi)表面波峰斷面的應力分布總體上呈矮拱形，應力在拱頂、拱腳處相對較大，增加覆土厚度對側(cè)板應力影響不明顯，應力值集中于-60～40 MPa.當管廊結(jié)構(gòu)兩側(cè)的中粗砂回

(a) 頂板

(b) 側(cè)板

(c) 艙間豎板

(d) 底板

填完成并拆除橫撐后，在側(cè)板下拱腳處測得的最大應力為-92.58 MPa.同一斷面上同時出現(xiàn)拉應力與壓應力，說明該斷面存在反彎點，但側(cè)板的寬厚比及臨界屈曲半波長相對較大，受壓區(qū)不會出現(xiàn)局部屈曲問題，即持續(xù)加載過程中側(cè)板穩(wěn)定性未受影響.

由圖5(b)可知，板內(nèi)表面波峰斷面的應力受頂板覆土厚度的影響不明顯，應力在拱頂、拱腳處相對較大，應力值集中于-60 ～ 40 MPa.同一斷面上同時出現(xiàn)拉應力與壓應力，說明側(cè)板存在反彎點，但側(cè)板的寬厚比及臨界屈曲半波長相對較大，受壓區(qū)不會出現(xiàn)局部屈曲問題，持續(xù)加載過程中側(cè)板穩(wěn)定性未受影響.受側(cè)向土壓力的約束作用，側(cè)板的強度及穩(wěn)定性均未變化，由此體現(xiàn)了弧形波紋鋼側(cè)板良好的受力性能.同時，這類方拱形截面的地下管廊結(jié)構(gòu)的內(nèi)部空間遠大于圓形、管拱形和梨形管，便于后期管線安裝.

由圖5(c)可以看出，艙間豎板的整個內(nèi)表面波峰斷面應力較小，分布平緩，僅在頂部出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象.由于豎板與艙間混凝土共同形成承載性能優(yōu)良的鋼-混組合結(jié)構(gòu)，因此載荷被混凝土部分分擔，豎板應力值僅集中在-15～15 MPa之間，豎板頂部與頂板連接處測得最大應力為-57.78 MPa.綜合管廊底板波峰斷面應力集中點多，這是因為在底板表面的混凝土澆筑施工對傳感光纜存在一定影響而且底板兩端的約束剛度不一致.覆土厚度對底板應力的影響較小，當覆土厚度達10 m時測得底板最大應力為19.67 MPa(見圖5(d)).由于底板處在混凝土層之間，故從強度的角度評價，底板偏于安全.

為了使波紋鋼綜合管廊各板片的典型波峰、波谷斷面應力直觀顯現(xiàn)，各斷面拱頂應力隨加載工況的變化趨勢見圖6，加載工況見表1.可以看出，在結(jié)構(gòu)兩側(cè)回填中粗砂過程中，各板片拱頂應力變化較?。徊鸪龣M撐后側(cè)板拱頂應力增大，而其他板片應力變化有限；結(jié)構(gòu)頂部覆土厚度超過1 m后，頂板拱頂應力開始顯著增大，覆土厚度達10 m時，頂板外表面波峰、波谷斷面的拱頂應力分別為-342.26和308.09 MPa，而其他板片的拱頂應力隨覆土厚度的增加變化平緩.因此，波紋鋼綜合管廊的力學響應主要體現(xiàn)在頂板上，頂板為主要的監(jiān)測對象.

圖6 不同板片波峰及波谷斷面的拱頂應力變化

表1 加載工況

2.2 接縫螺栓應力

波紋鋼綜合管廊的各板片連接時采用螺栓型接縫，接縫的破壞機理復雜.縱向接縫受力取決于連接形式、材料強度及安裝工藝等，環(huán)向接縫屬于彎矩傳遞型連接，其受力與縱向地基剛度差異、覆土厚度變化等因素密切相關(guān).目前，國內(nèi)外有關(guān)波紋鋼板螺栓連接的相關(guān)研究尚不多見[19].本文對典型的縱向、環(huán)向接縫螺栓的軸向應力進行了測試.

縱向接縫采用M20型螺栓進行連接，典型螺栓在整個回填加載過程中的軸向應力變化趨勢如圖7所示，各螺栓位置見圖3(c).由圖可知，連接底板與豎板的24#螺栓在覆土厚度超過7 m后軸向拉應力急劇增大，這主要受吊裝混凝土塊時加載速率過快及加載不平衡影響，加載完成后應力最大值達49.27 MPa，但遠小于高強螺栓連接副的抗拉強度.主要原因在于：①已焊接角鋼的拱形波紋板接縫連接件與板片存在一定角度，在外荷載作用下有利于連接件壓緊；②連接件之間的密封材料有效增大了摩擦面的抗滑移系數(shù)，有利于發(fā)揮高強螺栓性能.對于軸向受壓的螺栓，由于Q345連接件承壓強度相對較高，達到590 MPa，因此受壓螺栓在整個回填加載過程中偏于安全.通過分階段加載和延長各工況間靜置時間，可以加快土體固結(jié)、沉降，分散集中載荷，引起結(jié)構(gòu)協(xié)調(diào)變形，有利于降低螺栓桿軸向應力.

圖7 縱向接縫螺栓軸向應力變化趨勢

綜合管廊接頭處的環(huán)向接縫采用M16型螺栓進行連接，由于管廊接頭易受地基不均勻沉降的影響，故將環(huán)向接縫螺栓作為現(xiàn)場試驗的主要監(jiān)測對象.圖8給出了環(huán)向接縫螺栓在整個回填加載過程中的軸向應力變化趨勢，各螺栓位置見圖3(b).由圖可知，8#螺栓始終承受相對較大的拉應力，但均小于高強螺栓連接副的抗拉強度；在管廊結(jié)構(gòu)兩側(cè)回填中粗砂的階段，受非對稱回填影響，各螺栓均出現(xiàn)了應力跳躍點，其中1#螺栓的最大軸向應力達到120.96 MPa，繼續(xù)加載后應力趨于平穩(wěn).

圖8 環(huán)向接縫螺栓軸向應力變化趨勢

根據(jù)高強螺栓摩擦型連接的計算方法[19]，在螺栓桿軸方向受拉的連接中，考慮螺栓群承載力折減的單個高強螺栓抗拉承載力為

(3)

根據(jù)圖8中的測試結(jié)果，可計算得到環(huán)向接縫螺栓的最大軸向拉力為

(4)

式中，σmax為最大軸向拉應力；A為螺栓的實際截面面積.

由于接頭處環(huán)向接縫螺栓的最大軸向拉力遠小于其抗拉承載力，因此螺栓及連接件是安全的.

2.3 波紋鋼板變形及結(jié)構(gòu)沉降

現(xiàn)場試驗中采用全站儀對波紋鋼板變形、結(jié)構(gòu)整體沉降進行監(jiān)測.頂板各測點位置見圖3(d)，各測點相對變形如圖9所示，回填高度以結(jié)構(gòu)底板位置為原點，根據(jù)圖1所示的管廊結(jié)構(gòu)尺寸，回填至頂板時回填高度為3.3 m，相對變形以隆起為正，下沉為負.在管廊結(jié)構(gòu)兩側(cè)回填中粗砂至頂板時，弧形頂板受側(cè)向土壓力作用而向上隆起，拱頂隆起量為0.60 mm.結(jié)構(gòu)頂板繼續(xù)回填加載過程中，拱頂變形由隆起轉(zhuǎn)為下沉，當頂板覆土厚度分別為4.5、7、10 m時，拱頂下沉量分別為2.10、4.10、7.90 mm.由于頂板兩端的約束剛度不同，與拱頂對稱的監(jiān)測點X14、X16的變形量也不一致.因此，頂板先隆起后下沉，拱頂處在頂板覆土厚度為10 m時產(chǎn)生最大下沉量7.90 mm.

圖9 不同回填高度下頂板各測點的相對變形

根據(jù)目前鋼結(jié)構(gòu)頂板(金屬板屋面)撓度容許值算法[20]，有

(5)

式中，γT為永久和可變荷載標準值產(chǎn)生的撓度容許值，mm；l為構(gòu)件的跨度，mm.

現(xiàn)場綜合管廊頂板的撓度容許值為13.67 mm，大于頂板拱頂處的最大下沉量.因此，從變形的角度評價，頂板是偏于安全的.

綜合管廊側(cè)板在不同加載工況下的變形趨勢如圖10所示，其中各測點位置見圖3(d)，橫坐標回填高度以結(jié)構(gòu)底板位置為原點，回填至頂板時回填高度為3.3 m.由圖可知，在結(jié)構(gòu)兩側(cè)回填階段，弧形側(cè)板受側(cè)向土壓力作用而產(chǎn)生向內(nèi)的壓縮，拱頂壓縮量為3.30 mm.結(jié)構(gòu)頂板繼續(xù)回填加載過程中，拱頂變形由向內(nèi)壓縮轉(zhuǎn)為外拱，當頂板覆土厚度分別為4.5和10 m時，拱頂外拱量分別為0.50和4.20 mm.因此，側(cè)板先向內(nèi)壓縮后向外凸出，拱頂處在覆土厚度為10 m時產(chǎn)生最大外拱量4.20 mm.

圖10 不同加載工況下側(cè)板的變形趨勢

由于現(xiàn)場試驗在典型的長江漫灘軟土場地進行，因此波紋鋼綜合管廊結(jié)構(gòu)的沉降變化是重要的監(jiān)測內(nèi)容之一.頂部覆土厚度為10 m時結(jié)構(gòu)的沉降趨勢見圖11.沿著綜合管廊結(jié)構(gòu)縱向共設置6個監(jiān)測面，沉降監(jiān)測點均布設在底板上，如圖3(d)中拱頂處X7及拱腳處X8，右艙的沉降監(jiān)測點位置與左艙相似.由圖可知，右艙沉降相對均勻，接頭處差異沉降量為0.80 mm.左艙沉降變化明顯，監(jiān)測斷面1和監(jiān)測斷面6的沉降量分別為35.40和42.50 mm，沿著縱向結(jié)構(gòu)沉降持續(xù)增大，最大沉降量相差7.10 mm，但接頭處差異沉降量僅為1.10 mm，表明管廊結(jié)構(gòu)在極限荷載作用下主要引發(fā)整體沉降.

波紋鋼綜合管廊接頭以栓接壓緊密封墊的形式串聯(lián)各節(jié)廊段，裝配完成后高強螺栓產(chǎn)生預緊力，接頭穩(wěn)定閉合.當回填施工不均勻、存在局部堆載或鄰近開挖卸荷時，接頭發(fā)生張開移位，將影響其受力狀態(tài)或密封效果.本文現(xiàn)場試驗中利用測縫計對接頭張開位移進行實時監(jiān)測，其中測縫計布設位置見圖3(e)，監(jiān)測結(jié)果如圖12所示.在管廊結(jié)構(gòu)兩側(cè)回填階段，測縫計J1的監(jiān)測值急劇增大至0.25 mm，表明接頭張開位移發(fā)生在上部，這是因為回填施工先后在兩節(jié)廊段的側(cè)面進行，引起側(cè)向土壓力不對稱、不平衡所致.頂板覆土厚度在0 ～ 7 m的過程中，吊裝堆載混凝土塊存在偏載現(xiàn)象，加載至7 m時測縫計J1出現(xiàn)最大值0.43 mm，靜置一定時間后土體-結(jié)構(gòu)經(jīng)協(xié)調(diào)變形，J1監(jiān)測值逐漸降低，繼續(xù)加載后接頭張開量進一步減小.其他測縫計的監(jiān)測值普遍較小，表明外部載荷主要影響接頭上部，而加載方式、加載速率、靜置時間等對管廊結(jié)構(gòu)接頭的影響較大.

圖12 不同加載工況下接頭張開位移趨勢

2.4 綜合管廊結(jié)構(gòu)滲漏水檢測

波紋鋼綜合管廊防滲涉及地質(zhì)條件、防水材料、施工工藝、人為因素、復雜荷載等多個環(huán)節(jié)，是綜合管廊運行維護階段的主要檢測內(nèi)容之一.本文現(xiàn)場試驗中，頂板覆土厚度達10 m后結(jié)構(gòu)并未被破壞，因此有必要進行綜合管廊滲漏水試驗[21].

當卸載混凝土塊后，在管廊結(jié)構(gòu)頂部的回填土范圍內(nèi)開挖4 m×4 m×1.8 m(長×寬×深)的注水坑，注滿水并保持滿水狀態(tài).同時向左艙消防用注水口注水，水壓保持為0.20 MPa，使水流充分分布在整個波紋鋼綜合管廊結(jié)構(gòu)外側(cè).靜置一定時間后，檢查艙內(nèi)滲漏水情況.結(jié)果表明，艙內(nèi)無漏水現(xiàn)象，僅出現(xiàn)3處小面積濕漬，且單個濕漬的最大面積小于0.1 m2.

3 結(jié)論

1) 波紋鋼綜合管廊承載性能優(yōu)越，在極限載荷(設計覆土厚度的3倍)作用下，結(jié)構(gòu)仍處于正常工作狀態(tài)，最大應力值為356.78 MPa.從強度及變形的角度，頂板都是重要的安全控制主體，其波峰斷面應力、拱頂變形隨加載進行而大幅增加.覆土厚度對其他波紋板的應力、變形影響不顯著，且遠小于頂板的相應監(jiān)測值.

2) 裝配式波紋鋼綜合管廊螺栓型接縫受力機理復雜.根據(jù)高強螺栓摩擦型連接的驗算方法，典型螺栓受力均未達到單個螺栓的抗拉承載力，整個加載過程中螺栓及連接件未被破壞，縱向及環(huán)向接縫未出現(xiàn)漏水現(xiàn)象，且滲漏水指標達到二級防水標準.

3) 綜合管廊頂板拱頂處變形量最大，覆土厚度為10 m時變形達7.90 mm，接頭處最大差異沉降量為1.10 mm，均滿足現(xiàn)有鋼結(jié)構(gòu)設計標準及技術(shù)規(guī)范.

4) 裝配式波紋鋼綜合管廊的安全運營應充分考慮地質(zhì)條件、施工工藝、結(jié)構(gòu)強度及變形要求、外觀表象等.因此，在綜合管廊服役期需持續(xù)對典型廊段進行監(jiān)測.

致謝特別感謝南京大學、江蘇省建筑工程質(zhì)量檢測中心有限公司及南京聯(lián)眾工程技術(shù)有限公司的鼎力支持.