吳 強, 趙東平, 楊 星, 馮凌宇

(1. 中國建筑西南設(shè)計研究院有限公司, 四川 成都 610041; 2. 西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點實驗室, 四川 成都 610031; 3. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院, 四川 成都 610031)

0 引言

目前已建或在建的綜合管廊多采用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)。該結(jié)構(gòu)適用于各種埋深與跨度的城市綜合管廊,但是對于地下空間受限的小型和微型綜合管廊,采用鋼筋混凝土作為主體結(jié)構(gòu)則存在體積大、工期長和造價高等不足。近年來,有學(xué)者對鋼波紋材料和纖維材料等新型復(fù)合材料在綜合管廊或類似管體中的應(yīng)用進行了研究,例如: 鄭佳艷等[1]研究了鋼波紋應(yīng)用于管廊時相關(guān)的結(jié)構(gòu)設(shè)計問題; 黨奇志等[2]與劉淑艷等[3]研究了玻璃鋼夾砂管的性能與應(yīng)用。與傳統(tǒng)材料管廊相比,纖維增強聚合物管廊在物理力學(xué)、防水性能、防腐性能、施工高效性、環(huán)保安全性以及使用壽命等方面具有獨特優(yōu)勢,能滿足現(xiàn)代建筑施工工業(yè)化發(fā)展的要求,適宜廣泛應(yīng)用于城市地下綜合管廊建設(shè)領(lǐng)域。

纖維增強聚合物管廊結(jié)構(gòu)的主體斷面為圓形,主體由內(nèi)到外分為內(nèi)襯層、內(nèi)纏繞層、夾砂層和外纏繞層[4]。管廊內(nèi)可根據(jù)管線布設(shè)需要設(shè)置支架或支墩,為了使支架更好地與廊體固定,一般采用間隔設(shè)置的方法將環(huán)形加勁肋與管廊主體粘結(jié)固定,然后將支架固接在環(huán)形加勁肋上,管廊主體與支架最終形成整體結(jié)構(gòu)。

本文針對計算等效彈性模量取值不準(zhǔn)確的問題,提出根據(jù)環(huán)剛度計算等效彈性模量的方法,并在工程實踐中對該計算方法進行驗證,結(jié)果表明通過環(huán)剛度計算綜合彈性模量的方法基本可行。

1 工程案例

德陽市某綜合管廊為纖維增強聚合物管廊(見圖1)。該管廊屬于微型綜合管廊,用于容納小規(guī)模電力電纜、通信線纜、給水管道、再生水管道等,管廊附屬設(shè)施因需設(shè)置有消防、通風(fēng)、照明等。

(a) 橫斷面 (b) 平面圖1 纖維增強聚合物管廊照片F(xiàn)ig. 1 Photographs of fiber-reinforced polymer utility tunnel

纖維增強聚合物管廊標(biāo)準(zhǔn)段主體結(jié)構(gòu)內(nèi)徑為2.2 m,每節(jié)管長為6～12 m;管體、檢查井和管端堵等均采用纖維增強聚合物基材料,壁厚40 mm。為了電纜鋪設(shè)需要,廊內(nèi)設(shè)置纜線支架與環(huán)形加勁肋。其中,支架一端與加勁肋固接,另一端根據(jù)需要設(shè)置豎向拉桿或懸挑;加勁肋采用10號槽鋼,間距約2 m,預(yù)加徑向力與管廊之間緊密固定。

管廊埋設(shè)于粉質(zhì)黏土土層中,設(shè)計地面荷載為10 kPa。為滿足抗浮要求并減少地面動載對管廊結(jié)構(gòu)的影響,管廊主體結(jié)構(gòu)覆土不小于0.5 m;施工采用放坡開挖,溝槽開挖邊坡坡度為1∶0.5,基坑底寬2.8 m,深3.0 m。采用的砂礫石基礎(chǔ)厚為30 cm,溝槽采用粗粒砂土分層對稱填筑。每層填土厚為30 cm,采用人工與小型壓路機壓實,管周與管頂0.5 m范圍內(nèi)回填土密實度不小于90%。

2 理論計算

2.1 有限元模型

2.1.1 計算參數(shù)

建立有限元模型需要輸入管廊主體材料的彈性模量,但是由于纖維增強聚合物基材是多種材料互層布置的,其綜合彈性模量參數(shù)難以測定,需根據(jù)環(huán)剛度的試驗數(shù)據(jù)計算求得,環(huán)剛度試驗中試驗管廊基材、主材的主要參數(shù)分別如表1和表2所示。

表1 管廊基材參數(shù)Table 1 Parameters of base material of utility tunnel

表2 管廊主材參數(shù)Table 2 Parameters of main material of utility tunnel

管廊管體環(huán)剛度[5]

(1)

式中:F為相對于管材3%變形時的力值,kN;L為試樣長度,m;Y為變形量,m;d為內(nèi)直徑,m。

將管廊內(nèi)加勁環(huán)剛度和截面慣性矩等數(shù)值代入式(2)和式(3),可計算出廊體的綜合彈性模量。

Sp=EpIp/r3=8EpIp/d3。

(2)

(3)

式(2)—(3)中:r為內(nèi)半徑,m;Ip為截面慣性矩,m4;Ep為管體彈性模量,MPa;b為壁厚單位寬度,m;h為壁厚,m。

由環(huán)剛度試驗測出管材的實際環(huán)剛度值為10.42 kN/m2,經(jīng)過計算得出管材的綜合環(huán)向彈性模量為2.04×104MPa。

試驗現(xiàn)場溝槽采用砂土回填,按照90%壓實度控制,土體考慮彈塑性,最終確定的數(shù)值模型計算參數(shù)見表3。

表3 數(shù)值模型計算參數(shù)Table 3 Calculation parameters of numerical model

2.1.2 數(shù)值模型

考慮到管廊縱向上的相似性,為節(jié)約計算成本,在數(shù)值模型中僅模擬1節(jié)管廊及其對應(yīng)范圍的土體。管節(jié)內(nèi)直徑2.2 m、壁厚40 mm,管廊內(nèi)側(cè)設(shè)置有10號環(huán)形槽鋼加勁肋,加勁肋沿管廊軸向為2.4 m和2.3 m間隔排列。對應(yīng)的加載點A和C位于環(huán)形加勁肋的正上方,加載點B和D位于環(huán)形加勁肋之間的上方,管廊溝槽底寬為2.88 m,溝槽開挖坡率為1∶0.5,模型平面與橫斷面布置情況如圖2所示。

(a) 平面 (b) 剖面圖2 管廊模型(單位: cm)Fig. 2 Utility tunnel model (unit: cm)

采用有限元軟件ABAQUS建立纖維增強聚合物管廊計算模型(見圖3),模型主要由管廊、加勁環(huán)、回填土和原狀土組成[6],采用C3D8R單元模擬土體及管廊,模型構(gòu)造與實物試驗構(gòu)造一致。模型寬10 m,高6 m,軸向長度取6 m,管頂回填0.5 m厚砂土;模型底部施加法向位移及轉(zhuǎn)角約束,前后及左右端面施加法向位移約束頂面自由。管廊內(nèi)部設(shè)置加勁肋,在加勁肋的頂部和中間分別設(shè)置4個加載點進行分級逐步加荷。

圖3 有限元計算模型Fig. 3 Finite element calculation model

2.2 靜力荷載模擬

2.2.1 靜力荷載施加

有限元模型靜力荷載施加參照淺層平板載荷試驗[7]的相關(guān)要求進行。加荷分級共設(shè)12級,從第1級10 kPa開始,每一級增加10 kPa,最大加載至120 kPa,加載板尺寸為1 m×1 m。

2.2.2 靜力荷載計算結(jié)果

2.2.2.1 點A加載計算結(jié)果

點A加載變形云圖見圖4。施加靜力荷載后,加載點A處管廊體的最大豎向位移為5.15 mm,在逆時針90°位置處最大水平位移為1.10 mm。

(a) 水平位移

(b) 豎向位移圖4 點A加載變形云圖(單位: mm)Fig. 4 Contour of load deformation at point A (unit: mm)

加載點A在各級加載作用下的位移變化如圖5所示。可以看出,當(dāng)荷載小于100 kPa,加載點A的豎向位移呈線性變化;當(dāng)荷載大于100 kPa,管廊進入塑性變形,管廊頂部的豎向位移增幅加大。在120 kPa靜載作用下,加載點A向下位移最大為5.15 mm,變形量小于控制值(內(nèi)徑×2%=44 mm,下同),水平位移也小于控制值;左側(cè)水平方向位移向外變形量為1.10 mm,右側(cè)向外變形量為0.76 mm。

圖5 點A荷載位移變化圖Fig. 5 Variation of load displacement at point A

2.2.2.2 點B加載計算結(jié)果

點B加載變形云圖見圖6。加載點B處管廊體的最大豎向位移為5.39 mm,在逆時針90°位置處最大水平位移為1.33 mm。

(a) 水平位移

(b) 豎向位移圖6 點B加載變形云圖(單位: mm)Fig. 6 Contour of load deformation at point B (unit: mm)

加載點B在各級加載作用下的位移變化如圖7所示?？梢钥闯?當(dāng)荷載小于90 kPa,管廊位移呈線性變化;當(dāng)荷載大于90 kPa,管廊體進入塑性變形,管廊頂部位移增幅加大;當(dāng)荷載達到120 kPa時,加載點B向下位移為5.39 mm,變形量小于控制值;而在120 kPa作用下,左側(cè)水平方向位移變形量為向外1.33 mm,變形量小于控制值。

圖7 點B荷載位移變化圖Fig. 7 Variation of load displacement at point B

2.2.2.3 點C加載計算結(jié)果

點C加載變形云圖見圖8。加載點C處管廊體的最大豎向位移為向下5.96 mm,在逆時針90°位置處最大水平位移為向外0.36 mm。

(a) 水平位移

(b) 豎向位移圖8 點C加載變形云圖(單位: mm)Fig. 8 Contour of load deformation at point C (unit: mm)

加載點C在各級加載作用下的位移變化如圖9所示?？梢钥闯?當(dāng)荷載小于90 kPa,管廊位移呈線性變化;荷載大于90 kPa,管廊體進入塑性變形,管廊頂部位移增幅加大;當(dāng)荷載達到120 kPa時,豎向位移為5.96 mm,但變形量小于控制值,而右側(cè)最大水平位移為向外0.54 mm,變形量也小于控制值。

圖9 點C荷載位移變化圖Fig. 9 Variation of load displacement at point C

2.2.2.4 點D加載計算結(jié)果

點D加載變形云圖見圖10。加載點D處管廊體的最大豎向位移為3.64 mm,在逆時針90°位置處最大水平位移為1.05 mm。

(a) 水平位移

(b) 豎向位移圖10 點D加載變形云圖(單位: mm)Fig. 10 Contour of load deformation at point D (unit: mm)

加載點D在各級加載作用下的位移變化如圖11所示。當(dāng)荷載小于70 kPa,管廊位移呈線性變化;當(dāng)荷載大于70 kPa,管廓體進入塑性變形,管廊頂部位移增幅加大;當(dāng)荷載達到120 kPa時,頂部豎向位移為向下3.63 mm,而左側(cè)最大水平位移為向外1.05 mm,豎向與水平變形量都小于控制值。

圖11 點D荷載位移變化圖Fig. 11 Variation of load displacement at point D

2.3 動力荷載模擬

2.3.1 動力荷載施加

有限元模型模擬車輛經(jīng)加載點B垂直管廊軸線水平直線運動,設(shè)運動速度為1 m/s,分析車輛動力荷載作用下管廊環(huán)向應(yīng)變變化規(guī)律。車輪平面布置參考QY40V531型吊車輪組,控制性動力荷載的輪壓在中、后輪,兩軸軸間距為135 cm,軸載為150 kN,左右輪中心間距為1.95 m,輪胎接地長度與寬度分別為60 cm和25 cm,加載的動力荷載標(biāo)準(zhǔn)為輪壓0.5 MPa,同時考慮相應(yīng)的沖擊系數(shù)。

2.3.2 動力荷載計算結(jié)果分析

參照QY40V531型吊車輪組模擬施加動力荷載,在加載時間為100 ms時,點B動力荷載作用下管廊的變形云圖見圖12。

(a) 水平位移

(b) 豎向位移圖12 點B動力荷載變形云圖(單位: mm)Fig. 12 Dynamic load deformation contour at point B (unit: mm)

以加載點B為典型位置,分析動力荷載作用下管廊體的位移,如圖13所示。由圖可知,加載時間為100 ms時,加載點B處頂部最大豎向位移為13.46 mm,左側(cè)最大水平位移為1.54 mm,變形量小于控制值。

圖13 點B動力荷載位移圖Fig. 13 Dynamic load displacement at point B

3 現(xiàn)場試驗

從工程實際案例出發(fā)進行動、靜荷載無損試驗。試驗管廊結(jié)構(gòu)按最不利工況的最小覆土0.5 m厚度考慮。在等厚覆土條件下,施作不同靜力荷載等級作用和車輛動荷載作用,獲取靜、動荷載作用下的纖維增強聚合物管廊環(huán)向應(yīng)變的響應(yīng)規(guī)律。

3.1 試驗總體方案

試驗管廊總體布置為“L”形,試驗段為東西走向,一端設(shè)有端堵,另一端設(shè)有鋼筋混凝土端墻與人行用的出入口U槽,如圖14所示?？傮w由2節(jié)直管管廊、1座直角檢查井和1個端部封堵組成。管節(jié)內(nèi)直徑、材料和壁厚等與工程案例一致,2節(jié)管長分別為6 m和3.3 m,管節(jié)采用承插方式與檢查井或端堵拼接。

圖14 試驗管廊布置圖(單位: cm)Fig. 14 Layout of experimental utility tunnel (unit: cm)

試驗場地內(nèi)主要是粉質(zhì)黏土,無地下水。荷載加載方法與數(shù)值模擬一致,管廊土建與安裝則參照市政管線的施工標(biāo)準(zhǔn)進行,確保放坡開挖尺寸安全,管廊安裝合規(guī),管廊溝槽回填均勻與密實。現(xiàn)場管廊施工如圖15所示。

(a) 設(shè)計剖面圖 (b)施工立面圖圖15 管廊施工(單位: cm)Fig. 15 Schematic and photograph of utility tunnel construction (unit: cm)

管廊內(nèi)設(shè)置有5道環(huán)形加勁肋,加勁肋采用10號槽鋼彎曲而成,與廊內(nèi)管壁固定,并與支架錨接形成整體。

3.2 管內(nèi)變形布置方案

3.2.1 監(jiān)測斷面布置

對應(yīng)加載點A、B、C、D試驗方案,分別布置了4個不同條件的監(jiān)測斷面,加載點A和C斷面設(shè)有環(huán)形加勁肋,而加載點B和D斷面則位于環(huán)形加勁肋之間。其中,加載點A斷面緊鄰端堵,加載點D斷面緊鄰管體與檢查井的承插口。

3.2.2 監(jiān)測點布置

每個監(jiān)測斷面設(shè)有腳部固定的十字鋼管架,鋼管架上布置有3個位移檢測點(如圖16所示),用于測量加載后的管壁位移。其中,1#檢測點位于管廊內(nèi)頂部,2#檢測點位于管廊內(nèi)左側(cè)270°處,3#檢測點位于管廊內(nèi)右側(cè)90°處。

圖16 管廊位移檢測點布置(單位: cm)Fig. 16 Layout of utility tunnel displacement test points (unit: cm)

3.3 土壓力盒布置方案

在每個監(jiān)測斷面正上方設(shè)1 m×1 m的鋼板,鋼板中間位置下面設(shè)置壓力盒,用于控制加載的大小。靜力試驗現(xiàn)場照片如圖17所示。

(a) 荷載布置 (b) 檢測點位

(c) 位移儀器 (d) 力學(xué)儀器圖17 靜力試驗現(xiàn)場照片F(xiàn)ig. 17 Photograph of static test site

3.4 加載與穩(wěn)定工況

針對管廊環(huán)剛度為10 kN/m2管材適用的埋深范圍與地面荷載要求,采用靜、動荷載無損試驗形式,確定試驗檢測最大靜載標(biāo)準(zhǔn)為120 kPa。按加載點A、B、C、D4個斷面順序逐個加載,并實測相應(yīng)斷面的位移數(shù)據(jù)。

加載標(biāo)準(zhǔn)與穩(wěn)定工況的判定參照淺層平板載荷試驗[7]的相關(guān)要求進行,操作如下: 1)加荷方式為沉降非穩(wěn)定法; 2)加荷分級共設(shè)12級,從第1級為10 kPa開始,每一級增加10 kPa,最大加載至120 kPa; 3)判定相應(yīng)穩(wěn)定的標(biāo)準(zhǔn)為自加荷操作1 h后每隔15 min觀測一次沉降,每級荷載保持2 h,即可施加下一級荷載。

3.5 車輛動載工況

在管廊范圍的地面上鋪設(shè)碎石墊層,覆土厚度控制在50 cm左右,后加鋪2 cm厚的鋼板。試驗采用單車輛沿管廊軸向垂直方向水平移動,選取三軸吊車作為試驗車輛,其前軸為單軸單輪組,中、后軸為雙輪組,前、中軸軸間距為530 cm,中、后軸軸間距為135 cm。后輪胎接地長度與寬度分別為60 cm和25 cm,車輛軸載質(zhì)量分別為100、150、150 kN,移動速度為1 m/s。為得到管廊最大應(yīng)變數(shù)值,現(xiàn)場試驗采集了車輛在移動荷載作用下的管廊環(huán)向應(yīng)變結(jié)果。動力加載試驗現(xiàn)場照片見圖18。

(a) 加載照片(后側(cè)) (b) 加載照片(前側(cè))

(c) 檢測點位 (d) 檢測結(jié)果圖18 動力試驗現(xiàn)場照片F(xiàn)ig. 18 Photographs of dynamic test site

4 試驗結(jié)果與分析

為了了解管廊體不同里程與不同荷載作用下相關(guān)結(jié)構(gòu)位移情況,通過現(xiàn)場試驗并對相關(guān)數(shù)據(jù)進行收集與梳理,分別得出4個測試位置(加載點A、B、C、D斷面)的位移結(jié)果。

4.1 靜力荷載試驗結(jié)果

4.1.1 加載點A斷面

加載點A斷面各位移值隨管頂加荷增加的測試結(jié)果如圖19所示。

圖19 加載點A斷面靜力試驗位移測試結(jié)果Fig. 19 Static experimental deformation at section of load point A

由圖19可知: 總體上,加荷至80 kPa后,管廊頂部位移增幅加大;達到120 kPa時,位移為3.97 mm; 而在90°和270°位置加荷達到120 kPa時,位移分別為0.98 mm和2.61 mm,兩側(cè)位移偏差較大,影響因素有管廊兩側(cè)碾壓密度不對稱或回填土質(zhì)彈性模量存在較大差異、管材的材質(zhì)或厚度存在一定偏差等。

4.1.2 加載點B斷面

加載點B斷面各位移值隨管頂加荷增加的測試結(jié)果如圖20所示。

圖20 加載點B斷面靜力試驗位移測試結(jié)果Fig. 20 Static experimental deformation at section of load point B

由圖20可知: 總體上,加荷至80 kPa后,管廊頂部位移增幅加大;達到120 kPa時,位移為5.22 mm; 而在90°和270°位置加荷達到120 kPa時,位移分別為2.01 mm和1.01 mm,兩側(cè)位移同樣存在較大偏差,影響因素與加載點A斷面相同。

4.1.3 加載點C斷面

加載點C斷面各位移值隨管頂加荷增加的測試結(jié)果如圖21所示。

圖21 加載點C斷面靜力試驗位移測試結(jié)果Fig. 21 Static experimental deformation at section of load point C

由圖21可知: 總體上,在加荷至90 kPa后,管廊頂部位移增幅加大;達到120 kPa時,位移為5.81 mm; 而在90°和270°位置加荷達到120 kPa時,位移分別為2.12 mm和1.52 mm,兩側(cè)位移偏差較加載點A和B斷面的差異值小,說明管廊兩側(cè)回填碾壓密度對稱性較好,回填土彈性模量差異小,同時管材的材質(zhì)與厚度存在偏差較小等。

4.1.4 加載點D斷面

加載點D斷面各位移值隨管頂加荷增加的測試結(jié)果如圖22所示。

圖22 加載點D斷面靜力試驗位移測試結(jié)果Fig. 22 Static experimental deformation at section of load point D

由圖22可知: 總體上,在加荷至50 kPa后,管廊頂部位移增幅加大;達到120 kPa時,位移為3.51 mm; 而在90°和270°位置加荷達到120 kPa時,位移分別為0.63 mm和1.56 mm,兩側(cè)位移存在一定差異。

4.2 動力荷載試驗結(jié)果

攤鋪碎石墊層與鋼板的管廊頂部在施加車輛動荷載的作用下,選取原加載點B處管位變形為代表,其最大豎向位移為10.35 mm,小于理論計算值的12.90 mm; 90°和270°位置的水平位移分別為5.2 mm和1.9 mm,兩者均大于理論計算值的1.48 mm。

4.3 靜力和動力荷載試驗結(jié)果分析

1)管廊頂部的豎向位移為3.51～5.81 mm,而理論計算管廊頂部豎向位移為3.63～5.74 mm,理論計算與試驗豎向變形范圍基本吻合,豎向變形量都小于控制值以及規(guī)范[8]要求。理論計算及試驗結(jié)果均表明: 在荷載作用下,管廊4個不同位置受到環(huán)形加勁肋、檢查井、承插口和端堵等作用對位移的變化幅度有一定影響,后續(xù)應(yīng)用應(yīng)注意管廊的縱向剛性過渡。

2)靜力荷載作用下,經(jīng)過4個監(jiān)測斷面廊體頂部最大位移數(shù)據(jù)分析可知,加載點C斷面位移>加載點B斷面位移>加載點A斷面位移>加載點D斷面位移,各加載點的最大豎向位移排序?qū)嶋H試驗結(jié)果與理論計算一致;說明加載點A斷面和加載點D斷面的檢查井和管端堵連接受管廊的約束作用大,而頂部位移相對較小; 加載點B斷面和加載點C斷面受加勁肋約束作用相對較小,而頂部位移相對較大。

3)相對于加載點B斷面,雖然加載點C斷面處設(shè)有環(huán)形加勁肋,但是該斷面位移仍然最大,分析原因是: 管廊有0.5 m厚的覆土,加載點B斷面加載后可得以分散;同時,管廊的軸向剛度較大,作用點在中間時,荷載可分散至相鄰2根環(huán)形加勁肋位置并得到支撐。而作用點在環(huán)形加勁肋正上方的加載點C斷面荷載可分散至下方對應(yīng)的1根環(huán)形加勁肋。所以在其他條件同等情況下,加載點C斷面位移>加載點B斷面位移。

4)水平變形方面,理論計算的左右側(cè)水平變形基本呈對稱性;而試驗得出的最小水平位移為0.61 mm,最大水平位移為2.61 mm,顯示左右兩側(cè)水平位移有一定變化。說明管廊兩側(cè)回填土的彈性模量對管廊水平位移影響較大,在施工中應(yīng)對土體回填質(zhì)量給予重視。

5)加載點B斷面處靜力荷載作用下管廊兩側(cè)水平位移分別為2.01 mm和1.01 mm;動力荷載作用下,管廊兩側(cè)水平位移分別為5.2 mm和1.9 mm。說明管廊兩側(cè)回填土彈性模量雖然存在差異,但是對靜、動荷載的影響基本一致,動力荷載對回填土彈性模量較弱一側(cè)的敏感度更高,在設(shè)計階段可適當(dāng)提高管廊兩側(cè)回填土密實度要求,以加大回填土的彈性模量。

5 結(jié)論與討論

1)纖維增強聚合物管廊結(jié)構(gòu)采用多層不同材料纏繞而成,其材料綜合力學(xué)參數(shù)難于確定,通過環(huán)剛度得出管材的彈性模量,用于模型計算,該方法基本可行。

2)在淺埋的纖維增強聚合物管廊中設(shè)置環(huán)形肋,可減少管廊的變形量,但是作用相對有限; 而管廊周圍土體的回填質(zhì)量、埋深對管廊變形影響較大。在滿足計算及使用需求的情況下可盡量增加其埋置深度。

3)在靜、動荷載作用下,數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗得出的纖維增強聚合物管廊特征點變形量及變形規(guī)律基本吻合,驗證了設(shè)計的可靠性。

4)數(shù)值模擬結(jié)果與實測值仍存在一定偏差,后期將對其偏差原因作進一步研究。同時,還應(yīng)特別關(guān)注回填材料的回填質(zhì)量及結(jié)構(gòu)物埋深對變形結(jié)果的影響。