摘要 隧道全預制拼裝結(jié)構(gòu)構(gòu)件動荷載會對地下施工速度造成影響，研究中對閉腔設(shè)置和構(gòu)件接頭中底板和頂拱位置的動力性能進行了深入分析，總結(jié)了其中的變化規(guī)律與特征。研究結(jié)果表明，閉腔結(jié)構(gòu)的加入對底板構(gòu)件與頂拱構(gòu)件的動荷載限值造成了影響，且會影響底板構(gòu)件與頂拱構(gòu)件的模態(tài)頻率；閉腔結(jié)構(gòu)不會影響底板構(gòu)件的接頭變形。構(gòu)件接頭設(shè)置中單榫或雙榫接頭底板構(gòu)件形式對模態(tài)頻率的影響差別不大，其中上側(cè)接頭豎向撓度值為10 mm，下側(cè)接頭豎向撓度值為15 mm；接頭剛性中無論是否設(shè)置銷棒對頂拱構(gòu)件模態(tài)頻率影響并不明顯，頂拱結(jié)構(gòu)中動荷載限值作用下，設(shè)置銷棒的接縫撓度與偏轉(zhuǎn)量，與未設(shè)置銷棒結(jié)構(gòu)的模型并不存在明顯差異。

關(guān)鍵詞 地鐵隧道；全預制拼裝；拼裝結(jié)構(gòu)；動力加載數(shù)值

中圖分類號 U231.3文獻標識碼 A文章編號 2096-8949（2024）02-0069-03

0 引言

經(jīng)濟高質(zhì)量發(fā)展階段，我國城市化進程不斷加速，地鐵隧道的建設(shè)需求將進一步擴大。為了保障地鐵隧道建設(shè)的安全，地鐵隧道工程正在探索采用預制化技術(shù)。預制化技術(shù)具有標準化水平高、構(gòu)件質(zhì)量穩(wěn)定、適應性較強、符合綠色施工理念等優(yōu)勢，目前在盾構(gòu)隧道中應用較多，然而在地鐵隧道中的應用并未普及，主要原因在于對不同荷載作用下的預制裝配式鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的變形與破壞規(guī)律研究不足[1]。鑒于此，該研究分析了隧道全預制拼裝中拼裝結(jié)構(gòu)構(gòu)件動力加載數(shù)值，以了解不同荷載作用對隧道工程中預制裝配式鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的變形與破壞影響。

1 隧道全預制拼裝技術(shù)

隧道全預制拼裝技術(shù)是一種利用現(xiàn)代化生產(chǎn)工藝，將隧道構(gòu)件在工廠進行預制和加工，然后在工地進行拼裝安裝的技術(shù)。這項技術(shù)包括預制混凝土隧道襯砌、隧道拱頂板、隧道地基板等構(gòu)件的生產(chǎn)和加工，然后通過運輸設(shè)備將這些構(gòu)件運輸?shù)浆F(xiàn)場，最后進行組裝和安裝。這種技術(shù)使得隧道施工變得更加標準化、規(guī)范化，減少了現(xiàn)場施工的復雜性和不確定性，提高了施工質(zhì)量和安全性。隧道全預制拼裝技術(shù)具有諸多優(yōu)勢和特點：

（1）可以大幅縮短施工周期，因為在工廠預制階段和現(xiàn)場拼裝階段可以同時進行，從而節(jié)約了大量的施工時間。

（2）可以降低施工成本，因為預制構(gòu)件的制造成本通常比現(xiàn)場施工要低，而且通過優(yōu)化設(shè)計和生產(chǎn)工藝還可以減少材料浪費，提高資源利用率。

（3）可以減少對施工現(xiàn)場的影響，降低施工對周邊環(huán)境的破壞，從而減少對周邊居民的影響，提升了工程的社會效益。

2 閉腔設(shè)置對構(gòu)件動力性能的影響

2.1 底板構(gòu)件動力性能分析

已有研究實踐表明，對閉腔結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，雖然無法直接降低結(jié)構(gòu)整體與分塊的承載性能，卻可以有效降低車站結(jié)構(gòu)自重，從而減輕動力作用對結(jié)構(gòu)造成的慣性力作用[2]。首先，構(gòu)建車站底板閉腔構(gòu)件模型。采用動力增大系數(shù)（DIF）分析混凝土本構(gòu)關(guān)系，具體分為混凝土材料在某方向的應變率＜30以及≥30兩種情況，受壓與受拉時的DIF計算表達式分別如下：

（1）

（2）

式中，fc、ft——受壓與受拉時的動力抗壓強度；fcs、fts——受壓與受拉時的靜態(tài)應變率下的靜態(tài)抗壓強度。

則可求得不同應變率下的DIF，當應變率分別為0.000 003、0.003與0.3時，求得的受壓時的動力抗壓強度分別為31.96 MPa、39.37 MPa、46.27 MPa以及DIF分別為0.94、1.18與1.38，而受拉時的動力抗壓強度分別為3.11 MPa、3.51 MPa、4.01 MPa以及DIF分別為1、1.13、1.24，并作為模型輸入?yún)?shù)。

考慮鋼筋應變率不會明顯影響鋼筋結(jié)構(gòu)的極限強度，因此采用靜力模型下的鋼筋材料參數(shù)，具體取值可見表1。

考慮拼裝結(jié)構(gòu)的外表面受到土層約束的影響，因此將土體約束與支撐視作豎直的土柱，并用獨立彈簧進行替代，基床系數(shù)的取值如下：新填土3 000 kN/m3、軟塑黏土13 000 kN/m3、中性黏土36 000 kN/m3、硬黏土80 000 kN/m3、泥沙礫135 000 kN/m3。結(jié)合工程實際情況，最終選取的彈性約束參考值為新填土對應的基床系數(shù)，即3 000 kN/m3。

動力加載模型中動力荷載的構(gòu)造表達式如下：

α=∑iAsin（2πfit） （3）

式中，α——加速度值（m/s2）；A——振幅，取值

0.05 m/s2；fi——荷載振動頻率，采用線性攝動求解器進行頻率求解，提取自由結(jié)構(gòu)前10階模態(tài)，因為前5階模態(tài)頻率均未超過250 Hz，因此設(shè)定fi值不大于250 Hz；t——荷載時長，設(shè)定為4.5 s。

采用動力顯式求解器進行求解，最終計算得到的總時長為5 s，具體時間步長的取值表達式如下：

（4）

式中，lmin——模型劃分單元的最小尺寸值，取值為40 mm；cd——應力波波速，取值為4 500 m·s?1。

對比實心結(jié)構(gòu)與閉腔結(jié)構(gòu)的模態(tài)頻率可知，實心結(jié)構(gòu)的模態(tài)頻率相對較低，且該數(shù)值隨著階數(shù)的增長而變大。閉腔結(jié)構(gòu)與實心結(jié)構(gòu)下的底板構(gòu)件動荷載限值分別為0.9 g與0.7 g，且二者保持相同的塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律[3]。0.7 g荷載加載狀態(tài)下，2.2 s后接頭接縫出現(xiàn)明顯變形，其中上側(cè)接縫的變形量約為?1.15 mm，下側(cè)變形量約為1.14 mm，實心底板的接縫變形量整體小于閉腔結(jié)構(gòu)，然而二者值相差較小。由此可知，混凝土結(jié)構(gòu)出現(xiàn)失效現(xiàn)象時，底板構(gòu)件接頭接縫兩側(cè)的變形量均在0以上，表明均處于受拉狀態(tài)。在豎向撓度方面，左側(cè)豎向撓度值約為?2.6 mm，右側(cè)約為?7.8 mm[4]。

2.2 頂拱構(gòu)件動力性能分析

隧道采用雙榫注漿式車站頂拱閉腔結(jié)構(gòu)，根據(jù)實際隧道的頂部結(jié)構(gòu)尺寸、閉腔尺寸與配筋進行建模，得到的隧道頂拱閉腔結(jié)構(gòu)模型如圖1所示。

相關(guān)材料參數(shù)取值以及相互作用均按照底板構(gòu)件的流程進行設(shè)置，在頂拱的外表面連接好接地彈簧，將頂拱結(jié)構(gòu)分為接頭、拱肩、拱腳三個部分，并分別設(shè)定好對應的連接彈簧屬性，以滿足彈簧安置要求以及設(shè)定的基礎(chǔ)系數(shù)值，并按照圖2設(shè)置好隧道頂拱結(jié)構(gòu)約束條件（見圖2）。

計算得到頂拱構(gòu)件的前10階模態(tài)頻率分別為17.12 Hz、22.35 Hz、49.49 Hz、51.56 Hz、86.60 Hz、94.91 Hz、135.37 Hz、149.05 Hz、194.02 Hz、201.44 Hz。

動力荷載和時間步長取值的計算方式與底板構(gòu)件相同，計算得到隧道頂拱閉腔構(gòu)件模型的混凝土失效限值為0.85 g動力荷載作用，此時呈現(xiàn)出的結(jié)構(gòu)變形如下：加載1.6 s以后，接頭與拱肩的連接處率先出現(xiàn)了塑性區(qū)，2.9 s時直接拓展到了拱腳處，3.1～3.2 s則拓展為整個結(jié)構(gòu)，各部分損傷變量SDEG值均接近于1，說明混凝土結(jié)構(gòu)已經(jīng)失效。此時，變形最為嚴重的區(qū)域為兩側(cè)的拱腳區(qū)域，出現(xiàn)了超過40 mm的位移量。在接縫變形量方面，0.85 g動力荷載作用力下，接頭兩側(cè)的整體變形量值未超過1 mm，上側(cè)變形量約為0.5 mm，下側(cè)變形量約為

0.3 mm。然而，在豎向撓度方面，0.85 g動力荷載作用導致頂拱構(gòu)件的結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了較大的豎向位移，豎向撓度值已經(jīng)達到了?6.58 mm，且隨著荷載的增大，豎向撓度值越大，動荷載作用下的撓度波動范圍也隨之變大。

2.3 接頭剛性對頂拱構(gòu)件的動力性能影響

地下隧道全預制拼裝結(jié)構(gòu)中需對車站頂拱中接頭剛性進行測試分析，車站頂拱構(gòu)件動力性能分析中，構(gòu)建了雙榫注漿式車站頂拱構(gòu)件模型，該模型為提高接頭處的抗彎剛度，使用了銷棒進行接頭增強，該模型中接頭處銷棒的使用安裝情況如圖3所示。

該次研究中對地下隧道車站頂拱有無銷棒使用的模態(tài)頻率進行了對比分析，其結(jié)果如表2所示。

由表2可知，在地下隧道車站頂拱中是否使用銷棒對各階模態(tài)頻率的影響差異較小，其中頻率差異仍然保持在3.3 Hz以內(nèi)。

隧道頂拱預制構(gòu)件中對使用銷棒的模型進行了計算分析：仍然需要根據(jù)動荷載限值情況，計算頂拱接頭位置的變形量。該次研究中主要對接頭變形量中的張開量、豎向撓度和偏轉(zhuǎn)量進行計算分析。

其一，接頭變形量。地下隧道車站頂拱的接縫張開量在0.7 g、0.8 g、0.9 g荷載作用下的接縫變形概況較小，基本維持在0.6 mm以內(nèi)。計算中發(fā)現(xiàn)，在0.9 g荷載下，接縫上下兩側(cè)均受到拉力，此時頂拱接頭處的受拉張開量為0.25 mm。在0.8 g荷載下，接縫下側(cè)會受到上側(cè)的壓力，測試的變形量分別為0.4 mm和0.3 mm。

其二，接縫豎向撓度。該次研究中在0.7 g、0.8 g、0.9 g荷載作用下對銷棒結(jié)構(gòu)接縫豎向撓度進行了對比分析，測試中發(fā)現(xiàn)在0.7 g荷載作用下接縫處的振動幅度較小，并未觀測到明顯的變形。在0.8 g荷載作用下，頂拱接縫處先向上變化，此時接頭接縫處出現(xiàn)了16.01 mm的縫隙，該結(jié)果表明頂拱接頭處出現(xiàn)了明顯的波動。該結(jié)果表明，較大荷載幅值波動范圍要大于較小荷載幅值波動范圍，但在此情況下較大荷載作用下的豎向撓度明顯小于較低的荷載結(jié)果。

其三，接縫偏轉(zhuǎn)量。該次研究中在0.7 g、0.8 g、0.9 g荷載作用下，對地下隧道頂拱銷棒結(jié)構(gòu)的接縫偏轉(zhuǎn)情況進行測試分析。其中，在0.7 g荷載作用下，頂拱接縫處并未出現(xiàn)較為明顯的偏轉(zhuǎn)情況，結(jié)果表明，在該荷載作用下頂拱銷棒結(jié)果具有較好的穩(wěn)定性。在0.8 g荷載作用下，接縫偏轉(zhuǎn)量出現(xiàn)了“先較大，后降低，之后再次提升，并最終降低”的變化結(jié)果，該結(jié)果表明在該荷載作用下頂拱銷棒結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性較差，接縫偏轉(zhuǎn)量出現(xiàn)了明顯的變化，此時的接縫偏轉(zhuǎn)量分別為?2.32 mm、3.93 mm、1.77 mm。在0.9 g荷載作用下，接縫偏轉(zhuǎn)量出現(xiàn)了兩個明顯峰值，并最終趨于穩(wěn)定，其偏轉(zhuǎn)量結(jié)果分別為2.45 mm、?3.29 mm和0.95 mm。測試中發(fā)現(xiàn)，雖然頂拱接縫處在0.8 g和0.9 g荷載作用上的變化趨勢基本相同，但0.9 g荷載作用下接頭變化為先順時針后逆時針，而在0.8 g荷載作用下接頭偏轉(zhuǎn)變化趨勢為先逆時針后順時針，但通過測試發(fā)現(xiàn)不同荷載作用下第二峰值的偏轉(zhuǎn)量明顯高于第一峰值的偏轉(zhuǎn)量。

通過測試發(fā)現(xiàn)，在雙榫結(jié)構(gòu)下地下隧道車站頂拱構(gòu)件的接頭剛度在有銷棒條件下，其動荷載限值為0.8 g，而無銷棒結(jié)構(gòu)下其動荷載限值為0.85 g。通過觀察發(fā)現(xiàn)，動荷載限值條件下，模型結(jié)構(gòu)中無銷棒結(jié)構(gòu)接頭接縫位置的豎向撓度為?6.64 mm，而有銷棒結(jié)構(gòu)的接頭接縫豎向撓度為?8.40 mm，無銷棒的明顯低于有銷棒的結(jié)構(gòu)。該結(jié)果表明，在動荷載限值下，通過設(shè)置銷棒可減少頂拱接頭接縫處的偏轉(zhuǎn)量。

3 結(jié)語

該研究對隧道全預制拼裝的拼裝結(jié)構(gòu)動力性能進行了研究，以車站底板構(gòu)件與頂拱構(gòu)件作為主要分析對象，考慮了在動力加載時混凝土材料可能面臨的應變率效應問題，從動荷載限值、失效變形情況兩個方面進行分析，得出主要結(jié)論如下：

（1）閉腔結(jié)構(gòu)的加入確實使得隧道全預制拼裝結(jié)構(gòu)的底板構(gòu)件與頂拱構(gòu)件的動荷載限值、底板構(gòu)件的動荷載限值提高了0.2 g，頂拱構(gòu)件的動荷載限值提高了0.1 g，且會影響底板構(gòu)件與頂拱構(gòu)件的模態(tài)頻率。

（2）閉腔結(jié)構(gòu)的加入不會影響底板構(gòu)件的接頭變形，然而會使頂拱構(gòu)件的接縫出現(xiàn)明顯的豎向位移與偏轉(zhuǎn)，豎向撓度值達到了?6.58 mm。

（3）接頭剛性中無論是否設(shè)置銷棒對頂拱構(gòu)件模態(tài)頻率影響并不明顯，測試發(fā)現(xiàn)有銷棒結(jié)構(gòu)動荷載限值在0.8 g下，略微低于無銷棒結(jié)構(gòu)動荷載限值0.85 g。頂拱結(jié)構(gòu)中動荷載限值作用下，設(shè)置銷棒的接縫撓度與偏轉(zhuǎn)量，與未設(shè)置銷棒結(jié)構(gòu)的模型并不存在明顯差異。

參考文獻

[1]凌同華， 余彬， 肖南， 等. 預制拼裝綜合管廊承插式接頭抗剪性能研究[J]. 應用基礎(chǔ)與工程科學學報， 2023（3）： 741-751.

[2]王華， 林春剛， 李荊. 盾構(gòu)隧道內(nèi)部中隔墻安裝機智能化控制系統(tǒng)設(shè)計[J]. 隧道建設(shè)（中英文）， 2023（4）： 698-710.

[3]馬安震， 劉洋， 左旭. 我國矩形頂管隧道應用現(xiàn)狀及面臨的技術(shù)難題探析[J]. 科技創(chuàng)新與應用， 2023（11）： 181-184.

[4]楊秀仁. 明挖預制裝配式隧道結(jié)構(gòu)拼裝設(shè)計方法及關(guān)鍵技術(shù)[J]. 都市快軌交通， 2023（2）： 2-13.

收稿日期：2023-11-13

作者簡介：陳金生（1989—），男，本科，工程師，研究方向：大直徑盾構(gòu)工程施工精度控制。