地下風機房結構受力分析與研究

錢文斐

（上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市 200092）

相關專業

地下風機房結構受力分析與研究

錢文斐

（上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市 200092）

縱向式通風井送排式通風是當前和未來特長隧道的主流通風模式。通過對地下風機房隧道群結構體系的核心組成部分——地下風機房受力及變形的分析，得出了如下結論：在Ⅲ級圍巖的條件下，端頭墻交界處受力不利，應加強結構設計；端頭墻對拱部、邊墻部5m范圍內有一定的約束支撐作用；地下風機房的總體位移值較小。以上結論為地下風機房的結構設計提供了一定程度的參考價值。

特長隧道；縱向式通風井送排式通風；地下風機房；端頭墻

0 引言

20世紀80年代以后修建的特長隧道大多采取縱向式通風井送排式通風，由此可見縱向式通風井送排式通風是當前和未來特長隧道的主流通風模式，而這種通風模式的核心是建立在地下風機房隧道群的結構體系之上。地下風機房作為地下風機房隧道群結構體系的“核心”，目前國內學者及設計師關于其結構受力狀態方面的研究成果較少，因此有必要進行深入研究。

1 研究對象

以某隧道地下風機房隧道群為例，對地下風機房的內力、變形等情況進行分析研究。

1.1 計算條件

具體的計算條件如下：

（1）地下風機房隧道群洞身所處圍巖級別為Ⅲ級圍巖。

（2）組成地下風機房隧道群各洞室的尺寸見表1，相對位置關系如圖1和圖2所示。

表1 各洞室尺寸一覽表

圖1 地下風機房隧道群平面布置圖（單位:mm）

（3）對于組成地下風機房隧道群的各個洞室均只考慮初期支護作用，對于送風機房，采用C25噴射混凝土20 cm，其余洞室則均采用10 cm。

圖2 地下風機房隧道群各洞室空間位置關系

（4）施工工序：搬運通道→送風機房→送風口、送風道、聯絡道。

1.2 荷載確定

采用“地層-結構”法。

2 計算結果

2.1 拱頂最大主應力值

拱頂最大主應力值分布如圖3所示。

圖3 拱頂最大主應力值分布圖

由圖3可以得出：

（1）拱頂最大主應力值在端頭墻位置出現最大值，分別為678 kPa、1 090 kPa，這是由于端頭墻位置結構形式發生突變，從而出現了應力集中現象。但是距離端頭墻3 m、3.5 m時，最大主應力值迅速降低至最小值，分別為51.8 kPa、89.7 kPa。這說明應力集中影響范圍在距離端頭墻3～3.5 m,經分析認為：距離端頭墻3～3.5 m時，拱頂部分由于端頭墻支承作用，因此受力條件較之有利，最大主應力值最小。

（2）在開洞位置處的最大主應力值較之未開洞處小，經分析認為，這是由于開洞位置削弱了邊墻對拱頂的支撐作用，使得拱頂的應力部分得到了一定程度的釋放。

（3）在開洞及端墻影響范圍之外的區域，其最大主應力值居中，在390～550 kPa范圍內，這是因為相對而言，此區段既沒有受到端墻支承作用也沒有應力釋放的渠道。

2.2 邊墻部位最大主應力值

左側邊墻最大主應力值分布如圖4所示。

圖4 左側邊墻最大主應力值分布圖

由圖4可以得出：

（1）兩側邊墻距離端頭墻5 m范圍內，最大主應力值基本為負值，即壓應力值，且數值均較小，基本在80 kPa以下。經分析認為，這是因為此段邊墻由于端頭墻的支撐作用，因此受力條件較之有利。

（2）在開洞位置的拱頂至拱腰以及邊墻部位，最大主應力為壓應力，而拱腰至拱腳及底板，最大主應力為拉應力。

（3）在開洞及端墻影響區范圍外，最大主應力大部分為壓應力，小部分為拉應力（不大于300 kPa）。

右側邊墻最大主應力值分布如圖5所示。

圖5 右側邊墻最大主應力值分布圖

由圖5可以得出：

（1）兩側邊墻距離端頭墻5 m范圍內，最大主應力值大多為壓應力值，雖小部分為拉應力值（30 kPa以下），但數值較小。經分析認為，這是因為此段邊墻由于端頭墻的支撐作用，因此受力條件較之有利。

（2）在開洞位置的拱部、邊墻及底板的最大主應力值均為拉應力，其中拱部接近1 000 kPa，邊墻在500～800 kPa范圍，底板超過2 000 kPa；拱腳、邊墻底均為壓應力值。

（3）在開洞及端墻影響區范圍外，最大主應力大部分以拉應力為主，小部分為壓應力。

通過對左、右邊墻的對比得出：

（1）由于受到端頭墻支撐作用的有利條件，在距離端頭墻5 m范圍內的邊墻受力條件均較為有利。

（2）開洞位置處的最大主應力值分布情況及數值均存在著較大差異。

（3）總體而言，右側邊墻的支護處于相對不利的狀態。

2.3 端頭墻最大主應力值

端頭墻最大主應力值分布如圖6和圖7所示。

圖6 與送風口交界處端頭墻

圖7 與送風道交界處端頭墻

由圖6和圖7可得出：

（1）兩側端頭墻的最大主應力值分布趨勢基本相同。在拱部及底部均出現了一定范圍的拉應力值，拱頂位置處最大值分別為1 912 kPa、1 931 kPa；底部位置處最大值分別為2 050 kPa、1 739 kPa；在洞室邊墻部位均出現了壓應力值，但與送風道交界處的應力值較小，為50 kPa左右，與送風口交界處的應力值較大，為450 kPa左右。

2.4 拱頂豎向位移

根據送風機房拱頂豎向位移分布情況，由圖8和圖9可以看出，在地下風機房中間部位的豎向位移相對較大，因此擬針對此部位豎向位移在施工過程中的變化情況進行分析。

圖8 拱頂豎向位移平面分布云紋圖（第26施工步）

圖9 拱頂豎向位移縱剖面分布云紋圖（第26施工步）

拱頂豎向位移隨施工步變化情況如圖10所示。

從圖10可以看出：

（1）中部位置處由于臨空面較大，因此豎向位移值也較大。

（2）施工步11～18,豎向位移相對變化較快，施工步18～26，豎向位移變化不大,這說明當送風機房開挖支護施作后，后續洞室的施作對送風機房拱頂的沉降影響不大。

（3）施工步11～18,右側比左側豎向位移值大，但隨著后續洞室施作，兩者的豎向位移值較為接近。

2.5 邊墻部位橫向位移

根據地下風機房邊墻部位的橫向位移分布情況（見圖11），可以看出，在地下風機房中間部位的橫向位移分布情況相對較為復雜，但總體數值在10-2mm級別，故可以得出，橫向位移影響不大，但需指出的是，與搬運通道、聯絡道交界位置的下部區域出現了與其余區域不同的位移方向，此處位移方向向外側，而其余區域則向內側。

圖11 邊墻水平位移分布云紋圖（第26施工步）

3 研究結論

根據以上分析結果，可以得出以下結論：

（1）與端頭墻交接處，由于結構形式發生突變，結構受力由于應力集中處于較為不利的情況，因此設計中需加強此處的結構設計。

（2）端頭墻對于風機房的拱部、邊墻部均有一定范圍的約束支撐作用，這種作用有利于結構的受力，約束范圍約距離端頭墻5 m。

（3）與我們通常所認為的“開洞寬度越大，結構受力越不利”不同，右側邊墻雖然開洞寬度較左側小，但右側邊墻相對而言受力狀態處于不利的情況。因此理論上右側邊墻支護強度應高于左側。

（4）對于端頭墻而言，開洞位置的拱部、底部處于相對不利的受力狀態，而邊墻部則相對有利，施工中應重點觀察開洞位置的拱部、底部的支護，以防止支護在以上部位發生破壞。

4 結語

雖然本文得出了關于地下風機房受力性狀的一些結論，可以為相關設計提供參考依據，但考慮到計算假定與圍巖實際的本構關系存在一定程度的差異，因此尚需在施工中通過監控量測以進行驗證及修正，從而更好地為工程設計服務。

[1]翟正平.寶塔山隧道地下風機房布置與施工[J].山西交通科技, 2010(6):54-55.

[2]翟正平.寶塔山隧道地下風機房設計與調整[J].現代隧道技術, 2012，49(10):99-103.

[3]熊文亮.華鎣山特長公路隧道地下風機房設計與施工[J].隧道建設,2012，32(10):670-674.

[4]張開順,余斌,申家喜.夾活巖特長公路隧道豎井設計及施工方法探討[J].公路,2006(5):213-215.

[5]吳德興，李偉平，高翔，郭霄，鄭國平，郭洪雨.浙江省高速公路特長隧道運營通風土建結構的設計實踐 [J].公路,2011(8): 287-292.

[6]王明年,田尚志,郭春,李玉文.公路隧道通風節能技術及地下風機房設計[M].北京:人民交通出版社,2012.

[7]JTG F60—2009，公路隧道施工技術規范[S].

[8]JTG/T D70—2010，公路隧道設計細則[S].

[9]JTG/T D70/2-02—2014，公路隧道通風設計細則[S].

U453.5

A

1009-7716（2017）03-234-03

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2017.03.065

2016-12-26

錢文斐（1977-），男，江蘇鎮江人，高級工程師，主要從事巖土工程與地下結構設計研究工作。