節(jié)段預(yù)制裝配式綜合管廊抗震性能研究

劉 營(yíng)，王建軍，李彩霞，劉 卓

（廣西路橋工程集團(tuán)有限公司，廣西 南寧 530001）

0 引言

地下綜合管廊可以聚集城市基礎(chǔ)設(shè)施功能，消除地面上“城市蛛網(wǎng)、馬路拉鏈”的不良現(xiàn)狀，大幅度提升城市面貌，創(chuàng)造和諧的城市生活環(huán)境，有利于保障城市安全，完善城市功能，美化城市景觀，促進(jìn)城市集約高效和轉(zhuǎn)型發(fā)展，提高城市綜合承載力，增加公共產(chǎn)品有效投資，拉動(dòng)社會(huì)資本投入，打造經(jīng)濟(jì)發(fā)展新動(dòng)力［1］。目前國(guó)內(nèi)城市地下綜合管廊最為常見(jiàn)的施工方法有明挖現(xiàn)澆法、明挖預(yù)制法以及頂管法三種，而預(yù)制施工方法又分為節(jié)段預(yù)制、半預(yù)制以及節(jié)塊預(yù)制。預(yù)制裝配技術(shù)是新興技術(shù)，也是目前國(guó)家大力推廣的技術(shù)革新，由此將改變傳統(tǒng)工地現(xiàn)場(chǎng)大面積占用土地而造成環(huán)境污染的現(xiàn)狀，用更快速、更先進(jìn)、更高效的理念推動(dòng)城市建設(shè)發(fā)展，這也意味著我國(guó)的城市建設(shè)開(kāi)始從傳統(tǒng)走向現(xiàn)代。因此可以肯定，預(yù)制裝配式施工將會(huì)逐漸成為未來(lái)城市地下綜合管廊建設(shè)發(fā)展的重要方向。

1995年，阪神地震震害調(diào)查發(fā)現(xiàn)，埋地管線幾乎全部破壞，而敷設(shè)在共同溝內(nèi)的管線基本完好，損失相對(duì)較小，只 有共同溝 溝體有輕 微的裂縫［2］［3］；1933年Long－Beach地震，多處管道損壞；1971年San Femando地震，大量燃?xì)狻⒐┧艿朗軗p；1976年唐山大地震，唐山市供水燃?xì)饧肮┧艿老到y(tǒng)破壞殆盡，天津市供水系統(tǒng)受損嚴(yán)重；1989年Loma Prieta地震、1994年Northridge地震、1995年阪神地震、1999年臺(tái)灣地震、“5·12”汶川地震、“3·11”東日本大地震、“4·20”蘆山地震等均造成大量供水及燃?xì)夤艿榔茐模M(jìn)而導(dǎo)致城市大面積停氣、停水。多次震害表明，地震是威脅共同溝安全的最大因素［4］。我國(guó)位于環(huán)太平洋地震帶和歐亞地震帶，是一個(gè)地震多發(fā)國(guó)家，目前國(guó)內(nèi)已建成及在建綜合管廊項(xiàng)目眾多，而針對(duì)節(jié)段預(yù)制地下綜合管廊的抗震研究還不是很多，因此研究節(jié)段預(yù)制地下綜合管廊的抗震性能，將為預(yù)制裝配地下綜合管廊推廣提供一定的理論參考。

1 工程概況

某干線綜合管廊工程總長(zhǎng)度1.6km，兩艙斷面設(shè)計(jì)，斷面凈尺寸B×H＝綜合艙3.9m×3m＋電力艙2.6m×3m，如圖1所示。結(jié)構(gòu)安全等級(jí)為一級(jí)，結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)為1.1；防水等級(jí)為二級(jí)，混凝土抗?jié)B等級(jí)為P8。節(jié)點(diǎn)部分采用現(xiàn)澆施工，標(biāo)準(zhǔn)段采用節(jié)段預(yù)制拼裝施工。管廊標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段長(zhǎng)1.5m，節(jié)段之間采用預(yù)應(yīng)力方式連接，設(shè)置三元乙丙彈性橡膠墊、遇水膨脹橡膠和雙組分聚硫密封膏進(jìn)行構(gòu)造防水，如圖2所示。其中單根預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉控制力為150kN，每三節(jié)管廊張拉一次。地震動(dòng)反應(yīng)譜特征周期為0.35s，地震動(dòng)峰值加速度為0.1g，設(shè)計(jì)地震分組為第一組，二類場(chǎng)地。為便于下文進(jìn)行論述，規(guī)定沿著預(yù)制管廊長(zhǎng)度方向?yàn)榭v向（X軸），管廊橫截面水平向?yàn)闄M向（Y軸），重力所在方向?yàn)樨Q向（Z軸），坐標(biāo)符合右手法則。

圖1 節(jié)段預(yù)制綜合管廊斷面圖（mm）

圖2 節(jié)段預(yù)制綜合管廊接頭構(gòu)造圖

2 分析模型

2.1 有限元模型

每一個(gè)管廊節(jié)段模擬為彈性梁?jiǎn)卧?jié)段之間采用Link單元連接，忽略節(jié)段間相對(duì)平移，接頭轉(zhuǎn)動(dòng)剛度計(jì)算見(jiàn)下節(jié)2.2。將節(jié)段管廊周圍土體假定為集中土彈簧，土彈簧參數(shù)取值見(jiàn)下節(jié)2.3。在預(yù)制拼裝與節(jié)點(diǎn)現(xiàn)澆位置處，通常設(shè)置沉降縫以保證現(xiàn)澆段和預(yù)制段的不均勻變形；同時(shí)為保證結(jié)構(gòu)連續(xù)性，在預(yù)制節(jié)段端頭處預(yù)留空心鋼管，綁扎現(xiàn)澆段鋼筋時(shí)插入涂有黃油的鋼管中，最后澆筑混凝土。取模型端頭處土彈簧剛度為標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段土彈簧剛度的2倍，以此考慮現(xiàn)澆部分對(duì)預(yù)制拼裝部分的邊界影響。選取84m（56個(gè)節(jié)段）的預(yù)制拼裝段建立SAP2000有限元分析模型，模型中共168個(gè)節(jié)點(diǎn)，112個(gè)框架單元，55個(gè)Link單元。結(jié)構(gòu)計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖3所示。

圖3 節(jié)段預(yù)制管廊梁?jiǎn)卧治瞿Ｐ蛨D

2.2 節(jié)段預(yù)制管廊接頭剛度模型

對(duì)于預(yù)制拼裝結(jié)構(gòu)，節(jié)段之間的連接將直接影響著整個(gè)結(jié)構(gòu)的使用性能。預(yù)制綜合管廊的連接方式主要有承插式接頭、螺栓連接和預(yù)應(yīng)力筋連接［5］。陳智強(qiáng)［6］考慮接頭拼縫變形形態(tài)、預(yù)應(yīng)力筋伸長(zhǎng)和遇水膨脹橡膠條彈性模量的影響，提出了接頭處抗彎剛度計(jì)算模型和抗彎承載力計(jì)算模型；胡翔［7］通過(guò)接頭和整體結(jié)構(gòu)足尺模型，對(duì)預(yù)制綜合管廊的受力性能進(jìn)行研究；張厚美［8］將接頭襯墊和連接螺栓抽象成彈簧，建立了接頭受力和變形的非線性方程式，推導(dǎo)了接頭剛度的簡(jiǎn)化計(jì)算公式。本文在相關(guān)學(xué)者研究的基礎(chǔ)上，基于以下假定：（1）接縫端面滿足平截面假設(shè)；（2）計(jì)算中彈性橡膠墊均未出現(xiàn)拉應(yīng)變。推導(dǎo)出基于梁?jiǎn)卧僭O(shè)的接頭剛度計(jì)算模型（見(jiàn)圖4），其中遇水膨脹橡膠墊受力較小，忽略不計(jì)。

圖4 節(jié)段預(yù)制管廊接頭力學(xué)分析模型圖

在計(jì)算時(shí)，假設(shè)轉(zhuǎn)動(dòng)角度較小，則θ≈tanθ，首先根據(jù)預(yù)應(yīng)力張拉值，由式1推導(dǎo)出彈性橡膠墊初始變形δP0，然后由平截面假定推導(dǎo)出微小轉(zhuǎn)動(dòng)角度下預(yù)應(yīng)力鋼絞線和彈性橡膠墊的幾何變形（式2、式3），進(jìn)而由幾何方程、物理方程求得預(yù)應(yīng)力鋼筋拉力和彈性橡膠墊壓力（式4），最后由截面力學(xué)平衡方程（式5）可以求得節(jié)段預(yù)制綜合管廊轉(zhuǎn)動(dòng)彎矩和轉(zhuǎn)動(dòng)角度的函數(shù)關(guān)系。

其中：AS——預(yù)應(yīng)力鋼絞線面積；

FB0——初始預(yù)應(yīng)力張拉值；

ES——預(yù)應(yīng)力鋼絞線彈性模量；

δP0——預(yù)應(yīng)力鋼絞線初始變形量；

L0——預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉長(zhǎng)度；

Er——三元乙丙彈性橡膠墊彈性模量；

Ar——三元乙丙彈性橡膠墊截面面積；

h0——三元乙丙彈性橡膠墊厚度；

α ——預(yù)應(yīng)力鋼絞線外形系數(shù)；

ftk——混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；

d——鋼絞線直徑；

σ＝Erεβ。

由以上接頭剛度計(jì)算公式求得工程實(shí)例中接頭橫向轉(zhuǎn)動(dòng)剛度為8.29×108N／m，豎向轉(zhuǎn)動(dòng)剛度為1.12×109N／m。

2.3 土－結(jié)構(gòu)作用模型

我國(guó)城市軌道交通結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范中第6.6中規(guī)定：隧道與地下車站結(jié)構(gòu)采用橫向地震反應(yīng)位移法進(jìn)行計(jì)算時(shí)（見(jiàn)圖5），可將周圍土體作為支撐結(jié)構(gòu)的地基彈簧，結(jié)構(gòu)可采用梁?jiǎn)卧M(jìn)行建模［9］。結(jié)構(gòu)橫向計(jì)算時(shí)，地基彈簧剛度可按照下式計(jì)算：

式中：k——壓縮或剪切地基彈簧剛度（N／m）；

K——基床系數(shù)（N／m3）；

L——垂直于結(jié)構(gòu)橫向額計(jì)算長(zhǎng)度（m）；

d——土層沿結(jié)構(gòu)縱向計(jì)算長(zhǎng)度（m）。

圖5 矩形結(jié)構(gòu)反應(yīng)位移法橫向計(jì)算示意圖

結(jié)構(gòu)采用縱向地震反應(yīng)位移法進(jìn)行計(jì)算時(shí)，地基彈簧剛度可按照下式計(jì)算：

式中：kt——沿結(jié)構(gòu)縱向側(cè)壁剪切地基的彈簧剛度；

kl——沿結(jié)構(gòu)縱向側(cè)壁抗壓地基的彈簧剛度；

k——壓縮或剪切地基的彈簧剛度（N／m）。其余參數(shù)同橫向地基彈簧剛度計(jì)算公式。

圖6 矩形結(jié)構(gòu)反應(yīng)位移法縱向計(jì)算示意圖

根據(jù)地勘資料，場(chǎng)地內(nèi)巖土層主要為第四系殘積相的紅黏土，地基基床系數(shù)取值參考地基與基礎(chǔ)（顧曉魯）［10］。采用地基彈簧計(jì)算方法，其中管廊縱向計(jì)算長(zhǎng)度為1.5m，橫向平均寬度為7.7m，高度為3.8m。得到土彈簧剛度取值：橫向地基土剛度為2.28×105N／m；縱向剪切剛度為7.60×104N／m；豎向剛度為4.62×105N／m。

2.4 地震動(dòng)輸入

本文選取7條地震波（峰值調(diào)整為0.05g），地震波信息如表1所示，對(duì)應(yīng)反應(yīng)譜曲線如圖7所示，其中前2條地震波為人工波，其余5條為在PEER（Pacific Earthquake Engineering Research Center）地震波數(shù)據(jù)庫(kù)上選取實(shí)際波。這7條波的峰值加速度PGA與峰值速度PGV的比值范圍為5.75～16.92 1／s，覆蓋范圍較大。其中，地震波沿橫向進(jìn)行輸入。

圖7 地震波反應(yīng)譜與規(guī)范設(shè)計(jì)反應(yīng)譜曲線圖

表1 人工波和實(shí)際地震波數(shù)值表

3 數(shù)值響應(yīng)分析結(jié)果

本文主要選取了管廊結(jié)構(gòu)變形、彎矩值、剪力值、地基反力以及管廊接頭受力、變形為分析對(duì)象，探討節(jié)段預(yù)制綜合管廊在自重及地震作用下結(jié)構(gòu)受力特征，下文按照7條地震波的平均值結(jié)果進(jìn)行分析。

3.1 自重作用

圖8 節(jié)段預(yù)制管廊自重作用下接頭彎矩曲線圖

由圖8可知，節(jié)段預(yù)制管廊在自重作用下接頭彎矩呈現(xiàn)對(duì)稱分布，在1／7和6／7跨徑范圍內(nèi)彎矩達(dá)到最大值，最大值為1.8×106N／m，在1／2跨徑處彎矩出現(xiàn)最小值，最小值為－1.5×105N／m，其余部分呈現(xiàn)曲線連續(xù)變化，節(jié)段預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)如同兩跨連續(xù)梁彎矩變化趨勢(shì)。這主要是受管廊結(jié)構(gòu)兩端面（與現(xiàn)澆結(jié)合位置處）地基彈簧剛度較大的（端頭處地基土彈簧剛度為中間標(biāo)準(zhǔn)土彈簧剛度的2倍）影響，使得跨徑中間位置出現(xiàn)負(fù)彎矩，而管廊結(jié)構(gòu)為箱型薄壁結(jié)構(gòu)，因此跨徑中間處管廊頂板位置的彈性橡膠墊首先會(huì)出現(xiàn)壓縮量減弱的趨勢(shì)。

圖9 節(jié)段預(yù)制管廊自重下作用地基反力曲線圖

由圖9可知，自重作用下，節(jié)段預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)兩端面（與現(xiàn)澆位置結(jié)合處）受到的水平側(cè)向地基反力最大，距離端面附近地基反力急劇下降，隨后側(cè)向地基反力逐漸增大，跨中約3／4區(qū)域范圍內(nèi)，水平側(cè)向地基反力基本保持恒定。這是由于節(jié)段預(yù)制管廊節(jié)段之間均采用轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧連接，靠近端面位置處管廊節(jié)段之間的轉(zhuǎn)角較大，這在接頭彎矩曲線圖中也可以看得出來(lái)，因此靠近端面位置處水平側(cè)向反力發(fā)生較大的變化；管廊結(jié)構(gòu)跨中約3／4區(qū)域范圍內(nèi)，由于收到邊界條件影響較小，因此水平側(cè)向反力變化幅度不大，基本保持相同。

圖10 節(jié)段預(yù)制管廊自重作用下節(jié)段彎矩曲線圖

由圖10可看出，自重作用下，管廊節(jié)段的彎矩呈現(xiàn)以下變化趨勢(shì)：彎矩以跨中位置對(duì)稱分布，且出現(xiàn)鋸齒狀；在距離管廊結(jié)構(gòu)端面位置1／7范圍內(nèi)，管廊節(jié)段受到的彎矩逐漸增大，最大值為1.8×106N／m；在1／7跨徑至6／7跨徑范圍內(nèi)呈現(xiàn)簡(jiǎn)支梁彎矩變化趨勢(shì)，最小值為－2.2×105N／m（管廊結(jié)構(gòu)受拉）。受地基土彈簧集中力影響，彎矩曲線圖中出現(xiàn)鋸齒形狀；跨中位置出現(xiàn)的負(fù)彎矩表明跨中位置處節(jié)段相對(duì)于兩側(cè)向上拱起，這將導(dǎo)致跨中管廊節(jié)段位置出現(xiàn)頂板受拉的情況。

圖11 節(jié)段預(yù)制管廊自重作用下節(jié)段剪力曲線圖

由圖11可看出，自重作用下，管廊節(jié)段剪力明顯呈現(xiàn)鋸齒波動(dòng)，剪力以跨中為軸反對(duì)稱分布在1／7跨徑至6／7跨徑范圍內(nèi)。這是由于提取框架單元內(nèi)力時(shí)是以單元坐標(biāo)為參考，導(dǎo)致剪力結(jié)果出現(xiàn)反對(duì)稱的現(xiàn)象；受管廊結(jié)構(gòu)兩側(cè)邊界約束的影響，在兩端面（與現(xiàn)澆結(jié)合處）出現(xiàn)較大的剪力值。

以上分析結(jié)果表明：節(jié)段預(yù)制綜合管廊在自重作用下，跨中位置一定區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)管廊頂板部分受拉的狀況，因此該位置處頂板部分彈性橡膠墊最先出現(xiàn)彈性壓縮減弱，在1／7和6／7跨徑范圍位置處則會(huì)出現(xiàn)底板部分彈性橡膠墊彈性壓縮減弱的現(xiàn)象；邊界條件的模擬對(duì)結(jié)構(gòu)受力影響較大，合理的模擬預(yù)制與現(xiàn)澆結(jié)合處邊界還有待進(jìn)一步探討。

3.2 地震作用

圖12 節(jié)段預(yù)制管廊地震作用下變形曲線圖

由圖12可看出，在橫向地震作用下，管廊結(jié)構(gòu)橫向位移的反應(yīng)譜計(jì)算結(jié)果和非線性時(shí)程計(jì)算結(jié)果均表現(xiàn)出：跨中橫向位移最大，兩端面（與現(xiàn)澆結(jié)合處）位移最小，兩者計(jì)算結(jié)果變化趨勢(shì)一致，但反應(yīng)譜分析結(jié)果要較非線性時(shí)程計(jì)算結(jié)果大。這是由于在反應(yīng)譜計(jì)算結(jié)果中方向組合采用SRSS法，因此計(jì)算結(jié)果較非線性時(shí)程分析結(jié)果偏大；受端面位置邊界條件的影響，跨中位移較兩側(cè)大。

由圖13可看出，在橫向地震作用下，整個(gè)管廊結(jié)構(gòu)接頭彎矩的反應(yīng)譜計(jì)算結(jié)果和非線性時(shí)程計(jì)算結(jié)果均表現(xiàn)出：跨中位置接頭彎矩最大，1／7跨徑范圍至2／7跨徑范圍為平緩過(guò)渡段，兩側(cè)端面范圍內(nèi)出現(xiàn)陡然下降的趨勢(shì)。反應(yīng)譜計(jì)算結(jié)果較非線性時(shí)程計(jì)算結(jié)果大，原因與位移分析相同，不再贅述。受兩側(cè)

圖13 節(jié)段預(yù)制管廊地震作用下接頭彎矩曲線圖

邊界條件的影響，圖14中基礎(chǔ)反力變化趨勢(shì)同自重工況下類似，不再贅述。

圖14 節(jié)段預(yù)制管廊地震作用下基礎(chǔ)反力曲線圖

圖15 節(jié)段預(yù)制管廊地震作用下節(jié)段彎矩曲線圖

由圖15可看出，地震作用工況下，管廊節(jié)段的反應(yīng)譜計(jì)算結(jié)果和非線性時(shí)程計(jì)算結(jié)果均表現(xiàn)出：跨中位置附近節(jié)段彎矩最大，1／7跨徑范圍至2／7跨徑范圍為平緩過(guò)渡段，兩側(cè)端面范圍內(nèi)出現(xiàn)陡然下降的趨勢(shì)。其原因分析與接頭彎矩分析類似。

圖16 節(jié)段預(yù)制管廊地震作用下節(jié)段剪力曲線圖

由圖16可看出，地震作用工況下，管廊節(jié)段剪力沿著長(zhǎng)度方向出現(xiàn)波浪形式，具有鋸齒形狀分布特征，剪力以跨中位置對(duì)稱分布，兩側(cè)端面位置處節(jié)段受到的剪力最大，跨中位置處節(jié)段受到的剪力最小，但在2／7跨徑和5／7跨徑位置處出現(xiàn)局部剪力最大。這是由于提取框架單元內(nèi)力時(shí)是以單元坐標(biāo)為參考，且地震工況下均輸出最大值，剪力結(jié)果出現(xiàn)對(duì)稱的現(xiàn)象，這一點(diǎn)和自重工況下不同；受管廊結(jié)構(gòu)兩側(cè)邊界約束的影響，在兩端面（與現(xiàn)澆結(jié)合處）出現(xiàn)較大的剪力值。

以上分析結(jié)果表明：在地震作用下，節(jié)段預(yù)制綜合管廊反應(yīng)譜分析結(jié)果明顯大于非線性時(shí)程分析結(jié)果，二者結(jié)構(gòu)受力影響變化規(guī)律一致。跨中位置附近的接頭和節(jié)段均為抗震薄弱環(huán)節(jié)，更容易出現(xiàn)橡膠墊張開(kāi)甚至漏水的狀況，因此采取一定的抗震加固措施顯得很有必要，這也是本文分析的重點(diǎn)。預(yù)制與現(xiàn)澆結(jié)合位置的構(gòu)造措施將影響著整個(gè)結(jié)構(gòu)的內(nèi)力分布，因此邊界條件的合理模擬至關(guān)重要。

4 結(jié)語(yǔ)

本文針對(duì)節(jié)段預(yù)制拼裝綜合管廊工程，將管廊節(jié)段模擬為梁?jiǎn)卧捎梅蔷€性時(shí)程分析方法和反應(yīng)譜分析方法，基于接頭剛度模型和等待土彈簧模型進(jìn)行了節(jié)段預(yù)制管廊整體抗震性能研究，主要研究結(jié)論如下：

（1）自重作用下，跨中區(qū)域出現(xiàn)管廊頂板部分受拉的狀況，該位置處頂板部分彈性橡膠墊最先出現(xiàn)彈性壓縮減弱，在1／7和6／7跨徑范圍位置處則會(huì)出現(xiàn)底板部分彈性橡膠墊彈性壓縮減弱的現(xiàn)象。

（2）在地震作用下，節(jié)段預(yù)制綜合管廊反應(yīng)譜分析結(jié)果明顯大于非線性時(shí)程分析結(jié)果，但結(jié)構(gòu)受力影響變化規(guī)律一致。

（3）跨中位置附近的接頭和節(jié)段均為抗震薄弱環(huán)節(jié)，更容易出現(xiàn)橡膠墊張開(kāi)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)漏水的情況，因此采取一定的抗震加固措施顯得很有必要。

（4）預(yù)制與現(xiàn)澆結(jié)合位置的構(gòu)造措施將影響著預(yù)制拼裝部分的受力，也最容易發(fā)生剪切破壞，因此很有必要在節(jié)段預(yù)制拼裝和現(xiàn)澆結(jié)合處附近對(duì)土體采取加固措施，使得土體彈簧剛度不發(fā)生突變。