快速施工的綜合管廊結構優化方案比選
——以平潭某綜合管廊工程為例

劉啟仁

(平潭綜合實驗區管廊投資管理有限公司 福建福州 350400)

0 引言

早期我國城市管線一般采用直埋敷設方式，占據了大量地下空間，且常與城市的基本建設工程交叉，易于損毀，使用年限短，維修過程經常造成交通擁堵，影響城市市容[1-2]。為解決傳統直埋敷設管線弊端，充分合理地利用地下空間資源，近年來地下綜合管廊工程建設在國內得到大力發展。

目前，地下綜合管廊結構設計一般采用空間利用率最高的矩形斷面形式[3-4]，若采用傳統鋼模節段拼裝現澆施工，即在狹小的管廊艙室施工斷面內進行鋼筋綁扎、立模、混凝土澆筑、養生、拆模等工藝[5]，帶直腋角的構造致使模板支撐與拆卸體系復雜，存在著施工效率低下的問題。

本文依托京臺線平潭段綜合管廊工程，對管廊結構頂板內緣構造進行優化，其中側墻與頂板交界處先經圓曲線過渡，然后以曲線漸變至頂板跨中位置，形成截面高度逐漸變化的變截面頂板結構，可采用無折角、易脫模的整體式內模板，以適應液壓鋼模自動支模和拆?？焖偈┕さ男枨?，大幅提高施工效率。

1 工程概況

京臺線平潭段綜合管廊工程，位于平潭綜合實驗區，起于平潭互通，沿互通匝道東側布設后下穿平潭互通主線橋至高速公路西側，并往北沿著京臺高速公路平潭段外側布設，終點與京臺高速平潭段蘇澳高架橋橋臺檢修通道終端井銜接。綜合管廊采用雙艙管廊斷面(圖1)，分為市政艙(3.0m×2.8m)和電力艙(2.6m×2.8m)，總長度約2.80km，施工節段高達200多節。

2 新型管廊結構構造設計

2.1 管廊結構優化原則

原設計中，側墻與頂板銜接處為45°腋角(圖1)，側墻至頂板變化段支模需3次直線角度變換，難以適應整體液壓內模支撐體系，為此，在不改變管廊使用性前提下優化原設計管廊結構構造，其基本原則如下：

(1)優化后的綜合管廊結構受力性能應滿足設計要求，且盡可能不增加材料用量。

(2)保持綜合管廊外輪廓不變，僅對綜合管廊內輪廓進行優化。

(3)綜合管廊頂板底緣由直線優化為曲線，并在原加腋構造處采用漸變曲線與側墻內緣進行銜接，同時將頂板跨中截面厚度適當減薄，與側墻交接處的頂板底緣截面厚度適當增加。

2.2 結構優化設計方案

3種優化方案分別將側墻與頂板腋角處由原設計150mm×150mm變為R=400mm、300 mm和200mm的圓弧，將頂板跨中厚度由350mm減少到320mm、330mm和325mm，再通過不同半徑的圓弧與兩邊腋角圓弧銜接。與原設計相比，方案一管廊每延米混凝土用量增加0.002m3，方案二和方案三則分別減少了0.04m3和0.09m3。不同方案優化前后結構構造如圖2所示。

(a)方案一

(b)方案二

(c)方案三圖2 綜合管廊優化設計方案結構構造(單位：mm)

3 優化后管廊結構受力性能分析

3.1 有限元模型

采用有限元專業軟件MIDAS/Civil 2019對優化前后的綜合管廊按規范[6]推薦的閉合框架結構進行受力分析。選取管廊縱向單位長度(1m段)進行建模，將結構頂板、底板、側墻截面離散為229個梁單元，共301個節點。模型中頂、底板與側墻之間采用剛性連接模擬，底板與地基之間土彈簧通過彈性連接設定豎向、橫向、縱向(SDx、SDy、SDz)剛度進行模擬，其彈性連接剛度采用基床系數法計算[7]，根據經驗獲得土體基床系數后，按照式(1)確定土彈簧剛度k。

k=KLd

(1)

式中：K為基床系數；L和d分別為構件(單元)的長度和寬度。根據設計文件，地下土層為粉質黏土，依據文獻[8]取K=1.5×104kN/m3。有限元模型示意如圖3所示。

(a)原設計

(b)優化設計

(c)邊界條件圖3 綜合管廊有限元模型示意

3.2 設計荷載與組合

恒載為結構自重，鋼筋混凝土容重取為26kN/m3計算；依據《公路橋涵設計通用規范》(JTG D60-2015)[9]對覆土深度≤3.5m的綜合管廊進行荷載計算，其中管廊頂板覆土荷載和側向土壓力分別按式(2)和式(3)計算。綜合管廊外荷載如圖4和表1所示。

圖4 綜合管廊外部土壓力荷載示意圖

表1 綜合管廊外部土壓力荷載

qv=γh

(2)

qH=λγh

(3)

λ=tan2(45°-φ/2)

(4)

式中：γ為土的重度，取為18kN/m3；h為覆土深度，取為3.5m，λ為側壓系數，φ為側向土內摩擦角，取為30°。

根據《建筑結構荷載規范》(GB50009-2012)[10]考慮正常使用極限狀態荷載準永久系數取值，其中結構自重及土壓力系數均取1.0進行組合。

3.3 頂、底板及側墻結構受力分析

正常使用極限狀態下綜合管廊頂板受力如圖5所示?？梢钥闯?，在頂板加腋處，方案一、二的軸力、彎矩較原設計方案有不同程度的減少(-0.3%～-6.3%)，方案三的軸力、彎矩則有小幅度增長(0.0%～3.5%)，優化方案一、二、三方案的最大應力較原設計方案減少了0.32MPa、0.23MPa和0.08MPa，減少幅度為14.1%～58.2%，可以滿足結構受力要求。

(a)軸力

(b)彎矩

(c) 應力圖5 綜合管廊頂板內力與應力圖

在頂板跨中區域，與原設計方案相比，優化方案不同程度地減薄了頂板厚度，故彎矩有不同程度的減少(-23.9%～9.9%)，軸力基本保持不變，頂板應力水平增加了0.08MPa～0.10MPa，增長幅度4.3%～4.8%，但仍小于加腋處原設計方案的應力水平，可滿足結構受力要求。

正常使用極限狀態下，綜合管廊側墻受力變化不大。以中側墻為例進行比較分析，如圖6所示?？梢钥闯?，與原設計方案相比，中側墻優化方案一、二的軸力有所增大(0.4%～1.2%)，優化方案三的軸力減少0.4%；3種優化方案中側墻底部彎矩減少(-4.7%～-11.8%)，頂部彎矩在-1.8%～5.4%變化；3種優化方案的最大應力較原設計方案應力變化為-0.04～0.06MPa，變化幅度為-3.0%～4.1%，可滿足結構受力要求。

(a)中側墻軸力

(b)中側墻彎矩

(c)中側墻應力圖6 管廊中側墻內力與應力圖

正常使用極限狀態下，綜合管廊底板受力如圖7所示。可以看出，在底板加腋處，3種優化方案的軸力、彎矩較原設計方案均有不同程度減少(-0.9%～-2.3%)，優化方案一、二、三的最大應力較原設計方案減少了0.03MPa、0.02MPa和0.01MPa，減少幅度為1.0%～3.7%，滿足結構受力要求。

在底板跨中區域，軸力基本保持不變，彎矩有小幅度增長(0.2%～0.7%)，底板應力基本不變，可滿足結構受力要求。

(a)軸力

(b)彎矩

(c)應力圖7 管廊底板內力與應力圖

4 結論

(1)在現有直腋角矩形斷面管廊結構設計基礎上，優化設計保持綜合管廊截面外緣不變，頂板底緣由直線優化為漸變曲線，并與側墻內緣進行銜接，將頂板跨中截面厚度適當減少，端部截面厚度適當增加，形成跨中向端部逐漸加厚的變截面結構形式。

(2)將綜合管廊原結構設計的頂板與側墻銜接處45°腋角(150mm×150mm)，分別優化為R=400mm、R=300mm、R=200mm的圓弧，并將頂板跨中厚度對應減少30mm、20mm、25mm，再通過半徑較大的圓弧與兩邊腋角圓弧銜接形成較為平順的漸變曲線，形成3種結構優化方案。

(3)與原設計結構受力分析對比得出，在頂板加腋區域，優化方案一至三的最大應力分別減少了0.32MPa、0.23MPa和0.08MPa，減少幅度14.1%～58.2%；在頂板跨中區域，優化方案應力較原設計方案增加4.3%～4.8%，但仍小于加腋處原設計方案應力水平；3種優化方案對管廊側墻、底板受力基本不產生影響，優化后管廊結構受力均可滿足要求。

(4)考慮到經濟性能指標，最終選取材料用量最省的方案三作為施工圖設計方案。優化后管廊結構施工可形成無折角、易脫模的整體式內模，極大簡化支模工序，快速施工，具有很好的應用推廣價值。