綜合管廊變形縫抗剪錨筋受力研究*

林雪斌 趙遠清 祝年虎

中國市政工程西南設計研究總院有限公司 成都610081

引言

綜合管廊結構設計使用年限為100年，其主體結構均采用了較高的設計標準以滿足使用要求。但綜合管廊的變形縫部位，往往成為薄弱部位，由于地基不均勻、不均勻荷載等影響，會在變形縫部位出現沉降差、錯動、漏水等情況，使廊內管線產生不可忽視的縱向應力［1］，影響正常使用。為了加強變形縫抵抗錯動的能力，趙遠清［2，3］等提出了變形縫設置抗剪錨筋的構造措施，經試驗［2，3］研究證明該構造措施可以有效約束變形縫錯動變形。

實際工程中已有項目［3］按照構造設置了抗剪錨筋，但未考慮抗剪錨筋在不同情況下受力的變化。

為系統研究抗剪錨筋在不同情況下的受力規律，本文選取綜合管廊沿線變形縫處可能出現的多種典型情況，以及不同管廊艙數、寬度、覆土厚度、抗震設防烈度條件，分析變形縫處抗剪錨筋的受力的不同，為綜合管廊變形縫抗剪錨筋的設計方法研究提供理論依據。

1 基礎分析模型

1.1 原型結構

以2016年成都市天府新區某地下綜合管廊為原型，設計了常見的單艙管廊基礎算例。模型假定為成都地區，設計使用年限為100年，結構構件的重要性系數采用γ0＝1.1，安全等級為一級。抗震設防烈度為7度，設計基本地震加速度值為0.10g，設計地震分組為第三組，設計特征周期為0.45s，抗震設防類別為乙類，抗震等級為三級。其截面設計見圖1。

1.2 模型建立

采用通用有限元軟件Midas Gen建立計算模型，其中管廊各壁板及頂底板采用板單元建立，兩節管廊變形縫間通過模擬抗剪錨筋的梁單元連接，一側梁單元與管廊主體間采用釋放梁端縱向約束模擬邊界條件。所建立有限元模型見圖2。

圖2 有限元模型Fig.2 FE model

2 典型情況下的錨筋豎向受力分析

2.1 工況設置

按《城市綜合管廊工程技術規范》［4］，綜合管廊應在結構縱向剛度突變、上部覆土變化或下臥土層突變處設置變形縫，為了分析綜合管廊沿線在典型情況下抗剪錨筋在變形縫處的受力情況，設定了5種工況。各工況下管廊標準段上部覆土厚度均為4m，地下水位均為地面下0.5m。

工況LC-1假定變形縫兩側地質條件發生變化，一側為中風化巖石地基（模型中基床系數取值為220MPa），一側為可塑粘土地基（模型中基床系數取值20MPa）。

工況LC-2假定變形縫一側地基沉陷后出現局部脫空情況，模型中變形縫一側5m長度范圍內基床系數為0。

工況LC-3假定變形縫兩側縱向剛度突變，模型中變形縫兩側分別為單艙管廊及雙艙管廊。

工況LC-4假定變形縫兩側縱向剛度突變，模型中變形縫兩側分別為管廊標準段及交叉口。

LC-5假定變形縫兩側上部覆土突變，模型中變形縫兩側分別為管廊標準段及帶上部節點。

各工況設置見圖3。

圖3 工況設置Fig.3 Load cases

2.2 分析結果

按照5種工況分別進行建模分析計算，分析結果表明，側壁各錨筋剪力大致相當，說明側壁各抗剪錨筋協同作用抵抗豎向錯動，而底板錨筋剪力明顯大于頂板錨筋剪力，越靠近側壁處剪力越大且均小于側壁錨筋剪力，說明側壁錨筋在抵抗豎向錯動中作用更為明顯。

統計各工況下側壁和頂底板處抗剪錨筋最大豎向剪力及有無抗剪錨筋情況下變形縫間最大沉降差見表1。

表1 典型情況下抗剪錨筋最大豎向剪力及最大縫間沉降差Tab.1 Maximum vertical shear force and differential settlement of shear steel bar in different cases

抗剪錨筋抗剪承載力設計值為160kN，由表1可以看出：

（1）各工況下抗剪錨筋最大剪力均小于其抗剪承載力設計值，相較于無錨筋情況，有錨筋的各工況下變形縫間最大沉降差均明顯減小，說明在各工況下該種抗剪錨筋設置方式均能有效抵抗管廊在變形縫處的豎向錯動。

（2）除局部脫空工況外，其余工況下抗剪錨筋最大剪力均出現在側壁位置，說明側壁錨筋能更有效地抵抗管廊在變形縫處的豎向錯動。

（3）5個工況代表了綜合管廊通常設置變形縫的典型情況，其中工況LC-1中側壁錨筋豎向剪力最大，選取工況LC-1進行進一步的參數分析。

3 不同設計參數下的錨筋豎向受力分析

3.1 參數組設置

為進一步研究設計參數下抗剪錨筋的受力情況，在原型算例的LC-1工況基礎上分別設置了不同艙數、寬度、覆土厚度的比較算例，其中艙數變化組為單艙至四艙，寬度變化組為3.5m至6.5m，覆土厚度變化組為4m至8m。

3.2 分析結果

1.艙數變化

對以上各算例分別進行建模分析計算，不同艙數下各算例側壁和頂底板處抗剪錨筋最大豎向剪力見表2。

表2 不同艙數抗剪錨筋最大豎向剪力（單位：kN）Tab.2 Maximum vertical shear force of Shear Steel Bar in different number of cabins（unit：kN）

由表2可以看出：

（1）各工況下側壁抗剪錨筋最大剪力均小于其抗剪承載力設計值，說明在不同艙數條件下設置的抗剪錨筋均能有效抵抗管廊在變形縫處的豎向錯動。

（2）兩艙及以上時，頂底板抗剪錨筋在側壁附近集中受力，豎向剪力明顯大于頂底板其余位置錨筋豎向剪力且超過錨筋抗剪承載力，設計中應對側壁附近的抗剪錨筋進行加強。

（3）不同艙數變化下側壁抗剪錨筋承受最大剪力變化不大，說明不同艙數條件下側壁抗剪錨筋可按照單艙條件下的受力情況進行設計。

2.寬度變化

不同寬度條件下各算例側壁和頂底板處抗剪錨筋最大豎向剪力見表3。

表3 不同寬度抗剪錨筋最大豎向剪力（單位：kN）Tab.3 Maximum vertical shear force of Shear Steel Bar in different width（unit：kN）

由表3可以看出：

（1）各寬度下側壁及頂底板抗剪錨筋的最大剪力均小于抗剪錨筋的抗剪承載力設計值。

（2）側壁及頂底板抗剪錨筋的最大剪力隨著寬度的增加而增大且基本呈線性變化關系，應考慮管廊最大艙室寬度進行錨筋設計。

3.覆土厚度變化

不同覆土厚度下各算例側壁和頂底板處抗剪錨筋最大豎向剪力見表4。

表4 不同覆土厚度抗剪錨筋最大豎向剪力（單位：kN）Tab.4 Maximum vertical shear force of Shear Steel Bar in different covering depth（unit：kN）

由表4可以看出：

（1）各覆土厚度下側壁及頂底板抗剪錨筋的最大剪力均小于抗剪錨筋的抗剪承載力設計值。

（2）側壁及頂底板抗剪錨筋的最大剪力隨著覆土厚度的增加而增大且基本呈線性變化關系，應考慮覆土厚度的變化進行錨筋設計。

4 地震工況下錨筋水平受力分析

為進一步考察錨筋在管廊變形縫處水平錯動時的受力情況，采用縱向反應位移法分析管廊在6度（0.05g）設防至9度（0.40g）設防E2地震作用下錨筋水平剪力的變化。縱向反應位移法采用《城市軌道交通結構抗震設計規范》［5］6.8節中計算方法，其中豎向基床系數均采用50MPa，水平基床系數均采用5MPa，土層位移分布按照規范附錄E取值，其中各設防烈度下地震動峰值位移見表5。

表5 不同設防烈度下地震動峰值位移（單位：mm）Tab.5 Maximum displacement under different seismic precautionary intensity（unit：mm）

分別對不同艙數管廊進行5個設防烈度下的縱向反應位移法計算，計算結果表明水平剪力主要由頂板及底板內錨筋承擔，側壁錨筋水平剪力均遠小于頂底板錨筋水平剪力可忽略。各設防烈度下不同艙數管廊頂底板錨筋最大水平剪力見表6。

表6 不同設防烈度下錨筋最大水平剪力（單位：kN）Tab.6 Maximum horizontal shear force of Shear Steel Bar under different seismic precautionary intensity（unit：kN）

由表6可以看出：

（1）頂底板內錨筋最大水平剪力均出現在側壁附近的錨筋，各側壁附近錨筋水平剪力大致相當，其余錨筋水平剪力大致相當約為側壁附近錨筋1/3，設計中側壁附近錨筋直徑宜大于其余普通錨筋。

（2）錨筋水平最大剪力隨抗震設防烈度的增大而增大，其中側壁附近錨筋抗震設防烈度大于8度（0.20g時）超過錨筋抗剪承載力，而其他位置錨筋在各抗震設防烈度下均小于抗剪承載力，說明按此方案設置的錨筋在抗震設防烈度大于8度（0.20g）時應加大。

（3）在相同抗震設防烈度下，錨筋水平剪力最大值隨艙室的增大而減小，設計中可按最少艙數段進行水平抗剪錨筋的設計。

5 結論

1.綜合管廊變形縫處設置抗剪錨筋能有效抵抗變形縫處的豎向錯動，其中側壁處設置的抗剪錨筋承擔更大的剪力，對抵抗豎向錯動的作用最明顯。

2.綜合管廊沿線變形縫處可能出現的地質條件變化及結構形式變化情況下抗剪錨筋受力差距不大，可參照地質條件變化工況進行設計。

3.側壁抗剪錨筋承擔的剪力在不同艙數下變化不大，但隨管廊寬度、覆土厚度的增大而增大，但多艙管廊頂底板錨筋在側壁附近剪力較大，在設計時應對側壁附近頂底板錨筋進行加強。

4.不同設防烈度下主要由頂底板內錨筋抵抗水平錯動，其中靠近側壁處錨筋受力較大，各錨筋水平剪力隨設防烈度的增大而增大，隨艙數的增加而減小。抗震設防烈度較大時頂底板內側壁附近錨筋剪力較大，為了廊內管線的安全，在設計時應對側壁附近頂底板錨筋進行加強。