現(xiàn)澆混凝土管廊變形縫變形對內(nèi)部管線影響研究*

謝欣 王建 王恒棟

上海市政工程設(shè)計研究總院（集團）有限公司 200092

引言

綜合管廊也稱為共同溝，是一種能夠?qū)㈦娏?、輸水、通信、燃氣等市政管線匯集在一起的重要城市基礎(chǔ)設(shè)施。相較于傳統(tǒng)的直埋式管線，綜合管廊能夠方便地進行管線維護，減少管線維修保養(yǎng)對道路的影響［1－3］。鑒于以上優(yōu)勢，城市地下綜合管廊近年來在我國許多城市都得到了應(yīng)用和推廣，綜合管廊的安全運營也越來越受到人們的關(guān)注。

地下綜合管廊在結(jié)構(gòu)形式上與隧道相似，出于成本的考慮綜合管廊多采用明挖法施工，上覆土厚度相對較淺。這也使得管廊容易受到地表超載、周邊施工活動、地層變異等因素的影響，引起管廊和其內(nèi)部管線的不均勻沉降［4－7］。同時，由于管廊變形縫的存在，使得現(xiàn)澆混凝土管廊沿縱向沉降曲線是非連續(xù)的。局部接頭可能會出現(xiàn)較大的變形，從而對管線的受力造成很大程度的影響。可見，建立管廊接頭變形與內(nèi)部管道受力之間的關(guān)系對于保障管廊安全運營非常重要。然而目前針對這方面問題的研究不夠深入，本文針對現(xiàn)澆混凝土管廊及其內(nèi)部管線，運用有限元計算方法模擬了管廊縱向接頭張開和錯臺兩種變形模式，分析了球墨鑄鐵管受力隨接頭變形的變化規(guī)律，并比較了不同支墩間距下管道的受力變形特征。

1 綜合管廊縱向變形分析要點

管廊的縱向接頭（變形縫）通常采用橡膠止水帶以及填縫板構(gòu)造，接頭處填縫板和止水帶的彈性模量要明顯小于現(xiàn)澆混凝土，因此往往成為管廊結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)［8，9］。由于接頭剛度小于混凝土剛度，當(dāng)管廊縱向出現(xiàn)不均勻沉降時變形縫往往會出現(xiàn)局部的大變形，如張開、錯臺、扭轉(zhuǎn)等［10，11］。其中，以接頭張開和錯臺這兩種接頭變形模式對管廊內(nèi)部管線的影響最為嚴重。

當(dāng)綜合管廊接頭處沉降量大于兩側(cè)管節(jié)的沉降量時，往往會出現(xiàn)底部變形縫張開的現(xiàn)象。同時，一些剛性管道通常會敷設(shè)于管廊底板，底板變形縫的張開會使管道出現(xiàn)拉伸，同時由于兩側(cè)管廊發(fā)生了相對轉(zhuǎn)動，使得管道在兩側(cè)支墩處受到方向相反的兩組彎矩作用，支墩間的管道整體上呈現(xiàn)拉彎狀態(tài)，如圖1a所示。根據(jù)結(jié)構(gòu)力學(xué)可知，兩側(cè)支座處轉(zhuǎn)角為α?xí)r，則底部接頭出現(xiàn)固定的張開量w。根據(jù)幾何關(guān)系可知，管道縱向受力要受到支墩間距δ的影響，管廊底部接頭張開量w相同時，支墩間距越小，其線剛度越大，管道所受彎矩越大。

接頭兩側(cè)管節(jié)沉降不一致時，接頭處會發(fā)生錯臺，錯臺量為h，如圖1b所示。理想狀態(tài)下，將管線看作是兩端受到彎曲約束的梁，其錯臺量h與支墩差異沉降Δs相等，其最大彎矩應(yīng)和錯臺量h呈正比，并與支墩間距δ呈反比。然而在實際工程中，考慮到管廊和支墩并不是完全剛體，并且支墩和管道的連接也不是完全剛性的，因此要與理想狀態(tài)有一定的出入。同時管道結(jié)構(gòu)與桿件在實際受力上存在明顯不同，通過結(jié)構(gòu)力學(xué)計算得到的彎矩值和實際彎矩值會有一定的差異。

圖1 管廊變形模式Fig.1 Deformation of the utility tunnel

2 有限元計算模型

為了定量分析接頭張開與錯臺兩種變形對管道受力的影響，利用ABAQUS建立了雙艙綜合管廊與管線的有限元計算模型?？紤]了支墩間距對管道變形的影響，構(gòu)建了4組不同支墩距離δ的計算模型（2m，4m，6m，8m），不考慮管內(nèi)液體對管道受力與變形的影響。

2.1 幾何模型與材料參數(shù)

管廊結(jié)構(gòu)由四段獨立的管節(jié)構(gòu)成，每段管節(jié)均采用實體單元構(gòu)建，其尺寸與實際管廊尺寸相同，具體尺寸如圖2a所示。管廊為混凝土結(jié)構(gòu)，材料參數(shù)根據(jù)C30混凝土選取，即：混凝土密度為2400kg／m3，彈性模量30GPa，泊松比為0.2。變形縫位置的中埋式止水帶和填縫板相對于混凝土彈性模量較小，其對接頭剛度的影響可以忽略不計。因此管節(jié)與管節(jié)之間可以簡化為硬接觸，接觸面摩擦系數(shù)取0.6。

管廊內(nèi)部管線建模參考DN800球墨鑄鐵管線，外徑842mm，壁厚11.7m，不考慮管線接頭。管材密度為7050kg／m3，彈性模量取169GPa，泊松比0.275。球墨鑄鐵管道通過混凝土支墩安裝于管廊底板上，混凝土支座高0.3m，寬0.6m，材料參數(shù)與管廊結(jié)構(gòu)相同。支墩在管廊接頭兩側(cè)對稱布置，間距為δ，支墩與管廊和管道之間協(xié)調(diào)變形，不考慮其間的錯動和滑移，如圖2b所示。

圖2 管廊與管道有限元計算模型Fig.2 Finite element model of the untility tunnel and the internal piplines

2.2 加載形式

模型的加載分為兩步，分別對應(yīng)于管廊回填與局部施加荷載。在土體回填過程中，對管廊施加重力、土壓力以及土抗力。頂部土壓力按照2m覆土選取（34kPa），側(cè)向土壓力系數(shù)取0.6。管廊周邊地層參考軟黏土，基床系數(shù)按照經(jīng)驗取值取2000kN／m3。其次對模型進行局部加載，通過在不同位置施加均布荷載來模擬管廊接頭的張開與錯臺，具體加載部位如圖3a所示。圖3a中在接頭2兩側(cè)各5m范圍內(nèi)施加豎向均布荷載，并采取分級加載形式，每級荷載按照1m土體重量（17kPa），全過程共施加10級荷載。圖3b中在管節(jié)3上施加均布荷載，同樣采用10級加載，每級荷載17kPa。

圖3 管廊幾何模型Fig.3 Geometric model of the utility tunnel

3 有限元計算結(jié)果

利用建立的有限元計算模型，分別對接頭張開和錯臺情況下管道受力變形進行計算。分析不同變形模式下管道的受力變形規(guī)律，并對不同支墩間距條件下的計算結(jié)果進行對比研究。

3.1 接頭張開

管廊在回填過程中，縱向受力較為均勻，底部接頭處于閉合階段，管道縱向拉應(yīng)力近似為零。從圖4可以看出，隨著局部荷載的施加管廊底部接頭呈張開狀態(tài)，接頭兩側(cè)的支墩有明顯的下沉和轉(zhuǎn)動。管道上部受壓下部受拉，且拉應(yīng)力遠大于其上部拉應(yīng)力，說明管道在支墩作用下呈現(xiàn)拉彎受力狀態(tài)。

圖5 表示的是w＝7mm時管道下部的縱向應(yīng)力σ分布規(guī)律。圖中可以看出，管廊縱向變形引起的管道拉應(yīng)力主要發(fā)生于兩側(cè)支墩范圍內(nèi)，應(yīng)力分布較為均勻，支墩外側(cè)受到影響相對較小，基本上在20MPa以內(nèi)。同時，從圖中可以反映出支墩間距δ對最大拉應(yīng)力的影響較為顯著，當(dāng)δ從2m增加至8m時，σ可以由160MPa下降至60MPa，從而有效改善管道的受力性能。

圖4 底部接頭張開狀態(tài)下管道縱向應(yīng)力云圖（單位：Pa，δ＝6m）Fig.4 Longitudinal stress of the pipelines under the joint opening state of the utility tunnel（unit：Pa，δ＝6m）

圖5 管道縱向應(yīng)力分布（w＝7mm）Fig.5 Longitudinal stress of the pipeline（w＝7mm）

從有限元計算結(jié)果中可以得到管道最大拉應(yīng)力與底部接頭張開量之間的對應(yīng)關(guān)系，如圖6所示。球墨鑄鐵管最大拉應(yīng)力與接頭張開量大致呈線性關(guān)系。當(dāng)支墩間距為2m時，接頭張開量每增加1mm，管道最大拉應(yīng)力增大21.36MPa。相較而言，當(dāng)支墩間距改為8m后，接頭張開量每增加1mm，管道最大拉應(yīng)力增長值為8.74MPa，下降了60%。因此在實際工程中，出于管道受力的考慮管廊接頭兩側(cè)支墩間距不宜太小。

3.2 接頭錯臺

隨著管節(jié)上豎向均布荷載的增加，接頭錯臺逐漸增大，接頭兩側(cè)支墩發(fā)生差異沉降。在支墩約束力作用下，管道呈S型變形，在支墩位置出現(xiàn)較大的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力，如圖7所示。

通過線性插值得到錯縫寬度為19mm時的管道上部的縱向應(yīng)力分布圖，如圖8所示。管道縱向拉應(yīng)力沿管廊方向呈S形分布，變形縫位置為拉壓應(yīng)力的分界點，最大拉應(yīng)力均發(fā)生在與支墩連接處。當(dāng)支墩間距由2m增加至8m時，最大拉應(yīng)力由150.48MPa降低至43.95MPa，最大壓應(yīng)力由167.6MPa降低至45.8MPa，使受力性能得到了顯著的改善。

圖6 管道最大拉應(yīng)力與張開量的關(guān)系Fig.6 Relationship between the maximum tensile stress and the joint opening value

圖7 接頭錯臺狀態(tài)下管道縱向應(yīng)力云圖（單位：Pa，δ＝6m）Fig.7 Longitudinal stress of the pipelines under the joint dislocation state of the utility tunnel（unit：Pa，δ＝6m）

圖8 管道拉縱向應(yīng)力分布（h＝19mm）Fig.8 Longitudinal stress of the pipeline（h＝19mm）

分別將管道最大拉應(yīng)力和錯臺量提取出來，得到二者之間的變化規(guī)律如圖9所示。最大拉應(yīng)力與錯臺量之間呈線性關(guān)系，當(dāng)支墩間距為2m時，接頭錯臺每增長1mm，管道縱向最大應(yīng)力增加7.92MPa。而當(dāng)支墩間距增加到8m時，接頭錯臺每增長1mm，管道最大應(yīng)力增加量為2.33MPa。計算結(jié)果表明，對于錯臺變形模式，適當(dāng)增大接頭兩側(cè)支墩距離也是有效改善管道受力的可靠方法。

圖9 管道最大拉應(yīng)力與錯臺量的關(guān)系Fig.9 Relationship between the maximum tensile stress and the joint dislocation value

4 結(jié)論

1.管廊接頭的張開會使管道處于拉彎狀態(tài)，接頭兩側(cè)支墩之間的球墨鑄鐵管縱向應(yīng)力增加明顯。球墨鑄鐵管的最大應(yīng)力隨著接頭張開量的增加而增大，兩者之間存在線性關(guān)系。

2.管廊接頭的錯臺使兩側(cè)支墩出現(xiàn)差異沉降，從而使球墨鑄鐵管出現(xiàn)S型變形，管道最大拉應(yīng)力發(fā)生于支墩連接處。在錯臺變形模式下，球墨鑄鐵管的最大拉應(yīng)力與接頭錯臺量呈正相關(guān)，兩者服從線性關(guān)系。

3.當(dāng)管廊發(fā)生接頭張開或錯臺變形時，接頭兩側(cè)的支墩間距對球墨鑄鐵管的應(yīng)力變化影響很大。通過調(diào)整支墩間距能夠有效改善管道在管廊不均勻沉降下的受力狀態(tài)。

本文研究可以為后續(xù)的綜合管廊結(jié)構(gòu)運營維護提供指導(dǎo)與參考。