地下綜合管廊穿越活動地裂縫變形與內(nèi)力的響應(yīng)分析*

徐 強 白超宇 李文陽 張 勇 張子陽

(①長安大學， 地質(zhì)工程與測繪學院， 西安 710054， 中國)

(②長安大學， 巖土與地下工程研究所， 西安 710054， 中國)

(③西安建筑科技大學， 土木工程學院， 西安 710055， 中國)

(④中建三局集團有限公司西北公司， 西安 710075， 中國)

0 引 言

地下綜合管廊又稱綜合管道、共同溝等，是一種收容給水、排水、電力、電信、燃氣、熱力等市政管線的公共隧道。地下綜合管廊是城市地下空間開發(fā)利用的重要形式之一，有利于減少“馬路拉鏈”(Chen et al.，2012； Canto et al.，2013； Wang et al.，2013； Hunt et al.，2014)。1833年法國巴黎就誕生了世界上第1條地下管線綜合管廊系統(tǒng)，日比谷地下綜合管廊的現(xiàn)代化程度非常高，承擔了該地區(qū)幾乎所有的市政公共服務(wù)功能。

當前地下綜合管廊研究主要集中在防水與管廊力學性能。施有志等(2018)建立雙倉的三維動力有限元數(shù)值模型研究綜合管廊動力響應(yīng)特征； 戴軒等(2019)分析了綜合管廊下穿在建基坑引發(fā)的圍護結(jié)構(gòu)位移、水平支撐變形和基坑內(nèi)既有結(jié)構(gòu)變形。刁鈺等(2019)對比不同工況下管廊接頭滲漏的臨界轉(zhuǎn)角規(guī)律。孫書偉等(2019)對不同開挖方案的基坑穩(wěn)定性進行對比研究。王鵬宇等(2019)對比3種不同腋腳高度對單倉管廊力學性能影響。易偉建等(2019)通過多艙無腋角綜合管廊節(jié)段足尺模型在集中荷載下的靜載試驗，研究無腋角綜合管廊結(jié)構(gòu)的破壞機制、承載能力以及裂縫狀況。馮立等(2020)基于振動臺模型試驗并考慮接縫的影響，開展了不同波形、不同峰值加速度地震波激勵下的綜合管廊地震響應(yīng)特征研究。

西安城市地裂縫災害是全世界最為嚴重的地區(qū)之一。西安地裂縫為一種正斷型蠕滑變形，分布范圍廣，西安市區(qū)共有14條地裂縫，呈近平行帶狀分布，總長度超過100km，已對城市建設(shè)與市政運行造成巨大經(jīng)濟損失，僅1976～1996年，西安地裂縫錯斷供水、供氣管道多達45次。目前的活動性較過去有所減緩，但仍保持在1～5mm·a-1，其累計位錯量仍可能對當前管廊建設(shè)產(chǎn)生不利影響(中華人民共和國行業(yè)標準編寫組，2006)。

地裂縫活動對線性工程必將產(chǎn)生不利影響(許晨等， 2018； 何國輝等， 2020； 楊招等， 2020)。目前地裂縫活動對地下綜合管廊影響作用的研究較少。閆鈺豐等(2018)對分段管廊結(jié)構(gòu)與地裂縫正交環(huán)境下的受力變形特征進行了數(shù)值分析。朱琳(2018)對比了綜合管廊穿越活動地裂縫時的受力特性與變形特征，并對比兩種設(shè)縫方式的優(yōu)缺點。胡志平等(2019)開展了西安科創(chuàng)路纜線管廊45°斜交地裂縫的物理模型試驗，得出結(jié)構(gòu)處于扭轉(zhuǎn)、彎曲、剪切的復雜應(yīng)力狀態(tài)的結(jié)論。

地下綜合管廊為城市地下線型工程，建設(shè)與運維時無法徹底避開地裂縫，而在穿越地裂縫時不可避免受地裂縫活動影響，根據(jù)西安市最新城市地下綜合管廊規(guī)劃，絕大部分城市地下綜合管廊均與地裂縫相交，如圖1所示(閆鈺豐等， 2018)?？梢?，地下綜合管廊與地裂縫的交角變化范圍較大，有必要對地下綜合管廊以不同角度穿越地裂縫的受力性能與變形特征進行分析。

圖1 西安地下綜合管廊規(guī)劃網(wǎng)與地裂縫交匯示意圖

1 數(shù)值模型

本文旨在分析地下綜合管廊以不同角度穿越活動地裂縫時的變形特征與受力性能。西安地裂縫的傾角為80°左右。西安地下綜合管廊多采用明挖施工，管廊頂面埋置深度多在4～10m。將地下綜合管廊與地裂縫交角概化為90°、60°和30° 3種工況?？紤]到地下綜合管廊穿越地裂縫時，分段設(shè)縫其實是以犧牲結(jié)構(gòu)變形為代價，換取內(nèi)力減小，而變形縫寬度較小，防水工藝復雜，且變形過大對內(nèi)部管道線路存在安全隱患。本文管廊擬采用不設(shè)縫整體式穿越地裂縫，為充分考慮地裂縫活動對管廊的影響作用，管廊長度為160m，上下盤各設(shè)置80m。

概化管廊的截面尺寸為4m×4m，壁厚0.3m，混凝土強度取C40，為消除邊界效應(yīng)，模型斷面取40m×40m?；炷敛牧媳緲?gòu)選用彈性模型，土體本構(gòu)選用莫爾-庫侖模型?；炷恋膹椥阅Ａ繛?0000MPa，混凝土的密度為2400kg·m-3，泊松比為0.2。土層土性參數(shù)如表1所示。

表1 土層土性物理力學參數(shù)

本次分析采用Midas GTS NX建立數(shù)值模型，地裂縫的傾角取80°，管廊頂面埋置深度取6m。以地裂縫與地下綜合管廊60°斜交為例，模型如圖2所示。其中X方向為管廊水平軸向，總長度為160m，Y方向為管廊橫向水平方向，總長度為40m，Z方向為豎直方向，總長度為40m。

圖2 地裂縫與管廊夾角為60°的數(shù)值模型

當前地裂縫活動速率為1～5mm·a-1，地下綜合管廊的設(shè)計年限為100a，應(yīng)當考慮地裂縫最大沉降差為500mm，考慮到結(jié)構(gòu)對豎向位移較為敏感，不可能承受如此大的豎向位移，本文分析采用6種沉降位移，即5cm、10cm、15cm、20cm、25cm和30cm。沉降時下盤保持不動，上盤整體沿地裂縫傾角下沉。

2 計算結(jié)果與分析

2.1 不同地裂縫沉降量對地下綜合管廊作用

所有工況下地裂縫傾角均為80°，地下綜合管廊與地裂縫正交時，上盤垂直沉降量分為5cm、10cm、15cm、20cm、25cm和30cm，管廊上表面外側(cè)中線處的水平軸向位移、豎向位移、管廊上下表面外側(cè)中線處的縱向應(yīng)力如圖3～圖6所示。由圖3、圖4可見，地裂縫活動下的水平軸向位移與豎向位移變形集中在地裂縫兩側(cè)一定范圍內(nèi)，隨著沉降量的增加，管廊的位移影響范圍逐漸增加，管廊位移與沉降量之間近乎成線性關(guān)系。當管廊豎向沉降位移為20cm時，土體最大水平軸向位移為45.12mm。管廊的豎向位移呈“S”型分布，在地裂縫兩側(cè)彎曲方向相反，且下盤拱起處與上盤靠近地裂縫處均出現(xiàn)管廊與土體分離現(xiàn)象，形成脫空區(qū)。當管廊豎向沉降位移為30cm時，土體最大拱起高度為30.17mm。

圖3 管廊上表面中線水平軸向位移對比

圖4 管廊上表面中線豎向位移對比

圖5 管廊上表面水平軸向應(yīng)力對比

圖6 管廊下表面水平軸向應(yīng)力對比

由圖5、圖6可見，管廊上表面的縱向應(yīng)力有兩個峰值，在下盤靠近地裂縫處為拉應(yīng)力，上盤峰值處為壓應(yīng)力。C40混凝土的極限抗拉強度為3000kN·m-2，當?shù)亓芽p沉降量超過20cm時，管廊上表面將出現(xiàn)混凝土受拉破壞，當沉降量為20cm時，管廊上表面的最大拉應(yīng)力為2921kN·m-2，接近極限狀態(tài)。當沉降量為20cm時，管廊下表面的最大拉應(yīng)力為2541kN·m-2，小于混凝土極限拉應(yīng)力，當沉降量為30cm時，管廊下表面的最大壓應(yīng)力為3114kN·m-2，由于混凝土極限壓應(yīng)力遠大于極限拉應(yīng)力，管廊不發(fā)生受壓破壞。管廊上下表面應(yīng)力方向相反，上表面軸力峰值略高于下表面，其原因可能在于地裂縫沿傾角下沉，上盤存在水平軸向位移分量使得管廊產(chǎn)生水平軸力，但其值較小，管廊的軸力大小由彎曲應(yīng)力控制。對比不同沉降量下管廊的應(yīng)力圖可見，隨著沉降量的增大，管廊峰值應(yīng)力逐漸增大，但其增大趨勢逐漸減小，表明管廊的應(yīng)力與地裂縫沉降量之間并不是線性相關(guān)關(guān)系。

2.2 不同穿越角度對地下綜合管廊作用

為研究地下綜合管廊以不同角度穿越地裂縫時對其位移與內(nèi)力影響，需保持地裂縫沉降量不變，且所有工況下地裂縫傾角均為80°，由上節(jié)分析可知，當管廊與地裂縫正交，上盤垂直沉降量為20cm時，管廊的軸向拉力接近混凝土受拉極限狀態(tài)，因此，可取地裂縫沉降量保持為20cm固定不變，僅考慮交角變化的影響。

上盤豎向沉降量為20cm時，管廊以3種不同交角穿越活動地裂縫時土體位移如圖7、圖8所示。由圖可見，地裂縫活動主要對地裂縫附近的土體產(chǎn)生影響，且上盤的影響范圍略大于下盤。同時，管廊與地裂縫交角越小，地裂縫對土體縱向水平與豎向位移的影響范圍均有所增大。地裂縫活動對土體豎向位移的影響范圍呈倒三角分布，越靠近地表，影響范圍越大。

圖7 土體縱向水平軸向位移云圖

圖8 土體豎向位移云圖

在上盤豎向沉降量均為20cm時，3種不同交角下管廊的水平軸向位移與豎向位移分布如圖9、圖10所示。由圖9可見，不同交角下管廊的水平軸向位移均在地裂縫處達到最大，并向地裂縫兩側(cè)不斷衰減。正交、斜角60°與斜角30° 3種交角下，最大水平軸向位移分別為28.23mm、20.27mm和14.57mm。管廊水平軸向位移的影響范圍接近，均為上盤60m左右，下盤40m左右，上盤影響范圍約為下盤的1.5倍。管廊正交穿越地裂縫時的水平軸向位移量最大，宜采用柔性過渡的方法避免管廊發(fā)生過大的位移。

圖9 不同交角下管廊水平軸向位移對比

由圖10可見，管廊正交與60°斜交地裂縫時，在下盤靠近地裂縫處隆起，其中正交時隆起高度最大，約25mm。管廊與地裂縫交角越小，地裂縫對土體豎向位移的影響范圍越大，上下盤影響范圍接近均在40m左右，分析其原因應(yīng)是由于地裂縫處下盤土體在管廊作用下產(chǎn)生豎向沉降，導致管廊變形響應(yīng)范圍向下盤移動，從而上盤影響范圍減小而下盤影響范圍增大。

圖10 不同交角下管廊豎向位移對比

在上盤豎向沉降量均為20cm時，3種不同交角下管廊上下表面中線處的水平軸向應(yīng)力分布如圖11、圖12所示。由圖可見，管廊與地裂縫交角越小，管廊上下表面的水平軸向應(yīng)力越大。管廊的水平軸向應(yīng)力在上下盤各出現(xiàn)1個峰值，下盤的峰值在數(shù)值上大于上盤。地裂縫沉降量達到20cm時，正交時管廊上表面峰值拉應(yīng)力接近混凝土極限拉應(yīng)力，而斜角60°與斜角30°下，管廊峰值拉應(yīng)力均已超過混凝土極限拉應(yīng)力，管廊發(fā)生受拉破壞。管廊下表面的峰值均小于上表面，管廊不發(fā)生受拉破壞。

圖11 地下綜合管廊上表面中線處的水平軸向應(yīng)力

圖12 地下綜合管廊下表面中線處的水平軸向應(yīng)力

2.3 地下綜合管廊穿越地裂縫設(shè)防分析

地下綜合管廊穿越地裂縫時受其活動性影響，影響參數(shù)較多，如管廊結(jié)構(gòu)形式、管廊長度、管廊埋深、土層參數(shù)以及管廊與地裂縫交角等，本文重點分析不同交角下管廊受地裂縫活動的水平縱向與豎向位移影響范圍以及上下表面外側(cè)中線處水平軸力分布。分析結(jié)果顯示，管廊的變形與內(nèi)力均分布在地裂縫兩側(cè)的一定范圍以之內(nèi)，管廊穿越地裂縫時，交角越大，管廊的水平軸向位移與豎向位移越大，而水平軸向應(yīng)力分布規(guī)律相反。因此，在管廊穿越活動地裂縫時，應(yīng)針對不同場地條件選擇合適的設(shè)防措施：(1)對于地裂縫活動性較弱的場地，可采用管廊整體穿越地裂縫的形式，減小設(shè)縫，以縮短施工工期，防止管廊滲水漏水等問題； (2)對于地裂縫活動性較強的場地，不宜采用管廊整體穿越地裂縫的方法，由于管廊剛度越大，在地裂縫沉降作用下將引起較大的內(nèi)力，結(jié)構(gòu)無法適應(yīng)較大的地裂縫沉降量，宜采用在地裂縫處設(shè)縫或柔性連接形式； (3)應(yīng)盡可能采用管廊大角度穿越地裂縫，避免管廊小角度穿越地裂縫，減緩管廊由于地裂縫活動產(chǎn)生的內(nèi)力； (4)采用新材料、新結(jié)構(gòu)體系，提高管廊結(jié)構(gòu)對于地裂縫場地等不均勻變形的適應(yīng)性。

3 結(jié) 論

本文主要研究地下綜合管廊以不同角度穿越活動地裂縫的位移與應(yīng)力變化，采用Midas GTS NX建立數(shù)值模型，對比3種不同交角穿越下的計算結(jié)果，結(jié)論如下：

(1)地下綜合管廊與地裂縫正交時，設(shè)置上盤垂直沉降量分為5cm、10cm、15cm、20cm、25cm和30cm，管廊的水平軸向位移、豎向位移以及軸向應(yīng)力峰值均集中在地裂縫兩側(cè)30m范圍內(nèi)，其中管廊水平軸向位移影響范圍為上盤60m左右，下盤40m左右，上盤影響范圍約為下盤的1.5倍。

(2)地下綜合管廊與地裂縫正交時，當豎向沉降量超過20cm時，下盤管廊上表面應(yīng)力接近混凝土極限拉應(yīng)力。管廊上表面應(yīng)力大于下表面，其原因可能在于地裂縫活動的水平軸向位移使得管廊產(chǎn)生附加軸向拉應(yīng)力，與彎矩產(chǎn)生的拉應(yīng)力疊加，而與彎矩產(chǎn)生的壓應(yīng)力抵消，導致其最終結(jié)果大于壓應(yīng)力。

(3)在地下綜合管廊與地裂縫正交、斜角60°與斜角30° 3種工況下，管廊位移影響范圍接近，交角越小，管廊的水平與豎向位移越小，管廊水平軸向應(yīng)力越大，斜角60°與斜角30°下，當上盤豎向沉降量超過20cm時，管廊上表面峰值拉應(yīng)力均已超過混凝土極限拉應(yīng)力，管廊發(fā)生破壞。