軟弱圍巖下海底鐵路盾構(gòu)隧道全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)列車振動(dòng)響應(yīng)研究

潘文韜，肖明清，封 坤*，焦齊柱，唐雄峻

(1.西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031；2.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，武漢 430063；3.水下隧道技術(shù)湖北省工程實(shí)驗(yàn)室，武漢 430063)

引言

盾構(gòu)隧道內(nèi)部結(jié)構(gòu)通常采用部分裝配加現(xiàn)澆或全現(xiàn)澆的形式施作[1-2]，與隧道主體結(jié)構(gòu)采用的管片襯砌相比，其施工、成型速度慢，常常成為制約整體施工進(jìn)度的桎梏。采用全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)是隧道建造方式的重大變革，有利于節(jié)約資源能源、減少施工污染、提升勞動(dòng)生產(chǎn)效率和質(zhì)量安全水平，有利于推動(dòng)化解過剩產(chǎn)能，但全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)目前應(yīng)用極少、設(shè)計(jì)較為復(fù)雜，尤其對于鐵路隧道，在列車運(yùn)行產(chǎn)生的振動(dòng)荷載作用下[3]，全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)的受力與連接是否可靠有待研究。

在盾構(gòu)隧道內(nèi)部結(jié)構(gòu)列車振動(dòng)響應(yīng)分析方面，王愛武[4]針對軟硬不均地層下大直徑盾構(gòu)隧道的列車振動(dòng)問題，通過數(shù)值分析對不同列車工況下的位移、加速度以及主應(yīng)力響應(yīng)展開研究。張碧文[5]通過建立三維耦合的隧道-地層-路基模型以及施加簡化的列車振動(dòng)荷載，對盾構(gòu)隧道下穿鐵路的管片、螺栓動(dòng)力響應(yīng)特征展開分析研究，并探究振動(dòng)響應(yīng)與埋深之間的關(guān)系。陳松潔[6]著重探討了砂土以及軟土地層中水下高速鐵路盾構(gòu)隧道的列車振動(dòng)響應(yīng)，對隧道結(jié)構(gòu)受力以及基底變形等問題進(jìn)行了相關(guān)研究。

在盾構(gòu)隧道全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)技術(shù)研究方面，蘇會(huì)鋒[7]針對擬修建的全裝配式地鐵車站，提出一種新型榫槽連接的接頭形式，并對不同長度、不同軸彎比的單榫槽式接頭展開抗彎承載力破壞試驗(yàn)，以探究不同階段下接頭抗彎承載能力的發(fā)展變化。李兆平[8]欲加強(qiáng)裝配式地鐵車站結(jié)構(gòu)接頭位置的連接，通過對接頭進(jìn)行荷載足尺試驗(yàn)，探究接頭部位表面裂縫及接縫部位的變形演變規(guī)律。李習(xí)偉[9]通過有限元模擬了預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)單榫槽式接頭，探究抗彎剛度與承受彎矩、軸力作用、接頭部位注漿及尺寸改變之間的關(guān)系。

總的看來，對于盾構(gòu)隧道管片結(jié)構(gòu)而言，國內(nèi)外關(guān)于列車振動(dòng)作用下盾構(gòu)隧道內(nèi)部結(jié)構(gòu)響應(yīng)已有一定的研究基礎(chǔ)，但對于全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)方面可借鑒的工程實(shí)例較少，尚無成熟的技術(shù)方案。有鑒于此，調(diào)研總結(jié)現(xiàn)有采用裝配式襯砌形式施工的工程實(shí)例的經(jīng)驗(yàn)，并針對甬舟鐵路金塘海底隧道，提出盾構(gòu)隧道全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)技術(shù)方案以及無螺栓內(nèi)部結(jié)構(gòu)部分裝配式技術(shù)方案，研究裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)列車振動(dòng)響應(yīng)規(guī)律，并探明不同內(nèi)部結(jié)構(gòu)施工方式(全裝配式、部分裝配式、全現(xiàn)澆式)對結(jié)構(gòu)受力變形影響，為盾構(gòu)隧道內(nèi)部結(jié)構(gòu)裝配方案優(yōu)化、列車振動(dòng)響應(yīng)等提供參考。

1 盾構(gòu)隧道內(nèi)部結(jié)構(gòu)形式調(diào)研

現(xiàn)有內(nèi)部結(jié)構(gòu)多采用部分裝配+現(xiàn)澆的形式，由于全現(xiàn)澆式結(jié)構(gòu)不具有預(yù)制化的種種優(yōu)勢，在質(zhì)量成本工期方面均較為劣勢，因而目前使用逐漸減少。全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)一步優(yōu)化了拼裝方式，最大化發(fā)揮了預(yù)制拼裝的優(yōu)勢，但對于全拼裝方案的設(shè)計(jì)較為困難，目前僅在清華園隧道等為數(shù)不多的隧道[13-15]中出現(xiàn)。調(diào)研了國內(nèi)公鐵路盾構(gòu)隧道裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)及施工方式細(xì)部結(jié)構(gòu)等，匯總見表1。

表1 典型隧道內(nèi)部結(jié)構(gòu)匯總

現(xiàn)有的預(yù)制內(nèi)部結(jié)構(gòu)存在有許多問題，以清華園隧道為代表的全裝配式鐵路隧道，在吊裝以及軌下混凝土填充方面存在問題，并且這類全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)中間箱涵承受偏心荷載而會(huì)受力不均勻，將大大影響結(jié)構(gòu)的整體性。以上海諸光路通道為代表的全裝配式公路隧道，將會(huì)產(chǎn)生立柱基座預(yù)留插筋定位難、隧道內(nèi)部空間狹小，預(yù)制安裝難、梁-柱節(jié)點(diǎn)施工難等問題。其余的部分裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)在現(xiàn)澆與裝配式結(jié)構(gòu)連接部位以及如何協(xié)調(diào)規(guī)劃施工順序以達(dá)到施工速度最快工期最短方面均有不足。因而對拼裝式內(nèi)部結(jié)構(gòu)的研究特別是全拼裝式內(nèi)部結(jié)構(gòu)，是目前亟需的研究方向。

借鑒清華園隧道三箱涵全拼裝方案的經(jīng)驗(yàn)，并針對清華園隧道箱涵上部受到偏心力作用下會(huì)受力不均勻的缺點(diǎn)進(jìn)行了改進(jìn)，提出了一種全拼裝內(nèi)部結(jié)構(gòu)形式(圖1)。采用雙層襯砌，先吊裝預(yù)制的中間箱涵，后吊裝兩側(cè)邊箱涵，中間箱涵高于兩側(cè)邊箱涵以在偏心力下受力均勻。箱涵吊裝完畢后，用左右各2根8.8級M36高強(qiáng)度鋼螺栓連接中間箱涵與邊箱涵，并在箱涵底部注漿填充。通過管片和邊箱涵上的預(yù)埋接駁器分別綁扎中間箱涵與管片上的連接鋼筋以及邊箱涵與二襯部分的連接鋼筋，在二襯內(nèi)部綁扎鋼筋后澆筑二襯及3個(gè)箱涵上方的混凝土車道板。關(guān)于混凝土車道板與管片的連接，存在有兩種不同的連接方式，即兩端固結(jié)與一端固結(jié)一端水平鉸接。兩端固結(jié)是由于管片兩側(cè)都裝有預(yù)埋接駁器并在中間箱涵與管片之間兩側(cè)均設(shè)立連接鋼筋，因而管片與車道板緊密聯(lián)系在一起看成固結(jié)。而一端固結(jié)一端水平鉸接由于右側(cè)管片上不設(shè)置預(yù)埋接駁器，鋼筋也未連接至車道板右側(cè)，該處車道板與管片僅僅能傳遞水平力，為水平鉸接的關(guān)系。

圖1 全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)

考慮螺栓連接較為復(fù)雜并可能會(huì)出現(xiàn)失效的情況，提出了一種無螺栓部分裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)模型見圖2，采用雙層襯砌，首先吊裝中間箱涵，中間箱涵放置在管片上，中間箱涵上部兩側(cè)有懸臂的部分，列車振動(dòng)直接作用在中間箱涵上。吊裝完畢后在中間箱涵下側(cè)注漿進(jìn)行填充，隨后澆筑二襯，二襯拉長至中間箱涵底部，在二襯與中間箱涵之間設(shè)立搭接塊，最后在中間箱涵與搭接塊上方現(xiàn)澆一層混凝土車道板。由于無螺栓內(nèi)部結(jié)構(gòu)車道板下方除中間箱涵、搭接塊等預(yù)制結(jié)構(gòu)外，還存在有現(xiàn)場澆筑的底部二襯，因而在車道板下方并非全裝配式，為部分裝配+現(xiàn)澆的形式。

圖2 無螺栓部分裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)

2 數(shù)值模擬

2.1 模型情況

2.1.1 列車荷載的確定

經(jīng)驗(yàn)公式以及現(xiàn)場實(shí)測確定列車荷載各有其局限性，因此本文采用列車-軌道系統(tǒng)模型[16-17]，通過LS-DYNA計(jì)算出列車車速為250 km/h，兩節(jié)列車車廂的模型基底力，將中間一個(gè)完整車廂的波形疊加即可得到金塘海底鐵路隧道16節(jié)車廂作用下的基底力變化曲線，再反作用于列車振動(dòng)的基底，以求得列車振動(dòng)響應(yīng)。列車振動(dòng)荷載曲線如圖3所示。

圖3 列車振動(dòng)荷載時(shí)程曲線

2.1.2 假設(shè)與取值說明

將靜力分析計(jì)算所得到的應(yīng)力場作為動(dòng)力分析的初始應(yīng)力場，然后進(jìn)行動(dòng)力有限元分析。通過在邊界上加COMBINE14并聯(lián)的彈簧和阻尼器單元來將邊界條件轉(zhuǎn)換為粘彈性邊界條件。動(dòng)力分析中取Δt=0.005 s，采用Block Lanezos法提取前8階模態(tài)，按工程類比法，巖土一般取ξ=0.05，并由ωi=2πfi，取前兩階模態(tài)的頻率，并代入阻尼常數(shù)計(jì)算公式[18]，即可求得相應(yīng)的阻尼常數(shù)α=0.220，β=0.113。

2.1.3 模型模擬

采用ANSYS瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)模塊進(jìn)行動(dòng)力分析。全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)采用PLANE42模擬隧道周邊的土體、二襯和車道板。采用BEAM3單元模擬隧道的管片以及3個(gè)箱涵。螺栓的模擬采用BEAM3單元，箱涵之間、箱涵與管片之間以及箱涵與車道板之間的接觸關(guān)系用LINK桿單元來模擬，并設(shè)置其為只受壓不受拉。其中，土體采用彈塑性模型模擬，混凝土采用彈性模型。采用雙層襯砌，外管片的核心半徑為6.7 m，管片厚度為0.6 m，二襯厚度為0.3 m，二襯混凝土強(qiáng)度等級為C45，內(nèi)部結(jié)構(gòu)混凝土強(qiáng)度等級為C40。模型長度方向取130 m，深度方向根據(jù)埋深確定。全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)中車道板與管片采用兩種不同的連接方式，即兩端固結(jié)以及一端固結(jié)一端水平鉸接，模型如圖4所示。

無螺栓內(nèi)部結(jié)構(gòu)模型的假設(shè)以及參數(shù)與全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)相似，管片以及中間箱涵采用BEAM3單元，二襯上蓋板以及土體采用PLANE42單元，中間箱涵與管片之間用僅受壓的LINK10單元模擬，搭接塊采用BEAM3單元，搭接塊與上方車道板不共用節(jié)點(diǎn)，搭接塊與車道板之間的節(jié)點(diǎn)用軸向的彈簧COMBINE14連接，并設(shè)置為僅受壓來模擬兩者之間的接觸關(guān)系，搭接塊與中間箱涵之間采用Rotz方向的COMBINE14彈簧并耦合Ux、Uy兩個(gè)方向自由度來實(shí)現(xiàn)其鉸接的關(guān)系。無螺栓部分裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)模型如圖4(c)所示。

2.1.4 斷面及工況說明

時(shí)速250 km的甬舟鐵路金塘海底隧道穿越的土層主要有風(fēng)化程度不同的凝灰?guī)r以及塑性不同的粉質(zhì)黏土，如圖5所示。

2.2 裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)振動(dòng)響應(yīng)規(guī)律

以全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩端固結(jié)為例，選取具有代表性的節(jié)點(diǎn)分析其位移加速度響應(yīng)(節(jié)點(diǎn)的選取見圖6)并分析具有代表性部位的應(yīng)力響應(yīng)(部位選取見圖7)。

圖6 位移加速度選取部位

圖7 應(yīng)力響應(yīng)選取部位

2.2.1 位移響應(yīng)

分析圖6所示7處的位移響應(yīng)。不同部位位移響應(yīng)的規(guī)律一致，數(shù)值上有較大差異。拱頂沉降值最大，可達(dá)9 mm(圖8)。位移響應(yīng)是彈性的，隨著列車的駛離，位移會(huì)恢復(fù)到初始狀態(tài)。雙側(cè)會(huì)車右側(cè)提前0.5 s與1.5 s引起土沉降變化數(shù)值相當(dāng)，兩者均大于單側(cè)右行駛引起的沉降。并且不同的列車工況將會(huì)導(dǎo)致位移響應(yīng)出現(xiàn)提前的現(xiàn)象。

圖8 拱頂位移響應(yīng)

2.2.2 加速度響應(yīng)

分析了圖6的7處加速度響應(yīng)，不同部位加速度數(shù)值相差較大，加速度最大部位出現(xiàn)在中間箱涵與車道板連接處，數(shù)值可達(dá)0.4 m/s2。不同列車工況將會(huì)導(dǎo)致加速度響應(yīng)出現(xiàn)提前的情況，且會(huì)導(dǎo)致加速度的振幅發(fā)生變化。并且在某些位置，如拱頂(圖9)雙側(cè)會(huì)車右側(cè)提前0.5 s在4 s處的位置，將會(huì)出現(xiàn)加速度激增的情況，這與會(huì)車時(shí)加速度矢量的疊加有關(guān)。

圖9 拱頂加速度響應(yīng)

2.2.3 應(yīng)力響應(yīng)

分析了圖7的4處第一、第三主應(yīng)力響應(yīng)情況，可得：不同部位第一、第三主應(yīng)力振動(dòng)波形相差很大，第一主應(yīng)力在C處即車道板與中間箱涵交界處數(shù)值(圖10)最大，數(shù)值上可達(dá)6.450 MPa，第三主應(yīng)力在A處即二襯在拱頂處(圖11)數(shù)值最大，數(shù)值上可達(dá)到-5.190 MPa。不同列車工況下，將會(huì)造成第一主應(yīng)力提前以及振動(dòng)波形振幅改變的情況，如雙側(cè)會(huì)車1.5 s時(shí)，車道板與中間箱涵交界位置第一主應(yīng)力在3～5 s時(shí)波形上下振動(dòng)幅度較小，雙側(cè)會(huì)車0.5 s時(shí)車道板與中間箱涵第一主應(yīng)力在4～5 s時(shí)波形上下振動(dòng)幅度較大，需要在隧道運(yùn)營期引起注意。

圖10 車道板與中間箱涵交界處第一主應(yīng)力

圖11 二襯在拱頂處的第三主應(yīng)力

2.3 全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)螺栓疲勞檢算

螺栓在受到反復(fù)的列車振動(dòng)荷載下易發(fā)生疲勞破壞，因此有必要對螺栓的疲勞進(jìn)行檢算。現(xiàn)根據(jù)單次列車振動(dòng)下螺栓應(yīng)力以及應(yīng)力波動(dòng)的情況，結(jié)合S-N曲線推導(dǎo)螺栓的壽命。學(xué)者針對不同的S-N曲線表達(dá)式進(jìn)行了許多計(jì)算研究[19]。S-N曲線中應(yīng)力范圍S越小，壽命越長，并當(dāng)應(yīng)力范圍S小于抗疲勞持久極限值σ-1時(shí)，試件不發(fā)生破壞，無需驗(yàn)算抗疲勞。S可由應(yīng)力幅Sa，平均應(yīng)力Sm以及材料極限強(qiáng)度Su所確定，四者滿足Gerber曲線或Goodman曲線兩種形式，Goodman曲線偏于保守，本設(shè)計(jì)也采用該曲線形式，曲線表達(dá)式如下

(Sa/S-1)+(Sm/Su)=1

表2 螺栓內(nèi)力以及疲勞計(jì)算

相關(guān)計(jì)算結(jié)果如表2所示。將螺栓抗拉強(qiáng)度代入美國壓力容器規(guī)范AMSME中，可算得σ-1可達(dá)數(shù)百兆帕，遠(yuǎn)大于全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩種連接方式下不同螺栓的S-1，故兩者螺栓均不會(huì)產(chǎn)生疲勞破壞，螺栓的疲勞驗(yàn)算滿足要求。

2.4 不同內(nèi)部結(jié)構(gòu)形式比較研究

前文已列出了全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩種連接方式以及無螺栓部分裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)這兩種內(nèi)部結(jié)構(gòu)形式，為了比較不同內(nèi)部結(jié)構(gòu)施工方式(全裝配式、部分裝配式、全現(xiàn)澆式)的受力變形，建立了全現(xiàn)澆內(nèi)部結(jié)構(gòu)形式模型如圖12作為參照，該全現(xiàn)澆內(nèi)部結(jié)構(gòu)為雙層襯砌，相關(guān)的管片、二襯尺寸及參數(shù)與前述模型相同，內(nèi)部結(jié)構(gòu)為2根立柱，上側(cè)一塊車道板，由于均為現(xiàn)澆，內(nèi)部結(jié)構(gòu)可以看成是一個(gè)整體，并且2根立柱以及車道板與二襯均為固結(jié)關(guān)系。分析比較了3種內(nèi)部結(jié)構(gòu)形式4種情況的管片內(nèi)力、內(nèi)部結(jié)構(gòu)內(nèi)力及二襯與車道板主應(yīng)力以及在單側(cè)右形式列車工況下的位移響應(yīng)比較，并對全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩種連接方式的螺栓受力及接觸單元軸力進(jìn)行比較，以探秘哪種內(nèi)部結(jié)構(gòu)方案最優(yōu)及內(nèi)部結(jié)構(gòu)施工方式對結(jié)構(gòu)受力變形影響。

圖12 全現(xiàn)澆內(nèi)部結(jié)構(gòu)模型

2.4.1 管片、二襯、內(nèi)部結(jié)構(gòu)、車道板受力比較

不同內(nèi)部結(jié)構(gòu)形式開挖后的管片內(nèi)力、內(nèi)部結(jié)構(gòu)內(nèi)力、二襯及車道板主應(yīng)力如表3所示。從管片受力數(shù)值上分析，無螺栓內(nèi)部結(jié)構(gòu)最優(yōu)，全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)一端固結(jié)一端水平鉸接最劣。從內(nèi)部結(jié)構(gòu)內(nèi)力分析，全現(xiàn)澆內(nèi)部結(jié)構(gòu)最優(yōu)，全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩端固結(jié)次之，全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)一端固結(jié)一端水平鉸接最劣。從二襯及車道板應(yīng)力角度分析，全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩端固結(jié)最優(yōu)，全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)一端固結(jié)一端水平鉸接最劣。

表3 管片、內(nèi)部結(jié)構(gòu)、二襯及車道板主應(yīng)力比較

2.4.2 接觸單元軸力比較

為了模擬箱涵之間以及箱涵與管片車道板之間的連接，設(shè)置了僅受壓不受拉的LINK桿單元，現(xiàn)提取全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩種連接方式在開挖完成后LINK單元軸力情況，其中兩端固結(jié)開挖完成后接觸單元軸力如圖13所示，一端固結(jié)一端水平鉸接接觸單元軸力情況類似。

圖13 全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩端固結(jié)接觸單元軸力

由圖13可得，接觸單元軸力主要集中在中間箱涵拱底、中間箱涵左右邊界與管片接觸部位、中間箱涵與邊箱涵下側(cè)連接部位、邊箱涵上側(cè)與管片接觸部位以及邊箱涵外側(cè)與車道板接觸部位。

分析比較兩種連接方式較大接觸單元軸力時(shí)程曲線，發(fā)現(xiàn)拱底接觸單元、中間箱涵與邊箱涵接觸單元、邊箱涵與車道板接觸單元三者的軸力值均為兩端固結(jié)時(shí)數(shù)值較小，而中間箱涵右邊界與管片接觸單元以及邊箱涵與管片接觸單元情況則相反。并且分析了中間箱涵右邊界與管片接觸單元軸力時(shí)程(圖14)，一端固結(jié)一端水平鉸接應(yīng)力變化的振幅要顯著大于兩端固結(jié)，這與其連接方式有關(guān)。綜上，在接觸單元軸力方面，兩端固結(jié)的連接方式優(yōu)于一端固結(jié)一端水平鉸接。

圖14 中間箱涵右邊界與管片接觸單元軸力時(shí)程

2.4.3 螺栓內(nèi)力比較

分析了全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩種連接方式下螺栓內(nèi)力，提取了4根螺栓的初始值以及在振動(dòng)下內(nèi)力波動(dòng)的振幅如表2所示(不同列車工況應(yīng)力振幅不同，以單側(cè)右行駛為例)。

分析螺栓內(nèi)力結(jié)果可得：2種連接方式，螺栓內(nèi)力情況數(shù)值上相差很大。兩端固結(jié)時(shí)左右下側(cè)2根螺栓主要承受軸力與彎矩，左右上側(cè)2根螺栓主要承受剪力，受力較為均勻。而一端固結(jié)一端水平鉸接雖能在一定程度減小軸力，但螺栓的彎矩剪力將會(huì)顯著增大，且將會(huì)出現(xiàn)彎矩軸力剪力集中于右上方螺栓的現(xiàn)象，且一端固結(jié)一端水平鉸接時(shí)螺栓應(yīng)力的振幅普遍大于兩端固結(jié)，這對該螺栓的強(qiáng)度以及疲勞均會(huì)產(chǎn)生非常不好的影響。因而在螺栓受力方面，兩端固結(jié)的連接方式優(yōu)于一端固結(jié)一端水平鉸接。

2.4.4 位移比較

以單側(cè)右行駛的列車工況為例，分析比較了全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩種連接方式、全現(xiàn)澆內(nèi)部結(jié)構(gòu)以及無螺栓部分裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)在拱頂、拱底、拱右下角、車道板與管片接觸部位以及車道板與中間箱涵交界部位5處的變形情況(圖15)，發(fā)現(xiàn)無螺栓內(nèi)部結(jié)構(gòu)最優(yōu)，在拱頂拱底處尤為明顯，全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩端固結(jié)次之，全現(xiàn)澆內(nèi)部結(jié)構(gòu)一端固結(jié)一端水平鉸接最劣。

圖15 拱頂處不同內(nèi)部結(jié)構(gòu)施工方式位移響應(yīng)比較

2.4.5 匯總結(jié)果與結(jié)論

全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)一端固結(jié)一端水平鉸接在車道板受力、螺栓受力、接觸單元受力、二襯在車道板處受力以及中間箱涵與管片接觸部分的受力等方面具有非常不好的影響，這些影響帶來的危害較大；全現(xiàn)澆式內(nèi)部結(jié)構(gòu)受力方面有著不錯(cuò)的反響，但由于為現(xiàn)場澆筑，實(shí)際施工質(zhì)量與強(qiáng)度與計(jì)算有較大差別，工期質(zhì)量均不易控制，并且計(jì)算發(fā)現(xiàn)相應(yīng)結(jié)構(gòu)位移較大。因此這兩種方案不予采用。

全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩端固結(jié)以及無螺栓內(nèi)部結(jié)構(gòu)在管片受力、內(nèi)部結(jié)構(gòu)受力、二襯及車道板應(yīng)力方面均較為優(yōu)秀。全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩端固結(jié)在拼裝方面更為便捷，但內(nèi)部結(jié)構(gòu)采用螺栓進(jìn)行連接較為復(fù)雜，且要考慮螺栓失效的情況以及螺栓對整體性的影響；無螺栓內(nèi)部結(jié)構(gòu)在預(yù)制拼裝方面略微復(fù)雜不便，但無需螺栓進(jìn)行連接，整體性及在拱頂拱底位移方面更優(yōu)，且提供了一種內(nèi)部結(jié)構(gòu)之間不采用螺栓的新思路。因而若對拼裝速度以及全預(yù)制帶來的精度質(zhì)量的提升更為看重，則選用全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩端固結(jié)，若對拱頂、拱底沉降以及不需要考慮螺栓疲勞失效等情況更為看重，則選用無螺栓內(nèi)部結(jié)構(gòu)。

3 方案優(yōu)化建議及研究結(jié)論

3.1 方案優(yōu)化建議

針對全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩端固結(jié)：(1)其在車道板連接處易產(chǎn)生溫度應(yīng)力，應(yīng)選用低水化熱水泥等措施減弱溫度應(yīng)力的影響；(2)在箱涵之間設(shè)立嵌縫橡膠條以及接縫榫槽等形式作為螺栓失效后的保持接縫力學(xué)連接作用的優(yōu)質(zhì)措施。

針對無螺栓部分裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)：(1)搭接塊不作為受力主體，但也需要滿足防水性及平整性要求；(2)隧道拱底處二襯為現(xiàn)澆，施工質(zhì)量較差因而與中間箱涵的連接較差，可通過在中間箱涵底部兩側(cè)設(shè)置預(yù)埋接駁器，然后在中間箱涵與底部二襯之間綁扎鋼筋來增強(qiáng)兩者的強(qiáng)度。

3.2 研究結(jié)論

針對甬舟鐵路金塘海底隧道，提出盾構(gòu)隧道全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)技術(shù)方案以及無螺栓內(nèi)部結(jié)構(gòu)部分裝配式技術(shù)方案，研究了裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)的列車振動(dòng)響應(yīng)，對不同內(nèi)部結(jié)構(gòu)施工方式的方案進(jìn)行受力變形比選，主要結(jié)論如下。

(1)列車振動(dòng)下位移響應(yīng)是彈性的，不同列車工況將會(huì)導(dǎo)致列車振動(dòng)下的位移、加速度、主應(yīng)力出現(xiàn)提前且振幅變化的情況，不同部位加速度與主應(yīng)力數(shù)值相差很大且在某些時(shí)刻加速度會(huì)出現(xiàn)激增的情況。

(2)提出了全裝配式內(nèi)部結(jié)構(gòu)兩端固結(jié)以及非封閉式二襯部分裝配式方案。前者在施工速度質(zhì)量以及結(jié)構(gòu)受力變形上有較大優(yōu)勢；后者不需要考慮螺栓疲勞失效且在拱頂、拱底沉降上較為優(yōu)異。

(3)結(jié)構(gòu)的受力、變形等主要受內(nèi)部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案以及節(jié)點(diǎn)接頭之間的連接影響，節(jié)點(diǎn)的連接方式與剛度將對隧道內(nèi)部結(jié)構(gòu)在列車振動(dòng)下的整體性與穩(wěn)定有較大影響。