林雪斌 趙遠(yuǎn)清 祝年虎

中國(guó)市政工程西南設(shè)計(jì)研究總院有限公司 成都610081

引言

綜合管廊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)使用年限為100年，其主體結(jié)構(gòu)均采用了較高的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)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(huì)在變形縫部位出現(xiàn)沉降差、錯(cuò)動(dòng)、漏水等情況，使廊內(nèi)管線產(chǎn)生不可忽視的縱向應(yīng)力［1］，影響正常使用。為了加強(qiáng)變形縫抵抗錯(cuò)動(dòng)的能力，趙遠(yuǎn)清［2，3］等提出了變形縫設(shè)置抗剪錨筋的構(gòu)造措施，經(jīng)試驗(yàn)［2，3］研究證明該構(gòu)造措施可以有效約束變形縫錯(cuò)動(dòng)變形。

實(shí)際工程中已有項(xiàng)目［3］按照構(gòu)造設(shè)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(tǒng)研究抗剪錨筋在不同情況下的受力規(guī)律，本文選取綜合管廊沿線變形縫處可能出現(xiàn)的多種典型情況，以及不同管廊艙數(shù)、寬度、覆土厚度、抗震設(shè)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(shè)計(jì)方法研究提供理論依據(jù)。

1 基礎(chǔ)分析模型

1.1 原型結(jié)構(gòu)

以2016年成都市天府新區(qū)某地下綜合管廊為原型，設(shè)計(jì)了常見(jiàn)的單艙管廊基礎(chǔ)算例。模型假定為成都地區(qū)，設(shè)計(jì)使用年限為100年，結(jié)構(gòu)構(gòu)件的重要性系數(shù)采用γ0＝1.1，安全等級(jí)為一級(jí)?？拐鹪O(shè)防烈度為7度，設(shè)計(jì)基本地震加速度值為0.10g，設(shè)計(jì)地震分組為第三組，設(shè)計(jì)特征周期為0.45s，抗震設(shè)防類別為乙類，抗震等級(jí)為三級(jí)。其截面設(shè)計(jì)見(jiàn)圖1。

1.2 模型建立

采用通用有限元軟件Midas Gen建立計(jì)算模型，其中管廊各壁板及頂?shù)装宀捎冒鍐卧?，兩?jié)管廊變形縫間通過(guò)模擬抗剪錨筋的梁?jiǎn)卧B接，一側(cè)梁?jiǎn)卧c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(jiàn)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(shè)置

按《城市綜合管廊工程技術(shù)規(guī)范》［4］，綜合管廊應(yīng)在結(jié)構(gòu)縱向剛度突變、上部覆土變化或下臥土層突變處設(shè)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(shè)定了5種工況。各工況下管廊標(biāo)準(zhǔn)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(cè)地質(zhì)條件發(fā)生變化，一側(cè)為中風(fēng)化巖石地基（模型中基床系數(shù)取值為220MPa），一側(cè)為可塑粘土地基（模型中基床系數(shù)取值20MPa）。

工況LC-2假定變形縫一側(cè)地基沉陷后出現(xiàn)局部脫空情況，模型中變形縫一側(cè)5m長(zhǎng)度范圍內(nèi)基床系數(shù)為0。

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

工況LC-4假定變形縫兩側(cè)縱向剛度突變，模型中變形縫兩側(cè)分別為管廊標(biāo)準(zhǔn)段及交叉口。

LC-5假定變形縫兩側(cè)上部覆土突變，模型中變形縫兩側(cè)分別為管廊標(biāo)準(zhǔn)段及帶上部節(jié)點(diǎn)。

各工況設(shè)置見(jiàn)圖3。

圖3 工況設(shè)置Fig.3 Load cases

2.2 分析結(jié)果

按照5種工況分別進(jìn)行建模分析計(jì)算，分析結(jié)果表明，側(cè)壁各錨筋剪力大致相當(dāng)，說(shuō)明側(cè)壁各抗剪錨筋協(xié)同作用抵抗豎向錯(cuò)動(dòng)，而底板錨筋剪力明顯大于頂板錨筋剪力，越靠近側(cè)壁處剪力越大且均小于側(cè)壁錨筋剪力，說(shuō)明側(cè)壁錨筋在抵抗豎向錯(cuò)動(dòng)中作用更為明顯。

統(tǒng)計(jì)各工況下側(cè)壁和頂?shù)装逄幙辜翦^筋最大豎向剪力及有無(wú)抗剪錨筋情況下變形縫間最大沉降差見(jiàn)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(shè)計(jì)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(shè)計(jì)值，相較于無(wú)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(shuō)明在各工況下該種抗剪錨筋設(shè)置方式均能有效抵抗管廊在變形縫處的豎向錯(cuò)動(dòng)。

（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(xiàn)在側(cè)壁位置，說(shuō)明側(cè)壁錨筋能更有效地抵抗管廊在變形縫處的豎向錯(cuò)動(dòng)。

（3）5個(gè)工況代表了綜合管廊通常設(shè)置變形縫的典型情況，其中工況LC-1中側(cè)壁錨筋豎向剪力最大，選取工況LC-1進(jìn)行進(jìn)一步的參數(shù)分析。

3 不同設(shè)計(jì)參數(shù)下的錨筋豎向受力分析

3.1 參數(shù)組設(shè)置

為進(jìn)一步研究設(shè)計(jì)參數(shù)下抗剪錨筋的受力情況，在原型算例的LC-1工況基礎(chǔ)上分別設(shè)置了不同艙數(shù)、寬度、覆土厚度的比較算例，其中艙數(shù)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(jié)果

1.艙數(shù)變化

對(duì)以上各算例分別進(jìn)行建模分析計(jì)算，不同艙數(shù)下各算例側(cè)壁和頂?shù)装逄幙辜翦^筋最大豎向剪力見(jiàn)表2。

表2 不同艙數(shù)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(cè)壁抗剪錨筋最大剪力均小于其抗剪承載力設(shè)計(jì)值，說(shuō)明在不同艙數(shù)條件下設(shè)置的抗剪錨筋均能有效抵抗管廊在變形縫處的豎向錯(cuò)動(dòng)。

（2）兩艙及以上時(shí)，頂?shù)装蹇辜翦^筋在側(cè)壁附近集中受力，豎向剪力明顯大于頂?shù)装迤溆辔恢缅^筋豎向剪力且超過(guò)錨筋抗剪承載力，設(shè)計(jì)中應(yīng)對(duì)側(cè)壁附近的抗剪錨筋進(jìn)行加強(qiáng)。

（3）不同艙數(shù)變化下側(cè)壁抗剪錨筋承受最大剪力變化不大，說(shuō)明不同艙數(shù)條件下側(cè)壁抗剪錨筋可按照單艙條件下的受力情況進(jìn)行設(shè)計(jì)。

2.寬度變化

不同寬度條件下各算例側(cè)壁和頂?shù)装逄幙辜翦^筋最大豎向剪力見(jiàn)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(cè)壁及頂?shù)装蹇辜翦^筋的最大剪力均小于抗剪錨筋的抗剪承載力設(shè)計(jì)值。

（2）側(cè)壁及頂?shù)装蹇辜翦^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(guān)系，應(yīng)考慮管廊最大艙室寬度進(jìn)行錨筋設(shè)計(jì)。

3.覆土厚度變化

不同覆土厚度下各算例側(cè)壁和頂?shù)装逄幙辜翦^筋最大豎向剪力見(jiàn)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(cè)壁及頂?shù)装蹇辜翦^筋的最大剪力均小于抗剪錨筋的抗剪承載力設(shè)計(jì)值。

（2）側(cè)壁及頂?shù)装蹇辜翦^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(guān)系，應(yīng)考慮覆土厚度的變化進(jìn)行錨筋設(shè)計(jì)。

4 地震工況下錨筋水平受力分析

為進(jìn)一步考察錨筋在管廊變形縫處水平錯(cuò)動(dòng)時(shí)的受力情況，采用縱向反應(yīng)位移法分析管廊在6度（0.05g）設(shè)防至9度（0.40g）設(shè)防E2地震作用下錨筋水平剪力的變化?？v向反應(yīng)位移法采用《城市軌道交通結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》［5］6.8節(jié)中計(jì)算方法，其中豎向基床系數(shù)均采用50MPa，水平基床系數(shù)均采用5MPa，土層位移分布按照規(guī)范附錄E取值，其中各設(shè)防烈度下地震動(dòng)峰值位移見(jiàn)表5。

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

分別對(duì)不同艙數(shù)管廊進(jìn)行5個(gè)設(shè)防烈度下的縱向反應(yīng)位移法計(jì)算，計(jì)算結(jié)果表明水平剪力主要由頂板及底板內(nèi)錨筋承擔(dān)，側(cè)壁錨筋水平剪力均遠(yuǎn)小于頂?shù)装邋^筋水平剪力可忽略。各設(shè)防烈度下不同艙數(shù)管廊頂?shù)装邋^筋最大水平剪力見(jiàn)表6。

表6 不同設(shè)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?shù)装鍍?nèi)錨筋最大水平剪力均出現(xiàn)在側(cè)壁附近的錨筋，各側(cè)壁附近錨筋水平剪力大致相當(dāng)，其余錨筋水平剪力大致相當(dāng)約為側(cè)壁附近錨筋1/3，設(shè)計(jì)中側(cè)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(shè)防烈度的增大而增大，其中側(cè)壁附近錨筋抗震設(shè)防烈度大于8度（0.20g時(shí)）超過(guò)錨筋抗剪承載力，而其他位置錨筋在各抗震設(shè)防烈度下均小于抗剪承載力，說(shuō)明按此方案設(shè)置的錨筋在抗震設(shè)防烈度大于8度（0.20g）時(shí)應(yīng)加大。

（3）在相同抗震設(shè)防烈度下，錨筋水平剪力最大值隨艙室的增大而減小，設(shè)計(jì)中可按最少艙數(shù)段進(jìn)行水平抗剪錨筋的設(shè)計(jì)。

5 結(jié)論

1.綜合管廊變形縫處設(shè)置抗剪錨筋能有效抵抗變形縫處的豎向錯(cuò)動(dòng)，其中側(cè)壁處設(shè)置的抗剪錨筋承擔(dān)更大的剪力，對(duì)抵抗豎向錯(cuò)動(dòng)的作用最明顯。

2.綜合管廊沿線變形縫處可能出現(xiàn)的地質(zhì)條件變化及結(jié)構(gòu)形式變化情況下抗剪錨筋受力差距不大，可參照地質(zhì)條件變化工況進(jìn)行設(shè)計(jì)。

3.側(cè)壁抗剪錨筋承擔(dān)的剪力在不同艙數(shù)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?shù)装邋^筋在側(cè)壁附近剪力較大，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)對(duì)側(cè)壁附近頂?shù)装邋^筋進(jìn)行加強(qiáng)。

4.不同設(shè)防烈度下主要由頂?shù)装鍍?nèi)錨筋抵抗水平錯(cuò)動(dòng)，其中靠近側(cè)壁處錨筋受力較大，各錨筋水平剪力隨設(shè)防烈度的增大而增大，隨艙數(shù)的增加而減小?？拐鹪O(shè)防烈度較大時(shí)頂?shù)装鍍?nèi)側(cè)壁附近錨筋剪力較大，為了廊內(nèi)管線的安全，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)對(duì)側(cè)壁附近頂?shù)装邋^筋進(jìn)行加強(qiáng)。