多舱组合预制拼装预应力地下综合管廊有限元分析*

王建 李茂 付伟庆

1.上海市政工程设计研究总院（集团）有限公司 200092

2.青岛理工大学 266033

引言

综合管廊作为一种地下结构，将电力、通信、燃气、给排水、热力等市政管线整合到一个隧道空间内，既解决了架空管线的安全隐患和市容影响，同时解决了由于城市迅猛发展而导致的地下管线扩容引起的道路反复开挖问题［1－3］。

由于综合管廊通常沿道路开挖，若采用现场支模浇筑的方法，会造成工期较长、长期占道等问题，对城市交通有较大影响。因此，预制拼装综合管廊成为未来发展的趋势。常见的预制拼装体系有节段整体式、叠合法、槽型拼装、板式组合、多舱组合等。对于多舱组合综合管廊，不同预制管廊之间的横向连接及接头处的安全问题成为当前研究的热点［4－7］。常见的连接方式有预应力筋连接和螺栓连接两种，预应力或螺栓预紧力的大小对结构的受力有着较大的影响［8－14］。同时，由于综合管廊截面形式多变，拆分结构的组合方式也千变万化，不同组合形式也有着不同的传力方式。因此，预制装配式综合管廊的各种组合模式在不同大小预应力下的受力性能是值得研究的。

为了探究不同组合方式和预应力大小对地下综合管廊的变形和受力性能的影响，本文对两个常见的四舱管廊结构形式：4×1排列和2×2排列进行了静力下的非线性有限元分析计算。对整体结构和不同组合方法的结构进行了对比分析，同时考虑了预应力钢绞线的有无和预应力的大小对结构的影响。

1 工程概况

保定某地下综合管廊总长度约5km，断面形式如图1所示。截面尺寸14m×4.8m，最大单舱跨度3.6m，最小跨度2.2m。所分析区段管廊埋深约为10m，纵向3m为一节段，不同节段之间采用预应力钢绞线进行拉结。综合管廊为钢筋混凝土结构，混凝土采用C40防水混凝土，钢筋采用HRB400，迎土面混凝土保护层厚度为50mm，其余为30mm。

综合管廊下部为粉细砂，地基土承载力特征值为160kPa。工程所在地抗震设防烈度为8度，设计基本地震加速度值为0.30g，设计地震分组为第二组。结构构件的裂缝控制等级为三级，结构构件的最大裂缝宽度限值应小于或等于0.2mm，且不得贯通。

图1 保定某综合管廊四舱断面Fig.1 Section of four cabin municipal tunnel in Baoding

上海地下综合管廊为四舱（2×2）标准断面，截面尺寸7.05m×6.45m，总长度约721m。上海地下综合管廊为四舱（2×2）标准断面，顶面覆土3.0m，断面形式如图2所示。管廊底部地基为粉质黏土，地基承载力特征值为50kPa。场地抗震设防烈度为7度，设计基本地震加速度为0.10g，设计地震分组为第二组。

为了方便运输与施工，将管廊在中部进行拆分，拆分后管廊断面如图3所示。其中，左右结构接触位置纵墙相互独立，配筋与原整体结构相同。预应力钢绞线置于结构顶板与底板中，顶板与底板各放置2根，预应力钢绞线的布置如图4所示。

图2 上海综合管廊断面Fig.2 Section of municipal tunnel in Shanghai

图3 综合管廊拼装断面Fig.3 Section of assembly municipal tunnel

图4 预应力钢绞线的布置Fig.4 Arrangement of prestressed steel strand

2 模型建立

2.1 模型与材料参数

采用ABAQUS软件对结构进行了建模与非线性分析。其中，混凝土采用实体单元，损伤模型采用软件中的混凝土损伤塑性模型［15，16］；钢筋与预应力钢绞线采用桁架单元建模，采用Embed约束将混凝土与钢筋进行耦合，不同拆分结构之间设为接触连接，摩擦系数设为0.8。

2.2 荷载与约束

为了简化计算，恒荷载仅考虑顶部土体对结构顶面和侧面造成的竖向土压力与侧向土压力，土体容重取18kN／m3，不考虑地下水浮力的作用；活荷载仅考虑车辆荷载20kPa。荷载组合为正常使用极限状态的荷载组合Sd＝SGk＋SQk。

结构底部采用软件中弹簧单元模拟地基土对结构的支撑作用，弹簧刚度系数根据土体的基床系数按照公式（1）进行取值［17］：

式中：k为土弹簧刚度系数；K为土体基床系数；L和d分别为构件（单元）的长度与宽度。

预应力钢绞线采用1×7结构钢绞线，公称直径Dn＝15.2mm，公称抗拉强度ftpk＝1860MPa。抗拉强度设计值fpy＝1320MPa，张拉控制应力σcon＝0.75ftpk＝1395MPa。预应力采用降温法进行施加，降温法即对预应力施加温度荷载，由于钢材降温会发生收缩，从而使混凝土获得预应力。

3 横向拼装结构

3.1 有限元计算结果分析

根据上述参数建立有限元模型并对其进行了静力分析，图5～图7、图8～图10分别为保定、上海综合管廊整体结构与横向拼装结构混凝土的位移、第一主应力（拉应力）、第三主应力（压应力）（变形放大系数1000倍）。

图5 保定综合管廊混凝土竖向位移云图（单位：mm）Fig.5 Vertical displacement nephogram of Baoding municipal tunnel concrete（unit：mm）

图6 保定综合管廊混凝土第一主应力云图（单位：MPa）Fig.6 The max principal stress of Baoding municipal tunnel concrete（unit：MPa）

图7 保定综合管廊混凝土第三主应力云图（单位：MPa）Fig.7 The min principal stress of Baoding municipal tunnel concrete（unit：MPa）

图8 上海综合管廊混凝土竖向位移云图（单位：mm）Fig.8 Vertical displacement nephogram of Shanghai municipal tunnel concrete（unit：mm）

图9 上海综合管廊混凝土拉应力云图（单位：MPa）Fig.9 The max principal stress of Shanghai municipal tunnel concrete（unit：MPa）

图10 上海综合管廊混凝土压应力云图（单位：MPa）Fig.10 The min principal stress of Shanghai municipal tunnel concrete（unit：MPa）

从图5和图8中可看出，整体结构的变形主要发生在结构顶部跨中。相比于整体结构，横向拼装结构由于缺少中部节点的约束和相互作用力，两侧结构跨中位移均有增加。

在图6和图9中可以看出，整体结构的应力最大值出现在中部节点上侧，由于节点对变形进行了约束，因而减小了节点两侧跨中混凝土的拉应力。但拼装结构缺少了节点的约束，使两跨跨中拉应力增加，图6中最大拉应力接近混凝土抗拉强度设计值，但未发生损伤。同时，由于横向拼装结构在中部断开，使原本中部节点的力得到释放，减轻了顶部节点处的应力。

对于混凝土压应力，横向拼装结构相对于整体结构加厚了中部纵墙，由图7、图10可见，横向拼装结构混凝土压应力小于整体结构，但两种结构混凝土压应力均远小于混凝土抗压强度设计值。

3.2 预应力参数分析

为了增强组合结构的整体性，按照图4a、b所示预应力钢绞线的布置对设有不同大小预应力值的预应力钢绞线综合管廊模型进行了分析。图11、图12为不同预应力值下横向拼装结构位移、拉应力云图，图13和图14为不同预应力横向拼装结构跨中顶板竖向位移与拉应力。

从图13、图14中可以看出随着预应力值的不断增大，横向拼装结构的位移和拉应力都有不同程度的减少，结构顶板跨中减小尤为显著。同时，无论是竖向位移还是拉应力，整体结构由于其中部节点的约束作用而表现最好。对于横向拼装结构，增加预应力钢绞线但不施加预应力对结构变形和应力影响很小。随着预应力值的增加，当预应力达1395MPa时，保定综合管廊横向拼装结构位移和拉应力与整体结构接近，上海综合管廊整体表现优于整体结构，此时预应力钢绞线对拆分结构整体性起到较大作用。

图11 不同预应力横向拼装结构位移云图（单位：mm）Fig.11 Assembled structures displacement with different prestressed transverse（unit：mm）

图12 不同预应力横向拼装结构拉应力云图（单位：MPa）Fig.12 Assembled structures max principal stress with different prestressed transverse（unit：MPa）

图13 不同预应力横向拼装结构跨中顶板竖向位移Fig.13 Transverse assembled structures vertical displacement of the roof plate with different prestresses

4 纵向拼装结构

4.1 有限元计算结果分析

纵向拼装结构的竖向位移、拉应力与压应力云图如图15所示。

从图15中可以发现，纵向拼装结构混凝土在荷载作用下都未发生损伤，由于结构顶面为直接受力面，其变形和应力最大。对比整体结构和纵向拼装结构，纵向拼装结构对顶面受力状态影响不大，因此两个结构的应力和变形相近。

图14 不同预应力横向拼装结构跨中拉应力Fig.14 Transverse assembled structures max principal stress of the roof plate with different prestresses

4.2 预应力参数分析

按照图4c所示的布置进行分析。如图16、图17所示为不同预应力值下混凝土结构的竖向位移和拉应力。

从图17中可以看出，随着预应力值的增大，混凝土在预应力钢绞线锚固端产生了较大的应力集中。实际上，当预应力大于900MPa时，预应力钢绞线锚固端处的混凝土便发生了损伤。

图15 纵向拼装结构混凝土变形和应力云图Fig.15 Vertical assembled structure vertical displacement and max principal stress

图16 不同预应力纵向拼装结构位移云图（单位：mm）Fig.16 Vertical assembled structure displacement with different prestresses（unit：mm）

图17 不同预应力纵向拼装结构拉应力云图（单位：MPa）Fig.17 Vertical assembled structure max principal stress with different prestresses（unit：MPa）

图18 为纵向拼装结构上部舱顶板竖向位移与拉应力。

图18 纵向拼装结构上部舱顶板竖向位移与拉应力Fig.18 Vertical assembled structures vertical displacement and max principal stress of the roof plate

从图18中可看出，对于纵向拼装结构，预应力钢绞线呈竖向布置，预应力的增加限制了综合管廊侧面的变形，增加了侧面向顶部传递的弯矩，最终导致顶部变形小幅度增加。同时，在图18b中可以看到，由于预应力钢绞线的纵向布置方式，预应力值的大小对顶板处的拉应力影响甚微。

5 结论

1.对于横向拼装结构，通过施加一定大小的预应力，不仅使组合结构舱体的变形和应力与整体结构相同或优于整体结构，也消除了整体结构中部节点的集中应力。

2.对于纵向拼装结构，在静力工况下，增加预应力对结构受力影响不大，甚至起到相反作用，因此无预应力的纵向拼装结构在受力上最接近整体结构。