基于綜合管廊功能極限狀態(tài)的接口轉角限值研究

鐘紫藍，王曉靜，杜修力，胡正一，李立云

(北京工業(yè)大學建筑工程學院，北京 100124)

隨著我國城市化進程的不斷發(fā)展，我國綜合管廊建設在管理和技術上已經逐步完善。地下綜合管廊是“城市地下管線綜合體”，是保障城市運行的重要基礎設施和“生命線”，一旦發(fā)生故障或破壞都將造成巨大的經濟損失，并引發(fā)各種次生災害[1-3]。

既有綜合管廊附近工程施工，例如基坑開挖、盾構施工等，管廊將不可避免地受到擾動。當擾動超過一定限度時，會危及管廊結構及其內部管線的安全和正常使用。一方面，綜合管廊結構本體多采用鋼筋混凝土澆筑，整體剛度較大，但管廊施工過程中通常會設置縱向接口，并填充柔性橡膠等防水材料，導致管廊結構縱向剛度不連續(xù)，也是管廊縱向變形集中處，是整體結構的薄弱環(huán)節(jié)。已有工程實踐和研究表明[4-11]，接口處大變形和密封材料防水功能失效，是引起地下結構發(fā)生滲漏的主要原因之一，需要重點關注[4-7]。另一方面，地層、管廊和內部管線相互作用、相互影響。管廊臨近建構筑物施工過程中，造成管廊周圍土體應力釋放和土體損失，地層應力重新分布，導致管廊結構位置偏移，進而引起管廊內管線的變形，當管線的變形量達到管材的極限應變，就可能造成管線結構破壞，直接影響廊內管線的正常使用[8]。因此，綜合管廊接口以及內部管線任意一處破壞，都會影響綜合管廊的功能完整性，并直接影響到城市區(qū)域的正常運作。

針對地下結構受力變形以及接口處的安全問題，國內外學者采用多種方式進行了探索與研究[12-15]。胡翔等[16-17]針對上海綜合管廊工程，對預制綜合管廊接口進行防水試驗和接口足尺模型單調加載試驗研究，得出接口試件變形主要是由預制混凝土板之間相對轉動引起，為管廊接口防水構造提出優(yōu)化建議；王鵬宇等[18-19]針對某實際管廊工程項目，將ABAQUS 有限元軟件的數值模擬結果與實際工程監(jiān)測值相結合，研究了管廊承插式接口處的受力情況與變形規(guī)律，得出在相同荷載作用下接口處的應力集中區(qū)域比廊體更易發(fā)生破壞；Pan 等[20]針對某實際預制綜合管廊工程，通過試驗與有限元分析相結合，研究地震及土壓力荷載不同組合下L 形接口力學性能響應，發(fā)現(xiàn)試件在不同荷載組合下均無明顯裂縫，最不利荷載組合下試件接口處于彈性狀態(tài)。何川等[21-23]考慮軸力、剪力、彎矩3 個方向上荷載的耦合作用，建立了盾構隧道管片接頭力學模型，并采用有限元法對模型進行了驗證，當已知管片接頭剛度矩陣，即可較容易得出接頭的內力或位移，計算結果更貼近實際工程。Gong 等[24-25]建立了非線性有限元模型來模擬隧道接口密封材料，定量分析接口張開量、接口偏移和接口旋轉對接口材料防水性能的影響，得出拼接縫的防水能力隨接縫張開變化量及旋轉角度的增大而顯著下降，建議隧道接口張開量保持在6.42 mm 以內保證接口材料防水安全；提出了一種基于實驗和計算的隧道接口聯(lián)合防水設計框架，接口的短期防水性能進行試驗測試后，可通過有限元分析預測接口的長期防水性能；Ding 等[26]針對預制分段隧道襯砌接口防水性能開展了系列靜力試驗，研究整體密封膠和用于盾構隧道接縫的密封墊片的力學性能，并研制了一種用于實際隧道襯砌結構中不同節(jié)段接口的漏水壓力測量裝置，可以精確地測定不同接口開口偏移組合下的漏水壓力；Andreotti等[27]提出一種分段隧道襯砌縱向接口循環(huán)模型，模型中襯砌接口轉動剛度的變化取決于接口處彎矩、軸向載荷及損傷累積水平，可用來模擬襯砌縱向接口處連接螺栓在動荷載作用下的力學行為。上述研究內容多關注地下結構接口的力學特性，主要集中于研究接口受外荷載或擾動后的內力及承載力變化規(guī)律，尚缺乏對接口正常使用階段接口止水功能極限狀態(tài)的系統(tǒng)研究。

近些年來我國地下結構建設發(fā)展迅速，而伴隨而來的臨近建構筑物施工引起的結構功能性破壞案例也頻有發(fā)生。如：成都天府某電纜隧道受地鐵擾動影響，引發(fā)該段隧道不同程度的漏水和結構性破壞；武漢德勝堂某隧道受鄰近高架橋樁基施工影響，導致隧道發(fā)生滲漏，內部嚴重積水；成都地鐵1 號線受震害影響，引發(fā)全線共4 個地下車站變形縫止水帶被破壞，并伴隨有滲水[28]；研究發(fā)現(xiàn)，隨著地下結構發(fā)生不同程度變形，漏水主要發(fā)生在管節(jié)接口處，且漏水處的楔形橡膠圈均有不同程度的損壞或松弛情況，進而發(fā)生漏水[29-30]。作為典型的淺埋大型城市地下基礎設施結構，綜合管廊接口處通常采用楔形密封橡膠圈進行止水處理，然而，針對綜合管廊正常使用極限狀態(tài)，同時考慮管廊接口處止水材料失效破壞及廊內管線功能失效的相關研究近乎空白。

本文針對既有綜合管廊受鄰近工程施工擾動工況，對管廊正常使用極限狀態(tài)下接口止水橡膠圈“擠壓”與“脫離”兩種失效模式所對應接口兩側管廊轉角限值進行分析，分析管廊斷面尺寸變化對管廊轉角限值的影響；在此基礎上進一步探究廊內管線尺寸、管廊橫截面寬度以及管廊接口轉角對管線應變影響，并給出了管線達到承載能力極限狀態(tài)失去其正常傳輸功能時的管廊接口轉角限值，為類似實際工程提供參考。

1 管廊接口止水失效對應轉角限值

1.1 接口形式

綜合管廊附近的建構筑物工程施工可能引起管廊結構向基坑開挖面移動的變形[11]，由于管廊接口附近結構本身剛度遠大于相鄰管廊節(jié)段接口處剛度，結構變形多集中于接口處，如圖1 所示，進而引起接口內楔形密封橡膠圈產生不同程度的損壞或“脫離”，導致管廊接口發(fā)生滲漏，影響其正常運維和使用。

圖1 結構整體俯視圖Fig. 1 Overall top view of utility tunnel structure

國內當前混凝土綜合管廊接口應用的形式主要有工作面壓縮膠圈密封接口(簡稱工作面密封接口)[31]。工作面密封接口密封膠圈夾在管廊承口和插口工作面的間隙中，膠圈原始厚度大于管廊接口間隙寬度，膠圈受到壓縮產生回彈力貼緊管廊工作面接口側壁，堵住泄漏通道，形成密封接口。此種接口屬柔性接口，允許相鄰兩節(jié)管廊的承口和插口發(fā)生一定范圍的相對位移和轉角，當管廊接口變形持續(xù)增大，接口處壓縮膠圈變形超限將導致接口滲水。除單膠圈形式外，管廊密封接口也可采用雙膠圈形式，本文以工作面密封接口為例進行分析計算，接口示意圖如圖2 所示。

圖2 工作面密封接口示意圖Fig. 2 Diagram of rubber sealing on sliding surface of utility tunnel joint

1.2 密封膠圈止水失效對應接口轉角

由于管廊接口附近段剛度遠大于接口處剛度，因此管廊側方開挖引起的接口處變形可視為由接口附近相鄰管廊節(jié)段發(fā)生剛體轉動引起，如圖2 所示，轉角等于管廊管節(jié)張開角度θ (θ≥0)?？拷娱_挖一側管廊側壁接口拼接縫(拼接縫1)張開，遠離基坑開挖測管廊側壁接口拼接縫(拼接縫2)閉合。本文以拼接縫1 和2 為代表的接口極端變形工況進行分析，如圖3 所示。

圖3 管廊轉動示意圖Fig. 3 Diagram of joint rotation of utility tunnel

依據《城市綜合管廊工程技術規(guī)范》(GB 50838-2015)，綜合管廊正常使用階段接口允許張開量Δt取2 mm～6 mm[32-33]，本文取Δt=4 mm 時拼接縫1 處“脫離”破壞。對于拼接縫2，設橡膠止水帶初始厚度為h0，管廊安裝后被壓縮至h1，橡膠圈寬度為m，如圖4 所示。依據國際標準[34]，橡膠止水帶可壓縮量不宜大于h0的50%，即橡膠止水帶“擠壓”破壞的臨界厚度hcr=h1-0.5h0。

圖4 止水橡膠圈尺寸Fig. 4 Size of waterproof rubber ring

1)單膠圈工作面密封接口

單膠圈工作面密封接口極限轉角計算示意圖如圖5 所示。當點a處沿管廊橫向(y向)脫開位移Δ1達到Δt或點b處沿管廊縱向(x向)水平位移Δ2達到止水帶與管廊承口脫離時，認為拼接縫1“脫離”失效。同理，當點a處沿y向達到hcr或點b處沿x向達到到止水帶與管廊承口脫離時，認為拼接縫2“擠壓”失效。

圖5 單膠圈工作面密封接口計算示意圖Fig. 5 Calculation diagram of single apron working face sealing interface

① “脫離”失效：

式中，hcr為橡膠止水帶“擠壓”破壞的臨界厚度。由于θ 很小，sinθ單,擠≈θ單,擠，解式(3)得：

當管廊出現(xiàn)轉角時，管廊接口止水材料發(fā)生“脫離”或“擠壓”均可能造成接口漏水，因此：

2)雙膠圈工作面密封接口

雙膠圈工作面密封接口極限轉角計算示意圖如圖6 所示。與單膠圈工作面密封接口類似，當點a處沿y向脫開位移Δ1達到Δt或點b處沿x向水平位移Δ2達到止水帶與管廊承口脫離時，認為拼接縫1“脫離”失效。當點b處沿y向達到hcr或點b處沿x向達到到止水帶與管廊承口脫離時，認為拼接縫2“擠壓”失效。

圖6 雙膠圈工作面密封接口計算示意圖Fig. 6 Calculation diagram of double apron working face sealing interface

同理，

1.3 管廊橫截面尺寸對轉角限值的影響

由1.2 節(jié)可知，工作面密封接口形式下管廊接口止水膠圈失效對應管廊轉角限值的影響參數有：管廊橫截面寬度B、管廊側墻厚度T、管廊接口重疊長度l0，管廊接口拼接縫寬度h1。根據依據工程經驗，B、T參數的取值范圍參考表1，管廊接口重疊長度l0取0.3 m，管廊接口拼接縫寬度h1=15 mm[35]。分析管廊橫截面尺寸變化對管廊轉角限值大小的影響，為管廊橫截面設計提供參考。

表1 管廊橫截面尺寸設計參數取值范圍Table 1 Range of design parameters of cross-sectional dimensions of utility tunnel

圖7 展示了管廊接口止水材料失效所對應的管廊轉角限值隨管廊橫截面寬度的變化曲線?？梢钥闯?，管廊接口無論采用工作面單膠圈密封還是雙膠圈密封形式，管廊接口轉角限值隨管廊橫截面寬度B的增加而減小。當B一定時，接口轉角限值隨側墻壁厚T的增大基本保持不變。當B較小時，與單膠圈密封接口滲水所對應的轉角限值相比，管廊接口采用雙膠圈密封形式時，管廊轉角限值更大；當B較大時，管廊接口采用單膠圈密封形式時，管廊轉角限值更大。因此，實際工程中，采用工作面雙膠圈密封接口、管廊橫截面寬度減小有利于降低管廊接口止水材料失效引發(fā)的管廊接口滲漏風險。

圖7 管廊橫截面尺寸對轉角限值的影響Fig. 7 Influence of cross section dimensions of utility tunnel to joint rotation limit

2 廊內管線破壞對應管廊接口轉角限值

2.1 管線破壞模式

量化連續(xù)鋼管的破壞程度，需要采用適當的性能標準。管線設計傳統(tǒng)上是基于許用應力概念的，而在變形控制條件下的極端地基荷載作用下，管線會產生明顯的塑性變形。因此，管線的極限狀態(tài)通常以基于應變或變形來衡量[36-38]。本文主要考慮2 種基于應變或變形的管線性能極限破壞模式：管線沿縱向拉伸破壞；局部屈曲破壞。

1)管線沿縱向拉伸應變極限εt,cr取歐洲規(guī)范EN 1998-4[37]中連續(xù)鋼管的允許拉伸應變3%。

2)局部屈曲破壞是指管線突然從穩(wěn)定狀態(tài)變?yōu)椴环€(wěn)定狀態(tài)，O'Rourke 等[38]提出壓力管線處于局部屈曲破壞時的極限應變：

式中：t為管壁厚度；D為管線外徑；Pi為管內壓；Pe為管線外壓；Es為管線材料割線模量。由式(11)可以看出，管線內部壓力有利于減緩管線局部發(fā)生屈曲破壞。因此，本文考慮最不利情況，εc,cr按式(12)進行計算。

2.2 管線極限應變對應管線接口轉角

實際工程中廊內大型管線通常采用剛性支墩和管箍錨固在管廊底板上，如圖8 所示。本文將廊內相鄰支墩間的管線簡化為兩段固結簡支梁。相鄰支墩分布于管廊拼接縫兩側。圖9 為管線布置俯視示意圖。其中：l為管線支座間距；n為管線與管廊側壁距離，支座固結于管廊底板上。當管廊發(fā)生轉角θ，即P 支座與Q 支座產生相對轉角θ，則管線變形包含3 部分(如圖10 所示)。

圖8 廊內管線布置圖Fig. 8 Diagram of pipeline installation

圖9 管線布置俯視示意圖Fig. 9 Top view of pipeline layout

圖10 管線變形示意圖Fig. 10 Diagram of pipeline deformation

1) P 支座沿管線縱向平動引起的變形，此時管線產生拉應變：

3) P 支座隨管廊發(fā)生轉動引起的變形，此時P 支座處管線壓應變與拉應變：

2.3 管廊接口轉角限值影響因素分析

1)管線應變影響參數分析

由式(16)、式(17)可以看出，管線應變影響參數有：管線直徑D、管線支座間距l(xiāng)、管廊橫截面寬度B、管廊側墻壁厚T、廊內管線與管廊側墻間距n、管廊轉動角度θ。其中：管線支座間距l(xiāng)依據某實際綜合管廊工程實例取l=6 m；管廊側墻壁厚T=0.5 m；廊內管線與管廊側墻間距n越小即管線離接縫越近，管線變形越大，考慮最不利情況并為施工預留人工操作空間，取n=0.3 m 進行計算。依據工程經驗，管線直徑D按DN300、DN400、DN500、DN600、DN700、DN800 型號鋼管直徑進行取值，直徑分別為325 mm、426 mm、529 mm、630 mm、720 mm、820 mm；管廊橫截面寬度B取值與表1 相同，管線應變影響參數取值范圍見表2。

表2 管線應變影響參數取值范圍Table 2 Range of parameters of pipeline strain

圖11 展示了不同設計組合下，管線應變與管線直徑D的關系。計算結果顯示管線拉應變與壓應變均隨著管線直徑D的增大而增大，其中管線拉應變變化率大于壓應變變化率，這是因為管廊發(fā)生剛體轉動的角度較小，管線支座沿管線橫向的平動變形小于縱向變形，從而使得管線拉應變大于管線壓應變。當管廊橫截面寬度、管廊轉動角度一定，大直徑管線(DN600 以上)拉應變會超過管線拉伸應變極限，管線存在拉伸破壞風險。

圖11 管線直徑D 對管線應變的影響Fig. 11 Influence of pipe diameter D on pipe strain

圖12 展示了不同設計組合下，管線應變與管廊橫截面寬度B的關系。分析結果表明管線拉應變隨管廊橫截面寬度B的增大而呈線性增長趨勢，而管線壓應變受管廊橫截面寬度B的影響較小。這是由于當管廊接口轉角一定時，管廊橫截面寬度越大，“脫離”側接口位移越大，管廊支座沿管線縱向變形越大，導致管線拉應變增大，而管廊橫截面寬度的增大對于管線支座沿管線橫向的變形影響不大，因此管線壓應變受管廊橫截面寬度的影響不大。

圖12 管廊橫截面寬度B 對管線應變的影響Fig. 12 Influence of cross section width B on utility tunnel to pipe strain

圖13 展示了不同設計組合下管線應變與管廊轉角θ 的關系，可以看到管線拉應變和壓應變隨θ 增大基本呈線性增大，且管線拉應變受管廊轉角變化影響更大。當管線直徑、管廊橫截面寬度一定，管廊轉角過大時會造成管線拉應變超過管線拉伸應變極限，管線存在拉伸破壞風險。

圖13 管廊轉角θ 對管線應變的影響Fig. 13 Influence of rotation angle θ onutility tunnel to pipe strain

2)管廊轉角限值影響因素分析

當管廊轉角達到一定值將引起管線應變達到自身極限應變，由式(16)、式(17)可知，管線變形達到其極限拉/壓應變時對應的管廊轉角分別為：

由式(18)、式(19)可見，管廊轉角限值的影響因素有：管線直徑D、管線壁厚t、管廊橫截面寬度B、管廊側墻壁厚T、管壁與接口間距n和管線支座間距l(xiāng)。其中：管廊側墻壁厚T=0.5 m；管壁與接口間距n按本節(jié)前述內容取n=0.3 m；管線支座間距l(xiāng)取6 m；管線壁厚t按表3 中各類型鋼管對應壁厚取值；管廊橫截面寬度取值同表1。

表3 管廊轉角限值影響參數取值范圍Table 3 Range of parameters of angle limit

圖14 展示了管線直徑與管線拉伸破壞和局部屈曲破壞對應的管廊轉角限值[θt,cr]、[θc,cr]的關系，可以看出當管廊橫截面寬度一定時，[θt,cr]和[θc,cr]均隨著管線直徑D的增大而減小，且[θc,cr]對管徑變化更穩(wěn)敏感。管線拉伸破壞所對應的管廊轉角限值均小于管線局部屈曲破壞時的管廊轉角限值，即隨著管廊接口轉角逐漸增大，廊內管線首先發(fā)生拉伸破壞。

圖14 管線直徑D 對管廊轉角限值的影響Fig. 14 Influence of pipe diameter D on joint rotation limit

圖14 中[θ]si所指曲線表示管廊單膠圈接口止水材料失效時所對應的管廊轉角限值，[θ]do所指曲線表示管廊雙膠圈接口止水材料失效時所對應的管廊轉角限值，可以看出：管線直徑較小時(小于DN500)，管廊接口止水失效對管廊安全性能起控制作用；而管線直徑較大時(DN500 及以上)，管線拉伸破壞先于管廊接口滲漏水發(fā)生。因此，為避免綜合管廊受鄰近建構筑施工影響產生破壞，廊內敷設小直徑管線時，宜加強管廊接口密封設計；若廊內敷設大直徑管線，在保證管廊接口密封良好的情況下，實際工程施工中，可對大直徑管線采取滑動支座或管線伸縮接口等措施來減小管線應變保障綜合管廊正常運營。

圖15 展示了管廊橫截面寬度B與廊內管線拉伸破壞和局部屈曲破壞時對應的管廊轉角限值[θt,cr]、[θc,cr]的關系?？梢钥闯霎敼芫€直徑一定時，[θt,cr]隨管廊橫截面寬度B的增大而減小，[θc,cr]隨管廊橫截面寬度B的增大而增大。當管線直徑D=426 mm 時，管廊橫截面寬度B增大時，[θt,cr]均小于[θc,cr]，即當管廊接口張開角度逐漸增大時，廊內管線首先達到拉伸破壞極限產生破壞。當管線直徑D=529 mm 時，管廊接口張開角度逐漸增大，管線破壞形式與管廊橫截面寬度有關，B≤6 m 時，管線應變首先達到壓應變極限產生局部屈曲變形破壞，B＞6 m 時，管線首先達到拉應變極限破壞。與D=529 mm 類似，D=630 mm、720 mm 時，管線產生不同破壞形式的管廊橫截面寬度分界線為B=8 m。

圖15 管廊橫截面寬度B 對管廊轉角限值的影響Fig. 15 Influence of cross section width B of utility tunnel on joint rotation limit

圖15 中[θ]si所指曲線表示管廊單膠圈接口止水材料失效時所對應的管廊轉角限值，[θ]do所指曲線表示管廊雙膠圈接口止水材料失效時所對應的管廊轉角限值，可以看出：管廊橫截面寬度較小時，管廊接口止水失效對管廊安全性能起控制作用；管廊橫截面寬度較大時(10 m 以上)，大直徑管線(DN500 及以上)拉伸破壞先于管廊接口止水失效。因此，實際工程中，管廊橫截面寬度較小時，可通過關注管廊接口止水失效安全問題保障管廊安全；管廊截面寬度大且廊內敷設大直徑管線時，可通過監(jiān)測管線本身變形在管線破壞前采取有利措施來保障管廊安全。

3 結論

本文針對既有綜合管廊受鄰近工程施工擾動工況，聚焦管廊接口結構薄弱環(huán)節(jié)，綜合考慮管廊正常使用極限狀態(tài)下接口止水材料失效(包括橡膠止水帶的“脫離”破壞和“擠壓”破壞)和廊內管線結構破壞(包括管線沿縱向拉伸破壞和局部屈曲破壞)的影響，給出了不同類型管廊結構構造方式和不同直徑廊內管線敷設情況組合下的管廊接口轉角限值，為鄰近工程施工時管廊接口變形量的監(jiān)測和控制有一定的指導意義；同時，針對上述管廊接口和廊內管線的失效組合，給出了相應的措施。具體認識如下：

(1) 針對管廊接口處止水材料失效破壞情況，無論管廊接口采用單膠圈還是雙膠圈密封，接口漏水時所對應的管廊接口轉角限值均隨管廊橫截面寬度的增加而減小，隨管廊側墻厚度的改變影響較小。相比于工作面單膠圈密封接口滲水所對應的轉角限值，采用工作面雙膠圈密封，接口漏水所對應的轉角限值較大。

(2) 針對廊內管線功能失效狀態(tài)，當管廊接口張開一定角度時，管廊內管線拉應變隨管線直徑、管廊橫截面寬度、管廊轉角的增大而增大，而管線壓應變受結構尺寸影響較小。

(3) 針對廊內管線破壞時對應的管廊接口極限轉角，主要受管廊橫截面寬度和管線直徑影響。對于給定的管廊橫截面寬度，管線直徑較小時(小于DN500)，管廊接口止水失效對管廊安全性能起控制作用；而管線直徑較大時(DN500 及以上)，管線拉伸破壞先于管廊接口滲漏水發(fā)生。而當管線直徑一定，管廊橫截面寬度較大時(10 m 以上)，大直徑管線(DN500 及以上)拉伸破壞先于管廊接口止水失效，小直徑管線破壞形式受管廊橫截面寬度影響較小。

(4) 實際工程中，管廊橫截面寬度較小并且管線內敷設小直徑管線時，宜關注管廊接口止水失效安全問題，減小管廊橫截面寬度、采用雙膠圈密封接口形式有利于管廊接口密封材料防水。管廊橫截面寬度大且廊內敷設大直徑管線時，可通過采取滑動支座或管線伸縮接口等措施防止廊內管線發(fā)生功能失效。