綜合管廊變形縫設置抗剪錨筋的設計探討*

祝年虎 趙遠清 林雪斌

中國市政工程西南設計研究總院有限公司 成都610081

引言

綜合管廊正常使用過程中，由于變形縫通常設置在地基變化較大處、綜合管廊變艙處、交叉口處等，在地震波作用下，以及變形縫處荷載不均勻布置及地基不均勻沉降，從而引起管廊變形縫發(fā)生變位，管廊內管線產(chǎn)生縱向附加應力，從而影響管線的正常運行［1］。同時，從趙遠清［2，3］等研究的綜合管廊變形縫處抗剪錨筋單向加載試件（編號GLJ-1 ～GLJ-4）及往復加載（編號GLJ-5 ～GLJ-8）試驗現(xiàn)象中，可以觀察到管廊極限狀態(tài)發(fā)生破壞時，抗剪錨筋數(shù)量設置不同，管廊破壞現(xiàn)象不盡相同。變形縫處抗剪錨筋布置較多時，最終破壞形態(tài)為混凝土劈裂與抗剪錨筋彎剪屈服同時發(fā)生；抗剪錨筋布置較少時，最終破壞形態(tài)為抗剪錨筋彎剪屈服。本文在上述試驗基礎上，結合試驗現(xiàn)象及抗剪錨筋在實際工程中的應用，對變形縫處如何合理地設計抗剪錨筋進行了相關的探索。

1 錨筋數(shù)量確定

采用有限元軟件Midas Gen 對抗剪錨筋內力進行計算，以錨筋間距0.5m 為例，在水平及豎向作用下，驗算抗剪錨筋抗剪承載能力，從而確定錨筋直徑。并結合文獻［2］、［3］等試驗以及為了方便計算，假定抗豎向變位的錨筋僅布置于側壁，抗水平變位的錨筋僅布置于管廊頂板、底板。

1.1 抗水平變位的錨筋

選取單艙、雙艙管廊標準段作為模擬對象，通過有限元軟件Midas Gen 采用縱向地震反應位移法對管廊變形縫處錨筋受力進行計算分析。單艙、雙艙管廊斷面如圖1 所示。

圖1 單艙管廊錨筋布置（單位： mm）Fig.1 Layout of anchor bars of single and double cabin utility tunnel（unit：mm）

管廊覆土厚度3.0m，管廊主體結構采用C40防水混凝土，抗?jié)B等級為P8。單艙、雙艙管廊有限元模型的長度不宜小于土層變形波長［4］，每段管廊長度30m，選取5 段管廊，每段之間變形縫寬度為30mm?？辜翦^筋采用梁單元模擬，并釋放梁端縱向約束，不能傳遞軸力。管廊有限元模型如圖2 所示。

圖2 管廊有限元模型Fig.2 Finite element model of utility tunnel

管廊變形縫處的錨筋采用Q345 直徑40mm鋼筋，錨筋間距取值0.5m，不同烈度及場地類別下，管廊參數(shù)輸入如表1 所示。

表1 管廊反應位移法參數(shù)Tab.1 Parameters of the response displacement method of utility tunnel

單艙管廊錨筋間距0.5m縱向反應位移法抗剪錨筋受力計算結果如表2 所示。雙艙管廊錨筋間距0.5m縱向反應位移法抗剪錨筋受力計算結果如表3所示。地基基床系數(shù)取值相同，相同地震烈度下（7 度0.1g），不同場地類別工況下，單艙、雙艙管廊抗剪錨筋受力計算結果如表4所示。

表3 不同烈度不同場地類別下雙艙管廊抗剪錨筋受力計算結果（單位：kN）Tab.3 Calculation results of shear anchor bars of double cabin utility tunnel under different intensity and site type（unit：kN）

單根錨筋抗剪承載力理論值為160kN，通過有限元軟件計算，并分析表2 ～表4 中計算結果可知：

表2 不同烈度不同場地類別下單艙管廊抗剪錨筋受力計算結果（單位：kN）Tab.2 Calculation results of shear anchor bars of single cabin utility tunnel under different intensity and site type（unit：kN）

表4 相同烈度不同場地類別管廊抗剪錨筋受力計算結果（單位：kN）Tab.4 Calculation results of shear anchor bars of utility tunnel under the same intensity and different site type（unit：kN）

（1）單艙、雙艙管廊抗剪錨筋相同場地類別下，地震烈度越高，抗剪錨筋受力越大。8 度區(qū)抗剪錨筋受力已超過抗剪錨筋的承載力。

（2）相同地震烈度，地基基床系數(shù)相同，場地越軟，抗剪錨筋受力越大。

此外，若管廊參數(shù)取值不同，抗剪錨筋受力計算結果會有一定的差異。8 度區(qū)抗剪錨筋的受力已經(jīng)很大，對于9 度區(qū)，抗剪錨筋的設計需做進一步的探討或采用其他加強措施。

1.2 抗豎向變位的錨筋

豎向抗變位錨筋分布于管廊側壁，依據(jù)林雪斌［5］等分析的不同工況：1）變形縫兩側地質條件發(fā)生變化；2）變形縫一側地基沉陷后出現(xiàn)局部脫空情況；3）變形縫兩側縱向剛度突變，模型中變形縫兩側分別為單艙管廊及雙艙管廊；4）變形縫兩側縱向剛度突變，模型中變形縫兩側分別為管廊標準段及交叉口；5）變形縫兩側上部覆土突變等，運用有限元軟件Midas Gen 計算不同工況下抗剪錨筋的受力大小，調整抗剪錨筋直徑及間距并驗算各個工況下抗剪錨筋的受力。

2 錨筋間距確定

為了確定錨筋間距，取錨筋的間距為0.3m、0.5m、0.6m、1.0m分別在相同場地類別（Ⅱ類場地）、不同地震烈度工況下進行受力計算，單艙管廊單根抗剪錨筋受力計算結果如表5所示。

表5 相同場地類別不同烈度不同間距抗剪錨筋受力計算結果（單位：kN）Tab.5 Calculation results of shear anchor bars of utility tunnel under the same intensity，different site type and spacing（unit：kN）

分析表5 中計算結果，可以得到：相同場地類別，相同錨筋間距，地震烈度越高，抗剪錨筋受力越大；相同烈度下，錨筋間距越大，抗剪錨筋受力越大。由表5 可知，錨筋間距為1.0m時，各工況基本超過了錨筋承載力，故錨筋間距的設計考慮到施工及錨筋受力情況一般取值300mm ～800mm。

3 錨筋處混凝土抗沖切驗算

在水平地震作用下，需進行管廊側壁抗剪錨筋處混凝土抗沖切驗算；在豎向荷載作用下，需進行管廊底板及頂板抗剪錨筋處混凝土抗沖切驗算。

從文獻［2］、［3］等試驗中可以發(fā)現(xiàn)，管廊變形縫試驗構件破壞時，錨固錨筋周圍混凝土出現(xiàn)劈裂現(xiàn)象。為了避免管廊變形縫處毫無征兆地發(fā)生脆性破壞，故對錨筋處混凝土進行抗沖切驗算?？辜翦^筋處混凝土，按照《混凝土結構設計規(guī)范》（GB 50010—2010）（2015 版）6.5.1 條中公式Fl≤0.7βhftηumh0進行了抗沖切計算，單根鋼筋處混凝土抗沖切計算和單側抗剪錨筋處混凝土整體抗沖切計算結果與試驗結果對比見表6。假定荷載均勻作用在每根錨筋上。構件GLJ-1 ～GLJ-3［2］、GLJ-5［3］錨筋2810 均勻布置在管廊四周壁板內，構件GLJ-7［3］錨筋2010 均勻布置在管廊四周壁板內。

表6 錨筋處混凝土抗沖切計算值與試驗值對比Tab.6 Comparison between calculation value and test value of concrete of anchor bars punching shear

由表6 可知，單根錨筋處混凝土抗沖切計算值與單根錨筋承受荷載比值≥1.99，單側錨筋處混凝土整體抗沖切計算值與單側錨筋承受荷載比值≤1.16，故試件破壞時荷載與混凝土整體抗沖切承載力相近。根據(jù)文獻［2］、［3］試驗現(xiàn)象可知，構件GLJ-1、GLJ-2、GLJ-3 發(fā)生破壞時，錨筋周圍的混凝土出現(xiàn)劈裂現(xiàn)象，如圖3 所示，并結合沖切驗算，分析出現(xiàn)混凝土劈裂現(xiàn)象主要是由抗剪錨筋處混凝土發(fā)生整體沖切所引起。從文獻［2］、［3］等試驗構件破壞現(xiàn)象，可以發(fā)現(xiàn)沿橫向分布的上表面沖切裂縫距離縫邊很近，達不到理論沖切的破壞模式。造成構件這種破壞的原因是抗剪錨筋剪應力主要集中在端部，混凝土實際抗沖切計算值小于理論計算值，建議抗剪錨筋處混凝土抗沖切計算時對其折減，建議折減系數(shù)0.8 ～0.9。實際工程中管廊變形縫處設置有橡膠止水帶或者防水卷材，對該處混凝土引起進一步的削弱。故針對管廊變形縫處薄弱部位，設計時應復核抗剪錨筋處混凝土抗沖切承載力并加強其構造措施，如圖4 所示，設置多道U型箍筋對橡膠止水帶處混凝土進行加強。同時，抗剪錨筋的直徑及間距可以通過抗剪錨筋處的混凝土抗沖切承載力反算，防止混凝土沖切破壞早于抗剪錨筋出現(xiàn)屈服。

圖3 構件破壞形態(tài)Fig.3 Failure mode of components

圖4 抗剪錨筋布置示意Fig.4 Diagram of shear anchor bars

4 縫邊配筋加強

通過文獻［2］、［3］試驗現(xiàn)象可知，構件GJL1 ～GLJ8 混凝土初始裂縫均發(fā)生在管廊頂部中部，裂縫呈現(xiàn)為梁式橫向裂縫。由于管廊變形縫處抗剪錨筋的設置，抗剪錨筋的作用會增大變形縫附近一定區(qū)域（500mm ～1000mm）處受力，同時橡膠止水帶及防水卷材的設置削弱了該處的混凝土截面，設計時應予充分考慮。根據(jù)試驗現(xiàn)象及設計經(jīng)驗，建議變形縫附近一定區(qū)域（500mm ～1000mm）范圍內增加管廊結構配筋量，配筋量可以通過抗剪錨筋受力簡化成集中力反作用于管廊進行計算。當無計算時建議取1.2 ～1.5倍正常計算配筋量。變形縫處管廊縱向鋼筋建議適當加強。

5 錨筋錨固長度的確定

構件GLJ1 ～GLJ4 為單向加載，構件GLJ1、GLJ3、GLJ4 錨筋錨固長度為150mm，構件GLJ2錨筋錨固長度為100mm；構件GLJ5 ～GLJ8 為往復加載，構件GLJ5、GLJ7、GLJ8 錨筋錨固長度為150mm，構件GLJ6 錨筋錨固長度為100mm。根據(jù)文獻［2］，各試驗構件抗剪錨筋均未出現(xiàn)錨固失效，建議抗剪錨筋的錨固長度取15d。

6 結論

1. 通過有限元軟件Midas Gen 采用縱向反應位移法的計算結果分析，地震烈度越高，抗剪錨筋受力越大。建議高烈度區(qū)域宜考慮水平地震作用的影響，管廊變形縫處宜設置抗剪錨筋?？辜翦^筋的數(shù)量及直徑根據(jù)有限元軟件內力計算確定。

2. 通過試件抗剪錨筋處混凝土抗沖切驗算，試件破壞時荷載與混凝土整體抗沖切承載力相近，故建議設置抗剪錨筋時需進行抗沖切驗算。

3. 建議變形縫附近一定區(qū)域（500mm ～1000mm）范圍內增加管廊結構配筋量，當無計算時建議取1.2 ～1.5 倍正常計算配筋量。變形縫處管廊縱向鋼筋建議適當加強。

4. 建議抗剪錨筋的錨固長度取15d。錨筋間距考慮到施工及錨筋受力一般取值300mm ～800mm，具體取值根據(jù)計算確定。