裝配式波紋鋼綜合管廊施工回填過程受力特性試驗研究

張海力，張 鈺，楊和平，宋 杰，劉保東

（1.中冶京誠工程技術(shù)有限公司，北京 100176；2.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044）

自2013 年起，國務(wù)院、住房與城鄉(xiāng)建設(shè)部、發(fā)改委相繼出臺了一系列管廊相關(guān)政策，大力推進我國綜合管廊建設(shè)，城市地下綜合管廊進入快速發(fā)展時期［1］.近幾年來，隨著波紋鋼結(jié)構(gòu)的廣泛應(yīng)用，裝配式波紋鋼綜合管廊（Prefabricated Corrugated Steel Utility Tunnel，PCSUT）作為一種新型管廊形式逐漸應(yīng)用于我國市政工程領(lǐng)域，其主體結(jié)構(gòu)采用波紋鋼管結(jié)構(gòu)代替?zhèn)鹘y(tǒng)混凝土結(jié)構(gòu).與混凝土管廊相比，PCSUT 具有施工工期短、施工便捷、造價低、維修方便、抗變形能力強、使用壽命長、綠色環(huán)保等諸多優(yōu)點［2］.目前，波紋鋼管廊已在山東、河北、青海、江蘇、廣東等多個省份得以應(yīng)用，且已經(jīng)有波紋鋼管廊相關(guān)技術(shù)標準出臺［3-4］.

波紋鋼管結(jié)構(gòu)作為PCSUT 的主體結(jié)構(gòu)，國內(nèi)外學(xué)者已對其結(jié)構(gòu)特性開展了大量研究，如靜載特性［5-6］、動載特性［7-8］、地震作用［9-10］、特殊地形［11］、長期性能［12］等.對于波紋鋼管結(jié)構(gòu)施工過程受力特性方面，文獻［13］利用剛度等效原則將波紋鋼板簡化為平鋼板，建立了二維有限元模型，對施工過程中波紋鋼管涵變形及內(nèi)力進行了計算分析，結(jié)果表明：管涵施工過程中變形及內(nèi)力變化比較明顯，特別是當(dāng)回填到拱頂位置時變形及內(nèi)力響應(yīng)更為顯著.文獻［14］通過現(xiàn)場試驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，對施工回填過程中波紋鋼管涵拱頂土壓力分布及變化進行了分析，研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)管頂以上填土到達一定高度時，管頂上方將產(chǎn)生“正土拱效應(yīng)”.文獻［15］通過對依托工程進行現(xiàn)場試驗，測試分析了波紋鋼管廊內(nèi)部管線支架的安裝對施工過程中管廊關(guān)鍵截面應(yīng)變及內(nèi)力變化的影響，結(jié)果表明施工前提前安裝內(nèi)部支架，截面最大彎矩值將有所減小，有利于波紋鋼管廊受力.文獻［16］借助數(shù)值計算方法，分析了溝槽壁坡度、溝槽寬度、拱頂以上覆土厚度、管周回填土剛度、管周回填土壓實作用等因素對波紋鋼管變形、內(nèi)力、豎向土拱系數(shù)的影響規(guī)律，分析結(jié)果顯示拱頂覆土厚度、回填土剛度以及施工過程填土壓實作用對結(jié)構(gòu)受力特性影響較大.

由以上分析可知，波紋鋼管結(jié)構(gòu)受力特性主要由變形、應(yīng)力、內(nèi)力、土壓力等結(jié)構(gòu)自身或其外側(cè)土體特性來反映，同時波紋鋼綜合管廊作為典型的柔性結(jié)構(gòu)，施工過程作為關(guān)鍵環(huán)節(jié)直接影響管廊施工結(jié)束時的最終受力狀態(tài)以及長期運營階段的受力性能.而目前對于波紋鋼管結(jié)構(gòu)施工回填過程的研究多基于數(shù)值計算方法，相關(guān)實體工程監(jiān)測試驗較少，且大多現(xiàn)場監(jiān)測試驗僅對位移（變形）、應(yīng)變（應(yīng)力）、土壓力三者中某一項或兩項進行監(jiān)測，難以全面反映波紋鋼結(jié)構(gòu)施工回填過程受力特性.因此，本文以河北省衡水市武邑縣某多艙裝配式波紋鋼綜合管廊為工程依托，選取三個監(jiān)測斷面對施工過程中結(jié)構(gòu)位移、應(yīng)變、艙外土壓力進行現(xiàn)場監(jiān)測試驗，以明確波紋鋼綜合管廊施工過程中結(jié)構(gòu)變形規(guī)律、艙體應(yīng)力分布規(guī)律以及艙外土壓力分布情況.研究成果可全方面解釋裝配式波紋鋼綜合管廊施工回填過程受力特性，為后續(xù)研究、設(shè)計、施工提供案例支撐.

1 工程概況

依托工程為河北省衡水市武邑縣PCSUT 工程，全長1 651.65 m.管廊主體為波紋鋼管結(jié)構(gòu)，總長度1 164.03 m，主體結(jié)構(gòu)通過混凝土節(jié)點連接.管廊分綜合艙及燃氣艙，綜合艙為單層雙艙結(jié)構(gòu)，包含水熱艙及電力艙，艙室之間采用防火板分離.燃氣艙單獨成艙，為單層單艙結(jié)構(gòu).

試驗段選在4#與5#混凝土節(jié)點之間，斷面布置如圖1 所示.管廊主體結(jié)構(gòu)波紋鋼板均采用Q235B鋼材，綜合艙板厚為6 mm，燃氣艙板厚為4 mm，波紋形狀均為200 mm×55 mm，板片之間環(huán)向及縱向接縫均采用8.8 級M20 高強螺栓進行搭接.綜合艙采用管拱形（Pipe-Arch）截面形式，跨徑6.5 m，矢高4.798 m.燃氣艙采用門拱形（Door-Arch）截面形式，跨徑2 m，矢高2.6 m.施工現(xiàn)場原狀土體為粉質(zhì)黏土，回填土體采用消石灰與粉質(zhì)黏土的混合物，體積比為3∶7（簡稱“三七灰土”）.波紋鋼板及回填土材料特性見表1.

圖1 斷面圖（單位：mm）Fig.1 Cross-section view (unit:mm)

表1 波紋鋼板和回填土材料特性Tab.1 Material properties of corrugated steel plate and backfilling soil

2 現(xiàn)場監(jiān)測方案

2.1 監(jiān)測斷面與測點布置

本次監(jiān)測試驗共設(shè)置3 個監(jiān)測斷面，如圖2 所示.回填過程對每個斷面綜合艙及燃氣艙艙體位移、艙體應(yīng)變、艙外土壓力進行監(jiān)測，單個斷面測點布置如圖3 所示.

圖2 監(jiān)測斷面（單位：mm）Fig.2 Monitoring sections (unit:mm)

圖3 測點布置（單位：mm）Fig.3 Measuring point arrangement (unit:mm)

綜合艙每個斷面設(shè)置15 個艙體位移測點，燃氣艙每個監(jiān)測斷面設(shè)置9 個艙體位移測點，采用全站儀KTS440R4LCN 測量每個測點水平向及豎向位移.應(yīng)變測點布置于艙室內(nèi)側(cè)管壁，每個測點同時對波峰及波谷位置環(huán)向應(yīng)變進行監(jiān)測.應(yīng)變傳感器采用光纖光柵應(yīng)變傳感器CS-FBG-SS.回填過程使用便攜式光纖解調(diào)儀FT1611-10001 測量傳感器內(nèi)部光纖波長值，之后再將波長變化值轉(zhuǎn)化為應(yīng)變值，從而實現(xiàn)對測點應(yīng)變的量測.光纖光柵對溫度和應(yīng)變都非常敏感［5］，因此監(jiān)測過程采用K 型溫度探頭并配合使用溫度采集儀TES-1310 量測各測點溫度值以實現(xiàn)溫度補償，進而得到回填施工引起的測點應(yīng)變變化值.土壓力傳感器選用單膜振弦式土壓盒FS-TY-04，并采用便攜式振弦采集儀FS-FP01 讀取數(shù)據(jù).施工回填過程依次將各測點土壓力盒埋設(shè)在艙外10 cm 的位置，并保證土壓力盒感應(yīng)面平行于艙體，以實現(xiàn)對測點位置法向土壓力的監(jiān)測.

2.2 回填過程與監(jiān)測工況

分層回填過程如圖4 所示，回填到17 層（含）之前，每回填30 cm 監(jiān)測一次，17 層之后每回填30 cm或60 cm 監(jiān)測一次.因燃氣艙采用門拱形斷面形式，為防止施工過程產(chǎn)生過大變形，回填開始前在燃氣艙內(nèi)設(shè)置橫撐限制水平向變形.橫撐位置位于燃氣艙2W、2E 測點下方約10 cm 的位置，橫撐縱向間距1～1.5 m 不等.第13 層監(jiān)測完畢后拆除燃氣艙內(nèi)部橫撐，并增加一次監(jiān)測.

圖4 回填分層示意圖Fig.4 Schematic diagram of soil layers during backfilling

根據(jù)填土高度可將回填過程分為4 個階段：第①階段（0～0.9 m）為開始回填至回填到綜合艙起拱線位置；第②階段（0.9～2.4 m）為綜合艙起拱線位置到燃氣艙拱頂位置；第③階段（2.4～3.9 m）為燃氣艙拱頂位置到綜合艙拱頂位置；第④階段（3.9～6.9 m）為綜合艙拱頂位置直到回填結(jié)束.

3 監(jiān)測結(jié)果及分析

3.1 位移分析

3.1.1 綜合艙位移

以斷面2 為例，綜合艙艙體位移隨填土高度變化情況如圖5 所示，其中豎向位移以上移為正、下移為負，水平向位移以向東側(cè)移動為正、反之為負.

由圖5 可知，第①、②階段管廊先整體產(chǎn)生沉降，之后隨著回填土體側(cè)向擠壓作用的增大，各測點沿豎向整體上移.水平向位移監(jiān)測值波動較大，規(guī)律不明顯.進入第③階段后，兩側(cè)填土對綜合艙擠壓作用增大，拱頂7U 測點大幅上移，回填到3.9 m時達到最大值.6W、6E 測點在回填到3.6 m 之前同樣表現(xiàn)為上移趨勢，回填到3.6 m 時達到最大值，之后進入下降段.其他測點在本階段均表現(xiàn)為下降趨勢.從水平向位移來看，第③階段綜合艙拱頂以下、起拱線以上區(qū)域2W～6W、2E～5E 測點受到填土擠壓而大幅內(nèi)移，同樣在回填到3.9 m 時部分測點（4W、5W、4E、5E）達到水平向位移最大值.7U、6E測點以及起拱線及以下測點（0W、1W、0E、1E）水平向位移相對較小.第④階段回填到綜合艙拱頂之后，全部測點整體下降，拱頂7U 測點下降值最大，最下方0W 測點下降值最小，回填結(jié)束時拱頂測點基本回到初始位置.第④階段各測點水平向位移規(guī)律比較明顯，西側(cè)1W～5W 測點由第③階段整體內(nèi)移轉(zhuǎn)化為本階段整體外移，東側(cè)1E～5E 測點與之類似.拱頂區(qū)域6W、7U、6E 測點在此階段基本無水平位移.最下方0W、0E 測點在前3 個階段水平位移較小，規(guī)律性不明顯，而在此階段受到艙體上方填土的重力作用，管廊豎向凈空減小，0W、0E 測點受到擠壓向外側(cè)移動，水平向位移值顯著增大并在回填結(jié)束時達到最大值.

圖5 綜合艙位移變化（斷面2）Fig.5 Displacement variation of comprehensive compartment (Section2)

由上述分析可知，回填到綜合艙拱頂時結(jié)構(gòu)豎向位移及水平向位移相對較大，此時結(jié)構(gòu)處于相對不利狀態(tài).而回填到拱頂之后結(jié)構(gòu)受到上覆土的重力作用，豎向位移及水平向位移均開始恢復(fù)，同時部分測點因結(jié)構(gòu)豎向變形擠壓而水平向外移動.

3.1.2 燃氣艙位移

燃氣艙艙體位移隨填土高度變化情況如圖6 所示，其中豎向位移以上移為正、下移為負，水平向位移以向東側(cè)移動為正、向西側(cè)移動為負.

由圖6 可知，由于燃氣艙艙體為“門拱形”截面形式，豎向矢高大于水平向跨徑，結(jié)構(gòu)豎向相對變形小，因此各測點豎向位移變化趨勢一致，變化值接近.由此可知，回填過程燃氣艙豎向位移以整體沉降為主.

圖6 燃氣艙位移變化（斷面2）Fig.6 Displacement variation of gas compartment (Section2)

相比于豎向位移而言，各測點水平向位移差異較大.第①、②階段水平向位移波動較大，變化規(guī)律不明顯.第③階段燃氣艙西側(cè)1W～4W 測點基本無水平向位移，而拱頂5U 測點以及東側(cè)1E～4E 測點向西側(cè)移動，這主要是由燃氣艙東側(cè)填土擠壓作用引起的.第③階段回填到3.6 m 時拆除內(nèi)部橫撐，拆橫撐階段各測點無明顯位移變化.第④階段燃氣艙整體往東側(cè)移動，但東西兩側(cè)測點位移幅度不同，其中西側(cè)1W、2W、3W 測點位移幅度大于東側(cè)測點，因此第④階段燃氣艙艙體在水平向會有所收斂.由此可知，由于燃氣艙截面形狀的特殊性，其西側(cè)水平向位移受綜合艙的擠壓影響比較明顯.

3.2 應(yīng)變及應(yīng)力分析

3.2.1 截面應(yīng)變關(guān)系

根據(jù)平截面假定，波紋鋼板在彎矩和軸力的組合作用下產(chǎn)生了最后的應(yīng)變結(jié)果，因此可利用截面應(yīng)變關(guān)系將應(yīng)變監(jiān)測結(jié)果分解為彎矩引起的彎曲應(yīng)變和軸力引起的軸向應(yīng)變［17-18］.波紋鋼板截面應(yīng)變關(guān)系為

式中：εM為彎曲應(yīng)變；εN為軸向應(yīng)變；εC為波峰應(yīng)變測量值；εV為波谷應(yīng)變測量值；h為波高，mm；t為壁厚，mm.

對式（1）和式（2）進行整理，可通過波峰及波谷應(yīng)變測量值計算截面彎曲應(yīng)變及軸向應(yīng)變?yōu)?/p>

將彎曲應(yīng)變和軸向應(yīng)變乘以彈性模量即可得相應(yīng)的應(yīng)力值.

3.2.2 綜合艙應(yīng)力

取3 個斷面應(yīng)變監(jiān)測結(jié)果平均值對綜合艙及燃氣艙艙體應(yīng)力進行分析.回填各階段綜合艙斷面應(yīng)力分布如圖7 所示.

由圖7 可知，第①階段結(jié)束時各測點應(yīng)力值較小，沿拱軸線分布規(guī)律不明顯.第②階段施工結(jié)束時回填土已到達燃氣艙拱頂位置，此時應(yīng)力分布已經(jīng)比較明顯，各測點波峰及波谷應(yīng)力基本反向.整個截面沿拱軸線共存在4 個反彎點，分別位于1W 測點、6W 測點、6E～5E 測點之間、1E 測點.第③階段與第④階段隨著填土高度的增大，各測點應(yīng)力值均相應(yīng)增大，同時第②階段產(chǎn)生的4 個反彎點不斷內(nèi)移，說明回填過程中截面應(yīng)力分布隨截面位移及彎曲狀態(tài)而發(fā)生變化.

圖7 回填各階段綜合艙斷面應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution in comprehensive compartment at each backfilling stage

回填結(jié)束時，波谷最大應(yīng)力出現(xiàn)在1W 測點位置，應(yīng)力值為-208.53 MPa，波峰最大應(yīng)力出現(xiàn)在0E 測點位置，應(yīng)力值為134.33 MPa，均小于Q235 鋼材屈服強度.

根據(jù)式（1）～式（4）求得斷面各測點彎曲應(yīng)力及軸向應(yīng)力，施工結(jié)束時二者分布情況如圖8 所示.彎曲應(yīng)力沿拱軸線變化幅度較大，共存在4 個反彎點，而軸向應(yīng)力沿拱軸線基本一致，應(yīng)力值非常接近，且均為負值（環(huán)壓）.軸向應(yīng)力相較于彎曲應(yīng)力而言非常小，截面各測點應(yīng)力值主要由彎曲應(yīng)力決定.因此，對于裝配式波紋鋼綜合管廊的設(shè)計過程，不能僅依據(jù)傳統(tǒng)“環(huán)向壓力理論”對截面應(yīng)力進行驗算，還必須考慮彎矩作用.

圖8 回填結(jié)束時綜合艙斷面應(yīng)力分布Fig.8 Stress distribution in comprehensive compartment after backfilling

3.2.3 燃氣艙應(yīng)力

回填各階段燃氣艙斷面應(yīng)力分布如圖9 所示.由圖9 可知，第①階段結(jié)束時各測點應(yīng)力值較小，沿拱軸線分布規(guī)律不明顯.第②階段施工結(jié)束時回填土已到達燃氣艙拱頂位置，此時各測點波峰及波谷應(yīng)力基本反向，波峰、波谷最大值均出現(xiàn)在拱頂位置.整個截面沿拱軸線方向共存在2 個反彎點，分別位于4W～5U 測點之間以及5U～4E 測點之間，2 個反彎點位置基本關(guān)于燃氣艙中心線對稱.進入第③階段后波峰及波谷應(yīng)力分布更加明顯.第③階段與第④階段應(yīng)力分布比較接近，但第④階段結(jié)束時西側(cè)測點應(yīng)力值整體大于東側(cè)測點，2 個反彎點位置相應(yīng)外移.結(jié)合氣艙位移分析結(jié)果可知，回填結(jié)束時燃氣艙西側(cè)受綜合艙擠壓作用影響，拱軸線彎曲程度較大，因此西側(cè)測點應(yīng)力值整體大于東側(cè)測點.

圖9 回填各階段燃氣艙斷面應(yīng)力分布Fig.9 Stress distribution in gas compartment at each backfilling stage

回填結(jié)束時，波峰及波谷應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在西側(cè)2W 測點位置，波峰最大應(yīng)力為-105.99 MPa，波谷最大應(yīng)力為70.01 MPa，均小于Q235 鋼材屈服強度.

燃氣艙斷面彎曲應(yīng)力及軸向應(yīng)力最終分布情況如圖10 所示.除4W 測點外，截面各測點軸向力應(yīng)力值沿拱軸線比較接近，而彎曲應(yīng)力明顯大于軸向應(yīng)力，且沿拱軸線變化幅度較大.說明燃氣艙應(yīng)力與綜合艙應(yīng)力類似，截面應(yīng)力主要由彎曲應(yīng)力控制.但相較于綜合艙而言，燃氣艙軸向應(yīng)力所占比例大于綜合艙，進一步說明波紋鋼結(jié)構(gòu)施工過程同時受彎矩及軸力雙重作用，設(shè)計計算時必須對二者同時進行考慮.

圖10 回填結(jié)束時燃氣艙斷面應(yīng)力分布Fig.10 Stress distribution in gas compartment after backfilling

3.3 艙外土壓力分析

3.3.1 綜合艙土壓力

回填結(jié)束時綜合艙各斷面艙外土壓力分布如圖11 所示.由圖11 可知，斷面土壓力呈“環(huán)壓”狀態(tài)，但土壓力值沿拱軸線并非完全相同.觀察拱頂測點至兩側(cè)起拱線測點之間的土壓力變化，自拱頂7U 測點至左右兩側(cè)3W、3E 測點之間土壓力值變化幅度較小，而3W、3E 測點下方起拱線附近土壓力增大幅度較大.

PCSUT 為典型的柔性結(jié)構(gòu)，其柔度大，土-結(jié)相互作用效應(yīng)明顯，不同結(jié)構(gòu)形式土壓力分布差異性大，國內(nèi)外規(guī)范土壓力分布模型難以統(tǒng)一.因此，將土壓力實測結(jié)果與土柱法計算值進行對比，進一步解釋波紋鋼綜合管廊回填過程土-結(jié)相互作用機制［14］.

由圖11 可知，3W～7U 及7U～3E 測點之間土壓力實測值小于土柱法計算值，說明該段拱軸線范圍內(nèi)回填土體擠壓管體向內(nèi)移動，表現(xiàn)為“主動土壓力”特征.對于拱頂7U 測點，由于其土壓力值小于土柱法計算值，因此拱頂測點附近回填土體呈現(xiàn)出“正土拱效應(yīng)”.而1W～3W 以及1E～3E 之間土壓力實測值大于土柱法計算值，主要原因在于管廊受上覆土重力作用致使該段拱軸線范圍內(nèi)波紋鋼管產(chǎn)生外移擠壓外側(cè)土體，艙外土壓力表現(xiàn)為“被動土壓力”.

圖11 回填結(jié)束時綜合艙各斷面土壓力分布Fig.11 Cross-section earth pressure distribution around comprehensive compartment after backfilling

3.3.2 燃氣艙土壓力

回填結(jié)束時燃氣艙各斷面土壓力分布情況如圖12 所示.由圖12 可知，自1W 測點至1E 測點土壓力沿拱軸線表現(xiàn)出先減小后增大再減小再增大的規(guī)律，拱頂位置以及拱肩位置土壓力相對較大，拱腰位置土壓力相對較小.燃氣艙西側(cè)由于受到綜合艙擠壓作用，土壓力總體大于東側(cè)，特別是西側(cè)1W 測點受綜合艙影響最大.

圖12 回填結(jié)束時燃氣艙各斷面土壓力分布Fig.12 Cross-section earth pressure distribution around gas compartment after backfilling

同樣，將燃氣艙艙外土壓力實測值與土柱法計算值進行對比，發(fā)現(xiàn)拱頂（5U）及拱肩（4W、4E）附近土壓實測值與土柱法計算值接近，而拱腰（2W～3W、2E～3E）附近土壓力實測值小于土柱法計算值.與綜合艙類似，產(chǎn)生該結(jié)構(gòu)的原因與燃氣艙各測點位移狀態(tài)相關(guān).由于燃氣艙各測點豎向相對位移較小，艙體自身豎向變形不大且整體表現(xiàn)為均勻沉降的趨勢，因此拱頂附近呈現(xiàn)出“無土拱”狀態(tài)，土壓力值與土柱法計算值接近.而燃氣艙拱腰附近受到回填土的擠壓作用產(chǎn)生內(nèi)移，外側(cè)土壓力表現(xiàn)為“主動土壓力”.

4 結(jié)論

1）回填到綜合艙拱頂時綜合艙豎向位移及水平向位移相對較大，此時結(jié)構(gòu)處于相對不利狀態(tài)，而回填到拱頂之后結(jié)構(gòu)受到上覆土的重力作用，豎向位移及水平向位移均開始恢復(fù)，同時部分測點因結(jié)構(gòu)豎向變形擠壓而水平向外移動.

2）燃氣艙由于其截面形狀的特殊性，回填過程各測點豎向位移值接近，水平向最大位移發(fā)生在拱腰位置.

3）波紋鋼綜合管廊艙體應(yīng)力可分解為由彎矩引起的彎曲應(yīng)力和由軸力引起的軸向應(yīng)力，在施工回填過程中彎曲應(yīng)力起主要作用，對于該結(jié)構(gòu)設(shè)計計算時必須考慮彎矩和軸力的組合效應(yīng).

4）波紋鋼綜合管廊回填過程土-結(jié)相互作用明顯，回填結(jié)束時艙外土壓力沿拱軸線并非完全一致，其大小分布與管廊主體結(jié)構(gòu)相對于回填土體的位移狀態(tài)密切相關(guān).