烏市某綜合管廊結構設計探討

繆冬建

（上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市200092）

0 引言

地下綜合管廊是21世紀新型城市市政基礎設施建設現代化的重要標志之一，將管線集約化容納在地下綜合管廊中，不但美化了環境，也避免了由于埋設或維修管線而導致路面重復開挖的麻煩。作為國家“一帶一路”發展戰略的核心地區，烏魯木齊市綜合管廊建設也開啟了新的局面。但烏魯木齊市作為其特殊的地域性，也給綜合管廊建設帶來了新的課題。如對抗震要求設計較高，因歷史原因導致有許多長期廢棄并經雜亂無章回填的大面積篩砂（石）坑的地基處理，熱力管道入廊較普遍等與其他城市綜合管廊建設不同的問題。本文結合具體工程項目，對其特殊性提供了經濟合理的可實施方案，對同類工程項目給予參考。

1 工程概況

擬建工程為與道路合建的綜合管廊項目，位于烏魯木齊市城北片區和米東區，全長約12.8 km，三艙（電力艙+綜合艙+燃氣艙），結構外尺寸約12.2 m×5.6 m，基底埋深約9.1 m。標準段總長度為4 888 m，特殊段總長度為7 982 m。特殊段設置有端頭井、交叉口、變電所、出入口、通風口、投料口、引出口等。綜合管廊與道路工程合建，道路紅線約60 m，管廊基本位于道路北側，且在道路紅線內，口部基本布置于道路綠化分隔帶或人行道內。入廊管線有電力、通信、給水、中水、熱力和燃氣（見圖 1、圖 2）。

圖1 綜合管廊沿道路布置示意圖

圖2 綜合管廊標準斷面圖

2 管廊電力艙增設鋼結構平臺

該工程主要特點是入廊管線種類及數量較多，導致電力艙室高度較高（4.6 m），對管線安裝帶來了不便。因考慮到熱力管道尺寸也較大（DN1200），艙室高度不便降低，若將電力艙室分隔兩層，對通風、逃生設置均提高了難度。該工程在實施中增設了鋼結構平臺，平時開啟，用時合蓋，既方便了電纜的安裝，對通風、照明、逃生也均無影響。

3 管廊熱力艙室配筋處理

當管廊內敷設熱力管線時，艙室側壁內外溫差產生的內力須另行計算。參照《給水排水工程鋼筋混凝土水池結構設計規程（CECS 138：2000）》6.1.9條[1]，如考慮內外壁溫差在40℃情況下，若h=300 mm，得 M0=63 kN·m/m，裂縫 ω=0.14，原有設計配筋滿足規范要求。另外，在一般情況下，還可以通過通風來消除內外壁溫差產生的不利作用，且熱力艙室溫度過高也會對給水管道輸水不利。所以，正常情況下是安全的。

此外，還需考慮熱力管道在固定支座處產生的對主體結構水平推力作用的影響。經類似工程經驗，熱力管道固支推力隨管材規格不同有50 kN~2 000 kN不等，考慮到縱向配筋均為構造配筋，對熱力管道處的縱向鋼筋需進行加強。該工程暫按2 000 kN固支推力考慮，經驗算對原有構造配筋16@150提高一檔為18@150，已能夠滿足承載力及裂縫要求。因該工程在設計時，入廊管線未同步參與設計，還未得知后續入廊管線的實際推力，在后續管線入廊設計時，還可以通過支墩調整及補償器的設置來消除部分推力的作用。

4 管廊投料口大開洞的處理

該工程熱力管道和燃氣管道管節長度為8~12 m（數據由熱力辦和燃氣集團公司提供），投料口開洞較大，且上下均對齊開洞，對側墻受力影響較大。一般投料口的開洞位置布置有如圖3和圖4兩種。在無其他特殊原因情況下，一般在總體布置時，就應建議選擇圖3橫斷面A將艙內通道設置于艙室內側。此外，在滿足工藝投料的條件下，應使其開洞長度和寬度盡量小，以提高頂板和中板對側墻的側向剛度。

側墻受力計算主要有兩種方法：理論計算法和三維有限元法。理論計算法可參照《給水排水工程鋼筋混凝土水池結構設計規程（CECS 138：2000）》6.1.4條[1]，當ng≥0.25 m4（HB/b），開洞頂板或中板可視作側墻的不動鉸支承。由公式可知，增加平臺板的寬度和提高平臺板的厚度均對側墻受力較好，且增加平臺板的寬度對側墻受力影響更明顯。經計算比較，該工程無法滿足不動鉸支承條件，即開洞頂板和中板對側墻受力均有削弱影響，需按彈性支承考慮。從圖5外側墻豎向彎矩云圖也可以看出，開洞處側墻的正彎矩最大值位置上移，且中板處的反彎矩點已不明顯了。此時，外側墻的豎向及縱向配筋均需加強。

圖3 投料口橫斷面A示意圖

圖5 外側墻豎向彎矩云圖（單位：kN·m）

另外在ng≥0.25 m4（HB/b）條件較接近時，也可采用增加頂板和中板的寬度（即如圖6所示），但此時對防水設置有一定的影響，可在實際工程中進行取舍。

5 管廊抗震設計

該工程擬建場地抗震設防烈度為8度，基本地震加速度值為0.20 g；屬于設計地震分組第二組，建筑場地類別為Ⅱ類。抗震設防類別：綜合管廊為重點設防類；抗震等級為二級，抗震構造措施須按9度考慮。

綜合管廊現暫無專項的抗震設計規范，設計時可參考《建筑抗震設計規范（GB50011-2010）》（2016版）、《室外給水排水和燃氣熱力工程抗震設計規范（GB50032-2003）》和《城市軌道交通結構抗震設計規范（GB50909-2014）》。按照《建筑抗震設計規范（GB50011-2010）》（2016版）第 14.2.2條和14.2.3條及《城市軌道交通結構抗震設計規范（GB50909-2014）》第6.1.5條規定，綜合管廊可視為平面應變模型，8度區時可僅計算橫向的水平地震作用，必要時宜同時計算結構縱向水平地震作用[2]~[4]。因綜合管廊內部無拱式結構、長懸臂結構或大跨度結構，對豎向地震作用影響不敏感，可不用考慮豎向地震作用。

一般地下構筑物按抗震性能要求可分為三個等級Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ，綜合管廊為重點設防類，參照《城市軌道交通結構抗震設計規范（GB50909-2014）》第3.2.4條所示地震計算需考慮：E2地震作用滿足結構抗震性能Ⅰ和E3地震作用滿足結構抗震性能Ⅱ[4]，此要求比《地下結構抗震設計標準（征求意見稿）》標準要高，故暫按《城市軌道交通結構抗震設計規范（GB50909-2014）》設計是偏安全的。具體計算可按反應位移法或時程分析法，其中時程分析法比反應位移法更符合實際情況，但時程分析法取值參數較困難，而反應位移法比較偏向于理論分析解。在采用時程分析法時，需與反應位移法計算作為對比[4]。

圖6 投料口橫斷面C示意圖

經規范設計驗算，該工程標準段按照裂縫考慮尺寸及配筋，能同時滿足水平橫向地震作用的影響，無需特殊提高處理；但非標準段如交叉口在有框架柱的情況下，須對柱尺寸進行加強，必要時需對中隔墻進行局部加厚處理；而在其他非標準段無框架梁柱僅為箱型結構情況下，原有按裂縫考慮尺寸及配筋也能滿足水平橫向地震作用的影響。究其原因分析，主要是綜合管廊艙室尺寸較小，側墻抗剪能力相對較強，只有在交叉口等跨度較大需設置中間柱的時候才有可能會發生柱子的側向剪切破壞。此外，在設計時也應該注意中隔墻的厚度，一般中隔墻受力較小，較小的寬度即能滿足正常承載力及裂縫要求，但在地震作用下如果中隔墻厚度較薄，也容易產生剪切破壞。這也與1995年日本阪神地震中地鐵站受災最嚴重的大開站實例符合，中柱先出現剪切破壞，從而導致頂板發生坍塌，底板出現反彎點裂縫[5]。所以，中柱及較薄的中隔墻在抗震要求較高的地區保證其軸壓比滿足一定的要求極為重要。此外，還需注意柱子部分構造措施：如柱不能僅僅設置封閉式箍筋，還須加設聯系箍筋，滿足箍筋的肢距以形成網式箍筋；箍筋的間距還要適當地加密，尤其是在柱子的上下端；要保證柱子的截面要求，保證柱子不發生脆性破壞[5]。

地震作用計算，可參照《城市軌道交通結構抗震設計規范（GB50909-2014）》采用反應位移法[4]，將周圍土體作為支撐結構的地基彈簧，結構可采用梁單元進行建模，對管廊結構進行水平橫向地震作用計算，計算簡圖如圖7所示。另外，還須驗算結構的層間位移角以滿足限值要求。

圖7 標準段結構地震工況計算簡圖

綜合管廊水平縱向地震作用可按照《室外給水排水和燃氣熱力工程抗震設計規范（GB50032-2003）》第 5.2.2節及附錄 C.1計算[3]。經驗算，可得出管廊每節段的長度與縱向變位限值的關系。管廊節段越短，越容易滿足縱向變位限值要求，其縱向地震能量被變形縫接頭所吸收；但是節段越短，對防水設計不利。該工程節段按常規取值30 m，均能夠滿足水平縱向地震作用。圖8為綜合管廊沿道路分布范圍圖。

此外，該工程管廊內裝配式支吊架在設計時，也需要滿足《建筑機電工程抗震設計規范（GB50981-2014）》的相關要求[6]。

6 深厚采砂坑地基處理

圖8 綜合管廊沿道路分布范圍圖

根據地勘資料，篩砂坑范圍主要分布于北疆鐵路東側至北京北路、長春北路至田園路、河灘快速路東側華凌市場區域三段，共約2.0 km，基本各呈連貫狀態，與擬建管廊近垂直相交，其開采時間集中于2002年~2010年。擬建場地附近最大開采深度達48 m，開采后經篩選取砂后余料（篩余料）直接回填，其組成物單一，主要為缺少細粒成分的卵石，粒徑集中于20 mm、40 mm及60 mm附近，回填物具大孔隙，呈松散狀態。經現場勘探，認為井孔壁極易坍塌，探井僅能揭露淺層地層。

該工程管廊基礎埋深9~14 m，根據地勘資料，篩砂坑范圍外基礎座落于③卵石及④層卵石層，無需進行地基處理，可作為良好天然地基；篩砂坑范圍內基礎座落于②層素填土，穩定性差、密實度差，欠固結，尚未完成自重固結，屬欠固結土，需進行地基處理。

篩沙坑范圍內的②素填土（篩沙坑篩余料）穩定性差、密實度差欠固結，尚未完成自重固結，屬欠固結土，自身沉降變形尚未完成，力學性質極差，且厚度較大（最大層厚為48 m）。其實景見圖9所示。

該工程篩余料具有孔隙大，缺少細粒成分的卵石等特點。基于項目特點和周邊構筑物情況，并結合烏魯木齊采砂坑常規地基處理經驗[7]，對篩沙坑提出了四種地基處理方案進行比選：注漿法、全部置換+強夯補強、部分置換+強夯法、樁基礎法，方案比選見表1所列。

圖9 ②素填土（篩沙坑篩余料）之實景

因該工程篩余料空隙大，注漿法難以控制；全部置換代價高，且實施操作性較難；部分置換對于對沉降控制要求較高的管廊工程難以保證；而樁基礎法需采用鋼護筒，造價較高，故四種方法均有其優點，同時也有明顯的局限性和不足之處。考慮到東進場高架橋基礎采用樁基礎法，同時從經濟合理的角度對比分析，最終選用部分置換強夯（基底填土厚度≤3 m）+樁基礎法（基底填土厚度＞3.0 m）。

該工程在實施前采用試夯，夯擊能分別選取2 000 kN、4 000 kN和6 000 kN，夯間距均為4.5m。試夯后依據《建筑地基檢測技術規范》（JGJ 340—2015）并結合地基平板載荷試驗檢測確定：夯擊能2 000 kN的試驗區夯后承載力特征值為120 kPa~150 kPa；夯擊能4 000 kN的試驗區夯后承載力特征值為150 kPa~300 kPa；夯擊能6 000 kN的試驗區夯后承載力特征值為300 kPa。結合現場動探擊數判定：2 000 kN夯擊能的試驗區地基土夯后0~3m深度內呈稍密~中密，3.0 m以下為松散~稍密，影響深度約3.0 m；4 000 kN夯擊能的試驗區地基土夯后0~1 m深度內呈稍密~中密，1~4 m深度內呈中密~密實，4.0 m以下為松散~稍密，影響深度約4.0 m；6 000 kN夯擊能的試驗區4.0 m以上填土主要為卵石及漂石，4.0 m以下為天然卵石層，地質條件較好，0~6 m深度內土體呈中密~密實。

表1 采砂坑地基處理方案比選一覽表

從試夯結果也可看出，強夯影響深度范圍有限。該工程周邊雖無較密的建構筑物，但局部區域有地下管線且有高壓鐵塔，夯擊能較大會對周邊有影響，原設計方案（3 m以內換填夯實）是可行的。同時樁基礎采用鋼護套筒施工也可以防止篩余料塌孔的問題出現。

另外，在樁基礎設計時，還需要考慮篩余料為欠固結土對樁基樁側負摩阻力的影響。同時，試樁時也須注意其不利因素的影響。

縱觀可看出，采砂坑地基處理的選取與項目特點、周邊構筑物情況及篩余料的特點有很大關系。該工程篩余料空隙率大，注漿難以控制，但若在篩余料范圍小或空隙率還可以的情況下，注漿法也可以選取，烏市城北主干道綜合管廊工程采砂坑處理即是選用的注漿法；而同樣的烏市某住宅小區即是采用的全部置換碾壓+部分強夯+復合地基的處理方法[7]。以上所列實際案例地基處理方式最終選取也有因其他原因所致。

7 結論

本文通過對烏市某具體工程案例結構設計過程中所遇到的實際問題的探討，提出相應的處理方案，以便為后續類似工程提供借鑒，主要結論如下：

（1）管廊艙室高度不宜過高，但若實際條件不允許情況下，也可以通過設置可開啟的鋼結構平臺以解決此問題。

（2）熱力管道入艙時，熱力艙室內的側壁及頂底板均須考慮溫差及管道支座推力的影響。

（3）投料口大開洞對側墻受力影響較大，且開洞宜設置在靠艙室內側。

（4）管廊抗震設計須著重注意中柱和中隔墻的受力。結構抗震情況下除須滿足承載力的要求，還須滿足軸壓比和層間位移角限值。另外，須注意柱子箍筋的肢距和間距，提高柱子的抗剪能力，避免柱子發生脆性破壞。

（5）對于烏市普遍會遇到的采砂坑的問題，要結合項目特點和周邊構筑物情況，并針對篩余料的特點，選取合適的地基處理方案。地基處理結束后，還須重視并加強沉降變形觀測，以確保工程建設安全。