裝配式混凝土結構綜合管廊橋設計

顧保貴

［同濟大學建筑設計研究院（集團）有限公司，上海市200092］

0 引 言

城市綜合管廊是建于城市地下用于容納兩類及以上城市工程管線的構筑物及附屬設施[1]，是城市基礎建設的重要組成部分。城市綜合管廊作為城市現代化、科技化、集約化的標志，近年來得到廣泛關注和發展。

綜合管廊沿線常遇到各種障礙設施，一般會采用倒虹的方式予以通過，但如碰到重要的現狀地下管線或深溝、河谷等，采用倒虹方式則會造成管廊埋深大、施工難度高、經濟性較差，此時采用架空式綜合管廊橋則更為合理。

對于綜合管廊橋，目前一般采用鋼桁架結構形式，其結構受力明確，設計方法與常規橋梁類似，但鋼桁架結構對防腐性要求較高，而防腐涂層的保護年限一般為10～20 a，與綜合管廊工程100 a 的結構設計使用年限不匹配，勢必會增加后期管理養護的難度。另外一種較少采用的則為混凝土結構形式的綜合管廊橋，其與接線段的地下管廊在斷面上銜接順暢，封閉輪廓能隔絕外界不確定因素干擾，對后期管養要求不高。

國內對混凝土綜合管廊橋的結構設計方面研究較少，相關文獻[2]對某架空式綜合管廊橋進行了設計，但對結構受力未深入分析，計算深度稍顯不足。結合某工程實例，對混凝土綜合管廊橋的結構設計展開研究，對其提出了一些設計建議，供類似工程參考借鑒。

1 工程概況

某綜合管廊工程采用三艙斷面形式，燃氣艙、電力艙和綜合艙凈寬分別為1.7 m、2.2 m 和3.2 m，外壁板厚0.4 m，內壁板厚0.3 m，總寬8.5 m。艙室凈高3.4 m，頂底板厚0.4 m，總高4.2 m。標準橫斷面如圖1 所示。

圖1 綜合管廊標準橫斷面（單位：cm）

綜合管廊工程沿線需穿越中緬石油管道和天然氣管道，石油管道管徑813 mm，天然氣管道管徑1 016 mm，兩管道中心間距約為12.6 m，平面上與管廊中心線呈81.7°交叉。經過與管道權屬部門的溝通和征詢，確定采用綜合管廊橋的形式進行跨越。

根據相關法律及規程[3]要求，結合管道權屬部門的批復文件，此次綜合管廊橋設計時主要考慮以下因素：

（1）橋下凈高在滿足結構安全的前提下，最大限度予以保留，以方便后期管道檢修和維護。

（2）管廊橋承臺基礎與管道水平間距不小于5 m。

（3）在管道兩側各5 m 范圍內，施工期間禁止取土、堆放重物和?？科鹬卦O施。

綜上，綜合管廊橋跨徑定為單跨30 m，具體布置如圖2 所示。

圖2 橋型布置圖（單位：cm）

由于管道兩側一定范圍內不允許堆放重物，少支架整體現澆的施工方案不可行，且考慮到綜合管廊結構整體重量達到了912 t，起吊難度大、施工風險高，該工程最終采用了裝配式施工方法，以保證施工安全。

2 綜合管廊橋結構斷面設計

2.1 綜合管廊斷面與橋梁箱形斷面對比

綜合管廊結構與橋梁單箱多室的箱形截面存在諸多類似，但又有所不同。針對該工程，另外選取了某30 m 簡支現澆箱梁橋，對兩者的主要結構尺寸及構造進行了對比，見表1。

表1 綜合管廊與現澆箱梁對比

從表1 可以看出，綜合管廊若要成為橋梁結構，需重點考慮以下問題：

（1）綜合管廊的結構梁高較大，而腹板寬度相對較小，特別是中腹板處，承托之間的腹板高度與寬度之比達到了11 倍，因此腹板穩定性是首先需解決的問題。

（2）綜合管廊由于內部管線布置及檢修需要，不宜在箱內設置整片橫梁。橋梁橫梁的作用主要是加強各片梁體的橫橋向聯系，保證在荷載作用下各片梁體能共同受力。考慮到綜合管廊橋主要受自重等恒載作用，各片梁體受力差別較小，當每片梁的端部均設置支座時，其受力實際上接近于單梁受力，存在不設置橫梁的可能，但需通過計算定量分析予以驗證。

2.2 結構斷面優化

該工程采用裝配式施工方法，為施工方便，在保證綜合管廊各艙室內部凈空不變的前提下，對結構斷面進行了適當優化，具體調整如下：

（1）適當減小了頂底板厚度，減輕吊裝重量。

（2）結構腹板高度較大，為保證腹板混凝土澆筑振搗密實，以及梁端預應力鋼束錨具和張拉空間要求，將腹板厚度統一調整為35 cm。

（3）為增強單片梁的腹板穩定性，腹板與頂底板之間均設置加腋，將邊梁外形調整與中梁一致。

通過上述措施，將綜合管廊橋轉化成四片相同的工字梁，采用預制場地分片制作、現場吊裝后進行橫向拼接的方法，從而實現了裝配化施工（見圖3）。

圖3 綜合管廊橋支點橫斷面（單位：cm）

3 綜合管廊橋的有限元計算分析

該工程針對2.1 節中提出的兩點問題，采用Midas FEA 有限元軟件建立全橋實體模型，考慮作用包括結構自重、二期恒載（管線、支架等）、預應力、梯度溫度（見圖4）。施工階段模擬了以下四個階段：

圖4 實體單元計算模型

CS1：工字梁梁體預制，張拉預應力鋼束。

CS2：橫向濕接縫施工，形成整體。

CS3：二期恒載施工。

CS4：成橋階段。

3.1 屈曲分析

屈曲分析主要用于研究結構在特定荷載下的穩定性，可得到結構的臨界荷載系數和對應的屈曲模態。

通過對結構各個施工階段的屈曲分析，對比后得知，預應力張拉完成后橫向濕接縫尚未參與受力時是結構穩定性最不利階段，對應的第一階屈曲失穩臨界荷載系數為30.44，結構的穩定性良好。屈曲模態如圖5 所示，表現為腹板頂層橫向失穩。

圖5 單片梁第一階屈曲模態

事實上結構穩定性受到很多因素影響，如腹板寬度b、頂底翼緣板寬度B、梁高H 和跨徑L 等。在上述分析的基礎上做一定的延伸探討，在該工程梁高和跨徑確定的前提下，分別研究梁體腹板寬度和頂底翼緣板寬度對其穩定性的影響，結果見表2。

表2 不同結構參數下單梁穩定性分析

通過分析表2 可以得出以下結論：

（1）腹板寬度和頂底板寬度對單梁穩定性影響很大，增加腹板寬度或頂底板寬度可顯著提高單梁屈曲失穩臨界荷載系數。

（2）在吊裝重量（單梁自重）一樣的情況下，增加頂底翼緣板寬度對提高單梁屈曲失穩臨界荷載系數更為有效。

3.2 工字梁的受力分析

選取跨中斷面，四片工字梁在各個施工階段的正應力分布情況如圖6～圖9 所示。

圖6 截面正應力分布（CS 1）（單位：MP a）

圖7 截面正應力分布（CS 2）（單位：MP a）

圖8 截面正應力分布（CS 3）（單位：MP a）

圖9 截面正應力分布（梯度升溫工況）（單位：MP a）

從圖6 可知，在橫向拼接之前，四片工字梁均為單梁受力形態，應力無差別。通過施加預應力，工字梁截面已有一定的壓應力儲備。圖7～圖9 顯示，橫向拼接完成后，同一高度上各片工字梁的應力有一定的差異，最大差別在0.45 MPa，整體上四片工字梁受力區別不大。后澆濕接縫也會參與縱向受力，呈現頂板濕接縫受壓、底板濕接縫受拉的狀態。

4 結構計算

4.1 縱向計算

根據前述結論，各片梁體受力基本一致，故可采用梁單元近似分析。利用Midas Civil 軟件建立全橋模型，通過施工階段聯合截面來模擬濕接縫施工前后截面的變化（見圖10）。

圖10 梁單元縱向計算模型

梁單元模型和實體單元模型的正應力結果羅列于表3。

表3 梁單元模型和實體單元模型的正應力結果單位：MP a

從表3 可以看出，兩種模型的正應力計算結果差別不大，實體單元由于可以考慮正應力沿橫橋向的不均勻分布，其計算結果較為精確，但實體模型建模稍顯復雜，且不便于按照規范進行相應驗算。梁單元模型雖然計算結果稍顯粗糙，但在可接受的誤差范圍內，更適合工程應用，因此可采用梁單元模型進行綜合管廊橋的縱向計算，按規范[4]分別對其承載能力極限狀態和正常使用極限狀態進行驗算，此處不再細述。

4.2 橫向計算

橫向計算按照框架進行模擬，將各種管線荷載按照其實際大小和位置施加于對應的單元節點，計算模型如圖11 所示。

圖11 橫向計算模型

橫向計算類似于箱形截面橋梁橋面板的驗算，由于綜合管廊橋主要受恒載作用，不像橋梁還需承受車輛荷載，其計算較為簡單明確，且各艙室寬度不大，一般不控制設計。橫向可按普通鋼筋混凝土構件進行頂底板及腹板的配筋設計，此處也不再贅述。

5 細節設計

以上內容主要針對綜合管廊橋的結構設計，而細節設計往往對其施工及建成后的使用功能有直接影響，應引起足夠重視。結合該工程，設計提出以下幾點建議：

（1）防排水設計。綜合管廊橋的頂面應設置一定的縱橫坡以方便雨水迅速排出，邊梁頂板外側翼緣下方可設置滴水槽以減輕雨水對結構的侵蝕，同時綜合管廊橋應設防水層阻止水流滲入結構。

（2）變形縫設計。綜合管廊橋和接線段管廊之間需留縫處理，縫寬可根據計算需要確定。變形縫的樣式可參照建筑結構屋面變形縫和外墻變形縫進行設計，需注意變形縫的防水要求。

（3）綜合管廊橋和接線段管廊由于基礎形式不一，需考慮兩種結構的不均勻沉降，采取合理措施，避免過大沉降差造成內部管道損壞。

（4）梁體腹板內的預應力鋼束線形應考慮支架預埋件的影響，避免鋼束直線段與支架預埋件在同一高度上的情況。

（5）工字梁在預制、運輸、起吊過程中，應注意保持梁體的橫向穩定，防止傾覆。架設后應采取有效措施加強橫向臨時支撐，并及時焊接濕接縫鋼筋，以增加梁體的穩定性和整體性。

6 結 語

綜合管廊橋可有效解決特殊情況下管廊跨越障礙物的問題。裝配式綜合管廊橋結構形式新穎，相比于整體現澆施工，其無須搭設支架，避免了對現有管線的影響；相比于整體預制吊裝，其吊裝體積、質量大幅度減小，施工安全性得到保障。

經過分析，裝配式綜合管廊橋的穩定性良好，受力較為明確。裝配式綜合管廊橋具有一定的應用前景，目前在國內尚不多見，如何更加合理設計還需在工程實踐應用中不斷完善解決。