斜交條件下預制拼裝地道結構設計研究

錢文斐，李忻軼，姜 炯

［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

目前，對于橋梁[1]、綜合管廊[2]、沉管隧道[3]、矩形盾構隧道[4]等正交條件下的矩形箱型結構已開展了大量的預制拼裝工藝研究并付諸于工程實踐中。本文以上海S7 公路一期工程為例，針對斜交條件下預制拼裝地道結構進行分析研究，以期為矩形箱型結構預制拼裝工藝的進一步拓展提供借鑒。

1 工程概況

上海S7 公路一期工程為上海市預制拼裝示范工程，預制拼裝化率超過95%。其中聯楊路下穿G1501，共有 2 處地道，分別為 NE 匝道、SE 匝道。

工程所處地形較為平坦，場區淺層存在軟土、厚填土、明浜等不良地基地質現象，對設計施工存在一定影響。自上而下主要巖土層分布情況如下：①1層填土、②層黃- 灰黃色黏土、③層灰色淤泥質黏土、④層灰色淤泥質黏土、⑤1層灰色黏土、⑥層暗綠-黃色粉質黏土。場地內地下水類型有潛水及承壓水，地下水位隨氣候、季節及環境影響而變化。勘察期間，地下水位埋深為0.58～3.10 m，高程為4.25～0.06 m，承壓水對本工程無影響。

本文擬以NE 匝道為例，對斜交條件下預制拼裝地道結構受力情況進行分析研究。NE 匝道地道斜交角度為67°，垂直于軸線方向的結構寬度為16.0 m，其中結構凈空寬度為14.6 m，側墻厚度為0.7 m；結構高度為6.25 m，其中結構凈空高度為4.85 m，頂、底板厚度均為0.7 m。

NE 匝道地道平面面、橫斷面、剖面見圖1~圖3。

圖1 NE 匝道地道平面圖（單位：mm）

圖2 NE 匝道地道橫斷面（單位：mm）

為了便于預制節段制作、運輸，吊裝，地道結構軸向與斜邊平行分為2 塊，橫斷面分為上下2 塊“C”型結構，共形成4 個單元，單個單元的尺寸為17.382 m×5.112 m×3.125 m，質量約 213.3 t。

圖3 NE 匝道地道剖面（單位：mm）

對于縱向接縫，采用垂直于斜邊的預應力鋼筋形式；對于環向接縫，采用凸凹榫形式，與通常環向接頭形式的不同之處在于其未設置豎向預應力鋼筋；縱、環向接縫間均勻涂抹環氧拼縫膠。

縱向預應力鋼筋接頭大樣圖見圖4，環向凸凹榫接頭大樣圖見圖5。

圖4 縱向預應力鋼筋接頭大樣圖（單位：mm）

圖5 環向凸凹榫接頭大樣圖（單位：mm）

2 結構計算模型

對于預制拼裝結構，需進行吊裝、運輸及運營3種工況下的受力分析。考慮到吊裝、運輸工況下受力分析相對簡單，本次重點研究運營工況。采用三維實體單元模擬結構，針對環縫設置凸凹榫接頭的預制拼裝結構體系（以下簡稱“體系一”）與封閉框架的現澆結構體系（以下簡稱“體系二”）2 種結構體系受力性能進行對比分析。

結構計算軟件采用Midas/Civil， 主體結構采用六面體實體單元（見圖6），凸凹榫界面采用僅受壓彈簧模擬，底板邊界條件采用彈簧模擬，基床系數為20 000 kN/m3。

圖6 三維實體單元計算分析模型

荷載基本組合條件下，荷載值分布情況見圖7。

圖7 荷載基本組合示意圖

3 結構受力及變形

基于結構安全考慮，地道結構的頂、底板及側墻均按受彎構件進行計算，計算出彎矩值即可進行配筋設計。根據軟件后處理成果輸出方式及參照現行《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG 3362—2018）條文說明4.2.4，需將三維實體單元輸出的正跨方向應力值轉換為頂、底板斜跨方向彎矩值及側墻正跨方向彎矩值。具體思路如下：

首先，根據式（1）算出側墻正跨方向的彎矩值；然后，根據式（2）計算頂、底板斜跨跨中方向彎矩值；最后，根據式（3）計算頂、底板斜跨支座處彎矩值。

式中：M 為正跨方向彎矩值；W 為截面抗彎模量；σ+（-）為截面正跨方向最大正（負）應力值。

式中：M鉸正為頂、底板構件在鉸接支撐邊界條件下計算跨度為15.3 m（正跨方向）的跨中彎矩值；M鉸斜為頂、底板構件在鉸接支撐邊界條件下計算跨度為15.3/sin 67° m（斜跨方向）的跨中彎矩值。

式中：M固正為頂、底板構件在固定支撐邊界條件下計算跨度為15.3 m（正跨方向）的支座處彎矩值；M固斜為頂、底板構件在固定支撐邊界條件下計算跨度為15.3/sin 67° m（斜跨方向）的支座處彎矩值。

3.1 頂板

體系一的頂板頂、底面正跨方向應力分布見圖8、圖9。

圖8 頂板頂正跨方向應力云紋圖

圖9 頂板底正跨方向應力云紋圖

體系二的頂板頂、底面正跨方向應力分布見圖10、圖11。

圖10 頂板頂正跨方向應力云紋圖

圖11 頂板底正跨方向應力云紋圖

頂板頂、底關鍵位置的應力差值見表1。

表1 頂板頂、底正跨方向應力差值一覽表

由圖8~圖11 和表1 可知：2 種體系下，頂板頂、底正跨方向應力分布形態相近，且應力差值相差不大，即彎矩值相差不大，2 種體系下的差值范圍為3%~10%。

3.2 底板

體系一的底板頂、底面正跨方向的應力分布見圖12、圖13。

圖12 底板頂正跨方向應力云紋圖

體系二的底板頂、底面正跨方向應力分布見圖14、圖15。

圖13 底板底正跨方向應力云紋圖

圖14 底板頂正跨方向應力云紋圖

圖15 底板底正跨方向應力云紋圖

2 種體系下，底板頂、底關鍵位置應力差值見表2。

由圖12~ 圖15 和表2 可知：2 種體系下，底板頂、底正跨方向應力分布形態相近，且應力差值相差不大，即彎矩值相差不大，2 種體系下的差值范圍為5%~13%。

表2 底板頂、底正跨方向應力差值一覽表

3.3 側墻

體系一的側墻臨、背土側正跨方向應力分布見圖16、圖17。

圖16 側墻臨土側正跨方向應力云紋圖

圖17 側墻背土側正跨方向應力云紋圖

體系二的側墻臨、背土側正跨方向應力分布見圖18、圖19。

圖18 側墻臨土側正跨方向應力云紋圖

圖19 側墻背土側正跨方向應力云紋圖

2 種體系下，側墻迎土側、背土側關鍵位置應力差值見表3，點1～點8 的具體位置見圖3。

由圖16~圖19 和表3 可知：2 種體系下，側墻臨土側、背土側正跨方向應力分布有一定的差別，側墻與頂、底板交接處點1~ 點4 的應力差值（即彎矩值）相差范圍為3%~11%，在凸凹榫位置附近點5~ 點8的應力差值（即彎矩值）相差范圍為7%~22%。

3.4 凸凹榫處應力

體系一凸凹榫處最大主應力絕對值（見圖20）在臨土側基本為拉應力，其分布范圍約占1/4， 最大值為-6 331.6 kPa；而在背土側基本為壓應力，其分布范圍約占3/4，最大值為12 481.1 kPa。

圖20 凸凹榫處最大主應力絕對值云紋圖

體系二相同位置處最大主應力絕對值（見圖21）在臨土側基本為拉應力，其分布范圍約占1/2， 最大值為-5 885.8 kPa；而在背土側基本為壓應力，其分布范圍約占1/2，最大值為3 215.1 kPa。

圖21 相同位置封閉框架體系最大主應力絕對值云紋圖

表3 側墻迎、背土側正跨方向應力差值一覽表

綜上可知：（1）2 種體系相同位置臨土側結構單元最大主應力均呈現拉應力，而背土側結構單元均呈現壓應力，從而產生彎矩作用；（2）凸凹榫與封閉框架體系相同位置臨土側拉應力比值為1.08，背土側壓應力比值為3.88。

3.5 凸凹榫接縫處張開值

進一步研究體系一凸凹榫接縫處的張開值。

凸凹榫接縫處節點位移見圖22 和表4。

圖22 凸凹榫處位移

表4 凸凹榫處節點位移一覽表 mm

通過以上計算分析得出：結構側墻凸凹榫處發生了向臨土側的位移，接縫處最大張開值為0.44 mm（節點195762 與節點55777 在 Z 方向上的位移 DZ之差值，即 -15.311 -（-15.751）=0.44），接縫處張開值與現場觀測結果基本一致。

4 結 語

（1）對于斜交條件下預制拼裝地道縱縫采用凸凹榫接頭的結構體系，頂板、底板、邊墻（除凸凹榫位置外）關鍵位置處的彎矩值與封閉框架體系下的差別不大，差值基本在13%以內。

（2）工程設計通常假定凸凹榫處采用鉸接邊界條件模擬，這樣計算的結果為凸凹榫處不承受彎矩，且水平向位移值較大。而本次研究成果為凸凹榫處由于拉、壓應力可以產生彎矩，且水平位移值僅為鉸接條件下的40%（按鉸接計算，水平位移值為18.2 mm）。這說明對于凸凹榫接縫采用鉸接進行模擬存在不合理之處。

（3）為了方便工程設計中的結構計算分析，體系一的受力計算模型可考慮利用體系二的等效計算模型，但需將凸凹榫位置處彎曲值進行適當提高，為安全起見，可考慮提高20%~30%。

（4）本研究成果已運用于上海S7 公路一期工程中，并取得了良好的經濟效益及社會效益。整個工程已于2019 年10 月18 日全線通車。本研究成果可以為類似工程提供參考與借鑒。