装配式波纹钢综合管廊施工回填过程受力特性试验研究

张海力，张 钰，杨和平，宋 杰，刘保东

（1.中冶京诚工程技术有限公司，北京 100176；
2.北京交通大学 土木建筑工程学院，北京 100044）

自2013 年起，国务院、住房与城乡建设部、发改委相继出台了一系列管廊相关政策，大力推进我国综合管廊建设，城市地下综合管廊进入快速发展时期［1］.近几年来，随着波纹钢结构的广泛应用，装配式波纹钢综合管廊（Prefabricated Corrugated Steel Utility Tunnel，PCSUT）作为一种新型管廊形式逐渐应用于我国市政工程领域，其主体结构采用波纹钢管结构代替传统混凝土结构.与混凝土管廊相比，PCSUT 具有施工工期短、施工便捷、造价低、维修方便、抗变形能力强、使用寿命长、绿色环保等诸多优点［2］.目前，波纹钢管廊已在山东、河北、青海、江苏、广东等多个省份得以应用，且已经有波纹钢管廊相关技术标准出台［3-4］.

波纹钢管结构作为PCSUT 的主体结构，国内外学者已对其结构特性开展了大量研究，如静载特性［5-6］、动载特性［7-8］、地震作用［9-10］、特殊地形［11］、长期性能［12］等.对于波纹钢管结构施工过程受力特性方面，文献［13］利用刚度等效原则将波纹钢板简化为平钢板，建立了二维有限元模型，对施工过程中波纹钢管涵变形及内力进行了计算分析，结果表明：管涵施工过程中变形及内力变化比较明显，特别是当回填到拱顶位置时变形及内力响应更为显著.文献［14］通过现场试验和数值模拟相结合的方法，对施工回填过程中波纹钢管涵拱顶土压力分布及变化进行了分析，研究发现当管顶以上填土到达一定高度时，管顶上方将产生“正土拱效应”.文献［15］通过对依托工程进行现场试验，测试分析了波纹钢管廊内部管线支架的安装对施工过程中管廊关键截面应变及内力变化的影响，结果表明施工前提前安装内部支架，截面最大弯矩值将有所减小，有利于波纹钢管廊受力.文献［16］借助数值计算方法，分析了沟槽壁坡度、沟槽宽度、拱顶以上覆土厚度、管周回填土刚度、管周回填土压实作用等因素对波纹钢管变形、内力、竖向土拱系数的影响规律，分析结果显示拱顶覆土厚度、回填土刚度以及施工过程填土压实作用对结构受力特性影响较大.

由以上分析可知，波纹钢管结构受力特性主要由变形、应力、内力、土压力等结构自身或其外侧土体特性来反映，同时波纹钢综合管廊作为典型的柔性结构，施工过程作为关键环节直接影响管廊施工结束时的最终受力状态以及长期运营阶段的受力性能.而目前对于波纹钢管结构施工回填过程的研究多基于数值计算方法，相关实体工程监测试验较少，且大多现场监测试验仅对位移（变形）、应变（应力）、土压力三者中某一项或两项进行监测，难以全面反映波纹钢结构施工回填过程受力特性.因此，本文以河北省衡水市武邑县某多舱装配式波纹钢综合管廊为工程依托，选取三个监测断面对施工过程中结构位移、应变、舱外土压力进行现场监测试验，以明确波纹钢综合管廊施工过程中结构变形规律、舱体应力分布规律以及舱外土压力分布情况.研究成果可全方面解释装配式波纹钢综合管廊施工回填过程受力特性，为后续研究、设计、施工提供案例支撑.

依托工程为河北省衡水市武邑县PCSUT 工程，全长1 651.65 m.管廊主体为波纹钢管结构，总长度1 164.03 m，主体结构通过混凝土节点连接.管廊分综合舱及燃气舱，综合舱为单层双舱结构，包含水热舱及电力舱，舱室之间采用防火板分离.燃气舱单独成舱，为单层单舱结构.

试验段选在4#与5#混凝土节点之间，断面布置如图1 所示.管廊主体结构波纹钢板均采用Q235B钢材，综合舱板厚为6 mm，燃气舱板厚为4 mm，波纹形状均为200 mm×55 mm，板片之间环向及纵向接缝均采用8.8 级M20 高强螺栓进行搭接.综合舱采用管拱形（Pipe-Arch）截面形式，跨径6.5 m，矢高4.798 m.燃气舱采用门拱形（Door-Arch）截面形式，跨径2 m，矢高2.6 m.施工现场原状土体为粉质黏土，回填土体采用消石灰与粉质黏土的混合物，体积比为3∶7（简称“三七灰土”）.波纹钢板及回填土材料特性见表1.

图1 断面图（单位：mm）Fig.1 Cross-section view (unit:mm)

表1 波纹钢板和回填土材料特性Tab.1 Material properties of corrugated steel plate and backfilling soil

2.1 监测断面与测点布置

本次监测试验共设置3 个监测断面，如图2 所示.回填过程对每个断面综合舱及燃气舱舱体位移、舱体应变、舱外土压力进行监测，单个断面测点布置如图3 所示.

图2 监测断面（单位：mm）Fig.2 Monitoring sections (unit:mm)

图3 测点布置（单位：mm）Fig.3 Measuring point arrangement (unit:mm)

综合舱每个断面设置15 个舱体位移测点，燃气舱每个监测断面设置9 个舱体位移测点，采用全站仪KTS440R4LCN 测量每个测点水平向及竖向位移.应变测点布置于舱室内侧管壁，每个测点同时对波峰及波谷位置环向应变进行监测.应变传感器采用光纤光栅应变传感器CS-FBG-SS.回填过程使用便携式光纤解调仪FT1611-10001 测量传感器内部光纤波长值，之后再将波长变化值转化为应变值，从而实现对测点应变的量测.光纤光栅对温度和应变都非常敏感［5］，因此监测过程采用K 型温度探头并配合使用温度采集仪TES-1310 量测各测点温度值以实现温度补偿，进而得到回填施工引起的测点应变变化值.土压力传感器选用单膜振弦式土压盒FS-TY-04，并采用便携式振弦采集仪FS-FP01 读取数据.施工回填过程依次将各测点土压力盒埋设在舱外10 cm 的位置，并保证土压力盒感应面平行于舱体，以实现对测点位置法向土压力的监测.

2.2 回填过程与监测工况

分层回填过程如图4 所示，回填到17 层（含）之前，每回填30 cm 监测一次，17 层之后每回填30 cm或60 cm 监测一次.因燃气舱采用门拱形断面形式，为防止施工过程产生过大变形，回填开始前在燃气舱内设置横撑限制水平向变形.横撑位置位于燃气舱2W、2E 测点下方约10 cm 的位置，横撑纵向间距1～1.5 m 不等.第13 层监测完毕后拆除燃气舱内部横撑，并增加一次监测.

图4 回填分层示意图Fig.4 Schematic diagram of soil layers during backfilling

根据填土高度可将回填过程分为4 个阶段：第①阶段（0～0.9 m）为开始回填至回填到综合舱起拱线位置；
第②阶段（0.9～2.4 m）为综合舱起拱线位置到燃气舱拱顶位置；
第③阶段（2.4～3.9 m）为燃气舱拱顶位置到综合舱拱顶位置；
第④阶段（3.9～6.9 m）为综合舱拱顶位置直到回填结束.

3.1 位移分析

3.1.1 综合舱位移

以断面2 为例，综合舱舱体位移随填土高度变化情况如图5 所示，其中竖向位移以上移为正、下移为负，水平向位移以向东侧移动为正、反之为负.

由图5 可知，第①、②阶段管廊先整体产生沉降，之后随着回填土体侧向挤压作用的增大，各测点沿竖向整体上移.水平向位移监测值波动较大，规律不明显.进入第③阶段后，两侧填土对综合舱挤压作用增大，拱顶7U 测点大幅上移，回填到3.9 m时达到最大值.6W、6E 测点在回填到3.6 m 之前同样表现为上移趋势，回填到3.6 m 时达到最大值，之后进入下降段.其他测点在本阶段均表现为下降趋势.从水平向位移来看，第③阶段综合舱拱顶以下、起拱线以上区域2W～6W、2E～5E 测点受到填土挤压而大幅内移，同样在回填到3.9 m 时部分测点（4W、5W、4E、5E）达到水平向位移最大值.7U、6E测点以及起拱线及以下测点（0W、1W、0E、1E）水平向位移相对较小.第④阶段回填到综合舱拱顶之后，全部测点整体下降，拱顶7U 测点下降值最大，最下方0W 测点下降值最小，回填结束时拱顶测点基本回到初始位置.第④阶段各测点水平向位移规律比较明显，西侧1W～5W 测点由第③阶段整体内移转化为本阶段整体外移，东侧1E～5E 测点与之类似.拱顶区域6W、7U、6E 测点在此阶段基本无水平位移.最下方0W、0E 测点在前3 个阶段水平位移较小，规律性不明显，而在此阶段受到舱体上方填土的重力作用，管廊竖向净空减小，0W、0E 测点受到挤压向外侧移动，水平向位移值显著增大并在回填结束时达到最大值.

图5 综合舱位移变化（断面2）Fig.5 Displacement variation of comprehensive compartment (Section2)

由上述分析可知，回填到综合舱拱顶时结构竖向位移及水平向位移相对较大，此时结构处于相对不利状态.而回填到拱顶之后结构受到上覆土的重力作用，竖向位移及水平向位移均开始恢复，同时部分测点因结构竖向变形挤压而水平向外移动.

3.1.2 燃气舱位移

燃气舱舱体位移随填土高度变化情况如图6 所示，其中竖向位移以上移为正、下移为负，水平向位移以向东侧移动为正、向西侧移动为负.

由图6 可知，由于燃气舱舱体为“门拱形”截面形式，竖向矢高大于水平向跨径，结构竖向相对变形小，因此各测点竖向位移变化趋势一致，变化值接近.由此可知，回填过程燃气舱竖向位移以整体沉降为主.

图6 燃气舱位移变化（断面2）Fig.6 Displacement variation of gas compartment (Section2)

相比于竖向位移而言，各测点水平向位移差异较大.第①、②阶段水平向位移波动较大，变化规律不明显.第③阶段燃气舱西侧1W～4W 测点基本无水平向位移，而拱顶5U 测点以及东侧1E～4E 测点向西侧移动，这主要是由燃气舱东侧填土挤压作用引起的.第③阶段回填到3.6 m 时拆除内部横撑，拆横撑阶段各测点无明显位移变化.第④阶段燃气舱整体往东侧移动，但东西两侧测点位移幅度不同，其中西侧1W、2W、3W 测点位移幅度大于东侧测点，因此第④阶段燃气舱舱体在水平向会有所收敛.由此可知，由于燃气舱截面形状的特殊性，其西侧水平向位移受综合舱的挤压影响比较明显.

3.2 应变及应力分析

3.2.1 截面应变关系

根据平截面假定，波纹钢板在弯矩和轴力的组合作用下产生了最后的应变结果，因此可利用截面应变关系将应变监测结果分解为弯矩引起的弯曲应变和轴力引起的轴向应变［17-18］.波纹钢板截面应变关系为

式中：εM为弯曲应变；
εN为轴向应变；
εC为波峰应变测量值；
εV为波谷应变测量值；
h为波高，mm；
t为壁厚，mm.

对式（1）和式（2）进行整理，可通过波峰及波谷应变测量值计算截面弯曲应变及轴向应变为

将弯曲应变和轴向应变乘以弹性模量即可得相应的应力值.

3.2.2 综合舱应力

取3 个断面应变监测结果平均值对综合舱及燃气舱舱体应力进行分析.回填各阶段综合舱断面应力分布如图7 所示.

由图7 可知，第①阶段结束时各测点应力值较小，沿拱轴线分布规律不明显.第②阶段施工结束时回填土已到达燃气舱拱顶位置，此时应力分布已经比较明显，各测点波峰及波谷应力基本反向.整个截面沿拱轴线共存在4 个反弯点，分别位于1W 测点、6W 测点、6E～5E 测点之间、1E 测点.第③阶段与第④阶段随着填土高度的增大，各测点应力值均相应增大，同时第②阶段产生的4 个反弯点不断内移，说明回填过程中截面应力分布随截面位移及弯曲状态而发生变化.

图7 回填各阶段综合舱断面应力分布Fig.7 Stress distribution in comprehensive compartment at each backfilling stage

回填结束时，波谷最大应力出现在1W 测点位置，应力值为-208.53 MPa，波峰最大应力出现在0E 测点位置，应力值为134.33 MPa，均小于Q235 钢材屈服强度.

根据式（1）～式（4）求得断面各测点弯曲应力及轴向应力，施工结束时二者分布情况如图8 所示.弯曲应力沿拱轴线变化幅度较大，共存在4 个反弯点，而轴向应力沿拱轴线基本一致，应力值非常接近，且均为负值（环压）.轴向应力相较于弯曲应力而言非常小，截面各测点应力值主要由弯曲应力决定.因此，对于装配式波纹钢综合管廊的设计过程，不能仅依据传统“环向压力理论”对截面应力进行验算，还必须考虑弯矩作用.

图8 回填结束时综合舱断面应力分布Fig.8 Stress distribution in comprehensive compartment after backfilling

3.2.3 燃气舱应力

回填各阶段燃气舱断面应力分布如图9 所示.由图9 可知，第①阶段结束时各测点应力值较小，沿拱轴线分布规律不明显.第②阶段施工结束时回填土已到达燃气舱拱顶位置，此时各测点波峰及波谷应力基本反向，波峰、波谷最大值均出现在拱顶位置.整个截面沿拱轴线方向共存在2 个反弯点，分别位于4W～5U 测点之间以及5U～4E 测点之间，2 个反弯点位置基本关于燃气舱中心线对称.进入第③阶段后波峰及波谷应力分布更加明显.第③阶段与第④阶段应力分布比较接近，但第④阶段结束时西侧测点应力值整体大于东侧测点，2 个反弯点位置相应外移.结合气舱位移分析结果可知，回填结束时燃气舱西侧受综合舱挤压作用影响，拱轴线弯曲程度较大，因此西侧测点应力值整体大于东侧测点.

图9 回填各阶段燃气舱断面应力分布Fig.9 Stress distribution in gas compartment at each backfilling stage

回填结束时，波峰及波谷应力最大值均出现在西侧2W 测点位置，波峰最大应力为-105.99 MPa，波谷最大应力为70.01 MPa，均小于Q235 钢材屈服强度.

燃气舱断面弯曲应力及轴向应力最终分布情况如图10 所示.除4W 测点外，截面各测点轴向力应力值沿拱轴线比较接近，而弯曲应力明显大于轴向应力，且沿拱轴线变化幅度较大.说明燃气舱应力与综合舱应力类似，截面应力主要由弯曲应力控制.但相较于综合舱而言，燃气舱轴向应力所占比例大于综合舱，进一步说明波纹钢结构施工过程同时受弯矩及轴力双重作用，设计计算时必须对二者同时进行考虑.

图10 回填结束时燃气舱断面应力分布Fig.10 Stress distribution in gas compartment after backfilling

3.3 舱外土压力分析

3.3.1 综合舱土压力

回填结束时综合舱各断面舱外土压力分布如图11 所示.由图11 可知，断面土压力呈“环压”状态，但土压力值沿拱轴线并非完全相同.观察拱顶测点至两侧起拱线测点之间的土压力变化，自拱顶7U 测点至左右两侧3W、3E 测点之间土压力值变化幅度较小，而3W、3E 测点下方起拱线附近土压力增大幅度较大.

PCSUT 为典型的柔性结构，其柔度大，土-结相互作用效应明显，不同结构形式土压力分布差异性大，国内外规范土压力分布模型难以统一.因此，将土压力实测结果与土柱法计算值进行对比，进一步解释波纹钢综合管廊回填过程土-结相互作用机制［14］.

由图11 可知，3W～7U 及7U～3E 测点之间土压力实测值小于土柱法计算值，说明该段拱轴线范围内回填土体挤压管体向内移动，表现为“主动土压力”特征.对于拱顶7U 测点，由于其土压力值小于土柱法计算值，因此拱顶测点附近回填土体呈现出“正土拱效应”.而1W～3W 以及1E～3E 之间土压力实测值大于土柱法计算值，主要原因在于管廊受上覆土重力作用致使该段拱轴线范围内波纹钢管产生外移挤压外侧土体，舱外土压力表现为“被动土压力”.

图11 回填结束时综合舱各断面土压力分布Fig.11 Cross-section earth pressure distribution around comprehensive compartment after backfilling

3.3.2 燃气舱土压力

回填结束时燃气舱各断面土压力分布情况如图12 所示.由图12 可知，自1W 测点至1E 测点土压力沿拱轴线表现出先减小后增大再减小再增大的规律，拱顶位置以及拱肩位置土压力相对较大，拱腰位置土压力相对较小.燃气舱西侧由于受到综合舱挤压作用，土压力总体大于东侧，特别是西侧1W 测点受综合舱影响最大.

图12 回填结束时燃气舱各断面土压力分布Fig.12 Cross-section earth pressure distribution around gas compartment after backfilling

同样，将燃气舱舱外土压力实测值与土柱法计算值进行对比，发现拱顶（5U）及拱肩（4W、4E）附近土压实测值与土柱法计算值接近，而拱腰（2W～3W、2E～3E）附近土压力实测值小于土柱法计算值.与综合舱类似，产生该结构的原因与燃气舱各测点位移状态相关.由于燃气舱各测点竖向相对位移较小，舱体自身竖向变形不大且整体表现为均匀沉降的趋势，因此拱顶附近呈现出“无土拱”状态，土压力值与土柱法计算值接近.而燃气舱拱腰附近受到回填土的挤压作用产生内移，外侧土压力表现为“主动土压力”.

1）回填到综合舱拱顶时综合舱竖向位移及水平向位移相对较大，此时结构处于相对不利状态，而回填到拱顶之后结构受到上覆土的重力作用，竖向位移及水平向位移均开始恢复，同时部分测点因结构竖向变形挤压而水平向外移动.

2）燃气舱由于其截面形状的特殊性，回填过程各测点竖向位移值接近，水平向最大位移发生在拱腰位置.

3）波纹钢综合管廊舱体应力可分解为由弯矩引起的弯曲应力和由轴力引起的轴向应力，在施工回填过程中弯曲应力起主要作用，对于该结构设计计算时必须考虑弯矩和轴力的组合效应.

4）波纹钢综合管廊回填过程土-结相互作用明显，回填结束时舱外土压力沿拱轴线并非完全一致，其大小分布与管廊主体结构相对于回填土体的位移状态密切相关.

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