0 引言

　　广州某地铁车站建设采用盖挖逆作联合管幕棚盖的施工方法。由于管幕上方覆土较厚，故管幕结构能否安全有效起到支撑作用成为该施工方案的关键风险点。

　　管幕结构是由钢管逐根顶进后通过各钢管间锁扣连接，再向钢管内填充混凝土，向锁扣空隙填充止水材料形成，因此管幕结构单根钢管混凝土构件不考虑管幕间的协同作用，根据其受力方式可视为梁构件。国内对管幕工法的研究主要针对管幕棚盖整体的应用^[1,2,3,4]，国外对钢管混凝土则主要将其作为柱构件进行受力分析研究^[5,6,7]，而对管幕结构钢管混凝土梁构件的相关研究尚不充分。地下工程结构一直遵循横向受力原则，将横向结构构件作为受力验算主要对象，符合平面应变基本假定^[8]。本文结合广州某地铁车站工程条件，对横向管幕结构单根钢管混凝土构件进行多工况受力变形分析。

　　1 工程概况

　　广州地铁某岛式车站，车站净跨25.25m，主体基坑深约33.40m，围护结构为地下连续墙。左线为地下4层车站，受场地条件限制采用盖挖逆作法施工;右线受地下管线原位保护要求制约，为地下3层车站，采用先施工管幕结构再施作顶板进行盖挖逆作的施工方法。右线管幕结构沿车站横向搭设，沿纵向形成管幕棚盖，左线地下1层施工后进行右线的管幕顶进施工，始发端完全搁置于地下连续墙上，接收端搁置于地下连续墙上但不穿透墙面。车站结构横断面如图1所示。

　　2 施工方案

　　在拟建车站的地下连续墙、钢管柱及左线地下1层施工完毕后，进行右线横向管幕结构施工。管幕结构承受上方覆土及行车行人荷载，并将荷载传递至地下连续墙和钢管柱上纵梁，分段施工管幕下方盖板，最后以盖挖逆作的施工方法施工车站各层梁板。管幕结构保护了不可迁改的地下管线，同时控制了地面沉降，降低了工程风险。该方案的最大特点和风险点是将管幕结构作为一种临时结构承担上覆土体压力，与传统沿纵向设置管幕结构不同，该方案以横向管幕结构承受上部荷载，更符合受力原则。

　　3 管幕结构钢管混凝土构件多工况计算

　　3.1 计算方案

　　采用ABAQUS有限元软件建立管幕结构单根钢管混凝土构件模型，同时辅助采用GB 50936—2014《钢管混凝土结构技术规范》^[9]计算钢管混凝土截面刚度及构件承载力设计值，结合结构力学计算梁构件方法，对多种工况下的管幕结构单根钢管混凝土构件进行受力变形分析。

　　图1 车站结构横断面  

　　3.1.1 基本假定

　　1)将钢管混凝土视为两端支承的梁构件，支承形式为“两端铰接”及“一端固定，一端铰接”。

　　2)单根钢管混凝土构件不考虑管幕锁扣的水平连接作用，即不考虑管幕间协同作用，计算结果偏保守。

　　3)根据钢管混凝土构件受荷面积，将上部荷载折算为等效半周分布荷载(作用于构件中性面以上表面半周)和线性荷载(沿构件上表面纵向中心布置)，作用形式如图2所示。

　　图2 钢管混凝土荷载折算形式  

　　4)利用ABAQUS有限元软件进行数值模拟时，分别考虑钢管与混凝土界面剪切滑移和不剪切滑移2种情况。

　　3.1.2 计算工况

　　管幕结构钢管混凝土受力计算工况如表1所示。

　　表1 管幕构件计算工况及结果 

　　注:工况5～8中，固端上部混凝土出现应力集中现象，其固端混凝土拉应力分别为6.07,5.35,6.13,5.26MPa，表中“混凝土纵向最大应力”未包括固端应力集中部分

　　表1 管幕构件计算工况及结果

　　3.2 计算模型

　　管幕结构钢管混凝土构件直径1 200mm，间距1 300mm，钢管厚20mm，钢材为Q345钢，混凝土强度等级为C45。管幕计算跨度为12.5m，上方覆土重度为19k N/m³，覆土厚度为11m，地面超载20k Pa。

　　采用ABAQUS有限元软件建立单根钢管混凝土计算模型，分析其受力变形特点(见图3)。模型中，钢管采用理想弹性本构模型，混凝土采用弹塑性损伤模型;考虑滑移工况时，钢管与混凝土建立有限滑移的表面接触，用摩擦系数为0.3的罚函数定义切向行为，用“硬”接触定义法向行为;考虑不滑移工况，混凝土与钢管通过Tie约束连接;混凝土与钢管网格均采用8结点线性六面体减缩积分单元(C3D8R)。

　　图3 钢管混凝土有限元模型  

　　3.3 荷载计算

　　3.3.1 等效半周分布荷载

　　管幕结构所受上部荷载为:

　　式中:P为管幕上部荷载分布值(kPa);γ为覆土重度(kN/m³)，取19kN/m³;h为覆土厚度，取11m;P_超为地面超载(kPa)，取20kPa。单根钢管混凝土横向受荷宽度取相邻钢管混凝土中心间距1 300mm，将管幕受荷面积内的上部荷载折算为作用于单根钢管混凝土中性面以上表面的等效半周分布荷载为:

　　式中:P₁为单根钢管混凝土承受的等效半周分布荷载(kPa);D为单根钢管混凝土横向受荷宽度(m)，取1.3m;R为钢管混凝土半径(m)，取0.6m。

　　3.3.2 线性荷载

　　将管幕受荷面积内的上部荷载折算为作用于单根钢管混凝土纵向上表面中心的线荷载为:

　　4 计算结果及分析

　　4.1 计算结果

　　管幕结构钢管混凝土构件各工况计算结果如表1所示，其中工况9,10采用文献[9]结合结构力学的方法计算钢管混凝土梁构件的弯矩和变形，计算结果中无混凝土和钢管应力值。

　　4.2 结果分析

　　4.2.1 构件弯矩

　　由表1可知，ABAQUS建立的有限元模型钢管混凝土构件在工况1～4“两端铰接”时的最大弯矩值大于工况5～8“一端刚接，一端铰接”时的最大弯矩值，但在工况9,10“规范计算”中，工况9“两端铰接”的最大弯矩值与工况10“一端刚接，一端铰接”的最大弯矩值相等。主要原因是，“规范计算”与“ABAQUS”的计算原理不同，前者是以结构力学计算梁弯矩的方法作为计算依据，其计算“一端刚接，一端铰接”的弯矩最大值出现在固端且与“两端铰接”出现在跨中的弯矩最大值相等，而后者是以有限元为基本理论，结合构件的材料性能、几何形状对支座约束效果进行模拟。从结果中可以发现，固端约束可以有效减小钢管混凝土构件的最大弯矩值。由文献[9]可知，钢管混凝土构件受弯承载力限值为9 562.95kN·m，可见表1中10种工况最大弯矩值均满足该要求。

　　4.2.2 构件变形

　　由表1可知，对比工况1～4与工况5～8，工况9与工况10可发现，固端约束可显著减小钢管混凝土构件的竖向最大变形值;由工况1,3,5,7分别对比工况2,4,6,8可知，考虑混凝土与钢管界面剪切滑移的工况，其竖向最大变形值稍大于不考虑剪切滑移的工况;由工况1,2,5,6分别对比工况3,4,7,8可知，计算中荷载的分布形式对构件竖向最大变形的影响很小;分别对比工况3与工况9、工况7与工况10可知，“ABAQUS”计算值大于“规范”计算值，这是由于有限元计算对构件的材料性能和几何形状进行了模拟，充分考虑了材料的弹塑性特征，其计算结果更可靠，而结构力学计算则是对材料的刚度通过计算直接设定，对支座的约束效果也未考虑材料弹塑性变化的影响，这也是工况7与工况10结果差异较大的主要原因。由文献[9]可知，管幕结构钢管混凝土构件挠度限值为31.25mm，表1中10种工况竖向最大变形值均满足该要求。工况2的竖向最大变形值最大。

　　4.2.3 混凝土应力

　　分别将工况1,2,5,6与工况3,4,7,8对比可发现，荷载的分布形式对混凝土拉应力的影响差别不大，而“半周分布”荷载的混凝土压应力稍小于“线性分布”;由工况1,3,5,7分别对比工况2,4,6,8可知，考虑剪切滑移的工况混凝土的拉应力和压应力更大。需要注意的是，工况5～8中，由于固端约束作用，构件固端混凝土上部出现应力集中现象，其固端混凝土上部拉应力达到5.26～6.07MPa。根据文献[10]可知，混凝土抗拉强度设计值为1.80MPa，抗压强度设计值为21.1MPa，表1中满足该要求的只有含固端约束且不考虑剪切滑移的工况5和工况7，因此施工中应尽量减小混凝土与钢管界面间的剪切滑移，此外，施工中对于固端约束，应注意固端的加固问题，同时做好固端上部混凝土拉裂后固定端削弱的相应措施，并对构件支承形式为两端铰接的情况进行校核验算。

　　4.2.4 钢管应力

　　根据文献[11]，厚度为16～40mm的Q345钢材抗拉、抗压强度限值为295MPa。由表1可知，工况1～8的钢管应力值均符合规范要求;由工况1～4对比工况5～8可知，固端约束可有效减小钢管应力;由工况1,2,5,6分别对比工况3,4,7,8可知，荷载的分布形式对钢管应力的影响差别不大;由工况1对比工况2、工况3对比工况4可知，构件为两端铰接时，考虑剪切滑移会减小钢管拉应力、增大钢管压应力;由工况5对比工况6、工况7对比工况8，构件一端铰接、一端刚接时，考虑剪切滑移会增大钢管的拉应力和压应力。

　　5 结语

　　通过建立管幕结构钢管混凝土构件模型，并分析计算结果，可得到如下结论。

　　1)对钢管混凝土梁构件变形的计算，ABAQUS有限元软件的计算结果，比利用规范计算构件刚度再结合结构力学计算的结果更为保守。

　　2)管幕结构钢管混凝土构件中，固端约束可有效控制构件的变形和应力，但其固定端上部混凝土易发生应力集中，施工中应注意加固固定端，防止固端破坏，同时做好因固端上部混凝土应力集中拉裂导致的固定端削弱的相应措施，并对构件支承形式为两端铰接的情况进行校核验算。

　　3)计算中钢管混凝土构件上部荷载的不同分布形式(分布于构件中性面以上表面的半周分布荷载和沿构件上表面纵向中心线分布的线性荷载)对构件受力变形计算结果影响较小。

　　4)钢管与混凝土界面间的剪切滑移会增大钢管混凝土构件的竖向变形，同时对混凝土应力和钢管应力也有较不利影响，施工中应注意采取措施减小界面滑移。