深埋雙圓盾構隧道襯砌荷載模式及其接頭效應分析

晏啟祥,程 曦,何 川,劉 記

(西南交通大學土木工程學院,成都 610031)

1 概述

隨著我國城市化進程的加快,我國許多城市都開始建設地下軌道交通系統,由于盾構技術具有安全性高、對環境影響小、機械化程度高等優點,成為我國城市地鐵區間隧道施工的主體方法之一。近年來,盾構技術又有了新的發展,機械化程度提高的同時，矩形盾構、橢圓形盾構、球形盾構以及雙圓盾構等異形盾構隨之出現。其中，雙圓盾構在地鐵雙線區間隧道中的推廣使用較快,在日本已用于工程試驗近2 km,我國也首次在上海市軌道交通M8線黃興綠地站至翔殷路站區間隧道使用了雙圓盾構。雙圓盾構橫斷面為2個搭接的圓形斷面,相對于一個大的單圓隧道和2個獨立的中等大小的單圓隧道,具有開挖面積小、施工速度快、工程造價低、有效利用地下空間等優點[1]。雙圓盾構技術因與單圓盾構技術有較大的繼承性,并在技術指標和經濟指標上比較符合中國的國情,因此必將成為盾構技術進步的新起點和新突破,在我國具有非常廣闊的市場前景。然而,目前國內對于雙圓盾構隧道的研究工作開展較少[2～5],這一現狀不利于雙圓盾構技術在中國的推廣。因此,有必要進一步研究雙圓盾構隧道的荷載特征及其力學形態,尤其是接頭剛度對其內力的影響規律。

2 雙圓盾構隧道結構分析模型

雙圓盾構隧道襯砌計算模型與單圓盾構隧道大體相同,主要有勻質圓環模型、等效剛度圓環模型、自由鉸圓環模型、彈性鉸圓環模型四種,其中采用較多的是勻質圓環模型和梁-彈簧模型[6～8]。勻質圓環模型不考慮管片接頭的影響,假定管片環為自由變形的彈性勻質圓環,其接頭具有和管片主截面同等剛度EI,如圖1所示。而梁-彈簧模型認為管片接頭具有不同于管片的彎曲剛度,其承擔的彎矩與其剛度成正比。計算時將接頭用旋轉彈簧、切向彈簧和徑向彈簧來分別模擬管片的轉動,擠壓和錯動等相互作用,如圖2所示。根據國內外有關試驗研究結果,旋轉彈簧的轉動剛度Kθ通常為10 000～100 000 kN·m/rad。

圖1 勻質圓環模型

圖2 梁-彈簧模型

3 深埋雙圓盾構隧道的地層荷載

目前,國內雙圓盾構隧道荷載確定無成熟的經驗或公式,這里基于單圓盾構隧道的Terzaghi公式[9],在考慮雙圓盾構隧道特征的基礎上將其推廣,提出一個雙圓盾構隧道的荷載計算模式。由于雙圓隧道中間存在中柱,盾構脫環后中柱旋即開始承受壓力,因此,按整個開挖跨度計算垂直壓力必然偏大；若盾構施工沒有地層損失,且管片環在地層未來得及發生變形前就與地層密貼并支護,那么隧道計算松動壓力的寬度應選擇雙圓隧道的一半進行。但實際施工中,由于盾構施工導致的地層損失,中柱頂部地層在盾構脫環瞬間會發生一定的變形,加上中柱頂部的管片不可能和地層做到十分密貼,所以雙圓盾構隧道松動壓力的計算值在半結構寬度與整個開挖寬度對應的松動壓力之間選取比較合適。有鑒于此,雙圓隧道豎向荷載應當選取圖3陰影外輪廓線與拱頂之間的土柱荷載,即陰影外輪廓線為深埋雙圓盾構隧道的塌落拱曲線。根據圖3陰影外輪廓線包圍的范圍,可將雙圓盾構隧道的豎向荷載近似處理成圖4的形狀,即在單圓松動壓力的基礎上增加中柱頂部一定范圍的附加壓力,即陰影部分土柱的面積以及中柱與兩側拱肩所夾部分土體自重,并將增加的兩部分地層壓力近似簡化成三角形分布。

圖3 塌落拱曲線示意

圖4 荷載模式

根據圖4,雙圓盾構隧道頂部垂直壓力及其中柱頂部壓力為

(1)

式中q——隧道垂直均布壓力，kN/m2；

q′——隧道中柱頂部附加壓力，kN/m2；

qz——中柱與兩側拱肩所夾三角形塊體自重，kN/m2；

γ——地層重度，kN/m3；

P0——附加荷載；

ξ——附加荷載修正系數,一般取ξ=0.5～0.7；

H1——隧道中柱頂部到地面的距離，m；

H——隧道頂部到地面的距離,m。

作用在雙圓盾構隧道襯砌上兩側的水平地層壓力見式(2)

(2)

式中D——單圓隧道的外直徑，m；

φ——地層計算摩擦角。

作用在雙圓盾構隧道襯砌中柱兩側水平地層壓力見式(3)。

(3)

4 工程算例

某地鐵雙圓盾構隧道襯砌處于均質砂性土地層當中,隧道頂部埋深20 m。襯砌由預制鋼筋混凝土管片拼裝而成,每環管片由8塊A型標準塊(A1～A8弧形管片)、1塊B型(海鷗形管片)、1塊c型(小海鷗形管片)、1塊D型(中立柱連接B塊與c塊)共11塊管片構成,相鄰兩組管片之間采用錯縫拼裝；管片寬1 200 mm、厚350 mm,混凝土密度2 500 kg/m3,彈性模量3.25×107kPa。圍巖地層徑向彈簧的剛度為5.275 2×103kN·m/rad,地層切向彈簧的剛度取為2.638 kN·m/rad,地層密度為2 010 kg/m3,雙圓襯砌管片拼裝如圖5所示。采用本文的地層荷載模式對雙圓盾構隧道進行受力分析,其有限元模型見圖6。其中,管片接頭用旋轉彈簧、徑向彈簧和切向彈簧模擬,建模時管片襯砌的幾何中心均為混凝土的形心。

圖5 雙圓襯砌管片拼裝(單位：mm)

分別采用勻質圓環模型和梁-彈簧模型進行分析,其中,梁-彈簧模型又針對旋轉彈簧3種剛度進行計

圖6 雙圓襯砌有限元模型

算,以揭示旋轉彈簧剛度對結構內力的影響。4種計算工況獲得的內力最大值見表1。由于工況三中接頭剛度可以認為接近無窮大,其內力計算結果與工況一非常接近,因此,圖7僅將工況一、工況二和工況四3種情況下管片的彎矩、軸力和剪力進行對比,分別見圖7中(a)、(b)、(c)所示。

從表1和圖7可以看出：考慮接頭影響的管片內力大小和分布與不考慮接頭的勻質圓環相比變化較大。

表1 各種工況內力值對比

圖7 雙圓盾構隧道內力圖

(1)彎矩。接頭的存在使最大正彎矩變大,最大負彎矩變小,變化的幅度在50%左右,影響最大的部位出現在隧道頂部,其一方面使頂部負彎矩分布區域顯著縮小,另一方面還導致了頂部彎矩值成倍減小,這一現象與隧道頂部連續較近存在兩個接頭有關。旋轉彈簧剛度對彎矩值影響較大。旋轉彈簧剛度降低后,除中柱底部及其附近的彎矩值出現增大外,其余部位幾乎均減小。工況四相對于工況二,最大正彎矩值增大約10%,最大負彎矩減小約36%。可見,旋轉彈簧剛度是影響彎矩具體量值的一個重要因素。

(2)軸力。相對而言,接頭的存在對軸力的影響不大。存在接頭和不考慮接頭相比,前者在隧道中柱頂部附近兩個接頭之間及其附近范圍內,軸力略有減小,而其余部分管片的軸力都略有增大,但變化幅度都不大。隧道中柱頂部局部軸力、底部與管片的結合處局部軸力變化均很小。改變旋轉彈簧剛度對軸力值的影響也較小。工況四相對于工況二,最小軸力值增大不足3%,最大軸力值減小不足2%。

(3)剪力。接頭的存在與否對管片剪力的作用方向影響不大,而對剪力的量值影響較大。從圖7(c)可以看出,它們相差約22%。接頭對管片剪力影響較大的區域是隧道中柱底部及其附近部位。在中柱底部,剪切力為正值,存在接頭時,該區域剪力的最大值增大近22%。總體上看,存在接頭時,除中柱底部及其附近的剪切力出現增大外,其余部位幾乎均減小。工況四相對于工況二,最大剪力與最小剪力均增大了近5%。可見旋轉彈簧剛度減小,其剪力會增大。

5 結語

利用旋轉彈簧、徑向彈簧和切向彈簧等接頭單元,在提出的雙圓盾構隧道地層荷載模式條件下,模擬了雙圓盾構隧道的接頭效應,特別是抗彎剛度(旋轉彈簧模擬)對襯砌內力的影響。該荷載模式處于半結構寬度與整個開挖寬度對應的松動壓力之間,是一種更加切合工程實際的荷載取值方法。通過模擬發現,在特定地層作用下,雙圓盾構隧道管片的接頭對軸力影響較小,對剪力和彎矩的影響較大；接頭的存在使剪切力增大,但對其最大值影響不大；接頭使管片彎矩的正負分布區域發生較大變化,且使正彎矩增大,負彎矩減小,這一點與直覺認識接頭的存在使得襯砌變柔,各部位正負彎矩都會變小并不相符。管片接頭對雙圓盾構隧道管片襯砌內力的影響是一個復雜的問題,尤其相對單圓襯砌而言,雙圓盾構隧道中間增加了中柱,管片襯砌的內力與單圓盾構隧道將發生很大變化。由于上述分析結果是在特定地層條件下獲得的,因此并不具普遍性,但其揭示了一個問題,即在特定地層條件下,雙圓管片襯砌考慮接頭效應的分析結果可能會比勻質圓環的分析結果更加不利,這時,純粹按照勻質圓環模型進行結構設計將難以保證雙圓盾構隧道的安全。因此,建議在采用勻質圓環模型進行雙圓盾構隧道設計時,必須采用梁-彈簧模型進行校核。

[1] 王路虎,宋 博,等.雙圓盾構隧道襯砌錯縫拼裝整環試驗及結構分析[J].地下工程與隧道,2001(1).

[2] 吳曉峰,周 健,董 鵬.軟土地層中雙圓盾構法隧道的抗震分析[J].工程抗震,2004(8).

[3] 宋 博.地下隧道雙圓盾構施工技術研究[J].建筑施工,2004,26(2).

[4] 袁金榮,周裕倩,等.雙圓盾構隧道襯砌結構設計及參數研究[J].巖土工程學報,2005,27(6):638-641.

[5] 張承斌,馮 偉,周文波.雙圓盾構隧道管片襯砌的拼裝內力分析[J].力學季刊,2005,26(3):482-485.

[6] 尹旅超,朱振宏,李玉珍,等譯.日本盾構隧道新技術[M]. 武漢:華中理工大學出版社,1999.

[7] 劉建航,侯學淵.盾構法隧道[M].北京:中國鐵道出版社,1991.

[8] 朱 偉,譯.隧道標準規范(盾構篇)及解說[M].中國建筑工業出版社,2001.

[9] 張鳳祥,朱合華,傅德明.盾構隧道[M].北京：人民交通出版社,2004.