大直徑江底盾構隧道襯砌結構受力現場測試與分析

梁 禹 ，蘇文輝，2，方理剛，陽軍生

(1．中南大學土木工程學院，湖南 長沙 4 10075;2．長沙市城投基礎設施建設項目管理有限公司，湖南 長沙 4 10000)

0 引言

在城市修建越江公路盾構隧道時，受線路設計限制、交通流量大等影響，致使隧道埋深淺且斷面較大。以往實測資料表明，在施工階段管片容易發生軸線偏移、管片錯臺與破損、環間螺栓剪斷、滲漏水等安全事故的發生，嚴重影響著隧道施工與運營的安全。施工經驗表明，管片直徑越大，拼裝時發生質量問題的可能性就越大。

過江盾構隧道工程地質和水文地質條件復雜，管片直徑較大，結構力學問題突出［1］。在施工階段，管片受力狀態與正常狀態有較大差別。此外，采用泥水盾構在湘江地區尚屬首次，在設計時并無相似的工程實例供參考，需積累大量實測數據以了解其變化規律。通過在管片內外埋設相關監測儀器，對管片拼裝及穩定后其承受內力和外荷載的情況進行監測與分析。基于不同時期管片內外力的監測結果，找出管片受力分布規律，反饋指導施工，對于南湖路湘江隧道及今后本地區其他隧道設計與施工具有重要的參考意義。

盾構隧道襯砌結構現場測試是對施工及運營期間管片襯砌結構實際受力狀況和圍巖體穩定性進行原位跟蹤測試，是解決隧道結構力學問題的有效手段［2］。何川等［3］以南京地鐵穿越砂性地層盾構隧道為研究對象，實測數據表明管片環承受水、土壓力在脫模后將很快增加并迅速達到峰值;李云麗［4］、何川等［5］、周濟民等［6］以獅子洋水下盾構隧道為背景，對管片襯砌在施工期和后期所受外荷載和結構內力進行長期現場追蹤，總結襯砌結構外荷載和內力隨時間的變化規律;張厚美等［7］介紹廣州地鐵盾構隧道管片壓力現場監測方法，得到盾構隧道圍巖壓力隨時間變化規律，指出結構設計時外荷載取值應適當考慮盾尾注漿壓力影響;魏綱等［8］采用修正慣用法對比研究了管片在正常設計階段與上浮狀態下受力的不同，在上浮狀態下管片結構彎矩、剪力、軸力都有大幅度增加，對結構受力不利。

目前，國內基于直徑6 m左右的地鐵盾構隧道實測數據較多［9-10］，但對于直徑大于10 m的大斷面過江隧道實測數據較少。本文以長沙南湖路湘江盾構隧道為背景，對管片襯砌在施工期和長期所受外荷載及結構內力進行現場追蹤測試;對監測數據進行詳細分析，總結襯砌結構外荷載和內力隨時間變化規律;采用梁-彈簧計算模型對大斷面管片結構內力分布形態進行研究。

1 工程概況及現場測試方案

1．1 工程實例

長沙市南湖路湘江隧道位于湘江橘子洲頭以南約100 m，隧道盾構段采用雙管單層型式，分為南北2線穿越湘江。過江段盾構隧道總長2 722．516 m，隧道埋深最淺處僅6．73 m。隧道過江段大部分處于中-強風化礫巖地層中，場地附近斷裂構造較多，隧址部分穿越裂隙密集帶。

隧道管片外徑 11．3 m，內徑 10．3 m，管片厚50 cm，環寬2 m，采用環向分塊9塊(每塊均為40°，“6+2+1”模式)的通用楔形環，環間錯縫拼裝，管片強度標號C50。

1．2 現場測試方案

根據南湖路盾構隧道工程地質條件，在隧道南線選取1個代表性測試斷面。該斷面里程為SK1+198，位于江底段中心處，隧道頂部埋深約為10．56 m，通過地層主要為強風化礫巖和中風化礫巖，其中強風化礫巖巖體較破碎，節理裂隙發育，風化程度較高且分布不均［11］。監測斷面地質剖面如圖1所示。

對施工及運營期間圍巖體荷載及管片襯砌結構實際受力狀況進行原位測試。圍巖外荷載通過管片外表面土壓力傳感器進行監測;管片受力監測通過對內外側混凝土所受拉壓應力測試，然后通過力學計算綜合得出結構設計所需彎矩及軸力。測試管片測點布置位置如圖2所示。

在管片目標環拼裝好后即開始現場測試，監測頻率為3次/d，之后逐漸降低。整個監測過程持續直至隧道竣工，可得到施工過程中、后期作用在管片襯砌結構上的荷載變化情況。

圖1 測試斷面地質剖面圖Fig．1 Geological profile

圖2 測試管片測點布置示意圖Fig．2 Layout of monitoring points

2 現場測試數據分析

2．1 襯砌外側徑向壓力分布規律

襯砌外側徑向壓力雷達分布如圖3所示。選取2個代表性監測點數據進行時態分析，如圖4所示。根據施工階段的不同，將測試管片環所受徑向壓力(土壓力盒測試結果為水、土壓力及注漿壓力之和)的變化分為3個階段:管片環剛脫出盾尾階段、二次注漿階段及后期穩定階段。管片剛脫出盾尾時，管片受徑向壓力有一定增長;二次注漿階段，徑向壓力達到峰值，隨著漿液凝固，徑向壓力產生回落，直至趨于穩定。

由圖3可知，測試環管片脫出盾尾后，整體徑向壓力偏低，但部分測點壓力較大，分布極不均勻，左側拱頂至拱腰處壓力明顯大于其他測點。測得最大徑向壓力在B5測點處，為208 kPa，已接近按全覆土理論計算的土壓力;最小徑向壓力在L2測點處，僅為25 kPa。此時，測試環管片處于偏壓狀態，管片脫出盾尾后發生了上浮及管片破損的現象。經分析，主要原因是該地區存在破碎帶以及同步注漿質量不高而造成偏壓狀態所致。

圖3 不同階段徑向壓力分布雷達圖(單位:kPa)Fig．3 Distribution of radial pressure in different stages(kPa)

圖4 典型測點徑向壓力隨時間變化曲線Fig．4 Time-dependent curve of radial pressure at typical monitoring points

由于前期注漿質量不高，且圍巖條件破碎，測試環管片拼裝完1 d后即進行了二次補漿。從壓力分布形態看，整體呈現拱頂和拱底低、拱腰高的規律，最大徑向壓力在B4及F測點處，為456 kPa和432 kPa;最小徑向壓力在B1測點處，為210 kPa。此時管片環受注漿壓力影響較大。

管片拼裝完成7～10 d后，其外側漿液已基本凝固，水土壓力也逐漸趨于穩定，此時管片外側所受徑向壓力基本不再發生變化。相對于注漿階段，此時管片外圍徑向壓力有一定回落，且分布形態較均勻，成“馬鞍”狀。由于注漿后漿液在管片環外周形成漿液硬化包裹層，漿液體將壓力分擔給測點鄰近襯砌結構，使個別測點土壓力測試數據偏小。這種現象在現實工程存在，但多數測點數據具有規律性。此時測得最大徑向壓力在L1測點處，為315 kPa。其余測點數值接近隧道上部全覆土計算荷載。

2．2 襯砌結構內力分布規律

襯砌結構內力分布規律現場實測管片環彎矩、軸力雷達分布如圖5和圖6所示。試驗環脫出盾尾后，結構彎矩變化不大。最大正彎矩(62 kN·m)位于B4管片處，最大負彎矩(-90 kN·m)位于L1管片處;結構軸力整體呈右側較大、左側較小的非對稱分布。管片脫出盾尾后受偏壓荷載，對于結構受力不利。

圖5 不同階段彎矩分布(內側受拉為正)(單位:kN·m)Fig．5 Distribution of bending moment in different stages(pull on inner side means positive)(kN·m)

圖6 不同階段軸力分布(受壓為正)(單位:kN)Fig．6 Distribution of axial force in different stages(compression means positive)(kN)

待同步注漿、二次補漿施工完成后，測試管片環逐漸穩定。此時，受水土壓力作用，管片環彎矩、軸力分布與剛脫出盾尾時有明顯變化。彎矩、軸力測試值均有較大幅度增加。從彎矩形態分布來看，結構彎矩呈斜向45°對稱分布，L2側管片受壓，B4和B5處受拉。結構最大正彎矩(395 kN·m)位于B5管片處，最大負彎矩(-259 kN·m)位于L2管片處。此時軸力分布較均勻，管片右側軸力稍大。個別測點軸力有一定波動，但變化幅度不大，平均軸力介于1 900～2 500 kN。

圖7為測試環典型測點隨時間變化曲線。由圖7可知，相對于剛脫出盾尾階段，管片環后期結構內力有較大幅度的增長。如軸力從脫出盾尾時的300～800 kN增長至后期1 900～2 500 kN，且隨著監測的進行，仍然有小幅度的增長。因此，在運營期間應保持對襯砌結構內力進行監測分析，以及時對隧道安全做出合理評判。

圖7 典型測點內力隨時間變化曲線Fig．7 Time-dependent curve of inner force at typical monitoring points

3 管片襯砌受力計算分析

在管片拼裝完成脫出盾尾后，管片承受的外荷載主要有管片自重、圍巖水土壓力、注漿壓力、漿液浮力、千斤頂殘余推力和螺栓摩阻力等。由于現場施工環境復雜，管片受外荷載較多且變化較大，因此在施工階段無法準確得到某一時刻管片所受荷載的大小。但由上文測試結果可知，注漿壓力及漿液浮力是引起外荷載及結構內力變化的主要因素。基于施工參數，反推得到管片所受注漿壓力及漿液浮力合力F為119 kN/m，方向為豎直向上。將F作為豎直均布荷載作用于管片上部，利用梁-彈簧法［12］對管片進行受力分析。地層法向彈簧剛度為28 MN/m;管片接頭彈簧剛度為70 MN/m，地層及管片切向彈簧剛度設置為無窮大。外荷載及彈簧分布情況如圖8所示。

圖8 外荷載及彈簧分布示意圖(單位:kN/m)Fig．8 Distribution of external load and spring(kN/m)

計算所得管片彎矩和軸力圖如圖9所示，其中實線為穩定狀態下彎矩和軸力包絡線，虛線為受合力F作用下彎矩和軸力包絡線。

圖9 內力變化對比圖Fig．9 Comparison of inner force

管片受施工荷載作用后，管片各個部位彎矩值和軸力值均有所增長，其中管片拱底、拱腰部位彎矩值和軸力值增長最快。從整體看，管片最大彎矩值增長了22%，最大軸力值增長了13%。分析表明，隧道掘進過程中產生的施工荷載增加了管片的內力，影響了管片的質量安全，易造成管片破損、碎裂等工程事故，并且影響盾構隧道的安全使用性和耐久性。

4 結論與建議

基于南湖路湘江隧道管片在施工期和后期所受外荷載和結構內力的測試結果，得到以下結論。

1)根據施工階段的不同，將測試管片環所受徑向壓力的變化分為3個階段。施工期間管片脫出盾尾后，結構受到地質條件、施工條件、外荷載等多向因素作用，容易形成偏壓狀態，引起局部荷載集中，對結構受力不利。二次補漿產生的注漿壓力及漿液浮力對管片受力影響極大，管片內力增幅明顯，對管片安全實用性和耐久性不利，要注重對注漿壓力及注漿量的控制。由于漿液的包裹作用，在穩定階段管片外荷載分布與理論計算值稍有不同，但多數測點數據仍具有規律性。

2)在穩定階段，管片環彎矩、軸力分布與剛脫出盾尾時有明顯變化，彎矩、軸力測試值均有較大幅度增加。受偏壓作用，結構彎矩呈斜向45°對稱分布，結構最大正彎矩(395 kN·m)位于B5管片處，最大負彎矩(-259 kN·m)位于L2管片處。此時軸力分布較均勻，管片右側軸力稍大。個別測點軸力有一定波動，但變化幅度不大，平均軸力介于1 900～2 500 kN。

3)相對于剛脫出盾尾階段，管片環后期結構內力有明顯增長，且隨著監測的不斷進行，管片內力特別是軸力仍然有小幅度的增長。因此，在運營期間應繼續對襯砌結構內力進行監測分析，及時對隧道安全做出合理評判。

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