揚州瘦西湖盾構隧道襯砌結構受力的現場試驗研究

梁 霄，柳 獻，陳 健，孔玉清

(1.同濟大學地下建筑與工程系，上海 200092;2.中鐵十四局集團有限公司，山東 濟南 250000)

0 引言

隨著我國城市建設步伐的不斷加快，對城市地下通道的建設需求越來越大。盾構法隧道經過近30年的發展建設，因其對周邊環境影響小、施工不受地表環境條件和天氣條件的限制、適應的地層范圍廣等優越性而得以被廣泛采用。

隧道直徑越來越大，隧道穿越的地層條件也越來越復雜，由于施工階段襯砌結構的荷載及力學機制尚不清晰，越來越多的施工問題凸顯出來，如襯砌結構整體或局部上浮、管片環間的錯臺、管片裂縫、管片局部破損等，這些病害嚴重威脅著盾構隧道的施工和運營安全。因此，對盾構隧道襯砌結構施工階段的受力行為研究有重要意義。

針對盾構隧道施工階段襯砌結構的受力行為研究，當前以理論分析和現場監測為主。朱合華等［1］針對盾構隧道的施工階段、注漿材料及管片接頭的特性提出了有限元模擬方法。陳俊生等［2］采用三維有限元分析的方法，建立一段具有9環管片的盾構隧道數值模型來研究盾構隧道管片施工階段的力學行為。皮景坤等［3］建立了施工過程中的管片受力模型，分析管片上浮的原因并提出了控制管片上浮的措施。葉飛等［4］研究了施工期盾構隧道管片襯砌的受力特性、施工荷載對管片結構造成的影響。魏綱等［5］對盾構隧道施工階段管片注漿段進行受力分析，提出了上浮階段的襯砌環受力模型及計算公式。

近些年國內對管片襯砌結構受力的現場測試也開展了一些研究。張厚美等［6］介紹了廣州地鐵盾構隧道管片壓力現場監測方法，得出盾構隧道圍巖壓力隨時間的變化規律。謝洪強等［7］通過重慶主城排水過江隧道施工期現場試驗研究，得出管片上水壓力隨盾構掘進狀態的變化規律。唐孟雄等［8］依托廣州地鐵2號線工程對盾構隧道施工過程中的管片受力進行了現場監測，并與設計值進行對比后給出設計建議。周濟民等［9］以獅子洋水下盾構隧道為背景，探討管片襯砌結構荷載和內力在施工期和后期隨時間的變化規律?，F有研究多針對地鐵盾構隧道，對大直徑盾構隧道的相關現場試驗研究相對較少。

本文依托揚州瘦西湖大直徑盾構隧道，對管片襯砌結構在施工過程中的結構荷載和內力進行現場追蹤監測試驗，獲取了盾構隧道襯砌結構施工階段的受力規律。

1 工程背景

揚州瘦西湖隧道工程是揚州市城市總體規劃中的重要城市交通通道之一，同時也是目前國內第一座開工建設的雙層雙向行車的盾構隧道。該盾構隧道西自維揚路與楊柳青路的交叉口，東至漕河西路與史可法路的交叉口，下穿國家級風景名勝區蜀岡—瘦西湖風景區內。盾構隧道平面圖如圖1所示。

圖1 揚州瘦西湖盾構隧道平面圖Fig.1 Plane sketch of Slender West Lake Tunnel in Yangzhou

隧道最大覆土厚度約24.2 m，最小覆土為8.0 m。圖2、表1分別為代表性隧道斷面的土層條件及其主要物理力學參數。

圖2 隧道斷面地質剖面圖(單位:m)Fig.2 Geological profile of shield-bored tunnel(m)

盾構隧道管片外徑14.5 m，內徑13.3 m，厚0.6 m，環寬2.0 m，采用10塊“9+1”分塊形式，全環由封頂塊F、2塊鄰接塊L和7塊標準塊B共10塊管片構成。

表1 盾構隧道地層主要物理力學指標Table 1 Main physic-mechanical indices of strata

管片內主筋采用HRB335，縱筋、箍筋及構造筋采用HPB235，混凝土等級為C60，管片鋼筋保護層厚度:迎土側50 mm，背土側40 mm，內部結構鋼筋保護層厚為30 mm。環縫共設置42個M30螺栓，每塊管片縱縫共設置3個M36螺栓。

該盾構隧道采用錯縫拼裝，第10，260管片環的封頂塊左偏22.5°，第75管片環的封頂塊右偏90°，第415管片環的封頂塊左偏90°。同步注漿壓力控制在0.3 MPa。

2 現場試驗方案

2.1 試驗測試斷面及內容

2.1.1 試驗斷面

根據國際隧道協會《盾構隧道襯砌設計指南》［10］中關鍵斷面的選取原則，選取4個管片環作為測試斷面，測試斷面分別為K1+330(第415環):最大覆土斷面;K1+640(第260環):標準斷面;K2+ 010(第75環):最大水深斷面;K2+140(第10環):臨近進洞工作井斷面。測試斷面位置示意圖見圖3。

2.1.2 測試內容

為了得到管片拼裝成環至地層穩定后襯砌結構的荷載及內力，確定試驗測試內容如表2所示。

圖3 測試斷面位置示意圖Fig.3 Locations of the experimental cross-sections

表2 測試內容及儀器表Table 2 Contents and instruments of experiment

2.2 試驗方法

2.2.1 測試斷面傳感器布置

柔性土壓力計、鋼筋計和溫度計的測點布置如圖4所示。

圖4 柔性土壓力計、鋼筋計和溫度計布置示意圖Fig.4 Layout of flexible soil pressure cells，reinforcement bar meters and thermometers

在每個測試斷面的各管片塊中心外側布置1個振弦式柔性土壓力計，每環共10個;在各管片塊中心內外兩側的主筋上各布置1個鋼筋計、溫度計，每環各20個。因此，4個測試斷面共需柔性土壓力計40個，鋼筋計、溫度計均80個。

2.2.2 柔性土壓力計的安裝

柔性土壓力計的安裝采用預埋的方式，其安裝步驟如下:1)在鋼筋籠上焊接預埋件鋼板并在管片內側預埋接線盒;2)從預埋件到預埋接線盒間順鋼筋綁扎電纜;3)管片澆筑養護完成后，取下預埋鋼板，安裝固定鋼框;4)用粘結劑將柔性土壓力計貼到混凝土表面，并在外側設置一層泡沫塑料板或合成橡膠等保護材。安裝過程如圖5所示。

圖5 柔性土壓力計的安裝過程Fig.5 Installation process of flexible soil pressure cells

2.2.3 鋼筋計、溫度計的安裝

鋼筋計和溫度計的安裝也采用預埋的方式，其安裝步驟如下:1)管片澆筑前分別將鋼筋計和溫度計固定在管片內外層的受力主筋上;2)鋼筋計和溫度計固定時需保證其軸線方向與受力主筋方向平行，保證鋼筋計與受力主筋共同受力，溫度計不受力;3)連接光纜平行松弛布置在PVC線管內，將連接光纜引入預留盒內，與主光纜連接。安裝過程如圖6所示。

圖6 鋼筋計及溫度計實際安裝過程Fig.6 Installation process of reinforcement bar meters and thermometers

2.2.4 試驗數據采集

表3 測試頻率Table 3 Measurement frequency

3 試驗結果及分析

現場試驗中對4個管片環在施工期的結構荷載和內力進行了測試。選取具有代表性的第75環的試驗結果進行分析。

3.1 結構荷載的分布規律

第75環襯砌結構荷載測試結果如圖7所示。由圖7可以看出，該環結構荷載隨時間呈減小并趨于平緩的規律;在同步注漿后7 d漿液強度基本可以達到周邊土體強度［11］，即注漿效應已消散;在測試環脫出盾尾后200 d左右，結構荷載趨于穩定。注漿階段(同步注漿到注漿效應消散)結構荷載比穩定后的荷載值高70～100 kPa，與同步注漿時的注漿壓力有關，隨著注漿壓力的消散，結構荷載不斷降低，與圖7中所測結構荷載的變化趨勢一致。

圖7 襯砌結構荷載隨時間變化圖Fig.7 Variation of load on segment structure

表4列出了計算和實測最大結構荷載及穩定后荷載，在測試斷面的右上區域(L1、B1塊)，注漿時實測最大結構荷載大于計算結構荷載;測試斷面的左下區域(B4、B6和B7塊)，注漿時實測最大結構荷載小于計算結構荷載。穩定后的實測荷載均小于計算結構荷載，穩定后的實測荷載值基本為計算荷載值的70%左右，其中B4塊穩定荷載值為計算荷載值的88%。

表4 實測與計算結構荷載比較Table 4 Measured load values and calculated load values kPa

分別選取測試環在同步注漿、脫出盾尾1個月后(注漿效應完全消散后的時間點)的荷載分布進行分析，測試環結構荷載的分布如圖8所示。

圖8 襯砌結構荷載的分布圖(單位:kPa)Fig.8 Distribution of load on segment structure(kPa)

在同步注漿時，結構荷載分布不均勻，F、L1管片塊相鄰，結構荷載差異較大，說明L1塊在盾尾同步注漿孔的位置附近，由于注漿壓力導致其結構荷載明顯大于周邊管片塊所測荷載值;測試環脫出盾尾1個月后，結構荷載分布相對均勻，荷載值相對同步注漿時變小，且頂底處的荷載大于拱腰處荷載。

綜上，在施工過程中的注漿階段，由于注漿壓力的存在，導致襯砌結構荷載大于穩定后的結構荷載;同時，注漿壓力會導致結構荷載的分布不均勻，部分管片塊在同步注漿孔附近導致其注漿階段的結構荷載值大于周邊管片塊的荷載值。

3.2 結構內力的分布規律

結構內力的計算主要是通過各管片塊內外側主筋的應變測試值，考慮鋼筋與混凝土共同受力，將管片簡化為偏心受壓構件進行截面分析計算而得(內力結果均是相對于管片環脫出盾尾時內力的增量值)。所計算的結構彎矩均是內側受拉為正，結構軸力以受壓為正。

圖9為第75環部分管片塊受力主筋的應力變化曲線。分析得到:在脫出盾尾時，鋼筋的應力比較小，在注漿階段，鋼筋應力有所增長，在測試環脫出盾尾200 d左右，鋼筋應力趨于穩定，與結構荷載趨于穩定的時間大體一致。

穩定后的鋼筋應力相比注漿階段的最大值有20 MPa左右的增長。L1、B1塊內側主筋的應力為拉應力，與其管片塊位置(理論上處于內外側受拉區域)相對應，截面為大偏心受壓截面;B6塊內外側主筋均為壓應力，管片塊處于結構底部位置，為小偏心受壓截面。

圖9 第75環部分管片塊鋼筋應力隨時間變化圖Fig.9 Variation of stress of reinforcement bars of segments of No.75 ring

第75環部分管片塊彎矩和軸力的測試結果如圖10和圖11所示。結構彎矩在注漿階段處于波動狀態，在測試環脫出盾尾200 d左右時，結構彎矩有大幅度增長，增量在150 kN·m左右。穩定后B1、B6塊彎矩均為正彎矩，管片內側受拉，與理論分析的結果一致(頂底內側受拉)。

結構軸力在注漿之后持續增加到最大值，而后逐漸減小并趨于穩定。結構軸力趨于穩定的時間也是在測試環脫出盾尾230 d左右，與結構荷載區域穩定的時間大體一致。穩定后的結構軸力是最大軸力的60%左右，注漿作用對結構的軸力影響較大。

圖10 第75環部分管片塊結構彎矩隨時間變化圖Fig.10 Variation of bending moment of segments of No.75 ring

圖11 第75環部分管片塊結構軸力隨時間變化圖Fig.11 Variation of axial force of segment of No.75 ring

3.3 其他測試環

本文主要對具有代表性的第75環的測試結果進行了分析，其他測試環的結果和第75環的結果基本相同。

其他測試環在同步注漿時的結構荷載分布如圖12所示，各測試環的結構荷載分布不均勻，局部管片塊荷載偏大，如第10環的B2、B4塊，第260環的B2塊，第415環的F、B4塊，平均比其他管片塊的荷載高出100 kPa左右。上述結構荷載分布特點與同步注漿孔壓力的不均衡有關。

圖12 各環結構荷載分布圖(同步注漿)Fig.12 Distribution of load on each segment ring(with simultaneous grouting)

在第10，260和415環分別選取具有代表性的1個管片塊，其結構彎矩隨時間的變化如圖13所示。結構彎矩在注漿階段處于波動狀態，在測試環脫出盾尾230 d左右結構彎矩趨于穩定，穩定后的彎矩值較大。和第75環結構彎矩隨時間的變化特點一致。

圖13 各環部分管片結構彎矩隨時間變化Fig.13 Variation of bending moment of each segment ring

在第10，260和415環分別選取具有代表性的1個管片塊，其結構軸力隨時間的變化如圖14所示。結構軸力在注漿之后大幅度增大，之后在測試環脫出盾尾270 d左右趨于穩定。穩定后的結構軸力為最大值的65%左右，注漿作用對結構軸力影響較大。和第75環結構軸力隨時間的變化特點一致。

圖14 各環部分管片軸力彎矩隨時間變化圖Fig.14 Variation of axial force of each segment ring

4 結論與討論

基于揚州瘦西湖盾構隧道管片襯砌施工期和后期的結構荷載和內力進行現場測試結果，得到以下結論。

1)文中所述的現場測試方法可以較為全面準確地得到隧道襯砌結構荷載和內力在施工期的分布。

2)襯砌結構荷載總體隨時間呈先減小后趨于平穩的規律。施工期的注漿作用會使襯砌結構荷載大于穩定后的結構荷載，同時注漿壓力控制不當會導致結構荷載的分布不均勻，在設計時應重點關注。

3)注漿階段(同步注漿到注漿效應消散)，襯砌結構內力處于波動狀態，與各同步注漿孔壓力分布不均有關，穩定后的結構軸力為注漿作用下最大值的60%～65%，注漿作用對結構軸力影響較大。

本文通過現場監測試驗的方法得到了盾構隧道施工期襯砌結構荷載和內力變化規律的一些定性結論，研究方法和結論可為今后類似研究提供參考。

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