動力作用下盾構隧道接頭破壞行為研究

李　彬，李彬嘉，晏啟祥，林文凱

(1.鐵道第三勘察設計院集團有限公司，天津　300000；2.西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，成都　610031)

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動力作用下盾構隧道接頭破壞行為研究

李彬1，李彬嘉2，晏啟祥2，林文凱2

(1.鐵道第三勘察設計院集團有限公司，天津300000；2.西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，成都610031)

為揭示盾構隧道接頭在高速列車動力撞擊下的破壞行為，通過建立盾構隧道三維數值模型，對螺栓開裂與否兩種工況下的管片接頭破壞情況進行分析對比，同時捕捉管片接頭與螺栓的動態開裂過程。研究結論：是否引入螺栓開裂對于管片縱向接頭的開裂情況有較大影響，引入螺栓開裂后管片縱向接頭部位不會出現完全破壞的單元，但其裂縫張開度總體上反而有所增大。撞擊荷載下，管片縱向接頭率先出現開裂的部位均為彎螺栓處，且環向彎螺栓呈環狀斷裂破壞，縱向直螺栓縱向剝離破壞。

盾構隧道；動力作用；管片襯砌；接頭螺栓；開裂行為

1　概述

盾構隧道由于有機械化程度高，掘進速度快等優點，在高速鐵路建設中得到了越來越廣泛的應用，特別在穿越江河湖海等富水地區時，其優點更為明顯，如深港客運專線獅子洋隧道[1]、杭長客運專線錢塘江隧道[2]等。

隨著盾構隧道修建數量的增加和高速列車運行速度的提高，高速列車在長大隧道以及存在大量平曲線隧道中發生脫軌、撞擊隧道結構的可能性也隨即增大。盾構隧道由管片拼裝而成，依靠接頭相連接，而接頭部位作為盾構隧道結構中的薄弱部分，一旦接頭部位發生破壞則管片塊與塊之間將失去連接，從而相互脫離、垮塌，進而產生整體性破壞。然而，由于缺乏相關的試驗和理論研究，盾構隧道接頭在列車撞擊荷載下開裂過程不明，接頭螺栓的開裂破壞對管片接頭部位的破壞行為的影響亦不清楚，因此有必要對高速列車撞擊下盾構隧道接頭的破壞行為進行研究。

目前，國內外學者針對盾構隧道的有限元計算提出了多種模型，包括連續介質理論模型[3]、慣用法模型[4]、鉸環模型[5]、梁-彈簧模型[6]、殼-彈簧模型[7]以及較為復雜的塊體模型[8]，塊體模型建模較為精細，但應用也較少。在非線性開裂問題上，目前主要采用擴展有限元法進行模擬，擴展有限元法于1999年由Belytschko[9]首先提出，而后得到了快速發展與應用[10-12]。在高速列車脫軌撞擊盾構隧道方面，晏啟祥，李彬[13-16]等曾做了較多研究，不僅得到了不同工況下列車的撞擊力時程曲線，并且對列車撞擊下單層襯砌與雙層襯砌兩種結構形式下襯砌管片應力、速度、加速度以及損傷因子、損傷面積等動力響應特性進行了研究。

但從總體上看，針對盾構隧道接頭部位開裂破壞行為的分析，目前尚未見相關報道。因此以國內某隧道為分析對象，通過采用ABAQUS有限元仿真分析軟件，進行引入接頭螺栓開裂與否兩種工況下管片襯砌縱向接頭部位開裂情況對比分析，捕捉管片襯砌縱向接頭部位與接頭螺栓的動態開裂過程。

2　管片襯砌開裂有限元模型

選取國內某盾構隧道為對象，基于擴展有限元理論，建立引入螺栓開裂準則與否兩種工況下的盾構隧道三維動力數值模型。隧道外徑10.3 m，內徑9.34 m，管片厚度0.48 m，幅寬2.0 m，襯砌環由5塊標準塊B1～B5(49.09°)、2塊鄰接塊L1、L2(49.09°)和1塊封頂塊F(16.36°)構成，襯砌斷面如圖1所示。隧道圍巖為第四系上更新統Q3和全新統Q4沉積物，主要由砂性土、風化泥質粉砂等組成。

圖1　水下盾構隧道襯砌斷面

列車撞擊荷載作用下的盾構隧道動力三維模型如圖2所示，其長、寬、高分別為90、60、60 m，邊界采用黏彈性人工邊界，只將撞擊目標環及其相鄰兩環進行分塊。圍巖采用摩爾-庫倫彈塑性本構關系，管片采用混凝土彈塑性本構模型，應力應變關系依照文獻[17]進行選取。由于擴展有限元法具有不依賴網格重劃分、模擬動態裂紋能力強等優點，此處采用擴展有限元模擬管片混凝土與接頭螺栓的動力開裂。模型所采用的圍巖、襯砌和接頭螺栓等材料參數見表1。

圖2　列車撞擊荷載下盾構隧道動力三維模型

材料名稱彈性模量/MPa泊松比密度/(kg/m3)黏聚力/MPa摩擦角/(°)砂性土層250.352000028風化泥質粉砂350.352500838管片襯砌345000.202500——接頭螺栓2060000.177850——

劃分的三環管片環與前后襯砌段之間采用綁定約束；劃分的三環管片中撞擊目標環與前后兩環之間、同一環管片塊與塊之間，均采用接觸面模型[18]，其法向為“硬接觸”，切向采用庫倫摩擦，摩擦系數取0.6。接頭螺栓以嵌入的方式連接相鄰的管片單元。所有襯砌管片與圍巖之間也采用接觸面模型，其法向采用懲罰剛度法，切向仍采用庫倫摩擦，摩擦系數取0.8。

目前，列車撞擊荷載主要通過數值模擬的分析方法獲得，這里直接采用文獻[14]給出的列車編組為8節、運行速度為200 km/h、脫軌撞擊角度為12.5°的列車撞擊力時程曲線，如圖3所示，有效撞擊時間持續32 ms。模擬時將圖3中列車斜向撞擊力荷載分解為X、Y、Z方向的分力，并按實際撞擊位置和作用范圍以平均面力的近似形式施加在盾構隧道模型的內表面。

圖3　撞擊力時程曲線

圖4為撞擊中心區域附近管片環和螺栓的編號，圖中標示出了列車行駛方向、撞擊區域中心。為便于討論，將通縫拼裝的管片環分別編為①、②、③號，其中②號管片環是撞擊目標環。J1、J2、J3為拼裝襯砌環時的3條縱向接頭。M1與L1分別是圖中所示相應位置的環向彎螺栓與縱向直螺栓。

圖4　襯砌管片和接頭螺栓編號

3　接頭部位開裂行為對比分析

3.1接頭部位開裂對比

為了便于后續分析，將不引入螺栓開裂的管片接頭開裂分析命名為工況1，將引入螺栓開裂的管片接頭開裂分析命名為工況2。圖5為2種工況下J2和J3部位裂縫的主要開展區域，根據裂縫出現的相對位置，可以將其分為內外側2條，內側裂縫位于接縫面上，外側裂縫則位于緊鄰接縫面的外表面。可以看出，2種工況下J2和J3部位裂縫的主要開展區域相似；相比于工況1，工況2的裂縫中沒有出現完全破壞的單元。

圖5　管片接頭部位開裂區域對比

對2種工況下管片接頭J2、J3部位的裂縫張開度對比分析，探究螺栓開裂對于管片接頭裂縫張開度的影響。沿列車行進方向，在J2部位內側裂縫依次布置A1～A3數值監測點，在J2部位外側裂縫依次布置A4～A6數值監測點，各監測點均位于各環管片中間。由于J3部位裂縫在①、③環管片上的分布較為相似，因而選取③環管片的裂縫進行張開度分析，在內側裂縫彎螺栓處以及管片中心處依次布置數值監測點B1～B3，在外側裂縫相對的位置依次布置B4～B6。各數值監測點的布置位置如圖6所示。

圖7　兩種工況下J2部位裂縫監測點張開度時程曲線

圖6　接頭裂縫監測點分布

圖7為2種工況下J2部位裂縫各數值監測點的開度時程曲線，從圖7可知，位于同側裂縫的數值監測點在2種工況下的張開度時程曲線變化規律相似，同時內外側監測點的張開度時程曲線變化規律也差別不大，具體表現為在撞擊力的持續作用下，張開度都逐漸增大，在達到最大之后略微減小。

從圖7(a)可知，位于內側裂縫的A1～A3監測點在2種工況下的張開度時程曲線相差不大，最終張開度和峰值張開度都較為接近，在25 ms之前，引入螺栓開裂的工況2的A1～A3監測點時程曲線略高于工況1，在25 ms之后，引入螺栓開裂的工況2的監測點時程曲線低于工況1，且各監測點在工況2的最終張開度小于工況1。從圖7(b)可以看出，在整個撞擊過程中，外側裂縫監測點A4～A6在工況2下的張開度時程曲線遠高于工況1。對比圖7(a)和圖7(b)可以發現，螺栓是否開裂對與J2部位外側裂縫的影響程度遠大于內側裂縫，會使外側裂縫的張開度有顯著的增大。

表2為2種工況下J3部位裂縫各監測點的張開度統計，2種工況下J3部位內外側裂縫的峰值張開度和最終張開度沿撞擊方向不斷增大，外側裂縫監測點的峰值張開度和最終張開度均大于內側裂縫，峰值張開度與最終張開度的最大值都出現在B6；引入螺栓開裂后內外側裂縫各監測點的峰值張開度和最終張開度增大，且外側裂縫的增大幅度大于內側裂縫對應點的增大幅度。對比同側裂縫監測點，可得出裂縫的峰值張開度、最終張開度的增大百分比沿撞擊方向不斷增大，增大幅度與增大百分比最大的監測點為位于外側裂縫的B6。

表2　2種工況下管J3裂縫各監測點張開度　cm

3.2管片接頭部位開裂過程

無論是否引入螺栓開裂，管片接頭部位的開裂過程是相似的，圖8為不考慮螺栓開裂情況下三環管片襯砌J2、J3接縫部位的開裂過程。從圖8(a)可以看出，各環管片J2接縫部位于1.86×10-2ms在一側彎螺栓處率先出現微裂縫，之后微裂縫向兩側擴展并在三環管片上相連通，隨后內側接縫面以及相鄰的管片外側均出現裂縫并逐漸連通，在0.119 ms裂縫的延展基本完成，而后部分開裂的單元持續破壞。從圖8(b)可以發現，J3部位于2.62×10-2ms在①、③號環的彎螺栓處率先出現微裂紋，之后微裂紋向左右擴展并在各自管片環上相互連通，而后裂縫向上下擴展，形成位于接縫面的內側裂縫和位于管片外表面的外側裂縫，到0.112 ms時裂縫延展基本完成，之后已經開裂單元持續破壞直到撞擊結束，J3部位的裂縫則只分布在①、③號環，在②號環間斷，且①、③號環上的裂縫大致呈對稱分布。同時，J2與J3部位裂縫的產生與延展時間相差不大。

圖8　J2、J3接頭部位裂縫擴展過程

3.3接頭螺栓開裂行為

為了研究引入螺栓開裂工況下螺栓的開裂破壞行為，選取M1彎螺栓和L1直螺栓作為代表進行分析。圖9(a)為M1彎螺栓的開裂過程，從圖中可以看出，在4.113×10-3ms于彎螺栓前側首先出現微裂縫，之后微裂縫向左右兩邊同時進行擴展，當左右兩側擴展長度均達到0.04 m時，右側擴展停止，在9.549×10-2ms，裂縫向左擴展與右側實現閉合，撞擊結束時，從32 ms裂縫局部放大圖可以看出，螺栓中間位置產生貫穿裂縫，裂縫擴展形態呈環狀，且彎螺栓背部的破壞情況較前部嚴重，裂縫的總長度為0.331 m。。

圖9(b)為L1直螺栓的開裂過程，從圖中可以看出，施加撞擊荷載后，在0.262 ms，直螺栓的下側螺帽的中間位置先產生一個水平微裂縫，裂縫長度0.02 m，之后微裂縫向螺桿擴展，在0.329 ms于螺帽位置出現另一條微裂縫，向螺桿擴展后與第一條裂縫實現連通，從撞擊結束時裂縫的局部放大圖可以看出，裂縫實現貫穿，裂縫擴展形態呈條帶狀，且裂縫的總長度為1.234 m。同時，對比彎螺栓與直螺栓的開裂形態可以看出，彎螺栓呈現出環狀斷裂破壞，而直螺栓則為剝離破壞，另外彎螺栓的開裂出現時間較早，而直螺栓的開裂出現時間較晚。

圖9　螺栓開裂過程

4　結論

通過建立引入螺栓開裂與否2種工況下盾構隧道三維動力學數值模型，對比分析了接頭螺栓開裂與否對于管片縱向接頭部位開裂的影響，研究了列車撞擊荷載下管片縱向接頭部位和接頭螺栓的開裂演化，得到以下結論。

(1)列車撞擊荷載作用下，無論是否引入螺栓開裂，管片縱向接頭部位的裂縫分布區域相似，根據裂縫出現的相對位置，可以將其分為內外側兩條，引入螺栓開裂后，由于螺栓開裂對撞擊力的消散，開裂區域不會出現完全破壞單元。

(2)對于撞擊中心上側縱向接頭處裂縫，無論是否引入螺栓開裂，其內側裂縫的張開度時程曲線相差不大，而外側裂縫張開度相差較大，引入螺栓開裂時的張開度要大于不引入螺栓開裂時。

(3)對于撞擊中心下側縱向接頭處裂縫，引入螺栓開裂，內外側裂縫各數值監測點的峰值開度和最終開度增大，且外側裂縫增大幅度大于內側，裂縫的峰值張開度、最終張開度的增大百分比沿撞擊方向不斷增大。

(4)撞擊荷載下，管片縱向接頭部位率先出現開裂的部位均為彎螺栓處，且撞擊中心上下縱向接頭部位裂縫的開裂形態有所不同。環向彎螺栓的裂縫擴展形態為環狀，呈環狀斷裂破壞，縱向直螺栓的裂縫擴展形態呈條帶狀，為縱向剝離破壞，且直螺栓的開裂總長度1.234 m遠大于彎螺栓0.331 m，但其開裂時間要晚于彎螺栓。

(5)在后續研究中，可以進一步探討盾構管片在撞擊動力荷載作用下的碎裂分離破壞，并通過相似模型試驗對本文的模擬結果進行進一步驗證。

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Study on Destruction Behavior of Shield Tunnel Joint under Dynamic Loads

LI bin1，LI Bin-jia2，YAN Qi-xiang2，LIN Wen-kai2

(1.The Third Railway Survey and Design Institute Group Corporation，Tianjin 300000，China; 2.Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering，Ministry of Education， Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China)

In order to reveal the destruction behavior of shield tunnel joint under high speed train dynamic impact，a three-dimensional numerical model of shield tunnel is established to compare the destruction status of segment joints under two different operating conditions with or without bolts cracking，and the propagation process of the cracking of segment joints and joint bolts is followed.The results show that the cracking of joint bolts has great influence on the cracking of segment longitudinal joints，the completely destroyed elements won’t appear in the crack in segment longitudinal joints if joint bolts crack，but its opening will become greater.The place where the crack first appears on the segment longitudinal joints is always located at the bending bolt，and the circular bending bolt always tends to suffer circular fracture failure，and the longitudinal straight bolt often encounters longitudinal stripping failure.

Shield tunnel; Dynamic loads; Segment lining; Joint bolts; Cracking behavior

2016-03-27；

2016-03-30

國家自然科學基金項目(51278425)；中國鐵路總公司科技研發課題(2014G004-H)

李彬(1990—)，男，助理工程師，碩士研究生，從事隧道工程的設計與科研工作，E-mail：768622928@qq.com。

1004-2954(2016)10-0076-05

U451

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2016.10.018