單護盾全斷面隧道掘進機法施工對管片接頭受力和變形的影響規律

李立功 王 力 段志強 劉大剛

(1.中鐵隧道集團有限公司， 510080，廣州； 2.西南交通大學土木工程學院， 610031，成都；3.西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室， 610031，成都//第一作者，工程師)

地鐵隧道廣泛采用的TBM(全斷面隧道掘進機)法，可以安全、快速、文明地施工。其中，單護盾TBM施工法主要適應于比較破碎的、抗壓強度低的圍巖，目前，已在引洮供水一期工程干渠7#隧洞工程等山嶺隧道項目中成功運用。

文獻[1]認為，采用TBM法施工,管片接頭結構在整環結構中屬于較不利的受力部位，故管片結構設計需考慮接頭對整體剛度的削弱影響，其受力變形與隧道的成型質量有密切關系。

目前，針對盾構隧道管片施工受力問題的研究較多。文獻[2-4]的研究主要集中在考慮施工荷載影響下的管片選型、管片受力特性及片破損原因等方面，針對隧道管片接頭的施工受力問題研究較少。本文以重慶軌道交通5號線大竹林停車場—重光站區間(以下簡為“大重段”)為例，分析總結單護盾TBM法施工對管片接頭受力和變形的影響規律。

1 工程概況

大重段總長為9 196.666 m，采用單護盾TBM法施工。隧道開挖直徑為6.89 m，最大坡度為44‰(上坡掘進，長度1 700 m，雙線延米)，最小轉彎半徑為350 m。

隧道埋深5.0～100.3 m，主要穿越地層以厚層砂質泥巖為主，以夾薄層砂巖為輔，局部地段以砂巖和厚層砂巖為主。圍巖級別涵蓋Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ三種級別。地下水以基巖裂隙水和孔隙水為主。

襯砌采用的鋼筋混凝土管片外徑為6 600 mm，內徑為5 900 mm，厚度為350 mm，幅寬為1.5 m。管片采用6分塊方案：3塊標準塊(A1T、A2T、A3T)，2塊鄰接塊(B1T、B2T)和1塊封頂塊(KT)。管片采用通用環拼裝，縱向設置10根螺栓，環向設12根螺栓。螺栓為8.8級M30高強螺栓，其極限抗拉強度為800 MPa，屈服強度為640 MPa。管片間采用三元乙丙橡膠條防水。

2 管片接頭的受力和變形分析

2.1 施工步驟

單護盾TBM法一般主要適應于比較破碎的、抗壓強度低的圍巖。此類圍巖僅能自穩定，不能為TBM的掘進提供反力。單護盾TBM由盾尾的推進液壓油缸支撐在已經拼裝的管片上，以推進刀盤前進。所以，在單護盾TBM法施工中，掘進與管片支護不能同時進行。

施工時，單護盾TBM使用步進的方式移位到始發首環的位置，并在首環將推進油缸支撐在撐靴上進行掘進，當掘進至所有油缸行程伸出長度大于1.5 m時，TBM停止掘進，進行管片安裝。首環安裝好后，單護盾TBM開始循環掘進：先將油缸支撐在前一環的管片上;當TBM掘進至所有油缸行程伸出長度大于1.5 m時，進行管片選型并安裝管片;之后進行豆礫石回填并灌漿;隨后將推進油缸支撐在管片上，循環開始下一環的掘進。

2.2 施工荷載確定

根據施工流程可以確定,單護盾TBM法中的施工荷載主要是縱向掘進機頂推力荷載。為了進一步分析管片結構在施工過程中所承受的縱向掘進機頂推力荷載，本研究統計了無推力、直線上坡段、直線下坡段及轉彎段等4種頂推力工況下的掘進機油缸推力值，共計4 322份數據。經分析得到各頂推力工況對應的頂推力荷載如表1所示。

表1 縱向頂推力荷載 kN

根據GB 50157—2013《地鐵設計規范》，按實際埋深計算在不同圍巖級別下的圍巖荷載情況，計算結果如表2所示。

表2 圍巖荷載情況

2.3 荷載-結構計算模型

使用ANSYS有限元分析軟件，采用荷載-結構法進行計算，建立10環錯縫拼裝管片的荷載結構計算模型，每環管片共劃分為64個單元。圍巖與管片的相互作用以只承受壓力的彈簧單元模擬。在隧道最底部中軸線上施加水平鉸約束，對前后兩側環管片在縱向上的位移進行約束。建立的模型如圖1所示。

圖1 荷載-結構計算模型

模型中，管片使用beam4單元模擬，管片接頭使用beam188單元進行模擬[5]。各單元的計算參數為:①C50混凝土管片彈性模量E=3.45×104N/mm2，重度取25 kN/m3；②管片環間接頭的剪切剛度為Ks=4.0×108N/m；③管片環內接頭的正向抗彎剛度為5.0×107N·m/Rad，負向抗彎剛度為3.0×107N·m/Rad；④圍巖彈性抗力系數,Ⅲ級圍巖為500 MPa/m、Ⅳ級圍巖為200 MPa/m、Ⅴ級圍巖為100 MPa/m。

按照油缸分組與表1的數據，將不同道路工況下的各組油缸推力均分到各組油缸上，并按平行于管片縱向的方向施加在相應的模型位置。

2.4 組合工況下的管片接頭受力及變形參數計算

將圍巖荷載情況與道路工況進行組合，得到24種組合工況。通過荷載-結構計算模型計算24種組合工況下的最大彎矩與最大的剪力。以組合工況1為例，管片所受彎矩及剪力如圖2～3所示。

圖2 組合工況1下的管片彎矩圖截圖

圖3 組合工況1下的管片剪力圖截圖

彎矩檢算系數KM為：

(1)

剪力檢算系數KQ為：

(2)

張開量為：

σ=(h-x)×θ

(3)

式中：

M——管片所受最大彎矩；

Mu——管片接頭所受彎矩的最大允許值；

Q——管片所受最大剪力；

Qu——管片接頭螺栓所受剪力的最大允許值；

h——管片厚度；

x——受壓區高度；

θ——管片接頭轉角弧度；

Qu根據螺栓材料及數量，按GB 50017—2003《鋼結構設計規范》計算，取140.25 kN。x及Mu根據管片所受最大彎矩及相應的軸力，結合GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》計算得到。檢驗系數KM和KQ值越小，接頭安全性越高。

接頭變形的主要參數是張開量。計算得到不同組合工況下的管片接頭內力和張開量如表3所示。

表3 不同組合工況下的管片接頭內力和張開量計算結果

為驗證計算結果的正確性，本研究對盾構管片的現場張開量進行實測驗證。經實測，Ⅳ級圍巖段174環的管片張開量實測值為1.21 mm，表3中的計算值為0.916～1.119 mm，二者差異值僅為0.091～0.294 mm。可見，計算值與實際值差異較小，說明計算結果與工程實際相符。

3 影響規律分析

3.1 施工荷載對管片接頭受力的影響規律分析

按照不同縱向頂推力工況與圍巖荷載情況組合，分別繪制管片接頭的KM及KQ同各影響因素的關系曲線，如圖4～5所示。

圖4 管片接頭KM與各影響因素的關系曲線圖

圖5 管片接頭KQ與各影響因素的關系曲線圖

從圖3可以看出：KM隨頂推力工況變化略有變化，其中轉彎段工況頂推力影響相對明顯；管片接頭KM在轉彎段增加0.1左右，且隨著埋深與圍巖級別的增加，KM增加。Ⅳ級圍巖中KM是Ⅲ級圍巖中KM的1.57倍，Ⅴ級圍巖中KM是Ⅲ級圍巖中KM的2.34倍，淺埋時KM是超淺埋時KM的1.06倍，深埋時KM是超淺埋時KM的1.3倍。

從圖4可以看出：KQ隨頂推力工況變化較明顯，在上坡段與轉彎段有較大的值；隨著埋深與圍巖級別的增加，在上坡段KQ值沒有明顯變化，其余頂推力工況下KQ增加較多。在下坡段及轉彎段，Ⅳ級圍巖中KQ是Ⅲ級圍巖中KQ的1.27倍，Ⅴ級圍巖中KQ是Ⅲ級圍巖中KQ的2.18倍，淺埋時KQ是超淺埋時KQ的1.44倍，深埋時KQ是超淺埋時KQ的1.72倍。

3.2 施工荷載對管片接頭變形的影響規律分析

繪制σ同縱向頂推力工況與圍巖荷載情況的關系曲線圖，如圖6～7所示。

圖6 σ隨推力工況變化曲線圖

圖7 σ隨圍巖級別變化曲線圖

從圖6可以看出：管片接頭σ隨頂推力工況變化略有變化，其中轉彎段工況頂推力對σ影響相對明顯，接頭σ在轉彎段增加0.15左右。

從圖7～8可以看出：管片接頭σ隨圍巖荷載工況變化相對顯著；隨著圍巖級別及埋深條件的增加，σ顯著增加。Ⅳ級圍巖中σ是Ⅲ級圍巖中σ的1.8倍，Ⅴ級圍巖中σ是Ⅲ級圍巖中σ的4.97倍，淺埋時σ是超淺埋時σ的1.68倍，深埋時σ是超淺埋時σ的2.44倍。

圖8 σ隨埋深變化曲線圖

4 結論

通過對不同工況組合下的管片接頭變形與受力進行計算分析，可以得到以下結論：

1) 管片接頭σ與KM隨推力工況變化略有變化，其中轉彎段工況頂推力影響相對明顯，說明在轉彎段頂推力的影響下管片接頭處變形較大，結構安全性降低。

2) 管片接頭σ與KM隨著埋深與圍巖級別的增加而增加，圍巖條件越不利，埋深越深，管片接頭的變形越大，管片結構的安全性越低。

3) 管片接頭KQ隨頂推力工況變化較明顯，在上坡段與轉彎段有較大的值，結構受剪力影響較大，隨著埋深與圍巖級別的增加，在上坡段其值沒有明顯變化，其余縱向頂推力工況下的KQ增加較多，受剪安全性降低。