大直徑盾構管片在盾殼內的力學行為實測分析

王明年，黃海斌，曹金文，劉大剛

(西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031；2.珠海大橫琴股份有限公司，廣東 珠海 519031)

盾構隧道襯砌均要經歷成環前拼裝及成環后承受外部荷載作用兩個階段，每個襯砌環所產生隧道變形又構成了后續襯砌環拼裝的先期變形條件[1-3]，因此，明確管片結構在盾殼內各階段力學行為及特征是開展結構優化設計、拼裝質量控制的前提和基礎。管片在盾殼內的力學行為可分為拼裝階段、后續環推進階段及相鄰環管片拼裝階段。

近年來，許多學者均針對管片拼裝階段的力學行為特征開展研究，如Blom等[4]通過對Heinenoord隧道監測數據分析，指出拼裝階段是影響管片破損的主要階段，設計中應明確該階段對管片受力的影響。Sugimoto[5]通過統計分析，明確了拼裝階段管片破損主要類型及致因，并提出相應的工程對策。文獻[6-7]通過力學解析及現場實測等方法，明確了錢江隧道盾構管片拼裝全過程結構受力特征及變化規律。焦齊柱等[8]采用有限元分析方法，分析了盾構掘進與管片拼裝階段中常見的K塊擠入、壁后注漿缺陷、環面不平整、盾構糾偏或曲線推進等不利工況下隧道結構的受力和變形特征。

針對施工階段管片拼裝成環后的力學行為分析，目前主要基于拼裝方式及受力特征兩方面。何川等[9]通過現場實測，分析了砂性土地層地鐵盾構管片拼裝方式對管片變形及內力的影響規律及特征。王世民等[10]采用室內試驗方法，分析了獅子洋盾構隧道拼裝方式對管片結構受力及破壞特征的影響。周濟民等[11]探討了獅子洋隧道盾構機掘進過程中同步注漿和千斤頂推力的施工效應，得到了襯砌結構在施工期的內力分布形態。封坤等[12]通過原型試驗分析了管片在通縫與錯縫拼裝條件下結構環向內力分布及錯縫拼裝下管片內力沿幅寬方向的內力分布規律。宋克志等[3]闡明了盾構施工階段管片的受力特點，并提出管片局部破損的主要致因為千斤頂頂推力大小、傾角及偏差。文獻[13-14]采用數值仿真方法，分析了拼裝過程千斤頂推力、錯臺等因素對管片受力的影響。

目前對管片拼裝階段的研究主要基于數據統計、數值計算及理論分析，對隧道管片拼裝過程中的現場測試分析僅錢江隧道一例[7]，對拼裝成環后的管片結構力學問題的研究主要偏向于脫離盾尾后的管片。針對盾殼內管片拼裝好后盾構推進對管片結構受力的影響、相鄰環管片的拼裝對成環管片力學行為影響的研究目前尚未有相關的文獻報道。本文通過對馬騮洲隧道施工過程中襯砌管片位于盾殼內各階段的受力狀態進行現場測試，結合有限元模擬計算，分別對試驗環管片在盾殼內的拼裝階段、推進階段、相鄰環管片拼裝階段的彎矩、軸力變化規律進行了分析。研究結果對大直徑盾構隧道管片結構設計及拼裝控制具有一定指導意義。

1 工程概況

馬騮洲交通隧道工程連接珠海市南灣城區和橫琴新區。隧道盾構段長約1.1 km，隧道外徑14.5 m，工程所處地質為典型的華南地區復合式地層，是國內首條海域超大直徑復合地層盾構隧道。

隧道斷面由S1～S10共10塊管片構成，管片厚度0.6 m，環寬2 m，縱向采用錯縫拼裝方式。管片混凝土材料強度等級為C55，管片環、塊間均采用斜螺栓進行連接。

圖1 管片分塊斷面圖(單位:mm)

2 測試方案

測試人員在馬騮洲隧道埋設了四環試驗管片，埋設位置為隧道西線347環、348環(WK2+600附近)，及隧道西線391環、392環(WK2+690附近)，各測試斷面均在拱頂、左右拱肩、左右邊墻、拱底等典型部位布設水壓計、土壓計、混凝土應變計及鋼筋計等傳感器，以測試管片的受力情況。實測表明四環試驗管片在盾殼內的力學行為呈現相近的變化規律，限于文章篇幅，本文以347環試驗管片為例分析超大直徑盾構管片在盾殼內的力學行為。347環管片的分塊及測試元件的分布見圖2。

圖2 347環管片測試元件分布圖

管片拼裝順序按照分塊管片S1～S10依次拼裝。在管片拼裝前對試驗管片埋設的測試儀器采集初始讀數，在管片拼裝過程中，每塊管片拼裝好后均對已拼裝的所有試驗管片進行1次人工采集數據。試驗管片拼裝成環后盾構開始向前推進，在盾構推進過程中每隔15 min左右對所有試驗管片進行1次人工采集數據。同時在盾構推進過程中進行測線的布置，測線布設好后立即組網并采用YT-2032數據采集系統進行數據的自動采集，設定采集頻率為2 min/次。

3 數值計算與實測結果分析

3.1 數值計算模型

對管片在盾殼內的各階段的力學狀態進行有限元分析，以期將理論計算結果與現場實測數據進行對比分析。模型建立了8環管片，管片采用SOLID65模擬，混凝土與鋼筋的組合采用整體式模型模擬[15]。管片間的螺栓連接采用彈簧進行模擬，管片環塊間建立接觸面，管片塊與塊之間的摩擦系數取0.65[16]，管片與土層的相互作用及盾尾刷對管片的約束作用均采用只受壓的Combin39彈簧模擬，根據現場實際情況管片環間錯開角度為18.75°，有限元計算模型見圖3。

管片在施工階段的荷載主要包括千斤頂縱向推力、盾尾油脂壓力、盾尾刷徑向擠壓力、注漿壓力及水土壓力。現場施工期間實際水壓力見圖4，由圖4可知，該隧道注漿壓力的影響范圍主要為脫離盾尾后的兩環內，之后隨著盾構的掘進注漿壓力逐漸消散。擬定的理論計算縱向荷載分布形式見圖5。圖7中，R1～R8為環管片。

圖4 盾尾脫環注漿水壓力隨時間變化關系

圖5 管片縱向荷載分布形式

千斤頂推力：現場導出的推進348環管片時各區域分布及千斤頂推力見圖6。數值模擬中，根據現場千斤頂的實際作用位置以單元面荷載的形式作用在管片上。取值分別為A區7 000 kPa，B、F區8 000 kPa，C、E區10 000 kPa，D區15 000 kPa。

圖6 各區域千斤頂推進壓力

油脂壓力及盾尾刷徑向擠壓力：盾構機采用3道盾尾刷和一道鋼板刷，并采用了性能優異的盾尾油脂，以實現可靠盾尾密封和同步注漿。盾尾刷由鋼絲組成，新的盾尾刷剛度小，在盾構機掘進一定距離后，盾尾刷空隙填充了相應注漿材料。注漿漿液硬化后，盾尾刷的剛度明顯增大，盾尾刷對管片的徑向擠壓作用隨之增大[13]。在漿液填充盾尾間隙時，注漿材料在重力作用下流動，因此，對于同一道盾尾刷下部的剛度要大于上部的剛度。根據現場埋設的土壓力盒測試數據，將盾尾刷及油脂壓力合并考慮，取：Pd1=80 kPa,Pd2=100 kPa。

同樣，根據現場埋設的土壓計及滲壓計在施工期間的測試數據，取Pin1=400 kPa，Pin2=500 kPa；P1=250 kPa，P2=480 kPa。其中R3、R4環管片荷載側壓力系數取值為1，R7、R8環管片荷載側壓力系數取值0.5。

在數值計算過程中，采用生死單元的方法模擬襯砌管片的拼裝行為，通過改變荷載及約束彈簧分布范圍的方法來模擬盾構的推進。

3.2 管片拼裝過程中力學行為分析

管片拼裝過程中，先拼裝的管片在達到暫時穩定狀態后，受后續拼裝管片及施工力擾動影響將發生動態調整，管片內力也隨之不斷調整[7]。拼裝過程中管片內力的變化曲線見圖7(正值表示受壓，由于S8分塊管片內側混凝土應變計損壞，無法準確得到S8的內力值，故圖中無分塊管片S8的實測內力值，下同)。

圖7 347環管片拼裝過程中內力變化曲線

由圖7(a)可知，拼裝已拼裝管片的左右連接管片時，先前拼裝的管片內力值會出現較大的變化，這與連接管片的拼裝改變了已拼裝管片的約束條件有關。

管片在拼裝階段受到的荷載主要包括管片的自重、千斤頂縱向推力及螺栓預緊力。管片實測軸力較小，介于-489.61～926.97 kN之間，管片拼裝過程中計算值介于-76.48～315.57 kN之間。拼裝過程中實測最大軸力值約為計算最大軸力值的3倍。每塊管片拼裝后的初始階段，各管片的實測軸力值波動較大，之后隨著后續拼裝步的進行，各監測點實測軸力波動變小，逐漸趨于計算值。當S10(封頂塊)管片插入后，整環管片應力值發生了重分布，管片承受的軸力沿環向分布更為均勻，此時實測軸力值介于-42.76～428.22 kN之間，數值計算軸力值介于61.31～315.57 kN之間。

347環管片拼裝過程中彎矩變化見圖7(b)，由圖7(b)可知，管片在拼裝階段受載小，管片實測彎矩值介于-52.80～44.62 kN·m之間，數值計算彎矩值介于-21.46～43.02 kN·m之間。相較于軸力，管片彎矩實測值與計算值更為接近。當S10管片插入后，實測彎矩值介于-52.80～29.17 kN·m之間，計算值介于-21.4～43.02 kN·m之間。

試驗環管片各分塊管片拼裝成環后的內力實測值與計算值的環向分布見圖8。由圖8(a)可知，除個別測點(管片S1、S2、S4)外，試驗環管片軸力實測值與理論值極為接近。由圖8(b)可知，彎矩值除管片S4、S5、S10外，實測值趨于計算值。

圖8 347環管片拼裝完成后內力圖

上述內容驗證了超大直徑盾構隧道管片拼裝時隨著管片的拼裝管片實測軸力及彎矩經歷了平穩變化、波動或跳躍后逐漸逼近計算值的變化規律[7]。

拼裝過程中已拼裝管片隨著拼裝步進行的受力簡化見圖9，在不考慮管片自身重力及管片弧度的情況下，隨著已拼裝管片連接塊管片的拼裝，管片受力狀態逐漸由單軸受壓變成動態雙軸受壓。

圖9 管片隨著拼裝過程的受力簡化圖

受到拼裝誤差、施工操作、管片混凝土收縮徐變、千斤頂推力變動等因素的影響，管片在拼裝后所處的相對位置與理論位置存在一定的偏離，導致管片螺栓固定后在管片內存在一定量值的預應力，分析認為上述因素也是導致管片拼裝階段計算值與實測值存在差異的主要原因。

3.3 管片推進過程中力學行為分析

管片拼裝好后盾構繼續推進，在推進348環管片時347環管片內力變化曲線見圖10。

圖10 348環管片推進過程中347環管片內力變化曲線

為便于分析推進過程中管片的力學行為，將管片的推進過程按推進距離分為前半程和后半程，管片推進0～1 m為前半程，推進第1～2 m的過程視為后半程。管片拼裝后所處的相對位置與理論位置存在一定的偏差，故試驗管片在盾構推進過程中存在一定的應力調整，但調整范圍不大。在盾構推進348環管片的前半程，試驗環管片受到的荷載主要包括管片自重、千斤頂縱向推力，管片縱向螺栓預緊力及由縱向連接傳遞的剪切力，這些荷載在盾構推進的前半程基本維持穩定。由圖10(a)可知試驗管片實測軸力增長較為緩慢，數值計算軸力除底部分塊管片S6、S8偏大外與實測值呈現相近的變化規律，由圖10(b)可知前半程管片實測彎矩值范圍由-52.8～29.17 kN·m變化為-42.16～32.18 kN·m，彎矩計算值范圍由9.75～43.02 kN·m變化為-15.15～39.06 kN·m，彎矩變化范圍不大，且實測彎矩值以負彎矩為主而數值計算彎矩以正彎矩為主。

在盾構推進348環管片的后半程，試驗環管片實測軸力和彎矩均開始出現較大的變化。試驗環管片彎矩計算值從-15.15～39.06 kN·m變為-10.44～66.23 kN·m，實測值從-79.46～27.91 kN·m變為-201.2～29.99 kN·m，管片彎矩計算值相較于實測值變化范圍要小得多。該階段試驗環管片除受到上述荷載外，管片開始承受盾尾油脂壓力及盾尾刷的徑向擠壓作用。與此同時，試驗環管片的先行環管片即346環管片逐漸脫離盾尾并受到不均勻注漿壓力作用，347環管片承受的剪切力急劇增長。

盾構推進停止后管片實測內力沿環向分布見圖11。由圖11(a)可知，推進停止后管片實測軸力值與計算值存在較大的偏差，管片環實測最大軸力為計算最大軸力的1.63倍，且試驗環管片豎軸線左側管片的軸力實測值普遍大于計算值，豎軸線右側管片軸力實測值小于計算值。管片彎矩實測值與計算值同樣存在較大的偏差。由圖11(b)可知，管片環實測最大彎矩為-201.3 kN·m，計算最大彎矩為66.23 kN·m，計算彎矩沿環向分布均勻，實測彎矩沿管片環向則有較大的跳動。

圖11 推進停止后347環管片內力圖

根據現場施工資料，347環管片處于隧道高程最小處附近，在盾構推進過程中存在姿態調整。分析認為造成試驗環管片內力呈現非對稱分布，且實測值與計算值存在較大的偏差的原因除管片錯縫拼裝、盾構推進過程中千斤頂推力變動、先行環管片受非均勻注漿壓力作用等因素外，由盾構姿態調整引起的漿液硬化后的盾尾刷對相應位置管片的非均勻擠壓作用是造成盾構推進階段后半程管片內力計算值與實測值存在較大差異的主要原因[13]。

3.4 相鄰環管片拼裝過程中管片力學行為分析

根據347環管片推進階段內力實測值與計算值的對比分析結果，考慮到實際施工中存在盾構姿態調整等因素使得管片內力實測值與計算值存在較大的偏差，同時相鄰環管片拼裝前已實現了測試數據的自動采集，數據量大且完整，故文中僅根據現場實測數據對相鄰環管片拼裝過程中試驗環管片的力學行為進行分析。

拼裝348環管片時347環管片的實測內力變化曲線見圖12。348環管片拼裝時，每拼裝一塊分塊管片伸縮該管片范圍內的千斤頂，其它千斤頂維持不變。故拼裝相鄰環管片時，各分塊管片的拼裝對與其相接觸的成環管片的分塊管片內力產生較大的影響，對已經拼裝成環的其余分塊管片影響較小。

圖12 拼裝348環管片時347環管片實測內力圖

分塊管片在拼裝過程中，需對拼裝點位進行動態調整，調整過程中易與已拼裝的管片產生非常規接觸(磕碰)，使得已拼裝管片的內力短時間內出現跳躍性變化，該調整過程也是造成管片破損的主要階段。由圖12(a)可知試驗環管片實測軸力值在348環管片各分塊管片拼裝過程中出現極個別數值異常突變的情況(如第58 min分塊管片S4軸力由3316.56 kN激增到6264.35 kN)，由圖12(b)可知管片實測彎矩在軸力發生異常突變時呈現相應的狀態(第58 min分塊管片S4彎矩由-38.94 kN·m變為-225.13 kN·m)。當分塊管片與成環發生非常規常接觸時，管片應力從邊緣傳遞到埋設于管片中間的測試儀器處的過程中得到了極大的削弱，可知當非正常接觸發生時管片邊緣應力要遠大于管片中間的實測值。該過程中出現的過高局部應力可能導致管片邊角破損及管片內部損傷進而影響管片結構的耐久性和長期承載性能。實際上盾構管片拼裝過程中并不是每塊管片在拼裝點位調整過程中都會與拼裝好的管片發生非常規接觸，即表明管片拼裝過程中“非常規接觸”是可控的，可通過提高作業人員的作業水平以控制管片在拼裝過程中的損傷。

348環管片拼裝前后347環管片內力沿環向分布見圖13。由圖13(a)可知348環管片拼裝前后347環管片軸力存在極大的差異，特別是分塊管片S5，拼裝后的軸力為4534.9 kN，較拼裝前(2527.04 kN)增加了2007.86 kN，由圖13(b)可知拼裝前(-42.68 kN·m)后(-188.53 kN·m)彎矩變化幅值也達到了145.85 kN·m。故相鄰環管片的拼裝對成環管片結構受力的影響不可忽略，而現有的研究成果主要集中于分塊管片拼裝過程中本身的內力變化而忽略了對既有成環管片的影響。

圖13 拼裝348環管片前后347環管片內力實測值

4 結論

文章以珠海馬騮洲交通隧道工程為依托，對大直徑海底盾構隧道襯砌管片位于盾殼內各階段的受力狀態進了現場測試，結合有限元模擬計算得到以下結論:

(1)管片拼裝過程中分塊管片實測內力經歷了平穩變化、波動或急劇跳躍后逐漸逼近計算值。

(2)管片環拼裝好后后續環管片推進的前半程管片內力基本維持穩定；推進后半程，管片受油脂壓力、盾尾刷的徑向擠壓作用及盾尾非均勻注漿壓力的影響，管片內力隨著盾構的推進出現較大的變化。

(3)拼裝相鄰環管片時，各分塊管片的拼裝對與其相接觸的成環管片的分塊管片內力產生較大的影響，對已拼裝成環的其余分塊管片影響較小。相鄰環管片拼裝前后，成環管片內力出現較大的變化，相鄰環管片的拼裝對成環管片內力的影響不可忽略。

(4)分塊管片在拼裝點位調整過程中與拼裝好的管片產生非常規接觸的行為是可控的，可通過提高作業人員的作業水平以控制管片在拼裝過程中的損傷。