下穿河流雙線盾構隧道管片力學特性數值模擬研究*

曹志勇，楊江濤，張德強，閆希文

(1.中鐵十二局集團第二工程有限公司，山西 太原 030032； 2.同濟大學土木工程學院地下建筑與工程系，上海 200092； 3.同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室，上海 200092)

0 引言

盾構隧道在施工期間，由于管片應用，隧道易出現管片接頭不連續、約束條件不均勻及施工荷載不明確等問題，從而影響管片力學分布。此外，盾構在下穿建(構)筑物或河流時，由于上部荷載及土層條件，管片極易發生變形破壞，且資料表明管片更易在開挖過程中發生破壞，因此，有必要對下穿盾構隧道管片力學特性進行研究。

目前，針對盾構隧道管片力學特性的研究越來越多。何川等[1]以南京地鐵1號線工程為背景，針對盾構管片力學特性進行監測和數值模擬，以研究盾構隧道管片受力特性。陳俊生等[2]利用ADINA建立三維盾構隧道模型，以分析復雜施工荷載條件下盾構管片變形特性。李守巨等[3]以瓊州海峽隧道為背景，采用有限元數值方法模擬盾構管片內力分布特征，并進行相關截面設計。宋克志等[4]對盾構隧道施工期間管片的破壞原因進行總結，并結合數值模擬分析，指出盾構推力偏差、注漿壓力及盾構機偏移是導致管片出現破壞的主要原因。張鵬[5]依托蘇州地鐵1號線工程，建立三維有限元模型，分析不同施工工況下管片力學特性，指出管片破壞一般由特殊施工工況導致。唐孟雄等[6]基于監測數據，反算得到管片軸力及彎矩，從而建立不同深度、不同土質下管片內力計算方法。夏煒洋等[7]對高水壓作用下管片力學特性進行數值模擬，指出管片力學特性與流固耦合密切相關。葉雅圖等[8]針對小半徑上下重疊地鐵盾構隧道進行內力計算，以進行具體的隧道設計與施工。目前對盾構隧道管片力學特性已有大量研究，但對于復雜地質條件下盾構隧道管片內力及變形還有待進一步研究，此外仍需完善不同因素對管片力學特型的影響研究。

基于前人研究成果，本文以常州市軌道交通2號線下穿京杭運河段為工程背景，利用MIDAS/GTS NX建立有限元模型，分析盾構隧道管片力學特性，并在此基礎上，改變上部荷載及注漿壓力條件，分析管片力學特性變化情況。

1 工程概況

常州市軌道交通2號線一期工程土建施工M2-GC-TJ-04標段包括兩站兩區間，即五角場站、紅梅公園站—文化宮站—紅梅公園站區間、紅梅公園站—五角場站區間。本文以紅梅公園站—五角場站區間下穿京杭運河段為背景，對小半徑盾構隧道管片力學特性進行研究，基于此，提出相應施工控制措施。下穿京杭運河區間地質剖面如圖1所示。京杭運河駁岸采用重力式擋土墻結構，基礎埋深6.0m。區間采用雙線隧道，全長2 879.96m，其中右線長1 453.67m，隧道埋深9.6～20.0m，最小曲線半徑R為320m，線路中線間距12～16m，最大縱坡坡度25.1‰，采用盾構法施工，隧道襯砌采用5 500mm長、350mm厚、1.2m寬管片。

圖1 區間下穿京杭運河地質剖面(單位：m)

2 有限元模型建立及工況設計

針對小半徑盾構隧道管片力學特性，采用MIDAS/GTS NX通用有限元軟件建立數值模型并加以分析。基于莫爾-庫侖本構模型建立二維盾構隧道模型，如圖2所示，為滿足圣維南原理，至少選取隧道左右兩側5倍洞徑作為模型，故模型高80m、寬140m，河寬30.5m。

圖2 計算模型(單位：m)

模型共劃分為10個分層，根據地質勘察報告，確定各土層物理力學參數，如表1所示。隧道下穿京杭大運河，采用土壓平衡式盾構掘進施工，盾構外徑為6.34m，襯砌外徑為6.20m，管片采用35cm厚C55混凝土，各管片長1.2m。管片結構彈性模量E為34.5GPa，泊松比μ為0.2，施工期間注漿層彈性模量取1.1MPa，施工完成后，注漿層強度形成，取彈性模量為400MPa。不同材料參數如表2所示。

表1 土層物理力學參數

表2 材料物理力學參數

在建立小半徑盾構隧道數值模型基礎上，為進一步分析管片內力及變形的影響因素，在考慮上部荷載及注漿壓力條件下，設置5種工況，如表3所示，從而分析管片不同位置處內力與變形隨上部荷載及注漿壓力的變化。

表3 工況設置 kPa

3 結果分析

3.1 管片內力分布

通過MIDAS計算所得管片內力分布可知，不同工況下管片內力分布狀態基本一致，因此，本文選取上部荷載20kPa、注漿壓力300kPa時，左、右線盾構隧道管片軸力分布如圖3所示。左、右線管片軸力分布大抵相同，呈全截面受壓狀態，其中最大軸力均位于管片左右兩側，左、右線管片最大軸力值分別為1 012.51，1 012.92kN，最小軸力位于管片頂板處，左、右線最小軸力分別為572.68，556.46kN。

圖3 軸力分布(單位：kN)

管片彎矩分布如圖4所示，左、右線管片彎矩分布情況基本一致，均為拱頂和拱底內部受拉，左、右兩側外部受拉，管片最小彎矩均位于拱頂處，左、右線彎矩最小值分別為25.54，33.80kN·m。左線管片彎矩最大值為41.75kN·m，右線管片彎矩最大值為49.33kN·m，且右線管片彎矩整體大于左線管片，是由開挖順序所致。

圖4 彎矩分布(單位：kN·m)

管片組合應力分布如圖5所示，左、右線管片各位置均為壓應力。左、右側應力值最大，其次是拱頂拱底處應力值，左上、左下、右上、右下應力值最小。

圖5 組合應力分布(單位：MPa)

3.2 管片變形特征

通過數值模擬，分析盾構管片水平位移、豎向位移及整體變形特征。不同上部荷載及注漿壓力下，管片位移及變形特征呈相同規律，因此，選取工況S3(上部荷載20kPa，注漿壓力300kPa)對左、右線盾構管片變形特征進行研究。管片水平位移如圖6所示，其中左線隧道整體向左偏移，最大水平位移位于管片左側，約20.32mm，右線隧道水平位移基本呈對稱分布，最大位移位于管片左右兩側，約9.42mm。左、右線管片均向外變形，并不向內收斂。左線(先行線)最大變形值比右線最大變形值更大，但相對變形比右線小，說明右線開挖時，盾殼和管片會擠壓左側土體(含管片)，導致左側土體整體向左偏移。管片豎向變形如圖7所示，左、右線管片豎向變形特征基本一致，表現為拱頂處沉降，拱底處隆起，最終拱頂沉降最大值約15.24mm，拱底隆起值約2.83mm；右線最終拱頂沉降最大約17.15mm，拱底隆起值約5.11mm。右線管片拱頂沉降值及拱底隆起值均大于左線管片。

圖6 水平位移(單位：mm)

圖7 豎向位移(單位：mm)

管片整體變形特征如圖8所示，因土體側壓力系數較低，故豎向荷載大于水平荷載，且周圍土體剛度較小，故管片整體變形呈壓扁狀。左線管片左側變形明顯大于右側變形，且因先施工，在右線隧道施工時，因周圍土體受擠壓，隧道管片整體左移。右線管片左、右兩側變形大致相同，呈對稱分布。

圖8 整體變形

3.3 右線開挖前后左線管片變形特征

管片變形特征表明開挖對已有管片變形具有顯著影響，為進一步分析開挖對已有管片變形的影響，左線施工完成后，右線尚未開挖時及左、右線均開挖完成條件下，管片水平及豎向位移分布分別如圖9,10所示。右線尚未施工時，左線管片水平變形近似呈對稱分布，左側管片向左變形；右線開挖后左線管片整體向左偏移，管片左側變形值明顯增大，而右側變形則發生偏轉，從而導致管片的相對變形值有所減小。對比圖7b所示左線隧道管片豎向變形情況，右線開挖后，左線拱頂沉降及拱底隆起均有所降低，表明右線開挖不僅不會加劇左線管片豎向變形，反而有一定的減弱作用。

圖9 右線開挖前后左線管片水平位移(單位：mm)

圖10 右線開挖前后左線管片豎向位移(單位：mm)

3.4 注漿壓力及上部荷載對管片內力的影響

由于左、右線管片內力分布基本一致，因此僅以左線隧道分析上部荷載及注漿壓力對管片內力的影響。不同注漿壓力及上部荷載條件下管片軸力變化如圖11所示，對比S1，S2，S3工況發現，同一上部荷載條件下(均為20kPa)，不同位置管片軸力均隨注漿壓力的增大而逐漸減小；對比S2，S4，S5工況發現，同一注漿壓力條件下(均為300kPa)，不同位置管片軸力隨上部荷載的增大而逐漸增大。

圖11 不同注漿壓力及上部荷載條件下管片軸力變化

不同注漿壓力及上部荷載下隧道管片彎矩變化如圖12所示，對比S1，S2，S3工況，在同一上部荷載條件下，不同位置管片拱頂及拱底處彎矩隨注漿壓力增大逐漸減小，管片兩側彎矩則隨注漿壓力增大而增大；對比S2，S4，S5工況，同一注漿壓力條件下，不同位置管片彎矩隨上部荷載增大而增大。

圖12 不同注漿壓力及上部荷載下管片彎矩變化(單位：kN·m)

4 結語

1)盾構隧道管片軸力為全截面受壓，其中最大軸力位于管片左右兩側；管片彎矩為上下側內部受拉，左右側外部受拉，且右線管片彎矩值整體大于左線管片；管片組合應力值為受壓狀態，其中最大應力值出現在管片左、右兩側。

2)左、右線管片水平變形有差異，表現為左線整體左移，右線變形呈對稱分布。豎向位移中，左、右線均呈對稱分布，但右線豎向位移明顯大于左線豎向位移，管片整體變形呈壓扁狀態。

3)開挖對已有隧道內力及變形均有較大影響，開挖右線后，左線管片水平相對變形量有所減小，且右線開挖不僅不會加劇左線管片豎向變形，反而有一定的減弱作用。

4)不同位置管片，軸力隨注漿壓力增大而減小；彎矩隨注漿壓力增大，上下側彎矩逐漸減小，左右側逐漸增大。

5)隨著上部荷載的增大，不同位置處管片軸力及彎矩均有不同程度的增大。