超限工況下大直徑越江盾構隧道襯砌結構安全研究*

楊林松，張毫毫，雷明鋒，朱彬彬，林贊權，龔琛杰

(1.中交第二公路勘察設計研究院有限公司，湖北 武漢 430056；2.中南大學土木工程學院，湖南 長沙 410075)

圍繞盾構隧道襯砌結構安全性問題，國內外學者在理論研究、數值分析與模型試驗等方面開展如下研究工作。

1)理論研究 日本土木工程協會基于大量地鐵實測資料，于1968年提出盾構襯砌慣用設計法。當考慮錯縫拼裝時，引入剛度折減系數和彎矩傳遞系數，提出修正慣用法模型。肖明清等建立盾構隧道接頭抗彎承載力解析計算模型。

2)數值分析 朱合華等在梁-彈簧模型基礎上，引入Goodman單元思想，提出梁-接頭不連續模型。彭益成等引入接頭非連續單元，進一步發展殼-接頭不連續模型。艾輝軍等建立三維非連續接觸模型，得到管片接頭結構在列車動載作用下的變形、應力變化規律。

3)模型試驗 針對拼裝式盾構隧道接頭薄弱環節，相關學者從受力安全角度出發，開展一系列接頭抗彎、抗剪足尺試驗，探明從正常使用到極限承載全過程的受力變形規律。同時，大量工程經驗表明，接縫大變形不可避免地伴隨滲漏水，部分學者進行越江隧道接縫防水試驗，揭示盾構隧道防水失效機理。

針對上述研究不足之處，本文選取某越江隧道運營期監控量測數據，從超限狀態中選取最不利工況，作為數值模擬計算的代表工況，分別在管片縱縫、環縫處形成超限錯臺、張開量，施加正常地層荷載，分析盾構隧道發生超限錯臺、張開時的受力狀態，對超限狀態下的隧道結構安全性能進行評價，探討張開、錯臺對盾構隧道結構的力學影響規律。

1 研究對象

對某大直徑越江盾構隧道地層條件和工程發生的超限張開、錯臺量進行研究。根據工程情況，盾構隧道管片采用10塊管片錯縫拼裝而成，分別為7個標準塊B、2個鄰接塊L1，L2和1個封頂塊F(見圖1)。管片環寬2.0m，外徑14.5m，內徑13.3m，襯砌環與環間采用58根M30環縫螺栓連接，每環10塊管片間采用30根M36縱縫螺栓連接。

圖1 襯砌管片組裝示意

2 三維非連續接觸有限元模型

數值模擬常采用荷載-結構計算模型和地層-結構計算模型，考慮到實際地層條件及計算工況的多樣性、復雜性，本文采用荷載-結構計算模型。

2.1 計算模型

采用ABAQUS建立20環管片、共40m長的模型。管片建模按照工程實際設計圖進行錯縫拼裝，具體形式如下：①環的封頂塊在拱腰右側，①環右旋12°24′49.66″為②環，②環右旋49°39′18.62″為③環，③環右旋86°53′ 47.59″為④環，④環右旋124°8′16.55″為⑤環，⑥環與①環位置相同，⑤環與⑩環位置相同。為便于分析，對管片環進行編號，①～環管片如圖2所示。根據螺栓接頭類型不同，接頭分為直螺栓、長螺栓、彎螺栓、斜螺栓等形式，該隧道采用斜螺栓連接。在數值模擬中，管片采用實體單元進行模擬，螺栓設置為梁單元，并且嵌入管片單元中，預緊力設置為150kN。管片間的接觸在法向上設置為硬接觸，建立的三維非接觸模型如圖2所示。

圖2 三維非連續接觸有限元模型

2.2 加載方式及邊界條件

土對隧道的約束和壓力影響隧道變形與應力，尤其是隧道初始階段變形，因此，為考慮土層與結構間的共同作用，引入土彈簧單元。數值計算中，襯砌與土體受壓區域存在抗壓彈簧，而在脫離區域土彈簧消失。土彈簧采用只受拉不受壓的非線性三向(包括1個法向彈簧、2個切向彈簧)全周彈簧模式，如圖3所示。

圖3 土彈簧示意

根據資料采取如圖4所示土壓力計算模式，圖中P1為管片環頂部的上覆水土壓力；P2為管片環底部的土層抗力及豎向水壓力；P3為管片環頂部水平面上的側向水土壓力；P4為管片環底部水平面上的側向水土壓力；P5為管片自重。實際計算參數根據工程地質勘察說明書和超限斷面位置進行確定。

圖4 隧道周圍土壓力分布

2.3 材料本構與參數

模型中管片與螺栓采用線彈性本構模型。根據GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》(2015年版)、GB/T 3098.1—2010《緊固件機械性能螺栓、螺釘和螺柱》及其他規范，參數取值如表1所示。模型中土體參數根據不利斷面的具體位置和地質圖進行對應后，參照《隧道地質縱斷面設計圖》《工程地質勘察說明書》進行取值(見圖5與表2)。

表1 隧道結構材料力學參數

圖5 隧道地質縱剖面

表2 土體參數

2.4 管片接頭編號

如圖6a所示，環縫①～②表示第①，②環管片間的環縫。第①環10片管片間的縱縫接頭編號如圖6b所示，雖然錯縫拼裝時管片環發生旋轉，但接頭內的相對位置不變，可沿用①環的編號方法。

圖6 管片接頭編號示意

3 計算結果分析

3.1 縱縫錯臺分析

根據現場監控數據和圖片，縱縫錯臺主要集中在隧道拱腰處，選取20環管片作為分析模型，將第環作為分析環，在B6，B5，B7標準塊間建立錯臺量達到超限值的計算工況。盾構管片錯臺如圖7所示。

圖7 縱縫錯臺工況示意

縱縫錯臺環號分別為399,1 055,1 421,1 457,1 600, 1 640時，對應超限錯臺值分別為14.2,14.7,15.7,19.2,19.8,15.4mm，確定最大縱縫錯臺值為1 600 環19.8mm。

圖8 縱縫錯臺前后管片結構最小主應力云圖(單位：Pa)

圖9 縱縫錯臺前后第環最小主應力云圖(單位：Pa)

圖10 縱縫錯臺前后B6標準塊及螺栓最大主應力云圖(單位：Pa)

1)B6標準塊錯臺使管片整體受力狀態發生明顯變化，具體表現為從B6標準塊呈圓形向相鄰塊擴散發展，在B6標準塊的4個角點明顯增大。

2)管片接頭B5-B6，B6-B7接縫邊角處的最大壓應力從24.0MPa增至67.0MPa，超過C60混凝土抗壓強度，導致接縫外邊角混凝土被壓潰。管片其他位置最大壓應力為33.7MPa，尚未達到C60混凝土強度標準值，管片整體結構安全。

3)錯臺后，B6標準塊最大拉應力從全部受壓增至最大拉應力為5.50MPa，在B5-B6，B6-B7縱縫螺栓處明顯集中，超過C60混凝土極限抗拉強度，且大大增加拉應力分布范圍，對管片整體受力極為不利。

4)錯臺時，螺栓最大主應力發生在拱頂部位，最大拉應力為303.3MPa?？紤]極限錯臺后，螺栓最大拉應力達663MPa，螺栓已屈服，但尚未達到螺栓強度設計值800MPa，留有一定安全余量。

5)從管片整體結構受力來看，縱縫錯臺19.8mm時，B6標準塊4個外邊角已被壓潰；除外邊角外，B6標準塊其余部分與其他標準塊應力雖有增大，但整體結構應力變化依然在混凝土安全范圍內。

3.2 環縫錯臺分析

圖11 環縫錯臺前后管片結構最小主應力云圖(單位：Pa)

圖12 環縫錯臺前后管片結構最小主應力云圖(單位：Pa)

圖13 管片結構、螺栓最大主應力云圖(單位：Pa)

1)環縫錯臺使管片受力狀態發生明顯變化，主要表現為拱腰處應力增大，從環的拱腰向臨近環擴散。

4)錯臺前，螺栓最大主應力發生在拱頂部位，最大拉應力為303.3MPa；錯臺后，螺栓最大拉應力發生在拱底，達693MPa，螺栓已屈服。

3.3 環間張開分析

1)環間張開，管片整體受力呈拱頂與拱底內側受拉、外側受壓；左右拱腰外側受拉、內側受壓狀態?？紤]環間張開后，分析環的最大壓應力有所減小，即⑩環最大壓應力從23.8MPa減為22.8MPa；環最大壓應力從24.0MPa減為23.3MPa。

3)未考慮張開時，螺栓最大主應力發生在拱頂部位，最大拉應力為303MPa，遠小于螺栓屈服強度600MPa，說明在初始地應力條件下，螺栓受力安全；考慮極限張開后，螺栓最大拉應力達718MPa，螺栓已屈服，但尚未達到螺栓強度設計值800MPa。

4)從管片整體受力情況看，在環間張開的極限工況下，管片最大壓應力有所減??；但分析環拱頂、仰拱最大拉應力急劇增大，均超過C60混凝土極限抗拉強度，說明分析環的拱頂、仰拱部位可能被破壞，其余部位安全。

4 結語

1)縱縫拱腰B6標準塊錯臺使管片整體受力從B6標準塊呈圓形向相鄰塊擴散發展，造成管片接頭B5-B6，B6-B7接縫外邊角混凝土被壓潰；B6標準塊最大拉應力在B5-B6，B6-B7縱縫螺栓處明顯集中，超過C60混凝土極限抗拉強度，需引起重視。

3)環間張開后分析環的最大壓應力有所減小，但分析環拱頂、仰拱環內部位最大拉應力急劇增大，超過C60混凝土極限抗拉強度，此處混凝土有局部開裂危險，其余部位安全。

4)在張開、錯臺超限工況下，部分螺栓最大拉應力超過螺栓屈服強度，螺栓屈服，但未達到螺栓強度設計值800MPa，留有一定安全余量。