地鐵隧道聯絡通道機械法施工對主隧道受力影響分析

萬 敏，宿文德，邵耳東（上海隧道工程有限公司市政公用工程設計研究院，上海 200032）

地鐵隧道聯絡通道施工方法主要有凍結法、機械法及明挖法等。由于地鐵大多處于城市主干道或中心城區，環境保護要求高，故較少采用明挖法施工。目前大部分地鐵聯絡通道采用凍結法施工，其工藝成熟，可有效地隔絕地下水，安全性及適用性較高。機械法是一種較新的施工方法，采用頂管機或盾構機切削主線隧道預制可切削混凝土管片，逐節頂進施工，直至聯絡通道貫通。

朱瑤宏、丁修恒等[1-2]對聯絡通道盾構法修建技術進行了系統全面的闡述。朱瑤宏、柳獻等[3-5]通過足尺試驗及現場監測數據，研究了盾構主隧道在機械切削過程中的結構響應，結果表明，機械法聯絡通道破洞過程是管片和內支撐共同受力的過程，結構響應為環、縱向兩個方向的內力重分布。丁修恒、何邦亮等[6-7]通過有限元方法研究剛性接頭和半剛性接頭情況下，地震荷載和列車荷載對主隧道和聯絡通道的受力、位移和加速度響應的影響，結果表明，在地震荷載作用下剛性接頭受力遠大于半剛性接頭，半剛性連接形式下，隧道加速度及位移的響應均大于剛性連接工況。

目前隧道聯絡通道施工數值研究大多集中于凍結法研究，對機械法聯絡通道施工數值研究較少。為了研究機械法聯絡通道施工時主隧道結構的內力變形重分布特性及其對各不利工況的敏感性，本文基于 Midas FEA 有限元分析軟件，建立機械法聯絡通道施工三維有限元模型，研究主隧道在頂進及開洞工況下，其內力變形對各不利工況敏感性響應。

1 工程概況

基于某市域鐵路工程—4 號聯絡通道，右線里程 DK 26 + 180.00 m、左線里程 DK 26 + 195.30 m，聯絡通道頂埋深 25.00 m，主線隧道埋深 23.45 m，主線隧道及聯絡通道所處土層主要為 ④1細粉砂層，地下水位埋深 12.00 ～ 15.00 m。聯絡通道采用頂管法施工，開洞環為 3 環特殊環管片，采用鋼-混復合管片，通縫拼裝，其中可切削部分為 C 40 混凝土，鋼管片部分采用 Q 345 鋼材。其余管片為 C 50 普通混凝土管片，錯縫拼裝，管片寬度 1.50 m，厚度 350 mm，管片環內徑 5.50 m，外徑 6.20 m。頂管機頂推力通過后靠系統傳力給管片，每塊管片傳力面高度 3.20 m。

頂管管節外徑為 3.10 m，管節壁厚 250 mm。聯絡通道中心高程與主隧道中心高程平齊，縱向中心線位于開洞三環管片正中間，如圖 1 所示。

圖1 管片、管節示意圖

管片的臨時支撐系統采用自動車架頂升伺服系統，采用Q 345 鋼材。包括 250 mm×500 mm × 40 mm × 40 mm上鋼縱梁、400 mm×400 mm×40 mm×40 mm 上鋼弧梁及鋼柱，如圖 2 所示。

圖2 自動車架頂升伺服系統示意圖

2 機械法聯絡通道三維有限元模型

2.1 模型簡介

結構內力計算按自由變形的彈性體勻質圓環進行。特殊管片環為通縫拼裝，相鄰管片為錯縫拼裝，采用修正慣用法進行計算，隧道管片及聯絡通道頂管管節采用板單元模擬。考慮管片間接頭對既有隧道變形產生的影響，定義隧道斷面抗彎剛度折減系數為 0.8，軸向剛度不變。忽略環縫接觸構造的影響，環與環間僅考慮螺栓連接作用，采用剪切彈簧單元模擬。采用僅受壓彈簧單元模擬隧道外部土體與管片相互作用。臨時支撐伺服系統采用梁單元模擬，與管片接觸用無限剛度的僅受壓彈簧進行模擬。聯絡通道管節與主隧道連接采用連接單元模擬。

2.2 模型參數

混凝土管片及管節 C 50 混凝土采用彈性本構模型，彈性模量取為 34.5 GPa，泊松比取為 0.2。鋼管片及臨時支撐伺服系統鋼材采用彈性本構模型，彈性模量取為 206 GPa，泊松比取為 0.3。管片剪力銷榫頭以 200 mm 間距的彈簧模擬，剛度取 4 600 kN/m；盾構管片以及管節主要穿越土層為 ④1黏質粉土夾砂質粉土，土彈簧基床系數取值為 33 000 kN/m2。

2.3 數值模擬工況

數值模型中聯絡通道施工工況與實際工況對應，共分為4 個。

（1）第 1 工況：主線盾構隧道拼裝完成。

（2）第 2 工況：內部支撐完成，特殊管片開洞頂進，該工況考慮偏載不利情況。

（3）第 3 工況：頂進施工結束，管節拼裝完成。

（4）第 4 工況：管節與主隧道永久接頭制作完畢后，內支撐拆除。

2.4 荷載及邊界條件

管片主要受到自身重力、頂部水土壓力、側向水土壓力、底部反力和拱肩土壓力作用。不同施工工況下主隧道所受荷載如圖 3 所示。其中：q1為頂部水土壓力，q2為底部水土壓力，q3為頂部側向土壓力，q4為底部側向土壓力，q5等效為拱肩土壓力，q頂為頂管機后靠力。荷載取值如表1 所示。

圖3 典型工況下荷載示意圖

表1 土體荷載取值

千斤頂通過后靠系統傳力給管片，每塊管片傳力面高度3.20 m。將千斤頂對豎梁的力近似等效為均布力，考慮糾偏時最不利頂推力工況，頂力荷載各管片分布如表 2 所示。

表2 頂推力取值

邊界條件為土體僅受壓彈簧端頭鉸接約束以及主隧道管片和頂管管節防扭轉約束。

3 計算結果分析

3.1 位移分析

各工況下主隧道各環管片頂底豎向位移及側部水平位移變化趨勢如圖 4、圖 5 所示。

圖4 各工況下管片位移圖

圖5 各工況下管片收斂位移圖

由圖 4、圖 5 可知，工況 2 中第 7 環管片頂部豎向變形最大，約 ﹣8.3 mm，相比工況 1 增大 3.7 mm。工況 4中，開洞側水平變形最大，約 8.4 mm。同時，工況 4 中，第 5 ～ 9 環最大頂底收斂為 11.5 mm，最大水平收斂 10.8 mm，管片收斂變形開洞環最大，由開洞環向兩側逐漸減小，機械法聯絡通道施工對管片收斂變形影響集中在以第 7環為中心的 5 環管片內，第 1 ～ 4 環及第 10 ～ 13 環管片收斂各工況變化較小，管片收斂變化幅度 ＜ 7%。

3.2 內力分析

各工況下主隧道各環管片軸力（壓力）及彎矩變化趨勢如圖 6、圖 7 所示，彎矩正值表示管片內側受拉。

圖6 各工況下管片軸力圖

圖7 各工況下管片彎矩圖

由圖 6 所示，各工況下，開洞環第 6 和 8 環變化最大。工況 2 頂推工況時，第 6 和 8 環頂部軸力由 1 380 kN 減少至 800 kN，頂推力作用下軸力最大減小約 580 kN；側部開洞側由 1 900 kN 減少至 1 550 kN。工況 4 拆撐工況時，第6 和 8 環頂部軸力增加到 1 200 kN。各工況對主隧道第 1 ～4 環及第 10 ～ 13 環管片軸力影響較小，軸力變化幅度 ＜5%。由圖 7 可知，工況 4 中，第 6 和 8 環管片頂部彎矩由175 kN·m 增加至 282 kN·m，增加彎矩 107 kN·m，開洞側負彎矩由 150 kN·m 增加至 238 kN·m，增加負彎矩 88 kN·m。管片彎矩開洞環最大，由開洞環向兩側逐漸減小。機械法聯絡通道施工對管片內力影響集中在以第 7 環為中心的 5 環管片內，對主隧道 1 ～ 4 環及 10 ～ 13 環管片軸力影響較小，彎矩變化幅度 ＜ 10 %。

4 結 語

（1）機械法聯絡通道施工過程中控制工況為頂進始發工況及拆撐工況。頂進始發工況下第 7 環管片頂部豎向變形最大，約 ﹣8.3 mm。拆撐工況下，第 5 ～ 9 環最大頂底收斂為 11.50 mm，最大水平收斂 10.80 mm，第 6 環管片頂部及開洞側彎矩最大，分別為 282 kN·m、238 kN·m。

（2）機械法聯絡通道施工影響管片范圍集中在開洞處中間 5環管片，各不利工況下第 1 ～ 4 環、第 10 ～ 13 環管片收斂變化幅度 ＜ 7 %，軸力變化幅度＜ 5 %，彎矩變化幅度 ＜ 10 %。

（3）主隧道 5 ～ 9 環管片變形內力對機械法聯絡通道施工不利作用響應表現為，拆撐工況對管片收斂變形影響最大，最大水平收斂增大約 5.52 mm，最大頂底收斂增大約5.27 mm。頂推力作用下軸力最大減小約 580 kN；拆撐工況管片頂部最大彎矩增大約 107 kN·m，開洞側部管片彎矩最大增加 88 kN·m。