TBM高內壓輸水隧洞雙層襯砌結構力學性能對比研究

崔龍飛 許大鵬

1.上海水業設計工程有限公司 200092

2.上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司 200092

引言

隨著我國經濟的不斷發展，城市化進程不斷 加快，輸水工程有向大口徑、大埋深、長距離發展的趨勢，輸水隧洞也得以快速發展。

目前，對于內壓較高的輸水隧洞工程多采用雙層襯砌結構，國內針對雙層襯砌結構的研究也越來越多。張厚美［1］根據內外襯砌接合面結構形式的不同，建立了三種雙層襯砌相互作用模型，并進行了對比分析，提出了關于雙層襯砌的計算方式的建議。張弢［2］根據外襯盾構管片于鋼筋混凝土內襯之間的連接形式的不同，采用雙層梁-彈簧模型對此類雙層襯砌相互作用模型進行了對比分析。張傳?。?］等對三種雙層襯砌結構型式進行了研究，從受力變形、施工技術、造價等方面分析了三種結構形式的優劣。楊釗［4］等針對雙層襯砌結構的實體疊合模型和雙層框架模型進行了對比，并提出了實體簡化接頭模型，通過工程實例的驗證，證明了該模型較適用于雙層襯砌結構。謝小玲［5，6］等結合雙層襯砌1∶1 室內試驗，并采用三維有限元方法對于采用預應力鋼筋混凝土內襯的雙層襯砌結構的兩種結構形式受力特性進行了分析研究。李敏［7］等通過有限元方法，考慮管片與二襯鋼筋混凝土間存在的初始間隙對雙層復合襯砌結構受力的影響進行了分析。以上研究主要針對鋼筋混凝土內襯或者預應力鋼筋混凝土內襯，且內壓一般不高，考慮到普通鋼筋混凝土內襯受內水壓能力較弱，而隧洞內預應力鋼筋混凝土的實施難度較高，工序相對復雜，且預應力鋼絲損壞后將嚴重影響結構安全，鋼管具有抗內壓能力強、安全性高、抗滲性能好、安裝運輸方便等優勢，故對于高內壓輸水隧洞，本文推薦采用內襯鋼管的結構形式，并對其力學性能進行分析。

1 隧洞結構形式

輸水隧洞根據內、外層襯砌結構受力關系的不同，一般可采用以下兩種結構形式：

分離式雙層襯砌結構：內襯鋼管與外襯管片之間通過設置一定范圍的柔性墊層，內、外層襯砌結構分開受力，為保證內襯鋼管穩定，柔性墊層的鋪設一般可取頂部240°范圍。

疊合式雙層襯砌結構：取消上述分離式雙層襯砌結構中的柔性墊層，管片、自密實混凝土、內襯鋼管三者緊密貼合，并通過設置插筋或栓釘等措施實現內、外層襯砌聯合受力。

兩種結構形式示意如圖1 所示。

圖1 兩種輸水隧洞結構形式Fig.1 Two structural types of water conveyance tunnel

2 計算模型

本文在前述文獻的基礎上，以南方某輸水隧洞工程為例，采用ABAQUS軟件建立了上述兩種隧洞結構形式的荷載-結構模型，管片外徑6400mm、內徑5800mm，“5 ＋1”分塊，管片壁厚300mm，混凝土等級C55，DN5200 鋼管內襯，Q345，壁厚24mm，內、外襯之間為C20 自密實混凝土填充，分離式雙層襯砌結構中的柔性墊層厚度20mm。外襯管片、內襯鋼管、自密實混凝土、柔性墊層均采用實體單元建模，其中C20 自密實混凝土采用混凝土塑性損傷本構模型?？奢^好地模擬混凝土的受壓破碎及受拉開裂等非線性行為［8］，其余單元采用彈性本構模型。分離式雙層襯砌結構模型（以下簡稱模型1）在各單元界面處設置接觸單元，法向作用采用“硬接觸”，切向作用采用庫侖摩擦，摩擦系數均按0.3 考慮。疊合式雙層襯砌結構模型（以下簡稱模型2）中內襯鋼管與自密實混凝土采用“tie”連接來模擬栓釘的連接作用，其余同模型1 設置接觸單元，輸水隧洞計算模型如圖2 所示。

圖2 輸水隧洞計算模型Fig.2 Calculation model of water conveyance tunnel

模型中管片接頭采用了實體簡化接頭模型［4］，通過非線性連接單元模擬管片接頭的抗彎剛度、抗拉壓剛度以及抗剪剛度，具體取值結合相關經驗及參考資料選取［9］，如表1 所示，考慮接頭螺栓的預緊力，正彎矩分離轉角取2 ×10－4rad，負彎矩分離轉角取4 × 10－4rad，分離軸向位移0.03mm。

表1 管片接頭剛度取值Tab.1 Segment joint stiffness value

TBM工法較適合于圍巖條件較好的情況，一般Ⅱ～Ⅲ類圍巖為宜，但對于長距離輸水隧洞工程難免局部存在斷層破碎帶或其他圍巖條件較差的情況，另外由于隧洞與管片之間的間隙不均勻，較易出現管片頂部回填注漿不密實的情況，設計過程中均應予以考慮。針對上述問題，本文選取三種地質條件對兩種隧洞結構進行計算分析，第一種為均勻的Ⅱ類圍巖；第二種為非均勻Ⅱ類圍巖，管片頂部由于注漿質量問題出現松動區；第三種為局部斷裂破碎帶Ⅳ類圍巖。三種情況通過不同的圍巖抗力系數來體現區別，模型中通過設置只壓不拉的彈簧單元進行模擬，彈簧剛度取值根據圍巖物理性質，按照Plizzari-Tiberti公式進行計算確定［10］：

為簡化考慮，本文不考慮切向抗力系數，第一種Ⅱ類圍巖彈性模量取20000MPa，泊松比0.25，圍巖抗力系數4800MPa／m；第二種在管片頂部出現的松動區圍巖抗力系數取200MPa／m，其他范圍同樣取4800MPa／m；第三種Ⅳ類圍巖彈性模量取2000MPa，泊松比0.25，圍巖抗力系數取480MPa／m。

3 計算荷載

不同圍巖條件下作用于隧洞上的荷載有一定的區別，圍巖豎向、水平均布壓力根據公路隧道設計規范［11］進行計算取值，本文重點分析內水壓的影響，內水壓力取1.5MPa，不考慮外水壓的作用。

豎向均布壓力：

式中：S為圍巖級別；γ 為圍巖容重；B為隧道寬度；i為圍巖壓力增減率，當B＜5m，取i＝0.2；當B＞5m，取i＝0.1。

水平均布壓力：Ⅱ類圍巖取0，Ⅳ類圍巖取0.2 倍的豎向均布壓力值。

隧洞荷載取值如表2 所示。

表2 荷載取值Tab.2 Load value

4 計算結果分析

不同地質條件下，模型1 與模型2 在上述荷載標準組合作用下的計算結果呈現出不同的受力特性。

4.1 均勻Ⅱ類圍巖條件下

內襯鋼管應力云圖如圖3 所示。

圖3 內襯鋼管應力云圖（單位：MPa）Fig.3 Stress nephogram of lined steel pipe（unit：MPa）

假定內襯鋼管完全獨立受力，承受內壓時的環向應力計算公式較為簡單：

模型1 中內襯鋼管最大環向應力為170MPa，略大于162.5MPa，該應力值主要分布于兩側240°處，經分析其主要原因為柔性墊層僅頂部240°范圍分布，在柔性墊層兩端處會出現鋼管局部應力集中，但增大幅度不大，設計過程可適當予以考慮。模型2 內襯鋼管最大應力僅24MPa，說明在均勻Ⅱ類圍巖情況下，內襯鋼管受到外襯管片及圍巖的約束作用，受力有較大幅度降低。

自密實混凝土應變云圖如圖4 所示。

圖4 自密實混凝土應變云圖Fig.4 Strain nephogram of self compacting concrete

模型1 中自密實混凝土最大環向應變為4.7 ×10－3，大于開裂拉應變0.6 ×10－4，內部出現較多細微裂縫，所能承受的拉應力大幅降低；模型2 中自密實混凝土最大環向應變為7.5 ×10－4，略大于開裂應變0.6 ×10－4，但裂縫發展范圍相對較少。

外襯管片應力云圖如圖5 所示。

圖5 外襯管片應力云圖（單位：MPa）Fig.5 Stress nephogram of segment（unit：MPa）

模型1 管片最大環向拉應力約0.326MPa，分布于底部，小于管片混凝土抗拉強度設計值1.89MPa，其主要原因為豎向荷載以及內襯鋼管在底部無柔性墊層范圍內對管片產生的擠壓力；模型2 管片最大環向拉應力約2.09MPa，沿管片一周分布較為均勻，略大于管片混凝土抗拉強度設計值1.89MPa，通過配置適當的鋼筋較容易滿足工程設計要求。

模型1 在高內壓作用下管片接頭處張開變形基本無發展，模型2 產生0.1mm 的軸向張開變形，切向變形量、轉角變形量均較小，接頭設計均較容易滿足要求。

4.2 非均勻Ⅱ類圍巖條件下

內襯鋼管應力云圖如圖6 所示。

圖6 內襯鋼管應力云圖（單位：MPa）Fig.6 Stress nephogram of lined steel pipe（unit：MPa）

模型1 中內襯鋼管最大環向應力與均勻Ⅱ類圍巖條件下計算結果基本一致，約170MPa。模型2 內襯鋼管最大應力增大到40MPa，主要分布在頂部區域，說明在非均勻Ⅱ類圍巖情況下，內襯鋼管在圍巖松動的區域出現了應力集中現象。

自密實混凝土應變云圖如圖7 所示。

圖7 自密實混凝土應變云圖Fig.7 Strain nephogram of self compacting concrete

模型1 中自密實混凝土環向應變發展情況與均勻Ⅱ類圍巖條件下計算結果基本一致，約4.7 ×10－3；模型2 中自密實混凝土最大環向應變為3.9 ×10－3，主要分布在頂部區域，大于開裂應變0.6 ×10－4，頂部出現較多細微裂縫，所能承受的拉應力大幅降低。

外襯管片應力云圖如圖8 所示。

圖8 外襯管片應力云圖（單位：MPa）Fig.8 Stress nephogram of segment（unit：MPa）

模型1 管片最大環向拉應力與均勻Ⅱ類圍巖條件下計算結果基本一致，約0.326MPa；模型2管片最大環向拉應力約6.65MPa，最大環向壓應力－4.28MPa，主要分布在頂部圍巖松動區域，通過單元應力擬合，提取頂部截面軸向拉力約685kN、彎矩約133kN·m，選用HRB400 級鋼筋，單側需配置8φ25 ＋4φ20 才能滿足裂縫要求（管片環寬度1500mm），比常規管片配筋增大較多。

模型1 管片接頭處基本未出現張開變形；模型2 產生0.4mm 的軸向張開變形、0.3mm 的切向變形量以及－3.8 ×10－5rad 的轉角變形，相比均勻Ⅱ類圍巖條件有較大幅度的增加，應對接頭做法進行適度加強。

4.3 Ⅳ類圍巖條件下

內襯鋼管應力云圖如圖9 所示。

圖9 內襯鋼管應力云圖（單位：MPa）Fig.9 Stress nephogram of lined steel pipe（unit：MPa）

模型1 中內襯鋼管最大環向應力與均勻Ⅱ類圍巖條件下計算結果基本一致，約168MPa。模型2 內襯鋼管最大應力增大到90MPa，說明在Ⅳ類圍巖情況下，外部地層約束變弱，導致疊合式雙層襯砌結構內襯鋼管內力增大。

自密實混凝土應變云圖如圖10 所示。

圖10 自密實混凝土應變云圖Fig.10 Strain nephogram of self compacting concrete

模型1 中自密實混凝土環向應變約5.3 ×10－3，模型2 中自密實混凝土最大環向應變為4.0 × 10－3，小于模型1，但均大于開裂應變0.6 ×10－4，內部出現較多細微裂縫，所能承受的拉應力大幅降低。

外襯管片應力云圖如圖11 所示。

圖11 外襯管片應力云圖（單位：MPa）Fig.11 Stress nephogram of segment（unit：MPa）

模型1 管片最大環向拉應力與均勻Ⅱ類圍巖條件下計算結果基本一致，約0.31MPa，環向壓應力增大為－1.59MPa，主要原因為圍巖壓力增大，導致管片內軸向壓力、彎矩增大；模型2 管片環向拉應力約2.5MPa～3.8MPa，沿管片一周分布較為均勻，通過單元應力擬合，截面軸拉力約1450kN，彎矩值約40kN·m，選用HRB400 級鋼筋，單側需配置8φ28 ＋4φ22 才能滿足裂縫要求（管片環寬度1500mm）。

模型1 管片接頭處張開變形基本無發展；模型2 由于管片接頭拉力較大，產生了0.98mm 的軸向張開變形，應對接頭做法進行特殊加強處理方可滿足受力、止水等要求。

5 結論

本文通過對TBM 輸水隧洞兩種襯砌結構形式高內水壓工況下的計算分析，主要得出以下結論：

1.在均勻穩定圍巖條件下，分離式雙層襯砌結構和疊合式雙層襯砌結構均可滿足結構安全，疊合式雙層襯砌內、外襯可聯合受力，內襯鋼管受力較小，可一定程度降低鋼管壁厚，節約造價。

2.在非均勻穩定圍巖條件下，當管片與圍巖之間由于回填注漿等問題出現局部松動區時，分離式雙層襯砌結構受力性能相比均勻穩定圍巖條件時未發生較大的改變，而疊合式雙層襯砌結構在松動區出現較大的應力集中，應引起設計、施工人員重視。

3.當穿越局部破碎帶或圍巖等級較差的條件下，分離式雙層襯砌結構受力性能相比均勻穩定圍巖條件時未發生較大的改變；由于地層約束較弱，疊合式雙層襯砌在高內壓作用下，管片出現較大的拉應力，管片接頭張開量較大，設計人員需重點對管片配筋及管片接頭螺栓進行加強。

4.經綜合分析，分離式雙層襯砌結構傳力路徑清晰，不同地質條件下均具有較為穩定的力學性能，故對于承受高內壓的輸水隧洞工程推薦采用分離式雙層襯砌結構，另外，分離式雙層襯砌結構中自密實混凝土受內襯鋼管外擴變形影響，易出現細微裂縫，為進一步保證自密實混凝土對內襯鋼管的包裹作用，可在自密實混凝土中增加抗裂纖維等措施。

5.本文未考慮外水壓力的影響，對于分離式雙層襯砌結構，如外水壓力較高，尚應進行外壓穩定的驗算，一般應設置加勁環，避免在空管或負壓工況下的內襯鋼管外壓失穩。