超大直徑盾構隧道機械法施工聯絡通道結構力學響應分析

劉明高 馬連友 陸平 張志 陳仁東

1.北京市市政工程設計研究總院有限公司 100082

2.北京市首發高速公路建設管理有限責任公司 100166

3.北京交通大學土木建筑工程學院 100044

引言

雙線盾構隧道間的橫向聯絡通道是災情發生時人員疏散和消防救援重要的生命通道。目前對于盾構隧道修建橫通道，常規方法為對地層進行加固（凍結法、注漿法、旋噴樁法等），使其具有阻水性和自穩能力，而后拆除開口部位盾構管片，采用礦山法構筑橫通道。但采用此類非機械法施工風險大，若加固效果不良，阻水及自立性不足，將會引發涌水坍塌等事故，后果非常嚴重［1］。而且此類方法工期長、凍結法施工工后融沉大、施工效果難控，因此國內外已對聯絡通道的機械法施工展開了探索［2，3］，如德國漢堡易北河、香港屯門赤鱲角連接線、寧波地鐵盾構隧道等。但對于超大直徑盾構隧道機械法施工聯絡通道的結構受力及變形特征影響研究不足，因此本文依托北京東六環路改造工程盾構段橫向聯絡通道工程實踐，采用數值模擬的手段對不同工況下機械法施工荷載對主體結構的影響展開研究。

1 工程概況

北京東六環路（京哈高速～潞苑北大街）改造工程盾構段長7341m，盾構隧道管片外徑達15.4m，為國內最大直徑之一，盾構段設置有6條人行橫通道，長度為15.7m～21.2m，埋深為27.2m～62.8m，水壓0.17MPa～0.46MPa，主要位于細砂、粉質黏土層。本文主要針對其中7＃橫通道展開研究，埋深及地質情況如圖1所示。

圖1 7＃橫通道地質情況Fig.1 Geological conditions of7＃cross-passage

2 數值模擬方案

本文采用ABAQUS軟件建立三維模型，研究機械法聯絡通道施工過程（掘進機頂出主洞隧道后），施工荷載對主體結構受力及變形的影響。

2.1 地層參數

設計條件顯示，主體盾構隧道拱頂埋深29.7m，雙線盾構隧道凈距（聯絡通道長度）為15.7m。為避免邊界效應，盾構隧道兩側土體各取26.75m，橫向長度為100m，沿盾構縱向取15環縱向長度為30m，土體總厚度為豎向取63.7m。因此模型尺寸為100m×63.7m×30m。地層土體本構選用ABAQUS內設的擴展Drucker-Prager本構模型，相比于常用的Mohr-Coulomb模型，具有計算效率高、收斂更容易等優點，且材料參數可從Mohr-Coulomb模型中進行換算，換算公式［4］為：

式中：c、φ分別為Mohr-Coulomb模型中的黏聚力（kPa）和內摩擦角（°）；β、k、分別為Drucker-Prager模型中的內摩擦角（°）、流應變比、屈服應力（kPa）。三維模型如圖2所示，土體參數見表1。

圖2 三維數值模型Fig.2 Three-dimensional numerical model

表1 土體參數Tab.1 Soil parameters

2.2 盾構隧道參數

盾構隧道的模型按照實際尺寸建立，隧道外徑取15.4m，管片厚度取0.65m，環寬取2.0m（未考慮楔形量），每環采用10片管片，錯縫拼裝，盾構隧道管片采用C60混凝土。聯絡通道建筑限界寬2m×高2.5m，橫通道為圓形，外徑為3.9m，開口部位涉及3環共6塊管片。參考國內外機械法橫通道建設經驗，將開口6塊設計為復合管片?？汕邢鞑课辉O置為纖維筋混凝土C40，非可切削區為鋼板-混凝土復合襯砌。管片結構均采用理想彈性本構模型，各材料參數見表2。

表2 管片參數Tab.2 Segment parameters

環內接頭的抗彎由混凝土抗壓和螺栓抗拉共同完成，管片為實體單元，設置為硬接觸，可傳遞壓應力，螺栓由抗拉彈簧模擬。環間接頭的抗剪由接頭摩擦力、分布式凹凸榫、斜螺栓等共同承擔。已有研究表明［5］，由于拼裝誤差，凹凸榫往往已存在搭接，且螺栓與螺栓孔間隙比凹凸榫間隙更小，因此環間抗剪主要由凹凸榫來承擔。通過經典材料力學公式［6］計算環內接頭的等效彈簧剛度為ks＝2.84×108N/m（沿管片環向），環間接頭的等效彈簧剛度為kst＝3×109N/m（沿管片環間接觸面的任意方向）。接頭按照實際位置布置，環內彈簧每環沿縱向布置3個，環間彈簧沿環向布置28個。

2.3 施工荷載工況

考慮到本項目主隧道為超大直徑盾構隧道，外徑達到15.4m，所以施工荷載施加方式借鑒香港屯門赤鱲角項目施工案例，如圖3所示。機械法掘進機頂推的反力由反力架傳遞到主體盾構隧道開口同側的4個錨固端頭（1.2m×1.2m）上，因此作用在主體結構上的施工荷載為作用在端頭上的張拉力荷載。數值模擬荷載施加方式如圖4所示。

圖3 香港屯門隧道機械法施工聯絡通道案例Fig.3 Cross passage of Tuen Mun-Chek Lap Kok Link tunnel constructed by mechanical method

圖4 拉力荷載作用區域Fig.4 Tensioning force loading area

機械法可以分為頂管法和盾構法，但兩者反力的提供方式是相同的，且頂管法所需的頂推反力更大，因此本文的荷載選取頂管頂推力，并依托7＃橫通道工況對頂推力進行初步計算［7］，公式如下：

式中：F為總頂進力（kN）；D0為管道外徑（m），取3.9m；L為管道設計最大頂進長度（m），取15.9m；f為管道外壁與土之間的平均摩阻力（kN/m2），北京市經驗取值為10kN/m2，若考慮土體浮重度為γ′＝10kN/m3，考慮土拱效應埋深取2倍的頂管直徑為8m，頂管機與周圍土體的摩擦系數取0.4，計算得到平均摩阻力約為28kN/m2；F0為頂管機的迎面阻力；Dg為頂管掘進機外徑（m），取4.0m；γ為頂管覆土的重度（kN/m3），加權平均取20kN/m3；H為頂管覆土深度（m），取埋深35.6m。

計算可得F0＝8867kN，當摩阻力取28kN/m2，管節取最長值時，總頂推力的最大值為F＝14460kN。綜合以上，偏于安全考慮，設定模擬荷載范圍為0～30000kN，取9個工況，分別為0kN、3000kN、6000kN、9000kN、12000kN、15000kN、20000kN、25000kN、30000kN。

3 數值模擬結果分析

3.1 位移分析

1.豎向位移

不同反拉力荷載工況下，主體結構的豎向位移云圖如圖5所示，限于篇幅只列出荷載為0kN、9000kN、20000kN、30000kN工況的模擬結果。由圖5可知，不同荷載作用下，隧道整體變形模式一致：隧道頂部發生沉降，底部發生隆起，并隨荷載的增大，沿隧道縱向有不均勻的趨勢。提取各環頂部和底部位移值繪制曲線，如圖6所示。可知，隨反拉力荷載的增大，主體結構的頂部沉降和底部的隆起位移逐漸減小，即結構的豎向收斂值逐漸降低。對于開口環，相較于荷載為0的工況，荷載增加到30000kN時，主體結構頂部沉降減小了2.82mm（40.4%），底部隆起減小了1.99mm（7.9%），豎向收斂減小了4.81mm（14.9%）。

圖5 不同荷載條件下主隧道豎向位移云圖（單位：m）Fig.5 Vertical displacement contours of main tunnel under different load conditions（unit：m）

圖6 盾構隧道豎向位移沿縱向變化情況Fig.6 Variation of vertical displacement of the shield tunnel along longitudinal direction

2.橫向位移

不同反拉力工況下，主體結構的橫向位移云圖如圖7所示（向右為正），限于篇幅只列出荷載為0kN、9000kN、20000kN、30000kN工況的模擬結果。由圖7可知，不同荷載作用下，隧道整體變形模式一致：隧道左側發生向左的位移，右側發生向右的位移，并隨荷載的增大，位移云圖沿隧道縱向有不均勻的趨勢。

圖7 不同荷載條件下主隧道橫向位移云圖（單位：m）Fig.7 Horizontal displacement contours of main tunnel under different load conditions（unit：m）

提取各環左側和右側的位移值繪制曲線如圖8所示。分析左側位移情況可知隨反拉力荷載的增大，主體結構的左側產生向左的位移，荷載為30000kN的工況，相較于0荷載工況，隧道左側向左移動了1.41mm。

圖8 盾構隧道橫向位移沿縱向變化情況Fig.8 Variation of horizontal displacement of the shield tunnel along longitudinal direction

分析右側位移可知，隨反拉力荷載的增大，主體結構的右側也產生向左的位移。荷載為30000kN的工況，相較于0荷載工況，隧道右側向左移動了7.40mm。進一步分析隧道右側的變形曲線可知，反拉力荷載小于15000kN時，主體結構開口環部位向右位移最大，說明由于開口環結構剛度的削弱，主體結構在開口部位向外擠出，橢圓度增大。當反拉力進一步增大到15000kN以上時，主體結構開口環向右的位移最小，說明由于拉力荷載的作用，抵消了由于開口環結構剛度削弱而產生的向外的擠出變形，結構的橢圓度減小。

3.結構橢圓度

繪制開口環結構的橢圓度隨荷載的變化情況，如圖9所示，可知不同荷載下主體結構橢圓度均滿足規范要求（8‰），而且隨荷載的增大，橢圓度近似呈線性減小，荷載30000kN的情況相比于0荷載情況，橢圓度減小了18.5%。

圖9 開口環橢圓度隨荷載變化情況Fig.9 Variation of ellipticity of opening ring with the load

3.2 最大主應力分析

在30000kN反拉力荷載作用下，主體隧道最大主應力云圖如圖10所示?？芍畲笾鲬χ饕性陂_口部位，其他部位受力較為均勻。提取9種工況下開口部位的主應力云圖如圖11。可知結構承受最大拉應力位置相同。且隨著荷載的增大，結構應力云圖分布形式發生變化，由開口部位四周的拉應力域逐漸變為錨固端附近的拉應力域。

圖10 30000kN工況下主隧道應力云圖（單位：Pa）Fig.10 Stress contour of main tunnel under30000kN condition（unit：Pa）

提取圖11中9種荷載工況下，主隧道管片最大拉應力和最大壓應力，見表3，并繪制主體結構最大拉應力隨荷載的變化曲線如圖12所示。可知，隨著施工荷載的增大，結構所受最大拉壓應力也增大，荷載為30000kN工況相比于0荷載工況，拉應力增大4.87MPa（9.45%），壓應力增大3.3MPa（26.66%），但也均在鋼板復合管片的承載能力范圍內（Q235鋼板抗拉壓剛度為225MPa），可保證結構的安全。

圖11 不同荷載作用下結構最大主應力云圖（單位：Pa）Fig.11 Maximum principal stress contours of main tunnel under different load conditions（unit：Pa）

表3 不同荷載工況下主隧道最大主應力Tab.3 Maximum principal stress of main tunnel under different load conditions

圖12 不同荷載工況下開口部位最大拉應力Fig.12 Maximum tensile stress of the opening part under different load conditions

4 結論

1.隨拉力荷載的增大，結構頂部沉降和底部隆起值均逐漸減小，荷載為30000kN工況相比于0kN工況，頂部沉降減小2.82mm（40.4%），底部隆起減小了1.99mm（7.9%），豎向收斂減小了4.81mm（14.9%）。

2.隨拉力荷載的增大，結構整體向左（開口對側）發生位移。荷載為30000kN工況相比于0kN工況，右側向左位移了7.40mm，左側向左位移了1.41mm。

3.開口環結構橢圓度隨反拉力荷載的增大而呈線性減小的趨勢，且結構橢圓度均滿足規范要求。從變形與內力變化規律與趨勢來看，采用“拉力型”反力對于主體結構受力是有利的。

4.隨反拉力荷載的增大，結構所受最大拉應力和壓應力均發生一定增大，荷載為30000kN時，結構所受最大拉應力為55.99MPa，但均在鋼板復合管片的承載能力范圍內，說明在施工過程中結構可保證安全。