機械法聯絡通道主隧道特殊管片結構安全性數值分析*

張 磊，李 帆，張秉鶴，張文萃，朱瑤宏

(1.青島市地鐵八號線有限公司，山東 青島 266107； 2.河南工業大學土木工程學院，河南 鄭州 450001； 3.寧波大學濱海城市軌道交通協同創新中心，浙江 寧波 315211；4.寧波大學建筑工程與環境學院，浙江 寧波 315211)

0 引言

機械法聯絡通道技術最早在中國香港屯門—赤鱲角隧道工程中應用[1]，近幾年開始在內地發展，先后在寧波、南京、無錫等地推廣使用。采用機械法施工聯絡通道時，為保證聯絡通道與主隧道間密封性良好，防止地下水從開挖處滲入隧道，與聯絡通道相連的主隧道可采用鋼環二襯復合管片。為保證在一定施工條件下聯絡通道機械法施工的順利推進及主隧道、聯絡通道的長期穩定，須保證鋼環二襯復合管片質量，因此有必要對鋼環二襯復合管片進行力學分析。對盾構隧道襯砌結構進行計算分析時，常用勻質圓環模型、多鉸圓環模型、梁-彈簧模型、殼-彈簧模型等。

王暉等[2]利用FLAC3D模擬研究聯絡通道及泵房水平凍結法施工中的常見因素對主隧道內力變形的影響。王彥洋等[3]利用有限元軟件MIDAS/GTS分別建立凍結帷幕為均一溫度場和存在溫度梯度的2種物理模型，對聯絡通道開挖施工進行模擬研究。譚軍等[4]基于地層-結構法，考慮隧道埋深、管片接頭處橡膠材料及地面堆載3個基本影響因素，對管片結構、管片接頭及橡膠墊層的應力、應變進行有限元分析。Zhang等[5-6]利用有限元法研究DRC鋼環二襯在內水壓力作用下的力學性能，之后又通過彎曲加載試驗研究了密閉式鋼環二襯的內力變形及不同影響因素條件下的變化規律，其結果可較全面地揭示盾構隧道鋼筋混凝土管片鋼環二襯中各組合材料和組合構件在組合效應下的受力機理。張穩軍等[7]通過試驗和數值模擬研究了鋼環二襯復合管片的破壞模式及所受荷載對管片結構的影響。

與此同時，在傳統隧道管片的力學行為研究方面，國內外學者也開展了大量研究工作[8-15]，但目前隧道開洞研究主要還是集中在凍結法施工工法方面[16-17]，對機械法聯絡通道的研究相對較少，對隧道內鋼環二襯復合管片的應用及其力學性能分析研究更少見。通過上述研究現狀分析發現，鋼環二襯復合管片結構形式較復雜，應用地質環境及施工需要的不同均會使鋼環二襯復合管片的計算分析方法及模型難以統一，力學性能分析也會有所不同。

本文以寧波地鐵機械法聯絡通道施工為依托，以聯絡通道開洞處主隧道特殊環管片為研究對象，建立勻質圓環模型。利用慣用法計算管片斷面內力，同時采用ANSYS軟件對盾構隧道特殊環管片的接頭、襯砌進行數值模擬，探索更加符合實際工況，更準確、直觀地反映主隧道特殊環管片的受力及變形情況的計算方法。在此基礎上，提出主隧道特殊環位置采用鋼環二襯復合管片設計的優勢，成果可為后續類似工程提供參考。

1 工程概況

以寧波3號線一期工程兒童公園站—櫻花公園站區間聯絡通道為研究對象，施工區域的土層特性如表1所示。隧道中心埋深18.7m，區間間距17m。該聯絡通道位于中興路下方，東側為華宏國際中心(6，30層混凝土房等)，最小水平距離25.02m；西側為崇光大廈(3層混凝土房)，水平距離49.24m。聯絡通道管片內徑2 650mm，外徑3 150mm，管片厚250mm，環寬550mm。主隧道外徑6 200mm，聯絡通道處采用6塊(3環)鋼混特殊管片，環寬均為 1 500mm， 通縫拼裝。

2 慣用法下鋼環二襯復合管片受力分析

慣用法將管片環看作一個整體，不考慮管片接頭效應對剛度的影響，將管片環整體各截面均視為具有相同彎曲剛度EI的等剛度圓環進行計算。針對本工程，建立鋼環二襯復合管片勻質圓環模型，并利用慣用法管片斷面內力計算專用公式進行計算分析。勻質圓環模型不考慮管片縱向接頭和環向接頭的影響，或通過乘以相應的折減系數對襯砌主截面剛度進行折算。該方法在初期沒有考慮地層水平抗力的影響，后期則考慮地層抗力，并給出解析式。慣用法所用荷載體系如圖1所示。

依據隧道覆土厚度、隧道外徑、地層條件及設計規范等，確定采用全覆土壓力計算；黏土地層采用水土合算，計算出的垂直及水平荷載結果偏保守，因此采用水土分離的處理方式計算設計荷載。計算結果如圖2所示。

圖2 慣用法計算結果

由圖2可知，隧道管片所受軸力最大值為 -1 113kN， 位于隧道底部，最小值為-813kN，位于隧道頂部；隧道管片所受最大正彎矩為184kN·m，位于隧道頂部，最大負彎矩-164kN·m，位于管片兩側拱腰處；最大剪力為115kN。

3 鋼環二襯復合管片有限元分析

利用慣用法對普通混凝土管片或鋼環二襯復合管片計算時，無法進行差別分析，因此采用ANSYS軟件對盾構隧道特殊環管片進行數值模擬，對比分析不同管片形式下的結構響應。

3.1 有限元模型考慮因素

建立模型時所需基本參數設定參考為：①聯絡通道處主隧道鋼環二襯復合管片的幅寬及厚度設定、混凝土抗壓強度等級、彈性模量、泊松比、密度，接頭處連接螺栓類型、型號、性能等級、彈性模量、泊松比、密度；②主隧道埋深、地下水距地面高度等土層的工程地質情況及物理力學指標；③地層彈性反力系數、內摩擦角、土的側壓力系數等。

計算時考慮整體處于彈性受力狀態。

從分析結果(見圖3)來看：主壁厚對翹曲變形的影響呈現拋物線型分布(壁厚值2.0 mm最大)，主壁厚與側壁及加強筋厚度差異越小，塑料件翹曲變形量也越小。壁厚的增加，一方面會加強塑料件的剛度，從而提高塑料件抗翹曲變形的能力；另一方面使得冷卻時間延長，塑料有更長的時間收縮，翹曲變形會增大。塑料的的翹曲變形結果是這兩方面的疊加所致。

3.2 有限元模型建立

在盾構管片仿真模型中，常采用梁單元、殼單元模擬管片，接頭采用彈簧單元模擬。但彈簧自由度數量等參數的選取設定較復雜，很難正確體現出管片塊與塊、環與環之間的相互作用。為降低管片模型的局部復雜程度，減少網格數量，建模時忽略連接螺栓、止水條、凹凸榫等細部構造，對聯絡通道處主隧道鋼環二襯及相鄰普通環采用實體單元進行模擬，在普通環管片與鋼環二襯間、普通環管片塊與塊間、鋼環二襯特殊塊與普通塊間建立接觸關系模擬相互作用關系。

本模型采用荷載結構法，用非線性彈簧單元combin39取代實體土層，建立四周土體對隧道管片邊界位移的約束，對隧道兩端的管片邊界采取固定約束。為更好地模擬出兩端其他管片對模型管片的約束影響，將土體等效為土體彈簧combin39，在1D，2D，3D應用中，該單元具有軸向或扭轉作用。隧道管片采用實體單元solid185模擬。

為分析主隧道鋼環二襯復合管片在水土壓力荷載作用下初始工況及運營工況整體結構的受力情況，采取分離式建模，分別建立聯絡通道處主隧道普通鋼筋混凝土管片、鋼環二襯復合管片有限元模型。主隧道均采用普通鋼筋混凝土管片分別建立混凝土管片和可切削混凝土管片，主隧道采用鋼環二襯復合管片分別建立混凝土管片、鋼筋混凝土管片及可切削混凝土管片，總模型共建立5環隧道管片，包括2環普通環混凝土管片、3環鋼環二襯復合管片。2類模型均利用接觸單元conta173和目標單元targe169連接，conta173為三維4結點面面接觸單元，用于模擬管片結構表面相互之間的接觸與錯動，targe169是定義conta173的目標面，進而分析管片環與環、塊與塊間的相互作用影響。隧道管片外荷載施加方式如圖3所示。

圖3 隧道管片外荷載施加方式

綜上所述，整理建立隧道模型所選擇單元類型及基本參數為：實體土層采用非線性彈簧單元combin39，地層抗力系數k=10 000kN/mm3；隧道管片采用實體單元solid185，其混凝土材料彈性模量Ec為3.45×104N/mm2，屈服強度值為50MPa；鋼材的彈性模量為200×103N/mm2，屈服強度值為400MPa；管片塊與塊間及環與環間接觸單元采用conta173，在相應接觸面上添加滑動摩擦系數0.5。主隧道管片有限元模型如圖4～6所示。

圖4 普通環混凝土管片有限元模型

圖5 鋼環二襯復合管片有限元模型

圖6 管片間接觸單元

3.3 有限元計算結果

輸出隧道管片結構的位移云圖、位移矢量圖及von Mises等效應力云圖(采用von Mises應力代替第一主應力進行分析，是基于該應力本質上是一種屈服準則，可清楚地展示出模型內部的應力分布及其變化情況，從而方便確定模型的最不利位置)，并對聯絡通道主隧道結構進行內力及變形分析。

3.3.1采用普通鋼筋混凝土管片

初始工況下管片位移矢量圖及位移云圖如圖7所示。由圖7可知，初始工況下聯絡通道主隧道特殊位置采用普通鋼筋混凝土管片的位移變化范圍為0.09～0.8mm，管片環發生橢變，拱頂、拱底產生向內的位移，管片腰部處產生向外的位移。

圖7 初始工況下管片位移矢量圖及位移云圖(單位：mm)

運營工況下管片位移矢量圖及位移云圖如圖8所示。由圖8可知，運營工況下，開口側混凝土部分已被全部切削，此時管片的位移范圍為0.16～1.49mm，較初始工況時位移變形量增加0.07～0.69mm，大變形均集中在管片開口側附近，管片整體橢變性增大，聯絡通道施工過程中結構偏危險。

圖8 運營工況下管片位移矢量圖及位移云圖(單位：mm)

初始工況下管片von Mises應力如圖9所示。由圖9可知，初始工況下聯絡通道主隧道均采用普通鋼筋混凝土管片，在管片頂部及底部內弧面出現拉應力，最大值為5.93MPa，管片外弧面均為壓應力；拱腰處內弧面受壓，外弧面受拉。

圖9 初始工況下管片von Mises應力(單位：MPa)

運營工況下管片von Mises應力如圖10所示。由圖10可知，聯絡通道主隧道特殊位置采用普通鋼筋混凝土管片時，運營工況下的開口側混凝土部分已被全部切削，洞口側周圍呈現明顯的應力集中現象，最大應力值為12.00MPa，較初始工況下應力值明顯增加，且變形量大，接近混凝土屈服值，現場施工影響因素復雜，結構偏危險。

圖10 運營工況下管片von Mises應力(單位：MPa)

3.3.2采用鋼環二襯復合管片

初始工況下管片位移矢量圖及位移云圖如圖11所示。由圖11可知，初始工況下聯絡通道主隧道采用鋼環二襯復合管片的位移范圍為0.07～0.6mm，管片環發生橢變，拱頂、拱底產生向內的位移，管片腰部處產生向外的位移。與聯絡通道主隧道特殊位置采用普通鋼筋混凝土管片形式相比，鋼環二襯一側的鋼筋混凝土管片剛度較大，相同地層環境、荷載條件作用下位移變形量較小。

圖11 初始工況下管片位移矢量圖及位移云圖(單位：mm)

運營工況下管片位移矢量圖及位移云圖如圖12所示。由圖12可知，聯絡通道主隧道特殊位置采用鋼環二襯復合管片時，運營工況下的開口側混凝土部分已被全部切削，此時管片的位移范圍為0.09～0.9mm，較初始工況時位移變形量僅增加0.02～0.3mm，較大變形集中在管片拱頂附近；同運營工況下特殊位置采用普通鋼筋混凝土管片的位移變化量相比，減小0.07～0.6mm，開口側變形小，結構更安全，因此鋼環二襯復合管片的設計更有利于機械法聯絡通道施工。

圖12 運營工況下管片位移矢量圖及位移云圖(單位：mm)

初始工況下管片von Mises應力如圖13所示。由圖13可知，初始工況下聯絡通道主隧道特殊位置采用鋼環二襯復合管片時，在管片頂部及底部內弧面出現拉應力，最大值為10.93MPa，管片外弧面均為壓應力；拱腰處內弧面受壓，外弧面受拉。

圖13 初始工況下管片von Mises 應力(單位：MPa)

運營工況下管片von Mises應力如圖14所示。由圖14可知，聯絡通道主隧道特殊位置采用鋼環二襯復合管片時，運營工況下開口側混凝土部分已被全部切削，洞口側周圍呈應力小范圍集中，最大應力值為20.55MPa，遠遠低于屈服值，結構偏安全。

圖14 運營工況下管片von Mises 應力(單位：MPa)

3.3.3位移應力對比分析

不同計算工況及結構形式下的計算位移與最大應力如表2所示。

表2 不同工況計算結果

由表2可知，相較于初始工況，運營工況下結構位移和最大應力均有較大提升，故選擇結構運營工況作為控制工況。對比普通鋼筋混凝土結構，鋼環二襯復合結構的位移有較大降低，運營工況下最大位移從1.49mm降至0.9mm，有效控制了結構變形。鋼環二襯復合結構的最大應力有所增加，但仍在設計控制值范圍內。故采用鋼環二襯復合結構安全性更高，適用性更強，可充分滿足設計、施工及運維要求。

4 結語

1)由于慣用法將管片環看作一個整體，不考慮管片接頭效應對剛度的影響，將管片環各截面均視為具有相同彎曲剛度的等剛度圓環進行計算，因此無法進行差別分析，無法對機械法聯絡通道主隧道管片內力分析提供有力的計算依據。

2)通過有限元模型計算結果可知，特殊位置處采用鋼環二襯復合管片時，運營工況下應力集中現象僅發生在洞門兩側較小范圍內，變形量小，僅需在洞門附近微加固處理后即可進行機械法聯絡通道施工，主隧道結構更安全。

3)建立有限元模型時，未考慮管片環間的螺栓影響，在后續研究中，應對螺栓參與的抗剪機制進行深入模擬分析。