考慮變荷載影響的水下盾構隧道雙層襯砌力學特性分析

劉 洋,龔振華,梁敏飛,何 川

(1.西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室,成都 610031； 2.西南交通大學土木工程學院,成都 610031)

隨著我國交通基礎設施建設的不斷發展，我國水下盾構隧道建設正面臨越來越多大埋深、高水壓的復雜問題，目前，常規單層管片襯砌結構可能無法滿足安全性和耐久性要求。相對于單層管片襯砌而言，雙層襯砌結構在補強、防火、防撞、抗沉降、防侵蝕、抗水壓等方面更有優勢。因此，雙層襯砌結構越來越多地應用到水下盾構隧道建設中。

國內外針對盾構隧道雙層襯砌的研究多集中在雙層襯砌結構受力特性及計算分析方法方面。半谷[1]于1985年提出了用彈簧來模擬雙層襯砌相互作用的模型，可模擬出層間壓縮作用和剪切作用；崛地紀行等[2]對隧道二次襯砌圓管的軸向剛度進行研究，襯砌圓環間的接頭也用彈簧來代替，該模型考慮了環間壓縮剛度和剪切剛度； NASRI[3]和村上博智[4]分別進行了盾構隧道雙層襯砌的整環試驗和多環軸向模型試驗；張厚美等[5-7]通過模型試驗和數值模擬方法，提出了接頭抗彎剛度的理論評價方法和雙層襯砌接頭的相互作用模型，建立了圓形裝配式一次襯砌的計算模型和裝配整體式雙層襯砌的受力計算模型，根據雙層襯砌結合面處理方式提出層間壓縮、剪壓、局部抗彎3種雙層襯砌相互作用模型；姚超凡等[8]在3種雙層襯砌分析模型基礎上，提出一種改進的梁-彈簧-層間壓桿彈簧組合模型；晏啟祥等[9]對比分析了層間梁、層間彈簧、層間壓桿等多種雙層襯砌數值計算模型，認為層間通過壓桿彈簧組合連接計算更為合理；何川等[10]以獅子洋隧道為背景，采用模型試驗和數值模擬相結合的手段，基于縱向等效剛度模型對軟硬交界地層單、雙層襯砌隧道縱向開展受力及變形研究；于清洋[11]通過開展模型試驗對盾構隧道雙層襯砌荷載分配狀態進行研究，結果表明，在雙層襯砌同步施作情況下，外荷載較小時管片與二襯受荷量值接近，外荷載較大時管片承擔大部分荷載，二襯受力相對較小；王士民等[12]采用接觸摩擦單元模擬雙層襯砌結合面，建立復合式及疊合式雙層襯砌三維實體非連續接觸模型，并與模型試驗比對，驗證了數值模型的合理性；陽軍生等[13]基于對雙層襯砌取水盾構隧道現場測試數據，提出了一種適用于軟土地層，能較為準確確定盾構隧道設計荷載的計算方法。

但針對盾構隧道二次襯砌施作時機的相關研究鮮有報道，國內外關于二次襯砌施作時機的研究集中于礦山法隧道，相關文獻認為[14-17]礦山法隧道二襯合理施作時機應考慮以下兩方面因素：一方面充分發揮圍巖的自承能力，另一方面允許圍巖產生一定變形，減少對支護結構的作用力，即礦山法隧道二襯合理施作時機要同時兼顧控制變形與荷載分擔要求。由于盾構隧道所處地層特性、襯砌結構體系、施工過程等與礦山法隧道存在顯著差異，因此，盾構隧道二次襯砌施作時機不宜直接借鑒礦山法隧道的相關結論。

鑒于此，依托國內首條全線敷設二次襯砌的大斷面水下盾構隧道武漢地鐵8號線越江盾構隧道工程，基于所提出的雙層襯砌盾構隧道三維殼-彈簧力學分析模型[18]，設定不同的水、土荷載變化規律和二襯施作時間，根據實際工程施工順序進行計算分析，探究變荷載條件下雙層襯砌結構力學特性演變規律。

1 研究背景

1.1 工程概況

武漢地鐵8號線越江隧道工程位于武漢長江二橋上游，為黃浦路站與徐家棚站區間隧道，全長約3 186 m，隧道上方江面寬約1 500 m。

襯砌采用5個標準塊+2個鄰接塊+1個封頂塊的分塊形式。隧道下部設置口字形預制箱涵，箱涵以上設置0.3 m厚鋼筋混凝土二襯，混凝土強度等級為C40，配筋均采用HRB400鋼筋，環向鋼筋φ22 mm，縱向鋼筋φ12 mm，布置間隔均為200 mm。隧道橫斷面形式如圖1所示。管片參數見表1。

選取里程DK11+454處斷面作為研究對象，此斷面為隧道江中最大埋深、最高水頭斷面。圖2為研究斷面地質剖面，上覆土厚19.47 m，拱頂距江水表面36.23 m，隧道下穿地層主要為粉細砂、圓礫土、強風化礫巖、弱膠結礫巖的復合地層。地層基本參數見表2。

圖1 隧道橫斷面(單位：mm)

表1 管片參數

圖2 里程DK11+454斷面地質剖面(單位：m)

表2 地層基本參數

1.2 水土荷載變化規律

在河床淤積、沖刷及水位漲落等因素影響下，水下隧道的上覆水土荷載一直處于變化之中。以所選取計算斷面為例，隧道上覆土以粉砂、粉細砂透水地層為主，厚度約19 m，管片拼裝完成時江水表面距隧道拱頂約36 m。根據工程勘察報告、長江水位監測、武漢長江隧道河床監測等資料，計算斷面處河床沖淤及水位變化關系如圖3所示。

注：括號內數值為吳淞高程。圖3 計算斷面水位及沖淤變化示意(單位：m)

由圖3可以看出，河床最大淤積厚度約8 m，最大沖刷深度約12 m，水位最大漲幅約10 m，水位最大降幅約8 m。對于水下盾構隧道雙層襯砌結構而言，管片與二次襯砌形成聯合承載體系，兩者共同承擔外部荷載變化量，故在上述外荷載變化條件下，雙層襯砌結構管片及二襯結構受力狀態與二次襯砌施作時機密切相關。

2 計算模型

2.1 參數取值

采用大型通用有限元軟件ANSYS進行建模計算。由于盾構隧道管片具備一定厚度，且寬厚比一般小于5，宜采用厚殼單元進行模擬[13]，計算采用四節點塑性大應變單元shell43模擬管片及二襯，管片及二次襯砌的計算參數取值如表2所示。基于梁-彈簧計算模型方法，使用combin7三維銷釘鉸鏈單元模擬管片的環、縱向接頭[19]，參考既有研究及工程參考實例，考慮盾構隧道尺寸、管片厚度及螺栓強度，確定數值計算所用抗彎剛度[20-21]。結合面的徑向壓桿和剪切彈簧分別采用Link10和combin14進行模擬，參照串聯彈簧剛度法確定數值計算所用的結合面壓縮、剪切剛度。管片接頭及結合面計算參數取值分別如表3、表4所示。

表3 管片及二次襯砌參數

表4 管片接頭及結合面參數

對邊界進行必要的約束：地層彈簧自由端約束全部方向自由度，管片、二襯拱頂及拱底約束水平及豎向位移，兩端約束軸向位移，以符合平面應變基本假設。同時，在目標環前后建立半環長度的雙層襯砌結構，以消除邊界效應的影響。所建立模型如圖4所示。

圖4 數值計算模型

2.2 計算工況

基于計算斷面處的外荷載變化規律，假定外荷載變化過程為：從原有荷載開始逐步增大至最終狀態，最終狀態為原有荷載+河床淤積10 m+水位上漲10 m。受施工工序因素影響，二次襯砌施作落后于管片較長時間，因此，二襯施作完成后的短時間內，外荷載100%由管片承擔，二襯不發揮承載作用[22]。然而，由于荷載處于長期變化過程中，管片與二襯的承載比例也將因此發生變化。

具體計算工況如表5所示，通過設置不同的二襯施作時間，相應地改變二襯與管片之間的外荷載承載比例，比較不同工況下結構內力，分析其安全性。

表5 計算工況

表5中的“淤積厚度”和“水位漲幅”代表二襯施作完成后，外荷載變化量的大小，“管片初始承載占比”表示在二襯施作時，管片(初支)承載的荷載對于最終荷載狀態的荷載占比，與“淤積厚度”“水位漲幅”一一對應。例如：工況1模擬在原荷載下完成二襯施作，隨后河床淤積10 m、水位上漲10 m，達到最終荷載狀態；工況10模擬在河床淤積6 m、水位上漲10 m后完成二襯施作，隨后河床淤積4 m達到最終荷載狀態；工況12模擬在河床淤積10 m、水位上漲10 m后完成二襯施作，隨后外荷載不再發生變化。

結合工程施工流程，計算分3個時間步進行：第一步(time1)，“殺死”二襯及層間連接單元，施加全部管片節點力，求解；第二步(time2)，基于第一步求解結果，“激活”二襯及層間連接單元，考慮二襯自重影響，再次求解；第三步(time3)，基于第二步求解結果，繼續施加外荷載至最終狀態。

3 結構內力計算結果分析

3.1 不同施作時機條件下管片襯砌結構受力特性

以工況1、工況12為例，管片襯砌軸力計算云圖如圖5所示。

圖5 管片軸力計算云圖(單位：N)

由圖5可知，不同二襯施作時機下，管片軸力分布規律相似但量值差異明顯。受管片接縫影響，軸力的分布呈現出明顯不連續性，在結構剛度較低的環、縱縫交接處，管片軸力明顯降低，軸力峰值出現在幅寬中部位置。在河床淤積及水位上漲時，二襯施作較早(工況1)時的管片軸力小于二襯施作較晚(工況12)時的管片軸力。

管片襯砌最大軸力變化曲線如圖6所示。

圖6 管片襯砌軸力變化曲線

由圖6可知，管片軸力隨二襯施作滯后程度近似呈線性增長，即二襯施作越早管片軸力越小，二襯施作越晚管片軸力越大。當管片承擔74.40%外荷載即施作二襯時，管片平均軸力量值較低，為8 111.91 kN；當管片承擔87.00%外荷載后再施作二襯時，管片平均軸力為8 572.61 kN，提高了近5.7%；當管片承擔全部100%荷載后再施作二襯，管片平均軸力量值最大，為8 959.52 kN，增大10.5%。

以工況1、工況12為例，管片襯砌彎矩計算云圖如圖7所示。

圖7 管片彎矩計算云圖(單位：N·m)

由圖7可知，不同二襯施作時間下，管片彎矩分布規律相似，且量值差異較小。管片彎矩分布呈“上大下小”規律，且受接縫影響，其分布仍呈現出明顯不連續性。最大正彎矩分布區域明顯，出現在拱頂的縱向接縫處；最大負彎矩則出現在上拱腰部位，分布區域較小，與縱向接縫仍有一定距離。在河床淤積及水位上漲時，二襯施作較早(工況1)的管片彎矩小于二襯施作較晚(工況12)的管片彎矩。

管片襯砌彎矩變化曲線如圖8所示。

圖8 管片襯砌彎矩變化曲線

由圖8可知，對于工況1～工況6或工況7～工況12而言，管片彎矩隨二襯施作滯后程度近似呈線性增長，二襯施作越早管片彎矩量值越小，二襯施作越晚管片彎矩量值越大。當管片承擔74.40%外荷載時施作二襯(工況1)，管片最大正彎矩量值較低，為561.89 kN·m；當管片承擔87.00%外荷載后再施作二襯(工況6)，管片最大正彎矩為583.33 kN·m，提高了3.8%。由管片彎矩變化量可知，二襯施作時機早晚對管片彎矩改變幅度較小。

對比工況1～工況6與工況7～工況12管片彎矩可知，低水位條件下施作二次襯砌(工況1～工況6)與高水位條件下施作二次襯砌(工況7～工況12)時，管片正負彎矩的量值差異較小。如在水位上漲10 m，河床淤積10 m時(工況12)施作二襯，管片最大正彎矩為583.66 kN·m，較工況6彎矩量值非常接近。因此，在不同水位施作二次襯砌，對管片的正彎矩影響幾乎可以忽略。工況1～工況6與工況7～工況12管片負彎矩變化曲線接近平行，兩者的差值波動較小，而對于正彎矩變化曲線而言，兩曲線的差值波動較大。這是因為，最大正彎矩出現的位置在拱頂縱縫處，該位置結構剛度驟降，變形量較大，因此，其彎矩變化亦呈現出顯著的非線性特點。

3.2 不同施作時機條件下二次襯砌結構受力特性

以工況1、工況12為例，二次襯砌軸力計算云圖如圖9所示。

圖9 二次襯砌軸力計算云圖(單位：N)

由圖9可知，受不均勻地層影響，二襯軸力在環向呈上小下大分布規律。此外，施作時機對二襯內力分布規律和量值大小有重要影響。當二襯施作較早(工況1)時，其承擔的外荷載值較大，軸力量值較大，且軸力分布受環向接縫影響非常明顯，在縱向上呈環縫處軸力大、幅寬中央處軸力小分布規律；當二襯施作較晚(工況12)時，其承擔的外荷載值較小，軸力量值較小，在環向上呈上小下大規律分布，在縱向則均勻分布，此時，二襯軸力受管片接縫影響較小，主要受自重影響。

各工況下二次襯砌軸力變化曲線見圖10。

圖10 二次襯砌軸力變化曲線

由圖10可知，二襯軸力隨結構施作滯后程度近似線性降低，即二襯越早施作其自身軸力越大，二襯越晚施作自身軸力越小。當管片承擔74.40%外荷載即施作二襯時，二襯平均軸力量值最大，為956.49 kN；當管片承擔100%外荷載后再施作二襯，二襯不承擔外荷載，平均軸力量值最小，為141.41 kN，約為最大平均軸力的14.8%。由此可見，在河床淤積及水位上漲情況下，雙層襯砌盾構隧道二襯施作得越早，二襯能夠分擔更多的荷載增量，承載功能發揮得越充分，可降低管片受力水平。

以工況1、工況12為例，二次襯砌彎矩計算云圖如圖11所示。

圖11 襯砌彎矩計算云圖(單位：N·m)

由圖11可知，施作時間對二襯內力分布規律和量值大小有重要影響。當二襯施作較晚時(工況12)，由于管片承擔100%外荷載作用，二襯僅承受自重，拱腳處負彎矩值最大，拱底正彎矩值最大，拱頂正彎矩較小且分布較為均勻；當二襯施作較早時(工況1)，由于管片僅承擔74.4%外荷載作用，其余25.6%外荷載由雙層襯砌結構共同承載，此時二襯不僅承擔自重，在外荷載作用下其彎矩量值顯著增大，且彎矩分布規律亦發生明顯變化，表現為拱頂及拱底內側受拉，拱底正彎矩最大，拱頂正彎矩值顯著增大，兩側外側受拉，拱腳負彎矩最大。

各工況下二次襯砌彎矩變化曲線見圖12。

圖12 襯砌彎矩變化曲線

由圖12可知，在河床淤積及水位上漲情況下，二襯彎矩隨二襯施作滯后程度近似呈線性降低，施作越晚彎矩越小，施作越早彎矩越大。當管片承擔74.40%外荷載即施作二襯時(工況1)，二襯最大正彎矩量值最高，為115.46 kN·m；當管片承擔87.00%外荷載后再施作二襯時(工況6)，二襯最大正彎矩為37.78 kN·m，降幅約為67.3%。由二襯彎矩變化量可知，二襯施作時機早晚對其彎矩影響較大。

對比工況1～工況6與工況7～工況12二襯彎矩可知，低水位條件下施作二次襯砌(工況1～工況6)與高水位條件下施作二次襯砌(工況7～工況12)時，二襯彎矩量值有明顯的差異。在水位上漲10 m、河床淤積10 m時施作二次襯砌(工況12)，二襯最大正彎矩量值最小，為30.29 kN·m，與工況6相比降低了20.6%，而與工況7相比降低了243%。這說明河床淤積對二襯彎矩的影響遠大于水位漲幅的影響。工況1～工況6與工況7～工況12彎矩變化曲線接近平行，可知兩者的差異主要受二襯施作時水位影響，而與河床淤積無關。這說明水位漲幅與河床淤積對于二次襯砌彎矩影響是相互獨立的。

3.3 小結

綜合上述分析可知，在水位上漲和河床淤積影響下，隨著二次襯砌施作時機的提前，二襯所承擔的外荷載值越大，受管片接縫影響，管片、二次襯砌內力分布規律亦呈現出顯著的不均勻性，管片軸力量值分布規律表現為接縫處較小，幅寬中部處較大，而二襯軸力量值分布規律表現為接縫部位較大，而幅寬中部處較小。

隨著二襯施作時機的提前，管片承擔的外荷載值減小，管片軸力、彎矩量值都有一定程度降低，可有效降低管片混凝土截面壓應力，降低管片發生受壓破壞的風險。但由于軸力降幅(最大10.5%)高于彎矩降幅(最大3.8%)，因此，管片混凝土截面拉應力有所增加，此時管片容易發生偏心受拉破壞。因此，在二襯施作時機較為提前的情況下，應對管片配筋進行適度加強。

隨著二襯施作時機的提前，二襯承載的外荷載值較大，二襯軸力、彎矩量值有明顯增大，顯著提高了二襯混凝土截面壓應力，此時二襯易發生受壓破壞。但由于二襯軸力增幅(最大397.5%)遠大于彎矩增幅(205.6%)，降低了二襯混凝土內拉應力，對防止二襯混凝土偏心受拉破壞有利。因此，在二襯施作時機較為提前的情況下，應考慮提高二襯混凝土強度等級。

對比淤積條件相同，水位漲幅條件不同工況(工況1～6與工況7～12)可知，在不同水位條件下施作二次襯砌對管片彎矩影響較小，而對二次襯砌彎矩有顯著影響，在低水位條件下施作二襯，其彎矩量值的變化幅度相對較大(20.6%)，因此，水位漲幅對于二襯彎矩的影響顯著高于管片彎矩的影響。對比水位漲幅條件相同，淤積條件不同的工況可知，在不同淤積條件下施作二次襯砌，管片彎矩量值有一定變化(幅度3.8%)，而二次襯砌的變化非常顯著(幅度243%)，這說明在不同淤積條件下施作二次襯砌，二襯內力變化幅度顯著高于管片。

4 結論

考慮水位的季節性漲落、河床淤積及洪水沖淤等因素對盾構隧道荷載的影響，通過數值模擬分析了盾構隧道雙層襯砌不同施作時機條件下的力學形態，主要得到以下結論。

(1)外荷載變化會改變二次襯砌與管片的相互作用關系，且二次襯砌施作時機也會直接影響管片襯砌與二次襯砌所形成的聯合承載體系受力及承載特性；二次襯砌施作越早，會導致其內力值越大，管片內力量值則越小；且因受到管片接縫影響，其內力分布的不均勻性也越顯著，但其內力分布規律無明顯變化。

(2)在水位上漲和河床淤積影響下，越早施作二次襯砌，管片可能發生偏心受拉破壞，二襯混凝土也可能會由于內壓應力變大，導致局部受壓破壞。

(3)水位上漲對管片彎矩無明顯影響，但會顯著提高管片軸力，從而加大管片與二襯的層間接觸壓力，增加二襯彎矩和軸力。