城際鐵路大直徑盾構隧道管片開洞結構受力變形特征分析及結構設計

陳 丹 王 婷

(中鐵工程設計咨詢集團有限公司，北京 100055)

盾構法施工具有施工速度快、安全高效、保護環境等顯著優點[1]，在發達國家已有200多年的歷史，目前被廣泛應用于多個工程領域，如城市軌道交通、鐵路、公路、水利水電、輸油氣管道等。

隨著我國基礎設施建設的快速發展，盾構施工技術在我國公共交通領域應用較多。如廣深港客運專線獅子洋隧道、南京、武漢、上海越江隧道及杭州過江隧道等的建設[2]，極大提升了我國大直徑盾構隧道的修建技術。然而，盾構隧道之間存在聯絡通道、設備硐室等，需要從一側盾構隧道破除管片并進行開挖施工，必然會對周圍土層造成擾動，進而對盾構隧道結構本身及周邊地表建(構)筑物、地下管線等帶來不同程度的影響[3]。劉軍等以北京某地鐵盾構區間隧道聯絡通道施工為工程背景，分析聯絡通道施工對管片變形和受力狀態的影響[4]；張志強等以廣州地鐵2號線盾構區間段為依托，研究盾構區間隧道與聯絡通道組成復雜形式空間結構的受力尺寸，重點研究盾構隧道開口尺寸、與聯絡通道連接方式[5]；曾豐姿以北京地鐵5號線某盾構區間的聯絡通道為例，建立三維結構模型，重點分析拆除盾構管片后暗挖法施工聯絡通道對開洞范圍盾構管片變形和內力影響[6]；王東元等以珠三角地區某地鐵聯絡通道工程為背景，采用有限元法分析不同的加固方法對聯絡通道拱頂位移的影響[7]；王暉等研究水平凍結法施工南京地鐵某區間聯絡通道對隧道內力和變形的影響，為以后聯絡通道凍結法施工提供依據[8]；李治國等以某市地鐵區間盾構隧道在富水砂層中的聯絡通道施工為背景，通過對幾種常用的地層加固方案進行技術經濟對比，選取注漿和降水相結合的加固方案[9]；楊勇勇通過多種分析手段，研究聯絡通道暗挖法施工對地表沉降和隧道位移的影響[10]。

不難看出，以上研究主要針對地鐵盾構區間聯絡通道的結構受力，而對大直徑盾構隧道管片開洞力學影響的研究較少，以某城際鐵路大直徑盾構隧道工程為依托，針對該問題進行深入研究。

1 工程背景

1.1 工程概況

鄭州—新鄭機場城際鐵路起于鄭州東站，止于新鄭機場站，全長約28 km，平均站間距7.1 km，開行列車21對/d，發車間隔30 min，采用鐵路日常客運組織模式，設計時速200 km[11]。場地地貌屬于平原區，場地地形平坦、開闊，局部略有起伏，東高西低，相對高差不大。主要工程包括隧道、路基、橋梁等，隧道局部下穿建筑物群，采用圓形斷面，斷面內徑11.3 m，管片厚550 mm。

該盾構區間里程為DK41+750～DK45+550，全長3 800 m，DK42+800(管片環號525環)處線路右側設置“直放站+箱變硐室”(以下稱為直放站)，硐室長10 m，寬5 m，高3.96 m，采用礦山法施工，初支厚度300 mm，二次襯砌厚度500 mm。直放站硐室結構縱斷面及橫剖面見圖1。

圖1 直放站硐室結構縱斷面及橫剖面(單位：mm)

1.2 工程地質與水文地質概況

直放站處地層從上到下依次為①42粉砂9.86 m、②33粉土9.435 m、②22粉質黏土10.635 m、②44粉砂1.36 m，洞身基本處于粉質黏土層，洞室拱頂埋深31.295 m，水位埋深20.75 m，地下水類型屬于第四系松散巖類孔隙水，對混凝土結構具微腐蝕性，對鋼筋混凝土結構中的鋼筋具微腐蝕性。直放站硐室范圍盾構隧道地質縱斷面見圖2。

圖2 直放站硐室范圍盾構隧道地質縱斷面(單位：m)

1.3 直放站硐室施工方案

直放站硐室采用礦山法施工，從盾構隧道混凝土管片一側開挖。由于硐室施工，使得管片開洞洞周產生應力集中現象[12]，改變盾構管片原有的受力形式，會導致管片環變形，在施工過程中容易出現土體不穩的情況[13]。

直放站硐室結構采用臺階法施工，其施工流程見圖3。

圖3 直放站硐室結構施工流程

1.4 盾構管片拼裝形式及參數

(1)襯砌環構造

襯砌環外徑：12 400 mm；內徑：11 300 mm；管片幅寬：2 000 mm；管片厚度：550 mm。每環襯砌環由1塊封頂塊(F)、2塊鄰接塊(L)、6塊標準塊(B)共9塊管片組成。每環楔形環管片采用楔形量40 mm的雙面楔形形式[14]。

(2)管片混凝土等級

混凝土強度等級：C50；抗滲等級：P12。

(3)管片連接

管片環向、縱向采用斜螺栓連接，管片螺栓機械性能為8.8級。

(4)拼裝方式

盾構管片縱向采用錯縫式拼裝，管片襯砌圓環立面和平面見圖4。

圖4 管片襯砌圓環立面和平面 (單位：mm)

2 盾構硐室開洞力學效應研究

2.1 計算假定和參數選取

采用有限元分析軟件MIDAS GTS NX進行數值計算，采用如下假定和計算模型。

(1)各層土體水平方向分布且具有各向同性。

(2)不考慮構造應力場，考慮自重應力場作用的初始應力場。

(3)鋼筋混凝土盾構管片、直放站硐室結構的初支和二襯結構。

(4)考慮到管片錯縫拼裝和接頭的影響，盾構管片整體結構按剛度折減系數0.8考慮。

土體材料采用彈塑性本構關系，滿足Mohr-Coulomb屈服準則；隧道結構在彈性范圍內工作，采用線彈性本構關系。

數值模擬計算中地層、鋼筋混凝土盾構管片、直放站初期支護和二次襯砌結構的力學計算參數見表1。

表1 地層和結構計算參數

2.2 計算模型和邊界條件

按實際施工順序模擬盾構隧道施工及硐室開挖施工。模型以水平面內沿垂直盾構隧道軸線方向為X軸，與平行盾構隧道軸線方向為Y軸，豎直方向為Z軸。為保證模型的計算精度，在管片開洞部位網格密度較高，離管片開洞部位較遠處的網格密度較小，模型橫向長50 m，縱向長50 m，高45 m。地層單元和二次襯砌均采用實體單元，管片結構和初期支護采用板單元。

計算模型采用位移邊界條件，在模型底部施加豎向位移約束，模型四周施加法向位移約束，地表為自由面。

2.3 不同直徑對管片受力變形特征的影響

取盾構管片開洞尺寸寬4 m，高4.1 m，分別選取盾構隧道內徑D1=5.4 m、管片厚0.3 m，D2=7.7 m、管片厚0.4 m，D3=11.3 m、管片厚0.55 m三種情況進行研究，主要研究盾構隧道直徑增加對管片和環框梁受力變形的影響。數值模擬計算所建三維模型見圖5～圖7。

圖5 D1=5.4 m模型示意

圖6 D2=7.7 m模型示意

圖7 D3=11.3 m模型示意

(1)管片變形分析

按照破除管片、施做硐室初支、施作硐室二襯等施工步序進行。開洞尺寸不變，隨著盾構隧道直徑增大，X、Y、Z三個方向的變形隨之增加；且隨著硐室開挖步序進展，變形也逐漸增加。各施工步序下，管片X、Y、Z方向變形值見表2。

表2 不同盾構直徑下管片變形值 mm

(2)管片內力分析

從模擬計算可以看出，開洞尺寸不變，管片彎矩絕對值隨著盾構直徑的增大逐漸增加，并且管片彎矩主要在縱向洞周2 m范圍受到影響；不同隧道直徑下，開口處上下邊緣的管片軸力絕對值均遠小于管片其他位置。盾構管片拆除時，開口處管片上下受拉，左右受壓。在開口處左右邊緣出現最大壓應力，管片軸力主要在縱向洞周約4 m范圍受到影響。施作完二襯后，不同直徑的盾構管片內力值見表3。

表3 不同盾構直徑的管片內力值

2.4 不同開洞尺寸對管片受力變形的影響

隨著管片開洞尺寸增大，會使拆除管片面積和臨空面增大，盾構隧道結構受力更為不利。盾構隧道內徑為11.3 m，管片厚度0.55 m。分別選取硐室尺寸寬2 m、高2.6 m，寬4 m、高4.1 m，寬6 m、高5.6 m三種工況進行研究。其三維模型見圖8～圖10。

圖8 硐室2 m×2.6 m模型示意

圖9 硐室4.1 m×4.1 m模型示意

圖10 硐室6 m×5 m模型示意

(1)管片變形分析

按照隧道管片破除、硐室初支施作、硐室二襯施作等施工步序進行，隨著盾構開洞尺寸增大，盾構管片變形增加；且隨著開挖步序進行，變形也逐漸增加。各施工步序下管片X、Y、Z三個方向變形值見表4。

表4 不同盾構開洞尺寸管片變形值 mm

(2)管片內力分析

由表4可以看出，隨著盾構開洞尺寸增大，管片環所受彎矩絕對值逐漸增加，管片彎矩變化主要在縱向洞周2 m范圍內。不同開洞尺寸下開口處上下邊緣的管片軸力絕對值均遠小于管片其他位置。盾構管片拆除時，開口處管片上下受拉，左右受壓。在開口處的左右邊緣出現最大壓應力，管片軸力變化主要在縱向洞周約4 m范圍。不同開洞尺寸的管片內力值見表5。

表5 不同開洞尺寸管片內力值

3 盾構開洞結構設計及施工優化

通過以上計算分析，在盾構開洞尺寸相同的條件下，隨著盾構直徑增大，盾構管片受力及變形越大；在盾構內徑保持不變的情況下，隨著盾構管片開洞尺寸增大，管片受力及變形越大。因此，大直徑盾構的開洞尺寸應盡可能小，才能減少開洞對洞周管片的影響。

(1)如果本工程盾構管片開洞尺寸與硐室接近(6 m×5.6 m)，根據模擬計算，相較于4 m×4.1 m的開洞尺寸，最大彎矩增加約17%，最大彎矩出現在洞頂、洞底部位；最大軸力增加約13%，不同開洞尺寸下開口處上下邊緣的管片軸力絕對值均遠小于管片其他位置；最大變形增加約79%。因此，在滿足硐室功能及建筑限界等要求下，應盡可能減小大直徑盾構隧道的開洞尺寸。

(2)原設計盾構開洞寬度為4.2 m，需破除524環、525環、526環(共3環6塊管片)，見圖11、圖12。

圖11 原設計破除管片區域示意

圖12 原設計破除管片立面示意

根據管片實際拼裝位置，將縱向開洞范圍由4.2 m調整為4 m，并于第524、525環兩側環縫處開洞；按原設計開洞高度，第525環開洞下部邊緣需切割封頂塊的2/3，為方便施工，可以將該環封頂塊整體拆除，植筋后與加強環框梁底梁澆筑成一體。優化后，只需切割兩環完整的盾構管片，并且開洞尺寸減少，更利于結構受力。

(3)改變硐室與盾構的連接形式和開口尺寸，盾構的受力發生改變。由數值模擬計算可知，減小盾構隧道開口尺寸，盾構管片最大彎矩和最大軸力值都有所減小，且彎矩值的減小較多，這樣使得盾構管片整體結構的受力更合理。常規盾構開洞梁是按照二維計算，或參照類似工程配筋，截面尺寸及配筋較保守。通過三維數值模擬，可以更好模擬實際受力情況，初步估算，環框梁主筋鋼筋較原設計鋼筋重量減少約23%。

(4)通過數值模擬計算，開洞處管片及洞周4 m范圍內需要配筋加強。

原盾構區間設計根據太沙基公式[15]計算，分界覆土厚度為26.2 m，按2倍洞徑以上作為最大荷載分界配筋[16-17]，分別對覆土厚度H≤1D、1D2D等幾種工況進行計算，其中管片開孔處及洞邊一定范圍管片配筋按照加強配筋進行設計，內、外側環向主筋配筋為16根φ32 mm的鋼筋。

盾構開洞處隧道覆土厚度約27 m，根據模擬計算，采用16根φ25 mm可滿足要求，相較于原設計，可以減少約39%的鋼筋量。

(5)盾構隧道開洞后，管片受力發生改變，管片容易損壞，施工前應在這些位置進行加強處理。

直放站硐室范圍，前期已經采用φ850 mm@600 mm三軸攪拌樁完成土體加固，開孔的主要風險在于盾構施工時，管片外弧面與加固體之間的空隙沒有通過同步注漿填筑飽滿，水可能從中流入隧道。為保證硐室開挖安全，采取如下措施。

①臨時支撐

直放站硐室接口處6環管片采用型鋼內支撐加強，保證管環間有足夠的剛度；待硐室二襯混凝土達到設計強度后拆除。臨時型鋼支撐斷面見圖13。

圖13 臨時支撐斷面(單位：mm)

為增加型鋼與管片間受力面積，將與管片接觸的型鋼加工成斜面，在型鋼與盾構管片的接觸面加設300 mm×200 mm×20 mm的鋼板，鋼板與管片間設10 mm橡膠墊，然后把型鋼頂在混凝土管片上，用鋼楔子塞入連接處，以確保與混凝土管片密貼。型鋼與盾構管片接觸示意見圖14。

圖14 型鋼與盾構管片接觸示意(單位：mm)

②縱向管環支護

縱向管環變形控制主要有兩方面，一方面是螺栓復緊工作，一方面是焊接型材，拉接管環，使管環與管環之間緊密相連。

采用快速扳手，將洞室大里程和小里程方向管環螺栓各復緊20環。

采用25b工字鋼，將硐室大里程和小里程方向管環各3環進行連接。連接方法為焊接，工字鋼與螺栓焊接處加設鋼板預制件，以增強拉接力并控制管環縱向變形。縱向管環連接示意見圖15。

圖15 縱向管環連接示意

③施作止漿環

止漿環主要作用是防止水從管片外弧面與加固體之間的空隙進入隧道內。因地基加固先行施工，管片外弧面與加固體之間的空隙很難通過盾構同步注漿達到飽滿，存在滲水或流水的安全隱患。因此，決定采取如下措施。

在直放站硐室大里程和小里程方向地基加固區域內做兩道止漿環(523環與526環)，阻隔地下水進入洞室開挖面。盾構隧道止漿環區域示意見圖16。

圖16 止漿環區域示意(單位：m)

在硐室開挖影響范圍內全部進行注漿，采用雙液漿。

4 監測分析

從施工現場監測數據看，地面沉降最大值為沉降6.02 mm，開洞周邊管片拱頂、拱底沉降最大為2.19 mm，最大水平位移為3.1 mm，均在規范規定范圍內，安全可控。此區間隧道已于2020年12月建成通車，運營良好。

5 結論

依托新建新鄭機場至鄭州南站城際鐵路大直徑盾構隧道工程，利用三維數值模擬、現場監測等手段，分析不同盾構直徑、相同開洞尺寸和相同盾構直徑、不同開洞尺寸下硐室施工對盾構隧道受力、變形等影響，揭示大直徑盾構硐室施工時盾構隧道變形規律，得出結論如下。

(1)盾構管片破除、硐室開挖后，盾構管片變形向硐室一側發展，由對稱變形變為不對稱變形，靠近硐室一側變形明顯大于另一側。

(2)隨著盾構隧道直徑增大及開洞尺寸加大，盾構管片受力及變形加大，應盡可能減小大直徑盾構隧道的開洞尺寸，硐室兩側4 m范圍為管片的主要受影響區。

(3)由于管片的開洞施工，使管片受力發生改變，開洞洞周產生了應力集中現象，開口處表現為上下管片受拉，左右管片受壓的狀態，施工時需注意對開洞管片及其周邊4 m范圍管片進行加強處理。

(4)對于大直徑盾構隧道，改變硐室與盾構的連接形式和開口尺寸，盾構受力也隨之發生改變。減小盾構隧道與硐室相接開口尺寸，盾構管片最大彎矩和最大軸力值都減小，且彎矩值的減小較多。通過設計及施工的優化，可以使得盾構管片整體結構的受力更合理，確保大直徑盾構開洞施工的結構安全。