張 堅，邢心魁，2，李 迎，吳芳君，查 宇

(1.桂林理工大學土木與建筑工程學院，廣西桂林 541004;2.廣西巖土力學與工程重點實驗室，廣西桂林 541004)

土層參數(shù)對雙圓盾構(gòu)襯砌內(nèi)力的影響

張 堅1，邢心魁1，2，李 迎1，吳芳君1，查 宇1

(1.桂林理工大學土木與建筑工程學院，廣西桂林 541004;2.廣西巖土力學與工程重點實驗室，廣西桂林 541004)

雙圓盾構(gòu)糾偏過程會引起已拼接管片內(nèi)力的復雜變化，土質(zhì)參數(shù)還會影響到糾偏的效果。針對這些問題，采用彈塑性有限元數(shù)值方法，分析土質(zhì)參數(shù)對糾偏前后襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響以及土質(zhì)參數(shù)對糾偏效果的影響。結(jié)果表明，內(nèi)摩擦角是影響襯砌內(nèi)力最敏感的因素，隨著內(nèi)摩擦角的增大，施加相同大小糾偏力產(chǎn)生的糾偏效果越來越不顯著，糾偏引起襯砌內(nèi)力發(fā)生較大改變，某些節(jié)點的內(nèi)力增大，有些節(jié)點的內(nèi)力減少甚至發(fā)生符號的反轉(zhuǎn)。

雙圓盾構(gòu)；糾偏；土層參數(shù)；有限元法；偏轉(zhuǎn)角度

隨著隧道建設的快速發(fā)展，尋找更合理的隧道斷面形式和施工工藝方法成為當前的一個重要課題[1]。在日本，1981年，萌生了2條隧道一次性施工的雙圓盾構(gòu)施工法的基本構(gòu)想，并于1989 年在日本廣島首次應用于實際工程[2-4]。實踐證明雙圓盾構(gòu)隧道，能很好地節(jié)約地下空間，降低工程造價，縮短施工工期[5-7]。

由于盾構(gòu)機兩側(cè)土質(zhì)的不均勻、施工中的不當操作或盾構(gòu)機的制造誤差等因素[7-8]，盾構(gòu)施工中常常會發(fā)生偏轉(zhuǎn)。為了保持雙圓盾構(gòu)的推進方向，在施工過程中，需及時進行糾偏。在常用的雙圓盾構(gòu)糾偏方法中，常采用在盾構(gòu)機單側(cè)堆重物(模擬計算時簡化為集中力)，實現(xiàn)對盾構(gòu)機的糾偏[9]。

在糾偏過程中，部分糾偏力矩會作用在已拼接的襯砌上，從而導致襯砌內(nèi)力的復雜變化[2]。另外，由于盾構(gòu)機隔艙空間有限[9]，要求壓重的體積和荷載要控制在一定范圍內(nèi)。所以，該方法較適合糾偏荷載較小的軟土地層。由于土性參數(shù)各異，糾偏引起的襯砌內(nèi)力改變對土層參數(shù)變化的敏感性也各不相同。本文借助有限元軟件，分析土層參數(shù)對糾偏效果和糾偏過程中襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力的變化規(guī)律[10-12]。

1 有限元分析

1.1 模型計算范圍與邊界條件

為簡化計算，采用平面應變模擬分析雙圓盾構(gòu)糾偏過程中襯砌內(nèi)力的變化。兩圓形盾構(gòu)的直徑為6 m，兩圓中心的距離為4.6 m，隧道中心埋深為12.5 m，底部距中心27.5 m。計算范圍設定為:兩側(cè)邊界距隧道中心37 m。位移邊界條件為：襯砌內(nèi)側(cè)采用自由邊界，模型兩側(cè)約束水平位移，模型底部約束豎向位移。圖1為有限元模型和網(wǎng)格劃分。

圖1 有限元模型和網(wǎng)格劃分(開挖后)(單位：m)

1.2 計算參數(shù)

采用有限元軟件模擬分析隧道開挖時，土體的應力應變關系采用D-P屈服準則，雙圓盾構(gòu)襯砌取為彈性體[13-15]。參照文獻[15-16]，材料的物理力學參數(shù)見表1。

有限元模擬內(nèi)容包括：(1)單側(cè)壓重糾偏對襯砌內(nèi)力的影響；(2)土層參數(shù)變化對糾偏前后襯砌內(nèi)力的影響；(3)土層參數(shù)變化對糾偏效果的影響。參考上海地區(qū)經(jīng)驗，當雙圓盾構(gòu)偏轉(zhuǎn)角達到0.6°時，即需進行糾偏[2-3]。采用單側(cè)壓重的方式使其恢復到水平位置， 需要在45節(jié)點，即距離隧道中心右側(cè)3.69 m的地方施加600 kN左右的集中力(圖2)。分析在偏轉(zhuǎn)狀態(tài)下襯砌結(jié)構(gòu)的內(nèi)力以及加力糾偏引起襯砌內(nèi)力的變化。

表1 材料的物理力學參數(shù)

另外，以表1參數(shù)為參照，將土性參數(shù)中的彈性模量、黏聚力和內(nèi)摩擦角保持其中的2個不變，另一參數(shù)分別增大10%、20%、40%、80%，計算糾偏前后的襯砌內(nèi)力的變化規(guī)律，以及不同土質(zhì)參數(shù)條件下偏轉(zhuǎn)角度的變化。

2 結(jié)果分析與討論

2.1 單側(cè)壓重糾偏荷載引起襯砌內(nèi)力分布的變化

圖2為襯砌結(jié)構(gòu)控制節(jié)點編號和加載位置圖。對于初始偏轉(zhuǎn)角為0.6°的襯砌結(jié)構(gòu)，其內(nèi)力值稱之為糾偏前內(nèi)力；施加糾偏力，使其恢復到水平位置，此時的內(nèi)力，稱為糾偏后內(nèi)力。

圖2 襯砌結(jié)構(gòu)控制節(jié)點編號和加載位置(單位：m)

由各工況條件下襯砌單元的內(nèi)力值，通過應力計算公式可計算出混凝土的拉壓應力，其值均小于混凝土的極限拉壓應力值，故各工況條件下該結(jié)構(gòu)均能滿足強度要求。另外，對產(chǎn)生應力集中現(xiàn)象的中隔墻，通過加厚其襯砌厚度保證結(jié)構(gòu)的安全。

圖3～圖5分別為糾偏前后控制節(jié)點內(nèi)力值。由圖3可知:單側(cè)壓重糾偏后，對于彎矩值，壓重側(cè)底部節(jié)點8和對側(cè)頂部節(jié)點3的彎矩方向發(fā)生了變化。其他節(jié)點數(shù)值變化最明顯的是中隔墻底部節(jié)點2，增大幅度為50 kN·m左右。糾偏前后彎矩值最大的節(jié)點均是中隔墻頂部節(jié)點1，說明側(cè)向偏轉(zhuǎn)的發(fā)生，使得隧道中隔墻產(chǎn)生了較大的應力集中[7]。

圖3 糾偏前后各控制節(jié)點彎矩值對比

由圖4可知:壓重糾偏后，壓重側(cè)底部節(jié)點8的剪力方向發(fā)生了變化，但糾偏前后其剪力幅度均不大；中隔墻底部節(jié)點2增大33 kN左右，雙圓左側(cè)頂部節(jié)點3則減少了27 kN。除中隔墻處節(jié)點1、2外，糾偏后最大剪力控制節(jié)點發(fā)生了變化，糾偏前是節(jié)點3，糾偏后為節(jié)點7。

圖4 糾偏前后各控制節(jié)點剪力值對比

由圖5可知：對于軸力值，糾偏前后各節(jié)點均為壓力，其中襯砌軸力最小值均發(fā)生在襯砌結(jié)構(gòu)頂部(節(jié)點3和7)，而兩側(cè)底部和中隔墻底部節(jié)點變化幅度較大，其中壓重側(cè)底部的節(jié)點8變化幅度達91.18 kN。

圖5 糾偏前后各控制節(jié)點軸力值對比

綜上可知，對于雙圓盾構(gòu)隧道，采用單側(cè)壓重糾偏對襯砌結(jié)構(gòu)的內(nèi)力值會產(chǎn)生很大影響。壓重側(cè)底部節(jié)點的剪力和彎矩方向均發(fā)生變化，軸力數(shù)值變化最大。中隔墻底部的節(jié)點剪力和彎矩數(shù)值變化最大。因此，由于糾偏集中力的存在，使得集中力附近的節(jié)點內(nèi)力數(shù)值變化很大甚至發(fā)生符號的反轉(zhuǎn)。對于內(nèi)力值變化較大的節(jié)點和內(nèi)力方向變化的節(jié)點， 在設計襯砌時應特別注意[2]。

2.2 土性參數(shù)的變化對偏轉(zhuǎn)效果的影響

對于土層的彈性模量、黏聚力和內(nèi)摩擦角3個變量，保持其中2個參數(shù)不變，讓另一個參數(shù)分別增大10%、20%、40%、80%，對于初始偏轉(zhuǎn)角為0.6°的雙圓盾構(gòu)，施加相同的糾偏力之后的糾偏效果如圖6所示。

圖6 不同土層參數(shù)時雙圓盾構(gòu)偏轉(zhuǎn)效果對比

初始參數(shù)狀態(tài)下，施加600 kN集中力后，初始給定0.6°的雙圓盾構(gòu)的偏轉(zhuǎn)角回轉(zhuǎn)到0.01°。隨著糾偏力的增大，偏轉(zhuǎn)角逐漸向0°回轉(zhuǎn)，說明單側(cè)壓重糾偏有效安全。由圖6可知：隨土層參數(shù)的增加，即土質(zhì)越來越硬，土體強度越來越大，施加相同糾偏力的情況下，糾偏轉(zhuǎn)動角度逐漸變小，糾偏效果逐漸不明顯。3條曲線的變化趨勢均是由平緩到陡峭，說明土層參數(shù)的小幅增加對糾偏效果影響不大，但當土層參數(shù)增大40%以后，對糾偏效果影響明顯增大。在彈性模量、黏聚力、內(nèi)摩擦角3個參數(shù)中，內(nèi)摩擦角的變化對糾偏轉(zhuǎn)動效果的影響最為顯著。當內(nèi)摩擦角增大80%時，偏轉(zhuǎn)角度由0.6°銳減至0.2°左右。

2.3 土層參數(shù)變化對糾偏前襯砌內(nèi)力的影響

2.3.1 各參數(shù)的變化對彎矩值的影響

現(xiàn)選取中隔墻頂部的節(jié)點1為例，具體介紹土層參數(shù)的變化對糾偏前襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力值的影響。

圖7為各參數(shù)變化時中隔墻頂部節(jié)點1的彎矩值變化圖。從圖7可知，隨土層黏聚力、內(nèi)摩擦角的增大，彎矩值逐漸增大；隨彈性模量的增大，彎矩值則逐漸減小。3種參數(shù)中，彈性模量變化對襯砌彎矩影響最??；黏聚力和內(nèi)摩擦角對彎矩的影響規(guī)律類似。隨著內(nèi)摩擦角的增大，彎矩數(shù)值變化幅度最大。可見，襯砌結(jié)構(gòu)彎矩值對內(nèi)摩擦角最敏感，黏聚力次之。

圖7 各參數(shù)變化時節(jié)點1的彎矩值變化

2.3.2 各參數(shù)的變化對剪力值的影響

隨彈性模量的增大，除壓重側(cè)底部節(jié)點8數(shù)值增加外，其余節(jié)點的數(shù)值都有所減?。浑S黏聚力的增大，兩側(cè)水平位置的4，6節(jié)點和壓重側(cè)對側(cè)底部的節(jié)點5的數(shù)值減小，其余節(jié)點的數(shù)值增大；隨內(nèi)摩擦角的增大，壓重側(cè)水平位置處的節(jié)點6和對側(cè)底部節(jié)點5的數(shù)值減小，其余節(jié)點的數(shù)值增大。

圖8為各參數(shù)變化時節(jié)點1的剪力值變化圖?？梢钥闯觯弘S土性參數(shù)的變化，各節(jié)點剪力變化與彎矩變化規(guī)律類似。

圖8 各參數(shù)變化時節(jié)點1的剪力值變化

2.3.3 各參數(shù)的變化對軸力值的影響

隨彈性模量的增大，兩側(cè)底部和中隔墻底部的節(jié)點數(shù)值減小，其余節(jié)點數(shù)值增大；隨黏聚力的增大，兩側(cè)頂部和底部的4個節(jié)點數(shù)值減小，其余節(jié)點增大；隨內(nèi)摩擦角的增大，兩側(cè)水平位置處的節(jié)點數(shù)值增大，其余節(jié)點減少。

圖9為各參數(shù)變化時節(jié)點1軸力值變化圖。與彎矩和剪力值變化相同的是：隨著內(nèi)摩擦角的增大，軸力值變化幅度最大。不同點是：隨彈性模量和黏聚力的增大，軸力數(shù)值逐漸增大;隨內(nèi)摩擦角的增大，軸力值則逐漸減小。隨著各參數(shù)的增加，軸力的變化幅度均在3%以內(nèi)。

圖9 各參數(shù)變化時節(jié)點1的軸力值變化

2.4 土層參數(shù)變化對糾偏后襯砌內(nèi)力的影響

圖10～圖11為糾偏后中隔墻頂部的節(jié)點1隨土性參數(shù)變化時，襯砌彎矩和剪力值。8個節(jié)點的彎矩和1～7節(jié)點的剪力變化規(guī)律和糾偏前相同。不同的是：隨土性參數(shù)的增大，壓重側(cè)底部的節(jié)點8，糾偏前， 剪力值逐漸增大；糾偏后，其值逐漸減小。

圖10 各參數(shù)變化時節(jié)點2的彎矩值變化

圖11 各參數(shù)變化時節(jié)點2的剪力值變化

3 結(jié)論

本文利用有限元數(shù)值模擬的方法，分析雙圓盾構(gòu)施工時糾偏前后的內(nèi)力變化;同時分析了土性各參數(shù)變化對糾偏前后襯砌內(nèi)力和糾偏效果的影響程度和變化規(guī)律。得到以下結(jié)論。

(1)雙圓盾構(gòu)糾偏后壓重側(cè)底部和對側(cè)頂部的節(jié)點彎矩符號發(fā)生了變化;壓重側(cè)底部節(jié)點剪力符號發(fā)生變化;軸力數(shù)值有較大變化，但均為壓力。中隔墻底部的節(jié)點彎矩和剪力數(shù)值變化最大，壓重側(cè)底部的節(jié)點軸力值變化最大。

(2)土層的彈性模量、黏聚力、內(nèi)摩擦角均會影響偏轉(zhuǎn)效果，尤以內(nèi)摩擦角的影響最大。當施加相同糾偏力時，若內(nèi)摩擦角增大80%，則糾偏轉(zhuǎn)動角度由0.6°降低為0.2°。

(3)糾偏過程中，隨土層黏聚力和內(nèi)摩擦角的增大，襯砌彎矩和剪力增大，隨彈性模量的增大，其值則減小。軸力的變化幅度均在3%以內(nèi)。襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力值對內(nèi)摩擦角最敏感。

(4)雙圓盾構(gòu)隧道施工過程中，糾偏造成的襯砌內(nèi)力變化不能忽略，應及時監(jiān)測推進方向和糾偏。另外，實際施工中，應根據(jù)土層性質(zhì)對襯砌內(nèi)力進行預測，以保證施工安全。

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Impact of Soil Parameters on Internal Forces in Lining of DOT Shield

ZHANG Jian1， XING Xin-kui1，2， LI Ying1， WU Fang-jun1， ZHA Yu1

(1.College of Civil Engineering and Architecture， Guilin University of Technology， Guilin 541004， China;2.Guangxi Key Laboratory of Geomechanics and Geotechnical Engineering， Guilin 541004， China)

Correction process in Double-O-Tube (DOT) construction causes complex changes in the internal forces of lining segment， and soil parameters also impact correction result. To solve these problems， the finite element method is adopted to analyze the impact of soil parameters on the internal forces in lining before and after correction， and the impact of soil parameters on correction result. The results show that friction angle is the most sensitive factor affecting the internal force in lining. With the friction angle increases， correction result is increasingly less obvious under the same correction force， the correction causes the internal force in lining to change greatly and the internal force increases at some points， and decreases at other points， or even sign reversal occurs.

Double-O-Tube tunneling; rolling correction; soil parameters；finite element method；deflection angle

2014-12-28；

2015-01-05

廣西巖土力學與工程重點實驗室基金資助項目(11-CX-03);國家自然科學基金項目(51068004)

張 堅(1990—)，女，碩士研究生，2013年畢業(yè)于河南理工大學土木工程專業(yè)，工學學士，E-mail：1058048768@qq.com。

1004-2954(2015)09-0121-04

U45

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2015.09.027