李立功 王 力 段志強(qiáng) 劉大剛

(1.中鐵隧道集團(tuán)有限公司， 510080，廣州； 2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 610031，成都；3.西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 610031，成都//第一作者，工程師)

地鐵隧道廣泛采用的TBM(全斷面隧道掘進(jìn)機(jī))法，可以安全、快速、文明地施工。其中，單護(hù)盾TBM施工法主要適應(yīng)于比較破碎的、抗壓強(qiáng)度低的圍巖，目前，已在引洮供水一期工程干渠7#隧洞工程等山嶺隧道項(xiàng)目中成功運(yùn)用。

文獻(xiàn)[1]認(rèn)為，采用TBM法施工,管片接頭結(jié)構(gòu)在整環(huán)結(jié)構(gòu)中屬于較不利的受力部位，故管片結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)需考慮接頭對(duì)整體剛度的削弱影響，其受力變形與隧道的成型質(zhì)量有密切關(guān)系。

目前，針對(duì)盾構(gòu)隧道管片施工受力問(wèn)題的研究較多。文獻(xiàn)[2-4]的研究主要集中在考慮施工荷載影響下的管片選型、管片受力特性及片破損原因等方面，針對(duì)隧道管片接頭的施工受力問(wèn)題研究較少。本文以重慶軌道交通5號(hào)線大竹林停車(chē)場(chǎng)—重光站區(qū)間(以下簡(jiǎn)為“大重段”)為例，分析總結(jié)單護(hù)盾TBM法施工對(duì)管片接頭受力和變形的影響規(guī)律。

1 工程概況

大重段總長(zhǎng)為9 196.666 m，采用單護(hù)盾TBM法施工。隧道開(kāi)挖直徑為6.89 m，最大坡度為44‰(上坡掘進(jìn)，長(zhǎng)度1 700 m，雙線延米)，最小轉(zhuǎn)彎半徑為350 m。

隧道埋深5.0～100.3 m，主要穿越地層以厚層砂質(zhì)泥巖為主，以?shī)A薄層砂巖為輔，局部地段以砂巖和厚層砂巖為主。圍巖級(jí)別涵蓋Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ三種級(jí)別。地下水以基巖裂隙水和孔隙水為主。

襯砌采用的鋼筋混凝土管片外徑為6 600 mm，內(nèi)徑為5 900 mm，厚度為350 mm，幅寬為1.5 m。管片采用6分塊方案：3塊標(biāo)準(zhǔn)塊(A1T、A2T、A3T)，2塊鄰接塊(B1T、B2T)和1塊封頂塊(KT)。管片采用通用環(huán)拼裝，縱向設(shè)置10根螺栓，環(huán)向設(shè)12根螺栓。螺栓為8.8級(jí)M30高強(qiáng)螺栓，其極限抗拉強(qiáng)度為800 MPa，屈服強(qiáng)度為640 MPa。管片間采用三元乙丙橡膠條防水。

2 管片接頭的受力和變形分析

2.1 施工步驟

單護(hù)盾TBM法一般主要適應(yīng)于比較破碎的、抗壓強(qiáng)度低的圍巖。此類圍巖僅能自穩(wěn)定，不能為T(mén)BM的掘進(jìn)提供反力。單護(hù)盾TBM由盾尾的推進(jìn)液壓油缸支撐在已經(jīng)拼裝的管片上，以推進(jìn)刀盤(pán)前進(jìn)。所以，在單護(hù)盾TBM法施工中，掘進(jìn)與管片支護(hù)不能同時(shí)進(jìn)行。

施工時(shí)，單護(hù)盾TBM使用步進(jìn)的方式移位到始發(fā)首環(huán)的位置，并在首環(huán)將推進(jìn)油缸支撐在撐靴上進(jìn)行掘進(jìn)，當(dāng)掘進(jìn)至所有油缸行程伸出長(zhǎng)度大于1.5 m時(shí)，TBM停止掘進(jìn)，進(jìn)行管片安裝。首環(huán)安裝好后，單護(hù)盾TBM開(kāi)始循環(huán)掘進(jìn)：先將油缸支撐在前一環(huán)的管片上;當(dāng)TBM掘進(jìn)至所有油缸行程伸出長(zhǎng)度大于1.5 m時(shí)，進(jìn)行管片選型并安裝管片;之后進(jìn)行豆礫石回填并灌漿;隨后將推進(jìn)油缸支撐在管片上，循環(huán)開(kāi)始下一環(huán)的掘進(jìn)。

2.2 施工荷載確定

根據(jù)施工流程可以確定,單護(hù)盾TBM法中的施工荷載主要是縱向掘進(jìn)機(jī)頂推力荷載。為了進(jìn)一步分析管片結(jié)構(gòu)在施工過(guò)程中所承受的縱向掘進(jìn)機(jī)頂推力荷載，本研究統(tǒng)計(jì)了無(wú)推力、直線上坡段、直線下坡段及轉(zhuǎn)彎段等4種頂推力工況下的掘進(jìn)機(jī)油缸推力值，共計(jì)4 322份數(shù)據(jù)。經(jīng)分析得到各頂推力工況對(duì)應(yīng)的頂推力荷載如表1所示。

表1 縱向頂推力荷載 kN

根據(jù)GB 50157—2013《地鐵設(shè)計(jì)規(guī)范》，按實(shí)際埋深計(jì)算在不同圍巖級(jí)別下的圍巖荷載情況，計(jì)算結(jié)果如表2所示。

表2 圍巖荷載情況

2.3 荷載-結(jié)構(gòu)計(jì)算模型

使用ANSYS有限元分析軟件，采用荷載-結(jié)構(gòu)法進(jìn)行計(jì)算，建立10環(huán)錯(cuò)縫拼裝管片的荷載結(jié)構(gòu)計(jì)算模型，每環(huán)管片共劃分為64個(gè)單元。圍巖與管片的相互作用以只承受壓力的彈簧單元模擬。在隧道最底部中軸線上施加水平鉸約束，對(duì)前后兩側(cè)環(huán)管片在縱向上的位移進(jìn)行約束。建立的模型如圖1所示。

圖1 荷載-結(jié)構(gòu)計(jì)算模型

模型中，管片使用beam4單元模擬，管片接頭使用beam188單元進(jìn)行模擬[5]。各單元的計(jì)算參數(shù)為:①C50混凝土管片彈性模量E=3.45×104N/mm2，重度取25 kN/m3；②管片環(huán)間接頭的剪切剛度為Ks=4.0×108N/m；③管片環(huán)內(nèi)接頭的正向抗彎剛度為5.0×107N·m/Rad，負(fù)向抗彎剛度為3.0×107N·m/Rad；④?chē)鷰r彈性抗力系數(shù),Ⅲ級(jí)圍巖為500 MPa/m、Ⅳ級(jí)圍巖為200 MPa/m、Ⅴ級(jí)圍巖為100 MPa/m。

按照油缸分組與表1的數(shù)據(jù)，將不同道路工況下的各組油缸推力均分到各組油缸上，并按平行于管片縱向的方向施加在相應(yīng)的模型位置。

2.4 組合工況下的管片接頭受力及變形參數(shù)計(jì)算

將圍巖荷載情況與道路工況進(jìn)行組合，得到24種組合工況。通過(guò)荷載-結(jié)構(gòu)計(jì)算模型計(jì)算24種組合工況下的最大彎矩與最大的剪力。以組合工況1為例，管片所受彎矩及剪力如圖2～3所示。

圖2 組合工況1下的管片彎矩圖截圖

圖3 組合工況1下的管片剪力圖截圖

彎矩檢算系數(shù)KM為：

(1)

剪力檢算系數(shù)KQ為：

(2)

張開(kāi)量為：

σ=(h-x)×θ

(3)

式中：

M——管片所受最大彎矩；

Mu——管片接頭所受彎矩的最大允許值；

Q——管片所受最大剪力；

Qu——管片接頭螺栓所受剪力的最大允許值；

h——管片厚度；

x——受壓區(qū)高度；

θ——管片接頭轉(zhuǎn)角弧度；

Qu根據(jù)螺栓材料及數(shù)量，按GB 50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》計(jì)算，取140.25 kN。x及Mu根據(jù)管片所受最大彎矩及相應(yīng)的軸力，結(jié)合GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》計(jì)算得到。檢驗(yàn)系數(shù)KM和KQ值越小，接頭安全性越高。

接頭變形的主要參數(shù)是張開(kāi)量。計(jì)算得到不同組合工況下的管片接頭內(nèi)力和張開(kāi)量如表3所示。

表3 不同組合工況下的管片接頭內(nèi)力和張開(kāi)量計(jì)算結(jié)果

為驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的正確性，本研究對(duì)盾構(gòu)管片的現(xiàn)場(chǎng)張開(kāi)量進(jìn)行實(shí)測(cè)驗(yàn)證。經(jīng)實(shí)測(cè)，Ⅳ級(jí)圍巖段174環(huán)的管片張開(kāi)量實(shí)測(cè)值為1.21 mm，表3中的計(jì)算值為0.916～1.119 mm，二者差異值僅為0.091～0.294 mm。可見(jiàn)，計(jì)算值與實(shí)際值差異較小，說(shuō)明計(jì)算結(jié)果與工程實(shí)際相符。

3 影響規(guī)律分析

3.1 施工荷載對(duì)管片接頭受力的影響規(guī)律分析

按照不同縱向頂推力工況與圍巖荷載情況組合，分別繪制管片接頭的KM及KQ同各影響因素的關(guān)系曲線，如圖4～5所示。

圖4 管片接頭KM與各影響因素的關(guān)系曲線圖

圖5 管片接頭KQ與各影響因素的關(guān)系曲線圖

從圖3可以看出：KM隨頂推力工況變化略有變化，其中轉(zhuǎn)彎段工況頂推力影響相對(duì)明顯；管片接頭KM在轉(zhuǎn)彎段增加0.1左右，且隨著埋深與圍巖級(jí)別的增加，KM增加。Ⅳ級(jí)圍巖中KM是Ⅲ級(jí)圍巖中KM的1.57倍，Ⅴ級(jí)圍巖中KM是Ⅲ級(jí)圍巖中KM的2.34倍，淺埋時(shí)KM是超淺埋時(shí)KM的1.06倍，深埋時(shí)KM是超淺埋時(shí)KM的1.3倍。

從圖4可以看出：KQ隨頂推力工況變化較明顯，在上坡段與轉(zhuǎn)彎段有較大的值；隨著埋深與圍巖級(jí)別的增加，在上坡段KQ值沒(méi)有明顯變化，其余頂推力工況下KQ增加較多。在下坡段及轉(zhuǎn)彎段，Ⅳ級(jí)圍巖中KQ是Ⅲ級(jí)圍巖中KQ的1.27倍，Ⅴ級(jí)圍巖中KQ是Ⅲ級(jí)圍巖中KQ的2.18倍，淺埋時(shí)KQ是超淺埋時(shí)KQ的1.44倍，深埋時(shí)KQ是超淺埋時(shí)KQ的1.72倍。

3.2 施工荷載對(duì)管片接頭變形的影響規(guī)律分析

繪制σ同縱向頂推力工況與圍巖荷載情況的關(guān)系曲線圖，如圖6～7所示。

圖6 σ隨推力工況變化曲線圖

圖7 σ隨圍巖級(jí)別變化曲線圖

從圖6可以看出：管片接頭σ隨頂推力工況變化略有變化，其中轉(zhuǎn)彎段工況頂推力對(duì)σ影響相對(duì)明顯，接頭σ在轉(zhuǎn)彎段增加0.15左右。

從圖7～8可以看出：管片接頭σ隨圍巖荷載工況變化相對(duì)顯著；隨著圍巖級(jí)別及埋深條件的增加，σ顯著增加。Ⅳ級(jí)圍巖中σ是Ⅲ級(jí)圍巖中σ的1.8倍，Ⅴ級(jí)圍巖中σ是Ⅲ級(jí)圍巖中σ的4.97倍，淺埋時(shí)σ是超淺埋時(shí)σ的1.68倍，深埋時(shí)σ是超淺埋時(shí)σ的2.44倍。

圖8 σ隨埋深變化曲線圖

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)不同工況組合下的管片接頭變形與受力進(jìn)行計(jì)算分析，可以得到以下結(jié)論：

1) 管片接頭σ與KM隨推力工況變化略有變化，其中轉(zhuǎn)彎段工況頂推力影響相對(duì)明顯，說(shuō)明在轉(zhuǎn)彎段頂推力的影響下管片接頭處變形較大，結(jié)構(gòu)安全性降低。

2) 管片接頭σ與KM隨著埋深與圍巖級(jí)別的增加而增加，圍巖條件越不利，埋深越深，管片接頭的變形越大，管片結(jié)構(gòu)的安全性越低。

3) 管片接頭KQ隨頂推力工況變化較明顯，在上坡段與轉(zhuǎn)彎段有較大的值，結(jié)構(gòu)受剪力影響較大，隨著埋深與圍巖級(jí)別的增加，在上坡段其值沒(méi)有明顯變化，其余縱向頂推力工況下的KQ增加較多，受剪安全性降低。