小直徑盾構隧道管片抗彎承載試驗研究

張曉光

(廣州地鐵設計研究院有限公司，廣東廣州 510010)

0 引言

目前盾構法已成為地下隧道的主要施工工法，被廣泛應用于地下鐵道、過江隧道、電纜隧道以及其他市政隧道中。國內外對直徑6 m的地鐵隧道以及直徑10 m以上的過江隧道進行了廣泛大量的研究，但對于小直徑盾構隧道的研究報道還較少。文獻［1］對直徑14.5 m的南京長江隧道管片進行了模型試驗研究;文獻［2－5］對直徑約6 m的地鐵隧道、輸水隧道從設計理論、管片接縫影響、施工方法及對周邊環境影響等諸多方面均進行了研究;文獻［6－7］則對小直徑盾構隧道的施工方法進行了研究，但對其設計方法與力學性能尚缺乏研究。

隨著國內各大城市市政設施日趨密集，道路交通疏解日趨緊張，小直徑盾構隧道由于占地范圍小、前期工作量少、且易于控制地面沉降等優勢，其應用范圍日趨廣泛。與地鐵盾構隧道以及大直徑盾構隧道相比，小直徑盾構隧道由于管片厚度小、手孔削弱范圍大、楔形量大及線路轉彎半徑小的特點，極易造成結構承載力不足，容易出現開裂破壞，其力學性能亟待通過試驗進行驗證。本文以廣州市220 kV犀牛站電纜盾構隧道工程為背景，介紹小直徑盾構管片的設計情況，同時對小直徑盾構管片進行試驗研究并采用有限元模型模擬了整個試驗過程。

1 工程概況與管片設計

該電力隧道全長3.983 km，共設10個工作井，其中在8號豎井處，線路需轉90°彎。原設計8號豎井為盾構吊出井，豎井兩端分別采用盾構法、頂管法施工(如圖1所示)。該豎井施工圍擋需占用16.5 m道路寬度方可滿足盾構吊出，交通疏解方案遲遲未得到交管部門批準;同時豎井兩端采用不同施工工法，增加了工程造價。為規避交通疏解困難的問題，同時減少工程造價，該豎井擬調整為盾構過井，結構尺寸可大大縮小，且位置移至十字路口北側，施工圍擋寬度調整至12 m，占道時間可縮短2～3個月。受線路北側人行天橋、南側加油站的影響，盾構隧道轉彎半徑為118 m(如圖2所示)，這在國內尚屬首例。

圖1 8號井電纜隧道平面圖Fig.1 Plan of cable tunnel

圖2 優化后8號井電纜隧道平面圖Fig.2 Plan of cable tunnel after optimization

確定管片形狀時需確定以下尺寸:管片的內徑與外徑、管片寬度、管片厚度及管片的分塊。

根據電纜隧道使用的凈空要求，并且考慮到施工使用臺車運輸管片時需滿足3塊管片放置高度的要求，將盾構管片的內徑定為3.6 m。管片厚度與隧道直徑的比值，取決于覆土深度、周圍環境、工程地質條件，國內地鐵盾構隧道的內徑與厚度主要有以下情況:5 400 mm+300 mm(北京、廣州)、5 500 mm+350 mm(上海、天津、杭州)，管片厚度與內徑的比值為5.56% ～6.36%。根據比例相似原則，3 600 mm內徑管片厚度應為200～229 mm。根據《地下工程防水技術規范》防水混凝土結構厚度不應小于250 mm，故電纜隧道管片厚度定為250 mm。

從管片搬運、拼裝以及曲線段的施工等角度出發，管片寬度應取小值，但是從結構防水、加快施工進度角度考慮，管片寬度應取大值。國內地鐵盾構隧道的管片寬度經歷了一個發展過程，從上海地鐵的1 m寬逐步加寬到廣州地鐵2號線的1.5 m寬。其中廣州地鐵1號線、南京地鐵1號線、深圳地鐵和北京地鐵5號線又采用了1.2 m的寬度。國內地鐵盾構隧道管片寬度與直徑的比值基本維持在0.2～0.25，按照比例相似原則，外徑4.1 m 管片寬度應為0.82～1.025 m?？紤]到線路最小轉彎半徑僅118 m，管片寬度選用0.8 m。每環盾構管片由6塊組成:1塊封頂塊(圓心角20°)、2 塊鄰接塊(圓心角 62°)、3 塊標準塊(圓心角72°)。盾構管片拼裝過程中，封頂塊需向左或向右旋轉18°(如圖3所示)。

圖3 盾構管片分塊示意圖Fig.3 Diagram of segments

盾構手孔需要滿足擰緊縱向、環向螺栓的施工空間要求，手孔大小與直徑6 m的地鐵盾構隧道基本相同(如圖4所示)。小直徑盾構管片中每個標準塊、鄰接塊有8個手孔，封頂塊有4個手孔，手孔面積占盾構內圓面積的12.2%;普通地鐵盾構管片中，手孔面積占盾構內圓面積的4.3%。從圖4可以看出小直徑盾構管片手孔削弱范圍為地鐵盾構管片的3倍，其影響亟待進行研究。

圖4 盾構手孔圖Fig.4 Handhole of segments

隧道頂埋深為6.1～10.1 m，主要穿越粉質黏土層與砂質黏土層，所處圍巖級別為Ⅰ級和Ⅱ級。管片采用C50防水混凝土制作，抗滲強度等級為P12。主筋采用HRB335級鋼，管片主筋保護層厚:外側為40 mm、內側為30 mm。采用荷載－結構模式計算盾構隧道內力并進行配筋。根據現行混凝土設計規范，管片內側配筋為6φ14，管片外側配筋為8φ14，每環管片配筋率為178 kg/m3。

2 試驗方案

試驗儀器設備采用簡支梁對稱加荷裝置(如圖5所示)。試驗加荷及測力裝置由傳感器、荷載數顯儀、油泵和試驗架組成或由壓力表、千斤頂和試驗架等組成。裂縫測量儀器采用20倍讀數顯微鏡。試驗方法:采用分級加荷法，每次10 kN，靜停1 min，記錄壓力數據及各百分表的變量。

試驗中澆筑試件混凝土時，同時制作150 mm立方體試塊，并與試件在相同的環境下進行養護。在試件加載結束后按照標準試驗程序測試混凝土試塊的抗壓強度，管片鋼筋為HRB335?；炷猎噳K抗壓強度平均值為 62.0 MPa，鋼筋屈服強度平均值為378.9 MPa，極限強度平均值為 501.7 MPa，強屈比為1.32，滿足現行混凝土規范要求。

試驗過程中當出現第1條裂縫時，靜停10 min觀察裂縫的開展，并取本級為裂縫荷載實測值。當加荷至測力儀讀數不再上升，此級為破壞荷栽，并記錄最大裂縫寬度。根據位移變量繪制中心點、荷載點、水平點變量曲線圖。同時記錄在不同荷重情況下裂縫出現的位置和裂縫寬度。

圖5 標準快加載裝置Fig.5 Loading device

3 試驗結果

試驗中，荷載從0開始逐漸加載，隨著荷載增大，盾構管片逐漸產生豎向位移，同時管片向兩端產生水平位移。加載至120 kN時，管片出現第1條裂縫，裂縫產生位置接近手孔處，該荷載即為開裂荷載實測值，裂縫寬度0.08 mm。隨著荷載的增大，管片底部縱向手孔之間不斷有新裂縫產生，且裂縫寬度增大，裂縫從底部向上部延伸發展。荷載為130 kN時，裂縫寬度為0.12 mm;荷載為140 kN 時，裂縫寬度為 0.14 mm;荷載為150 kN時，裂縫寬度仍為0.18 mm;荷載為160 kN時，裂縫寬度為0.2 mm。荷載達到166 kN時，管片上部混凝土出現壓潰現象，隨后豎向撓度繼續增加，荷載不再增加，即該混凝土管片破壞荷載為166 kN。荷載－豎向撓度(加載點撓度、中心線撓度)曲線如圖6所示。荷載－水平位移曲線如圖7所示。由圖7可以看出，該管片發生典型彎曲破壞，構件延性良好。裂縫分布如圖8所示。

圖6 荷載－豎向位移曲線Fig.6 Load Vs vertical displacement

圖7 荷載－水平位移曲線Fig.7 Load Vs horizontal displacement

圖8 裂縫分布圖Fig.8 Distribution of cracks

分別采用GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》［8］和 GB 50010—2002《混凝土結構設計規范》［9］按照式(1)計算不同荷載工況下的裂縫寬度:

式中:αcr為構件受力特征系數，GB 50010—2010中取1.9，GB 50010—2002 中取 2.1，其他符號參見文獻［9－10］。計算結果如表1所示。

表1 裂縫寬度計算結果Table 1 Calculated crack width

計算結果表明管片裂縫寬度試驗值與混凝土規范計算值吻合良好。根據《地鐵設計規范》［10］，盾構隧道管片裂縫寬度按照0.2 mm控制，因此采用2010版混凝土規范得到的計算值與試驗值更接近。

開裂荷載可按照式(2)計算:

將ft=3.29 MPa，h=250 mm，b=800 mm 代入式(2)可得Mcr=48 kN·m，從而可得到p=140 kN。開裂荷載的理論計算值比實測值偏大，兩者比值為1.17。由于裂縫的觀察與量測本身具有較大的離異性，因此可以認為開裂荷載計算值與實測值較為吻合。

4 有限元分析

采用通用有限元軟件ABAQUS建立標準塊的實體有限元模型，為驗證盾構手孔對計算結果的影響，建立了2種模型，其中模型1不考慮手孔;模型2考慮手孔(有限元模型如圖9和圖10所示)。有限元模型中采用實體單元模擬混凝土、桁架單元單元模擬鋼筋。

圖9 有限元模型1Fig.9 Finite element model 1

圖10 有限元模型2Fig.10 Finite element model 2

混凝土的等效受壓應力－應變關系曲線采用Rüsh公式(如圖11所示)?；炷敛捎胿on-mises屈服準則，強化準則為隨動強化。圖12中，取 ε0=0.002，εu=0.003 8。假設混凝土受壓在達到峰值應力的1/3前為線彈性，彈性模量為定值;同時，假設混凝土開裂之前為線彈性，抗拉與抗壓彈性模量相等，按式(3)計算，泊松比0.2。

式中εe為對應于fc/3的應變。有限元中采用彌散裂縫模型來描述混凝土的開裂行為。

圖11 混凝土應力應變曲線Fig.11 Stress-strain curve of concrete

混凝土強度抗壓強度fc、抗拉強度ft根據150 mm立方體試塊的抗壓試驗結果，按式(4)和式(5)確定。

鋼材(鋼板、普通鋼筋)本構關系采用三折線形式模型，如圖12所示。受拉與受壓彈性模量相同，Es=206 GPa，泊松比為0.3。鋼材采用von-mises屈服準則，隨動強化。圖12 中 εy=fy/Es，εh=0.02。

圖12 鋼筋應力應變曲線Fig.12 Stress-strain curve of rebar

有限元模型計算得到的荷載－加載點撓度、荷載－中心點撓度曲線如圖13所示。從圖14可以看出:1)2種模型計算結果均與試驗結果吻合良好，即有限元模型可較好地模擬管片加載過程;2)模型2計算得到的位移略大于模型1的位移。這表明盾構手孔對管片剛度有一定削弱。

圖13 荷載－豎向撓度曲線Fig.13 Load Vs vertical deflection

有限元模型2計算得到的不同荷載工況下的裂縫分布如圖14所示，ABAQUS有限元軟件采用彌散裂縫模型模擬混凝土開裂情況。圖14中深色區域為最大塑性拉應變，表明混凝土開裂程度。從圖14可以看出:裂縫最初在手孔附近產生，這與試驗過程中的裂縫實際情況相一致;隨著荷載的增加，裂縫寬度不斷增大。

圖14 不同荷載工況下裂縫分布圖Fig.14 Distribution of cracks under different loads

為進一步分析盾構手孔對管片剛度的影響，對比了2種有限元模型在不同荷載工況下的位移比值(如圖15所示)。從圖15可以看出不同荷載工況下有限元模型1計算得到中心點位移(f1)與有限元模型2計算得到中心點位移(f2)的比值基本維持在0.94～0.96，即盾構手孔對管片的剛度影響僅為4% ～6%，管片剛度計算過程中可以忽略手孔的影響。

圖15 2種有限元模型的位移比值Fig.15 Ratio between displacement values obtained by two different finite element models

5 結論與討論

本文介紹了4.1 m直徑盾構管片的設計情況與抗彎承載力試驗情況(該管片已經在廣州市220 kV犀牛站電力隧道中成功獲得了應用)，并采用三維有限元模型模擬了整個加載過程，得到了以下幾點結論:

1)在集中荷載作用下，盾構管片以頂部混凝土壓潰達到極限承載力狀態，管片具有良好的延性，破壞形式為典型的彎曲破壞。

2)盾構管片底部手孔處最先產生裂縫，隨后縱向手孔之間不斷產生縱向裂縫，裂縫寬度與2010版《混凝土規范》計算結果較為吻合。

3)有限元模型能較好地模擬管片加載過程。

4)盾構手孔對管片剛度有一定削弱作用，但影響較小。

小直徑盾構隧道由于其始發場地小，轉彎能力強等特點，在城市電力隧道、輸水管道等方面具有廣泛的應用前景。小直徑盾構隧道的設計理論，尤其是與大直徑盾構隧道設計理論的區別尚需要進行大量的研究;小直徑盾構隧道的拼裝方法，以及與之相適應的管片分塊方法需要設計、施工同仁進行大量細致的分析;盾構手孔的設計優化以及對管片剛度的削弱影響今后還需要進行大量試驗與分析。

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