粉土層越江盾構隧道結構受力演化分析和安全評價方法
——以蘇通GIL綜合管廊為例

劉學增， 韓先才， 黃常元， 張曉陽， 王振宇

(1. 同濟大學土木信息技術教育部工程研究中心， 上海 200092； 2. 國家電網有限公司, 北京 100031； 3. 中國電力工程顧問集團華東電力設計院有限公司， 上海 200063)

0 引言

隨著建設技術日趨成熟以及施工對周邊環境(特別是城市景觀)影響小等特點，盾構隧道正逐步成為跨海越江工程的首選方案，如上海長江隧道、南京長江隧道、廈門第二西通道等工程。受工程地質與水文地質的影響，越江隧道的地質環境一般較為復雜，除面臨高水壓侵蝕外，還存在覆土厚度差異大、軟弱不均明顯、周邊環境多變及河床周期沖淤等問題，使結構受力較為不利，不僅給施工安全帶來較大隱患，而且運營階段隧道受差異沉降、變形過大、螺栓疲勞損傷及管片裂損等結構病害威脅較大，長期運營安全標準及控制指標要求高。

針對盾構隧道結構受力分析及安全評價，國內外學者已開展了大量的研究，并取得了豐富的研究成果。文獻[1]運用彈性理論分析盾構隧道結構整體力學性能，受力工況相對簡單； 文獻[2-3]采用修正慣用法和梁-彈簧模型分析城市地鐵盾構隧道內力變形，其中彎矩傳遞系數和接頭彈簧剛度的設定對分析結果影響大； 文獻[4]采用三維實體單元和梁單元模擬跨海隧道的管片、螺栓接頭和鋼筋的受力變形，以荷載結構法建立了多環錯縫拼裝精細化模型，取得了合理的工況數據。隧道結構安全評價作為保障結構安全運營的重要方法，已經得到越來越多的重視。文獻[5]運用單一指標法對隧道結構內力變形制定安全評價標準； 文獻[6-8]針對隧道結構直徑變形比及接縫等指標，制定結構安全狀態等級； 文獻[9-12]通過計算和試驗等方法量化分析安全指標控制值； 文獻[13]研究了施工期瘦西湖水下隧道受力損傷影響因素； 文獻[14]以橢圓率為指標研究了南京越江大直徑盾構隧道失穩模式； 文獻[15]基于單一指標數據，采用層次分析法及模糊綜合評價法對各指標數據綜合分析，其權重系數需參考主觀經驗，人為因素影響較大。以上分析多集中于隧道整體變形與承載性能，對粉土地層水下隧道受力演化過程分析以及建立相應的健康評價方法方面的研究相對較少，研究成果對蘇通GIL管廊越江隧道工程適用性不高。

本文依托蘇通GIL管廊越江隧道工程，針對岸坡段穿越粉土地層的錯縫拼裝管片結構，在提出接頭斜螺栓模擬方法的基礎上，采用荷載-結構法分析隧道結構損傷過程。通過對比淤積和淤灘作用下結構受力性能演化規律，提出最不利原則確定指標控制值。采用單一指標法評價結構安全狀態，根據結構損傷狀態、設計要求及規范控制值，制定4級評價標準。

1 工程概況與研究方法

1.1 工程概況

蘇通GIL綜合管廊為“淮南—南京—上海1 000 kV高壓交流輸變電工程”關鍵節點，是目前世界上電壓等級最高、輸送容量最大、技術水平最強的超長距離GIL創新工程。隧道結構外徑為11.6 m，管片厚度為0.55 m，環寬為2 m，混凝土等級為C60，主筋為HRB400級鋼筋。采用“7+1”分塊模式錯縫拼裝，整環由1個封頂塊、2個鄰接塊和5個標準塊組成。接頭斜螺栓機械性能為10.9級。

本文研究區段為水陸交界處，隧道埋深為20.61 m，最高水位為20.6 m，最低水位為14.26 m，主要土層分布有淤泥質粉質黏土、粉質黏土、粉土和粉細砂。隧道穿越粉土層，滲透系數為5.6×10-5cm/s，屬于弱透水性。相比水土分算，水土合算的荷載最不利，地層彈性抗力系數為19.9 MPa/m。

1.2 計算模型

隧道錯縫拼裝三維有限元模型如圖1所示。采用ABAQUS數值計算軟件，基于荷載-結構法建立三維數值模型，管片襯砌為6面體實體單元，鋼筋和接頭螺栓為梁單元。為消除邊界效應，建立5環管片模型，取第3環管片進行數據分析。

管片錯縫拼裝，環向和縱向管片間設置法向硬接觸和切向摩擦接觸。參考相關文獻，混凝土摩擦因數取為0.4，管片結構與地層之間設置環向和徑向地層彈簧以約束整環運動。

1.3 斜螺栓接頭模擬方法

隧道接頭螺栓性能主要考慮彎曲剛度、軸向拉伸剛度和剪切剛度，梁單元可反映彎曲、拉伸和剪切性能。在三維精細化模型中，采用梁單元嵌入(embedded region)管片實體單元模擬斜螺栓。

梁單元嵌入實體單元模擬斜螺栓如圖2所示。梁單元節點位移由所在實體單元節點位移線性插值獲得，由此可計算梁單元的應力應變。斜螺栓梁劃分為2個單元(梁單元1-2和梁單元2-3)，擁有3個節點(節點1、節點2和節點3)，節點均被嵌入對應的實體單元(單元1、單元2和單元3)； 梁單元1-2模擬斜螺栓固定端，單元2-3模擬斜螺栓的螺帽和螺身。

(a) 整體模型

(b) 螺栓接頭(局部放大)

Fig. 1 Three-dimensional finite element model of staggered jointed shield tunnel lining

圖2 梁單元與實體單元嵌入關系

Fig. 2 Embedding relationship between beam elements and solid elements

梁單元中發揮連接作用的區段為單元2-3，長度為L23。由等效剛度原則，確定梁單元彈性模量E23計算公式為

式中：Es為螺栓彈性模量；E23為梁單元彈性模量。

1.4 參數選取與計算工況

鋼筋及螺栓為理想彈塑性模型，管片為混凝土損傷塑性本構模型。參考GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》，材料參數如表1所示，混凝土塑性損傷本構模型參數如表2所示。

表1 材料參數表

表2 混凝土塑性損傷本構模型參數

水陸交界區段隧道結構運營過程中容易出現泥砂淤積(大范圍堆土)、淤灘或船只擱淺(局部堆土)等現象，引起結構外部荷載增加，如圖3所示。淤積加載(大范圍堆土)： 隧道頂底荷載Q及側向荷載p同步增大，直至結構破壞。淤灘加載(局部堆土)： 隧道僅頂底荷載Q增大，側向荷載p保持不變，直至結構破壞。

(a) 淤積

(b) 淤灘

Q1為頂部土壓力；Qw1為頂部水壓力；Qv為垂直地基反力；p1+pw1為頂部側向水土壓力；p2+pw2為底部側向水土壓力；K為地基彈簧；G為管片自重。

圖3淤積和淤灘加載模式(單位： kPa)

Fig. 3 Loading modes of deposition and beaching (unit： kPa)

1.5 結構極限承載狀態判據

如表3所示。

表3 結構極限狀態判據

2 隧道結構受力損傷規律分析

2.1 設計荷載下結構受力特性

設計荷載為隧道的自然受荷狀態，淤積和淤灘的設計荷載模式相同，粉土層側壓力系數為0.48。設計荷載下結構應力分布如圖4所示。可以看出： 1)隧道水平外擴20.1 mm、頂部下沉6.7 mm、底部隆起15.1 mm； 隧道豎向收斂21.8 mm，直徑變形比遠小于3‰D，結構處于安全狀態。2)隧道底部混凝土達到抗拉強度。混凝土最大拉應力為 2.9 MPa，最大壓應力為-16.72 MPa，位于左腰內側。3)鋼筋最大拉應力為17.05 MPa，位于頂部內側； 鋼筋最大壓應力為-81.97 MPa，位于左腰內側。4)螺栓最大拉應力為29.92 MPa，位于底部接縫處。

蘇通GIL綜合管廊布設的結構健康監測系統正在動態監測過程中，目前數據基本趨于穩定，鋼筋壓應力與螺栓軸力分布如圖5所示。可以看出： 1)腰部鋼筋計最大壓應力為-34.22 kN(約-34.22×103/(12.52×π)=-69.72 MPa)，整環鋼筋應力為-24.76～-69.72 MPa； 2)螺栓軸力計最大值為32.86 kN(約32.86×103/(182×π)=32.29 MPa)，整環螺栓軸力值為0～32.29 MPa。現場實測隧道整體受力分布狀態和計算結果基本一致，鋼筋最大壓應力與數值計算值相差14.9%，螺栓最大拉應力與數值計算值相差8%，整體計算結果吻合較好，一定程度上驗證了計算模型的合理性。

2.2 淤積荷載下結構損傷規律

隧道混凝土率先達到抗拉強度，混凝土三軸抗壓強度應力分布及變形如圖6所示。可以看出： 1)底部達抗拉強度時，直徑變形比為1.88‰D，接縫張開0.17 mm，均符合設計和規范要求； 2)隧道右腰混凝土達單軸抗壓強度-38.5 MPa時，直徑變形比為5.22‰D，超過3‰D的設計要求，接縫張開0.52 mm，符合規范要求； 3)隧道右腰混凝土達三軸抗壓強度值-46.2 MPa時，直徑變形比為6.98‰D，接縫張開0.67 mm，符合規范要求； 4)繼續加載，直至鋼筋和螺栓屈服。

(a) 混凝土應力

(b) 鋼筋應力

(c) 螺栓拉應力

Fig. 4 Structural stress distribution under design load (unit： Pa)

由上分析可知： 大直徑盾構隧道在淤積荷載下，接頭斜螺栓表現良好，螺栓應力和接縫張開均偏小，滿足安全要求。粉土層側向壓力約束下，隧道豎向變形大于水平變形，主要損傷表現為混凝土抗力強度損傷和鋼筋屈服損傷。鋼筋和混凝土應力變化規律如圖7所示。可以看出： 1)腰部鋼筋壓應力大于頂底部壓應力，且增長速率快于頂底部鋼筋壓應力； 2)腰部混凝土壓應力大于頂底部壓應力，增長速率趨于相同。

(a) 鋼筋壓應力

(b) 螺栓軸力

Fig. 5 Distribution of compression stress of rebar and axial force of bolt (unit： MPa)

隧道結構損傷變形規律如表4所示。損傷分5種狀態： 1為設計荷載，隧道頂底部混凝土達抗拉強度，直徑變形比和裂縫均滿足設計要求； 2為直徑變形比達3‰D，接縫張開和裂縫均滿足規范要求； 3為混凝土達單軸抗壓強度，接縫張開和裂縫均滿足規范要求，直徑變形比超過3‰D； 4為混凝土達三軸抗壓強度，接縫張開和裂縫均滿足規范要求，直徑變形比超過2倍的設計要求； 5為鋼筋屈服，左腰鋼筋受壓屈服，接縫張開和裂縫均滿足規范要求，直徑變形比超過3倍的設計要求。

2.3 淤灘荷載下結構損傷規律

隨著加載增大，隧道混凝土率先達到抗壓強度，混凝土三軸抗壓強度應力分布及變形如圖8所示。結構損傷過程如下： 底部混凝土達抗拉強度，直徑變形比為1.88‰D，接縫張開0.17 mm，均符合設計和規范要求；隧道右腰混凝土達單軸抗壓強度-38.5 MPa，直徑變形比為7.41‰D，超過設計要求，接縫張開2.34 mm，超過規范要求； 隧道右腰混凝土達三軸抗壓強度值-46.2 MPa時，直徑變形比為10.1‰D，接縫張開3.58 mm，超過規范要求。繼續加載，直至鋼筋和螺栓屈服。

(a) 豎向位移(單位： m)

(b) 混凝土應力(單位： Pa)

Fig. 6 Stress distribution and deformation of concrete triaxial compressive strength under deposition

(a) 鋼筋應力強度變化規律

(b) 混凝土應力強度變化規律

Fig. 7 Variation laws of stresses of rebar and concrete under deposition

表4 淤積荷載下隧道損傷變形規律

(a) 豎向位移(單位： m)

(b) 混凝土應力(單位： Pa)

Fig. 8 Stress distribution and deformation of concrete triaxial compressive strength under beaching

淤灘加載過程中，接頭斜螺栓應力增加較快，但始終滿足安全要求，主要損傷構件為混凝土和鋼筋。鋼筋和混凝土應力變化規律如圖9所示。可以看出： 1)鋼筋壓應力值和增長速率關系為腰部>頂部>底部； 2)混凝土壓應力值和增長速率關系為腰部>頂部≈底部。

隧道結構損傷變形規律如表5所示。損傷分5種狀態： 1為設計荷載，隧道頂底部混凝土達抗拉強度，直徑變形比和裂縫均滿足設計要求； 2為直徑變形比達3‰D，接縫張開和裂縫均符合設計和規范要求； 3為加載至混凝土達單軸抗壓強度，裂縫0.2 mm，達到設計和規范的控制要求，接縫張開2.34 mm，超出2 mm的規范要求，直徑變形比超過2倍的設計要求； 4為加載至混凝土達三軸抗壓強度，接縫張開和裂縫均超出設計和規范要求，直徑變形比超過3倍的設計要求； 5為加載至鋼筋屈服，腰部鋼筋首先受壓屈服，接縫張開和裂縫均超過設計和規范要求，直徑變形比超過4倍的設計要求。

(a) 鋼筋應力強度變化規律

(b) 混凝土應力強度變化規律

損傷狀態頂部荷載/kPa水平擴張/mm豎向收斂/mm直徑變形比/‰裂縫/mm接縫/mm1(設計荷載)388.1120.121.81.88D0.0080.172(3‰D)479.0432.034.72.99D0.0240.623(單軸抗壓)788.3478.186.07.41D0.192.344(三軸抗壓)965.65105.7117.210.10D0.443.585(鋼筋屈服)1 134.90132.2147.912.75D0.644.70

2.4 淤積和淤灘下結構損傷差異分析

2種工況下，隧道結構損傷差異主要表現為荷載、內力、變形和損傷部位等方面。淤積和淤灘下隧道損傷差異分析如表6所示。

表6 淤積和淤灘下隧道損傷差異分析

由表6可知： 1)淤灘導致的隧道內力、直徑變形比、裂縫、接縫的數值量和增加速率大于淤積； 2)淤積鋼筋壓應力的數量值和增加速率略大于淤灘。因此，不同工況下，隧道結構受荷損傷導致的內力及變形分界點差異明顯，安全控制指標應綜合考慮多種工況的損傷分界點。

3 結構安全控制值與評價方法

淤積和淤灘作用下，隧道結構承載損傷依次為混凝土達抗拉強度、混凝土達單軸抗壓強度、混凝土達三軸抗壓強度和鋼筋屈服。淤積下隧道結構承載損傷分界點如圖10所示。淤灘下隧道結構承載損傷分界點如圖11所示。隧道結構損傷可劃分為4個分界階段：初始狀態至設計荷載①，淤積和淤灘的受荷相同，結構處于安全狀態；設計荷載①至混凝土單軸抗壓強度②，直徑變形比達3‰D時，混凝土達抗拉強度，鋼筋保護層受損；混凝土單軸抗壓強度②至三軸抗壓強度③，淤積工況的裂縫和接縫張開均滿足設計和規范要求，淤灘工況的裂縫和接縫張開分別為0.2 mm和2.23 mm，超過設計和規范要求；混凝土三軸抗壓強度③至鋼筋屈服④，隧道結構強度遠超設計和規范要求。

圖10 淤積下隧道結構承載損傷分界點

Fig. 10 Damage boundary points of tunnel structure under deposition

圖11 淤灘下隧道結構承載損傷分界點

Fig. 11 Damage boundary points of tunnel structure under beaching

淤積和淤灘的安全評價應滿足： 結構應力狀態S<抗力設計值R、裂縫<0.2 mm、接縫張開<2 mm。淤積和淤灘的分級標準如表7所示。

表7粉土層隧道結構安全等級劃分標準

Table 7 Standards for safety evaluation of tunnel structure in silt stratum

評價等級淤積淤灘Ⅰ<直徑變形比3‰D<設計荷載①Ⅱ≤混凝土單軸抗壓強度②≤直徑變形比3‰DⅢ<混凝土三軸抗壓強度③<混凝土單軸抗壓強度②Ⅳ≥混凝土三軸抗壓強度③≥混凝土單軸抗壓強度②

以結構損傷狀態、設計使用要求和規范控制值作為安全等級劃分標準，可提取各標準下結構內力變形作為安全分級控制值，包括鋼筋應力、接縫張開、螺栓軸力、裂縫和直徑變形比等。蘇通GIL管廊隧道為2層箱板結構，電力設備多，狹窄視野嚴重影響直徑變形比觀測，取鋼筋應力、接縫張開和螺栓軸力為安全分級控制值。淤積和淤灘下結構內力變形值如表8所示。

表8 淤積和淤灘下結構內力變形值

安全分級控制值的最不利原則： 根據各工況的內力變形計算值，假設淤積和淤灘確定的結構安全分級控制值分別為Sj和St，在Sj內，淤灘的狀態等級≤淤積的狀態等級，取淤積Sj為分級標準控制值，否則取淤灘St作為分級標準控制值。根據最不利原則，隧道結構安全分級控制值如表9所示。

表9粉土層隧道結構安全分級控制值

Table 9 Control values of safety grading of tunnel structure in silt stratum

評價等級鋼筋應力/MPa螺栓軸力/MPa接縫/mmⅠ-80≤SR≤15080 SF>280 SJ>2

注：SR為鋼筋應力；SF為螺栓軸力；SJ為接縫。

4 結論與討論

1)荷載-結構法三維精細化模型的鋼筋應力和螺栓軸力計算值與隧道健康監測值基本一致，說明三維精細化模型合理可靠，梁單元嵌入(embedded region)方法模擬斜螺栓正確有效，損傷過程分析中能有效預測隧道結構安全狀態。

2)泥砂淤積作用下，隧道損傷次序為混凝土達抗拉強度、混凝土達抗壓強度和鋼筋屈服，相應直徑變形比依次為1.88‰D、6.98‰D和9.81‰D；淤灘作用下，隧道損傷次序為混凝土達抗拉強度、混凝土達抗壓強度和鋼筋屈服，相應直徑變形比依次為1.88‰D、10.1‰D和12.75‰D。淤灘導致的直徑變形比1.3～1.5倍于淤積，計算數據基本符合工程經驗。

3)淤積作用下，結構的接縫、裂縫和鋼筋拉應力演化分別為0.008～0.074 mm、0.17～0.98 mm和8～145 MPa； 淤灘作用下，結構的接縫、裂縫和鋼筋拉應力演化分別為0.008～0.64 mm、0.17～4.7 mm和8～400 MPa；淤灘導致結構的接縫、裂縫和鋼筋拉應力的數值量和增加速率遠大于淤積。淤積和淤灘的鋼筋壓應力演化分別為-53～-400 MPa和-53～-371 MPa，淤積導致的鋼筋壓應力的數量值和增加速率略大于淤灘。

4)依據研究結論與工程經驗，選取鋼筋應力、螺栓軸力和接縫張開為結構安全控制指標，參照最不利原則，構建了粉土層隧道結構安全4級評價標準：Ⅰ級標準為設計荷載狀態，結構安全；Ⅱ級標準為直徑變形比達3‰D設計要求，混凝土達單軸抗壓強度，結構基本滿足設計和抗力強度要求，需密切關注；Ⅲ級標準為直徑變形比超過設計要求，裂縫接近規范控制值，混凝土達三軸抗抗強度，結構不滿足設計使用要求，應檢查修復；Ⅳ級標準為超過Ⅲ級安全控制值的狀態，隧道存在安全風險，考慮控制現場情況，制定專項加固方案。

5)本文僅針對粉土層特定直徑的隧道進行結構受力演化分析及對隧道進行安全評價，后續工作中將分析隧道直徑對隧道結構受力與安全控制指標的影響，并結合工程后期的原型試驗研究成果，提出蘇通GIL綜合管廊工程隧道結構安全評價方法。