大縱坡隧道復合式隧道掘進機掘進推力對管片結構的力學響應分析

鄧尤東, 李 桂, 劉 湛, 張博陽, 曾憲坤,5, 于廣明*

(1.中國建筑第五工程局有限公司,長沙 410004；2.中建隧道建設有限公司,重慶 401320；3.青島理工大學土木工程學院,青島 266033；4.山東省高等學校藍色經濟區工程建設與安全協同創新中心,青島266033；5.青島高科建筑工程咨詢有限公司, 青島 266033)

由于城市軌道交通線路的規劃和地層條件的限制,在某些地鐵線路特殊區段需要設置坡度大于3%的大縱坡隧道[1]。針對大縱坡隧道施工問題,有學者做了研究。杜立杰[2]綜述了不同類型的全斷面巖石隧道掘進機(tunnel boring machine, TBM)在大坡度隧道下坡掘進工程中的應用進展。張志剛等[3]對水下隧道最大縱坡取值的合理性進行了科學論證。李鐵成等[4]探究了長距離大坡度礦井隧道雙模式TBM的主要功能設計和選型配置。胡小強[5]采用有限元法,研究了不同縱坡值條件下,土體水平、豎向方向的變形規律。楊建喜等[6]設計了大坡度TBM雙隧道仰拱襯砌同步施工的臺車。陳鵬[7]對富水軟土地層大直徑泥水盾構大坡度始發進行了技術優化。管會生等[8]分析了煤礦斜井埋深隧道的坡度對雙模式盾構刀盤驅動扭矩的影響。謝遠堃[9]分析了引起軟土層大坡度盾構隧道管片破損和上浮的原因。王俊[10]、彭輝等[11]從設計角度論述了復合式TBM在重慶地區最大地層縱坡為5%的適應性。但上述研究較少涉及大縱坡隧道TBM不均勻千斤頂推力對管片結構的影響,尤其是千斤頂推力的合力并非與管片截面形心重合時,盾尾局部管片出現錯臺、上浮甚至結構失穩等實際問題值得探討。

為此,以重慶軌道交通9號線劉家臺始發井—鯉魚池站區間復合式TBM隧道施工為背景,針對施工階段管片結構進行數值模擬,重點討論大縱坡隧道施工時,管片結構在TBM不均勻千斤頂推力作用下的力學響應,以期對大縱坡TBM隧道管片設計和施工提供理論依據。

1 工程概況

重慶軌道交通9號線1期工程劉家臺始發井—鯉魚池站區間為雙線雙洞,右線長度為452.125 m,左線長度為388.656 m,區間縱坡坡度為2%～4%,采用復合式TBM施工。區間上部覆蓋層為填土、粉質黏土,下部基巖為中厚層砂質泥巖夾砂巖。重點分析典型地質剖面和隧道橫斷面,如圖1所示,上坡坡度為3.9%,隧道圍巖為中風化砂巖,基本級別為Ⅳ級,砂巖透水性相對較高,為基巖裂隙水的主要含水層。

圖1 典型地質剖面及隧道橫斷面地層Fig. 1 Calculation of geological profiles and six typical cross sections of the section

隧道橫斷面為單心圓斷面,采用鋼筋混凝土管片襯砌,混凝土等級為C50,每環管片外徑為6.6 m,內徑為5.9 m,厚度為0.35 m,長度為1.5 m。如圖2所示,管片分塊采用6塊方案,即1環管片由1個封頂塊(記為F,圓心角為15°)、3個標準塊(分別記為B1、B2和B3,圓心角均為72°)及2個鄰接塊(分別記為L1和L2,圓心角均為64.5°)。環向和縱向螺栓均采用6.8級M27型彎螺栓。復合式TBM的推進油缸數量為30根,每根設計推力為1 454 kN,最大推力為3 166 kN,千斤頂總推力為43 620 kN。采用分區操作復合式TBM推進油缸的方式來控制復合式TBM的掘進方向。

圖2 管片分塊示意圖Fig. 2 Diagram of pipe block

2 計算模型及參數

2.1 管片模型

采用有限元軟件Midas GTS NX進行模擬計算,采用基于荷載-結構法的縱向梁-彈簧模型[12]構建隧道管片結構,模型示意圖如圖3所示,縱向計算長度選用32環(共48 m),相鄰管片環間采用錯縫拼接方式,錯縫角度為18°。取坐標原點處第1環管片所在平面為自由端,第32環管片的自由度取為零。將千斤頂推力等效為均勻分布的線荷載,加載到盾尾首環管片形心軸線上。將環內螺栓模擬作環內彈簧并通過兩根環間彈簧固定在緊鄰管片環片上的對應位置,以模擬相鄰管片在錯縫搭接處的應力集中效應。采用線彈性直梁單元模擬鋼筋混凝土管片,采用6剛度的彈性連接模擬環間螺栓和環內螺栓,其中彈性剛度的取值參照文獻[12]選取經驗值,結構計算采用非線性計算,同時采用曲面彈簧模擬地層與管片間的抗力效應,即用一定剛度的彈簧(只受壓)模擬因地層對結構變形約束作用產生的形變壓力,管片結構模型中包含4 064個梁單元、3 937根環間彈簧以及192個環內彈簧。

圖3 計算模型示意圖Fig. 3 Schematic diagram of segment structure model

2.2 計算參數

因TBM隧道施工采用管片作為襯砌,環內、環間螺栓的存在降低了管片結構的整體強度與剛度,因此,在原管片結構物理參數的基礎上乘以系數0.7進行折減。巖土層及管片的物理力學參數如表1所示。

2.3 荷載模式

計算模型采用的荷載結構體系如圖4所示,其中,管片所受的圍巖壓力為pe,并分為上覆圍巖均布壓力pe1以及水平圍巖均布壓力pe2,管片所受的水壓力為pw,管片結構自身質量為W,管片所受浮力為Fw。

表1 巖土層及管片的物理力學參數

圖4 荷載結構體系示意圖Fig. 4 Schematic diagram of load structure system

將大縱坡TBM隧道的管片結構所受的上覆圍巖壓力考慮為作用在隧道頂部的均布荷載。豎向松弛圍巖壓力pe1取為200 kN/m2。

大縱坡TBM隧道的管片結構模型所受的水平圍巖壓力是作用在管片兩側的線性分布荷載,其大小通過垂直方向的圍巖壓力乘以側向巖土壓力系數來確定,即將pe1視作施加在隧道頂部水平面上的上部荷載,加上與深度(以隧道頂點為基點)成正比的巖土體自重作為垂直荷載來計算水平圍巖壓力,其公式為

(1)

式(1)中:λ為側向巖土壓力系數;γi為上覆第i層巖土體的重度；hi為上覆第i層巖土體的厚度。

管片結構在沿縱向的任一橫斷面上,其所受的豎向圍巖壓力是相同的,其上的側向圍巖壓力取值均可對圖1中的6個典型橫斷面的計算結果進行插值計算得到,具體計算結果如表2所示,其中砂巖側向土壓力系數取0.45[12]。

作用在管片結構上水壓力的分布形狀及其大小與土壓力一樣,分別按照垂直方向和水平方向施加,采用靜水壓力計算[13],具體公式為

表2 典型橫斷面的圍巖壓力計算結果

(2)

式(2)中:pw1為管片結構頂部所受的水壓力；pw2為管片結構底部所受的水壓力；Fw為管片結構所受的浮力；pw為水的重度,kN/m-3；h1為隧道頂部至水位線的垂直距離,m；D0為隧道外徑,m；p0為大氣壓強,kN/m2。

2.4 工況設置

大縱坡隧道TBM施工時,由于前部前盾較重,具有向前方傾斜的趨勢,所以上坡度推進時,往往加大下半部TBM千斤頂的推進能力,千斤頂推力的差異性會造成管片端部混凝土的不均勻壓縮變形,形成較大的縱向不平衡力矩。設千斤頂推力沿管片結構的縱向以梁單元荷載形式均勻作用在盾尾管片端面的型心曲線上,并假定在千斤頂總推力FD不變的情況下,按照下部推力大于上部推力的原則,對6塊不同圓心角的管片按圓心角的大小進行分區并分配千斤頂推力,計算工況如表4所示,其中F1為封頂塊F的推力,F2為鄰接塊L1、L2的推力,F3為標準塊B1、B3的推力,F4為標準塊B2的推力。

3 計算結果分析

3.1 縱向位移

管片結構的縱向位移云圖如圖5所示,可以看出,大縱坡隧道TBM時將不均勻的千斤頂推力作用在盾尾區首環管片的端面上時,盾尾管片結構將會產生明顯的錯動現象。總體來說,在距盾尾首環管片約4～5環內的管片結構上錯動現象較為明顯,且工況中各個首環管片端面上的上下錯動量介于1～7 mm。根據工況2和工況3,若盾尾首環管片的3個標準塊上的千斤頂推力相應增減1倍,即B1、B3塊上的千斤頂總推力增加1倍、同時B2塊上的千斤頂總推力減小50%時,首環管片的上下錯動量將會減小54.2%；再者,由工況4和工況8可見,當盾尾首環管片所受的千斤頂推力較均勻時,若將封頂塊F上的千斤頂總推力取為零,這時管片結構的上下錯動量變化是極小的,可忽略不計。

管片結構的縱向錯動量與盾尾環上的千斤頂推力F4/(F1+F2+F3)的比值、管片距離盾尾的距離有較大關系。當F4/(F1+F2+F3)>2.30時F塊與B2塊將會出現反向錯動現象,表明當縱向頂推力合力的偏心距較大時,盾尾管片橫斷面上的附加彎矩作用明顯,會使得盾尾區域內相鄰環片于接縫上側的環間螺栓處出現拉應力,這對抗拉強度較弱的混凝土是十分不利的,并且由工況2、5、6、7可知，上下反向錯動量會隨著比值(千斤頂合力偏心距)的增大而不斷增加。

管片結構的縱向錯動量將會隨著管片距盾尾距離的增大而逐漸減小。當盾尾首環管片上各區域間的千斤頂推力差值過大時,縱向錯動量的衰減較慢,約在距盾尾20～25環時縱縫錯動才能基本消失。與此相反,當盾尾首環管片上的千斤頂推力分布均勻時,管片結構的縱向錯動量衰減較快,約在距盾尾4～5環左右處錯動量便可降至1 mm以下,此處斷面上的管片環全斷面受壓且不會出現反向錯動現象。

3.2 縱向剪切應力分析

管片結構縱向剪切應力云圖如圖6所示,可以看出,復合式TBM差值較大的不均勻千斤頂推力作用在盾尾首環管片的端面上時,該管片環將會在兩側千斤頂推力差值最大的環內螺栓處產生較大的縱向剪切效應,在該縱向剪切效應和縱縫應力集中效應的耦合作用下,緊鄰盾尾環的相鄰管片環會在其相應位置處發生剪切破壞。根據工況2和工況3,當盾尾首環管片的3個標準塊上的千斤頂推力相應增減1倍,即B1、B3塊上的千斤頂總推力增加1倍同時B2塊上的千斤頂總推力減小50%時,盾尾區管片結構上的最大縱向剪切應力將會減小60.91%。由工況4和工況8可見,當盾尾區首環管片所受的千斤頂推力較均勻時,若將封頂塊上的千斤頂總推力取為零,則管片結構上的最大縱向剪切應力將會增加21.544%。

表3 典型橫斷面的水壓力及浮力計算結果

表4 不均勻千斤頂推力計算工況

上述各工況中,最大的剪應力為3 211.22 kN/m2,這足以使得強度等級為C50的混凝土管片發生剪切破壞[14]。因此盾尾環上相鄰管片的千斤頂推力差值過大對管片結構是極其不利的。

管片結構上的最大剪切應力與螺栓兩側千斤頂推力的差值、管片距離盾尾的間距有較大關系。當環內螺栓兩側千斤頂差值≥22 000 kN時管片結構上的剪切應力即達到C50管片的抗剪極限。其中,若盾尾管片環上的千斤頂推力差值過大,則在距盾尾環2～3環內的管片環上縱向剪切效應最為明顯,管片環上的縱向切應力將隨距盾尾間距的增加而逐漸衰減,雖然在緊鄰盾尾環的次環管片上剪切應力會因應力集中效應略有增加,但距盾尾環2環以后管片結構所受的縱向剪切應力將會迅速減小,其中距盾尾2～3環內剪切應力的衰減幅度最大,約占總衰減量的60%以上,其次在距離盾尾5環后衰減幅度以極小值趨于穩定,并且在距盾尾環20～25環左右處的管片結構所受的剪切效應微乎其微對其不具威脅故可以忽略其影響。相反,盾尾環上千斤頂推力越均勻,剪切效應的影響范圍越小，并且剪切應力分布較均勻,均勻的千斤頂推力僅會在盾尾的首環管片上產生較大剪切效應并且不足以導致管片剪壞,管片環上的縱向切應力將隨距盾尾間距的增加而逐漸衰減,其中距盾尾2～3環內剪切應力的衰減幅度最大,約占總衰減量的80%以上。

3.3 軸向扭轉應力

管片結構的軸向扭轉應力計算云圖如圖7所示,可以看出,TBM在大縱坡段施工,當盾尾首環管片的端面上承受不均勻的千斤頂作用力時,管片結構將會在不均勻的千斤頂推力以及其周圍地層荷載的耦合作用下產生不均勻的軸向扭轉應力,并且,就上述各工況而言管片結構所承受的最大扭轉應力為2 405.17 kN/m2,其出現在推力差值最大的環內螺栓處,是地層荷載、千斤頂頂推力差與縱縫應力集中效應相耦合的結果。依工況2和工況3可知,當盾尾首環管片的3個標準塊上的千斤頂推力相應各增、減1倍,即B1、B3塊上的千斤頂總推力增加1倍同時B2塊上的千斤頂總推力減小50%時,盾尾區管片結構上的最大軸向扭轉應力將會減小91.23%。由工況4和工況8可見,當盾尾區首環管片所受的千斤頂推力較均勻時,若將封頂塊上的千斤頂總推力取為零,這時管片結構上的最大軸向扭轉應力將會增加38.637%。管片結構所承受的扭轉應力的大小及分布與盾尾首環管片上各區塊間的單位千斤頂推力差值、管片環距離盾尾的距離有較大關系。總體來說,當盾尾首環管片上相鄰區塊間的單位千斤頂推力差值過大時,在距盾尾7～8環內管片環上的軸向扭轉效應最為明顯且扭轉應力也較大。管片環上的軸向扭轉應力將隨距盾尾間距的增加而逐漸衰減,距盾尾4環以后軸向扭轉應力迅速減小,在距盾尾20～25環左右處管片環的軸向扭轉效應微乎其微,對管片結構不具威脅,故可以忽略其影響。

盾尾首環管片上的單位千斤頂推力分布越均勻,則整個管片結構上所產生的最大軸向扭轉應力越小。均勻的千斤頂推力僅會在距離盾尾3～4環內產生較大扭轉應力并且不足以導致管片破壞。距離盾尾5環后扭轉效應的影響迅速衰減。

4 不均勻千斤頂推力的控制措施

綜上所述,為調向大縱坡隧道TBM所產生的不均勻千斤頂推力對既有管片結構產生的不利影響,尋求能夠控制TBM施工掘進推力的有效措施就顯得具有重要意義。為規范復合式TBM在大縱坡隧道的掘進推力,給出以下措施。

(1)在總掘進推力為定值的前提下盡量減少千斤頂油缸的分區數量,分區數量控制在4～5為宜,盡量不要讓環內螺栓處于兩個不同的千斤頂推力區域塊之間。最優的方案應該是讓所有環內螺栓的縱向接縫都處在某一千斤頂推力區塊的內部,并且盡量不要使單一區域內千斤頂的推力過大,以免使緊鄰盾尾首環管片的第2環管片,在首環管片的環內螺栓所對應的縱向接縫處產生明顯的應力集中效應。

(2)保持總掘進推力為定值并盡量使管片結構上的千斤頂推力更均勻的分布。首先,在保持千斤頂推力分布均勻的前提下應避免使某一區塊上的千斤頂總推力為零,從而防止管片結構在該區塊的分區交界處出現明顯的應力集中；其次,如若進行調向而千斤頂推力必須要進行調整時,相鄰千斤頂區域塊上的單位千斤頂推力差應控制在較小范圍內,就上坡施工而言,應該盡量使不同區域塊上的油缸總推力從下至上按照一個較小的梯度進行衰減。針對上述工況,即需要使各千斤頂推力區塊上的單位千斤頂推力按小梯度進行遞減,遞減梯度盡量控制在1.1～2.8,從而避免管片上下反向錯動或局部壓碎現象的出現。

(3)在距盾尾首環管片4～5環范圍內的不均勻千斤頂推力會對既有管片結構產生明顯影響,因而施工過程中,應實時監控既有管片結構前5環的位移和受力狀態,當有不良質量問題(如管片結構滲水、管片局部破裂和環間錯臺等)出現時,應及時對千斤頂推力進行調整,如若問題仍未解決,則應在保證經濟實用的前提下對管片結構采取增加環間接頭螺栓數量、改變管片材料性質等措施。

5 結論

通過大縱坡TBM隧道數值模擬研究,對施工階段的管片力學效應分析,得到以下結論。

(1)大縱坡隧道TBM反作用于既有管片結構的不均勻千斤頂推力,將會對既有管片結構產生明顯的附加作用力,主要體現在過大的偏心千斤頂推力在盾尾管片結構上產生的縱向的反向錯動、縱向剪切應力的局部集中、軸向扭轉應力的局部集中效應。

(2)附加彎矩所產生的反向錯動現象可能會使管片結構在環間螺栓接頭面出現混凝土管片局部拉裂、滲水等質量問題。管片結構反向錯動現象中上側的位移量相較于下側的位移量是極小的。再者,不均勻的千斤頂推力在盾尾管片上所產生的縱向剪切應力的局部集中效應則更為危險。因為既有管片結構,會在不均勻千斤頂推力的作用下產生較大的縱向剪切應力,這會導致盾尾首環管片在應力集中處發生剪切破壞,而且局部區域內過大的千斤頂推力會在首環管片的環內螺栓處形成應力集中效應,該效應會使次環管片在相應位置處產生更大的縱向剪切應力,因而極易使管片結構在施工過程中出現局部碎裂等質量問題。

(3)反向錯動、應力集中現象與各千斤頂推力區塊上的總推力及其對應的面積關系最大。當盾尾管片環上各區域間的單位千斤頂推力按照一個小的遞減梯度遞減時,軸向扭轉應力的衰減量要遠大于縱向剪切應力的衰減量,縱向剪切應力的衰減量略大于反向錯動量的衰減量。所以,可以通過調整各分區區塊上的千斤頂推力,將管片結構的軸向扭轉應力控制在較小值,既能有效控制其縱向剪切破壞的發生,又可以避免其反向錯動現象的出現。

(4)在千斤頂推力分布均勻的前提下,如若某一區塊上的千斤頂總推力為零,則管片結構會在該區塊的邊界處出現明顯的應力突增現象。大縱坡隧道管片結構在復合式TBM千斤頂推力分布較均勻的前提下,若令盾尾首環管片中封頂塊上的千斤頂推力為零,則這時管片結構上的反向錯動量沒有明顯變化,但管片結構上的最大縱向剪切應力和最大軸向扭轉應力卻均會有所增加,且最大軸向扭轉應力的增加量略大于最大縱向剪切應力的增加量。