高內壓作用下疊合式襯砌結構性能分析

呂 犇

(中冶沈勘工程技術有限公司，遼寧 沈陽 110000)

近年來，隨著我國經濟的飛速發展，水資源不平衡問題愈加突出，嚴重制約大城市的發展。為解決水資源不平衡的問題，輸水隧洞工程被大力修建，成為各城市水資源調配的傳送樞紐。盾構法因適用范圍廣、影響小等優點，已逐漸成為修建輸水隧洞的首選。

眾多學者針對盾構隧洞修建中襯砌結構性能問題開展了一系列的研究，并取得了豐碩了成果。陽軍生等[1]、梁敏飛等[2]以盾構隧道為研究對象，通過有限元軟件建立了雙層襯砌-地層的三維模型，評估了施工過程中管片的穩定性和安全性。畢湘利等[3]通過建立等比例通縫拼裝盾構隧道模型，研究了外力作用下襯砌結構體系的極限承載力。晏啟祥等[4]通過數值模擬軟件，建立了外壓作用下盾構隧道三維模型，獲得了水壓作用下雙層襯砌結構的環向應變、張開量、內力等指標，并系統研究了不同水壓對襯砌結構性能的影響。張弢等[5]基于某采用鋼筋混凝土內襯的盾構隧道工程，通過ABAQUS有限元軟件建立三維數值模型，分析了輸水隧洞施工過程中管片的性能變化，以此評估盾構掘進過程中襯砌結構的安全性。某輸水隧洞采用墊層預應力復合襯砌結構，曹生榮等[6]以此為研究對象，分析了盾構掘進過程中襯砌結構的承載特性。

本文以某三層疊合襯砌輸水隧洞工程為研究對象，開展了內壓作用下襯砌管片的模型試驗，分析了內壓變化對外襯管片的影響規律，主要給出了環向應變、接頭張開量和內力3個指標。

1 試驗方案

1.1 試驗構件

本文以某輸水隧洞工程為研究對象，三層疊合襯砌主要包含鋼筋混凝土外襯、鋼管內襯和自密實混凝土填充層，構件橫斷面如圖1所示。

圖1 構件橫斷面圖(單位：mm)

外襯管片采用C55等級的混凝土，厚度30cm，內外徑分別為5.4和6m，單環管片寬度為1.5m。每環管片由封頂板、鄰接塊和標準塊組成。鋼管內襯厚度為1.4cm，內徑為4.8m，有Q345鋼材制成。自密實混凝土填充層采用C30混凝土制成。

1.2 加載方案

本試驗采用臥式加載，該系統包含內壓加載和外壓加載2個部分，分別可以模擬輸水隧洞承受的內水壓力和外水壓力。加載過程分為3個階段：第一階段(內壓為0，外壓正常加載)、第二階段(內壓循環加載，外壓正常加載)、第三階段(內壓加載到峰值，外壓卸載)。加載過程如圖2所示。

第一階段：控制P1從0kN增加到800kN，加載步為100kN一級，隨后卸載至0kN，卸載步為200kN一級。保持P2、P3和P4等比例變化。

第二階段：保持P1不變，設置3輪加載梯度分別為0.2、0.4、0.8MPa的循環加載。

第三階段：保持0.8MPa的囊體壓力不變，逐步加載以至等效內壓差為1.025MPa。

2 數值結果分析

2.1 環向應變

隧洞襯砌管片環向應變隨內壓的變化(拉應變為正數，壓應變為負數)如圖3所示。

已有研究表明，當混凝土等級為C55時，其最大拉應變為+112με，最大壓應變為-1725με，此時混凝土發生宏觀裂縫所對應的拉應變為+1232με。由圖2可知，當內壓從0MPa增加到0.4MPa時(即加載的第二階段)，內壓作用下管片環向應變與空載情況下分布規律基本一致，管片應變總體呈壓應變，在管片左肩位置壓應變較大；當內壓剛好增加至0.4MPa時，在管片左肩約300°位置出現壓應變極值，極值約為-407με，較空載工況有減小，在管片拱腰約70°位置出現壓拉變極值，極值約為+106με。可見管片應變均未超過其最大拉應變，管片仍為彈性狀態。當內壓從0.6MPa增加到0.8MPa時，管片出現顯著的徑向膨脹，在管片左肩位置應變曲線出現向黑色圓外回縮的現象，在拱底部位的管片應變隨內壓的增大而增大，且均勻。當內壓為0.6MP時，在管片拱頂約330°的位置拉應變出現極值，約為+207με，為混凝土極限拉應變的1.85倍，可見管片外表面已發生開裂，裂縫較小；當內壓增至0.8MP時，同樣在管片拱頂約330°的位置拉應變出現極值，約為+219με，管片應變隨內壓的增大而增大。

當進行試驗加載的第三階段(維持內壓為0.8MPa，采用逐級卸載以達到等效內壓)、等效內壓為0.86MPa時，管片發生更為明顯的徑向膨脹，管片左肩位置由受壓狀態轉為受拉狀態，管片總體處于受拉狀態。管片拉應變隨著內壓的增大持續增大，當內壓達到試驗設計峰值1.025MPa時，管片在左半部分約200°處環向拉應變達到峰值，約為+345με。在整個加壓過程中，襯砌管片沒有發生宏觀裂縫現象。

2.2 接縫張開量

中間環管片接頭內張開量隨內壓的變化曲線(內側張開定義為正數，內側閉合定義為負數)如圖4所示。

由圖4可以看出，當內壓從0MPa增加到0.4MPa時(即加載的第二階段)，不同接縫處的張開量變化不明顯，管片沒有呈現明顯的張開狀態；當內壓從0.6MPa增加到0.8MPa時，B1-B2(左趾233°)及L2-F(右腰82.5°)的接頭張開量顯著增加；當內壓增加至0.8MPa時，B1-B2的接頭張開量為1.13mm，L2-F的接頭張開量為0.285mm。進一步觀察可知，接頭張開量在內壓上升和下降2個階段呈現不對稱性，在內壓下降階段，管片接縫變形回彈呈現出一定的滯后性，這是由于中襯開裂后，襯砌管片總體處于彈塑性階段，管片接縫變形回彈能力削弱。后2次加卸載過程中的接頭張開量峰值比第一次加卸載的接頭張開量峰值小。在進行試驗加載的第三階段，隨著內壓的增大，管片接頭張開量持續變大，各接頭都處于張開狀態；當等效內壓增大至0.995MPa時，B1-B2處接頭張開量達到峰值，約為1.247mm，約占規定限值的62%；當等效內壓繼續增大至1.025MPa時，L2-F處接頭張開量達到峰值，約為0.935mm，約占規定限值的47%(《盾構法隧道施工及驗收規范》中規定襯砌管片張開量限值為2mm)。

圖2 加載過程

圖3 隧洞襯砌管片環向應變隨內壓的變化

2.3 管片內力

基于周順華等[7]提出的改進算法，對管片跨中鋼筋計的監測數據進行處理得到管片不同截面的軸力與彎矩。加載第二階段管片環向彎矩和軸力如圖5所示。

加載第三階段管片環向彎矩和軸力如圖6所示。

由圖5—6中可以看出，當內壓從0MPa增加到0.4MPa時(即加載的第二階段)，襯砌管片在右趾及拱底位置的彎矩慢慢從負彎矩變成正彎矩，內壓對其余部位彎矩無顯著影響。當內壓增加到0.6MPa時，管片彎矩顯著變化，管片更多部位彎矩轉為正值，尤其是左肩、左趾、拱頂和拱底位置；當內壓繼續增加到0.8MPa時，這種變化規律更加明顯。管片全截面軸力隨著內壓的增大由壓力轉變為拉力，尤其是拱頂和拱底。當內壓為0.8MPa時，除拱頂部位，管片其他部位都從壓力轉為拉力，拉力峰值發生在管片拱底位置。

圖4 中間環管片接頭內張開量隨內壓的變化曲線

圖5 加載第二階段管片環向彎矩和軸力

圖6 加載第三階段管片環向彎矩和軸力

管片主截面彎矩和軸力隨內壓的變化曲線(內側受拉為正彎矩，外側受拉為負彎矩；拉力為正軸力，壓力為負軸力)如圖7所示。

由圖7可以看出，在加載的第二階段，當內壓增加到0.6MPa時，管片整體的軸力和彎矩顯著增大；當內壓繼續增加到0.8MPa時，在管片拱底位置正彎矩達到峰值，約為+117kN·m，在管片左腰位置負彎矩達到峰值，約為-33kN·m；在管片拱底位置拉力達到峰值，約為+627kN，在管片拱頂位置壓力達到峰值，約為-246kN。

圖7 管片主截面彎矩和軸力隨內壓的變化曲線

從前文分析可知，當內壓增加到0.6MPa時，管片外表面發生了細微的開裂現象，管片接頭量也顯著增大，從而可定義0.6MPa內壓為該疊合襯砌結構的臨界內壓，當內壓超過0.6MPa后，管片襯砌結構整體處于彈塑性狀態。

3 結論

對三層疊合襯砌輸水隧洞開展了內壓作用下襯砌管片的模型試驗，分析內壓變化對外襯管片的影響，得到以下結論。

(1)在內水壓力作用下，外襯管片環向應變變化顯著，管片外表面發生了細微的開裂現象，試件右半部分螺栓加強了中襯和內襯的連接作用，管片右半部分環向應變呈一定的波動性。

(2)接頭張開量在內壓上升和下降2個階段呈現不對稱性，在內壓下降階段，管片接縫變形回彈呈現出一定的滯后性，管片各接頭張開量均未超過規范限值。

(3)0.6MPa內壓為該疊合襯砌結構的臨界內壓，當內壓超過0.6MPa后，管片襯砌結構整體處于彈塑性狀態。