雙護盾隧道掘進機施工試驗段隧道結構力學性能研究*

韓 超 張 柯 李春華

(1.河南建筑職業技術學院土木工程系, 450064, 鄭州； 2.中國科學院武漢巖土所, 430071, 武漢；3.中鐵隧道局集團有限公司, 511458, 廣州∥第一作者， 講師)

目前，不同地質條件下城市軌道交通項目隧道工程的結構力學性能尚不能完全統一，管片結構力學機制尚不夠清晰。針對管片結構力學性能的研究主要通過理論與試驗的方法開展，例如：文獻[1]分別通過建立有限元三維數值模型，結合施工工序、注漿材料與管片接頭特性研究管片受力特征；文獻[2]針對地鐵工程，通過現場測試研究管片外圍壓力和管片應力的變化規律。在針對水下工程隧道結構的研究上，文獻[3-5]研究了管片在生命周期內的結構力學特性。此外，文獻[6-7]僅針對軟巖地層大直徑隧道工程開展了研究，分析研究了管片結構內力的變化特征。

以上研究大多依托盾構隧道工程，而對于雙護盾TBM(隧道掘進機)施工的隧道管片結構力學性能研究甚少。為此，本文依托深圳地鐵6號線梅林關站—翰林站區間隧道工程開展管片結構力學性能研究，以期為城市軌道交通工程的設計與施工提供參考。

1 工程概況

深圳地鐵6號線二期工程北起深圳北站，南至科學館站，線路全長約11.8 km。梅林關站—翰林站隧道區間工程沿線穿越南坪快速路、東江供水干線隧道、廈深鐵路、新彩隧道等，全長約2 312 m，其中，雙護盾TBM施工段長度為1 965 m。如圖1所示,該隧道工程的最大埋深為137 m，上覆人工填土、殘積土及粉質黏土，下伏全風化至中風化花崗巖，隧道圍巖等級為Ⅱ—Ⅴ級，平均飽和單軸抗壓強度為180 MPa。雙護盾TBM施工段連續掘進距離長，沿途有局部破碎帶、軟弱地層等不良地質。

圖1 梅林關站到翰林站隧道區間地質剖面圖Fig.1 Geological profile of tunnel interval from Meilinguan Station to Hanlin Station

2 現場試驗

2.1 試驗方案設計

如圖2所示，該隧道的管片外徑為6.2 m，厚度為0.4 m，寬度為1.5 m。每環管片由3個標準塊(A1、A2、A3)、2個鄰接塊(B、C)和1個楔形塊(K)組成，拼裝時采用彎螺栓連接，管片背后采用豆礫石注漿回填。

圖2 隧道管片監測儀器布置圖Fig.2 Layout of tunnel segment monitoring instrument

本文選取在埋深62 m 處的隧道斷面進行測試，該斷面位于微風化花崗巖地層。將監測儀器分別安裝在隧道斷面上下左右對稱的位置，即在拱頂處設1#測點、拱底處設2#測點、左邊墻設3#測點、右邊墻設4#測點。在每塊管片的外側安裝1個土壓力計，在內外側各安裝1個鋼筋應力計和1個混凝土應變計。管片澆筑混凝土前，將監測儀器綁扎或焊接固定在鋼筋籠上，現場施工實景如圖3所示。

a) 土壓力計

2.2 監測儀器設備

本文選用的監測儀器如表1所示。采用多通道振弦式采集儀進行長期跟蹤，以讀取并記錄數據。

表1 監測儀器及其參數Tab.1 Monitoring instrument and its parameters

3 試驗結果及分析

3.1 圍巖壓力

圖4為圍巖壓力隨時間變化曲線。受管片注漿壓力的影響，圍巖壓力主要經歷了下部注漿、上部注漿、緩慢變化、趨于穩定4個變化階段。由圖4可知，圍巖壓力在變化階段的最大值為73.47 kPa，位于隧道拱頂處；變形穩定后的最大值為50.41 kPa。在整個變化過程中，圍巖壓力較小，巖石地層隧道環外壓力主要為充填注漿引起的壓力。

圖4 圍巖壓力隨時間變化曲線Fig.4 Curve of surrounding rock radial pressure changing with time

從圖5的圍巖壓力分布圖可以看出，不同測點處圍巖壓力的變化情況不同，1#測點和2#測點處圍巖壓力較大，3#測點和4#測點處的圍巖壓力則相對較小，圍巖壓力整體表現為上下大、左右小的“鴨蛋”形。

單位：kPa圖5 圍巖壓力分布圖Fig.5 Radial pressure distribution

3.2 管片結構內力

沿管片圓環切線方向取1個計算單元，建立矩形單元力學模型，如圖6所示。

注：N——管片軸力；M——襯砌環彎矩；Nc——混凝土軸力；N1—內側鋼筋軸力；N2—外側鋼筋軸力；a——內側鋼筋保護層厚度；a1——外側鋼筋保護層厚度。圖6 管片的矩形單元力學模型Fig.6 Rectangular unit mechanical model of segment

對管片環向受力進行偏心受壓計算，得到鋼筋混凝土管片力的平衡方程為：

(1)

(2)

式中：

Ns——鋼筋軸力；

n——管片主筋數量；

b——管片幅寬；

h——管片厚度；

σc1——內側混凝土應力；

σc2——外側混凝土應力；

Ms——鋼筋彎矩；

Mc——混凝土彎矩。

根據鋼筋和混凝土的協調變形機制，可得：

σs/Es=σc/Ec

(3)

式中：

σs——鋼筋應力；

σc——混凝土應力；

Es——鋼筋彈性模量；

Ec——混凝土彈性模量。

根據管片設計，管片環向內外側鋼筋均為12根(即n=12)，a=40 mm，a1=50 mm，h=0.4 m，b=1.5 m，Es=2.0×105N/mm2，Ec=3.45×104N/mm2。將上述數據代入式(1)～(3)，可計算得到管片的軸力N和彎矩M，其中，取彎矩外側受拉為正，軸力受拉為正。

3.2.1 管片軸力

圖7為管片軸力隨時間變化曲線。由圖7可知：管片軸力均為負值，且呈現不均勻受壓狀態；管片拼裝完成后，在豆礫石注漿回填層及圍巖壓力作用下，前11 d(2019-05-29至2019-06-08)軸力增長速度最快，其最大增長速率達2.82 kN/d；前期注漿與二次補漿完成后，即管片拼裝完成后約70 d(2019-08-07),管片軸力變化基本趨于穩定。從各階段管片軸力的變化情況看，注漿階段管片軸力的增長速率較大，其最大軸力為104.38 kN(位于3#測點處)，管片軸力整體呈現左上方大、右下方小的不均勻分布特征。在緩慢變化階段，管片軸力的變化速率較小，3#測點處的最大軸力為112.87 kN；穩定階段3#測點處的最大軸力值為109.83 kN。

圖7 管片軸力隨時間變化曲線Fig.7 Curve of segment axial force changing with time

如圖8所示，在不同施工階段管片軸力的分布不均勻，呈現出左上方大、右下方小的分布特征，此時管片承受偏壓荷載，這對管片的結構及隧道安全不利。因此，在管片設計及拼裝施工時，應盡可能減少左上部管片錯臺，同時應提高接縫處的防水性能。

單位：kN圖8 管片軸力分布圖Fig.8 Axial force distribution of segment

3.2.2 襯砌環彎矩

圖9為襯砌環彎矩隨時間變化曲線。由圖9可知：彎矩均為正值，即管片外側受拉；在注漿階段，受管片拼裝和注漿壓力的影響，襯砌環彎矩呈總體現逐漸增大的趨勢；在注漿壓力影響消散后，彎矩變化緩慢，最后趨于穩定，其變化規律與管片軸力的變化規律相似。

圖9 襯砌環彎矩隨時間變化曲線Fig.9 Curve of lining ring bending moment changing with time

從整環管片看，襯砌環彎矩呈現上下大、左右小的分布規律，如圖10所示。因此，在施工與后續線路運營過程中，應密切關注隧道上下方管片結構擠壓破損等病害，以及時發現隧道安全隱患。

單位：kNm圖10 襯砌環彎矩分布圖Fig.10 Lining ring bending moment distribution

4 結語

1)管片圍巖壓力變化主要分為下部注漿、上部注漿、緩慢變化和趨于穩定4個階段。圍巖壓力整體表現為上下大、左右小的“鴨蛋”形不均勻分布，在管片設計時應對隧道上下方進行局部加強。

2)管片軸力均為負值，即管片處于受壓狀態，其中左拱腰處的軸力最大。管片軸力整體呈現左上方大、右下方小的不均勻分布規律，在管片拼裝施工時應可能減少左上部管片錯臺。

3)襯砌環彎矩均為正值，即管片外側受拉，其彎矩最大值位于拱底處，襯砌環彎矩呈現為上下大、左右小的分布規律，在施工與后續運營中應密切關注隧道上下方管片結構擠壓破損等病害。