孙 齐1,刘四进1,张 增2
(1.西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,成都 610031；2.中铁二院工程集团有限责任公司,成都 610031)
摘 要：施工期由于设计不合理、施工控制不当容易导致管片衬砌局部破损,影响成形管片衬砌结构性能。在对施工期管片破损进行致因分析的基础上,以某城市地铁施工期管片破损具体实例为依托,采用构建三维精细化有限元模型的方法,从结构内力、整体位移及破损管片局部应力等方面着手,对正常状态下与破损状态下的管片衬砌结构性能进行对比分析研究,研究提出管片破损导致管片局部刚度弱化,整环管片受力状态发生应力重分布现象,但破损前后管片变形基本无明显变化；管片局部破损导致结构受力出现变化,但其总体量级普遍偏小、结构主体材料仍处于弹性受拉范围内,无须置换管片采取常规加固即可。研究成果对盾构隧道管片破损后的性能评估具有重要指导作用。
关键词：盾构隧道；管片破损；有限元模型；整体位移；受力性能
盾构隧道在其修建过程中,由于设计不合理、施工控制不当等原因,施工期管片衬砌容易出现局部破损,成为管片衬砌结构的薄弱环节,形成渗漏水通道、导致结构腐蚀劣化速度加快。此外,盾构管片破损后发生应力重分布,使管片处于一个新的受力平衡状态,对隧道的安全性造成影响[1-2]。因此,研究施工阶段盾构管片局部对成形管片衬砌结构性能的影响是十分必要的。
目前国内外学者利用统计分析、模型试验及理论解析等方法研究了施工阶段管片破损对衬砌结构的影响。在统计分析方面,张映根、段红海、石太伟等[2-4]通过对地铁盾构管片破损现象进行统计及对主要影响因素分析,提出了减少管片破损的措施及相应的加固方法；在模型试验方面，C.B.M.Blom、王彪、封坤等[5-7]通过盾构隧道模型试验,研究了不同荷载作用下管片衬砌结构受力变形特点；在理论解析方面,董新平、杨雨冰[8-9]等采用解析方法分析了不同拼装形式下的管片衬砌破损机理。目前,针对施工期管片破损的研究主要集中在管片破损规律、减损措施及加固方法上,而针对管片衬砌在不同工况下的受力性能及破坏机制的研究很少,对于施工期管片破损前后隧道衬砌结构性能变化的研究几乎没有。在隧道施工中,盾构管片发生破损的情况屡见不鲜,若能分析施工期管片局部破损对隧道衬砌结构性能的影响,对保证隧道衬砌结构的安全性及耐久性尤为重要。
本文对施工期管片破损进行致因分析,并依托某城市地铁施工期管片破损实例,采用构建三维精细化有限元模型的方法对管片破损前后的受力性能进行分析,选取施工中某环破损管片,从结构内力、整体位移及破损管片局部应力等方面着手,对正常状态下与破损管片衬砌结构性能进行对比分析,评价施工期出现管片局部破坏对成形隧道衬砌结构性能的影响,提出预防管片破损的措施,研究成果对盾构隧道管片破损后的性能评估具有重要指导作用。
盾构隧道施工过程中,由于施工参数控制不当或地质条件较差等原因会造成隧道管片衬砌产生破损,破损主要原因如下[10-12]。
1.1 拼装阶段
(1)邻接块开口量不足导致预留安装间隙偏小,封顶块插入出现管片角端位置崩落。
(2)拼装环与前一环管片间携带有杂物,导致管片产生翘曲、环缝张开过大产生破损。
(3)管片拼装定位误差过大,推进油缸靠拢时,拼装环凸榫对前一环凹榫产生径向力。
1.2 推进阶段破损
(1)盾构机姿态调整过快或过慢,导致管片拼装轴线与盾构机轴线不重合。
(2)拼装过程中,管片环偏转导致油缸千斤顶的着力点发生变化,千斤顶用力过大导致管片角部受损。
(3)已拼装成环管片螺栓紧固不及时,推进油缸的不均匀推力导致管片环发生错动,管片凹榫部位出现环缝。
1.3 其他原因破损
(1)同步注浆不均匀或注浆量不足导致管片环偏移,造成管片错台或破损。
(2)隧道所处地层较差,盾构机调整姿态时引起隧道轴线与盾构机轴线不重合,导致管片破损。
(3)推进设备、管片拼装系统及注浆系统损坏。
通过上节分析可知,由于各种不合理因素导致施工期管片衬砌出现局部破损现象常见。以某城市地铁施工为例,区间隧道全长1 121.918 m,隧道埋深17.9～20.26 m。盾构管片环内直径为5.4 m,外直径为6.0 m,幅宽为1.5 m,混凝土强度等级为C50,如图1所示。
图1 管片衬砌圆环(单位：mm)
但在盾构掘进施工过程中,当掘进至淤泥地层,由于施工参数控制不当,发生“栽头”事故。在调整姿态过程中管片出现了局部错台及破损,如图2、图3所示。
图2 管片局部破损
图3 管片环错台
经统计：该区间长1 121.98 m,破损环数为46环左右,多处出现错台、渗水及掉块现象。掉块位置主要集中在封顶块和邻接块,掉块面积最大为60 mm×10 mm,掉块深度为3 mm；纵向错台偏差为1～40 mm。可见,不良地质及施工控制不当,导致施工期管片局部破损情况严重,其对成形盾构隧道整体管片衬砌结构性能的影响亟待进行针对性分析与评价。
鉴于盾构隧道管片衬砌结构的复杂性,考虑材料非线性、几何非线性建立精细化管片衬砌三维有限元模型,对管片局部破损对成形管片衬砌结构性能的影响进行研究分析。
3.1 管片衬砌材料本构模型
当混凝土材料处于弹性阶段时,采用弹性本构关系表征混凝土的力学行为；混凝土材料所受荷载超过一定范围后,表现出明显的非线性[11],混凝土材料的弹性模量减小,其相应的应力-应变关系可表示为
式中 σ——应力张量,标记“：”为二阶缩并积；
d——损伤因子；
E0——初始无损伤时的弹性模量；
ε——总应变张量；
εp——塑性应变张量。
混凝土弹塑性损伤模型采用非相关流动法则控制混凝土非弹性的体积变形,采用Drucker-Prager塑性势函数G来控制塑性流动的方向[12],即
式中 κ——流动势偏移量；
σ0——材料破坏时的单轴应力；
ψ——高侧压下p-q平面上的剪胀角；
p——平均静水压力；
q——平均等效有效应力。
3.2 管片接头处理
盾构管片衬砌通过大量螺栓拼装成环,管片接头受力复杂,是最容易发生破坏的部位,正确处理管片接头可以真实地反映盾构管片的受力状态。根据接头受力的实际情况,采用实体单元来模拟螺栓,并将接头螺栓嵌入管片单元中(图4),可实现管片间相互作用的有效模拟。
图4 盾构隧道管片接头模型
3.3 模型的建立
选取施工中某破损管片,如图5所示。管片实际破损范围约为500 mm×400 mm,破损深度为40 mm。
图5 管片环掉块示意
破损管片环所在断面埋深16.2 m。上覆地层为人工填土、淤泥；隧道穿越地层为淤泥；隧道下卧地层主要为粉质黏土和强风化泥质粉砂岩,地层具体参数如表1所示。
表1 地层物理力学参数
地层名称变形模量/MPa天然重度/kN·m-3黏聚力/kPa内摩擦角/(°)填土11872015淤泥26162104粉质粘土81963523强风化泥质粉砂岩26216030
基于上述工程情况,采用ABAQUS有限元分析软件建立盾构隧道管片衬砌三维精细化数值分析模型,结构拼装模拟如图6所示。模型中,共建立五环管片衬砌结构,其中目标管片环处于模型中间,可有效模拟实际的管片多环拼装效应。管片块与块之间(纵缝间管片)、管片环与管片环之间(环缝间管片)均采用“面-面”接触模型模拟。
图6 管片衬砌三维非连续接触模型
根据管片实际破损状态,采用弱化管片局部截面的方式重新构建了破损后管片衬砌结构,如图7所示。
图7 管片衬砌破损结构示意
4.1 管片破损对结构受力的影响
管片破损前后Mises应力分布如图8所示。由上述破损前后第320环管片受力结果可见,管片Mises应力由4.94 MPa增加到5.65 MPa,变化幅度为12.57%,管片破损使得管片局部刚度弱化,整环管片受力状态发生应力重分布现象。
图8 管片Mises应力分布
4.2 管片破损对结构变形的影响
管片破损前后竖向位移分布如图9所示。
图9 管片竖向位移分布
从图9可以看出,根据破损前后管片最大竖向位移从6.0 mm变化至6.2 mm、变化幅度仅为3.3%,可见管片局部破损不影响整环刚度,管片变形基本无明显变化,结构整体稳定性并未受到影响,结构整体处于安全状态。
4.3 管片破损处局部应力分布
管片破损处局部应力分布云图如图10所示。从图10可以看出，管片局部破损导致结构受力出现变化,如破损管片的第一主应力从0.12 MPa剧增至0.53 MPa,变化幅度高达77.36%,但仍处于管片混凝土受拉弹性范围内,对结构受力承载并未产生较大影响。
图10 管片局部应力分布
4.4 管片局部破损对结构性能影响的评价
根据三维管片结构模拟计算结果,得到了管片破损前后主要力学参数,见表2。
表2 管片破损前后主要力学参数对比
类别正常状态破损状态变化幅度整环管片破损管片Mises应力/MPa4945651257%最大竖向位移/mm606233%最大主应力/MPa113103-971%最小主应力/MPa525553506%S11主应力/MPa0120537736%S33主应力/MPa117128859%
由表2可以看出，管片破损前后受力及位移变化相差不大,计算表明三维计算时考虑五环管片错缝拼装效应后,环与环间管片纵向约束对于管片受力优化调整有较为明显的改善。
根据本次三维管片结构模拟计算管片最大受拉区的内、外截面应力,忽略剪切效应及扭转效应对于管片内力计算的高阶影响,可采用截面积分原理计算实际管片弯矩、轴力。
单位长度衬砌截面内力为
N=
M=
式中 b——单位长度,取1 m；
h——衬砌厚度；
E——衬砌的弹性模量；
ε内——管片衬砌内侧应变值；
ε外——管片衬砌外侧应变值。
可以求出,破损前后管片最大受拉区截面弯矩分别为92.7、98.5 kN·m,对应管片轴力分别为-918.6、-954.5 kN(压应力),三维计算与二维管片内力计算相比,三维计算结果要远小于用于管片内力计算的结果,计算表明三维计算时考虑五环管片错缝拼装效应后,环与环间管片纵向约束对于管片受力优化调整有较为明显的改善。
此外,考虑破损实际位置及深度,管片实际应力发生了重分布,破损位置的主拉应力最大值为0.53 MPa,该主拉应力值仍在混凝土受拉承载力范围内,表明破损后管片内力调整不会使得管片最大拉应力超限,三维计算显示管片不会有新增裂缝的潜在发展趋势,无须置换管片采取常规加固即可。
4.5 破损管片常规加固措施
针对施工中已破损管片,可采用如下常规加固方法。
(1)采用水泥砂浆修补料对管片破损部位进行修补。
(2)在破损管片内部涂抹高粘结能力的胶粘材料粘贴钢板。
(3)对管片破损部位灌浆打磨光滑,然后在处理后的混凝土表面粘贴碳纤维布。
4.6 预防管片破损措施
为防止施工中管片继续出现破损,建议施工中可采取如下应对措施。
(1)施工中,适当降低盾构机掘进速度,不断调整盾构机姿态。
(2)加强盾构掘进过程中对管片衬砌纠偏量的调整,保证盾构机轴线与管片衬砌轴线的重合。
(3)盾构机掘进期间应保证数据监测准确及时,做到信息及时到位。
本文对施工期管片破损进行致因分析的基础上,并以某城市地铁施工期管片破损具体实例为依托,采用构建三维精细化有限元模型的方法对管片破损前后的受力性能进行分析,选取施工中某环破损管片,从结构内力、整体位移及破损管片局部应力等方面着手,对正常状态下与破损管片衬砌结构性能进行对比分析,评价施工期出现管片局部破坏对成形隧道衬砌结构性能的影响,主要结论如下。
(1)管片破损导致管片局部刚度弱化,整环管片受力状态发生应力重分布现象,但管片破损前后管片变形基本无明显变化,可见管片局部破损不影响整环刚度,结构整体稳定性并未受到影响。
(2)管片局部破损导致结构受力出现变化,但其总体量级普遍偏小、结构主体材料仍处于弹性受拉范围内,管片衬砌结构的承载能力仍在安全范围内。
(3)破损管片对隧道衬砌整体受力影响微小,整环管片衬砌结构仍处于安全承载范围及稳定状态,无须置换管片采取常规加固即可。
(4)施工中适当降低盾构机推进速度,加强盾构机姿态的调整及隧道管片的纠偏量,根据出土量和地层变形监测数据及时调整施工参数,控制好盾构机的姿态,加强对推进轴线的控制。
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Effect of Local Damage on Forming Performance of Segment Lining Structure during Construction
SUN Qi1, LIU Si-jin1, ZHANG Zeng2
(1.Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering, Ministry of Education, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2.China Railway Eryuan Engineering Group Co., Ltd., Chengdu 610031, China)
Abstract： Due to the unreasonable design and inefficient control of tunnel lining, local damage of segment is likely to occur, affecting the performances of lining structure. With reference to a metro project of damaged segment, the lining structure performances under normal and damaged conditions are compared by using three-dimensional fine finite element model in perspective of internal force, displacement of overall segment and local stress of the damaged segment. The study indicates that the shield damage can lead to segment stiffness weakening, the whole segment is subjected to stress redistribution, but the deformation of the segment before and after damage has no obvious change; segment damage can lead to structural stress changes of minor degree and the main structure materials are still within elastic tension range without the need for replacement of segment, and conventional reinforcement is only required. The research results have important guiding roles in evaluating the performances of damaged segments of shield tunnel.
Key words： Shield tunnel Segment damage; Finite element model; Overall displacement; Force performance
文章编号：1004-2954(2017)11-0090-05
中图分类号：U455.43
文献标识码：A
DOI：10.13238/j.issn.1004-2954.2017.11.019
收稿日期：2017-01-23；
修回日期：2017-02-17
基金项目：中国工程院重点咨询项目(2015-XZ-28-02)
作者简介：孙 齐(1991—),男,硕士研究生,研究方向为隧道与地下工程结构理论研究和数值计算，E-mail：qisun16@163.com。
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