某地铁盾构隧道破损机理分析及加固设计

石太伟

(中铁第四勘察设计院集团有限公司，武汉 430063)

盾构法相较矿山法、明挖法更能保证工程的安全、质量及进度，因而得到广泛应用。目前，盾构工法已在城市地铁隧道建造中确立了主导地位。盾构隧道质量总体较好，但尚存在开裂、破损、错台、气泡等问题，其中开裂对质量影响最大，并最终影响隧道使用寿命［1］。盾构隧道施工及运营使用过程中，管片损坏的现象在国内外时有所闻。1998年广州地铁1号线长寿路站南段盾构隧道产生不均匀移位，最大达2 cm，其中左线管片发生轴向通透性开裂［2］。2009年深圳地铁一期工程7标段华-岗区间盾构隧道在掘进过程中出现管片外弧面破裂、管片边角崩裂、管片环向螺栓孔处混凝土崩裂及管片吊装孔处混凝土破裂等问题［3］。2009年1月上海市轨道交通11号线安亭支线段盾构隧道出现严重破损，京沪高速铁路PC桩施工击穿 11号线隧道区间管片，致使隧道损坏［4］。2011年7月，杭州地铁1号线湖滨站—龙翔桥站区间左线隧道管片被西湖大道综合整理项目地质勘查钻孔打穿［5］。盾构隧道管片产生破损的原因很多，根据管片的工作阶段可以分为3类:一类为管片生产过程中由于温度变化、混凝土配比以及施工工艺的影响;二是隧道施工过程中由于千斤顶推力过大、顶进过程中产生偏心距、隧道推进过程中产生扭转、隧道姿态控制不良，以及管片制作精度不够引起管片不平整等原因;三是隧道建成后由于外界环境影响产生不均匀沉降或者由于管片荷载变化引起管片内力增加而产生裂缝［6］。上述3种情况既有单独出现，也有几种原因共同作用，持续存在而引发隧道管片开裂［7］。为满足地铁后期运营需要，研究可靠的盾构隧道管片加固措施成为隧道工程实践中的重要课题。结合某地铁盾构隧道管片加固的实际工程应用，分析盾构隧道破损机理，研究盾构隧道加固设计。

1 工程概述

某地铁区间盾构隧道外径6.2 m，内径5.5 m，管片厚度0.35 m，幅宽1.2 m。设计采用“1+2+3”的管片分块设计，并按“A-B-C”模式进行错缝拼装。管片采用性能等级为5.8级或6.8级的M30螺栓进行连接，每纵缝布置2个螺栓，共12个环向螺栓，环缝纵向螺栓16个。该地铁区间盾构隧道的工程地质资料为:可塑粉质黏土、可塑黏土、软塑淤泥质土。隧道结构下方主要为软塑淤泥质土和深厚的可塑黏土。在该区间盾构隧道贯通后，周边一商务中心深基坑工程正在施工。该商业项目基坑总占地26 105 m2，总建筑面积130 529 m2。基坑支护结构外边线与地铁区间隧道的最小水平距离约 31.9 m，基坑拟开挖深度为18.7 m。近地铁隧道侧的基坑支护结构主要为灌注桩+5道预应力锚索。该基坑正施设第3根预应力锚索，施工过程中基坑北侧发生了边坡塌方，在靠近地铁隧道的基坑外侧也出现了路面开裂等现象。2012年7月在该区间盾构隧道日常巡查中，发现长达60 m范围内出现管片破损、开裂、渗漏水、边沟开裂及椭圆度偏大等病害。盾构隧道与临近商业项目基坑剖面如图1所示。

2 盾构隧道管片破损原因分析

2.1 盾构隧道与临近商业项目基坑影响性分析

导致盾构隧道管片破损的原因很多，如何界定盾构隧道管片破损原因，在业界一般采用实测实量、数值仿真模拟及类似工程经验综合确定。鉴于该地铁区间盾构隧道已发生管片局部破损、管片开裂和隧道变形偏大等病害，为探讨诱发地铁隧道产生病害的影响因素，需对隧道及临近基坑结构进行数值仿真计算分析。

图1 盾构隧道与临近商业项目基坑剖面(单位:mm)

采用有限元软件对基坑开挖与临近隧道影响性进行分析。建模时，考虑边界效应影响，基坑侧取至2倍基坑开挖深度，隧道侧取至3倍洞径，上部取实际地表并对其进行合理简化。模型边界采用固定支座约束，其中两侧约束水平方向，底部约束竖向，上部为自由表面。土体采用摩尔库伦模型，根据实际情况选用地质参数［8］。

图2 基坑开挖最不利工况下隧道周围土体水平位移云图

图2为基坑开挖最不利工况下隧道周围水平位移云图。从图2可知，在基坑开挖及锚索施设条件下，隧道周围土体产生较大水平位移，隧道周围土体水平位移最大为2 cm。

2.2 盾构隧道受损段管片内力分析(图3～图6)

从数值计算分析模型可知，在锚索失效工况下，隧道周围土体(两翼)出现松动区，隧道周围(两翼)土压力及地层抗力衰减。根据类似工程经验，此处土压力及地层抗力按80%折减。为此，在考虑隧道结构为盾构管片和螺栓连接而成的基础上，采用修正惯用法，对隧道结构的受力和变形影响因素进行计算分析。

在正常情况下，管片环最大弯矩为164.52 kN·m，轴力为946.431 kN;在土压力及地层抗力80%折减工况下，管片环最大弯矩为228.27 kN·m，轴力为950.021 kN，管片环前后弯矩值增大38.7%。随着侧向土压力和地层抗力不断折减，管片环弯矩不断增大，轴力变化较小。计算结果表明，正常情况下，隧道管片环安全度较高;隧道管片环安全系数受地层约束的影响较大，侧向土压力衰减到一定程度时将不利于隧道管片结构的安全。

图3 正常工况下盾构隧道管片弯矩(单位:kN·m)

图4 正常工况下盾构隧道管片轴力(单位:kN)

图5 折减工况下盾构隧道管片弯矩(单位:kN·m)

图6 折减工况下盾构隧道管片轴力(单位:kN)

2.3 盾构隧道受损段管片裂缝分析

盾构隧道通常按正常使用极限状态验算结构安全性。盾构隧道的裂缝控制值为0.2 mm，若裂缝验算结果大于0.2 mm，则认为隧道存在结构安全缺陷。

该区间受损段管片配筋形式见表1。

表1 管片主筋配筋(C型配筋)

根据《混凝土结构设计规范》(GB50010—2010)规定，按荷载标准组合或准永久组合并考虑长期作用影响的最大裂缝宽度计算公式为［9］

式中 wmax——最大裂缝宽度;

αcr——构件受力特征系数;

ψ——裂缝间纵向受拉钢筋应变不均匀系数;

σs——按荷载准永久组合计算的钢筋混凝土构件纵向受拉普通钢筋应力或按标准组合计算的预应力混凝土构件纵向受拉钢筋等效应力;

Es——钢筋的弹性模量;

cs——最外层纵向受拉钢筋外缘至受拉区底边的距离;

ρte——按有效受拉混凝土截面面积计算的纵向受拉钢筋配筋率;

deq——受拉区纵向钢筋的等效直径。

计算结果可知，最大裂缝宽度 wmax=0.477 mm。当管片裂缝宽度大于限制值0.2 mm时，管片使用状态偏于不安全，严重影响管片耐久性。从现场巡视可见，在管片裂缝较大处，渗水明显，亟待处理。

在商业项目基坑开挖期间，隧道管片裂纹增大，轨道沉降、水平位移增大，轨道的纵向曲率半径超出相关规程要求，隧道椭圆度大于6‰D。在商业项目基坑开挖影响范围外，区间盾构隧道均未发现沉降、位移及椭圆度异变。由实测实量及数值仿真计算结果可知，地铁盾构隧道病害产生的主要原因为商业项目基坑施工诱发地铁隧道侧方土压力卸载和隧道侧方地层抗力降低所致。(1)隧道病害及相关监测数据分析结果表明，隧道病害严重区段，左线隧道右轨道的竖向沉降和水平侧向位移、隧道上方地面沉降范围均与商业项目基坑开挖范围存在明显的相关性;(2)隧道侧方侧向土压力卸载和隧道周边地层抗力降低是诱发地铁盾构隧道病害的主要影响因素;(3)商业项目基坑靠近地铁隧道侧采用桩+5道预应力锚索支护结构，深基坑开挖卸载以及锚索锚固段拉应力区的存在，导致地铁隧道侧方土体卸载和隧道侧方地层抗力约束降低，从而诱发地铁隧道发生竖向沉降，并朝商业项目基坑侧发生水平侧向位移。

3 盾构隧道受损段加固设计

盾构隧道受损段加固设计应遵循“先急后缓，内外兼修”原则，执行刚度、耐久性修复标准，并满足后期运营结构安全性及耐久性要求。

3.1 盾构隧道外侧加固设计

根据盾构隧道受力及破损机理分析可知，隧道围岩土压力及地层抗力衰减是盾构隧道破损的重要影响因素。减小基坑开挖对盾构隧道的影响可采取控制基坑支护结构位移、隔断基坑与隧道二者联系及加强隧道壁后围岩强度等措施。为控制隧道结构继续变形，防止隧道病害继续恶化，在靠近隧道侧的基坑内侧采取堆土反压应急处理措施。从监测结果看，采取的基坑内侧堆土反压应急措施，有利于控制地铁隧道的继续位移，有利于抑制地铁隧道病害的继续发展。基坑在靠近隧道侧严格采用逆作法施工，以尽量减小基坑的变形。为防止隔离桩切断基坑预应力锚索，在加固设计中未采用隔离桩等措施来隔断基坑与隧道二者联系。该地铁区间盾构隧道结构侧腰及下方部位土层主要为软塑的淤泥质土，平均标贯击数仅为6.4击，受外界扰动后隧道周边地层抗力约束较小，不利于地铁隧道结构的保护，在加固设计中对隧道两侧及下方地层进行低压渗透注浆处理，以改善隧道周边的地层抗力约束，将有利于地铁隧道结构的长期安全保护。同时，为防止地表水通过地表裂缝渗入基坑外侧土体和隧道周围土体，控制隧道结构继续变形，防止隧道病害的继续恶化，对基坑外侧地面及隧道上方地面的地表裂缝进行了封堵。沿该地铁区间盾构隧道临近范围内建立严格控制保护区，严格控制地铁隧道附近的外部作业，避免外部作业再次扰动该地区地铁盾构隧道10。

3.2 盾构隧道内壁加固设计

鉴于盾构隧道管片裂纹继续扩展，在隧道内采用钢架进行临时加固应急处理。等变形稳定后，对隧道管片结构进行修复。盾构隧道管片结构修复执行刚度和耐久性修复两种标准。对于变形较大，结构刚度出现损失的盾构隧道，需采取加固钢圈的措施来增加结构的刚度。一般按以下标准区分:(1)拱腰有压碎的环;(2)纵缝张开大于2 cm的环;(3)如凿开下部道床后发现仰拱有裂缝的环;(4)横鸭蛋变形增加2%隧道直径以上的环。不在上述4种标准之内的管片裂缝及碎裂，可视为与横向变形无关的裂缝及碎裂，只需要按耐久性修复标准简单修补即可，不需要进行整环刚度修复。

采用刚度修复的环需要加钢环，如果是道床凿除重新做的地段，可采用封闭的全环钢圈，如果是道床不需要凿除重新做的地段，可采取加牛腿顶住道床结构的不封闭钢圈。其余采用耐久性修复即可。修复包括:第一种(耐久性修复):补裂缝—环氧堵漏—补碎裂;道床修补;粘贴芳纶布(永久加固)。第二种(刚度修复):补裂缝—环氧堵漏—补碎裂—手孔封堵—粘贴芳纶布(临时加固)—管线迁改—环氧封堵—机械臂进场—加钢圈。因处理的盾构隧道需要补强提高刚度要求，修复的材料应首先考虑环氧树脂的材料，因这类材料具有高粘贴力、高强度、机械力学性能优秀及耐老化性能良好。

4 盾构隧道加固后状态评估

管片修补材料的抗拉强度不应低于1.2 MPa，抗压强度不应低于管片强度［11］。隧道修复后，耐久性不低于原设计标准。同时，管片碎裂修补部位要求强度达到原来的85%。盾构隧道管片加固后刚度应不小于原管片本体刚度的1.3倍。盾构隧道加固设计可参照《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367—2006)中第 8.2 及 9.2 节［12］。

在受弯构件的受拉边混凝土表面上粘贴纤维复合材进行加固，其正面承载力应按下列公式确定

式中 M——构件加固后弯矩设计值;

α1——受压区混凝土矩形应力图的应力值与混凝土轴心抗压强度设计值的比值;

fc0——原构件混凝土轴心抗压强度设计值;

b、h——矩形截面宽度和高度;

x——混凝土受压区高度;

fy0——原截面受拉钢筋和受压钢筋的抗拉、抗压强度设计值;

As0、——原截面受拉钢筋和受压钢筋的截面面积;

h0——构件加固前的截面有效高度;

a'——纵向受压钢筋合力点至截面近边的距离。

构件加固后弯矩设计值为228.27 kN·m，芳纶纤维布规格为AFS60，材料厚度为0.286 mm，抗拉强度≥2 000 MPa，弹性模量≥110 GPa，延伸率≥1.8%。式(2)中均为裂缝宽度为0.2 mm时钢筋应力。由式(2)计算结果可知，加固设计采用上述芳纶布材料能满足承载能力极限状态和正常使用极限状态。

根据盾构隧道管片加固设计刚度修复标准，部分地段采用外粘贴钢板的加固形式。在受弯构件的受拉面和受压面粘贴钢板进行加固时，其加固后的承载力和截面刚度可按整截面计算，其截面刚度EI的近似值，可按下式计算

式中 Ec0、E——分别为原构件混凝土和加固型钢的弹性模量;

Ic0——原构件截面惯性矩;

Aa——加固构件一侧外粘型钢截面面积;

aa——受拉与受压两侧型钢截面形心间的距离。

根据计算表明:在受拉区出现裂缝或纵缝张开采用刚度修复时，可采用20 mm厚钢板，受拉区出现压碎采用刚度修复时，需采用30 mm厚钢板才能满足1.3倍要求。因此，在本次加固设计中，对于两腰压碎的情况，均采用30 mm厚钢板，其余采用20 mm厚钢板。

5 结语

随着盾构隧道工程规模不断扩大，盾构隧道周围环境条件不断变化，隧道加固技术的研究将是地铁工程施工及运营的重要课题。基于某地铁区间盾构隧道加固工程实例，对隧道加固技术的关键内容进行阐述。

(1)盾构隧道加固应首先研究受损隧道的受力及破损机理，可采取监测、检测、数值仿真及类似工程经验综合确定。

(2)盾构隧道加固应遵循“先急后缓，里外兼修”原则，执行刚度、耐久性修复标准，并满足后期运营结构安全性及耐久性要求。

(3)盾构隧道加固应尽量一步到位，否则在长期列车振动荷载作用及土层沉降作用下，如产生较大变形，之前修补的裂缝及碎裂会发生修补材料脱落，导致重新修补，增加工程量。

(4)盾构隧道加固若涉及到管线迁改，道床重做等事宜，应保证隧道运营功能要求。

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