苏通GIL综合管廊工程盾构隧道管片结构安全性评估

苏 昂， 封 坤， 王宁华， 张晓阳， 涂新斌， 何 川， 钱玉华， 梁 坤

(1. 江苏省交通工程建设局， 江苏 南京 210000； 2. 西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室， 四川 成都 610031； 3. 国家电网有限公司， 北京 100031)

0 引言

现代化都市人口密集，城市用电量需求大，同时土地资源匮乏，环境保护限制严格，城市输变电线无法采用传统架空线路的形式，实施地下化势在必行[1-3]。对于输送大功率的电力隧道，目前国外大多采用盾构隧道形式，然而大直径超高压越江电力隧道在建设和运营阶段面临一系列技术难题[4-6]，亟需开展高水压状态下盾构隧道管片结构安全性评估研究。

国内外学者对管片结构安全性评估进行了一系列研究。苏辉[7]确定了盾构隧道结构安全评价指标，利用属性识别综合评判方法，对上海软土地区运营期间盾构隧道结构安全进行快速评估。魏纲等[8]阐述了运营阶段地铁盾构隧道的结构安全评价指标，总结出地铁安全评价等级并确定了各个安全评价指标的分级标准。李军等[9]通过现场调查、跟踪监测和数值模拟的方法，对盾构管片裂损的成因以及裂损后管片结构的安全性进行了具体分析。鲁志鹏[10]提出了考虑环缝影响的纵向等效连续刚度修正模型，确立隧道纵向安全评估的体系标准，并合理评估运营期盾构隧道的纵向安全性。孙鹏[11]建立了考虑管片开裂状态的三维数值模型，研究环境因素与隧道运营安全性和稳定性之间的规律关系。文献[12-13]对地铁盾构隧道开展足尺试验，采用结构的荷载储备比作为安全指标，对结构的整体安全度进行分析讨论。文献[14]提出了动应力分析法，对不同埋置位置液化矿床盾构隧道安全性进行评价。文献[15-16]将隧道的安全性、耐久性与适用性3个方面指标进行整合，对隧道安全及使用性能实现分级评估。以上文献研究对象多为运营期的城市地铁盾构隧道，针对施工期的大直径高水压电力盾构隧道的研究较少，与城市地铁盾构隧道相比，大直径高水压盾构隧道的断面更大，承受的水压更高，管片结构在形变、力学性能、安全性等方面更加复杂。

鉴于此，本文依托苏通GIL综合管廊工程盾构隧道项目，采用“多功能盾构隧道结构体加载装置”对施工期5个控制断面管片结构开展原型加载试验。基于混凝土偏心受压极限承载力理论，推导出管片结构的M-N承载力曲线，并提出管片结构安全评价指标，得到管片结构的安全系数，验证管片结构的安全性。

1 工程介绍

1.1 工程概况

苏通GIL综合管廊工程是国务院环境污染整治行动计划重点建设项目——“淮南—南京—上海”1 000 kV特高压输变电项目的关键工程，是华东特高压输变电网的咽喉要道。苏通GIL综合管廊工程穿越长江，起于南通引接站，止于苏州引接站，已于2019年建成投运。

本工程位于长江下游三角洲前缘地带，隧道总长度为5 530.5 m，其中盾构段总长度约为5 466.5 m，主要穿越第四纪淤泥质黏土、粉土、砂层等软弱覆盖层，具有高透水性、高密实度、高石英含量等特点。隧道底面最低点标高-74.83 m，水土压力超过0.9 MPa，隧道顶板埋深20.4～47.8 m，含水层较厚，渗透性强，是目前国内埋深最大、水压最高的隧道，如图1所示。

图1 盾构隧道纵断面示意图

1.2 研究对象

隧道主体结构采用C60单层装配式钢筋混凝土管片衬砌，采用“1+2+5”分块方式，即1个封顶块(F块)、2个邻接块(L1块、L2块)和5个标准块(B1—B5块)。管片衬砌外直径为11.6 m，内直径为10.5 m，幅宽2 m，厚度0.55 m。其中，封顶块圆心角为16.37°，邻接块圆心角为49.09°，标准块圆心角为49.09°。管片结构环向螺栓M36共24根、环与环之间纵向螺栓M40共22根，纵向螺栓之间角度为16.37°。管片结构分块如图2所示。

图2 管片结构分块示意图

1.3 控制断面选择

苏通GIL综合管廊盾构隧道沿线经过的地质条件较为复杂，在岸边段主要位于淤泥质黏土或粉土中，江中段盾构隧道主要穿越软弱地层、岩层及软硬不均地层等不同的地质条件，且具有高水压的影响。为了能够较为全面地分析盾构管片的受力特性，结合地质情况，选取5个计算断面进行加载试验。各控制断面地层的物理力学参数如表1所示，地质剖面图如图3所示。

表1 地层物理力学参数

(a) 1号断面 (b) 2号断面 (c) 3号断面

(d) 4号断面 (e) 5号断面

1)1号断面里程CK0+267，左岸覆土最深，上覆土层分别为淤泥质粉质黏土、粉细砂，埋深21.2 m，最高水头25.2 m，最低水头6.3 m。

2)2号断面里程CK1+324，隧道覆土最深，上覆土层分别为淤泥质粉质黏土、粉质黏土混粉土、粉土、粉细砂，埋深42.2 m，最高水头55.4 m，最低水头36.5 m。

3)3号断面里程CK2+158，水位最高，上覆土层分别为粉质黏土混粉土、粉细砂、细砂，埋深22 m，最高水头71 m，最低水头52.1 m。

4)4号断面里程CK4+009，地层变化最显著，上覆土层分别为粉细砂、粉砂、粉质黏土混粉土，埋深32.6 m，最高水头46.9 m，最低水头28 m。

5)5号断面里程CK5+198，右岸覆土最深，上覆土层分别为粉细砂、粉质黏土混粉土、粉砂，埋深26.8 m，最高水头33.3 m，最低水头14.4 m。

2 试验装置及加载方案

2.1 试验装置

本试验采用“多功能盾构隧道结构体加载装置”对管片结构进行原型加载试验，加载装置包括超高强度加载梁、超高压千斤顶、锚具、无黏结预应力钢绞线、高精度液压稳压器和液压源等。超高强度加载梁，由4根对拉梁(5 150 mm×800 mm×550 mm)和4根环箍梁(2 000 mm×620 mm×440 mm)组成，为试验提供内力自平衡体系而不依赖外界提供反力。试验利用超高强度加载梁施加荷载模拟隧道结构所受的土压荷载和水荷载，其中对拉梁用于对管片结构施加对拉力，从而使管片结构产生弯矩，以此模拟管片结构所受到的土压荷载；环箍梁用于对管片结构施加环箍力，从而使管片结构产生轴力，以此模拟管片结构所受到的水压荷载。管片结构原型加载试验如图4所示。

2.2 量测系统

加载试验主要测量管片结构目标环的弯矩和轴力，试验中通过量测管片内外侧的应变值计算得到弯矩和轴力，应变片布置如图5所示。

2.3 加载方案

试验采用环箍力来模拟水压，对拉力来模拟土压，为了方便表达，将环箍力记为p1，主对拉力记为p2，副对拉力记为p3，具体加载方法为：

1)施加水压。环箍力p1由零开始逐级加载至最大设计荷载，主对拉力p2、副对拉力p3保持为0，加载过程中每级荷载之间的间隔时间为10 min。

2)施加土压。保持环箍力最大设计荷载不变，p2和p3同时从零逐级增大至最大设计荷载，该过程始终保持p3=p2×0.55，每级荷载之间间隔10 min，加载工况如图6所示，表2为控制断面的最大设计荷载。

(a) 加载示意图

(b) 加载现场图

(a) B3管片内弧面

(b) B3管片外弧面

图5 中间目标环B3管片应变测点布置示意图

Fig. 5 Schematic diagrams of strain measurement points of middle target segment B3

(a) 1号断面 (b) 2号断面

(c) 3号断面 (d) 4号断面

(e) 5号断面

图6 加载工况图

Fig. 6 Schematic diagrams of loading schemes

表2 最大设计荷载

3 混凝土管片结构安全性评价方法

3.1 混凝土管片结构偏心受压极限承载力

混凝土管片结构在水土压力作用下出现偏心受压破坏，可以分为大偏心受压破坏和小偏心受压破坏，大偏心受压破坏或者小偏心受压破坏临界状态对应的内力值为混凝土结构偏心受压极限承载力[17-18]。

3.1.1 大偏心受压破坏极限承载力

大偏心破坏极限承载力计算示意图如图7所示。

(1)

(2)

式中：Nu为轴力设计值；Mu为弯矩设计值；α1为混凝土强度调整系数；fc为混凝土轴心抗压强度设计值；b为混凝土构件宽度；x为混凝土受压区计算高度；fy′为钢筋抗压强度设计值；As′为受压区钢筋面积之和；fy为钢筋抗拉强度设计值；As为受拉区钢筋面积之和；e为轴向力作用点至受拉钢筋As合力点之间的距离；h0为受拉钢筋至受压区混凝土构件边界的距离；as′为受压区钢筋到受压区混凝土构件边界的距离。

以上公式的使用条件：

1)ξ≤ξb，确认为大偏心受压构件。

2)x≥2as′，截面破坏时，在保证正确配筋前提下，受压钢筋应力达到抗压强度设计值。

无论是对于国家性非物质文化遗产传承人的立法还是地方性有关非物质文化遗产传承人的管理条例都只对具有代表性的传承主体进行了规定，并未对传承人作出详细的分类和界定，故笔者认为应该有一般性传承人与之相对应，传承人还可就此分为代表性传承人与一般性传承人。

(a) 截面应变分布和应力分布

(b) 等效计算图形

3.1.2 小偏心受压破坏极限承载力

小偏心破坏极限承载力计算示意图如图8所示。

(3)

(4)

(5)

式中：σs为距轴向力较远一侧的钢筋应力；β1为系数，当混凝土强度等级不超过C50时，取0.8,当混凝土强度等级为C80时，取0.74，其间按线性内插法确定；ξ为相对受压区高度；ξb为相对界限受压区高度；h/h0为混凝土构件高度与受拉钢筋至受压区混凝土构件边界距离之比。

(a) 截面应变分布和应力分布

(b) 等效计算图形

根据混凝土管片结构偏心受压极限承载力理论，利用管片结构截面极限承载力曲线判断管片结构的状态[18]，如图9所示。当管片结构内力(Mi，Ni)在包络曲线的内部区域，可认为管片结构内力未超过极限承载力，管片结构处于安全状态。当管片结构内力(Mi，Ni)在包络曲线外部区域，则认为管片结构内力超过极限承载力，管片结构处于破坏状态。

3.2 混凝土管片结构安全性评价指标

试验加载方法为先施加环箍力再施加对拉力，即在加载过程中管片结构的环箍力保持不变，对拉力持续增加。当截面尺寸和配筋情况一定时，管片结构正截面承载力函数是一条关于轴力和弯矩的曲线f(M,N)=0，如图9所示，某轴力作用下，某一截面的内力组合为(M1,N1)，该轴力下，截面内力组合的极限为(Mu,N1)，即当截面内力组合达到或超过该极限之后，构件将完全丧失承载能力。

图9 混凝土管片结构安全系数

超载工况下截面的安全系数定义为在一定轴力条件下截面的极限弯矩与实际弯矩之比，即

R=Mu/M1。

(6)

4 GIL综合管廊工程安全性评估

4.1 苏通GIL综合管廊工程M-N承载力曲线

管片结构截面极限承载力曲线按照混凝土结构偏心受压公式计算得到，在计算过程中假设如下：

1)管片结构变形后符合平截面假定；

2)混凝土不承受拉应力；

3)使用对称配筋的方式；

4)受压区混凝土采用等效矩形应力图。

相关参数均按照混凝土相关计算规范选取，得到管片结构偏心受压破坏极限承载力计算公式，绘制出管片结构的M-N承载力曲线，如图11所示。

当e≥0.221，大偏心受压破坏极限承载力

(7)

当e<0.221，小偏心受压破坏极限承载力

(8)

图10 管片截面尺寸图(单位： mm)

图11 管片结构的正截面承载力曲线

4.2 苏通GIL综合管廊工程控制断面安全系数

4.2.1 原型试验管片结构内力结果

试验得到了各个控制断面的管片环弯矩、轴力，如图12和图13所示。

各个控制断面管片结构的弯矩呈现出“蝶状”分布，轴力呈现“圆状”分布，弯矩分布不均匀，轴力分布较为均匀，管片结构的最大正弯矩出现在拱顶位置，最大负弯矩出现在左右拱脚位置，最大轴力出现在拱顶位置，最小轴力出现在左拱脚附近(327°)。

4.2.2 管片结构承载力包络曲线

由于截面承载力是弯矩M和轴力N的组合，弯矩和轴力最大的位置不一定是最危险的位置，选择管片结构全周的试验内力组合(Mi，Ni)，将之绘制到M-N承载力曲线中，得到不同控制断面的管片结构承载力包络图，如图14所示。

从图可以看出，5个控制断面的管片结构内力均在承载力曲线包络范围内，从截面承载的角度来看，管片结构处于安全状态。

图12 管片结构弯矩图

图13 管片结构轴力图

(a) 1号断面

(b) 2号断面

(c) 3号断面

(d) 4号断面

(e) 5号断面

4.2.3 管片结构安全系数包络曲线

根据管片结构承载力包络图，结合管片结构的安全系数定义，可以得到控制断面管片结构的安全系数包络图，如图15所示。由图可以看出，管片结构安全系数近似呈轴对称分布，不同位置的安全系数存在较大的差异，拱顶位置安全系数最小，拱顶位置弯矩和轴力组合为最不利内力组合，此处为控制位置。

结合图14，可以得出5个控制断面拱顶位置的弯矩极限值分别为2 023.53、2 629.41、2 800、2 423.53、2 205.88 kN·m，5个控制断面的安全系数分别为2.91、2.37、2.26、2.12、2.32，如表3所示。其中，4号断面的安全系数最小，为2.12，1号断面的安全系数最大，为2.91，管片结构的安全余量充足，设计满足安全性的要求。

图15 管片结构安全系数包络图

表3 控制断面试验内力

5 结论与建议

本文依托苏通GIL综合管廊工程盾构隧道，采用“多功能盾构隧道结构体加载装置”对5个控制断面管片结构开展原型加载试验，提出管片结构安全性评价指标，对管片结构安全性进行评价，得到如下结论：

1) 5个控制断面管片结构的弯矩均呈现出“蝶状”分布，轴力呈现“圆状”分布，弯矩分布不均匀，轴力分布较为均匀，管片结构的最大正弯矩均出现在拱顶位置，最大负弯矩出现在左右拱脚位置，最大轴力出现在拱顶位置，最小轴力出现在左拱脚附近(327°)。

2)基于混凝土结构偏心受压极限承载力，推导出管片结构的M-N承载力曲线，提出管片结构的安全性评价指标。5个控制断面的管片结构内力均在承载力M-N曲线包络范围内，从截面承载的角度来看，管片结构处于安全状态。

3)管片结构安全系数沿圆周分布不均，拱顶位置的安全系数小于其他位置，拱顶为管片结构安全的控制位置，管片结构的安全系数为2.12～2.91，设计满足安全性要求。

4)管片结构的安全系数除了与内力有关外，与形变、能量等其他因素也相关，建议以后的研究可以从内力、形变和能量角度开展多因素分析，提出综合性评价指标，对管片结构的安全性进行综合评估。