基于监测与计算的海底风化槽地铁盾构隧道结构受力性能分析

许黎明

(厦门轨道交通集团有限公司，福建 厦门 361000)

1 引言

近年来，中国城市轨道交通进入快速发展阶段，隧道穿越的地质环境越来越复杂，尤其是水下隧道，逐渐由常规岩土向特殊岩土和不良地质发展，如海底风化槽、断层破碎带等。海底风化槽以全、强风化变质岩为主，大多为Ⅳ/Ⅴ级围岩,软弱破碎，裂隙水发育，围岩具有非线性和流变性，对隧道结构长期受力不利；上覆一般为深厚淤泥层，渗透性较差，考虑到为海底隧道，长期受海水补给、地下水侵蚀、潮汐等周边环境作用，实际地层中水的状态很难把握，海水、地下水、裂隙水的连通关系亦不清楚。针对海底风化槽围岩不良力学特性和复杂荷载环境，探明结构外荷载分布模式是进行结构力学分析的前提。

为反映隧道结构实际外荷载分布情况，大量学者通过现场监测方法，得到了围岩压力随时间的变化规律，进而结合理论分析、数值计算等修正荷载计算方法，为隧道结构设计和施工提供指导。以上研究已在工程中得到了大量的实践，得到了一些对隧道结构设计、施工有益的结论。针对厦门地铁2号线跨海区间盾构隧道，穿越风化槽、断层破碎带等不良地质，从工程设计、施工、长期运维安全上都具有代表性和研究价值，因此有必要研究隧道结构外荷载分布模式，为结构力学计算提供基础数据。

隧道结构安全评价方面，已有学者、专家针对不同工程地质条件、荷载环境及结构形式等开展了众多基础和应用研究，提出了结构安全评价指标和控制标准，理论体系和技术手段已相当成熟，此处不再赘述。

该文依托厦门地铁2号线跨海区间盾构隧道穿越海底风化槽段，开展现场监测试验，探明结构荷载分布状况，结合水土压力计算理论，探讨海底风化槽地层水土压力应采用分算还是合算计算模式，采用数值计算，分析结构应力分布特征。基于此，研究“横鸭蛋”(隧道变形后的形态)变形发展时结构承载状态演化规律，提炼结构安全评价指标，以指导结构安全评价。

2 工程概况

厦门轨道交通2号线为跨海地铁隧道，跨海段为海沧大道站～东渡路站，起讫里程为右DK18+531.484～DK21+267.569，全长2 736.085 m。采用泥水平衡盾构施工，错缝拼装形式。管片外径为6.7 m，内径为6.0 m，厚度为0.35 m，环宽为1.5 m，由6块管片组成(1+2+3)。管片采用C55混凝土，主筋为HRB400级钢筋。管片通过机械性能为8.8级的M30弯螺栓连接，包括16个纵向螺栓和12个环向螺栓，螺栓长度为545 mm，环缝设置16个分布式凹凸榫。

针对海底风化槽段围岩整体性差、裂隙水发育、水土压力复杂等问题，结合隧道勘查、设计资料，在左线海底风化槽段选取研究断面，开展结构力学监测与计算分析，里程桩号为DK19+310，穿越全/强风化变质砂岩，围岩承载力一般，风化厚度差异大，土层分布情况如图1所示。

图1 海底风化槽处土层分布特征(单位：m)

针对管片荷载状况和结构内力开展监测，测点布设如图2所示。

图2 管片结构及测点布置图

(1) 水土压力监测

管片预制过程中在管片外侧埋设振弦式柔压计，用于测量管片外壁承受的总压力(水压力、土压力)。在拱顶、边墙位置共布设4个测点，每测点管片外侧埋设1支柔压计。

(2) 结构内力监测

管片内、外侧各布设1支振弦式钢筋计，测量混凝土内部的钢筋应力。结合管片内部钢筋焊接方法，沿管片环向共布设4个测点，每测点内、外侧钢筋各布置1支钢筋计。

3 水土压力分布特征与计算方法

3.1 监测数据

泥水平衡盾构机通过土仓压力(一般为地层压力的1.0～1.3倍)平衡前方开挖面应力，千斤顶推动刀盘稳定切割土体，盾构机壳体内由千斤顶伸缩完成管片拼装，当盾尾脱离管片时，同步壁后注浆进行围岩与管片孔隙初次填充加固(注浆压力一般为0.2～0.4 MPa)，当盾尾距管片3～5环时，进行二次注浆密实加固。因此，管片拼装初期，受土仓压力、同步注浆及二次注浆压力等施工荷载影响，短期内作用于管片的荷载明显增大，随盾构推进，施工荷载影响减弱，管片水土压力趋于稳定。

水土压力监测时程曲线(图3)较好地反映了施工扰动对管片荷载作用规律。由图3可得：拼装初期(2017年1—3月)为扰动剧烈阶段，荷载波动范围大，为100～150 kPa；2017年3—8月，随着盾构推进，荷载扰动减弱，为20～50 kPa小幅波动；2017年8月至今，施工扰动基本消失，荷载趋于稳定。基于已知测点监测数据通过轨线插值得到受力稳定阶段管片环向水土压力分布，如图4所示。由图4可知：各测点水土压力分布范围为300～350 kPa，受海底风化槽地层差异大、围岩风化破碎、地下水等影响，荷载沿管片环向呈非对称分布，土压力整体呈右大左小、下大上小形态，拱顶水土压力最小，为303 kPa，右边墙水土压力最大，为339 kPa。

图3 水土压力时程曲线

图4 稳定阶段水土压力分布(单位：kPa)

3.2 理论计算及对比

结合监测数据，针对海底风化槽水文地质条件，分别采用水土分算、合算方法分析水土压力分布特征，明确海底风化槽段水土压力计算方法。

荷载主要考虑永久荷载，包括竖向和水平向水土压力、管片自重和地层抗力。

(1) 管片顶部土压力P1

地表至隧道顶的距离hs≥2D(D为管片外径)，但上覆土层以软弱-中等程度的黏性土和松散砂质土为主，根据《盾构隧道管片设计》规定，顶部竖向土压力P1按土柱法计算：

P1=∑γihi

(1)

式中：hi为第i层土的高度(m)；γi为第i层土的重度(kN/m3)，水土合算采用饱和重度，将上部海水层作用考虑为上部堆载，P1=∑γihi+γw(hw-hs)，γw为水的重度(kN/m3)，hw为水位线至隧道顶的距离(m)，水土分算采用浮重度。

(2) 管片底部土压力P2

考虑管片重力，管片底部土压力为顶部土压力与管片自重引起的地基反力之和。

P2=P1+2G/A

(2)

式中：G为管片自重(kN)，G=γh·δ，其中，γh为钢筋混凝土重度(kN/m2)，δ为管片厚度；A为管片表面积(m2)。

管片侧向土压力按照梯形线性分布，计算式如下：

Q1=λP1

(3)

Q2=λ(P1+γD)

(4)

式中：Q1、Q2分别为顶部、底部侧向压力(kPa)；λ为隧道穿越土层的侧压系数；γ为隧道穿越土层的重度(kN/m3)。

(4) 管片水压力

分算时考虑静水压力，即：

Qw=γwh

(5)

式中：h为计算点水头高度。

最后，循环以上步骤直至不再出现新的定位点，通过循环更新替换过程，定位点从曲面的外沿往内延伸，最终由原始定位点及更新后的定位点采样得到完整的待修复曲面模型数据。

地层抗力按非线性地层弹簧考虑，法向受压弹簧刚度系数K0按隧道穿越地层(全风化变质砂岩、强风化变质砂岩)水平基床系数的加权平均进行计算，受拉弹簧系数为0。

K0=∑kihi/D

(6)

采用同济曙光-盾构隧道管片结构计算软件，基于梁-弹簧力学模型，计算参数取值见表1，荷载计算结果见图5，计算荷载下管片变形情况如图6所示。

由图6可知：地层抗力作用下，管片横向扩张受到限制，较竖向位移稍小，呈“横鸭蛋”变形模式。相对水土合算，分算时管片变形整体偏小；合算时管片垂直位移最大为4.2 mm，位于拱顶，分算时为2.0 mm，位于拱底；合算时管片水平位移最大为3.1 mm，分算为2.0 mm，位于边墙。

表1 土层物理力学参数

图5 荷载计算结果(单位：kPa)

图6 计算荷载下管片位移矢量图(单位：mm)

荷载作用下管片两侧横向挤压围岩，围岩产生被动抵抗管片变形的力即地层抗力，地层抗力大小与管片变形成正比。因此，管片承受的荷载为水土荷载与地层抗力之和，即管片背后柔压计感知到的荷载实际上是水压力、土压力和地层抗力之和。

表2为隧道拱顶、拱底和左右边墙4个参考点的理论值与监测值对比结果。由表2可知：总体上理论值略大于监测值，水土合算时理论值与监测值比值为1.04～1.15，分算时为1.04～1.28，由此证明水土合算更适合该工程海底风化槽段水土压力的计算。

表2 计算荷载与监测荷载对比

4 结构内力分析

4.1 稳定荷载下结构内力计算

4.1.1 三维有限元模型

采用荷载-结构法计算，六面体实体单元模拟混凝土管片，杆单元模拟钢筋与接头螺栓，杆单元模拟弯螺栓时，杆单元中心点与弯螺栓一致，长度取弯螺栓在杆单元方向上的投影，为保证简化前后螺栓应力、变形一致，采用等效刚度法对弹性模量进行折减，钢筋、螺栓杆单元设置嵌入管片。管片分块、环间由纵向螺栓连接，切向设置摩擦接触，摩擦系数取0.4，法向为硬接触。管片结构与地层之间设置地层弹簧，同时设置剪切弹簧以约束整环的旋转运动。计算模型见图7。

图7 错缝拼装管片三维精细化有限元模型

4.1.2 本构模型与参数选取

衬砌管片采用混凝土损伤塑性模型，本构关系根据GB 50010-2010《混凝土结构设计规范》(以下简称《规范》)给定的本构模型进行参数标定，螺栓、钢筋采用理想弹塑性模型，混凝土、钢筋、螺栓物理力学参数如表3、4所示。

表3 材料力学参数

表4 混凝土损伤塑性模型参数

4.1.3 计算结果

施工稳定荷载作用下管片与钢筋协同变形，受力模式一致(图8)。

图8 施工稳定荷载下结构应力分布

由图8可知：拱顶、拱底承受正弯矩，外侧受压、内侧受拉；边墙、拱腰承受负弯矩，外侧受拉、内侧受压。管片最大压应力为-11.5 MPa，位于边墙内侧，为C55混凝土轴心抗压强度标准值(35.5 MPa)的32%；钢筋最大拉应力51.4 MPa，位于拱顶内侧，钢筋最大压应力-58.4 MPa，位于边墙内侧，分别为HRB400钢筋屈服强度的12.8%、14.6%。螺栓整体受拉，环向螺栓拉应力大于纵向螺栓，最大拉应力为310 MPa，为拱顶环向螺栓，其值为机械性能8.8级普通螺栓屈服强度的48%。

图9为钢筋应力监测时程曲线，管片拼装初期，受施工扰动，钢筋应力波动较大，随盾构推进，钢筋应力趋于稳定。由图9可知：管片内、外侧钢筋整体受压，内侧钢筋稳定值为-9～-30 MPa，外侧钢筋稳定值为-10～-40 MPa。钢筋最大压应力监测值为-40 MPa，为计算值的70%。

4.2 结构承载性能演化

由上节研究可知施工期稳定荷载作用下，管片呈“横鸭蛋”变形，运营期受周边环境影响，如沉船、潮汐及临近建(构)筑物等影响，竖向土压力P1增大时，管片“横鸭蛋”变形加剧，对结构受力不利。数值计算中，通过增加顶、底荷载P1、P2，研究“横鸭蛋”变形下结构承载状态演化规律，提炼结构安全评价指标，制定分级标准，指导结构安全评价。

图9 钢筋应力监测时程曲线

4.2.1 结构承载状态发展过程

“横鸭蛋”变形加剧过程中主要承载构件受力变形特征如表5所示。结构破坏呈混凝土受压破坏模式，结构各承载构件承载状态发展规律为：① 施工期稳定荷载下初始承载状态；② 裂缝宽度达到0.15 mm；③ 混凝土应力达到35.5 MPa；④ 混凝土应力达到42.6 MPa时，最大接缝张开2.1 mm，最大裂缝宽度0.62 mm，钢筋、螺栓最大拉应力为395.5、631.9 MPa，接近材料屈服强度，结构/构件承载性能降低，从结构安全承载角度认为结构达到极限承载状态，变形继续发展时，结构可能发生失稳破坏。

4.2.2 管片横向变形控制标准

管片主要承载构件承载状态发展与断面变形椭圆度对应关系如图10所示，各承载构件受力与椭圆度大致呈线性关系。管片变形椭圆度为7.4‰～17.2‰，管片受拉区混凝土裂纹宽度为0.15 mm超出设计允许值；管片变形椭圆度>17.2‰，管片承载构件达到设计强度值，甚至开始进入塑性阶段，结构刚度减小，继续加载管片可能产生破坏。

表5 主要构件承载状态与受力、变形对应关系

图10 管片主要构件承载状态与断面变形椭圆度对应关系

综上分析，管片变形椭圆度能较好地反映结构承载状态的演化，因此，确定管片变形椭圆度为管片结构安全评价指标。考虑安全承载性能，承载构件受力不超过设计承载力，椭圆度控制值为17.2‰。

5 结论

该文采用现场监测、理论分析、数值模拟等方法，研究了海底风化槽段结构荷载分布模式，进行了结构内力计算，探明了“横鸭蛋”变形下结构承载状态发展规律，提炼了结构安全评价指标，主要结论如下：

(1) 现场监测发现，管片水土压力变化呈扰动剧烈阶段、扰动减弱阶段、受力稳定阶段，稳定时水土压力分布范围为300～350 kPa，拱顶水土压力最小为303 kPa，右边墙水土压力最大为339 kPa。水土合算时理论值与监测值比值为1.04～1.15，分算时为1.04～1.28，表明水土合算更适合该工程海底风化槽段水土压力的计算。

(2) 施工期稳定荷载作用下，管片呈“横鸭蛋”变形模式，管片最大压应力为11.5 MPa，钢筋、螺栓最大拉应力为51.4、310 MPa，钢筋最大压应力监测值为40 MPa，为计算值的70%，管片各受力结构/构件均处于安全承载范围内。

(3) “横鸭蛋”变形加剧时，结构破坏呈混凝土受压破坏模式，结构各承载构件承载状态发展规律为：① 施工期稳定荷载下初始承载状态；② 裂缝宽度达到0.15 mm；③ 混凝土应力达到35.5 MPa；④ 混凝土应力达到42.6 MPa时，钢筋、螺栓最大拉应力基本达到材料屈服强度，结构处于极限承载状态。

(4) 各承载结构/构件受力与管片横向变形椭圆度大致呈线性关系，提炼管片横向变形椭圆度为结构安全评价指标，考虑结构安全承载性能，控制标准为17.2‰。

跨海地铁隧道受潮汐、淤积、冲刷以及周边工程活动等影响，结构荷载环境复杂多变，结构安全评价涉及多项指标，有必要建立不良地质、周边环境与结构安全的单一指标与多指标结合的综合评价体系，指导隧道养护决策，预测结构长期服役性能。