下穿河流双线盾构隧道管片力学特性数值模拟研究*

曹志勇，杨江涛，张德强，闫希文

(1.中铁十二局集团第二工程有限公司，山西 太原 030032； 2.同济大学土木工程学院地下建筑与工程系，上海 200092； 3.同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室，上海 200092)

0 引言

盾构隧道在施工期间，由于管片应用，隧道易出现管片接头不连续、约束条件不均匀及施工荷载不明确等问题，从而影响管片力学分布。此外，盾构在下穿建(构)筑物或河流时，由于上部荷载及土层条件，管片极易发生变形破坏，且资料表明管片更易在开挖过程中发生破坏，因此，有必要对下穿盾构隧道管片力学特性进行研究。

目前，针对盾构隧道管片力学特性的研究越来越多。何川等[1]以南京地铁1号线工程为背景，针对盾构管片力学特性进行监测和数值模拟，以研究盾构隧道管片受力特性。陈俊生等[2]利用ADINA建立三维盾构隧道模型，以分析复杂施工荷载条件下盾构管片变形特性。李守巨等[3]以琼州海峡隧道为背景，采用有限元数值方法模拟盾构管片内力分布特征，并进行相关截面设计。宋克志等[4]对盾构隧道施工期间管片的破坏原因进行总结，并结合数值模拟分析，指出盾构推力偏差、注浆压力及盾构机偏移是导致管片出现破坏的主要原因。张鹏[5]依托苏州地铁1号线工程，建立三维有限元模型，分析不同施工工况下管片力学特性，指出管片破坏一般由特殊施工工况导致。唐孟雄等[6]基于监测数据，反算得到管片轴力及弯矩，从而建立不同深度、不同土质下管片内力计算方法。夏炜洋等[7]对高水压作用下管片力学特性进行数值模拟，指出管片力学特性与流固耦合密切相关。叶雅图等[8]针对小半径上下重叠地铁盾构隧道进行内力计算，以进行具体的隧道设计与施工。目前对盾构隧道管片力学特性已有大量研究，但对于复杂地质条件下盾构隧道管片内力及变形还有待进一步研究，此外仍需完善不同因素对管片力学特型的影响研究。

基于前人研究成果，本文以常州市轨道交通2号线下穿京杭运河段为工程背景，利用MIDAS/GTS NX建立有限元模型，分析盾构隧道管片力学特性，并在此基础上，改变上部荷载及注浆压力条件，分析管片力学特性变化情况。

1 工程概况

常州市轨道交通2号线一期工程土建施工M2-GC-TJ-04标段包括两站两区间，即五角场站、红梅公园站—文化宫站—红梅公园站区间、红梅公园站—五角场站区间。本文以红梅公园站—五角场站区间下穿京杭运河段为背景，对小半径盾构隧道管片力学特性进行研究，基于此，提出相应施工控制措施。下穿京杭运河区间地质剖面如图1所示。京杭运河驳岸采用重力式挡土墙结构，基础埋深6.0m。区间采用双线隧道，全长2 879.96m，其中右线长1 453.67m，隧道埋深9.6～20.0m，最小曲线半径R为320m，线路中线间距12～16m，最大纵坡坡度25.1‰，采用盾构法施工，隧道衬砌采用5 500mm长、350mm厚、1.2m宽管片。

图1 区间下穿京杭运河地质剖面(单位：m)

2 有限元模型建立及工况设计

针对小半径盾构隧道管片力学特性，采用MIDAS/GTS NX通用有限元软件建立数值模型并加以分析。基于莫尔-库仑本构模型建立二维盾构隧道模型，如图2所示，为满足圣维南原理，至少选取隧道左右两侧5倍洞径作为模型，故模型高80m、宽140m，河宽30.5m。

图2 计算模型(单位：m)

模型共划分为10个分层，根据地质勘察报告，确定各土层物理力学参数，如表1所示。隧道下穿京杭大运河，采用土压平衡式盾构掘进施工，盾构外径为6.34m，衬砌外径为6.20m，管片采用35cm厚C55混凝土，各管片长1.2m。管片结构弹性模量E为34.5GPa，泊松比μ为0.2，施工期间注浆层弹性模量取1.1MPa，施工完成后，注浆层强度形成，取弹性模量为400MPa。不同材料参数如表2所示。

表1 土层物理力学参数

表2 材料物理力学参数

在建立小半径盾构隧道数值模型基础上，为进一步分析管片内力及变形的影响因素，在考虑上部荷载及注浆压力条件下，设置5种工况，如表3所示，从而分析管片不同位置处内力与变形随上部荷载及注浆压力的变化。

表3 工况设置 kPa

3 结果分析

3.1 管片内力分布

通过MIDAS计算所得管片内力分布可知，不同工况下管片内力分布状态基本一致，因此，本文选取上部荷载20kPa、注浆压力300kPa时，左、右线盾构隧道管片轴力分布如图3所示。左、右线管片轴力分布大抵相同，呈全截面受压状态，其中最大轴力均位于管片左右两侧，左、右线管片最大轴力值分别为1 012.51，1 012.92kN，最小轴力位于管片顶板处，左、右线最小轴力分别为572.68，556.46kN。

图3 轴力分布(单位：kN)

管片弯矩分布如图4所示，左、右线管片弯矩分布情况基本一致，均为拱顶和拱底内部受拉，左、右两侧外部受拉，管片最小弯矩均位于拱顶处，左、右线弯矩最小值分别为25.54，33.80kN·m。左线管片弯矩最大值为41.75kN·m，右线管片弯矩最大值为49.33kN·m，且右线管片弯矩整体大于左线管片，是由开挖顺序所致。

图4 弯矩分布(单位：kN·m)

管片组合应力分布如图5所示，左、右线管片各位置均为压应力。左、右侧应力值最大，其次是拱顶拱底处应力值，左上、左下、右上、右下应力值最小。

图5 组合应力分布(单位：MPa)

3.2 管片变形特征

通过数值模拟，分析盾构管片水平位移、竖向位移及整体变形特征。不同上部荷载及注浆压力下，管片位移及变形特征呈相同规律，因此，选取工况S3(上部荷载20kPa，注浆压力300kPa)对左、右线盾构管片变形特征进行研究。管片水平位移如图6所示，其中左线隧道整体向左偏移，最大水平位移位于管片左侧，约20.32mm，右线隧道水平位移基本呈对称分布，最大位移位于管片左右两侧，约9.42mm。左、右线管片均向外变形，并不向内收敛。左线(先行线)最大变形值比右线最大变形值更大，但相对变形比右线小，说明右线开挖时，盾壳和管片会挤压左侧土体(含管片)，导致左侧土体整体向左偏移。管片竖向变形如图7所示，左、右线管片竖向变形特征基本一致，表现为拱顶处沉降，拱底处隆起，最终拱顶沉降最大值约15.24mm，拱底隆起值约2.83mm；右线最终拱顶沉降最大约17.15mm，拱底隆起值约5.11mm。右线管片拱顶沉降值及拱底隆起值均大于左线管片。

图6 水平位移(单位：mm)

图7 竖向位移(单位：mm)

管片整体变形特征如图8所示，因土体侧压力系数较低，故竖向荷载大于水平荷载，且周围土体刚度较小，故管片整体变形呈压扁状。左线管片左侧变形明显大于右侧变形，且因先施工，在右线隧道施工时，因周围土体受挤压，隧道管片整体左移。右线管片左、右两侧变形大致相同，呈对称分布。

图8 整体变形

3.3 右线开挖前后左线管片变形特征

管片变形特征表明开挖对已有管片变形具有显著影响，为进一步分析开挖对已有管片变形的影响，左线施工完成后，右线尚未开挖时及左、右线均开挖完成条件下，管片水平及竖向位移分布分别如图9,10所示。右线尚未施工时，左线管片水平变形近似呈对称分布，左侧管片向左变形；右线开挖后左线管片整体向左偏移，管片左侧变形值明显增大，而右侧变形则发生偏转，从而导致管片的相对变形值有所减小。对比图7b所示左线隧道管片竖向变形情况，右线开挖后，左线拱顶沉降及拱底隆起均有所降低，表明右线开挖不仅不会加剧左线管片竖向变形，反而有一定的减弱作用。

图9 右线开挖前后左线管片水平位移(单位：mm)

图10 右线开挖前后左线管片竖向位移(单位：mm)

3.4 注浆压力及上部荷载对管片内力的影响

由于左、右线管片内力分布基本一致，因此仅以左线隧道分析上部荷载及注浆压力对管片内力的影响。不同注浆压力及上部荷载条件下管片轴力变化如图11所示，对比S1，S2，S3工况发现，同一上部荷载条件下(均为20kPa)，不同位置管片轴力均随注浆压力的增大而逐渐减小；对比S2，S4，S5工况发现，同一注浆压力条件下(均为300kPa)，不同位置管片轴力随上部荷载的增大而逐渐增大。

图11 不同注浆压力及上部荷载条件下管片轴力变化

不同注浆压力及上部荷载下隧道管片弯矩变化如图12所示，对比S1，S2，S3工况，在同一上部荷载条件下，不同位置管片拱顶及拱底处弯矩随注浆压力增大逐渐减小，管片两侧弯矩则随注浆压力增大而增大；对比S2，S4，S5工况，同一注浆压力条件下，不同位置管片弯矩随上部荷载增大而增大。

图12 不同注浆压力及上部荷载下管片弯矩变化(单位：kN·m)

4 结语

1)盾构隧道管片轴力为全截面受压，其中最大轴力位于管片左右两侧；管片弯矩为上下侧内部受拉，左右侧外部受拉，且右线管片弯矩值整体大于左线管片；管片组合应力值为受压状态，其中最大应力值出现在管片左、右两侧。

2)左、右线管片水平变形有差异，表现为左线整体左移，右线变形呈对称分布。竖向位移中，左、右线均呈对称分布，但右线竖向位移明显大于左线竖向位移，管片整体变形呈压扁状态。

3)开挖对已有隧道内力及变形均有较大影响，开挖右线后，左线管片水平相对变形量有所减小，且右线开挖不仅不会加剧左线管片竖向变形，反而有一定的减弱作用。

4)不同位置管片，轴力随注浆压力增大而减小；弯矩随注浆压力增大，上下侧弯矩逐渐减小，左右侧逐渐增大。

5)随着上部荷载的增大，不同位置处管片轴力及弯矩均有不同程度的增大。