水下大盾构隧道受力特性分析及变形控制值讨论——以南京五桥夹江水下盾构隧道工程为例

严伟垚， 丁鸿志， 周 全

(南京市公共工程建设中心， 江苏 南京 210019)

0 引言

随着国内基建事业的迅速发展，为加强区域间的沟通联结，越来越多的水下盾构隧道投入建造和运营[1]。水下大直径盾构隧道相较于其他隧道，对变形、接头变位的要求更为严格，且水底环境复杂，潮汐、沉船、河床冲刷淤积都会造成隧道围压变化，导致结构病害发生,危及隧道运营安全，因此，有必要开展大直径水下盾构隧道的力学分析，确定合理的变形控制标准。

何川等[2]论述了盾构隧道服役性能评估等方面的研究进展。林伟波等[3]针对湛江湾跨海隧道开展单环衬砌三维有限元计算工作，研究了不同水位对结构内力分布及接头变位的影响，但未考虑结构的损伤。魏纲等[4]采用修正惯用法，研究隧道上部在偏心荷载作用下堆载大小、位置及隧道埋深对隧道弯矩、轴力的影响。苏昂等[5]对苏通GIL综合管廊隧道的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得到管片轴力-弯矩曲线，以弯矩作为管片结构安全的评价指标，评价结构安全。张鑫海等[6]、王道远等[7]研究了基坑开挖对隧道结构受力变形的影响，提出以三维卸载比预测隧道的收敛变形。刘学增等[8]、赖浩然等[9]通过有限元计算，研究了苏通GIL综合管廊在不同地层下隧道结构横向受力损伤演化规律，采用变形量作为隧道的安全控制指标。王士民等[10]进行了室内模型试验，通过在隧道上施加极限荷载至隧道失稳破坏，探究了盾构隧道管片破坏临界点的分布规律。陈伟杰等[11]分析了基床系数和侧压力系数对盾构隧道变形的影响，发现混凝土屈服是隧道椭圆度-荷载曲线的拐点。王如路等[12]建立了隧道直径变化和混凝土受力、螺栓受力以及接头张开量之间的关系, 提出了以隧道直径变化作为隧道横向结构性态发展的判定指标。张旭辉等[13]采用梁-弹簧模型计算地铁隧道结构横向内力，以接缝张开、螺栓屈服和管片裂缝作为控制依据提出横向收敛指标。

现有关于盾构隧道横向受力变形分析的研究大多基于地铁隧道，而针对目前越来越多的大直径盾构隧道结构却鲜有研究，且多集中于顶部堆载引起的工况，但实际的隧道受力情况复杂多变，桩基施工、近接施工等使得隧道产生不同的变形受力模式。大部分学者以收敛变形制定隧道运营安全评估的等级控制标准，也有学者通过接缝张开量、弯矩等作为控制指标，但考虑到隧道直径的增大，既有控制标准不能直接用于近年来陆续出现的大直径盾构隧道工程。

本文在参考现有技术成果研究思路的基础上，针对南京五桥夹江水下盾构隧道工程建立三维力学有限元模型，研究在不同变形模式下不同地质区段隧道的横向受力、变形特性，并以隧道细部构件承载变形关键节点对应的直径变形比为控制指标，提出不同变形模式下夹江隧道的安全控制标准。

1 工程概况与分析方法

南京长江第五大桥夹江隧道盾构段长1 159 m。隧道穿越的地层主要为②1层软塑状粉质黏土，②2层流塑淤泥质粉质黏土，②3层松散粉砂，③2、③3层粉细砂，③4层粉质黏土等地层，隧道地质纵断面见图1。盾构段隧道衬砌外径为15 m，内径为13.7 m，衬砌厚度为0.65 m，环宽2 m，混凝土强度等级为C60，采用错缝拼装方式，衬砌块共10块，管片采用机械性能为8.8级的M36斜螺栓连接，环向螺栓30颗，纵向螺栓42颗。主筋采用HRB400，衬砌管片外侧主筋的混凝土保护层厚度为50 mm，内侧主筋的混凝土保护层厚度为40 mm。管片的配筋类型有3种，如表1所示。

图1 隧道地质纵断面图(单位： m)

表1 管片配筋

1.1 分析方法及参数取值

根据夹江隧道沿线的地质环境、水文条件、线位走向、隧道埋深等因素，选取6个典型断面作为有限元分析的重点部位。将隧道可能受到的工程活动划分为2类，如图2所示。

(a) 顶底加载

(b) 两侧加载

1)以地表堆载、沉船、河床淤积等为典型代表的顶底荷载增大的情况，计算时顶底荷载在初始埋深荷载下增加至2.5 MPa，侧向荷载保持不变(2.5 MPa为极限荷载，加载至隧道破坏)。

2)桩基施工或其他未知荷载引起的隧道两侧荷载增大的情况，计算时两侧荷载在初始状态侧压力荷载下增加至2.5 MPa，顶底荷载保持不变。

此外，还考虑了江中段河床冲刷以及水位变化带来的结构受力的影响。

本文采用荷载-结构法，通过ABAQUS建立三维有限元计算模型。衬砌采用实体单元模拟，钢筋与接头螺栓采用杆单元模拟，如图 3所示。管片之间设置摩擦接触，摩擦因数为0.3，通过螺栓连接。管片结构与地层的相关作用通过设置地层弹簧模拟，同时设置剪切弹簧以约束整环的旋转运动。管片衬砌采用混凝土塑性损伤本构模型(CDP模型)。混凝土、钢筋、螺栓的物理力学参数、本构模型参数、断面配筋情况见表2—5。

图3 三维有限元模型

表2 材料参数

表3 混凝土塑性损伤本构模型参数

表4 应力-应变-损伤因子关系

1.2 数值模拟模型合理性验证

通过现场实测数据对数值计算的合理性进行论证。图4和图5分别示出实测的混凝土应力和钢筋应力与数值模拟计算结果的对比。由图可知，现场数据在初期变化幅度较大，后逐渐稳定，稳定后的实测数据与数值计算得到的混凝土应力、钢筋应力基本吻合，验证了模型的正确性。

表5 断面配筋

(a) 实测曲线 (b) 混凝土应力对比(单位： MPa)

(a) 实测曲线 (b) 钢筋应力对比(单位： MPa)

2 不同变形模式下结构损伤演化过程分析

2.1 江中河床冲刷和潮汐作用下结构受力变形性能

以断面ZK10+060为例，分析江中河床冲刷和潮汐作用下的结构力学。

2.1.1 冲刷影响

根据河演分析结果，夹江隧道最大冲刷深度为7 m，对于强透水地层，冲刷引起的土压力减小值为70 kPa。如表6和图6—7所示，冲刷引起结构变形减小，应力水平降低，其中螺栓应力最为敏感，应力降低8.7 MPa，钢筋次之，混凝土应力仅减小1.7 MPa。总体而言，冲刷带来的结构变形和应力的变化较小。

表6 冲刷前后结构内力变形对比

图6 冲刷引起的隧道变形

图7 冲刷引起的混凝土压应力

2.1.2 水位变化影响

勘察数据表明，潮汐荷载或洪枯季节水位变化高度为+5.85～-3.37 m，而常水位为+3.00 m，按不透水模式进行分析，结果如图8—11和表7所示。抬升至最高水位时，隧道竖向变形增大，横向变形减小； 混凝土、钢筋压应力略有增大，螺栓拉应力减小。而降至最低水位时，竖向变形减小，横向变形增大； 混凝土、钢筋压应力略有减小，螺栓拉应力增大。这是由于水压力呈现各向同性，水位上升使得隧道竖向变形增加，但侧向约束增大，因此横向变形减小，腰部螺栓应力降低，有利于结构的承载；而水位降低使得隧道竖向变形减小，但侧向约束减小，横向变形增大，螺栓拉应力水平增大。

图8 水位上升隧道变形

图9 水位下降隧道变形

2.2 不同变形模式的影响及差异

本节通过对以地表堆载等为典型代表的顶底荷载增大、侧向荷载保持不变的加载模式，以打桩或其他未知荷载引起的隧道两侧荷载增大、顶底荷载保持不变的加载模式损伤特征进行分析，提炼隧道变形的控制标准，为隧道的安全运营提供参考。由于计算断面较多，以左线陆域段粉砂层断面(ZK9+750)为例进行分析。

图10 水位上升混凝土压应力

图11 水位下降混凝土压应力

表7 水位变化引起结构内力变形对比

2.2.1 “横鸭蛋”变形模式

“横鸭蛋”变形模式下，按照隧道承载、防水的关键节点，隧道的变形一共分为5个阶段，如图12—13所示。

1)初始状态下隧道的竖向变形为13 mm，横向变形为12 mm，即直径变形比达0.8‰(直径变形比是指竖向变形、水平变形较大者与设计直径的比值)，混凝土最大压应力为8.5 MPa，钢筋最大压应力为46.6 MPa，螺栓拉应力最大值为48 MPa，出现在左腰偏下，接缝基本未张开，隧道整体处于弹性变形状态。

图12 断面收敛

图13 混凝土压应力

2)随着顶底荷载增大，当竖向变形为99.1 mm、横向变形为91.4 mm(直径变形比达6.6‰)时，左腰螺栓出现屈服，此时混凝土最大压应力为35 MPa，接近屈服，左腰外侧接缝张开量最大，为3.3 mm。此时，隧道处于轻微破损状态。

3)当直径变形比达7.48‰时，单点混凝土应力达到轴心抗压强度；当直径变形比达8.02‰时，混凝土屈服范围变大(屈服面积大于单块管片面积的1/2)，左腰外侧接缝张开量达3.9 mm。此时，隧道塑性变形加速增大，结构处于中等破损状态。

4)当竖向变形为156.7 mm、横向变形为135.5 mm(直径变形比达10.45‰)时，顶底外侧钢筋出现受压屈服，此时混凝土屈服范围超过一整块管片； 左腰外侧接缝张开量为5.5 mm，结构处于严重破损状态。

5)当竖向变形为224.2 mm、横向变形为183.4 mm(直径变形比达14.95‰)时，管片最大接缝张开量达到8 mm，即防水控制要求限值，螺栓出现多点屈服； 当直径变形比达15.83‰时，钢筋大范围屈服，结构处于危险状态。

2.2.2 “竖鸭蛋”变形模式

两侧加载工况下，隧道的变形可分为5个阶段，如图14—15所示。

图14 断面收敛

图15 混凝土压应力

1)初始状态下隧道的竖向变形为13.1 mm、横向变形为11.7 mm(直径变形比达0.78‰)；混凝土最大压应力为8.5 MPa，钢筋最大压应力出现在左腰内侧，为38.2 MPa；螺栓拉应力水平较低，几乎为0，接缝基本未张开，结构处于弹性变形阶段。

2)随着荷载增大，当竖向变形为0.35 mm、横向变形为1.72 mm(直径变形比达0.11‰)时，管片混凝土压应力达到轴心抗压强度，螺栓拉应力水平很低，接缝未张开；当直径变形比达7.08‰时，混凝土屈服范围扩大(屈服面积大于单块管片面积的1/2)，结构处于轻微破损状态。

3)当竖向变形为110.7 mm、横向变形为118.4 mm(直径变形比达7.89‰)时，拱顶内侧钢筋开始出现受压屈服，右腰内侧钢筋受拉应力最大，为191.4 MPa，此时右腰外侧螺栓应力最大，为586.5 MPa；左腰内侧接缝张开量最大，为3.5 mm，混凝土屈服范围进一步扩大(超过单块管片)，结构进入中等破损状态。

4)当竖向变形为161.0 mm、横向变形为177.1 mm(直径变形比达11.81‰)时，螺栓出现屈服；当直径变形比达到 12.74‰时，螺栓出现多点屈服，左腰内侧接缝张开量达到3.7 mm，结构处于严重破损状态。

5)当直径变形比达13.3‰时，钢筋较大范围出现屈服，左腰内侧接缝张开量达到3.9 mm，结构处于危险状态。

3 结构变形控制标准探讨

3.1 “横鸭蛋”变形模式

在 “横鸭蛋”变形模式下，提取隧道在达到受力变形特征节点的直径变形比如图16所示。可以发现不同断面在达到受力变形特征节点时，直径变形比的分布规律如下。

图16 “横鸭蛋”变形模式下不同断面关键节点直径变形比

1)混凝土受压屈服时，各个典型地质断面的直径变形比分布在7.99‰～9.08‰。其中，左线陆域段粉砂层(ZK9+750)和右线陆域段粉砂层(K10+200)由于覆土较厚，荷载水平较大，混凝土屈服相对较早；而左线江中段(ZK10+060)和右线江中段(K9+915)处于高水压透水地层，由于水压的箍紧作用，混凝土屈服相对深埋段较晚。

2)左线粉质黏土地层(ZK9+360)由于埋深较浅，配筋率较高，屈服也晚于深埋段。接缝张开8 mm、螺栓屈服和钢筋屈服时，对应各个断面的直径变形比分布在9.54‰～15.6‰、10.07‰～12.17‰和15.51‰～17.81‰，各个地层的断面屈服节点也与上述规律一致，不再赘述。

3)除左线粉质黏土层断面外，其他断面的关键节点发生的顺序依次为混凝土屈服、螺栓屈服、接缝张开量达到8 mm、钢筋屈服，但左线粉质黏土层断面接缝张开量达到8 mm(9.54‰)先于螺栓屈服(8.51‰)，主要原因是左线粉质黏土层断面埋深较浅，隧道周围的土对管片侧向约束较弱，因此腰部接缝张开发展较快。

综上，“横鸭蛋”变形模式下，针对不同的地质条件给出夹江隧道直径变形比的安全控制标准，其中，2～5级的上限以隧道达到混凝土屈服、螺栓屈服、接缝张开达8 mm和钢筋屈服对应的直径变形比为参考值，如表8所示。

表8 “横鸭蛋”变形模式下直径变形比控制标准

3.2 “竖鸭蛋”变形模式

在两侧加载作用下，隧道呈现“竖鸭蛋”变形模式，提取隧道在达到受力变形特征节点的直径变形比，如图17所示。可以发现，不同断面在达到受力变形特征节点时直径变形比的分布规律如下。

图17 “竖鸭蛋”变形模式下不同断面关键节点直径变形比

1)“竖鸭蛋”变形模式下，结构达到承载关键节点的时刻明显早于“横鸭蛋”变形模式，这主要是由于在两侧加载过程中，隧道经历了由“横鸭蛋”—“竖鸭蛋”变形模式的转变，从而引起结构损伤，降低了承载力。

2)各个断面达到承载关键节点的顺序一致，依次为混凝土屈服、螺栓屈服、钢筋屈服(“竖鸭蛋”变形模式下接缝均未达到8 mm的防水要求)。但左线粉砂层深埋段和右线粉质黏土层、粉砂层深埋段由于埋深和水位情况较为接近，发生混凝土屈服、螺栓屈服、钢筋屈服对应的直径变形比分布在6.98‰～7.08‰、12.2‰～12.74‰和13.24‰～13.26‰，左线浅埋段发生混凝土屈服、螺栓屈服、钢筋屈服对应的直径变形比为5‰、9.13‰、11.95‰。可以发现，浅埋段的承载关键节点均提前到来，这可能是由于浅埋段荷载水平较低，周围土体对隧道的约束变形能力较小，因而早于深埋段屈服。

综上，不同地层引起的直径变形比差异不大，仅左线粉砂粉质黏土互层地层发生屈服时间节点较早，以严格控制的原则制定“竖鸭蛋”变形模式下的直径变形比分级标准，因此没有按照地层的不同进行区分。“竖鸭蛋”变形模式下，夹江隧道直径变形比的安全控制标准可按照表9执行，其中，2～5级的上限以隧道达到混凝土屈服、螺栓屈服和钢筋屈服对应的直径变形比为参考值。

表9 “竖鸭蛋”变形模式下直径变形比控制标准

现有的《城市轨道交通隧道结构养护技术标准》对管片变形的分级如表10所示，文献[12]以螺栓屈服对应的直径变形比(7.7‰)作为安全控制的控制值，文献[13]提出的控制标准如表11所示。对比目前现有的研究成果及相关规范可知，“横鸭蛋”变形模式的控制标准略高于规范，对于“竖鸭蛋”变形模式，本文提出的控制标准与规范基本一致。

表10 基于管片变形的健康度评定标准

表11 隧道收敛控制指标

在隧道实际运营中，竖向收敛变形的数据由于隧道上方存在烟道板、风机等而难以测量，通常只能获得隧道的横向收敛变形值。可通过数值计算得到的荷载-变形曲线，找到实际测量得到的横向变形对应的竖向变形，从而计算直径变形比，判断隧道安全等级。如图18所示，横鸭蛋变形模式下陆域段隧道5级对应直径变形比为12‰(180 mm)，在相同荷载下对应的横向变形为160 mm(10.67‰)，当现场横向变形测得达160 mm情况下，隧道安全等级即进入5级。

图18 “横鸭蛋”模式下断面收敛

4 结论与建议

本文针对南京五桥夹江隧道，开展了有限元计算，研究了大直径越江隧道在不同加载模式下的结构承载、变形发展规律，并总结了各个地层的承载关键节点，提炼了以变形为基准的安全控制指标。主要结论如下：

1)在河床冲刷7 m作用下，引起的隧道结构变形和内力均有减小，隧道整体上浮2.85 mm，混凝土最大压应力由6.5 MPa降低为4.8 MPa，钢筋最大压应力由35.4 MPa降低为28.5 MPa，螺栓应力最为敏感，由32.3 MPa降低为23.6 MPa。

2)从最高水位+5.85 m到最低水位-3.37 m，隧道竖向变形减小0.27 mm，横向变形增大0.14 mm，总体而言，水位变化对结构的影响较小。

3)根据深埋、浅埋、高水压的地质特征，以混凝土屈服、螺栓屈服、接缝张开8 mm、钢筋屈服4个关键节点的直径变形比为基础，提出了2种变形模式下大直径越江盾构隧道收敛变形的分级标准。

本文只针对结构横向的受力变形进行分析，对于跨度较长的隧道，后续宜开展纵向不均匀沉降和纵向接头的分析，建立相应的评价标准。