盾构隧道施工阶段相对正常使用阶段, 衬砌结构受到的外部荷载除水土压力、自重、地面超载及地层抗力外, 还包括千斤顶推力、注浆压力、盾壳挤压力、拼装力及其他施工荷载等, 上述荷载大小和方向差异大、具有动态特性且容易受施工时空效应影响。同时, 盾构隧道衬砌是拼装式结构, 构件之间的相互荷载作用会受构件加工质量、拼装方式、拼装精度、接缝构造形式及隧道不均匀变形等诸多因素影响。

本文以上海地铁深埋隧道为工程背景, 考虑盾构机姿态偏离、地层不均匀、纵向荷载差异及构件之间相互作用等因素, 以ANSYS软件为平台, 构建了盾构隧道衬砌三维有限元模型, 分析了千斤顶推力、注浆压力及土层等因素对通缝拼装衬砌力学特性的影响情况, 以期为下一步解决盾构隧道施工期管片破损问题提供分析工具和理论指导。

对盾构隧道施工期衬砌管片影响较大的施工荷载主要有千斤顶推力、注浆压力及周边水土荷载等。

在国内地铁盾构隧道施工中, 千斤顶推力一般为8~15MN, 复合地层推力有时候达到20MN以上, 大型跨江海盾构隧道推力通常都在30MN以上。本文所采取的千斤顶推力为15~40MN。

注浆压力是盾构隧道施工阶段的重要荷载, 对衬砌变形、隧道上浮以及地层变形等具有重要作用。本文注浆压力横向分布设定如图1所示, 图中P_gt为拱顶处的注浆压力, P_gb为拱底处的注浆压力, P_gt一般应大于隧道顶部水土压力, 并且与P_gb之间随深度线性增长。

周边水土荷载采用合算方法。图2所示为衬砌结构周边水土压力分布示意, P₁为上覆水土压力, P₂为底部竖向水土压力, P₃为侧向水土压力, P₄为由深度引起的附加侧向水土压力, P₅为衬砌的重度, P₆为地层变形产生的抗力。

上海地铁盾构隧道衬砌均为通缝拼装, 外径6.2 m, 宽度1.2 m, 厚度0.35 m, 管片材质为C55钢筋混凝土。每环由6块管片组成, 分别为1块封顶块、2块邻接块、2块标准块及1块拱底块, 由12个环缝螺栓和17个纵缝螺栓连接。

盾构隧道施工过程中, 掘进速度一般为7~10环/d, 当前环注浆时, 盾尾后5~10环浆液为流体或半流体状, 为充分考虑浆液的此种特性, 计算模型包含9个衬砌环。为简化计算, 不对螺栓、螺栓孔、手孔、注浆孔及接缝细微结构进行有限元建模。整个模型三维有限元网格如图3所示。

千斤顶推力等效为均布面荷载加载至管片端面的撑靴。土体与管片、管片与管片之间关系采用接触关系模拟。采用等效应力法模拟螺栓与管片的预紧力, 即把螺栓杆因预紧力产生的轴向拉力等效成一个面压力, 然后在管片端面对应螺栓的单元处直接施加等效荷载。

施工阶段盾构衬砌所受荷载在纵向分布如图4所示。图中, 不考虑盾构机内已拼装好的衬砌环, 千斤顶推力直接作用在盾尾脱出后的第1环管片上, 标识为F。第1, 2环刚脱出盾构机, 因注浆时间短且扩散范围不大则浆液仍为流体状态, 注浆压力在其纵向分布均匀, P_bgt和P_bgb分别代表拱顶和拱底注浆压力的最大值。随着注浆时间的延长, 浆液不断扩散并逐渐凝固, 注浆压力慢慢释放至与周围水土压力平衡, 则第3~7环受不均匀注浆压力作用, 变化范围为注浆压力最大值至水土压力值, 变化趋势设定为线性。第1~7环所受注浆压力横向分布如图1所示。从第8环开始, 浆液已经完全凝固, 与周边土体共同对衬砌外表面施加压力, 则第7, 8环的荷载全部为周边水土压力, 其横向分布如图2所示。最后1环 (第9环) 端面沿轴向进行约束, 即衬砌结构整体不产生轴向刚体位移。

模型中荷载计算采用的地层参照对象为上海黄浦江底的软土, 具体水土压力值如表1所示, 表中符号的意义如图2所示。

千斤顶推力在3种状况下对衬砌力学特性影响较大: (1) 推力值过大; (2) 加载不均匀; (3) 加载方向偏离隧道中心线。

千斤顶总推力值J分别取14 740, 22 000, 33 000 k N及37 554 k N, 图5为J等于14 740 k N的管片总位移分布云图, 其他类似, 表2所列为几个代表性计算值。分析可知, 越靠近千斤顶位置衬砌环, 管片总位移越大, 且主要为y轴正向位移。随着千斤顶总推力增大, 管片总位移变化较小, 而应力却有所增大。因此, 千斤顶推力过大时, 造成管片轴向的挤压, 增大管片应力, 局部混凝土容易应力集中, 严重时可能会产生破损。

封顶块撑靴处千斤顶推力K分别为670, 1 500 k N及1 707 k N, 其他撑靴为1 000 k N。图6为K=1 707 k N的管片应力分布云图, 其他类似, 表3所列为几个代表性计算值。可知, 随着不均匀推力加大, 管片之间纵向位移差有增大趋势。当位移差累积量较大, 即产生管片纵向错台。与均匀作用相比, 位于千斤顶荷载不均匀处的撑靴应力会明显偏大, 如图5所示封顶块中间位置。

管片与盾构机的偏角斜率允许值为2%, 千斤顶推力方向与隧道轴线的偏角斜率L分别取为0.5%, 1%, 1.5%及2%, 沿z轴正向偏向x轴正向。图7给出了L为2%时管片总位移分布云图。可知, 管片总位移呈现明显不对称分布, 以yz面为对称面, 推进方向右侧的总位移远大于左侧, 接近千斤顶位置的衬砌环, 不对称形态更明显。当千斤顶推力方向与隧道轴线不一致时, 轴线两侧管片受力即会不均, 管片将承受一定弯矩甚至扭矩, 相邻管片之间出现位移差, 如差值过大, 容易造成管片纵缝张开。

根据李志明等的观点, 当拱顶注浆压力为0.16 MPa时, 拱底则为0.231 MPa, 本文拱顶注浆压力P_gt与拱底注浆压力P_bt的值采用相同比例。表1中的拱顶水土压力P₁等于456k Pa, 则P_gt应大于P₁, 注浆压力计算工况如表4所示。

分析结果可知, 在各类施工荷载共同作用下, 管片力学性能对注浆压力表现出较高敏感性, 图8给出了3个注浆压力工况下管片总位移最大值变化趋势, 可以看出, 随着注浆压力渐渐加大, 管片的总位移最大值均不断增大, 而且位移量的增幅略大于注浆压力的增幅, 这说明注浆压力越大, 管片的力学性能对其敏感性越大。注浆压力过大时, 容易引起管片产生破损、接缝张开或错台等各类病害, 在施工过程中, 仍需防止极大注浆压力的出现。

为分析盾构隧道周边土体对管片施工期力学性能的影响, 选择上海软土中的 (6) 黏土层、 (7) ₁砂质粉土层及 (7) ₂粉细砂层作为计算分析土层。根据许宏发等的研究成果, 3个土层的摩擦系数分别取为0.3, 0.5及0.8。

最远离千斤顶位置的两环管片与土体直接接触, 土层属性对其力学性能影响最大, 为了使分析更有针对性, 计算结果只取第8环和第9环等两环的数据, 图9给出了不同土层下管片的总位移最大值变化趋势。分析可得, 位于黏土层中管片的总位移最大值最大, 而位于粉细砂层中管片的总位移平均值及最大值最小, 但总体来讲, 3个土层中管片的总位移平均值及最大值相差不大, 这说明土层对管片总位移影响较小。

本文的计算参数均来自上海地铁深埋隧道, 为了验证计算模型的合理性, 取某穿越黄浦江地铁隧道的连续35环管片实测位移数据进行分析, 全部数据均在拼装施工完成3周内观测所得。

如图10所示, 实测y方向位移量 (计算模型平均约6mm) 整体大于实测x方向位移量 (计算模型平均约1.6mm) , 与图5, 7以及表2, 3的计算结果基本符合。

实测数据中, 注浆压力值有0.34, 0.37, 0.39 MPa及0.4 MPa等4种情况, 相同注浆压力值下的管片环作为1组, 求每组x及y方向实测位移量的平均值, 与注浆压力的关系如图11, 12所示。由图可知, 随着注浆压力值的增大, 实测y方向的平均位移量不断增大, 而实测x方向的平均位移量却几乎没有变化, 只是当注浆压力为0.4MPa时, 408~413号管片环受施工停顿影响而造成平均位移值过大。这一结论与计算模型得出管片位移以竖向为主的观点一致。

综上所述, 计算结果与实测结果有较好吻合度, 说明本文数值计算模型是合理的。

本文结合上海地铁盾构隧道, 对通缝拼装的九环衬砌结构模型进行数值计算, 分析3类因素对施工期管片力学性能的影响, 给出如下结论和建议。

1) 千斤顶推力过大和不均匀加载对管片纵向变形影响较大, 不均匀加载还会导致管片错台, 而千斤顶推力偏离轴线则会导致管片接缝张开。3种情况都会引起管片局部应力集中, 导致管片破损, 而偏离轴线的影响则更为突出。

2) 当注浆压力出现过大值时, 管片位移会非常大, 容易形成各种病害现象。管片所在土层特性对其变形则较少产生直接影响。

3) 注浆压力、千斤顶推力对管片内力及变形均有较大影响, 且变形以竖向位移为主。施工时应合理选择注浆压力值, 并保证压力值稳定, 严防极大值出现。在满足正常推进的前提下, 应尽量减小千斤顶推力值, 保持推力方向与轴线一致, 降低加载不均匀产生的附加荷载作用。