第 7 期徐国文, 等. 接头抗弯刚度非线性及渗水影响下盾构隧道力学行为分析 1203 接成管片环, 再通过纵向接头将管片环以通缝或错缝方式拼装而成 [1], 接头位置处在长期运营过程中易发生渗漏 [2] [3] 刘印等对上海地铁的渗漏水情况进行统计, 发现接头渗水占约总渗水的 80%~90%;

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顾妙孟
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1 第 38 卷第 7 期岩土工程学报 Vol.38 No 年.7 月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering July 2016 DOI: /CJGE 接头抗弯刚度非线性及渗水影响下盾构隧道力学行为分析徐国文, 卢岱岳 ( 西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室, 四川成都 ) 摘要 : 盾构隧道在运营过程中会出现局部渗漏水, 对结构的长期安全性有较大影响目前渗漏水研究中, 难以对局部渗漏及盾构隧道的力学特性同时进行准确的模拟针对该现状, 提出一种组合模拟方法, 即渗流计算时, 管片结构采用均质圆环模型, 在局部接头处设置相应的渗流路径 ; 而在力学计算时, 关闭渗流场, 将管片结构的均质圆环模型替换为考虑接头抗弯刚度非线性的壳弹簧接触地层模型, 迭代计算达到平衡采用该方法对不同渗流量及渗漏位置情况下, 隧道周围孔隙水压力分布规律及结构的力学行为进行了对比分析分析结果表明 : 渗漏量越大, 孔隙水压力降低越明显, 结构内力变化越显著, 且拱腰附近接头渗水对结构内力的影响程度大于拱顶与拱底附近接头渗水 ; 各接头渗水时, 影响区域的划分表现出一致性, 即以渗水接头为中心, 两侧各 36 的区域为严重影响区域 ; 与严重影响区域相连, 两侧各 48,60 区域为一般影响区域, 剩余区域为微弱影响区域复合地层情况下, 与静水压力工况相比, 上半部分渗水导致结构上侧正弯区域增加, 下半部分渗水导致结构下侧正弯区域增加, 且轴力沿全环分布不均, 渗漏侧轴力平均值小于非渗漏侧轴力, 对管片结构受力不利关键词 : 盾构隧道 ; 非线性 ; 抗弯刚度 ; 接头渗水 ; 内力中图分类号 :TU471 文献标识码 :A 文章编号 : (2016) 作者简介 : 徐国文 (1988 ), 男, 博士研究生, 主要从事隧道与地下工程方面的工作 xgw80033@163.com Mechanical behavior of shield tunnel considering nonlinearity of flexural rigidity and leakage of joints XU Guo-wen, LU Dai-yue (Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering, Ministry of Education, Southwest Jiaotong University, Chengdu , China) Abstract: Partial leakage during operation of shield tunnel has great impact on the long-term safety of structures. It is difficult to simultaneously simulate partial leakage and mechanical properties of shield tunnel accurately. Hence, a combined simulation method is proposed. For partial leakage simulation, the homogeneous ring model is used and the corresponding seepage path is set at joint position. For mechanical calculation, a shell-spring-contact-ground model considering the nonlinearity of flexural rigidity of segment joints is established to replace the homogeneous ring model. The real stress state of lining is obtained by iterative calculation. The distribution of pore water pressure around tunnel and the mechanical behavior of structures are analyzed under different seepage flows and leakage locations. The results show that the pore water pressure decreases more significantly and the internal force of structures changes more obviously with the increasing seepage. The leaking joint close to tunnel hance has more obvious effect on its internal force. The affected areas of joint leakage exhibit consistency. Taking the leaking joint as the center, the 36-degree areas at its both sides are severely affected, the 48-degree and 60-degree areas are generally affected, and the remaining areas are weakly affected. For the composite strata, compared with these under hydrostatic pressure conditions, the upper and lower leakages lead to the increase of upper and lower positive bending areas, and the distribution of axial force along the whole ring is uneven. The average axial force at the leakage side is less than that at the non-leakage side, which is unfavorable to the safety of segment structures. Key words: shield tunnel; nonlinearity; flexural rigidity; joint leakage; internal force 0 引言盾构隧道采用环向接头将多个弧形的衬砌管片拼基金项目 : 国家自然科学基金面上项目 ( ); 中央高校基本科研业务费专项资金资助项目 ( CX070) 收稿日期 :

2 第 7 期徐国文, 等. 接头抗弯刚度非线性及渗水影响下盾构隧道力学行为分析 1203 接成管片环, 再通过纵向接头将管片环以通缝或错缝方式拼装而成 [1], 接头位置处在长期运营过程中易发生渗漏 [2] [3] 刘印等对上海地铁的渗漏水情况进行统计, 发现接头渗水占约总渗水的 80%~90%;Mair [4] Shin [5] 通过调研发现, 盾构隧道渗水主要发生在管片接头螺栓孔等局部区域接头渗漏会导致衬砌结构周围的水压力发生变化, 结构承受的水压力不再满足目前设计中通用的分布形式 [6], 导致管片结构的椭变及侧向移动 [7], 进而 [8] 导致结构内力发生变化 Wongsaroj 等通过数值计算发现, 长期渗漏过程中, 隧道顶部的轴力对衬砌的渗 [9] 透系数最为敏感 ; 黄宏伟等研究发现, 渗漏使管片 [10] 的轴力与弯矩都产生了较大变化 ;Li 等采用理论分析对不同渗透系数下结构的内力随渗漏时间的变化情况进行了研究同时, 管片接头抗弯刚度具有明显的三维特性 [11-12], 其量值为管片衬砌接头处所受弯矩和轴力的函数接头渗漏导致结构内力随着时间不断变化, 使得管片接头抗弯刚度的取值随之发生变化而目前的结构设计中多将接头抗弯刚度取为一恒定数值代入整环模型中进行计算 [13], 这种设计方法对于渗漏情况下管片力学机理的研究是不适合的对于盾构隧道局部渗漏水问题, 国内外学者作了大量的研究经调研发现, 主要存在着两个方面的问题 :1 渗漏大多采用衬砌等效渗透模拟的思路实现, 该方法得到的隧道周围水压力与实际分布有一定偏差 ;2 在计算盾构隧道受力时, 大多采用均质圆环模型, 该模型难以反映出盾构隧道复杂的力学机理如张冬梅等 [2] Mair [4] [5] Shin 等学者在研究中, 均采用了衬砌等效渗漏的均质圆环模型为了更为准确的研究接头渗漏对衬砌结构内力的影响, 本文提出了一种新的模拟思路即渗流计算时, 通过设置管片接头的渗漏路径, 实现接头的局部漏水 ; 力学计算时, 采用基于接头抗弯刚度非线性的壳弹簧接触地层模型, 实现对管片力学特性的准确模拟将该方法与狮子洋隧道工程相结合, 对不同渗流量不同渗漏位置等情况下盾构隧道衬砌周围孔压及隧道力学机理进行了分析 1 计算方法 1.1 工程背景以广深港狮子洋隧道作为原型, 其主体结构采用单层装配式钢筋混凝土平板型衬砌如图 1 所示, 结构外直径 10.8 m, 内直径 9.8 m, 厚度 50 cm; 采用分块形式, 其中封顶块圆心角 , 邻接块和标准块中心线圆心角均为 , 管片幅宽 2 m; 纵缝布置 24 颗环向螺栓, 环间设置纵向螺栓 22 颗图 1 狮子洋隧道管片衬砌分块图 Fig. 1 Diagram of segment lining of Shiziyang tunnel 1.2 管片模型的建立管片结构内力计算采用壳弹簧接触地层模型, 如图 2 所示其中管片采用 FLAC 3D [14] 中的 liner 单元进行模拟, 该单元不但能承受主方向的拉压应力, 还能模拟管片与土体之间的摩擦相互作用, 能够较为真实的反应结构与土体间的相互作用关系壳单元与地层间通过地层弹簧相连, 管片间通过接头弹簧相连每个接头有 6 个自由度, 分别为 x,y, z 方向的切向自由度以及绕 x,y,z 方向的旋转自由度, 6 个自由度可以由管片间连接弹簧的 6 个刚度表示现有的力学模型中 [15], 多考虑旋转弹簧 (k R0, 即抗弯刚度 ), 轴向弹簧 (k A, 即抗压刚度 ) 以及径向弹簧 (k R, 即抗剪刚度 ) 对结构力学特性的影响因此, 本文接头刚度特性主要由这 3 个弹簧表示, 而 y 方向的切向弹簧以及绕 x,z 轴旋转的旋转弹簧设定为刚接 1.3 接头刚度的确定 [16] 封坤采用自行研制的多功能原型组合加载试验系统对狮子洋隧道管片接头进行了抗弯加载试验本文接头抗弯刚度取值就是基于该实验结果, 先将其简要引述图 3 为接头刚度与弯矩轴力关系图从图中可以看出, 接头抗弯刚度并非恒定值, 其与弯矩跟轴力水平密切相关在轴力一定的情况下, 管片接头抗弯刚度随着弯矩 M 的增大逐渐减小, 后趋于稳定 ; 在弯矩一定的情况下, 管片接头刚度随着轴力的增大而增大接头的抗剪刚度与抗压刚度随着外荷载的增加也具有一定的非线性 [17] 文献 [18] 研究表明, 抗剪与抗压刚度的非线性对结构内力的影响可以忽略因此, 本文在计算中将其取为定值

4 岩土工程学报年图 2 壳-弹簧-接触-地层模型 Fig. 2 Shell-spring-contact-ground model 均质渗透系数图 4 实体模型法 Fig. 4 Entity model 2 组合模式隧道开挖之前与结构单元此时未激活相连的实体单元采用土体的力学参数与渗透系数隧道开挖之后激活结构单元此时这部分实体单元的力学参数不变渗透系数变为衬砌的等效渗透系数[8] 通过分析可知实体模型法容易设置渗流路径和渗流参数也是国际隧协推荐的盾构隧道设计方法之一但其难以反映接头的力学性态组合模型采用结构单元模拟管片的受力采用实体单元模拟衬砌的渗流但由于结构单元处于实体单元内侧作用在结构单元上的水压力与实际有差别图 5 图 3 接头刚度与弯矩轴力关系 Fig. 3 Relationship among rigidity, bending moment and axial..force 1.4 渗流的实现由于结构单元没有水压自由度不能模拟地下水渗入管片前人的研究中渗流的实现多采用以下两种方法 1 实体模型法如图 4 所示采用实体单元模拟衬砌对模型接头处的刚度 Ej 进行弱化使得衬砌圆环整体刚度等于均质圆环刚度 Ee[9] 然后将盾构隧道的渗流简化为等效渗流的形式根据给定流量多次试算得到衬砌的图 5 组合模式 Fig. 5 Combination model 在前述方法的基础上本文提出一种新的模拟方法即分离模拟法图 6 具体步骤为 1 渗流计算时管片结构采用均质圆环模型

5 第 7 期徐国文, 等. 接头抗弯刚度非线性及渗水影响下盾构隧道力学行为分析 1205 在局部接头处设置相应的渗流路径 (2) 力学计算时, 关闭渗流场, 将均质圆环模型替换为壳弹簧模型, 迭代计算达到平衡渗漏计算开始时接头刚度值 ; 若两次刚度值差别较大, 则重新计算 (2) 渗漏及力学计算 a) 设定渗漏路径, 确定渗流计算时间 b) 在计算时间步内, 根据接缝处管片内力调整接头抗弯刚度值, 直至达到规定计算时间图 6 分离模拟法 Fig. 6 Separation simulation 1.5 接头抗弯刚度非线性及渗流作用算法的实现本文考虑接头抗弯刚度非线性及渗水影响下盾构隧道力学行为的计算过程见图 7 2 数值模型的建立 2.1 整体模型的建立隧道拱顶埋深 25 m, 其中地层采用实体单元, 本构关系采用 Mohr Coulomb 模型, 而管片衬砌采用弹性模型流体采用各项同性渗流模型, 并认为颗粒不可压缩, 即取 Biot 系数 =1 土体饱和度取为 1 计算模型见图 8, 围岩参数如表 1 所示力学边界条件为 : 上表面为自由面, 侧面及底面施加法向约束, 初始地应力取自重应力渗流边界条件为 : 上表面为透水边界, 水头固定为 10 m, 侧面及底面为不透水边界, 开挖临空面孔隙水压力固定为 0, 初始渗流场取静水压力场图 8 数值模型 Fig. 8 Numerical model 2.2 接头局部渗透系数的设置研究接头渗漏位置与流量大小对结构的影响, 隧道的渗水量取为 0.05,0.1,0.2 L/(m 2 d), 接头渗漏位置分别为接头 1,2,3,4, 如图 9 所示除接头渗漏外, 管片环其余部位均不漏水根据流量相等原则, 通过试算得到接头的渗透系数如表 2 所示图 7 计算流程图 Fig. 7 Flow chart of calculation (1) 确定渗漏计算开始时接头的刚度值 a) 建立力学模型, 给定接头抗弯刚度初始值, 并带入模型进行计算, 得到接头处管片结构内力 b) 将结构内力值带入三维曲面, 双向内插得到更新后的抗弯刚度值, 并将其带入模型进行计算 c) 比较第 j 步与 j+1 步接头抗弯刚度值, 如果两次计算的刚度值逼近, 则退出迭代, 此时刚度值则为 3 计算结果分析 3.1 孔隙水压力分布图 9 接头位置图 Fig. 9 Joint position

6 1206 岩土工程学报 2016 年表 1 围岩参数 Table 1 Parameters of rock 类别变形模量天然重度黏聚力内摩擦角泊松比渗透系数孔隙率 E 0 /MPa γ/(kn m -3 ) c/kpa φ/( ) μ k/(m d -1 ) n 砾石卵石层黏性土层泥质粉砂岩层表 2 工况设置工况渗水位置 Table 2 Calculation cases 渗透系数 /(m d) 0.05 L/(m 2 d) 0.1 L/(m 2 d) 0.2 L/(m 2 d) 1 接头接头接头接头图 10 为不同渗流量及渗漏位置下衬砌背后孔隙水压力分布雷达图, 图 11 为 Q=0.2 L/(m 2 d) 时衬砌外侧水压力展布图及隧道周围孔隙水压力图通过分析发现, 水压力变化存在如下规律 : (1) 接头渗水会导致接头附近的孔隙水压明显减小从图 11 可以看出, 接头 1,2,3,4 渗水导致接头孔隙水压相对于静水压力分别减小了 , ,293.51, kpa (2) 从图 11 中隧道周围土体孔隙水压分布云图可以看出, 不同接头渗流位置对隧道周围土体孔压分布有较大影响, 主要表现在孔隙水压分布形态差异很大 (3) 从图 10 可以看出, 隧道接头渗漏量越大, 衬砌外侧水压力减小越多以接头 2 渗水为例, 当渗漏量为 0.05,0.1,0.2 L/(m 2 d) 时, 接头 2 处孔隙水压相对于静水压力分别减小了 76.1,146.3,290.6 kpa (4) 根据孔隙水压减小值与静水压力的比值, 将渗水的影响划为 3 个等级 :A 为严重影响 ( 当孔隙水压改变值为初始值的 30% (Q=0.2 L/(m 2 d)) 20% (Q=0.1 L/(m 2 d)) 10%(Q=0.05 L/(m 2 d)) 以上 );B 为一般影响 ( 当孔隙水压改变值为初始值的 5%~ 10%);C 为微弱影响 ( 当孔隙水压改变值小于初始值的 5%) 图 10 衬砌背后水压力分布图 Fig. 10 Distribution of water pressure of lining 从图 10 可以看出, 各接头渗水时, 影响区域表现出一致性, 即以渗水接头为中心, 两侧各 36 的区域为 A 区域 ; 与 A 区域相连, 两侧各 48,60 区域为 B 区域, 剩余区域为 C 区域 3.2 结构内力分析渗漏导致衬砌结构所受内力不断发生变化, 内力的变化会引起接头刚度的变化, 而接头抗弯刚度对结构内力又有较大影响因此, 结构内力的变化是渗流与接头刚度共同作用的结果

7 第 7 期徐国文, 等. 接头抗弯刚度非线性及渗水影响下盾构隧道力学行为分析 1207 图 11 隧道衬砌外侧水压力 (Q=0.2 L/(m 2 d)) Fig. 11 Water pressures of outside part of lining(q=0.2 L/(m 2 d)) 图 12 为 Q=0.2 L/(m 2 d) 时结构内力随渗流时间变化曲线, 表 3 为各工况下结构内力值, 可以得到如下结论 : (1) 衬砌结构的内力随着渗流时间的增加而增加, 当达到稳定渗流状态时, 结构内力值趋于稳定, 从图 12 可以看出, 隧道达到稳定渗流的时间大致在 2000 d 左右图 12 内力随渗流时间变化曲线 (Q=0.2 L/(m 2 d)) Fig. 12 Variation of internal force with seepage time (Q=0.2 L/(m 2 d)) (2) 综合对比接头不同渗漏位置下结构内力值可知, 接头 2,3 渗漏对结构内力的影响大于接头 1,4 渗漏的影响如 Q=0.2 L/(m 2 d) 时, 接头 2,3 渗漏对应的最大正负弯矩分别为 542,574 kn m 和 -439,-445 kn m, 最大轴力为 6000,6300 kn; 而接头 1,4 渗漏对应的最大正负弯矩分别为 480,502 kn m 和 -403, -380 kn m, 最大轴力为 5000,5310 kn 现对其原因分析如下 : 对盾构隧道而言, 由于其为圆形结构, 水压在一定程度上对结构受力有环箍作用而由于接头渗水, 在渗流影响区域内结构的环箍作用减弱, 导致结构受力变大在静水压力下, 结构典型受力如图 13 所示可以看出, 接头 1,4 处于正弯矩区, 而结构 2,3 处于负弯矩区因此, 环箍力的减弱对 2,3 的影响大于 1, 4 渗漏的力学机理在一定程度上可以与衬砌背后存 [19] 在注浆缺陷进行类比张建刚对衬砌拱顶拱肩及拱腰有注浆缺陷下衬砌结构的内力值进行对比分析发现, 拱腰注浆缺陷对管片衬砌结构受力为最不利其 3 种工况可对分别应于接头 1 接头 2 接头 3 渗水, 从表 3 的结果可知, 接头 3 渗水对结构受力最为不利两者结果具有一定的相似性渗水位置接头 1 接头 2 接头 3 接头 4 表 3 各种工况下衬砌内力统计表 Table 3 Internal forces under various cases 渗流量 /(L m -2 d -1 ) 最大正弯矩 /(kn m) 最大负弯矩 /(kn m) 最大轴力 /kn 相同接头位置渗漏情况下, 结构受力随着渗流量的增加而增加, 以接头 2 渗漏为例, 当渗漏量为 0.05, 0.1,0.2 L/(m 2 d) 时, 结构的最大轴力增加量为初始状态的 40%,43%,50%, 最大正弯矩增加量分别为初

8 1208 岩土工程学报 2016 年始状态的 15.7%,23.7%,54.8%, 最大负弯矩增加量分别为初始状态的 18.7%,37.8%,90.8% 图 13 静水压力下结构弯矩图 Fig. 13 Bending moments under hydrostatic pressure 图 14 为 Q=0.2 L/(m 2 d) 时, 采用刚度迭代算法与刚度恒定算法的结构内力比较结果迭代算法的初始刚度取为 10 MN m rad -1, 恒定算法的刚度分别取为 10, 50 MN m rad -1 从图中可以得出以下结论: (1) 接头抗弯刚度对结构弯矩影响较大, 而对轴力影响较小 (2) 保持接头刚度不变, 结构内力也随着渗漏时间的增加而增加, 说明了管片渗漏过程中, 存在着渗漏与接头刚度的耦合作用 (3) 在渗流计算时间内, 恒定算法中, 当接头刚度取为 50 MN m rad -1 时, 结构内力值一直大于迭代算法 ; 当接头刚度取为 10 MN m rad -1 时, 结构内力值一直小于迭代算法下面对其原因进行分析 : 图 15 为 Q=0.2 L/(m 2 d) 时接头 2 抗弯刚度随渗流时间变化图, 可以看出, 随着渗流时间的增加, 接头的抗弯刚度不断增大, 从 10 MN m rad -1 增加至 MN m rad -1 其值在计算过程中一直大于 10 MN m rad -1 且小于 50 MN m rad -1, 因此出现上述结果由前述结果可知, 接头抗弯刚度渗流量以及渗漏位置 3 个因素对结构的内力都有较大的影响现以接头 2 渗漏且 Q=0.2 L/(m 2 d) 为例, 对其敏感性进行比较, 结果如图 16 所示图 16 中, 纵坐标比值为各种工况下计算结果与基准值的比值其中红色柱状体为基准值, 即接头 2 渗漏采用迭代算法且 Q=0.2 L/ (m 2 d) 时的值可以看出, 接头刚度对结构内力影响最为显著, 其次为渗流量, 而渗漏位置的影响最小图 15 接头 2 抗弯刚度随渗流时间变化 Fig. 15 Variation of flexural rigidity of joint 2 with seepage time 图 16 敏感性分析 Fig. 16 Sensitivity analysis 图 14 接头抗弯刚度对结构受力影响 Fig. 14 Influence of flexural rigidity of joints on internal force 4 复合地层条件下渗流影响分析狮子洋隧道在开挖方向上存在着多种不同性质地层组成的复合地层 [20] 文献[21] 采用模型实验, 对狮子洋隧道在粉质砂土与泥质粉砂岩交替地层情况下, 衬砌纵向不均匀沉降和管片纵向弯矩的大小进行了研究结果发现, 隧道处于软硬交界地层中时, 较大的

9 第 7 期徐国文, 等. 接头抗弯刚度非线性及渗水影响下盾构隧道力学行为分析 1209 沉降量与弯矩均发生在软土侧隧道的纵向不均匀变形导致横断面上侧与下侧接缝变形向着不同方向发展隧道在下凸变形部位会出现下侧接缝张大, 上侧接缝变小, 导致隧道下侧渗流加重 ; 反之会出现上侧渗漏加重因此, 本节的模拟分为两种工况 :1 隧道上半部分接头渗漏, 下半部分接头不渗漏 ;2 隧道上半部分接头不渗漏, 下半部分接头渗漏流量均取为 0.2 L/(m 2 d) 图 17 为计算得到的孔隙水压力图, 从图中可以看出, 隧道上下部分渗水时, 隧道周围孔隙水压及衬砌结构所受水压力差异很大隧道上部分渗水时, 衬砌外侧水压力分布总体上为一正弦曲线 ; 而当隧道下部分渗水时, 衬砌外侧水压力分布总体较为均匀, 仅在 4 个渗漏接头处形成 4 个峰谷点将图 17 与图 11 对比可以发现, 当渗水只发生在一处接头时, 接头周围的孔隙水压力减小非常明显 ; 而当渗流发生在多处接头时, 各接头处孔隙水压减小值均低于一处接头分布较为均匀, 而两种渗水工况下, 轴力沿全环分布不均, 渗漏侧轴力平均值小于非渗漏侧轴力, 对管片结构受力不利表 4 内力统计表 Table 4 Interanl forces 最大正弯矩最大负弯矩最大轴力最小轴力渗水位置 /(kn m) /(kn m) /kn /kn 未渗水上半部渗水下半部渗水图 18 衬砌结构内力图 Fig. 18 Internal forces of lining 图 17 孔隙水压力图 Fig. 17 Pore water pressure 表 4 为 3 种工况下统计的结构内力, 可以看出, 上半部分渗水与下半部分渗水情况下, 结构的内力值都有很大变化, 且上半部分渗水对结构内力影响更为显著图 18 为衬砌结构内力图, 可以看出, 渗漏对结构弯矩及轴力分布形态有一定影响从图 18(a) 可知, 与静水压力工况相比, 上半部分渗水导致结构上侧正弯区域增加, 下半部分渗水导致结构下侧正弯区域增加从 18(b) 可知, 静水压力工况下, 结构轴力全环 5 结论及讨论提出一种组合模拟方法, 即渗流计算时, 管片结构采用均质圆环模型, 在局部接头处设置相应的渗流路径 ; 在力学计算时, 关闭渗流场, 将管片结构的均质圆环模型替换为考虑接头抗弯刚度非线性的壳弹簧接触地层模型, 迭代计算达到平衡采用该方法对接头不同渗流量及渗漏位置情况下, 隧道周围孔隙水压力分布规律及结构的力学行为进行了对比分析, 得到以下结论 : (1) 渗漏量越大, 孔隙水压力降低越明显, 结构

10 1210 岩土工程学报 2016 年内力变化越显著, 且拱腰附近接头渗水对结构内力的影响程度大于拱顶与拱底附近接头渗水 (2) 各接头渗水时, 其划分的影响区域表现出一致性, 即以渗水接头为中心, 两侧各 36 的区域为严重影响区域 ; 与严重影响区域相连, 两侧各 48,60 区域为一般影响区域, 剩余区域为微弱影响区域 (3) 接头抗弯刚度渗流量以及渗漏位置对结构的内力都有较大的影响通过敏感性分析发现, 接头刚度对结构内力影响最为显著, 其次为渗流量, 而渗漏位置的影响最小 (4) 复合地层情况下, 与静水压力工况相比, 上半部分渗水导致结构上侧正弯区域增加, 下半部分渗水导致结构下侧正弯区域增加, 且轴力沿全环分布不均, 渗漏侧轴力平均值小于非渗漏侧轴力, 对管片结构受力不利 (5) 渗漏对水压力分布的大小或程度的影响与周边土层的性质相关联, 如渗透系数以接头 1 渗水为例, 笔者比较了 3 种地层渗透系数情况下水压力的分布情况即在原文工况的基础上, 渗透系数增大 10 倍 100 倍假定接头渗透系数不变, 得到的孔隙水压力分布如图 19 所示从图中可以看出, 若周边土层渗透系数很大, 渗漏的水量很快得到补充, 则对水压力分布的影响就较小, 相应的对结构受力影响也就更小图 19 孔隙水压力比较 Fig. 19 Comparison of pore water pressure 因此, 在实际工程中, 要结合具体的地层进行针对性分析参考文献 : [1] 张凤祥, 朱合华, 傅德明. 盾构隧道 [M]. 北京 : 人民交通出版社, (ZHANG Feng-xiang, ZHU He-hua, FU De-ming. Shiled tunnlling method[m]. Beijing: China Communications Press, (in Chinese)) [2] 张冬梅, 黄宏伟, 杨俊. 衬砌局部渗流对软土隧道地表长期沉降的影响研究 [J]. 岩土工程学报, 2005, 27(12): (ZHANG Dong-mei, HUANG Hong-wei, YANG Jun. Influence of partial drainage of linings on long-term surface settlement over tunnels in soft soils[j]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2005, 27(12): (in Chinese)) [3] 刘印, 张冬梅, 黄宏伟. 盾构隧道局部长期渗漏水对隧道变形及地表沉降的影响分析 [J]. 岩土力学, 2013, 34(1): (LIU Yin, ZHANG Dong-mei, HUANG Hong-wei. Influence of long-term partial drainage of shield tunnel on tunnel deformation and surface settlement[j]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(1): (in Chinese)). [4] MAIR R J. Tunnelling and geotechnics: new horizons[j]. Géotechnique, 2008, 58(9): [5] SHIN J H.A numerical study of the effect of groundwater movement on long-term tunnel behavior[j]. Géotechnique, 2002, 52(6): [6] 潘昌实, 译. 国际隧协小组研究报告盾构隧道衬砌设计指南 ( 草案 ) [J]. 世界隧道, 1997(2): (PAN Cang-shi. ITA-Working Group Research-Design guidelines of shield tunnel lining (draft)[j]. World tunneling, 1997(2): (in Chinese)) [7] 王志良. 上海运营地铁盾构法隧道变形特性及其结构性能研究 [D]. 上海 : 同济大学, 2010: (WANG Zhi-liang. Study on deformation and structure characteristics of operation shield tunnel in Shanghai metro[d]. Shanghai: Tongji University, 2010: (in Chinese)) [8] WONGSAROJ, SOGA K, MAIR R J. Modelling of long-term ground response to tunneling under St James s Park, London[J]. Géotechnique, 2007, 57(1): [9] 黄宏伟, 刘印, 张冬梅. 盾构隧道长期渗水对地表沉降及管片内力的影响 [J]. 中国铁道科学, 2012, 33(6): (HUANG Hong-wei, LIU Yin, ZHANG Dong-mei. Influence of long-term seepage of shield tunnel on inner force of segments and ground surface settlement[j]. China Railway Science, 2012, 33(6): (in Chinese)) [10] LI X, FLORES-BERRONES R. Time-dependent behavior of partially sealed circular tunnels[j]. Computers and Geotechnics, 2002, 29: [11] 陈俊生, 莫海鸿. 盾构隧道管片接头抗弯刚度的三维数值计算 [J]. 铁道学报, 2009, 31(4): (CHEN Jun-sheng, MO Hai-hong. Three dimensional FEM analysis on flexural rigidity of segment joints in shield tunnel[j]. Journal of the

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#4 ~ #5 12 m m m 1. 5 m # m mm m Z4 Z5

#4 ~ #5 12 m m m 1. 5 m # m mm m Z4 Z5 2011 6 6 153 JOURNAL OF RAILWAY ENGINEERING SOCIETY Jun 2011 NO. 6 Ser. 153 1006-2106 2011 06-0014 - 07 300142 ABAQUS 4. 287 mm 6. 651 mm U455. 43 A Analysis of Impact of Shield Tunneling on Displacement