第 28 卷第 5 期岩土力学 Vol.28 No.5 27 年 5 月 Rock and Soil Mechanics May 27 文章编号 :1-7598-(27) 5-99-6 砂性地层中地铁盾构隧道管片结构受力特征研究 何 川 1, 曾东洋 1, 2 (1. 西南交通大学地下工程系, 成都 6131;2. 中交第一公路勘察设计研究院, 西安 7175) 摘要 : 以南京地铁一号线穿越砂性地层盾构隧道为研究对象, 对管片环施工全过程和稳定期进行了现场系统研究 采用考虑结构与地层相互作用的梁 - 弹簧模型进行理论计算, 探讨了砂性地层中盾尾注浆 土体应力松弛 水压力及拼装方式对管片环土水压力 纵缝张开量 内力等的分布和变化规律的影响, 揭示了砂性地层中地铁盾构隧道管片环的结构性能及其与地层的相互作用特性, 提出了适用于砂性地层条件下的地铁盾构隧道设计原则与方法 关键词 : 盾构隧道 ; 管片环 ; 土压力 ; 纵缝 ; 内力 ; 梁 - 弹簧模型中图分类号 :U 451 文献标识码 :A Research on mechanical characteristics of metro shield tunnel segment in sandy strata HE Chuan 1, ZENG Dong-yang 1, 2 (1. Department of Tunnel &Underground Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 6131, China; 2. The First Highway Survey & Design Institute of China Communications, Xi an 7175, China) Abstract: Based on the Nanjing metro shield tunnel traversing sandy strata, systematic in-situ investigation and theoretical simulation of the beam-spring model with consideration of the interactions between lining structure and surrounding soil during the segment assembly and stabilization are carried out. Influences of the shield tail serum injection, soil stress relaxation, water pressure and segment ring assembly on the distributions and varying laws of sandy strata segment ring soil pressure, the longitudinal joint gap and internal forces are discussed. The characteristics of the interactions between shield tunnel segment and the sandy strata are investigated. The applicable principle and method for metro shield tunnel segment design in sandy strata are also proposed. Key words: shield tunnel; segment ring; soil pressure; longitudinal joint; internal force; beam-spring model 1 前言 根据隧道所处地层围岩的渗透性差异, 国内外 地铁盾构隧道管片结构设计中, 对作用于衬砌结构 的土水压力计算提出了水土分算和水土合算两种模 式 [1], 并对特定地层情况下修建隧道时的管片结构 及围岩应力分布等进行了一系列研究 日本山野一 [2] 良等对干砂中修建隧道的成拱问题进行了试验研 [2] 究, 日本 T. Yoshimura 等通在离心机试验测量了 [3] 盾构开挖中的土体位移和衬砌应变, 朱合华结合 地铁盾构隧道施工所测衬砌结构内力, 对衬砌结构 [4] 外荷载分布形式进行了反演, 金康宁在考虑了土 体切向和法向抗力的前提下, 对隧道结构内力计算 [2] 模型进行了探讨, 周小文等对影响隧道衬砌结构 [5] 承载的砂性地层松动土压力等进行了研究, 陈伟 等结合广州地铁区间隧道施工中管片结构的工作性 能进行了试验研究 由已有成果可知, 目前盾构隧道管片结构性能 的研究还主要集中于结构荷载和围岩应力分布地研 究, 而对制约结构设计的施工全过程和稳定期间的 管片结构性能及其与地层共同作用下的变形和内力 分布较少研究, 基于此, 本文以南京地铁一号线砂 性地层中的盾构隧道为研究对象, 采用现场试验和 理论计算相结合的手段, 对施工全过程和稳定期的 管片受力特征进行研究, 探明了砂性地层条件下的 管片结构与地层之间的相互作用特征, 明确了砂性 地层中修建盾构隧道的设计原则和方法, 研究成果 可供工程设计和施工借鉴和参考 收稿日期 :25-6-8 修改稿收到日期 :26-1-9 作者简介 : 何川, 男,1964 年生, 博士, 教授, 博士生导师, 主要从事隧道及地下工程研究 论文联系人 : 曾东洋, 男,1977 年生, 博士, 主要从事盾构隧道设计理论与方法研究 E-mail: zdyandlj@163.com
91 岩土力学 27 年 2 工程概况 南京地铁一号线 TA15 标段属古河道漫滩地貌, 基岩埋藏较深, 均大于 25 m 区间盾构隧道主要位于淤泥质粉质黏土 粉质黏土 粉细砂地层, 地质条件复杂, 具体表现为地下水埋藏较浅 土层透水性强 上覆土层多, 且土质差异较大等特点 结合隧道处于高透水性砂性土和地下水水位较高等特点, 隧道施工选用土压平衡式盾构机, 并采取加强防水, 实施壁后同步注浆等措施以改善承载衬砌结构内力分布, 确保施工安全 地铁区间盾构隧道采用单层装配式钢筋混凝土管片构筑衬砌环, 管片环内直径为 5.5 m, 幅宽 1.2 m, 厚.35 m 衬砌环由 6 块管片组成, 封顶块圆心角为 21.5,2 个邻接块圆心角为 68.,3 个标准块圆心角为, 错缝为 45 拼装, 纵向接头 16 处, 按 22.5 等角度布置 其盾构隧道管片环及纵向拼装如图 1 所示 68. 21.5 35 68. R1 = 2 75 67.5 R 2 = 3 1 67.5 67.5 (a) 管片环 1 2 且砂性土层具有良好的透水性, 试验断面地质剖面 如图 2 所示 1-3a 4 淤泥及淤泥质填土 ( 流塑 ) 2-1c 2-3 2-1b 2-3 粉质黏土 ( 软 ~ 可塑 ) 2-1d 3-4 粉砂夹细砂 ( 饱和 松散 ~ 稍密 ) 2-2b 2-2b 4 测试目标环 2-2d 2-3 粉砂夹细砂 ( 饱和 中 ~ 稍密 ) 2-3c 3 盾构隧道 2-3d 2-3 粉砂夹细砂 ( 饱和 中 ~ 稍密 ) 1-1 杂填土 2-4d 1-2 粉细砂 ( 饱和 密实 ~ 中密 ) 图 2 试验断面地质剖面 Fig.2 The geologic section of the test plane 3.2 试验内容及测点布置 结合盾构隧道穿越砂性地层地质条件, 主要测 量了管片环拼装完成 脱模瞬间及完成后的外荷 载 变形和内力的分布变化规律 测量内容包括管 片环所承受的水压力 土压力 纵缝张开量 内外 侧应力和应变等, 相应测点布置如图 3 所示, 图中 字母意义为 :A 代表水压力计 ;B 代表土压力盒 ; C 代表应力应变仪 ;D 代表测缝仪 数字代表测点 编号 A(B)-7 A(B)-8 A(B)-1 68. 21.5 68. A(B)-2 35 D1=5 5 (b) 纵向 45 错缝拼装 ( 单位 : mm) 图 1 区间盾构隧道示意图 Fig.1 Sketch of the sectional shield tunnel 3 试验内容及测点布置 3.1 测量断面 选择许府巷 - 南京站区间右线里程桩号 Yk13+ 372 断面进行试验测量, 该断面隧道顶部埋深约 12 m, 洞身位于粉砂夹细砂, 上覆地层主要为粉砂 夹细砂 粉土 淤泥及淤泥质黏土, 地下水位较高 A(B)-6 C-14 C-13 C-12 A(B)-5 C-15 C-11 A(B)-4 (a) 土水压力测点布置 C-1 C-1 C-2 D-1 C-3 68. 21.5 D-6 D-2 C-4 68. D-5 C-1 C-9 D-4 C-8 D-3 C-7 (b) 测缝仪和应力应变仪布置 C-5 C-6 图 3 试验管片环测点布置 Fig.3 Monitor distribution in the test ring
第 5 期 何川等 : 砂性地层中地铁盾构隧道管片结构受力特征研究 911 3.3 测量元件 土压力测试采用 XYJ-3 型刚弦式土压力盒, 量 程为.3 MPa 孔隙水压力测试采用 XJS-2 型孔隙 水压力计, 量程为.2 MPa 纵缝张开量测试采用 XJW-2-B 型刚弦位移传感器, 量程为 3 mm 管片 内外侧应变和应力量测采用 XJH-2 型刚弦钢筋应变 仪, 量程为 4 MPa 上述所有量测结果均通过 ZX-2 型频率巡检仪采集 4 试验成果与分析 4.1 水压力测试结果与分析 保持施工现场盾尾注浆压力为.3 MPa, 较静 水压力大 1 %~2 %, 实测水压力随施工进度的 变化规律如图 4(a) 所示, 稳定后的水压力分布雷达 图如图 4(b) 所示 可以看出, 脱模后管片环承受外 水压力将很快增加并迅速达到峰值, 随着掌子面的 推进, 测量断面水压力逐渐下降并最终趋于稳定 管片环水压力变化规律与管片环脱模后瞬间承载 砂性地层高透水特性 盾尾注浆层的逐渐形成和土 体与管片结构的应力 应变调整密切相关 随着盾 尾前行和施工扰动影响的逐渐消散, 管片环四周水 压力开始衰减并逐渐趋近于静水压力 水压力 / MPa.25.2.15.1.5 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 -.5 1 2 3 4 5.13 (a) 测点水压力沿程变化.13.14 4.2 土压力测试结果与分析 图 5 为实测各点土压力变化规律和整环雷达图 分布, 表明管片环土压力变化规律与水压力变化规 律相似, 在管片环脱模瞬间陡然增加, 除测点 1 和 测点 8 产生较大波动外, 其余测点均很快趋于稳定 盾构隧道土压力变化规律反映了盾尾注浆 管 片环壁后注浆 浆液硬化包裹层等因素对结构主体 的共同作用, 测量结果基本上反映了盾构隧道四周 扰动土体的固结稳定和地层变位特性 由实测结果 可知, 实测土压力影响范围约在 1 环管片幅宽范 围内,1 环管片外该影响逐渐消失, 并于 3 环管 片后渐趋稳定, 结合工程施工进度, 砂性地层中管 片环土压力稳定时间约需一周左右 土压力 / MPa.25.2.15.1.5 B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 1 2 3 -.5 4 5.13.12.17 (a) 测点土压力沿程分布.15.9.18.11.15 (b) 管片环土压力雷达分布 ( 单位 : MN) 图 5 实测土压力变化曲线 Fig.5 Variation curves of the surveyed soil pressure.15.19.22.19 (b) 水压力雷达分布 ( 单位 : MN).16 图 4 实测水压力变化曲线 Fig.4 Variation curves of the surveyed water pressure 分析实测数据可知, 施工对管片环外水压力的 影响区域约为 5~7 环, 其中最为显著的区域为 3~ 5 环管片,1 环后该影响几乎完全消散 4.3 纵缝张开量变化规律定义纵缝压缩为负, 张开为正 由实测纵缝张开量变化曲线 ( 图 6) 可知, 砂性地层中管片环脱模瞬间承载对结构纵缝张开量影响较大, 几乎所有纵缝内侧均产生了较大压缩 随后各纵缝张开量将随着结构内力的不断调整而呈波动性发展并逐渐趋于稳定 分析实测纵缝张开量变化规律可知, 脱模瞬间管片环轴力较大, 接头弹性垫层和止水条均产生了较大压缩, 这对盾构隧道的长期安全性和整体防水性具有十分重要的意义 ; 受脱模后盾尾注浆 土水压力等众多因素共同作用下管片环承载复杂性和不
912 岩土力学 27 年 均匀性影响, 管片接头 ( 纵缝 ) 张开量波动发展 ; 结构变形所调动的四周土体反力 错缝拼装效应下的结构内力调整和砂性地层中良好的渗透性使得管片环内力渐趋稳定, 纵缝张开量波动量不断减小 从力学角度出发, 保持管片环承受较大轴力和稳定的纵缝张开量对结构的长期安全性具有积极意义 轴力 / MN 1.5 1..5 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 1 2 3 4 5 -.5-1. (a) 纵缝张开量 / mm 1 1 2 3 4 5-1 -2-3 -4 D1 D2 D3 D4 D5 D6 (a) 纵缝张开量沿程分布 轴力 / MN 1.5 1..5 -.5-1. C9 C1 C11 C12 C13 C14 C15 C16 1 2 3 4 5 (b) -1.71-1.21 图 7 实测轴力变化曲线 Fig.7 Variation curves of the surveyed axis forces -2.8-3.18 C-15 C-16 C-1 C-2 C-3-2.52-1.86 (b) 管片环纵缝张开量雷达分布 ( 单位 :mm) C-14 C-13 C-12 安装完成脱环瞬间脱环 1 d 脱环 3 d 脱环 5 d 脱环 1 d 脱环 15 d 管片环 C-4 C-5 C-6 图 6 实测纵缝张开量变化曲线 Fig.6 Variation curves of the surveyed longitudinal gap C-11 C-1 C-9 C-8 C-7 由实测纵缝张开量变化曲线可知, 管片环承载所形成的结构内力使得所有接头产生较大压缩变形, 造成连接螺栓预紧力的损失, 不利于结构整体承载和防水, 故应在盾构隧道管片环拼装完成后对连接螺栓进行再次预紧, 使得管片接缝面间更加密贴, 增强错缝拼装效应, 提高结构整体性和防水能力 4.4 轴力变化及分布规律受盾构机千斤顶反力作用, 管片环在试验过程中将出现短暂的侧胀现象, 即环向受拉 ( 如图 7 管片环拼装完成时 ), 脱模瞬间, 受盾尾推进 管片环脱模 壁后注浆 水压力上升等影响, 管片环轴力呈现较快增长 受错缝拼装所传递的附加内力和和超孔隙水压力的消散影响, 各测点轴力波动性发展, 即出现短暂的回落后迅速上升并渐趋稳定 实测管片环轴力变化曲线及雷达分布图分别如图 7 和图 8 所示 可以发现受砂性地层中水压力消散较快影响, 衬砌环轴力将很快趋于稳定 图 8 轴力分布雷达图 Fig.8 Radial distribution of the axis force 4.5 弯矩变化及分布规律 实测管片环弯矩变化曲线和雷达分布图分别 如图 9 和图 1 所示 弯矩的增长可主要分为管片 环脱模过程中水压力增长期和脱模后消散期两个 阶段 受瞬间承载 壁后注浆层和错缝拼装附加内 力等影响, 脱模过程中错缝拼装管片环弯矩呈现一 定的跳跃性, 其发展趋势是急剧增长, 但不会超过 8 kn m; 随着水压力的消散以及结构变形和内力 的不断调整, 管片环弯矩逐渐减小并渐趋稳定 试 验成果表明, 管片环弯矩最大变幅出现在盾尾后 5 环管片幅宽范围内, 其后结构弯矩不断波动并很快 趋于稳定 管片环弯矩变化过程中增量正负变化与 测点布设位置密切相关, 而受地层超孔隙水压力 扰动地层变形稳定时间等影响, 砂性地层管片环弯 矩将较快趋于稳定
第 5 期 何川等 : 砂性地层中地铁盾构隧道管片结构受力特征研究 913 测点弯矩 / kn m 测点弯矩 / kn m 1 5 1 2 3 4 5-5 -1 1 5-1 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8-5 1 2 3 4 5 C9 C1 C11 C12 C13 C14 C15 C16 图 9 实测弯矩变化曲线 Fig.9 Variation curves of the surveyed moment 刚度和内力传递影响, 是目前解释管片环承载机理 的最有效方法, 考虑管片接头和环向接头效应的梁 - 弹簧模型计算法管片接头特征如图 12 所示 H+q u (H+D)+q u 径向弹簧 切向弹簧 地面 W g 管片接头弹簧 W 2 H H D H+W 2 W g H+q u (H+D)+q u 图 11 水土分算计算模式 Fig.11 Analysis mode with separated water and soil C-13 C-14 C-12 C-15 C-11 C-16 C-1 C-1 C-2 安装完成脱环瞬间脱环 1 d 脱环 3 d 脱环 5 d 脱环 1 d 脱环 15 d 管片环 C-9 C-8 C-3 C-7 C-4 C-6 C-5 图 1 弯矩雷达分布图 Fig.1 Radial distribution of the moment 5 成果对比分析 5.1 荷载 - 结构计算模式 盾构隧道装配式衬砌结构设计和内力计算通 常采用荷载 - 结构计算模式 [1], 地层抗力采用设置于 管片环全周的径向和切向弹簧进行模拟, 该弹簧只 能承受压力作用而载承受拉力时将自动脱落, 其刚 度主要决定于隧道周围土体的地基抗力系数 由于 试验选用的是砂性土层, 故作用于管片结构上的外 荷载选用水土分算模式 从偏于安全角度考虑, 隧 道土压力选用全上覆土柱高度, 相应荷载 - 结构计算 模式如图 11 所示 装配式衬砌管片接头刚度直接影响着结构变形 和内力分布 根据荷载 - 结构计算模式中对接头刚 度的不同力学假定可将荷载 - 结构计算模式分为 ( 修 正 ) 惯用法 多铰圆环法和梁 - 弹簧模型计算法等 4 [6] 种计算方法 梁 - 弹簧模型计算法将管片环模拟成 直线梁或曲线梁, 分别用旋转弹簧 切向剪切弹簧 和径向剪切弹簧模拟管片接头和环向接头, 从而更 真实地体现了管片接头和拼装方式对衬砌环的整体 旋转弹簧 k 1 图 12 管片接头特征 Fig.12 Characteristics of the segment joint 5.2 试验与计算成果对比分析 应用梁 - 弹簧模型计算法对试验管片环的结构 内力 ( 轴力 弯矩 ) 计算, 结果分别如图 13 和图 14 所示图中实线为实测值, 虚线为计算值 计算中 由文 [7] 取管片抗弯刚度 k 5. 1 4 kn m/rad, k 3. 1 4 kn m/rad, 由文 [8] 取径向剪切和环 向剪切弹簧刚度无穷大 为了便于对比, 图 13 和图 14 中还同时绘制了相应试验测量值, 该值为实测稳 定期的管片结构内力, 图中所注数据为实测数据, 括号内为计算结果 切向剪切弹簧 k 1 径向剪切弹簧 k 1 1.29 (.46) 1.29.51. 51 (.46) (.73).83 83.87 (.73)(.58) (.58).9 (.68) (.71).87 9 (.68) (.71) 1.5 1.16 1.16 (.61) 1.5 (.58) (.58) (.61).93 1.5 1.5 (.68) 93 (.58) (.58) (.68).75.62 (.85) 75 (.82) (.85).6 (.58) 6 1.3 (.58).76 (.61). 76.56.82 (.72) (.83). 82 (.49) 图 13 试验和计算轴力比较 ( 单位 :MN) Fig13. Comparison between the experimental and calculated axis force (unit: MN)
914 岩土力学 27 年 21.7 42.5 (75.5) (55.8) 13.7 (8.6) -4.5 1. (9.9) (-19.2) -14.1-46.1 (-2.5) (-6.3) -36. -51.2 (-84.2) (-29.5) -45.9-19.1 (-21.22) (-58.) 2.8 59.8 (-6.) (9.7) 35.2 69.3 9.5 (21.7) (63.9) (67.5) 图 14 试验和计算弯矩比较 ( 单位 :kn m) Fig14. Comparison between the experimental and calculated moment (unit: kn m) 对比研究成果可知, 试验和理论计算所得管片 环内力分布及变化规律相同, 这说明水土分算中梁 - 弹簧模型荷载假定分布与工程实际荷载分布规律一 致, 但由于计算中对管片径向弹簧和切向弹簧刚度 取值过大, 增强了错缝式拼装管片环的内力传递效 应, 计算所得结构内力较稳定期偏大, 而更接近于 施工脱环瞬间 因此, 在位于砂性地层中的盾构隧 道管片结构设计中, 采用水土分算模式下的梁 - 弹 簧模型内力计算结果作为设计控制值是合理的, 结 构也更趋安全 6 结论 通过本次研究可得如下结论 : (1) 盾构隧道盾尾注浆 水压力 千斤顶推 力等对砂性地层中管片环所承受的土水压力和结构 内力将产生较大影响 实测施工影响范围约为 5~7 环,1 环后施工影响几乎完全消散 (2) 施工及稳定期间管片环缝将产生较大压 缩, 虽有利于结构防水, 但将引起连接螺栓预紧力 的损失, 建议施工过程中适时对连接螺栓进行二次 预紧, 增强结构整体承载能力 (3) 试验成果充分反映了管片环的错缝拼装 效应和柔性衬砌结构变形和内力的动态调整 结合 南京地铁将较多穿越砂性地层特点, 结构设计中应 从提高结构整体承载能力和防水性角度出发, 采用 错缝式管片拼装方式, 但应充分重视错缝拼装内力 变化对结构配筋的影响 (4) 采用考虑了接头效应的梁 - 弹簧模型结构 内力计算结果与试验所得管片环内力分布和变化规 律具有一致性, 但量值上较稳定期间的结构内力偏 大, 而更接近于脱环瞬间, 这说明以水土分算模式 下的结构内力计算值作为砂性地层下盾构隧道管片结构设计的依据是正确和合理的, 结构设计也更趋安全 鉴于接头刚度 ( 包括抗弯刚度 径向和切向刚度 ) 对计算结果的重要影响性, 建议深入开展相关研究 参考文献 [1] 鐵道綜合技術研究所. 鐵道構造物等設計標準 同解說 ( シ-ルドトンネル )[M]. 日本 : 丸善株式會社, 1997. [2] 周小文, 濮家骝, 包承纲. 盾构隧道衬砌土压力确定方法 [J]. 工程力学, 1997, ( 增刊 ): 366-37. ZHOU Xiao-wen, PU Jia-liu, BAO Cheng-gang. The determining method to the pressure of shield tunnel[j]. Engineering Mechanics, 1997, (Supp.): 366-37. [3] 朱合华, 崔茂玉, 杨金松. 盾构衬砌管片的设计模型与荷载分布的研究 [J]. 岩土工程学报, 22, 22(2): 19-194. ZHU He-hua, CUI Mao-yu, YANG Jin-song. Design model for shield lining segments and distribution of load[j]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2, 22(2): 19-194. [4] 金康宁. 隧 ( 管 ) 道结构不同计算模型分析比较 [J]. 工程力学, 1997, ( 增刊 ): 526-529. JIN Kang-ning. Analysis and comparisons among different calculation modes of tunnel (pipe) structure[j]. Engineering Mechanics, 1997, (Supp.): 526-529. [5] 陈伟, 彭振斌, 唐孟雄. 盾构管片工作性能试验研究 [J]. 岩石力学与工程学报, 24, 23(6): 959-963. CHEN Wei, PENG Zhen-bin, TANG Meng-xiong. Testing study on working property of shield segment[j]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 24, 23(6): 959-963 [6] Atsushi Koizumi. On the design method of the shield tunnel lining[j]. Science & Engineering, 1992. 125-177. [7] 曾东洋, 何川. 盾构隧道管片接头抗弯刚度的数值模拟研究 [J]. 西南交通大学学报, 24, 39(6): 744-748. ZENG Dong-yang, HE Chuan. Numerical simulation of segment joint bending stiffness of metro shield tunnel[j]. Journal of Southwest Jiaotong University, 24, 39(6): 744-748. [8] ( 日 ) 土木學會. トンネル標準示方書 ( ツ ルド工法編 ) 同解說 [M]. 日本 : 丸善株氏會社, 1996.