盾構(gòu)法施工荷載對(duì)小半徑曲線隧道管片防水性能的影響研究

王泓穎， 鮮晴羽， 劉大剛，*， 張乾坤， 劉玉國(guó)， 劉志杰

(1. 西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川 成都 610031； 2. 中鐵二十五局集團(tuán)第五工程有限公司， 山東 青島 266000)

0 引言

在盾構(gòu)隧道建設(shè)過程中，管片防水是關(guān)乎施工和運(yùn)營(yíng)安全的重要問題。而在小半徑曲線盾構(gòu)隧道施工過程中，由于盾構(gòu)姿態(tài)難以控制，施工質(zhì)量容易出現(xiàn)缺陷的部位往往容易出現(xiàn)管片破損，管片破損處接縫漏水嚴(yán)重影響施工和運(yùn)營(yíng)安全[1]。而流塑狀淤泥自穩(wěn)性差，對(duì)施工有較大的不利影響[2]，在該地質(zhì)條件下進(jìn)行小半徑曲線盾構(gòu)施工將會(huì)極大增加施工的不確定性。

目前管片的受力分析研究已經(jīng)較為成熟。謝宏明等[3]以蘇埃通道工程為依托，通過建立縱向等效剛度模型和全長(zhǎng)震動(dòng)分析模型，得到強(qiáng)震下管片防水性能與地層和密封墊的關(guān)系。李策等[4]以謝宏明模型為基礎(chǔ)，探究了潮汐作用對(duì)管片防水的影響，并得出潮汐荷載對(duì)管片防水性能影響較小的結(jié)論。彭冠峰等[5]采用梁-梁計(jì)算模型分析單護(hù)盾TBM施工過程中的受力情況。王玉龍等[6]對(duì)接頭力學(xué)建立計(jì)算模型，結(jié)合試驗(yàn)和數(shù)值模擬，對(duì)接頭受力變形形式進(jìn)行了探究。

目前針對(duì)管片接頭防水密封墊的研究也較多。雷震宇等[7]運(yùn)用ANSYS-PDS隨機(jī)分析模塊探究了管片密封墊各影響參數(shù)對(duì)密封墊防水壓力的靈敏性，確定了影響防水性能的主要材料因素和幾何因素。楊睿等[8]以成都蜀龍綜合管廊為依托，研究了不同張開量、不同錯(cuò)位量下密封墊的防水性能，得出了張開量和錯(cuò)位量對(duì)防水性能的影響規(guī)律。黃大維等[9]分析了軟土地區(qū)地表超載導(dǎo)致的管片破損問題，得出了管片縱縫受力形式，提出了剛性襯砌的設(shè)計(jì)理念。朱洺嵚等[10]、張子新等[11]分別運(yùn)用數(shù)值模擬結(jié)合模型試驗(yàn)的方法驗(yàn)證了不同條件下密封墊的防水性能。

因小半徑曲線隧道受力比較特殊，近年來眾多研究者對(duì)小半徑曲線盾構(gòu)隧道進(jìn)行了研究，研究了隧道半徑、施工荷載對(duì)盾構(gòu)隧道的影響，但是主要集中于管片位移、破損和地表沉降等內(nèi)容[12-14]，針對(duì)小半徑曲線盾構(gòu)隧道特殊受力模式下的管片防水性能研究較少?；诖?，本文依托深圳國(guó)際會(huì)展中心配套市政項(xiàng)目，分析小半徑曲線盾構(gòu)隧道的特殊受力形式，選取盾構(gòu)不平衡推力和螺栓預(yù)緊力作為主要施工荷載，采用ANSYS建立結(jié)構(gòu)模型，計(jì)算出不同油缸推力下管片最外側(cè)的最大張開量，并通過建立防水彈性密封墊模型，分析張開量與防水性能的關(guān)系，得到油缸推力對(duì)防水性能的影響規(guī)律； 此外，通過在接頭處施加不同的螺栓預(yù)緊力，得到螺栓預(yù)緊力對(duì)管片防水性能的影響，以期研究結(jié)果為盾構(gòu)隧道防水設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 工程概況

深圳國(guó)際會(huì)展中心配套市政項(xiàng)目是深圳地鐵的重要配套市政項(xiàng)目。區(qū)間分段采用明挖法和盾構(gòu)法施工，全線長(zhǎng)約1 150 m，盾構(gòu)區(qū)間占90%，防水等級(jí)為2級(jí)。區(qū)間上覆大厚度流塑狀淤泥層，平均層厚7 m，始發(fā)段開挖范圍內(nèi)也有大量分布。線路采用大坡度小半徑的復(fù)雜線形，平面上為直線接小半徑曲線，縱斷面上呈V字型。圍巖物理力學(xué)參數(shù)見表1。隧道埋深10.74～23.09 m，平面最小曲線半徑為350 m，線路最大縱坡為28.33‰，線間距為6～8 m。

隧道采用C50平板型單層通用管片襯砌，外徑6 m，內(nèi)徑5.4 m，環(huán)寬1.5 m，分為6塊，采用錯(cuò)縫拼裝的方式，使用5.6級(jí)M24高強(qiáng)螺栓連接。管片環(huán)橫斷面圖如圖1所示。

表1 圍巖物理力學(xué)參數(shù)

圖1 管片環(huán)橫斷面圖 (單位： mm)

2 施工荷載分析

盾構(gòu)施工中，管片所受的施工荷載主要有油缸推力、注漿壓力、盾殼作用力、螺栓預(yù)緊力及其他荷載。其中，油缸推力、螺栓預(yù)緊力受力形式較明確，容易分析且可控性強(qiáng)，具有研究?jī)r(jià)值。因此，本文選取油缸推力和螺栓預(yù)緊力作為主要施工荷載。

2.1 油缸推力分析

由圖1可知，該盾構(gòu)區(qū)間主要存在3種典型施工情況： 下坡同時(shí)小半徑轉(zhuǎn)向掘進(jìn)、上坡同時(shí)小半徑轉(zhuǎn)向掘進(jìn)和直線上坡掘進(jìn)。根據(jù)上述3種工況，選取具有典型特征的每一種工況的20環(huán)盾構(gòu)施工記錄表，分析各記錄表中油缸推力的差異。油缸分為A、B、C、D 4組，如圖2所示。記錄表記錄了每一組千斤頂?shù)耐屏?，剔除個(gè)別波動(dòng)幅度過大的數(shù)據(jù)，把篩選過后的數(shù)據(jù)取平均值。經(jīng)過整理分析發(fā)現(xiàn)，在掘進(jìn)過程中A組和C組千斤頂推力變化較小，C組推力始終大于A組。分析其原因主要是流塑狀淤泥質(zhì)地層地質(zhì)條件較差，采取這種下部油缸推力大于上部油缸推力的掘進(jìn)形式，可以保證盾構(gòu)姿態(tài)，防止盾構(gòu)磕頭，保證掘進(jìn)線路和設(shè)計(jì)線路一致。在掘進(jìn)過程中D組和B組推力變化較大，在直線掘進(jìn)時(shí)，D組和B組推力相同為工況1； 在小半徑曲線掘進(jìn)時(shí)，D組和B組推力差異較大為工況2。以不受油缸推力的工況3做參照，不考慮螺栓預(yù)緊力。不同工況下的油缸推力如表2所示。

圖2 油缸分組示意圖

油缸分組工況1工況2工況3A組1 3201 3200B組1 9781 1740C組2 6402 7340D組1 9782 6400

2.2 螺栓預(yù)緊力分析

管片拼裝施工過程中，螺栓的預(yù)緊力也與管片防水性關(guān)系密切，通過螺栓屈服強(qiáng)度反算屈服力大小為135 kN。在實(shí)際施工中為保證安全，螺栓預(yù)緊力一般取屈服強(qiáng)度的40%～50%，約60 kN。通過在計(jì)算工況1、2下分別施加0、20、40、60 kN的螺栓預(yù)緊力，分析螺栓預(yù)緊力對(duì)管片防水性的影響。

3 油缸推力對(duì)管片防水性能的影響

3.1 管片張開量分析

以深圳國(guó)際會(huì)展中心配套市政項(xiàng)目為背景，采用大型通用軟件ANSYS建立管片模型。結(jié)構(gòu)等效模型采用梁-彈簧模型，建立10環(huán)連續(xù)管片模型。每環(huán)管片劃分為86個(gè)單元，其中，6個(gè)塊間梁?jiǎn)卧捎肂eam188單元模擬，80個(gè)環(huán)單元采用Beam3單元模擬。圍巖與管片的作用采用彈簧模擬，經(jīng)多次計(jì)算，刪除受拉彈簧以實(shí)現(xiàn)對(duì)圍巖和管片的模擬。該區(qū)段圍巖級(jí)別為Ⅴ級(jí)，經(jīng)調(diào)研取圍巖彈性反力系數(shù)為100 MPa/m。取YDK48+297.52附近土層計(jì)算土壓力，得隧道頂部豎向荷載為184.14 kN/m，上部水平荷載為140.3 kN/m，下部水平荷載為247 kN/m。在管片末端，按圖2所示油缸分組方式施加油缸推力，每組5個(gè)集中力，各組油缸推力按表2取值，平均分配到各組集中力上，以約束管片縱向位移和隧道底部的橫向位移進(jìn)行計(jì)算。以工況1為例，管片結(jié)構(gòu)受力如圖3所示。彎矩、軸力和剪力模擬結(jié)果如圖4所示。

圖3 結(jié)構(gòu)受力示意圖

在施工過程中管片受力分為2個(gè)階段，首先急劇增大緊接著趨于穩(wěn)定，受力穩(wěn)定時(shí)間點(diǎn)在盾構(gòu)向前推進(jìn)4環(huán)時(shí)[15]。因此，選取全10環(huán)中接縫最外側(cè)的最大張開量作為防水計(jì)算依據(jù)，偏于不安全，為實(shí)際施工預(yù)留安全儲(chǔ)備。

參照文獻(xiàn)[5]的計(jì)算方法計(jì)算張開量。因管片尺寸、材料和文獻(xiàn)[5]相同，所示采用與文獻(xiàn)[5]相同的接頭剛度。管片張開量計(jì)算結(jié)果如表3所示。

(a) 彎矩(單位： N·m)

(b) 軸力(單位： N)

(c) 剪力(單位： N)

工況張開量/mm位置(沿掘進(jìn)方向)工況10.91左拱肩環(huán)縫工況21.14左拱肩環(huán)縫工況30.24左拱肩環(huán)縫

由表3可以看出，在油缸推力作用下，接縫最外側(cè)的最大張開量均在環(huán)縫處。經(jīng)計(jì)算縱縫在任意工況下的張開量均小于0.5 mm，在施工階段不存在滲水風(fēng)險(xiǎn)。由此可知油缸推力對(duì)環(huán)縫的影響較大。經(jīng)深入調(diào)研可知，徑向受力對(duì)縱縫影響較大，軸向受力對(duì)環(huán)縫影響較大?？v縫接頭病害主要出現(xiàn)在運(yùn)營(yíng)階段，由于地表堆載，導(dǎo)致徑向力增大，管片橢圓變形較大致使縱縫接頭處破損[9]。而依托工程為待開發(fā)地塊及填?？盏?，地表無構(gòu)筑物，因此，在施工階段縱縫相對(duì)安全，本文將研究重心放在受施工荷載影響較大的環(huán)縫的防水性能上。通過計(jì)算可知，油缸推力會(huì)加大環(huán)縫張開量，小半徑曲線隧道管片的張開量較直線段大30%。

3.2 防水性能分析

由于管片張開量對(duì)接頭防水性能會(huì)造成一定的影響，為探究其具體影響方式并量化影響程度，為后續(xù)類似工程提供參考，對(duì)彈性密封墊壓縮過程進(jìn)行了分析，如圖5所示； 然后，利用ANSYS軟件對(duì)管片間防水密封墊建立單側(cè)壓縮平面應(yīng)變模型進(jìn)行分析，如圖6所示。在ANSYS軟件中可采用Mooney-Rivlin模型來模擬不可壓縮的橡膠材料，其應(yīng)變能函數(shù)為

W=C10(J1-3)+C01(J2-3) 。

(1)

式中：J1、J2分別為應(yīng)變張量的第一不變量和第二不變量；C10、C01分別為反映材料力學(xué)性能的常數(shù)。

工程中使用的橡膠的紹爾硬度為65度，根據(jù)調(diào)研結(jié)果確定橡膠材料的力學(xué)性能常數(shù)C10為0.739 MPa，C01為0.185 MPa[7,10]。

使用超彈性單元HYPER56用于彈性密封墊的單元離散。由于在計(jì)算中會(huì)有很復(fù)雜的接觸問題，因此，在空洞處設(shè)置了柔-柔接觸對(duì)，在四周設(shè)置了剛-柔接觸對(duì)。柔-柔接觸對(duì)和剛-柔接觸對(duì)分別使用接觸面單元CONTA172和目標(biāo)面單元TARGE169模擬。為方便計(jì)算收斂，在沒有錯(cuò)臺(tái)量的情況下，對(duì)原有密封墊結(jié)構(gòu)進(jìn)行了一定的簡(jiǎn)化，將上部對(duì)稱部分簡(jiǎn)化為剛性體，建立的有限元模型如圖6所示。固定下部管片，限制上部剛性體的水平方向位移為0，同時(shí)施加不同的豎直方向的位移，產(chǎn)生位移荷載，控制位移約束使張開量為0 mm。張開量為0 mm時(shí)彈性密封墊的變形情況如圖7所示。提取出此時(shí)的接觸應(yīng)力分布云圖，結(jié)果如圖8所示。

分析彈性密封墊的壓縮形式和接觸應(yīng)力可知，滲水路徑一共有2條，如圖9所示?；跐B水路徑分析彈性密封墊的關(guān)鍵防水部位，即各路徑最大接觸應(yīng)力大于設(shè)計(jì)防水壓力時(shí)，可認(rèn)為該路徑不發(fā)生滲水，反之可能發(fā)生滲水，最大接觸應(yīng)力即為防水壓力[12]。根據(jù)調(diào)研可知，深圳地鐵5號(hào)線翻靈區(qū)間結(jié)構(gòu)承受的最大水壓為0.37 MPa，安全系數(shù)取2.8，防水設(shè)計(jì)水壓為1.04 MPa[16]。兩工程地理位置相近，地質(zhì)條件相似，因此，本工程可參照取防水設(shè)計(jì)壓力為1.04 MPa。

(a) 壓縮前

(b) 環(huán)縫壓緊后

(c) 縱縫壓緊后

圖6 彈性密封墊有限元模型

圖7 張開量為0 mm時(shí)彈性密封墊的變形情況

Fig. 7 Deformation of rubber seal gasket when opening amount is 0 mm

圖8張開量為0mm時(shí)彈性密封墊的接觸應(yīng)力分布云圖(單位： N)

Fig. 8 Nephogram of contact stress distribution of rubber seal gasket when opening amount is 0 mm (unit: N)

圖9 滲水路徑示意圖

采用上述模擬方法，模擬不同張開量下彈性密封墊的變形受力特征，提取每條防水路徑的最大接觸應(yīng)力，得到張開量與防水壓力之間的相互關(guān)系，如圖10所示。

從單一路徑的防水壓力隨張開量的變化情況來看，隨著張開量的增大，防水壓力先增大再減小?？紤]是由于隨著管片張開彈性密封墊的完全壓實(shí)狀態(tài)受到了影響，接觸應(yīng)力降低； 但隨著張開量繼續(xù)增大至4 mm時(shí)，彈性密封墊展開至較為合理的形狀，能較好地填充管片間空隙，提升接觸應(yīng)力； 張開量繼續(xù)增大至8 mm，彈性密封墊完全張開，接觸應(yīng)力取決于兩彈性密封墊間的壓力，此時(shí)張開量很大，兩彈性密封墊間壓力小，故此時(shí)防水壓力小。

圖10 張開量與防水壓力的關(guān)系曲線

Fig. 10 Relationship between opening amount and waterproof pressure

對(duì)比2條滲水路徑可知，路徑1的防水壓力遠(yuǎn)大于路徑2，且在張開量小于9 mm時(shí)沒有滲水風(fēng)險(xiǎn)； 而路徑2在張開量為2 mm以及大于6 mm時(shí)，存在滲水風(fēng)險(xiǎn)； 張開量在2～6 mm時(shí)，張開量不易控制，采取不主動(dòng)使用、作為安全儲(chǔ)備的原則。根據(jù)以上分析可以判定路徑2是管片防水薄弱處。因此，以路徑2的防水性能作為標(biāo)準(zhǔn)，代入表3計(jì)算結(jié)果，計(jì)算張開量變化引起的防水壓力變化，得出油缸推力對(duì)直線段管片防水性能的影響較小，為8%，對(duì)曲線段影響較大，近12%。由此可知，曲線段防水性能受施工影響大，防水性能差，但均能滿足防水要求。

針對(duì)管片防水性能優(yōu)化，可采取以下針對(duì)性措施。1)加強(qiáng)彈性密封墊與管片接觸部位的防水性能，例如： ①優(yōu)化密封墊斷面形式，可從2個(gè)方面優(yōu)化，一是密封墊的形狀，二是開孔位置、大小和數(shù)量，從而提高密封墊受力的合理性，提高密封墊的防水性能； ②提高密封墊制作質(zhì)量以提高其力學(xué)性能增強(qiáng)密封性，可以從材料比選、影響參數(shù)分析、影響參數(shù)敏感度分析等方面采用AHP法綜合得出較優(yōu)組合，從而提高密封墊的工作性能，提高密封墊防水性； ③提高閉合壓力等輔助措施。2)減少管片張開量，例如： 提高施工質(zhì)量、提高管片拼裝精度、控制盾構(gòu)姿態(tài)來控制油缸推力，加強(qiáng)管片監(jiān)測(cè)與盾構(gòu)姿態(tài)聯(lián)動(dòng)調(diào)整，降低盾構(gòu)小半徑曲線施工對(duì)管片的影響等，將張開量控制在2 mm以內(nèi)以減少滲水現(xiàn)象。

4 螺栓預(yù)緊力對(duì)管片防水性能的影響

基于上述分析方法，在工況1、2的荷載結(jié)構(gòu)模型基礎(chǔ)上，在塊間梁?jiǎn)卧幨┘勇菟A(yù)緊力。螺栓連接處細(xì)部構(gòu)造如圖11所示。螺栓對(duì)管片的作用力具有一定角度，因管片變形微小，假設(shè)螺栓對(duì)管片的作用力方向恒定，通過設(shè)計(jì)圖計(jì)算出相應(yīng)角度，將螺栓預(yù)緊力通過角度變換，施加在環(huán)內(nèi)梁?jiǎn)卧它c(diǎn)處。

圖11 螺栓連接處細(xì)部構(gòu)造圖 (單位： mm)

通過計(jì)算得到管片最大張開量與螺栓預(yù)緊力的關(guān)系結(jié)果如圖12所示。

由圖12分析可知，工況2的管片接縫最大張開量比工況1大30%，且增大螺栓預(yù)緊力無法縮小這種差距。考慮是由于工況2為小半徑曲線段，管片受到的油缸推力有較大的橫向分力，這種不對(duì)稱的受力將加大管片接頭變形，而油缸推力遠(yuǎn)大于螺栓預(yù)緊力。就單一工況來看，在施加螺栓預(yù)緊力后，隨著螺栓預(yù)緊力的增加，工況1管片接縫最大張開量逐漸減小，將螺栓預(yù)緊力提升至60 kN時(shí)，直線段防水性能提高約2%，而工況2管片接縫最大張開量無明顯變化，可以看出提高螺栓預(yù)緊力對(duì)于控制曲線段的管片張開量沒有作用。

針對(duì)以上結(jié)論，提出以下針對(duì)性措施： 小半徑曲線隧道應(yīng)做好管片排版，提高管片排版精度，并通過提前考慮盾構(gòu)推力、預(yù)留變形量等措施來增強(qiáng)小半徑曲線管片的密封性。小半徑曲線段管片的防水性能并不能通過增大螺栓預(yù)緊力來提高，必要時(shí)應(yīng)采用單獨(dú)設(shè)計(jì)的防水彈性密封墊； 而直線段管片防水則可以通過適當(dāng)增大螺栓預(yù)緊力來提高。另外，也要重視工程實(shí)際，結(jié)合室內(nèi)實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)經(jīng)驗(yàn)在合理范圍內(nèi)施加施工荷載，保證封頂塊的順利拼裝和工程的安全、快速、高效進(jìn)行。

圖12 張開量與螺栓預(yù)緊力的關(guān)系

Fig. 12 Relationship between opening amount and bolt pre-tightening force

對(duì)依托工程的滲水情況進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)勘測(cè)發(fā)現(xiàn)，始發(fā)洞門拱肩處發(fā)生了滲水，這與計(jì)算結(jié)果相符，其主要原因是始發(fā)段進(jìn)行過加固，受力形式與計(jì)算相近，驗(yàn)證了計(jì)算結(jié)果。而在脫離加固區(qū)的掘進(jìn)過程中，受地層和線形的影響，管片張開量與理論計(jì)算不完全一致，實(shí)際施工中其余部位也發(fā)生了滲水。經(jīng)勘測(cè)發(fā)現(xiàn)，直線段滲水情況較少，滲水點(diǎn)主要集中在小半徑曲線環(huán)縫處，與計(jì)算結(jié)論一致，如圖13所示，框中白色痕跡即為滲水。對(duì)管片張開量進(jìn)行了量測(cè)，共計(jì)測(cè)量了16處接縫，11處為滲漏點(diǎn)，滲漏點(diǎn)平均張開量為6.18 mm，5處防水良好，平均張開量為1.1 mm，與計(jì)算結(jié)果相符。

圖13 曲線段滲水情況

5 結(jié)論與討論

本文依托深圳國(guó)際會(huì)展中心配套市政項(xiàng)目盾構(gòu)段，選取盾構(gòu)油缸推力和螺栓預(yù)緊力作為研究的主要施工荷載，通過計(jì)算直線掘進(jìn)和小半徑曲線掘進(jìn)2種不同工況下油缸推力及螺栓預(yù)緊力對(duì)管片防水性能的影響，得到以下結(jié)論：

1)油缸推力對(duì)環(huán)縫影響大，對(duì)縱縫影響小，會(huì)加大環(huán)縫張開量，小半徑曲線段張開量較直線段大30%。

2)隨著管片張開量的增大，彈性密封墊防水性能先增大后減小。路徑1的防水壓力遠(yuǎn)大于路徑2。以路徑2作為計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)，當(dāng)張開量在2 mm時(shí)以及大于6 mm時(shí)管片存在滲水風(fēng)險(xiǎn)。

3)以2 mm張開量為控制標(biāo)準(zhǔn)，在油缸推力影響下，直線段管片防水性能下降8%，小半徑曲線段管片防水性能下降12%。

4)當(dāng)增大螺栓預(yù)緊力時(shí)，直線段防水性能略微提升，曲線段無提升。相同施工形式下，曲線段防水性能較差。

本文提出的盾構(gòu)法施工荷載對(duì)管片防水的影響因素和影響程度可為類似工程提供參考，但本文未考慮管片其他形式的變形，對(duì)于小半徑曲線盾構(gòu)隧道的施工影響分析還不夠全面，不能準(zhǔn)確預(yù)測(cè)滲水規(guī)模、滲水位置，亦不能準(zhǔn)確量化影響程度。因此，建議下一步可對(duì)管片其他形式的變形進(jìn)行相關(guān)研究。