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    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

    2019-10-14 08:26:50王泓穎鮮晴羽劉大剛張乾坤劉玉國(guó)劉志杰
    隧道建設(shè)(中英文) 2019年9期
    關(guān)鍵詞:密封墊張開管片

    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。

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