小直径盾构隧道管片抗弯承载试验研究

张晓光

(广州地铁设计研究院有限公司，广东广州 510010)

0 引言

目前盾构法已成为地下隧道的主要施工工法，被广泛应用于地下铁道、过江隧道、电缆隧道以及其他市政隧道中。国内外对直径6 m的地铁隧道以及直径10 m以上的过江隧道进行了广泛大量的研究，但对于小直径盾构隧道的研究报道还较少。文献［1］对直径14.5 m的南京长江隧道管片进行了模型试验研究;文献［2－5］对直径约6 m的地铁隧道、输水隧道从设计理论、管片接缝影响、施工方法及对周边环境影响等诸多方面均进行了研究;文献［6－7］则对小直径盾构隧道的施工方法进行了研究，但对其设计方法与力学性能尚缺乏研究。

随着国内各大城市市政设施日趋密集，道路交通疏解日趋紧张，小直径盾构隧道由于占地范围小、前期工作量少、且易于控制地面沉降等优势，其应用范围日趋广泛。与地铁盾构隧道以及大直径盾构隧道相比，小直径盾构隧道由于管片厚度小、手孔削弱范围大、楔形量大及线路转弯半径小的特点，极易造成结构承载力不足，容易出现开裂破坏，其力学性能亟待通过试验进行验证。本文以广州市220 kV犀牛站电缆盾构隧道工程为背景，介绍小直径盾构管片的设计情况，同时对小直径盾构管片进行试验研究并采用有限元模型模拟了整个试验过程。

1 工程概况与管片设计

该电力隧道全长3.983 km，共设10个工作井，其中在8号竖井处，线路需转90°弯。原设计8号竖井为盾构吊出井，竖井两端分别采用盾构法、顶管法施工(如图1所示)。该竖井施工围挡需占用16.5 m道路宽度方可满足盾构吊出，交通疏解方案迟迟未得到交管部门批准;同时竖井两端采用不同施工工法，增加了工程造价。为规避交通疏解困难的问题，同时减少工程造价，该竖井拟调整为盾构过井，结构尺寸可大大缩小，且位置移至十字路口北侧，施工围挡宽度调整至12 m，占道时间可缩短2～3个月。受线路北侧人行天桥、南侧加油站的影响，盾构隧道转弯半径为118 m(如图2所示)，这在国内尚属首例。

图1 8号井电缆隧道平面图Fig.1 Plan of cable tunnel

图2 优化后8号井电缆隧道平面图Fig.2 Plan of cable tunnel after optimization

确定管片形状时需确定以下尺寸:管片的内径与外径、管片宽度、管片厚度及管片的分块。

根据电缆隧道使用的净空要求，并且考虑到施工使用台车运输管片时需满足3块管片放置高度的要求，将盾构管片的内径定为3.6 m。管片厚度与隧道直径的比值，取决于覆土深度、周围环境、工程地质条件，国内地铁盾构隧道的内径与厚度主要有以下情况:5 400 mm+300 mm(北京、广州)、5 500 mm+350 mm(上海、天津、杭州)，管片厚度与内径的比值为5.56% ～6.36%。根据比例相似原则，3 600 mm内径管片厚度应为200～229 mm。根据《地下工程防水技术规范》防水混凝土结构厚度不应小于250 mm，故电缆隧道管片厚度定为250 mm。

从管片搬运、拼装以及曲线段的施工等角度出发，管片宽度应取小值，但是从结构防水、加快施工进度角度考虑，管片宽度应取大值。国内地铁盾构隧道的管片宽度经历了一个发展过程，从上海地铁的1 m宽逐步加宽到广州地铁2号线的1.5 m宽。其中广州地铁1号线、南京地铁1号线、深圳地铁和北京地铁5号线又采用了1.2 m的宽度。国内地铁盾构隧道管片宽度与直径的比值基本维持在0.2～0.25，按照比例相似原则，外径4.1 m 管片宽度应为0.82～1.025 m。考虑到线路最小转弯半径仅118 m，管片宽度选用0.8 m。每环盾构管片由6块组成:1块封顶块(圆心角20°)、2 块邻接块(圆心角 62°)、3 块标准块(圆心角72°)。盾构管片拼装过程中，封顶块需向左或向右旋转18°(如图3所示)。

图3 盾构管片分块示意图Fig.3 Diagram of segments

盾构手孔需要满足拧紧纵向、环向螺栓的施工空间要求，手孔大小与直径6 m的地铁盾构隧道基本相同(如图4所示)。小直径盾构管片中每个标准块、邻接块有8个手孔，封顶块有4个手孔，手孔面积占盾构内圆面积的12.2%;普通地铁盾构管片中，手孔面积占盾构内圆面积的4.3%。从图4可以看出小直径盾构管片手孔削弱范围为地铁盾构管片的3倍，其影响亟待进行研究。

图4 盾构手孔图Fig.4 Handhole of segments

隧道顶埋深为6.1～10.1 m，主要穿越粉质黏土层与砂质黏土层，所处围岩级别为Ⅰ级和Ⅱ级。管片采用C50防水混凝土制作，抗渗强度等级为P12。主筋采用HRB335级钢，管片主筋保护层厚:外侧为40 mm、内侧为30 mm。采用荷载－结构模式计算盾构隧道内力并进行配筋。根据现行混凝土设计规范，管片内侧配筋为6φ14，管片外侧配筋为8φ14，每环管片配筋率为178 kg/m3。

2 试验方案

试验仪器设备采用简支梁对称加荷装置(如图5所示)。试验加荷及测力装置由传感器、荷载数显仪、油泵和试验架组成或由压力表、千斤顶和试验架等组成。裂缝测量仪器采用20倍读数显微镜。试验方法:采用分级加荷法，每次10 kN，静停1 min，记录压力数据及各百分表的变量。

试验中浇筑试件混凝土时，同时制作150 mm立方体试块，并与试件在相同的环境下进行养护。在试件加载结束后按照标准试验程序测试混凝土试块的抗压强度，管片钢筋为HRB335。混凝土试块抗压强度平均值为 62.0 MPa，钢筋屈服强度平均值为378.9 MPa，极限强度平均值为 501.7 MPa，强屈比为1.32，满足现行混凝土规范要求。

试验过程中当出现第1条裂缝时，静停10 min观察裂缝的开展，并取本级为裂缝荷载实测值。当加荷至测力仪读数不再上升，此级为破坏荷栽，并记录最大裂缝宽度。根据位移变量绘制中心点、荷载点、水平点变量曲线图。同时记录在不同荷重情况下裂缝出现的位置和裂缝宽度。

图5 标准快加载装置Fig.5 Loading device

3 试验结果

试验中，荷载从0开始逐渐加载，随着荷载增大，盾构管片逐渐产生竖向位移，同时管片向两端产生水平位移。加载至120 kN时，管片出现第1条裂缝，裂缝产生位置接近手孔处，该荷载即为开裂荷载实测值，裂缝宽度0.08 mm。随着荷载的增大，管片底部纵向手孔之间不断有新裂缝产生，且裂缝宽度增大，裂缝从底部向上部延伸发展。荷载为130 kN时，裂缝宽度为0.12 mm;荷载为140 kN 时，裂缝宽度为 0.14 mm;荷载为150 kN时，裂缝宽度仍为0.18 mm;荷载为160 kN时，裂缝宽度为0.2 mm。荷载达到166 kN时，管片上部混凝土出现压溃现象，随后竖向挠度继续增加，荷载不再增加，即该混凝土管片破坏荷载为166 kN。荷载－竖向挠度(加载点挠度、中心线挠度)曲线如图6所示。荷载－水平位移曲线如图7所示。由图7可以看出，该管片发生典型弯曲破坏，构件延性良好。裂缝分布如图8所示。

图6 荷载－竖向位移曲线Fig.6 Load Vs vertical displacement

图7 荷载－水平位移曲线Fig.7 Load Vs horizontal displacement

图8 裂缝分布图Fig.8 Distribution of cracks

分别采用GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》［8］和 GB 50010—2002《混凝土结构设计规范》［9］按照式(1)计算不同荷载工况下的裂缝宽度:

式中:αcr为构件受力特征系数，GB 50010—2010中取1.9，GB 50010—2002 中取 2.1，其他符号参见文献［9－10］。计算结果如表1所示。

表1 裂缝宽度计算结果Table 1 Calculated crack width

计算结果表明管片裂缝宽度试验值与混凝土规范计算值吻合良好。根据《地铁设计规范》［10］，盾构隧道管片裂缝宽度按照0.2 mm控制，因此采用2010版混凝土规范得到的计算值与试验值更接近。

开裂荷载可按照式(2)计算:

将ft=3.29 MPa，h=250 mm，b=800 mm 代入式(2)可得Mcr=48 kN·m，从而可得到p=140 kN。开裂荷载的理论计算值比实测值偏大，两者比值为1.17。由于裂缝的观察与量测本身具有较大的离异性，因此可以认为开裂荷载计算值与实测值较为吻合。

4 有限元分析

采用通用有限元软件ABAQUS建立标准块的实体有限元模型，为验证盾构手孔对计算结果的影响，建立了2种模型，其中模型1不考虑手孔;模型2考虑手孔(有限元模型如图9和图10所示)。有限元模型中采用实体单元模拟混凝土、桁架单元单元模拟钢筋。

图9 有限元模型1Fig.9 Finite element model 1

图10 有限元模型2Fig.10 Finite element model 2

混凝土的等效受压应力－应变关系曲线采用Rüsh公式(如图11所示)。混凝土采用von-mises屈服准则，强化准则为随动强化。图12中，取 ε0=0.002，εu=0.003 8。假设混凝土受压在达到峰值应力的1/3前为线弹性，弹性模量为定值;同时，假设混凝土开裂之前为线弹性，抗拉与抗压弹性模量相等，按式(3)计算，泊松比0.2。

式中εe为对应于fc/3的应变。有限元中采用弥散裂缝模型来描述混凝土的开裂行为。

图11 混凝土应力应变曲线Fig.11 Stress-strain curve of concrete

混凝土强度抗压强度fc、抗拉强度ft根据150 mm立方体试块的抗压试验结果，按式(4)和式(5)确定。

钢材(钢板、普通钢筋)本构关系采用三折线形式模型，如图12所示。受拉与受压弹性模量相同，Es=206 GPa，泊松比为0.3。钢材采用von-mises屈服准则，随动强化。图12 中 εy=fy/Es，εh=0.02。

图12 钢筋应力应变曲线Fig.12 Stress-strain curve of rebar

有限元模型计算得到的荷载－加载点挠度、荷载－中心点挠度曲线如图13所示。从图14可以看出:1)2种模型计算结果均与试验结果吻合良好，即有限元模型可较好地模拟管片加载过程;2)模型2计算得到的位移略大于模型1的位移。这表明盾构手孔对管片刚度有一定削弱。

图13 荷载－竖向挠度曲线Fig.13 Load Vs vertical deflection

有限元模型2计算得到的不同荷载工况下的裂缝分布如图14所示，ABAQUS有限元软件采用弥散裂缝模型模拟混凝土开裂情况。图14中深色区域为最大塑性拉应变，表明混凝土开裂程度。从图14可以看出:裂缝最初在手孔附近产生，这与试验过程中的裂缝实际情况相一致;随着荷载的增加，裂缝宽度不断增大。

图14 不同荷载工况下裂缝分布图Fig.14 Distribution of cracks under different loads

为进一步分析盾构手孔对管片刚度的影响，对比了2种有限元模型在不同荷载工况下的位移比值(如图15所示)。从图15可以看出不同荷载工况下有限元模型1计算得到中心点位移(f1)与有限元模型2计算得到中心点位移(f2)的比值基本维持在0.94～0.96，即盾构手孔对管片的刚度影响仅为4% ～6%，管片刚度计算过程中可以忽略手孔的影响。

图15 2种有限元模型的位移比值Fig.15 Ratio between displacement values obtained by two different finite element models

5 结论与讨论

本文介绍了4.1 m直径盾构管片的设计情况与抗弯承载力试验情况(该管片已经在广州市220 kV犀牛站电力隧道中成功获得了应用)，并采用三维有限元模型模拟了整个加载过程，得到了以下几点结论:

1)在集中荷载作用下，盾构管片以顶部混凝土压溃达到极限承载力状态，管片具有良好的延性，破坏形式为典型的弯曲破坏。

2)盾构管片底部手孔处最先产生裂缝，随后纵向手孔之间不断产生纵向裂缝，裂缝宽度与2010版《混凝土规范》计算结果较为吻合。

3)有限元模型能较好地模拟管片加载过程。

4)盾构手孔对管片刚度有一定削弱作用，但影响较小。

小直径盾构隧道由于其始发场地小，转弯能力强等特点，在城市电力隧道、输水管道等方面具有广泛的应用前景。小直径盾构隧道的设计理论，尤其是与大直径盾构隧道设计理论的区别尚需要进行大量的研究;小直径盾构隧道的拼装方法，以及与之相适应的管片分块方法需要设计、施工同仁进行大量细致的分析;盾构手孔的设计优化以及对管片刚度的削弱影响今后还需要进行大量试验与分析。

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