盾构管片裂损成因分析及结构安全性评价

李　军，雷明锋，林越翔，戴小冬，刘　特

(1. 中铁一局集团天津建设工程有限公司，天津 300250;2. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075；3. 湖南省交通规划勘察设计院，湖南 长沙 410008)

当前，我国城市轨道交通正处于大规模建设时期，截止 2015年末，全国在建城市轨道交通线路总长达4 448 km[1−2]。而随着盾构技术的不断发展，盾构开挖方案已成为绝大多数国家和地区城市地下轨道交通建设的首选方案。据日本对东京、大阪等主要城市的统计，在总延长约75 km的城市轨道交通隧道中，盾构法占60.9%。在我国也同样如此，如上海、广州等城市地铁区间隧道基本上均采用盾构法修建，其他大部分城市地铁区间隧道盾构法施工所占的比例均在50%以上。盾构隧道在修建及运营过程中，不可避免会出现许多隧道病害，管片裂损是最为常见且危害较大的病害之一[3]。为此，广大学者针对该问题分别采用断裂力学、扩展有限元等理论方法和工程实践对其裂损机理、成因分析和处治措施等方面开展了大量的研究工作[3−15]。蔡明生[3]在混凝土断裂力学理论基础上，采用扩展有限元方法研究在各种外荷载作用下管片的裂损机理，以及含裂缝管片的受力特性，探讨裂损对管片结构安全性的影响。谭忠盛等[4]依托广州地铁 2号线越—三盾构区间工程，针对软硬不均地层盾构管片的裂损规律及其主要因素开展了数值研究，并提出了有效控制管片裂损的主要方法。但纵观这些研究成果，主要是针对运营阶段的盾构裂损，针对施工阶段的情况较少。而事实上，施工阶段管片裂损现象也十分严重，且其原因相对运营阶段更为复杂[16−17]，因此，加强施工阶段管片裂损的成因机理及处治方法研究同样十分重要。为此，本文以一实际工程为例，针对管片裂损的成因以及裂损后管片结构的安全性进行具体分析，进而提出相适应的处治措施，以期为类似情况提供参考。

图1　1号联络通道剖面图Fig.1　Section diagram of No.1 connected aisle

1　工程概况

天津地铁1号线某区间右线起讫里程为DK41+374～DK43+092，全长约1 718 m；左线起讫里程为DK41+374～DK43+092，短链9.221 m，全长1 708 m。采用盾构法施工，管片外径6.2 m，内径5.5 m，宽为 1.5 m。衬砌环纵缝之间均采用弯螺栓连接，其中每个环缝采用16根M30螺栓，每环纵缝采用12根M30螺栓。区间设2处联络通道，其中心里程分别为右DK41+892，DK42+492，采用暗挖法施工。1号联络通道处隧道顶部埋深约17 m，管片环高度范围内地层主要为粉质黏土、粉砂等，如图1所示。

2　管片裂损现场调查与处理

2.1　事件过程

2016−01−17下午16:10分，该区间1号联络通道左线腰部开始进行透孔钻进施工。20:10分钻透右线钢管片，在钻头和钢管片之间开始渗漏，先后采取塞棉布和用双快水泥进行封堵，但效果不理想。21:30 分钢管片隔仓上钢板焊接完成，但从钢板缝隙及预留孔漏沙，采用双快水泥封堵。22:00开始灌注聚氨酯。02:05 漏水已全部封堵。事后清理统计，自漏水口流出31 m3砂土，根据漏水现场留置水样，水砂比为2.5:1，估算水土流失77.5 m3。横通道左右约 5环管片出现不同程度的开裂和压溃，如图2所示。

图2　管片初始裂损情况(2016−01−17)Fig.2　Segment crack status

2.2　事件处理

2016−01−18上午，各参建单位召开专家会，初步判断事件的主要原因为施工过程渗漏水诱发的水土流失，进而造成结构受力不均。建议采取了地面注浆、隧道内注浆并加密监测等措施进行应急处理。

1) 地面填充注浆

地面采用袖阀管压注单液浆，引孔27 m，注浆点位为隧道底3 m(24 m)，注浆孔位于左右线间，距右线3 m，水平间距4 m，共设7个注浆孔，如图3和图4。注浆压力表读数一旦变大或地面监测出现上升趋势，立即停止注浆。

图3　注浆点位布置图Fig.3　Arrangement of grouting points

图4　注浆剖面示意图Fig.4　Cross section of grouting

2) 洞内注浆

为防止隧道下沉，自钢管片前后各10环(左线781～802，右线 785～805)位置腰部以下吊装孔跳孔进行单液浆注浆，注浆压力控制在0.4 MPa，如图5所示。

图5　洞内注浆剖面示意图Fig.5　Cross section of grouting inside the tunnel

3　裂损管片结构数值计算

为进一步了解管片裂损的力学机理，评估当前状态以及后续施工扰动作用下，管片结构的安全性能。通过建立盾构隧道地层—结构法数值模型，对管片结构背后水土流失、注浆加固工况条件下的结构受力情况进行分析。

3.1　模型的建立

根据工程实际情况，分别采用实体单元和梁单元建立围岩、管片结构以及连接螺栓，忽略螺栓垫片与螺母结构。通过嵌入手段建立螺栓与管片的联系，进而实现模拟接头的抗拉、压、剪力学性质，及其与管片之间的相互作用。同时考虑螺栓的预紧力作用。

进一步基于非线性接触理论，设置纵向接头接触及管片与土体的接触[18]。管片纵向接头接触属性在法向上设置为“硬接触”，即接触面接触面之间能够传递的接触压力大小不受限制，当接触压力变为0或负值时，2个接触面分离，并且去掉相应节点上的接触约束。在切向上采用库伦摩擦，摩擦系数取为0.62，如图6所示。

图6　数值模型中管片接头细部结构图Fig.6　Detail of the segment joint in numerical model

围岩与管片间的接触属性在法向上采用惩罚刚度模型：

式中：p为接触法向力；Δl为嵌入量；kin为接触面嵌入惩罚刚度；f为惩罚函数。切向上依旧采用库伦摩擦，摩擦因数取为0.78。

建立的管片模型，以及为便于分析对接头进行的编号如图 7。结合工程实际，取地铁管片埋深为17 m，为减小边界效应引起的误差，设置地铁管片左右及底部与边界的距离大于3倍管片外径，整体模型尺寸如图8所示。

图7　管片结构模型图Fig.7　Segment structure model

图8　整体模型尺寸图Fig.8　Size of overall simulation model

为分析管片裂损的力学原因以及裂损后管片结构在不同工况条件下的安全性能，计算中分别考虑了初始状态、水土流失弱化以及注浆加固强化 3种工况，各工况通过场量劣化松动区段围岩的参数来模拟由于水土流失或注浆加固引起的围岩松动软化或强化。

3.2　材料本构与参数

模型中围岩采用莫尔—库仑屈服准则下的弹塑性本构模型，管片与螺栓采用线弹性本构模型。根据《混凝土结构设计规范》(GB50010—2010)[19]、《螺栓、螺钉和螺柱的材料要求》(GB/T3098.1 —2000)[20]以及其他规范[21−22]相关参数取值见表1。在计算过程中，采用V1级围岩参数模拟初始围岩，以 V2级围岩参数模拟图 8所示的松动区劣化后的围岩，进一步通过恢复松动区围岩强度来模拟注浆加固。

3.3　计算结果分析

1) 初始状态工况

图9(a)为盾构隧道初始状态管片结构最小主应力分布云图。从图9(a)可知：

① 管片整体受力呈现出拱顶与拱底内侧受拉，外侧受压；左右拱腰外侧受拉、内侧受压。

表1　力学参数Table1　Mechanical parameters

② 接头处存在明显应力集中现象，最大压应力位于接头2号处，约为20 MPa。

③ 螺栓最大拉应力位于接头 3号处，达 314 MPa，尚未达到屈服强度。

2) 水土流失弱化工况

采用弱化围岩参数的方法来模拟管片衬砌背后水土流失，弱化区域见图 8。图 9(b)为围岩参数的劣化后，管片结构的最小主应力分布图。从图9(b)可知：

① 管片结构最小主应力分布发生明显变化，最大压应力依然出现在接头2号处，但应力值有明显增大，达到55 MPa，已超过C50混凝土的抗压强度，造成管片内侧混凝土压溃。这与实际裂损特征相似。

② 2号接头向外张开明显，外侧张开量达到0.5 mm，1，6和3号接头均有不同程度的向内张开。

③ 进一步比较图9(a)和图9(b)发现，拱腰处围岩参数劣化后，管片拉应力峰值由0.37 MPa增加至1.88 MPa，且拉应力的分布范围大大增加，对管片整体受力极为不利。

图9　管片结构最小主应力计算结果Fig.9　Calculation results of minimum principal stress of segment

综合上述计算结果以及现场裂损特征分析，表明管片背后水土流失导致管片衬砌背后岩土体支撑弱化，使得管片结构局部出现明显的应力集中和接头张开，进而致使管片内侧混凝土压溃。

3) 注浆加固强化工况

进一步移除接头2号处压应力超过混凝土抗压强度的单元以模拟混凝土压溃的实际情况，并通过恢复松动区域的围岩强度来仿真围岩注浆加固，计算后得到管片变形及最小主应力分布如图9(c)。经分析可知：

① 加固处理后管片最小主应力分布同初始工况基本一致，最大压应力值降低至12.9 MPa。

② 管片变形也得到有效地缓解，接头 2号的接头张开明显减小。最大螺栓拉应力位于3号处，大小为192 MPa，小于屈服强度，且较初始工况有所降低。

可见加固处理后管片的整体受力趋于均匀，管片及螺栓应力峰值均在设计强度值以内，当前计算工况条件下，能够满足整体稳定和运营要求。

4　处治效果现场监测分析

事件发生后，对工程现场进行了加密跟踪监测，结果显示：

1) 事件发生后，2016−01−18～2016−02−03 各地表沉降最大累积增加沉降值为 4.3 mm，隆起值为7.7 mm，且近3 d和近7 d平均日变化量最大值为0.1 mm，相对较小，说明整个地层环境受管片裂损影响较小，且变形发展已趋于稳定。

2) 根据《盾构法隧道施工与验收规范》(GB 50446—2008)[21]，对于外径为6.2 m的隧道收敛变形允许偏差为 0.6%D=37.2 mm。2016−01−18～2016−02−03实测盾构管片各断面最大新增变形值分别为18 mm(收敛)和3.8 mm(拱顶下沉)，最大累计变形值为20 mm，处于规范允许范围之内。

3) 2016−01−18～2016−02−03 实测各隧道断面管片近3 d最大平均日收敛值为1 mm，最大平均日拱顶沉降值为0.2 mm；近7 d最大平均日收敛值为0.4 mm，最大平均日拱顶沉降值为0.3 mm，可见各项变形已趋于稳定。

同时，2016−01−25～26间对裂损管片进行了清创和修复。至2016−03−20，修复位置未见明显裂缝发展，如图10所示。

综合上述分析可知，经综合治理，隧道管片结构各项变形指标均已趋于稳定，累积变形值处于规

范允许范围之内，修复后管片未见新的裂缝发展，说明当前结构尚处稳定状态，且能够满足运营空间要求。

图10　管片修复后状态(2016−03−20)Fig.10　Segment status after repair

5　结论

1) 漏水漏沙等水土流失导致管片背后岩土体支撑减弱，是引起管片结构应力集中进而出现局部裂损的主要原因。

2) 经加固处理后管片的整体受力趋于均匀，管片及螺栓应力峰值均在设计强度值以内。

3) 跟踪监测和现场观察表明，经加固修复后，未见新的裂缝发展，各项监测指标亦趋于稳定，管片结构受力是安全的。可见，采取的应急处理措施是得到和有效的，可为类似情况参考。