中埋深膨胀岩盾构隧洞管片结构受力分析及内力特征

冉建西， 李文新

(新疆水利水电勘测设计研究院，新疆 乌鲁木齐 83000)

1 概述

随着我国国民经济的发展，跨流域调水工程建设成为必然趋势，随之盾构隧洞也越来越多的被修建。诸如复杂地形，地质条件的南水北调中线一期穿黄工程、珠三角水资源配置工程等均选用盾构输水隧洞。盾构施工作为隧道施工领域较成熟的工艺普遍应用于市政地铁施工，且盾构隧道的埋深普遍较浅，介于20～40m之间的盾构隧道较多。城市地下空间趋向于更深的地下发展，在国内无实施案例。新疆引水项目因功能需要，隧洞埋深介于60～110m间，为中等埋深，并且穿越膨胀性泥岩地层，对隧洞管片结构受力、地应力研究及盾构水土压力核定等方面具有前瞻性，对城市建设向纵深发展具有较大的指导意义。

2 工程概况

新疆引水项目无压输水隧洞工程全长92.35km。其中，白垩系、新近系、第四系极软岩地层采用3台土压平衡盾构机掘进，施工段长18.97km，纵坡1/5000，埋深60～110m。管片采用平板型单层预制钢筋混凝土结构，衬砌环为双面楔形通用环，宽1.2m，楔形量为30mm，管片厚350mm，管环内外径分别为4.5、5.2m，混凝土标号C50。管片分为 6块，分别由3块标准块，2块邻接块和1块封顶块组成，采用“3+2+1”分块模式，错缝拼装。衬砌环的接缝采用普通M30弯螺栓连接。管片剖面结构如图1所示。

3 地质概况

结合工程地质特点，本文主要分析隧洞桩号SD61+003—SD64+219段膨胀岩地层的盾构隧洞管片受力情况。该段隧洞主要穿越山前冲洪积平原区，地形平坦。地表分布第四系上更新统-全新统洪积含砾粉土层，一般厚0.5～3m。隧洞洞身段穿过的岩性以下白垩统土黄-红黄色泥岩为主，局部夹砂岩、泥质砂砾岩，属极软岩。泥岩呈巨厚层状，砂岩、泥质砂砾岩呈薄-中厚层状，岩层总体产状300°NE∠3°，与洞轴线夹角42°。该段断层和节理裂隙不发育，地下水均为碎屑岩类孔隙裂隙水，属于层间微承压水，含水层岩性为砂岩、泥质砂砾岩。该段隧洞上覆岩体厚63～68m，洞身处在新鲜厚层状岩体内，围岩属极软岩，岩体大多较完整，为Ⅴ类围岩。围岩的天然含水率为16.0%～25.0%，饱和含水率为19.1%～27.8%，天然密度1.94～2.33g/cm3，干密度为1.80～2.20g/cm3，饱和密度为2.10～2.39g/cm3，渗透系数K=6.9×10-5cm/s(局部K=1.61×10-4cm/s)，属弱透水层。泥岩的自由膨胀率一般为83%～98%，属中-强膨胀岩，该洞段自稳能力较差，易产生塑性变形。 依据钻孔ZK235钻孔试验资料，测得深度48～54m，膨胀力为11kPa；深度60～68m，膨胀力为121kPa；深度71.6～75m，膨胀力为204kPa。其岩石物理力学性能指标见表1。

图1 管片剖面图

4 关键参数模拟计算分析

地下工程情况复杂，影响管片结构受力的因素较多。在管片设计中，考虑到地层与衬砌结构之间相互作用的初始应力、膨胀力、外水压力很难准确把握，本文旨在探讨不同位置的膨胀力、不同的侧压力系数、不同的外水折减系数作用下的盾构隧洞管片结构内力情况。

4.1 计算模型

盾构隧道模型有多种，而经典常用的模型有均质圆环模型(日本惯用法及修正惯用法)、梁-弹簧模型(铰接圆环模型)、梁-接头模型等[1]。本文采用修正惯用法，该方法对管片接头处理简单，便于计算。修正惯用法是对均质圆环模型的修正，考虑接头对结构刚度的影响，将管片整体刚度取(1-η)EI，相应管片设计附加弯矩为(1+ξ)M，具体计算取η=0.8、ξ=0.3。运用盾构隧道设计分析软件 V4.1进行数值模拟计算，力学模型是真实的三维线性结构模型分析管片内力变形，计算模型如图2所示。

4.2 荷载及荷载组合

根据工程地质条件以及SL279—2016《水工隧洞设计规范》[2]关于荷载及荷载组合的要求，本文选择最为不利的基本组合进行分析计算，荷载包括：

图2 修正惯用法荷载计算图

(1)永久荷载

衬砌自重：按结构尺寸及材料容重确定。

围岩压力：深埋隧洞上覆土层较多，不同土层的力学性质有所差异，考虑有地下水和多地层情况，垂直松弛土压力P采用太沙基公式进行计算，计算得垂直松弛土压力为150.9kPa，但《盾构隧道管片设计》[3]指出垂直松弛土压力不应小于200kPa，最后取P=200kPa。侧向压力根据太沙基松弛土压力和侧压土力系数确定[4]。

(2)可变荷载

作用在隧洞上的外水压力：按照Pw=βγΗ估算，外水压力折减系数β按SL 279—2016附录C确定。考虑到工程为无压输水隧洞，内水压力对管片影响小，不再计入。

表1 下白垩统泥岩物理力学性能指标

地层膨胀力：按照钻孔试验资料深度60～68m处，取Pr=121kPa计算。

基本荷载组合方式为衬砌自重+围岩压力+外水压力+地层膨胀力。

4.3 膨胀力偏压影响分析

场区地层为白垩系沉积岩，以巨厚层状泥岩(中-强膨胀岩)为主，砂岩、泥质砂砾岩夹层呈薄-中厚层状，夹层厚度小于0.5m。受到地下水位变化及开挖影响，泥岩膨胀力会随含水率的增加而增加。因此，作用在衬砌上的膨胀力会根据膨胀岩的分布和含水率变化情况产生不同的偏压。假设可能的偏压位置工况有：工况1顶拱90°范围膨胀力；工况2仰拱90°范围膨胀力；工况3侧拱单侧90°范围膨胀力；工况4侧拱双侧各90°范围膨胀力；工况5顶拱、仰拱上下各90°范围膨胀力；工况6全范围膨胀力。膨胀力Pr=121kPa，通过计算得出管片内力值及配筋见表2。

从表2分析可知，膨胀力作用于管片不同位置对其内力影响由大到小依次为：顶拱加仰拱>仰拱>顶拱>全范围>侧拱>双侧拱。全范围、侧拱、双侧拱膨胀力偏压工况管片内力值小，受拉区钢筋面积满足最小配筋率即可。岩层水平夹角仅为∠3°，基本呈水平产状，而且非膨胀岩夹层厚度一般小于0.5m，侧拱单侧出现膨胀力的可能性不大。因此，选取最不利的“顶拱、仰拱上下各90°范围膨胀力偏压工况”进行后续计算。

4.4 侧压土力系数影响分析

侧向土压力系数与土质、设计计算方法及施工方法有关，参考《公路隧道设计手册》表21- 3- 4[5]，侧向土压力系数在0.35～0.85之间。为了研究不同侧向土压力系数所产生的围岩压力对隧洞衬砌结构内力的影响，侧向土压力系数λ分别按照0.35、0.45、0.55、0.60、0.65、0.80共6个工况计算围岩压力，施加最不利膨胀力，不计外水压力组合情况。通过计算得出管片内力值及配筋见表3。

从表3分析可知，管片的弯矩、轴力以及配筋面积随侧向土压力系数增大而减小，弯矩与配筋的减小速度比轴力快。侧向土压力系数变化对轴力影响较小，对管片配筋结果影响较大。在圆形隧洞的设计计算中，当λ<1时，围岩侧应力的越大对管片受力越有利。考虑到实际工程中泥岩受盾构施工扰动、及空隙裂隙水等软化因素影响，管片四周松动的泥岩等同于中硬性黏土，侧向土压力系数选取λ=0.60较为适中。

表2 膨胀力偏压工况下管片最大内力值及计算配筋面积

表3 不同侧向土压力系数工况下管片最大内力值及计算配筋面积

表4 不同外水折减系数工况下管片最大内力值及计算配筋面积

4.5 外水折减系数影响分析

隧洞衬砌外地下水位受自然条件或人为影响变化较大，准确预测外水压力较为困难。在选择用于计算外水压力时应进行充分论证，通过分别取各种外水压力进行计算最不利情况。根据地勘成果资料，天然地下水位距隧洞中心为57m，外水压力折减系数β分别按照0、0.2、0.4、0.6、0.8、1，共6个工况计算外水压力，施加最不利膨胀力，并与围岩压力组合。通过计算得出管片内力值及配筋见表4。

从表4分析可知，管片的弯矩、轴力随外水折减系数增大而增大，弯矩增大的速度比轴力慢，配筋面积先减小后增大。外水折减系数变化对弯矩影响较小，对管片轴力影响较大。在圆形隧洞计算中采用较高的地下水位，并不一定是偏安全的设计，相反采用较低的外水压力进行计算往往会得到比较安全的设计。因此，本工程选取外水折减系数β=0，即考虑最不利情况，采用水土合算。

5 监测仪器安装和测试结果

5.1 监测仪器安装

现场实施过程中，盾构机掘进至SD61+003.838处时渣土变稀，颜色呈土黄色-红黄色，渣土含泥量变大，砂砾含量减小，土压力由0.2～0.9bar增大至4.7～7bar，确认盾构1进入中-强膨胀岩地层。后续较长进尺段土压力持续维持在3～4 bar。随后监测单位布置了39#(SD61+439)监测断面，管片仪器安装位置如图3所示。

5.2 测试结果及分析

测试中分别使用的光纤光栅式传感器有：钢筋应力计、混凝土应变计、土压力计。采用手动频率采集，测点的土压力、钢筋应力、混凝土应力随时间、空间变化如图4—6所示。

从图4—6中可以得出，泥岩地层隧洞外土压力、管片混凝土及钢筋应力，以塑性效应为主导，随时间的增加而增大。

从图4分析，围岩压力变化大致分为快速增长、缓速增长以及稳定三个阶段。快速增长阶段发生在开挖后前4天，监测断面距掌子面7m，B1、B2管片上的围岩压力分别快速增长至137、323kPa，占总幅度的26%、54%，主要受开挖空间影响；缓速增长阶段持续时长90d左右，围岩在缓慢的塑性变形中不断释放应力，衬砌外围岩压力到达最大值，B1、B2管片围岩压力分别为536、603 kPa。稳定阶段在100d后两个土压力计读数接近并趋于稳定，均在500 kPa左右。前两个阶段侧拱顶部围岩压力大于底部，但最后阶段基本趋于一致。

B1管片安装在衬砌环7～9点位置，从图5中可见，其混凝土压应力基本沿线性分布，随时间增长而增大，最大混凝土应力为-6.2MPa。B2管片安装在衬砌环9～11点位置，虽然增长趋势一致，但其混凝土压应力线性分布拟合度较差，最大混凝土应力为-9.1MPa；对比图4 B2土压力变化趋势，在监测中后期时段，土压力数据与混凝土应力变化呈反相关，即在混凝土应力不断增长的总趋势下，混凝土应力随土压力的减小而增大。通过两管片对比，顶拱区域混凝土压应力大于底拱区域。

图3 管片仪器安装图

图4 管片外土压力变化曲线

图5 管片混凝土应力变化曲线

图6 管片钢筋应力变化曲线

从图6可以得出，B1、B2管片钢筋均为压应力，呈现出先缓慢增长而后趋于稳定走势。B1管片内外侧最大钢筋应力分别为-110 、-81 MPa，B2管片分别为-52 、-96MPa， 底拱区域钢筋压应力大于顶拱区域。应力稳定阶段发生在100天后，与土压力相似。

综上所述，因施工采用盾构掘进，隧洞掌子面快速远离监测断面，盾构施工扰动对隧洞的影响相对少，时间才是主导因素。通过测试结果可知，中埋深膨胀性泥岩地层在塑性变形中缓慢释放应力，围岩压力、隧洞衬砌混凝土及钢筋压应力随时间的增加而增大，在100天左右后衬砌才内力趋于稳定。

6 管片结构内力模拟计算结果与实测结果对比

选取管片中埋置的混凝土应变计、钢筋计实测值，按照偏心受压构件计算管片内力。选取实测管片内外侧单根钢筋轴力最大值为N1、N2，管片内外侧均为10根Φ22钢筋，上下保护层厚度为55mm，管片中部混凝土最大应变值为σ。根据静力平衡条件和材料力学压弯组合计算公式推导力的平衡方程[6]，得出管片纵截面轴力N、正截面弯矩M以及受拉区钢筋面积As，见表5。

作用在管片上的围岩压力计算值、实测值分别为263、603 kPa，说明39#监测断面实际膨胀力远大于计算值。表中实测的纵截面轴力最大值为-4076kN，大于不同工况计算轴力值，也进一步证明管片外部围岩压力较大。但实测正截面弯矩较小，管片配筋满足构造要求即可，推测膨胀力全断面分布在管片四周，并受力均匀。通过实测比对，管片结构内力模拟计算结果安全可靠度较高。

表5 39#监测断面管片实测内力值及计算配筋面积

7 结论

通过新疆引水项目中埋深膨胀岩盾构隧洞管片结构受力分析及内力特征研究，可得出以下结论：

(1)当隧洞上方、下方或者上下两侧存在膨胀岩时，膨胀力会增大管片结构内力。当隧洞单侧面、双侧面或者完全处于膨胀岩中时，在一定的膨胀力范围内对管片结构有利。

(2)当隧洞的侧向土压力系数小于1时，围岩侧压力越大对管片结构越有利。

(3)对于圆形隧洞，外水压力在一定范围内时，外水压力越大对管片结构越有利。泥岩地层透水性较弱，管片结构计算建议采用水土合算。

(4)通过实测结果表明，虽然实际作用在管片围岩压力比计算时大，但通过验证，在围岩压力总体较小时，围岩压力增大后对管片结构有利的趋势是正确的。

考虑到工程地质条件的复杂因素无法全面掌握，管片结构设计时应适当选择偏安全的参数来提高盾构隧洞结构可靠性。