盾構(gòu)管片裂損成因分析及結(jié)構(gòu)安全性評價(jià)

李　軍，雷明鋒，林越翔，戴小冬，劉　特

(1. 中鐵一局集團(tuán)天津建設(shè)工程有限公司，天津 300250;2. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；3. 湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)院，湖南 長沙 410008)

當(dāng)前，我國城市軌道交通正處于大規(guī)模建設(shè)時(shí)期，截止 2015年末，全國在建城市軌道交通線路總長達(dá)4 448 km[1?2]。而隨著盾構(gòu)技術(shù)的不斷發(fā)展，盾構(gòu)開挖方案已成為絕大多數(shù)國家和地區(qū)城市地下軌道交通建設(shè)的首選方案。據(jù)日本對東京、大阪等主要城市的統(tǒng)計(jì)，在總延長約75 km的城市軌道交通隧道中，盾構(gòu)法占60.9%。在我國也同樣如此，如上海、廣州等城市地鐵區(qū)間隧道基本上均采用盾構(gòu)法修建，其他大部分城市地鐵區(qū)間隧道盾構(gòu)法施工所占的比例均在50%以上。盾構(gòu)隧道在修建及運(yùn)營過程中，不可避免會(huì)出現(xiàn)許多隧道病害，管片裂損是最為常見且危害較大的病害之一[3]。為此，廣大學(xué)者針對該問題分別采用斷裂力學(xué)、擴(kuò)展有限元等理論方法和工程實(shí)踐對其裂損機(jī)理、成因分析和處治措施等方面開展了大量的研究工作[3?15]。蔡明生[3]在混凝土斷裂力學(xué)理論基礎(chǔ)上，采用擴(kuò)展有限元方法研究在各種外荷載作用下管片的裂損機(jī)理，以及含裂縫管片的受力特性，探討裂損對管片結(jié)構(gòu)安全性的影響。譚忠盛等[4]依托廣州地鐵 2號(hào)線越—三盾構(gòu)區(qū)間工程，針對軟硬不均地層盾構(gòu)管片的裂損規(guī)律及其主要因素開展了數(shù)值研究，并提出了有效控制管片裂損的主要方法。但縱觀這些研究成果，主要是針對運(yùn)營階段的盾構(gòu)裂損，針對施工階段的情況較少。而事實(shí)上，施工階段管片裂損現(xiàn)象也十分嚴(yán)重，且其原因相對運(yùn)營階段更為復(fù)雜[16?17]，因此，加強(qiáng)施工階段管片裂損的成因機(jī)理及處治方法研究同樣十分重要。為此，本文以一實(shí)際工程為例，針對管片裂損的成因以及裂損后管片結(jié)構(gòu)的安全性進(jìn)行具體分析，進(jìn)而提出相適應(yīng)的處治措施，以期為類似情況提供參考。

圖1　1號(hào)聯(lián)絡(luò)通道剖面圖Fig.1　Section diagram of No.1 connected aisle

1　工程概況

天津地鐵1號(hào)線某區(qū)間右線起訖里程為DK41+374～DK43+092，全長約1 718 m；左線起訖里程為DK41+374～DK43+092，短鏈9.221 m，全長1 708 m。采用盾構(gòu)法施工，管片外徑6.2 m，內(nèi)徑5.5 m，寬為 1.5 m。襯砌環(huán)縱縫之間均采用彎螺栓連接，其中每個(gè)環(huán)縫采用16根M30螺栓，每環(huán)縱縫采用12根M30螺栓。區(qū)間設(shè)2處聯(lián)絡(luò)通道，其中心里程分別為右DK41+892，DK42+492，采用暗挖法施工。1號(hào)聯(lián)絡(luò)通道處隧道頂部埋深約17 m，管片環(huán)高度范圍內(nèi)地層主要為粉質(zhì)黏土、粉砂等，如圖1所示。

2　管片裂損現(xiàn)場調(diào)查與處理

2.1　事件過程

2016?01?17下午16:10分，該區(qū)間1號(hào)聯(lián)絡(luò)通道左線腰部開始進(jìn)行透孔鉆進(jìn)施工。20:10分鉆透右線鋼管片，在鉆頭和鋼管片之間開始滲漏，先后采取塞棉布和用雙快水泥進(jìn)行封堵，但效果不理想。21:30 分鋼管片隔倉上鋼板焊接完成，但從鋼板縫隙及預(yù)留孔漏沙，采用雙快水泥封堵。22:00開始灌注聚氨酯。02:05 漏水已全部封堵。事后清理統(tǒng)計(jì)，自漏水口流出31 m3砂土，根據(jù)漏水現(xiàn)場留置水樣，水砂比為2.5:1，估算水土流失77.5 m3。橫通道左右約 5環(huán)管片出現(xiàn)不同程度的開裂和壓潰，如圖2所示。

圖2　管片初始裂損情況(2016?01?17)Fig.2　Segment crack status

2.2　事件處理

2016?01?18上午，各參建單位召開專家會(huì)，初步判斷事件的主要原因?yàn)槭┕み^程滲漏水誘發(fā)的水土流失，進(jìn)而造成結(jié)構(gòu)受力不均。建議采取了地面注漿、隧道內(nèi)注漿并加密監(jiān)測等措施進(jìn)行應(yīng)急處理。

1) 地面填充注漿

地面采用袖閥管壓注單液漿，引孔27 m，注漿點(diǎn)位為隧道底3 m(24 m)，注漿孔位于左右線間，距右線3 m，水平間距4 m，共設(shè)7個(gè)注漿孔，如圖3和圖4。注漿壓力表讀數(shù)一旦變大或地面監(jiān)測出現(xiàn)上升趨勢，立即停止注漿。

圖3　注漿點(diǎn)位布置圖Fig.3　Arrangement of grouting points

圖4　注漿剖面示意圖Fig.4　Cross section of grouting

2) 洞內(nèi)注漿

為防止隧道下沉，自鋼管片前后各10環(huán)(左線781～802，右線 785～805)位置腰部以下吊裝孔跳孔進(jìn)行單液漿注漿，注漿壓力控制在0.4 MPa，如圖5所示。

圖5　洞內(nèi)注漿剖面示意圖Fig.5　Cross section of grouting inside the tunnel

3　裂損管片結(jié)構(gòu)數(shù)值計(jì)算

為進(jìn)一步了解管片裂損的力學(xué)機(jī)理，評估當(dāng)前狀態(tài)以及后續(xù)施工擾動(dòng)作用下，管片結(jié)構(gòu)的安全性能。通過建立盾構(gòu)隧道地層—結(jié)構(gòu)法數(shù)值模型，對管片結(jié)構(gòu)背后水土流失、注漿加固工況條件下的結(jié)構(gòu)受力情況進(jìn)行分析。

3.1　模型的建立

根據(jù)工程實(shí)際情況，分別采用實(shí)體單元和梁單元建立圍巖、管片結(jié)構(gòu)以及連接螺栓，忽略螺栓墊片與螺母結(jié)構(gòu)。通過嵌入手段建立螺栓與管片的聯(lián)系，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)模擬接頭的抗拉、壓、剪力學(xué)性質(zhì)，及其與管片之間的相互作用。同時(shí)考慮螺栓的預(yù)緊力作用。

進(jìn)一步基于非線性接觸理論，設(shè)置縱向接頭接觸及管片與土體的接觸[18]。管片縱向接頭接觸屬性在法向上設(shè)置為“硬接觸”，即接觸面接觸面之間能夠傳遞的接觸壓力大小不受限制，當(dāng)接觸壓力變?yōu)?或負(fù)值時(shí)，2個(gè)接觸面分離，并且去掉相應(yīng)節(jié)點(diǎn)上的接觸約束。在切向上采用庫倫摩擦，摩擦系數(shù)取為0.62，如圖6所示。

圖6　數(shù)值模型中管片接頭細(xì)部結(jié)構(gòu)圖Fig.6　Detail of the segment joint in numerical model

圍巖與管片間的接觸屬性在法向上采用懲罰剛度模型：

式中：p為接觸法向力；Δl為嵌入量；kin為接觸面嵌入懲罰剛度；f為懲罰函數(shù)。切向上依舊采用庫倫摩擦，摩擦因數(shù)取為0.78。

建立的管片模型，以及為便于分析對接頭進(jìn)行的編號(hào)如圖 7。結(jié)合工程實(shí)際，取地鐵管片埋深為17 m，為減小邊界效應(yīng)引起的誤差，設(shè)置地鐵管片左右及底部與邊界的距離大于3倍管片外徑，整體模型尺寸如圖8所示。

圖7　管片結(jié)構(gòu)模型圖Fig.7　Segment structure model

圖8　整體模型尺寸圖Fig.8　Size of overall simulation model

為分析管片裂損的力學(xué)原因以及裂損后管片結(jié)構(gòu)在不同工況條件下的安全性能，計(jì)算中分別考慮了初始狀態(tài)、水土流失弱化以及注漿加固強(qiáng)化 3種工況，各工況通過場量劣化松動(dòng)區(qū)段圍巖的參數(shù)來模擬由于水土流失或注漿加固引起的圍巖松動(dòng)軟化或強(qiáng)化。

3.2　材料本構(gòu)與參數(shù)

模型中圍巖采用莫爾—庫侖屈服準(zhǔn)則下的彈塑性本構(gòu)模型，管片與螺栓采用線彈性本構(gòu)模型。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50010—2010)[19]、《螺栓、螺釘和螺柱的材料要求》(GB/T3098.1 —2000)[20]以及其他規(guī)范[21?22]相關(guān)參數(shù)取值見表1。在計(jì)算過程中，采用V1級圍巖參數(shù)模擬初始圍巖，以 V2級圍巖參數(shù)模擬圖 8所示的松動(dòng)區(qū)劣化后的圍巖，進(jìn)一步通過恢復(fù)松動(dòng)區(qū)圍巖強(qiáng)度來模擬注漿加固。

3.3　計(jì)算結(jié)果分析

1) 初始狀態(tài)工況

圖9(a)為盾構(gòu)隧道初始狀態(tài)管片結(jié)構(gòu)最小主應(yīng)力分布云圖。從圖9(a)可知：

① 管片整體受力呈現(xiàn)出拱頂與拱底內(nèi)側(cè)受拉，外側(cè)受壓；左右拱腰外側(cè)受拉、內(nèi)側(cè)受壓。

表1　力學(xué)參數(shù)Table1　Mechanical parameters

② 接頭處存在明顯應(yīng)力集中現(xiàn)象，最大壓應(yīng)力位于接頭2號(hào)處，約為20 MPa。

③ 螺栓最大拉應(yīng)力位于接頭 3號(hào)處，達(dá) 314 MPa，尚未達(dá)到屈服強(qiáng)度。

2) 水土流失弱化工況

采用弱化圍巖參數(shù)的方法來模擬管片襯砌背后水土流失，弱化區(qū)域見圖 8。圖 9(b)為圍巖參數(shù)的劣化后，管片結(jié)構(gòu)的最小主應(yīng)力分布圖。從圖9(b)可知：

① 管片結(jié)構(gòu)最小主應(yīng)力分布發(fā)生明顯變化，最大壓應(yīng)力依然出現(xiàn)在接頭2號(hào)處，但應(yīng)力值有明顯增大，達(dá)到55 MPa，已超過C50混凝土的抗壓強(qiáng)度，造成管片內(nèi)側(cè)混凝土壓潰。這與實(shí)際裂損特征相似。

② 2號(hào)接頭向外張開明顯，外側(cè)張開量達(dá)到0.5 mm，1，6和3號(hào)接頭均有不同程度的向內(nèi)張開。

③ 進(jìn)一步比較圖9(a)和圖9(b)發(fā)現(xiàn)，拱腰處圍巖參數(shù)劣化后，管片拉應(yīng)力峰值由0.37 MPa增加至1.88 MPa，且拉應(yīng)力的分布范圍大大增加，對管片整體受力極為不利。

圖9　管片結(jié)構(gòu)最小主應(yīng)力計(jì)算結(jié)果Fig.9　Calculation results of minimum principal stress of segment

綜合上述計(jì)算結(jié)果以及現(xiàn)場裂損特征分析，表明管片背后水土流失導(dǎo)致管片襯砌背后巖土體支撐弱化，使得管片結(jié)構(gòu)局部出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中和接頭張開，進(jìn)而致使管片內(nèi)側(cè)混凝土壓潰。

3) 注漿加固強(qiáng)化工況

進(jìn)一步移除接頭2號(hào)處壓應(yīng)力超過混凝土抗壓強(qiáng)度的單元以模擬混凝土壓潰的實(shí)際情況，并通過恢復(fù)松動(dòng)區(qū)域的圍巖強(qiáng)度來仿真圍巖注漿加固，計(jì)算后得到管片變形及最小主應(yīng)力分布如圖9(c)。經(jīng)分析可知：

① 加固處理后管片最小主應(yīng)力分布同初始工況基本一致，最大壓應(yīng)力值降低至12.9 MPa。

② 管片變形也得到有效地緩解，接頭 2號(hào)的接頭張開明顯減小。最大螺栓拉應(yīng)力位于3號(hào)處，大小為192 MPa，小于屈服強(qiáng)度，且較初始工況有所降低。

可見加固處理后管片的整體受力趨于均勻，管片及螺栓應(yīng)力峰值均在設(shè)計(jì)強(qiáng)度值以內(nèi)，當(dāng)前計(jì)算工況條件下，能夠滿足整體穩(wěn)定和運(yùn)營要求。

4　處治效果現(xiàn)場監(jiān)測分析

事件發(fā)生后，對工程現(xiàn)場進(jìn)行了加密跟蹤監(jiān)測，結(jié)果顯示：

1) 事件發(fā)生后，2016?01?18～2016?02?03 各地表沉降最大累積增加沉降值為 4.3 mm，隆起值為7.7 mm，且近3 d和近7 d平均日變化量最大值為0.1 mm，相對較小，說明整個(gè)地層環(huán)境受管片裂損影響較小，且變形發(fā)展已趨于穩(wěn)定。

2) 根據(jù)《盾構(gòu)法隧道施工與驗(yàn)收規(guī)范》(GB 50446—2008)[21]，對于外徑為6.2 m的隧道收斂變形允許偏差為 0.6%D=37.2 mm。2016?01?18～2016?02?03實(shí)測盾構(gòu)管片各斷面最大新增變形值分別為18 mm(收斂)和3.8 mm(拱頂下沉)，最大累計(jì)變形值為20 mm，處于規(guī)范允許范圍之內(nèi)。

3) 2016?01?18～2016?02?03 實(shí)測各隧道斷面管片近3 d最大平均日收斂值為1 mm，最大平均日拱頂沉降值為0.2 mm；近7 d最大平均日收斂值為0.4 mm，最大平均日拱頂沉降值為0.3 mm，可見各項(xiàng)變形已趨于穩(wěn)定。

同時(shí)，2016?01?25～26間對裂損管片進(jìn)行了清創(chuàng)和修復(fù)。至2016?03?20，修復(fù)位置未見明顯裂縫發(fā)展，如圖10所示。

綜合上述分析可知，經(jīng)綜合治理，隧道管片結(jié)構(gòu)各項(xiàng)變形指標(biāo)均已趨于穩(wěn)定，累積變形值處于規(guī)

范允許范圍之內(nèi)，修復(fù)后管片未見新的裂縫發(fā)展，說明當(dāng)前結(jié)構(gòu)尚處穩(wěn)定狀態(tài)，且能夠滿足運(yùn)營空間要求。

圖10　管片修復(fù)后狀態(tài)(2016?03?20)Fig.10　Segment status after repair

5　結(jié)論

1) 漏水漏沙等水土流失導(dǎo)致管片背后巖土體支撐減弱，是引起管片結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中進(jìn)而出現(xiàn)局部裂損的主要原因。

2) 經(jīng)加固處理后管片的整體受力趨于均勻，管片及螺栓應(yīng)力峰值均在設(shè)計(jì)強(qiáng)度值以內(nèi)。

3) 跟蹤監(jiān)測和現(xiàn)場觀察表明，經(jīng)加固修復(fù)后，未見新的裂縫發(fā)展，各項(xiàng)監(jiān)測指標(biāo)亦趨于穩(wěn)定，管片結(jié)構(gòu)受力是安全的?？梢?，采取的應(yīng)急處理措施是得到和有效的，可為類似情況參考。