衬砌受力分析

2024-07-06

衬砌受力分析（精选4篇）

衬砌受力分析篇1

摘要：假定隧道二次衬砌处于稳定围岩压力作用下, 采用“田”字形支撑结构, 利用结构力学刚性连接形式, 推导出了结构内力与变形计算公式, 并且通过实际工程案例作了计算分析, 指出利用结构力学方法推导的计算公式为隧道衬砌支撑结构计算提供了新途径。

关键词：隧道衬砌,支撑结构,受力分析

0 引言

隧道建筑是铁路, 公路, 水工, 市政工程中很重要的建筑结构形式。为保障隧道结构的安全运营, 混凝土衬砌施工是一项必要的施工环节。一些文献[1,2,3,4,5,6]对隧道设计施工工艺及安全作了必要的论述和规定。一些著作[7]中对隧道设计支撑计算采用不同理论进行了分析, 给出了设计计算公式。本文假定处于均匀围压作用下的矩形隧道衬砌采用“田”字形支撑体系, 利用结构力学方法, 推导出支撑在刚性连接条件下的强度及变形计算公式, 可作为有关设计施工参考。

1“田”字形支撑结构内力与变形计算公式

1) 如图1所示为“田”字形支撑结构受力分析示意图。忽略轴力产生的变形, 不考虑线位移, 利用转角方程:

由于结构对称, 令θA=θB=θC=θD, θE=θF=θG=θH=0。

取A点平衡, 求θA:

将θA代入式 (1) 得:

2) 内力PAG, PEF计算示意图见图2。

取E点平衡, ∑ME=0得:

取y方向平衡, ∑y E=0得:

PAE, PGH计算示意图见图3。

取G点平衡, ∑MG=0得:

取x方向平衡, ∑x=0得:

3) 变形计算。

变形计算示意图如图4所示。

由于对称, θE=θG=0, wA=wE=wg=0, 其中, θ为角变形;w为挠度变形。

2 工程应用实例

某隧道工程为一双线隧道, 隧道断面为10 m×10 m矩形隧道。该隧道地质围岩为Ⅲ级, 设计二次衬砌混凝土强度等级为C30。衬砌厚度40 cm。采用“田”字形支撑结构, 模板支撑间距1 m。假定隧道在初期支护中围岩压力已趋于稳定, 二次衬砌忽略围岩压力和变形。只考虑混凝土自重压力, 则q1=1 m×1 m×0.4 m×24 k N/m3=9.6 k N, q2=1 m×1 m×0.4 m×24 k N/m3×0.9=8.4 k N。q1, q2在“田”字形支撑结构上的分布如图1所示, 支撑结构内力计算示意图如图2所示。由式 (4) 计算PAG:

由式 (5) 计算PEF内力:

由示意图3和式 (6) , 式 (7) 计算PAE, PGH内力:

支撑杆材料选择:

取最大内力值48.63 k N计算杆材钢管截面面积, 考虑2倍安全系数, 内力97.25 k N, 按许用应力[σ]=180 MPa计算, 需截面面积为5.56 cm2, 选择8 cm外径, 壁厚3 mm钢管, 截面面积为7.54 cm2。

计算变形:

见图4, 计算k1, k2处挠度wk1, wk2, 由式 (8) , 式 (9) 分别计算:

计算转角θA:

3 结语

对于处于稳定围岩压力作用下的二次衬砌模板支撑体系采用“田”字形结构, 利用结构力学方法推导计算支撑杆系受力变形公式, 可作为设计施工人员参考。为隧道衬砌支撑结构计算提供了一种新途径。

参考文献

[1]宋非非, 姜维成, 胡晓光.结构力学[M].北京:清华大学出版社, 2007.

[2]JTG D70-2004, 公路隧道设计规范[S].

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[4]TB 10003-2005, 铁路隧道设计规范[S].

[5]夏立峰.深基坑钢板桩支撑结构设计[J].山西建筑, 2004, 30 (5) :23-24.

[6]刘磊.框架—支撑结构体系的分类及优缺点[J].山西建筑, 2007, 33 (36) :66-67.

[7]高秋利.碗扣式钢管脚手架施工现场实用手册[M].北京:中国建筑工业出版社, 2012.

衬砌受力分析篇2

关键词：隧道；衬砌；刚度

隧道设计时，只有在准确估计作用在衬砌上荷载的基础上才能正确地进行隧道衬砌设计，然而由于地层条件的变化和不确定性、盾构推进前后的地层变形导致的应力重分布，以及施工条件的差异，很难做到准确地估计作用在衬砌上的荷载。本文结合上海盾构隧道具体情况，讨论影响软土隧道衬砌荷载的影响因素。

1 衬砌荷载的分布

衬砌是直接支承地层、保持规定的隧道净空、防止渗漏，同时又能承受施工荷载的结构。衬砌在施工阶段作为隧道施工的支护结构，起保护开挖面、防止土体变形、土体坍塌及泥水渗入，并承受盾构推进时的千斤顶顶力以及其他施工荷载的作用；竣工后，衬砌单独或与内衬一起作为隧道永久性支撑结构，可以防止泥水渗入，同时支承衬砌结构周围的水、土压力以及使用阶段和某些特殊需要的荷载，以满足结构使用要求（图1）。

当隧道衬砌半径与其埋深比r/H≤1/5时，可视衬砌受无限远的边界力，如图1（a）所示。与此同时，当衬砌在上述主动土压力作用下发生压扁变形时，还引起介质的被动土压力kδA（k为介质基床系数），它只分布在水平轴上下45°的范围。其全部荷载简化如图1（b）所示。从图中很容易得到衬砌上任意点的径向土压力[1]：

式中， pr为角θ1处的径向压力， pV、pH分别为垂直和水平压力。

衬砌设计时必须考虑的荷载包括[2]：土层压力、地下水压力、结构自重、超载以及地层抗力。根据具体情况还要考虑内部荷载、施工荷载以及震动影响，特殊情况还要考虑相邻隧道的影响和沉降的影响。

2 衬砌荷载的影响因素

由于土拱作用，隧道衬砌上的荷载很少情况下等于上覆土重，很多因素影响着衬砌上荷载的分布。为正确估计作用在衬砌上的荷载，就必须深入理解这些影响因素。

2。1 地质条件

地质条件是影响隧道施工的最主要的因素，要找到完全相同地质条件的隧道几乎是不可能的。沿隧道截面的水平方向和垂直方向，地质条件经常在不断变化。通常在垂直方向，随着深度的增加，土的内聚力和强度不断增加，所以作用在衬砌上的荷载也会减小。在不同的土层中作用在衬砌上的土压力不同，在淤泥质地层中，当覆盖层不是特别厚时，垂直地层压力PV等于隧道埋置深度H和周围土层密度γ的乘积，即PV=γH。但当地层为强度及刚性较大的硬粘土及有粘性的密实砂土，而覆盖层又有一定厚度时，土层会与岩层相仿，顶部有起拱作用，此时PV<γH。

2。2 衬砌和土层的相对刚度

隧道衬砌既受到周围地层的荷载，又受到它的约束。主动荷载使衬砌形状改变，产生地层给衬砌的被动抗力，地层位移后会产生相应的剪力，而把重力传到更远的地层中去，这样就会减少传给衬砌的垂直荷载。图2表示土层中刚性和柔性衬砌的应力分布和变形情况，地层中的原始垂直应力为σ，水平静止侧压力系数为K0，则原始水平应力为K0σ。刚性衬砌几乎不变形，故原始应力维持不变，这样刚性衬砌受到较大的弯矩，其数值的大小取决于垂直应力和水平应力之差。相反，柔性衬砌大致变形呈椭圆，垂直方向的向内变形会调动地层中的剪应力，而使垂直应力减小；水平方向的向外变形会产生被动抗力，而使水平应力增加，直至作用在柔性衬砌上的地层压力接近均匀，故柔性衬砌的弯矩比刚性衬砌小得多[3]。

因此，衬砌对于周围地层的相对刚度必然会影响衬砌上荷载的分布。相对刚度越大，作用在衬砌上的荷载也就越大。衬砌的刚度大小主要取决于衬砌的厚度、管片的拼装方式、接头刚度。工程实践表明：在保证接头放水要求的情况下，尽可能减小衬砌厚度和降低接头刚度的作法可以增加结构的柔性，大大减小结构所受的弯矩，而轴力却会得到提高，偏心矩进一步减小。在同等条件下，错缝拼装衬砌比通缝拼装衬砌具有较高的整体刚度。

2。3 施工方法

尽量减少对土层的扰动是减少衬砌上荷载的有效方法。不同的施工方法对土层的扰动是不一样的，例如在软土地区，通常采用土压平衡式盾构（EPB）和挤压盾构，但两种方法对地层的扰动程度不同，所以作用在衬砌上的荷载也是不一样的[4]。

EPB盾构正面为密闭状态，能有效控制工作面的土压力和地表的沉降。其工作原理是：由大刀盘切削土层，切削后的泥土与开挖面的土压力取得平衡的同时，由隧道和土腔相通的螺旋输送机输出，装于排土口的排土装置在出土量和进土量取得平衡的条件下，盾构不断推进。挤压盾构的胸板上常开有可开启的进土孔，在极软弱的土层中，胸板前方还常设有网格板。盾构推进时，正面土体呈挤压状态，被挤压的土体通过进土孔，挤入盾构胸板内侧。进土孔的数量和大小按地质条件而定。为适应各种条件的变化，常将胸板上的每个进土孔设计成可开闭的千斤顶闸门形式，以此调整开口率。

EPB盾构和挤压盾构控制地层移动方式的不同，必然造成在隧道掘进的过程中以及施工后隧道周围土层的变化不同，从而使得作用在隧道上的地层压力不同。

2。4 隧道直径和埋深

隧道埋深对于作用在隧道上的地层压力具有决定作用，但要明确划分隧道深埋与浅埋的界限，目前尚无公认的理论依据。一般认为，对于大开挖施工的`大型地下管道以及埋深较浅的小直径顶管衬砌结构都属于浅埋隧道结构，而对于矿山法暗挖或用盾构法暗挖的隧道常称为深埋隧道。深埋隧道与浅埋隧道在土压力计算上有两个不同点：一是要考虑周围土体对隧道顶面以上土柱的摩擦力以及土体卸载拱效应，从而减少了竖向土压力；二是埋深的增加会使侧向土压力数值与竖向土压力数值趋向一致。浅埋圆形隧道地层土压力的计算通常如图3所示。

圆形隧道顶部作用的竖向土压力由土柱理论计算，拱背弧形部分的土体重量可近似简化为均布荷载，侧向土压力一般也是按朗肯土压力理论计算，地基反力也可由静力平衡条件确定。在地层的相对刚度较大的情况下，侧向弹性抗力的作用将会明显地表现出来。在深埋的情况下，由于考虑土体的成拱效应，采用太沙基公式计算松弛压力，使有效的土层高度减小，结构受力降低。理论和实践都证明：随着隧道的埋深不同，地层压力的分布规律和数值大小也就不同，因此，确定划分浅埋和深埋的界限是十分必要的。

在埋深不变的情况下，衬砌内力基本随着隧道外径的变化呈向下凸的抛物线形变化，在外径不断变化的过程中，其内力的增加量急剧增大，且内力较大的截面在直径加大后其内力加大的幅度也最大。

2。5 地下水位的变化

对处于含水层和不透水层等复杂地层中的隧道来说，在长期使用过程中，地下水位的变化将导致隧道荷载的变化。在隧道开挖阶段，为增加工作面的稳定性，常需要采取一定的降水措施。衬砌施工后，地下水位随之上升。显然，这两种情况下作用在衬砌上的荷载是不相同的，通常后者要大于前者[5]。

2。6 外界环境的变化

隧道邻近范围内的各种施工活动，如基坑开挖、增加地面荷载、新建高层建筑物及相邻隧道施工，都会不同程度地扰动隧道周围的土体，对土层施加新的附加荷载，导致作用在衬砌上的荷载变化。

3 结束语

由于地铁隧道工程跨越区域大，涉及面广，同一条隧道需要经过不同的土层，影响因素众多。为了准确估计衬砌上的荷载，就必须结合工程实际情况，认真分析各种影响因素，从中甄别出主要因素，最终为衬砌的准确设计打下基础。

参考文献

[1] 孙钧。地下工程设计理论与实践（M）。上海：上海科学技术出版社，。

[2] Working Group No。2， ITA。 Guidelines for the design of shield tun―nel lining。 Tunneling and Underground Space Technology，， 15（3）： 303― 331。

[3] 刘建航，候学渊。盾构法隧道（M）。北京：中国铁道出版社， 1991。

[4] 蒋洪胜，候学渊。软土地层中的圆形隧道载荷模式研究（J）。岩石力学与工程学报，， 22（4）： 651― 658。

[5] Hak Joon Kim。 Estimation for tunnel lining loads（D）。 Universityof Alberta，： 1― 15。

衬砌受力分析篇3

关键词：公路隧道,围岩压力,衬砌结构

0 引言

随着高速公路建设的迅速发展, 我国公路隧道的建设也取得了举世瞩目的成就[1]。隧道开挖后, 围岩压力的变化规律对衬砌结构的合理类型, 尺寸及形状的选择有着至关重要的影响。只有了解了隧道围岩压力的变化规律才能选择与之对应的施工方法。因此研究隧道围岩压力的变化对隧道工程的顺利进行有着重要的意义[2]。

在隧道工程中主要通过直接测量法、理论计算法和工程类比法确定围岩压力[3]。随着隧道工程建设的发展, 围岩压力的研究越来越受到关注。曲海锋等[4]对现在常用的围岩压力计算方法进行了科学的评价, 并指出了其中出现的问题。赵伶杰等[5]通过研究提出了硬岩地层深埋洞室围岩压力的合理计算方法。肖明清[6]对小净距隧道的围岩压力及侧压力系数进行了分析。李鹏飞等[7]对大跨黄土隧道的衬砌结构进行了受力分析。钟祖良等[8]将围岩压力实测值与理论计算进行了对比分析。

本文选取邢汾高速寨子沟隧道口左幅ZK76 + 262. 5 为监测断面, 对该断面围岩压力进行了长期监测, 通过绘制围岩压力变化曲线分析了围岩压力变化规律。通过有限元数值模拟结合围岩压力监测结果分析了衬砌结构受力情况, 为日后类似隧道工程的合理设计与施工提供了借鉴与参考, 以保证隧道工程的顺利进行。

1 监测断面概况

监测断面寨子沟隧道左幅YK76 + 262. 5, 岩性为上元古界长城系常洲沟组红色石英砂岩。岩石锤击声较清脆, 有轻微回弹, 定性鉴定为较坚硬岩。对监测断面处石英砂岩采集15 块岩样做点荷载实验, 获得岩石单轴抗压强度为30. 73 MPa, 为较坚硬岩。监测断面围岩层理发育, 层理产状为226°∠26°, 岩层走向与洞轴线 ( 201°) 夹角为65°。掌子面围岩右侧大部分岩石全风化, 呈松散土体状, 左侧岩体较破碎, 未见地下水, 结构面结合较差, 岩体稳定性很差。综合判定该处围岩为Ⅴ级围岩。监测断面支护参数为:ф42 超前小导管支护, L = 4. 5 m, 环向间距56 cm;ф25 中空注浆锚杆, L = 3. 5 m, 纵环向间距120 cm × 100 cm; C25 喷射混凝土, 设计厚度为26 cm; Φ8 单层钢筋网片, 网格设计间距20 cm ×20 cm; Ⅰ20b工字钢, 设计间距100 cm; C25 钢筋混凝土, 二次衬砌50 cm。

2 围岩压力监测

2. 1 围岩压力监测方法与测点布置

围岩压力对隧道工程的开挖方式与支护类别有着重要的影响。在我国公路隧道的围岩监测领域, 传统围岩压力监测方法的压力传感器的设计布置方式基本一致, 即在每个监测断面布置较少数量的压力盒, 在实际监测当中, 几乎均将压力盒直接埋置于喷射混凝土当中。由于传统隧道围岩压力监测方法存在刚度不匹配及不能获得全部围岩压力弊端, 本次监测特对压力盒布设方法进行改进。改进之处主要表现在以下两个方面:

1) 在监测断面内大幅增加压力盒数量, 提高压力盒的布设密度, 将相邻压力盒的间距控制在0. 6 m ~ 1. 0 m左右为宜。

2) 采用传力钢板把每相邻的两个压力盒连接起来, 传力钢板与钢拱架之间的空隙采取必要措施避免喷射混凝土进入, 这样传力钢板之上的所有围岩压力均可以传递到压力盒之上。

本次监测对监测断面共布置压力盒26 个, 全部安装在工字钢背部, 间距0. 8 m左侧部分的压力盒测线自左侧拱脚底部以上0. 6 m处引出, 右侧部分的压力盒测线自右侧拱脚底部以上0. 6 m处引出。各压力盒测线外露端长度为8 m。围岩压力监测的测点布置如图1 所示。

2. 2 围岩压力监测结果分析

依据钢弦式压力盒的测试原理对监测数据进行整理计算, 绘制围岩压力变化曲线。各测点围岩压力值随时间变化曲线如图2所示。

依据寨子沟隧道进口左幅YK76 + 262. 5 监测断面自2012 年10 月30 日监测元件安装至2013 年12 月4 日所得实测数据得出以下主要结论: 安设于拱架背部的压力盒, 绝大部分测点压力值的变化趋势大致相同。在安装后3 d内为压力的快速增长阶段, 增速比较明显。在2012 年11 月2 日~ 2012 年11 月10 日期间由于停止供应炸药暂停施工, 在此期间大部分测点压力值呈缓慢下降的趋势, 少部分测点压力值变化微弱, 如1 号, 24 号, 25 号, 26 号测点压力值。恢复施工后2 d内大部分测点压力值呈增长趋势, 波动略大, 之后测点压力值逐渐趋于稳定直至开挖下台阶时出现跳跃。开挖下台阶后大部分测点压力值逐渐趋于稳定, 个别测点压力值仍有所变化如4 号, 6 号, 7 号, 8 号测点压力值。拱架背部各压力盒当中所受压力最大值约为12. 68 k N ( 2013 年7 月21 日, 6 号) , 所有压力盒所受压力总和最大值约为103. 32 k N ( 2013 年7 月21 日) 。

3 衬砌结构受力分析

对寨子沟隧道监测断面衬砌结构的受力分析采用ANSYS有限元程序, 依据荷载—结构法, 将三维问题简化为平面应变问题进行处理。

3. 1 建立衬砌结构数值模型

寨子沟隧道监测断面的围岩级别为Ⅴ级, 衬砌厚度为50 cm, 采用Beam3 梁单元进行剖分。Beam3 梁单元的横截面如图3 所示, 其横截面面积A = 0. 5 m2, 对应中性轴b3的惯性矩I =0. 010 416 667 m4。

数值模型的单元划分情况: 数值模型共布置54 个节点, 编号为1 ~54, 共划分为54 个Beam3 梁单元, 单元号为1 号~ 54 号。围岩对支护结构的弹性抗力采用Combin14 单元; 由于实际当中围岩与支护之间不能产生拉力, 因此在第一次计算后需将受拉的弹簧单元删除重新进行计算, 直至剩余的弹簧单元中不产生拉力为止。

依据监测断面围岩压力监测结果, 考虑最不利情况, 选取最大围岩压力值数值作为数值模拟的应力边界条件。其中位移边界条件为: 弹簧单元在围岩一侧的全部节点约束X方向与Y方向位移。

监测断面Ⅴ级围岩深埋段二衬为C25 钢筋混凝土, 由JTG D70—2004 公路隧道设计规范确定密度、弹性模量、泊松比; 参考GB 50307—2012 城市轨道交通岩土工程勘察规范, 确定地层弹性系数, 如表1 所示。

3. 2 数值模拟结果及分析

衬砌结构的轴力等色图如图4 所示, 由图4 可知轴力在两侧边墙底部及拱脚处最大, 由边墙至拱顶轴力值呈减小趋势, 拱顶处轴力值最小, 仰拱内部的轴力数值变化不大。衬砌结构弯矩图如图5 所示, 由图5 可知拱顶和仰拱中部内侧受拉外侧受压; 衬砌结构两侧外侧受拉内侧受压, 拱角部位弯矩急剧增大。

4 结语

本文以寨子沟隧道为工程背景, 选取隧道深埋段左幅YK76 +262. 5 为监测断面, 通过长期围岩压力监测分析了深埋隧道围岩压力的变化规律。监测结果表明: 隧道开挖后, 深埋隧道围岩压力在短期内迅速增大, 之后变化缓慢直至趋于稳定, 隧道施工的间断及隧道下台阶的开挖都会对隧道围岩压力产生影响, 使压力值发生变化。

基于围岩压力监测结合数值模拟对深埋隧道Ⅴ级围岩的衬砌结构进行了受力分析, 分析结果表明: 深埋隧道衬砌结构拱顶和仰拱处轴力变化不大, 拱脚处轴力最大, 拱顶处轴力最小; 相比轴力变化, 衬砌结构的弯矩变化较大, 拱脚、拱顶和仰拱处的弯矩较大, 衬砌结构的安全性主要由弯矩控制, 拱脚、拱顶和仰拱都是衬砌结构最危险的部位。通过对深埋隧道围岩压力的监测与分析及衬砌结构的受力分析为日后类似隧道工程的合理化设计与施工提供了参考。

参考文献

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[2]伍冬.山岭隧道围岩压力计算方法及其适用性研究[D].北京:北京交通大学硕士学位论文, 2012.

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[4]曲海锋, 杨重存, 朱合华, 等.公路隧道围岩压力研究与发展[J].地下空间与工程学报, 2007, 3 (3) :536-543.

[5]赵伶杰, 贺少辉.大跨度高边墙地下洞室围岩压力研究[J].地下空间与工程学报, 2005 (6) :863-866.

[6]肖明清.小间距浅埋隧道围岩压力的探讨[J].现代隧道技术, 2004, 41 (3) :7-10.

[7]李鹏飞, 张顶立, 赵勇, 等.大断面黄土隧道二次衬砌受力特性研究[J].岩石力学与工程学报, 2010, 29 (8) :1690-1696.

衬砌受力分析篇4

盾构隧道管片上浮的研究手段主要有数值模拟和现场实测两类。赵永明等对盾构推进过程中的管片上浮进行了现场监测及结果分析, 进而得到上浮的发生和发展规律, 从盾构法的特性、衬背注装、质构姿态及线路走向等影响因素着手, 对盾构掘进过程中管片产生上浮的现象、原因进行了分析, 并提出了相应的控制措施。张海波等运用三维有限元对连续模型及通、错缝拼装的隧道衬砌在施工阶段的受力性能进行分析, 得出衬砌的应力变形规律, 为盾构隧道衬砌的设计提供参考。这两种方法各有其优点和局限性。有限元的局限性在于模型的建立以及参数的取值没有统一的标准, 每个人建立的模型不一样并且得到的结果也不一样, 没有办法进行合理的比较。而现场实测的数据结果会与地址地段、施工人员的技术、器材的精度等因素密切相关, 也会带来一定的难度。因此, 有必要从理论上更加深刻地揭示这种规律。

1 上浮状态下的管片受力模型

在正常的盾构隧道施工环节中, 为了使管片衬砌盾尾脱出后及时并且没有阻碍地拼装完成, 可以脱出盾壳尾部进入土中, 有以下的设计尺寸要求:机头刀盘的开挖面外径D大于钢壳外径, 也要大于衬砌外径d。这一设计尺寸要求使得在土体围岩和管片壁缝之间存在一定大小的缝隙, 为了填充这一缝隙, 必须向衬砌外管片空隙内进行第二次注浆, 使土体不至于出现过多变形。图1为管片同步注浆段示意图, 在衬砌管片刚刚从盾构机尾部脱离出来的时候, 管片壁后的同步注浆浆液还未完全凝固, 并且与周围土体紧密连接, 这时衬砌环管片的四周充满了同步注浆的浆液材料, 这些材料将衬砌管片紧紧包围在土体中, 此时, 液体产生的上浮力大于衬砌管片本身自重, 衬砌上浮。

1.1 肖明清模型及其不足

肖明清等提出的衬砌环脱出盾尾后的受力模式如图2所示。图中γ 为土体饱和重度, h为隧道顶部覆土厚度, R为管片外径, θ为衬砌环向压力与竖向夹角。从力学上分析, 地层反力的合力大于盾构衬砌的重力, 管片向上拱起。图2中不计土的拱效应, 假定土压力沿深度方向均匀分布, 隧道拱顶压力p1=γh , 拱底压力p2=γ (h+2R) 。但当管片脱离盾尾后, 盾尾同步注浆马上开始进行, 建筑间隙被浆液填充。

在盾尾间隙体积较大、土体渗透性能良好的地层中, 浆液包裹管片的情形如图2所示。这时浆液压力在管片衬砌上的分布方式分为整环均匀分布和整环非均匀分布。

1.2 本文模型

本文提出当管片上浮后, 隧道衬砌结构在土层中的受力模式如图3所示。此时, 衬砌结构的顶部受到竖向水土合压, 底部则受到注浆浆液或泥浆、水等液体对管片产生的上浮力, 在图3中p3为注浆压力。如果不计土的拱效应, 隧道拱顶压力p1=γh , 隧道拱底压力p2=γ (h+2R) +p3。

1.3 管片上浮受力分析

在图3的受力情况下, 我们分析后可以得到衬砌结构受到的竖直方向浆液浮力的合力为

假定衬砌管片厚度t为R/10 (一般情况下t与R的比值为定值) , 则管片的重量为

式中:t为管片厚度;γh为混凝土重度, 取25kN/m3, γ取18kN/m3。

将混凝土和浆液的重度代入式 (1) 、式 (2) 中, 若浆液的重度γ浆为20kN/m3, 则可得

因此, 当衬砌环刚刚脱出盾尾时, 衬砌环受到的浆液浮力约为衬砌环自重的4倍, 且二者的比值与隧道直径无关。若没有足够的约束力, 则必然会引起衬砌环的整体上浮。

2 衬砌内力计算方法的选用

国内外目前对衬砌管片通用设计计算采用的模型主要有:

1) 经验类比法, 该方法首先计算出管片位移、围岩支护反力的变化曲线, 通过变化曲线得到衬砌的承载力, 再开展截面设计;

2) 荷载结构法, 这种方法忽略了地层与衬砌的相互作用, 把地层简化为一种荷载, 用梁式弯曲杆件、接头弹簧模型进行模拟, 再得到衬砌的内力和变形;

3) 地层结构法, 此方法将地层和衬砌看成一个整体, 合理设置地层与衬砌的界面接触单元, 根据连续性假定分析, 最后计算结构的内力并验算地层的稳定性;

4) 收敛限制法。

在4种方法中荷载结构法和地层结构法最常用。由于目前地层结构模型的理论体系并不成熟, 因此, 荷载结构模型是国内外最常用的方法。同时, 由于管片结构对力学的处理方法不同, 荷载结构模型也可以归纳为以下几类:自由变形均质圆环法, 修正惯用法, 多铰圆环法和梁-弹簧法。

以上4种设计方法主要是在平面内的二向应力-应变分析, 把隧道考虑为平面应变构件, 以最不利断面为主要分析面来进行设计计算。在本文中, 研究对象为一衬砌环, 不具体考虑管片间的接头连接, 由于修正惯用法在国内已被普遍使用, 因此, 本文采用修正惯用法对衬砌环受力进行计算。

在衬砌设计中, 必需考虑的荷载有:竖向与水平土压力, 水压力, 管片自重, 超载重和地基反力。修正惯用法荷载分布模型如图4所示。图4中有以下几组力作用在衬砌管片上:顶部水土压力, 侧面水土压力, 地层抗力, 底部水土压力。由于在施工阶段管片处于上浮状态, 其水平荷载、水平三角荷载、地层反力均有所变化, 因此, 采用本文中的衬砌环上浮阶段的管片受力模型进行计算。

3 施工控制措施

工程实践中, 我们必须根据现场的地层情况、浆液类型、接头方法、盾构机样式、地面斜坡、衬砌外径、上覆土厚等参数, 合理安排施工步骤, 在工程实践中增加监测频率, 及时采取有效措施, 控制管片上浮量, 避免产生过大的危害。

3.1 工程实例1

在广州市轨道交通四号线某盾构区间施工中曾出现隧道上浮现象, 对此现象工程部采用了管片上浮的解决方法, 主要有以下三方面。

3.1.1 改善砂浆质量和二次补注浆的配合比

推荐使用凝结时间短、粘稠度较高的注浆浆液材料, 适当调节各相参数, 使得浆液的凝结时间变短, 减轻土层损失的发展。施工过程中通过设置粉煤灰与石灰的合理用量比较, 控制5~7h凝结骨刺, 在满足现有注浆设备的前提下, 拌制的砂浆黏度较高。双浆液常用于二次补充注浆, 使用的主要材料为普通硅酸盐水泥和水玻璃。

3.1.2 控制盾构掘进技术

控制盾构机掘进速度, 实际掘进速度基本在45~60mm/min, 高速掘进造成注浆与掘进速度不匹配, 导致注浆量不足。因此, 要求其掘进速度控制在45mm/min以内, 保证注浆浆液有足够的初凝时间。

3.1.3 控制盾构姿态

采用先进的自动测量导向系统, 全方位控制盾构施工过程中的形态, 合理调整盾构在不良地质中的各项参数, 使用合理的开挖方式、土压力值、掘进速度等参数, 使得盾构机的开挖姿态达到最优效果。

3.2 工程实例2

广州市轨道交通三号线地铁隧道施工过程中盾构管片上浮的现象比较严重, 超出了规定要求的上限值。对此采取的主要工程措施有以下几方面。

3.2.1 盾构机管片选型

当推进千斤顶行程差较小的时候, 一般采用的手段是调节多圈直垂、直尾翼的空隙, 使直朝着盾尾环的差距向盾尾损失多的地方靠拢, 移动量在可行的情况下会保持在5mm内, 将环置于平行轴之间, 保持空间, 在相邻管间环的垂直轴没有角度, 相邻环的垂直切变可以忽略不计。实际经验表明, 使用这种方法的施工工艺是可行的, 虽然管环拼装有一定的难度, 当控制段出现超挖时降低管片浮动有显著成效。

3.2.2 同步注浆

在盾构机推进过程中, 采用合理的同步注浆方式可以使衬砌管片壁后的空隙得到有效填充, 使地层中土体的损失量达到最小值, 从而达到控制管片位移和变形、提高衬砌环的稳定性、加强隧道防水的目的。

3.2.3 二次注浆

当管片姿态检测表明后续段管片上浮过量时, 盾构掘进机应立即停止跟进, 及时采取导管注浆措施。首先, 在现场进行浮动管板吊装孔开口防水泄压, 再进行第二次填充注浆。

3.3 工程实例3

在上海市翔殷路隧道掘进施工中, 出现了盾构机上浮现象, 管片移出盾尾后也出现上浮现象, 在后10环达到最大值, 平均上浮量约为80mm, 对此采取的工程措施有以下几种。

3.3.1 选择适当的注浆方法

翔殷路盾构隧道施工区间采用同步注浆法施工。盾构机一边推进, 一边注浆, 使得浆液能够较好地填充到建筑物间隙, 减少了土体损失对地层的扰动及破坏, 有效地控制隧道上浮。

3.3.2 注浆压力与注浆量的控制

一般在大型越江隧道中, 考虑到上浮河海湖的高水压力, 一般我们将注浆压力控制在0.4~0.6 MPa。

推进过程中注浆要全线均匀地注入, 严格控制浆液的注入量。

3.3.3 盾构姿态控制