下面是鲁班乐标给大家带来关于粘性地层地铁盾构隧道管片结构力学特征研究，以供参考。

以南京地铁一号线为工程背景,采用现场试验的研究手段对穿越粘性地层的盾构隧道管片结构在施工全过程和稳定期的力学行为进行了系统研究,同时采用考虑结构与地层相互作用的梁-弹簧模型对其进行了有限元数值模拟分析,并将结果进行比较和综合,提出了粘性地层条件下地铁盾构隧道管片结构的设计原则与方法。

1前言

盾构隧道单层拼装式管片衬砌结构的内力及变形计算模型,通常采用均质圆环模型[1]及考虑管片接头效应的梁-弹簧模型[2,3]。虽然梁-弹簧模型考虑了管片接头效应,但实际的荷载模式及结构与围岩的作用模式等都是建立在一定的假设基础上,结果随参数取值的不同而具有较大的差异,具体的作用模式还有待进一步研究确定[2]。为探明施工过程盾构隧道管片结构的力学行为特征,本文采用现场试验的研究手段对穿越粘性地层的盾构隧道管片结构在施工全过程和稳定期的力学行为进行系统研究,并将结果与梁-弹簧模型进行比较和综合,提出粘性地层条件下地铁盾构隧道管片结构的设计原则与方法。

2试验概况

2.1试验断面

现场试验断面位于南京地铁一号线TA15标段桩号YK13872处,洞身位于淤泥质粉质粘土中,隧道上覆约4m厚淤泥质粉质粘土,表层为粉砂夹细砂,隧道埋深9m左右,地质概况如图1所示。地铁区间盾构隧道采用单层装配式钢筋混凝土管片构筑衬砌环,管片环内直径5.50m,幅宽1.20m,厚0.35m。衬砌环由6块管片组成,封顶块圆心角21.5°,2个邻接块圆心角68.0°,3个标准块圆心角67.5°,每环管片设16处纵向接头,接头按22.5°等角度布置,管片环在纵向采用45°错缝式拼装,衬砌管片环拼装及试验断面如图2所示。

2.2试验内容

现场试验从管片衬砌托环瞬间开始一直到各测试项目稳定为止。试验内容包括作用在盾构隧道管片结构上的土压力、孔隙水压力以及管片结构的内力:采用量程为0.3MPa的XYJ-3型刚弦式土压力盒测试土压力;采用量程为0.2MPa的XJS-2型孔隙水压力计测试孔隙水压力;采用量程为3000微应变的XJH-2型刚弦钢筋应变仪测试管片内、外侧应变,通过管片内、外侧应变再得出管片的内力。

2.3测点布置

在试验目标环内总共布置了8个土压力、8个孔隙水压力、16对管片内力测点。测点布置如图3。水压力随施工过程的变化情况如图4所示,从图4可以看出:从目标环托环开始到其后10环管片范围内的施工中,作用在目标环上的水压力值变化较大,当施工范围达到目标环20环以外后,作用在目标管片环上的水压力值才基本趋于稳定;从量值上看,作用在盾构管片环上的水压力局部达到0.28MPa,由于目标环处的最大埋深为9m左右,由此可得,孔隙水压力计在目标环托环开始到其后10环管片范围内测得的水压力还应包括作用在目标环上的注浆压力等其它荷载,图5为注浆压力稳定后最终目标管片环上的水压力分布情况。

3试验结果与分析

3.1水压力变化与分布规律

测试目标环托环后作用在目标环管片衬砌上的从上述可以得出:粘性地层条件下,由于粘性土的渗透系数较低,注浆压力不能很快消散,粘性地层条件下在盾构管片环托环后一定范围(本文认为15环左右)内施工时,作用在盾构管片环上的水压力为注浆压力和水压力的叠加值,当施工范围达到一定距离(本文认为40~50环)以后,随着注浆压力的逐渐减小,作用在盾构管片环上的水压力逐渐稳定直至接近理论静水压力场的数值。

3.2土压力变化与分布规律

测试目标环托环后作用在目标环管片衬砌上的土压力随施工过程的变化情况如图6所示,从图6可以看出:与水压力的变化规律基本相同,从目标环托环开始到其后10环管片范围内的施工中,作用在目标环上的土压力值都较大,同时土压力值的变化幅度也都比较大,当施工范围达到目标环30环以后,作用在目标管片环上的土压力值才基本趋于稳定。图7为最终作用在目标管片环上的土压力情况。

从上述可以得出:粘性地层特定条件下,管片衬砌受盾尾注浆压力及浆液硬化后形成的包裹层等因素的制约,盾构管片环托环后在一定范围(本文认为15环左右)内施工时,作用在该管片环上的土压力值为注浆压力和土压力的叠加值,当施工范围达到一定距离(本文认为60环)以后,随着注浆压力的逐渐减小,作用在盾构隧道管片上的土压力才逐渐趋于稳定;也就是说粘性地层条件下,施工过程中地层基本稳定的基本条件是离施工环的距离达到60环以上,或者约12~14天以上。

3.3管片内力变化及分布规律

测试目标环托环后目标环管片内力(轴力和弯矩)随施工的变化情况如图8和图9所示,由图8和图9可以看出:目标管片环脱环后由于受千斤顶推力、注浆压力、地层压力和拼装方式等共同作用,在多数位置均有较大的内力,但随着盾构机不断向前推进,千斤顶顶力和注浆压力逐渐减小,目标环管片内力值逐渐减小并趋于稳定,图10和图11为典型工况目标环管片内力分布情况,图10和图11同样证明了图8和图9的结论。同时从图10和图11还可以看出:不管在刚托环的瞬间还是在最后的地层稳定阶段,盾构隧道管片环的内力均表现出了错缝拼装的特征。

从上述可以得出:粘性地层特定条件下,管片衬砌受盾尾注浆压力及浆液硬化后形成的包裹层等因素的制约,盾构管片环托环后在一定范围(本文认为15环左右)内施工时,作用在该管片环上的土压力值为注浆压力和土压力的叠加值,当施工范围达到一定距离(本文认为60环)以后,随着注浆压力起;在隧道纵向衬砌环通过具有一定径向抗剪刚度Kr和切向抗剪刚度Kt的纵向接头连接在一起。管片与周围土体的作用模式通过设置在管片全周只能受压的径向和切向弹簧来实现,这些弹簧受拉时将自动脱离,弹簧的刚度由衬砌周围土体的地基抗力系数决定。作用在隧道上方的土层压力取偏于安全的全土柱压力,侧压力为水土合算,管片和荷载模式如图12。土体、拼装方式、接头刚度、管片衬砌和埋深等各项参数都与现场试验一致。

4.2结果与分析

将水土合算的梁-弹簧模型有限元数值模拟分析的结果列于图13和图14,同时将现场盾构隧道管片衬砌稳定后的实测值标于两图中(黑点和数值为现场实测值),由图13和图14可以看出:①相同拼装方式下,现场试验结果和水土合算的梁-弹簧模型理论分析具有基本一致的内力和位移分布规律,内力最大值的位置基本相同,由此说明作用在水土合算的梁-弹簧模型隧道上的荷载与作用在现场盾构隧道上的荷载具有基本相同的分布规律;②相同埋深条件下,虽然水土合算的梁-弹簧模型理论分析的最不利荷载较现场试验的最终稳定结果小,但与现场刚托环时的最不利荷载接近,主要原因为:虽然梁-弹簧模型忽略了施工过程中千斤顶推力、盾尾注浆压力动态荷载的作用,但却采用了偏于安全的衬砌管片承受全部土层荷载的假设。由上可见:实际设计中将水土合算的梁-弹簧模型的结果作为粘性地层条件下盾构隧道管片衬砌的设计依据是较为合理的。

5结论

(1)由于粘性地层条件下粘性土的渗透系数较小、注浆压力不能很快消失,在盾构管片托环后的20环范围内,作用在管片环上的水土压力均为注浆压力和水土压力的叠加值;当施工范围达到一定距离(本文认为60环)以后,现场测得的土水压力值才是作用在管片结构上的真实的土水压力值。

(2)由于千斤顶推力、盾尾注浆压力等施工过程中的动态荷载的作用,在盾构管片托环后的瞬间,管片衬砌的内力将达到最大,以后随着各种动态荷载的逐渐减小而减小,最后趋于稳定,所以在粘性地层条件下,管片衬砌在整个施工过程中的最大内力出现在管片环托环和管片环壁后注浆完成时。

(3)在粘性地层条件下,作用在水土合算的梁-弹簧模型隧道上的荷载与作用在现场盾构隧道上的荷载具有基本相同的分布规律,虽然水土合算的梁-弹簧模型忽略了施工过程中千斤顶推力、盾尾注浆压力等动态荷载的作用,但却采用了偏于安全的衬砌管片承受全部土层荷载的假设,实际设计中将水土合算的梁-弹簧模型的结果作为粘性地层条件下盾构隧道管片衬砌的设计依据是较为合理的。