大断面过江隧道盾构管片内力计算对比分析

2010 年第 3 期
李 鹏等 : 大断面过江隧道盾构管片内力计算对比分析
— 69 —
展 , 目前已能够在十分软弱的含水地层中进行开挖 。 在这种地层中 , 由于土壤的水平抗力小 , 管片接头刚 度与管片刚度不能等同考虑 , 此时通过引入一个由于 管片接头而降低衬砌刚度的有效参数 η (η < 1 ) 和 一个由于被相邻衬砌环通过环间接缝来支持而增加的 [5 ] 刚度增量 ξ (ξ< 1 ) 来改善上述模型的普遍性 , 这 就是修正惯用设计法的思路 。它采用局部地层弹簧抗 力来取代惯用设计法中三角形分布的地层反作用荷 载 。由于管片接头的影响 , 将管片整体抗弯刚度由 E I降为均匀抗弯刚度 ηE I, 并且弯矩并不是全部都经 由管片接头传递 , 可以认为其中的一部分通过环间接 头的剪切阻力传递给错缝拼装的相邻管片 。即将计算 出的弯矩增大即 , 得到管片处的弯矩 ; 将求出的弯 ) M , 得到接头处的弯矩 。其中 η称 矩减小即 ( 1 +ξ 为弯曲刚度有效率 , ξ 称为弯矩增加率 , 它为传递给 邻环的弯矩与计算弯矩之比 。η和 ξ 值除了随管片种 类 、管片接头的构造形式 , 错缝拼装的方法及其构造 形式等而变化外 , 周围土层对它们也有着明显的影 响 。目前对 和 值主要根据试验结果或经验来确定 [6 ] [7 ] 的 , 因此具有较大的随意性和不确定性 。黄正荣 等通过研究接头刚度对弯曲刚度有效率和弯矩提高率 的影响 , 提出了管片环弯曲刚度有效率和弯矩提高率 的拟合 公 式 , 对 盾 构 管 片 的 设 计 具 有 一 定 的 指 导 作用 。 213 多绞圆环法 (自由绞圆环模型 ) 计算中将管片接头假设为绞结构 , 由于多绞圆环 结构自身的不稳定性 , 只有在隧道周围围岩的围压作 用下才能稳定承载 , 故主要适用于隧道围岩状况良好 且普遍具有抗力的情况下 , 结构变形所引起的地基抗 力一般根据 W inkler假设进行计算 。因此 , 结构外荷 载以及围岩土抗压力的确定对多绞圆环法内力计算尤 为重要 。多绞圆环法只能在围岩坚硬强度较高的情况 下使用 , 同时要对管片接头采用特殊形式或在施工后 卸除 。对于一般工程条件下 , 要避免使用这一方法 , [8 ] 同时也不能盲目卸除接头螺栓 。 214 梁— 弹簧模型法 (弹性绞圆环模型 ) 梁— 弹簧模型法假设管片环是具有旋转弹簧的 环 , 环与环之间采用剪切弹簧评价错缝接头的拼装效 应 , 以梁模拟管片部分 , 以弹簧模拟管片间的接头部 分 , 弹簧的剪切和转动效应分别用径向剪切刚度 Kr、 切向剪切刚度 Kt 和转动刚度 K θ 来描述 。通过在计算 过程中引入抗弯刚度 、抗剪刚度等接头力学参数 , 梁 — 弹簧模型法较好地评价了管片接头所引起的刚度下
Q
el
由于本隧道可能穿越溶洞地区 , 地层软硬不均 , 需适当提高结构的整体刚度 , 因此推荐采用错缝拼装 方式 , 特殊需要时也可局部采用通缝拼装 。管片设计 参数包括宽 , 衬砌分块 , 管片厚度 , 封顶块的接头角 度和插入角度及衬砌环楔形量等 。为合理确定本隧道 的管片参数 , 本次设计对管片环分块进行了多方案比 较 。从通用楔形环的特点出发 , 并考虑盾构千斤顶的 布置 , 本次设计共考虑了五种分块方式 , 均采用错缝 拼装 。分块方式如表 2 所示 。
[1 ] [3 ]
度 、接头螺栓内力传递和外荷载分布形式的不同力学 假定 , 计算 模 式 又 主 要 分 为 惯 用 法 (均 质 圆 环 模 型 ) 、修正惯用法 (等效刚度圆环模型 ) 、多绞圆环 法 (自由绞圆环模型 ) 和梁 — 弹簧模型 (弹性绞圆 环模型 ) 法等四种设计方法 。 211 惯用法 (均质圆环模型 ) 惯用法假设管片环是弯曲刚度均匀的环 , 不考虑 管片接头部分的弯曲刚度下降 , 管片环和管片主截面 具有同样刚度 , 并且弯曲刚度均匀的方法 , 并基于
W inkler理论 , 假设地层反作用仅在水平方向的正负 45 ° 范围内按三角形规律分布 ; 也可以不先加水平抗
, 而国外主要采用多绞圆环法
[2 ]
和梁 — 弹簧模型
。对盾构隧道管片衬砌结构进行内力计算和结构
设计 。不同设计方法对盾构隧道管片接头力学性能的 假设不尽相同 , 从而使得工程设计过程中因设计者采 用不同设计方法计算所得控制衬砌结构设计的力学参 数 , 如结构变形 、内力大小及分布等产生较大差异 , 导致设计过于保守或偏于不安全 。鉴于此 , 本文以长 沙某过江隧道工程为背景 , 分别运用修正惯用法 、多 绞圆环法和梁 — 弹簧模型法对在不同管片环分块方案 时盾构隧道衬砌结构变形和内力分布等设计因素进行 系统研究和比较 , 以探明不同设计方案 、计算分析方 法下的盾构隧道管片环内力分布 , 为工程优化设计提 供参考 。
降以及衬砌环的错缝拼装效应 , 理论上这种模型能更 为精确的描述衬砌结构的受力 。目前 , 该设计方法所 [ 9, 10 ] [ 11 ] 用各类刚度系数主要通过接头试验 或经验公式 确定 。
3 工程实例概况
长沙某过江隧道工程场地区属湘中丘陵与洞庭湖 冲积平原过渡地带和湘浏盆地 。根据地表出露和钻探 揭露 , 隧址地层主要由第四系人工堆积物 、河床冲积 物 (粉 砂 、亚 粘 土 、细 砂 、圆 砾 ) 和 风 化 残 积 物 (亚粘土 ) 组成 。下伏基岩为元古界冷家溪群板岩 , 局部存在断层破碎带 。隧道工程场地钻孔土层工程地 质参数表如表 1。
厚度
/m 4. 9 2. 1 3. 4 5. 1 1. 6 3. 1 1. 5 0. 8
静止侧压力 系数 / K
0. 64 0. 65 0. 60 0. 59 0. 61 0. 40 0. 35 0. 45
基床系数
/MPa /m 4. 0 3. 0 2. 8 18. 0 12. 0 16. 0 20. 0 17. 0
— 70 —
华
东
公
路
2010 年第 3 期
计算中主要考虑的荷载有 : 结构自重 , 混凝土管 3 片按 2610 kN /m 考虑 , 垂直水 、土压力与水平水 、 土压力 , 该断面处根据土层地质特性采用水土合算 。 本次计算中 , 盾构管片衬砌厚度为 0150 m , 幅 宽 110 m。管片衬砌 C 50 钢筋混凝土弹性模量 E = 4 3145 × 10 M Pa, (修正 ) 惯用法计算中 , 管片弯曲刚 [2 ] 度有效率 η = 0170, 弯矩提高率 ξ = 0130 。梁 — 弹 簧模 型 法 计 算 中 , 接 头 正 抗 弯 刚 度 K = 6 1 38 × θ+
第 3 期 (总第 183 期 ) 2010 年 6 月 20 日
华 东 公 路 EAST CH I NA H IGHWAY
No. 3 ( Total No. 183 ) June 2010
文章编号 : 1001 - 7291 ( 2010 ) 03 - 0068 - 04 文献标识码 : B
表 4
计算 模式 梁— 弹簧 模型法 多绞环法
rad 。多绞圆环法计算中 , 受绞结构传力特性影响 ,
[9]
取多绞圆环计算法中管片接头抗弯刚度 K θ+ = K θ- = 0。对于纵向接头 , 不同计算模型中其径向抗剪刚度
Kr 和切向抗剪刚度 Kt , 按偏于安全方面考虑均取为
无穷大 , 即认为各环管片在纵向接头处不产生错动 。 4 计算结果及对比分析 采用修正惯用法 、多绞圆环法和梁 — 弹簧模型计 算的管片内力结果见表 3, 从表 3 可以看出 , 上述五 种分块方式结构内力有一定差别 , 其中 “ 等分 9 块 ” 内力最小 , “6 + 1 模式 ”最大 ; 从防水要求看 , 分块 数越少 、结构刚度越大越有利 ; 从本隧道所需推力分 析 , 千斤顶数量不宜小于 36 个 , “ 等分 7 块 ”方式 不利于千斤顶布置 (需 3 个一组 , 否则千斤顶需压 缝 ) ; 从缩短拼装时间 , 加快施工进度看 , 管片长度 不宜过大 , “6 + 1 分块 ”和 “ 等分 7 块 ”分块模式 最大块外弧长均超过 5m , 不利于制作和运输 ; 从满 足通用楔形环的基本拼装要求看 , “6 + 1 模式 ”和 “8 + 1 模式 ”在直线地段拼装不方便 。经综合分析比 较 , 本次设计推荐采用 “7 + 1 模式 ” , 即分块形式为 ) + 2B ( 49109 ° ) + K ( 16137 ° ) , 一环 5A ( 49109 ° 内纵向采用 22 个等圆心角布置 。
1 概 述
目前 , 国内外盾构隧道衬砌结构设计主要以荷载
- 结构计算模式为主 。根据计算过程中对管片接头刚
盾构隧道圆形衬砌是由管片用螺栓连接而成的管 片环 , 由于接头的存在 , 使管片环刚度降低 , 易于变 形 , 如何评价管片接头性能对衬砌环截面内力的影响 是一个重要问题 。根据工程设计中对管片接头的不同 力学处理方式 , 国内外盾构隧道管片衬砌结构设计方 法主要可分为惯用法 、修正惯用Leabharlann Baidu 、多绞圆环法和梁 — 弹簧模型法等四种 。我国主要采用修正惯用法或在 依据已有工程经验的基础上采用工程类比法进行设 计 法
2 盾构隧道结构计算方法特征分析
3 收稿日期 : 2010 2 03 2 17
力 , 而是施加弹簧单元来自动计算最大水平反力 , 两 者计算结果基本吻合
[4 ]
。惯用法由于忽略了衬砌接头
的影响 , 并且土层抗力只考虑拱腰部分 , 这使得计算 结果偏于保守计算出的管片环变形量偏小 , 导致在软 弱地基中计算出的管片截面内力过小 , 而在良好地基 条件下计算出的内力又过大 。 212 修正惯用法 (等效刚度圆环模型 ) 对于十分密实的土层 , 由于土壤的水平抗力起到 了有效的作用 , 衬砌环承受的弯矩不大 , 采用惯用法 进行设计计算没有问题 。但随着密闭式盾构的快速发
表 2
分块方式 ① ② ③ ④ ⑤
6 + 1 分块 等分 7 块 7 + 1 分块 8 + 1 分块 等分 9 块
盾构管片分块方式
标准块 (A) 块数 /个 圆心角 / °
4 4 5 6 6 56. 84 51. 43 49. 09 43. 20 40. 00
邻接块 (B) 封顶块 ( K) 块数 /个 圆心角 / ° 圆心角 / °
2 2 2 2 2 56. 84 51. 43 49. 09 43. 20 40. 00 18. 96 51. 42 16. 37 14. 40 40. 00
结合盾构隧道中心埋深和所处地质条件 , 针对上 述设计分块方案 , 选取覆土厚度最大的断面 , 分别采 用修正惯用法 、多绞圆环法和梁 — 弹簧模型法对管片 环结构变形和内力分布进行计算 。
表 1
地层时代 及成因
Q 4m l Q4h Q 4 al
土层地质参数表
岩 (土 )层 名称 杂填土 ① 素填土 ② 淤泥质土 ③ 粉砂 ④ 粉质粘土 ⑤ 粉土 ⑥ 细砂 ⑦ 残积粉质粘土 ⑧ 重度
/ kN /m 3 18. 6 19. 4 19. 1 18. 9 18. 8 19. 5 19. 6 19. 0
10 kN ・M / rad, 负抗弯刚度 K 10 kN ・M / θ- = 4 151 ×
4 4
由表 3、表 4 可知 , 管片衬砌同是通缝拼装时 , 计算的弯矩和剪力值 , 多绞接圆环法最小 、修正惯用 法最大 、而采用梁 — 弹簧模型法的计算结果介于两者 之间 ; 相反 , 相应轴力和变形量是多绞圆环法最大 、 修正惯用法最小 、而采用梁 — 弹簧模型法计算的结果 介于两者之间 。由图 2 可看出 , 采用多绞圆环法计算 的弯矩分布图中 , 环向接头处的弯矩为 0; 而采用修 正惯用法计算的弯矩分布图中 , 环向接头处的弯矩却 很大 ; 采用梁 — 弹簧模型法计算的弯矩分布图中 , 环 向接头处的弯矩有所减小 。这说明管片内力和变形的 差异主要是由于管片环向接头的抗弯刚度选取的大小 决定的 。多绞圆环法中由于未考虑管片环向接头的抗 弯刚度 , 计算的管片变形量最大 。而修正惯用法中环 向接头的抗弯刚度取值最大 , 因此其计算的管片变形 量最小 。梁 — 弹簧模型法环向接头的抗弯刚度适中 , 因此计算的管片变形量介于多绞圆环法和修正惯用法 之间 。
大断面过江隧道盾构管片内力计算对比分析
李 鹏 , 向 勇 , 张家元 ( 11 湖北省交通规划设计院 , 湖北 武汉 430051; 21 武汉市公路工程咨询监理公司 , 湖北 武汉 430051 )
1 2 1
摘要 : 在对盾构隧道衬砌结构设计中普遍采用的惯用法 、修正惯用法 、多绞圆环法和梁 — 弹 簧模型法进行详细阐述的基础上 , 以长沙某过江隧道工程为研究对象 , 借助 ANSYS有限元软件 APDL 语言编制了修正惯用法 、多绞圆环法和梁 — 弹簧模型法的计算程序 , 并分别对不同分块方 案时管片环最大变形量 、轴力 、弯矩及剪力等的大小 、分布规律进行了系统研究 , 以探明不同设 计方案 、计算分析方法下的管片环内力分布 。 关键词 : 盾构隧道衬砌 ; 惯用法 ; 修正惯用法 ; 多绞圆环法 ; 梁 — 弹簧模型