下穿黃河盾構隧道管片襯砌結構受力特征模型試驗資料

1、下穿黃河盾構隧道管片襯砌結構受力特征模型試驗：TheshieldtunnelofLanzhoumetroundercrossingtheYellowRiverwasdrivenunderthroughhighpermeabilitysandycobblestratumandunderhighwaterpressure.Adeviceforexternalloadingtestwasthereforedeveloped，whichintroducedacontrollableairpressurebetweentheliningsandgroutinglayer，andbyregulatingt

2、hepressuredifference，theequivalentwaterpressurecanbethensimulated.Usingthisdevicetogetherwithatunnel-groundsimulationfacility，amodeltestwithageometricsimilarityratioof1：10wasconducted.Thedevicecanreachthepointthatthewaterpressureandearthpressurewerecontrolledseparately.Themechanicalcharacteristicsof

3、segmentliningwithdifferentexternalwaterpressures，soilpressure，coefficientofsideearthpressureandsegmentassemblingmethodswasanalyzed.Theresultssuggestthat，asexternalwaterpressureincreased，asignificantincreasingtrendofaxialforceandagentledecreasetrendofbendingmomentwereobservedwhileeccentricitydecrease

4、dobviously；assoilpressureincreased，agentleincreaseofaxialforce，bendingmomentandeccentricitywasobserved；Givenafixedwaterpressure，increasingeffectsonthebendingmomentanddecreasingeffectsonaxialforcewereshownwiththeincreaseofsoilpressure；Givenanormalpressurelevel，axialforceofsegmentliningsincreasedwhile

5、bendingmomentdecreasedwhenthecoefficientofsideearthpressureincreased，whichmadetheeccentricitydecrease.Inaddition，thecoefficientofsideearthpressureshowsdecreasingeffectsonthemechanicalcharacteristicsofsegmentliningswiththeincreasingofwaterpressure；Understaggeredassembling，internalforceofthesegmentwil

6、lproduceamutationatsomepartsofcircumferentialandlongitudinaljoints，besides，internalforceofthesegmentunderstaggeredassemblingislargerthanthatunderstraightjointassembling.目前，許多學者對外水壓下盾構隧道管片的力學行為進行了研究，受成本和時間等因素的限制，目前研究整環(huán)管片受力特性的原型試驗較少，封坤等2對南京長江隧道超大斷面原型管片襯砌結構進行了原型加載試驗，研究了不同荷載條件與拼裝方式對管片結構力學特征的影響.數(shù)值模擬及理論分析

7、是較常采用的手段，李圍等3采用梁彈簧模型對通用管片結構進行有限元計算分析，研究了通用管片結構在不同拼裝方式條件下的力學行為，并得出施工中的控制拼裝方式.黃清飛等4推導了水位位于隧道斷面內(nèi)工況下管片內(nèi)力的彈性解，結合已有修正慣用法，針對國內(nèi)4種典型盾構隧道分析了不同覆土條件下水位變化對管片內(nèi)力的影響.康石磊等5將強度折減法引入剛體平動運動單元上限有限元并編制計算程序，針對橢圓形毛洞隧道圍巖穩(wěn)定性和破壞模式開展計算分析，并探討了圍巖強度折減極限狀態(tài)對應的剛性塊體破壞模式的形態(tài)特征.在外水壓下盾構隧道力學行為研究方面，模型試驗是一種較為可靠的研究手段，目前已在隧道模型試驗的材料制備、模型制作、設備研

8、制等方面積累了寶貴經(jīng)驗6，何川等7-9在相似模型試驗中采用盾構隧道地層復合體模擬試驗系統(tǒng)結合自行研制的旋轉式水壓裝置，重點討論了外水壓下各因素對管片力學行為的影響規(guī)律.唐志成等10同時考慮盾構隧道管片接頭效應和管片與土體相互作用效應，用三維土盾構隧道相似模型試驗對盾構隧道管片結構在不同拼裝方式下的力學行為進行了研究.但已有的模型試驗絕大部分基于軟土地層開展，未有針對外水壓下砂卵石地層管片力學特性的模型試驗，且模型試驗中的水壓加載方式存在較大問題，未能實現(xiàn)真實水壓對管片力學行為影響的模擬.本文針對蘭州地鐵穿河段盾構隧道穿越強透水砂卵石地層和承受較高外水壓的特點，研制了外水壓加載裝置，通過控制模型

9、內(nèi)外氣壓差來實現(xiàn)外水壓的等效加載，同時結合隧道地層復合模擬試驗系統(tǒng)開展了室內(nèi)模型加載試驗，實現(xiàn)了土壓和水壓的分別控制加載，研究了水壓、土壓、土體側壓力系數(shù)及拼裝方式對管片受力特征的影響.1 工程概況蘭州地鐵1號線兩次下穿黃河，是首條穿越黃河的地鐵隧道工程.迎門灘馬灘區(qū)間在銀灘大橋上游3849m處下穿黃河底部，區(qū)間長度1907m下穿黃河河床長度為404.0m其中黃河水面寬200m左右，水深一般為37m,最深處可達9m.勘察期間，區(qū)間內(nèi)黃河水面高程為1519.61521.1m,隧道頂板水位高度為12.423.8m.區(qū)間隧道主體均位于強透水砂卵石地層中，滲透系數(shù)約為55m/d,標準頂板埋深18.12

10、4.1m,均位于地下水位以下，各?油戀穆癲靨跫?及分布規(guī)律見區(qū)間地質(zhì)剖面圖1.穿河段盾構隧道管片采用通用楔形襯砌環(huán)，管片直徑6.2m，厚度0.35m,幅寬1.2m,楔形量37.2mm（雙面楔形），襯砌環(huán)向分6塊，即3塊標準塊（B1,B2,B3,中心角67.5°）,2塊鄰接塊（L1,L2,中心角68.75°）,一塊封頂塊（F,中心角20°）,采用錯縫拼裝方式，每環(huán)縱縫采用12根M30彎螺栓連接，兩環(huán)之間采用16根M30螺栓連接，襯砌圓環(huán)構造如圖2所示.2 試驗方案2.1 相似關系及試驗材料本次試驗為1g下的物理相似模型試驗，采用幾何相似比CL=10和容重相似比Cy=

11、1為基本相似比，在彈性范圍內(nèi)控制各關鍵物理力學參數(shù)的相似性6-11，根據(jù)相似理論獲得泊松比、應變、內(nèi)摩擦角的相似比為C以=C£=C=1;強度、應力、黏聚力、彈性模量的相似比為：CR=Cr=CC=CE=10.1）圍巖材料本次試驗選擇盾構隧道所處3-11卵石層土體作為模型試驗的原型土體，由地勘報告可知其顆粒分布情況及物理力學參數(shù)見表1和表2.試驗模型土通過相似級配法配制12，通過幾何相似原則等比例將土樣粒徑縮小，即其顆粒分布曲線按一定幾何比尺平移，本次試驗選取比例尺為10.試驗所用砂卵石通過篩分實驗篩分后得到各粒徑區(qū)間的砂卵石，按照與原型土等比例原則配制試驗土體.混合后的試驗砂卵石中再添

12、加重晶石粉調(diào)節(jié)重度，添加粉煤灰與機油調(diào)節(jié)內(nèi)摩擦角和粘聚力13.為滿足相似關系，反復調(diào)整添加物配比并進行壓縮及直剪試驗，最終確定模型土壓縮模量為11MPa,黏聚力為2.0kPa、內(nèi)摩擦角為37°.試驗土樣的內(nèi)摩擦角及黏聚力基本滿足相似，壓縮模量不完全滿足相似比.但現(xiàn)有研究表明14，砂卵石地層中顆粒與顆粒之間通過點點接觸和點點傳力，顆粒級配對于砂卵石地層的傳力機制影響較大，滿足顆粒級配相似是實現(xiàn)模擬效果的關鍵.因此研究首先保證模型土與原型土顆粒級配相似，在此基礎上盡可能保證其力學性質(zhì)的相似.原型及試驗配置土樣顆粒級配曲線如圖3所示.2）管片襯砌管片混凝土強度等級為C50,采用質(zhì)量比1：1

13、.1：0.1的水、石膏、硅藻土復合材料來模擬，原型與模型材料參數(shù)見表3.3）管片襯砌環(huán)向主筋管片襯砌環(huán)向主筋通過原型與模型的等效抗拉剛度EA完全相似的方法進行模擬.此處采用直徑為0.711mm的#22鐵絲，一環(huán)模型管片在內(nèi)外側分別布置7根鐵絲模擬管片主筋.環(huán)向主筋物理參數(shù)見表4.4）管片接頭（?。匚廢蚪油？.根據(jù)國內(nèi)外有關研究及我單位的前期研究成果9，具體模擬方法為：在環(huán)中需設置接頭的部位開一定深度的槽縫，弱化該部位的抗彎剛度，槽縫深度依據(jù)與原型接頭抗彎能力等效的原則設置（見表5），其計算方法在文獻9-10中有詳細說明.（）間接頭.在實際工程中，管片在縱向接頭處的錯動很小，故在試驗中可將管片接

14、頭的徑向抗剪剛度和切向抗剪剛度取為偏于安全的無窮大，即認為各環(huán)管片在縱向接頭處不產(chǎn)生錯動.在模型上相應縱向接頭的位置用直徑為5mm長度為40mm的鋼棒從縱向進行各管片環(huán)間的連接.2.2 外水壓模擬在目前的模型試驗中，通常將外水壓力等效為荷載作用于結構上.較常用的施加外水壓的方法即通過張拉環(huán)箍于隧道襯砌外表面的鋼絲實現(xiàn)對隧道襯砌外表面徑向壓力的施加，以該徑向壓力來等效代替外水壓7-11，但是該種方法易產(chǎn)生應力集中，無法準確模擬襯砌結構所受的外水壓力，且操作較為繁瑣.當圓形盾構管片結構處于透水地層時，水壓對結構直接產(chǎn)生徑向壓力，當結構斷面較小、水壓較高時，水壓力對結構彎矩貢獻很小，而明顯地提高了結

15、構軸力水平，此時作用在結構上的徑向水壓力可以簡化為均勻水壓力進行研究.筆者采用自行研制的水壓加載裝置15，較好地實現(xiàn)了圓形襯砌結構的均勻外水壓模擬，通過控制襯砌內(nèi)外氣壓差，以氣壓代替水壓進行等效加載.該裝置主要由密封裝置和抽氣穩(wěn)壓裝置兩大部分組成，如圖4所示.密封裝置能為實驗創(chuàng)造一個相對封閉的負壓環(huán)境，它主要包括：形狀、尺寸與隧道模型斷面相同的有機玻璃板（上下各一個）、兩玻璃板之間起支撐作用的立柱、內(nèi)側涂有黃油并緊貼于襯砌外表面起密封作用的軟橡膠皮.為保證模型的密封性，在環(huán)向及環(huán)間接頭均采用玻璃膠進行封堵.抽氣穩(wěn)壓裝置包括抽氣機、穩(wěn)壓控制機儀、負壓傳感器、電磁閥與輔助氣壓表等.穩(wěn)壓控制儀可通過

16、控制抽氣機和電磁閥的開關來保障密封裝置內(nèi)的負壓維持在預設值水平，其精度為0.1kPa.另設輔助氣壓表來直觀的監(jiān)測負壓變化以及判斷穩(wěn)壓裝置是否正常工作，其精度為0.2kPa.與以往的水壓加載方法相比，該裝置的加載效果更符合實際，實驗數(shù)據(jù)更為可靠，可以實現(xiàn)隧道結構外表面的均勻應力加載，不會造成局部應力集中；以氣壓代替水壓的等效加載方法，可以模擬水不抵抗剪切力的特性，不會對隧道結構變形產(chǎn)生附加約束，能真實反映外水壓下隧道襯砌結構的受力特性；操作簡便且可避免應力損失.2.3 模型試驗裝置及量測項目本次試驗采用西南交通大學研制的隧道地層復合模擬試驗系統(tǒng)平臺進行模型試驗，試驗系統(tǒng)如圖5所示.該系統(tǒng)采用臥式

17、加載模式，試體尺寸為3.64mX3.64mX0.3m.通過控制水平面內(nèi)的4組千斤頂推動傳力面板來施加邊界上的水平面力，實現(xiàn)不同側壓力系數(shù)的地應力場模擬，同時在豎直方向設置千斤頂和加載面板，保證隧道在加載狀態(tài)下處于平面應變狀態(tài).加載剖面圖如圖6所示.模型由三環(huán)管片組成，第一環(huán)和第三環(huán)的寬度為實際值的一半，第二環(huán)為全寬，試驗均以第二環(huán)為量測、研究對象.以22.5°為間隔在環(huán)結構內(nèi)、外側對稱布設環(huán)向電阻應變片，測試內(nèi)外側應變值，以此獲得內(nèi)外側的應變£內(nèi)與£外后,通過式（1），（2）計算出管片環(huán)結構截面內(nèi)力.單個管片環(huán)共布置32個測點，應變測點的布置與編號如圖7所示.試驗

18、中設置了4組補償應變片來修正負壓環(huán)境對模型內(nèi)部電阻應變片可能帶來的影響.2.4 試驗分組蘭州地鐵穿河段隧道覆土厚度一般在2D（D為隧道直徑6.2mD以上，根據(jù)前人對隧道覆土壓力計算的研究16可知在蘭州地鐵隧道埋深范圍內(nèi)按泰沙基公式、普氏公式以及鐵路隧道規(guī)范中所給公式計算出的土壓力差別不大，另外隧道主要穿越高壓富水弱膠結大粒徑砂卵石地層，因此隧道上方土體“土拱效應”比較顯著，綜合考慮后采取最不利原則：即對太沙基塌落拱高度與2D覆土厚度進行比較，取較大土柱高度來計算隧道土壓力17.由太沙基松動土壓力公式計算可知，隧道上覆土體太沙基塌落拱高度僅為6.17mi遠小于2D覆土厚度12.4m!因此蘭州地鐵

19、穿河段隧道豎向土壓應按2D土柱高度進行計算.為進一步分析土壓對管片襯砌結構受力特征的影響，本次試驗豎向土壓取覆土厚度（計算土柱高度）1D,1.5D,2D和3D共4種工況，隧道兩側水平向土壓力按靜止側壓力系數(shù)與拱頂豎向土壓力的乘積考慮.試驗中考慮了4種不同的土體側壓力系數(shù)0.2，0.3，0.4和0.5.水壓采用逐級加載方式，由0m增大至30m,以1m進行遞增.試驗考慮了4種拼裝方式（見圖8）:通縫拼裝A（三環(huán)管片F(xiàn)塊相對于拱頂角度為00+0°+0°）;錯縫拼裝B1（三環(huán)角度為-90°,+90°,-90°）;錯縫拼裝B2（三環(huán)角度為-22.5

20、76;+0°-22.5°）;錯縫拼裝B3（三環(huán)角度為-22.5°+0°+22.5°）.試驗步驟大致如下：清空試驗臺架；將已安裝好水壓加載裝置的試驗模型放入試驗臺架中；在模型周圍放入配置好的試驗砂卵石；加載使試驗地層固結；開啟液壓系統(tǒng)，采用南北方向布置的4臺千斤頂模擬豎向土壓進行分級加載，采用東西方向的4臺千斤頂模擬側向土壓力.使用水壓加載裝置對二襯施加均勻水壓，內(nèi)外氣壓差從0開始，以1kPa（0.1m水頭，換算至原型中為1m水頭）遞增，每級荷載穩(wěn)定約10min，逐步加?d至試驗所需荷載.3試驗結果及分析3.1 水位對管片內(nèi)力的影響當拼裝方式為B

21、1（直線段基本拼裝方式）、側壓力系數(shù)為0.28（地勘建議值）時，覆土厚度（下文中的覆土厚度均指計算土柱高度）分別為1D,1.5D,2D和3D（D為管片外徑）條件下管片襯砌結構最大軸力及最大彎矩隨水位升高的變化曲線如圖9，圖10所示（注：下文圖中所示結果均已由模型試驗值換算成原型值）.由圖9分析可知，在4種覆土厚度條件下，隨著水位高度的增加，管片襯砌結構的軸力均增長迅速，且增長速率比較穩(wěn)定，基本保持在6080kN/m之間.在水位一定條件下，隨著覆土厚度的增加，管片襯砌結構的軸力也呈現(xiàn)出增長趨勢.由圖10分析可知，在4種覆土厚度條件下，管片襯砌結構的彎矩隨著水位高度的增加均逐漸減小，且增長速率仍比

22、較穩(wěn)定.在水位一定條件下，當覆土厚度由1D增加至2D時，最大彎矩變化值為8.54kN?m,而當覆土厚度由2D增加至3D時，最大彎矩變化值增加至20.07kN?m.為進一步分析水位變化對管片內(nèi)力分布的影響，通過試驗數(shù)據(jù)得到覆土厚度一定（2D）日10m,20m和30m水位高度情況下管片襯砌結構軸力及彎矩分布如圖11，圖12所示.由圖11可知，當土壓一定時，管片各部位軸力均隨水壓的增大而增大，當水位由10m增大至30m時，管片最大軸力由863.26kN變化為1589.04kN.不同水位高度情況下管片軸力沿環(huán)向分布大致相同，管片頂部及底部軸力較小，左右兩側軸力較大.由圖12可知，當土壓一定時，管片各部

23、位彎矩均隨水壓的增大而減小，當水位由10m增大至30m,管片彎矩最大值（正彎矩）由86.32kN?m變化為70.03kN?m大約減小20%.不同水位高度下管片彎矩沿環(huán)向分布大致相同，管片頂部及底部區(qū)域內(nèi)側受拉外側受壓（結構正彎區(qū)），底部彎矩大于頂部彎矩，左右兩側區(qū)域內(nèi)側受壓外側受拉（結構負彎區(qū)）.由表6分析可知，土壓一定時，隨著上覆水深的增大，管片正彎區(qū)及負彎區(qū)偏心距顯著降低.例如，當水位由10m增大至30m,隧道正彎區(qū)最大偏心距由0.119m減小為0.052m,減小56%，負彎區(qū)最大偏心距由0.037m減小為0.014m，減小62%.綜上可知，強透水砂卵石地層條件下，土壓一定時，隨著水壓的增

24、大，管片襯砌結構軸力迅速增大，彎矩減小，偏心距顯著降低.因此在混凝土抗壓強度允許情況下，較高的水壓對襯砌結構配筋是有利的，在蘭州砂卵石地層情況下應取黃河最低水位驗算管片結構內(nèi)力的安全性.3.2 土壓對管片內(nèi)力的影響為研究較高水位下上覆土壓力對管片內(nèi)力的影響，在拼裝方式B1、側壓力系數(shù)0.28不變，通過試驗得到水位一定（30m）時不同覆土厚度情況下管片襯砌結構軸力及彎矩分布如圖13，圖14所示.綜合分析圖9與圖13可知，當水壓一定時，管片各部位軸力均隨土壓的增大而增大，當覆土厚度由1D增大至2D時，管片最大軸力由1363.97kN變化為1589.04kN，增大16.58%；當覆土厚度由2D增大至

25、3D時，管片最大軸力由1589.04kN變化為1780.75kN,增大12.02%;不同覆土厚度情況下管片軸力沿環(huán)向分布大致相同，土壓變化對軸力分布規(guī)律未產(chǎn)生較大影響，管片左右兩側軸力大于頂部及底部軸力.分析圖14并結合圖10中相關數(shù)據(jù)可知，當水壓一定時，隧道上覆土壓的變化對管片彎矩產(chǎn)生了較大影響，管片各部位彎矩均隨覆土厚度的增大而增大，當覆土厚度由1D增大至2D時，管片彎矩最大值（正彎矩）由62.18kN?m變化為70.03kN?m,增大12.62%;當覆土厚度由2D增大至3D時，管片彎矩最大值（正彎矩）由70.03kN?m變化為84.90kN?m增大21.23%;不同覆土厚度情況下管片彎矩

26、沿環(huán)向分布大致相同.7分析可知，水壓一定時，隨著上覆土層厚度的增大，管片正彎區(qū)偏心距基本不變，正彎區(qū)偏心距則逐漸增大，但變化幅度較小，例如隨著上覆土層厚度由1D增大至3D,隧道正彎區(qū)最大偏心距由0.052m減小為0.050m，負彎區(qū)最大偏心距由0.012m增大為0.019m.綜上可知，水壓一定時，隨著土壓的增大，管片襯砌結構軸力、彎矩均有較大增長，負彎區(qū)偏心距亦增大.另外，在水壓一定時，覆土厚度的增加對襯砌結構彎矩的影響越來越大，增長速率逐漸加快，而襯砌軸力變化速率均比較穩(wěn)定.因此在蘭州強透水砂卵石地層情況下土壓對于管片結構內(nèi)力的影響較大，管片結構設計應考慮采用最大土壓進行設計.3.3 土體側

27、壓力系數(shù)對管片內(nèi)力的影響在拼裝方式B1、上覆土體厚度為2D的前提下，著重研究在不同的水壓情況下，管片襯砌結構的內(nèi)力？S著土體側壓力系數(shù)變化的特征.通過試驗數(shù)據(jù)得到覆土厚度為2D時，水位高度分別為0m,10m，20m和30m情況下管片襯砌結構軸力、彎矩和偏心距隨土體側壓力系數(shù)變化曲線如圖15圖17所示.由圖15圖17可以看出，隨著土體側壓力系數(shù)的增大，管片襯砌結構的軸力略有增大，彎矩及偏心距明顯減小.進一步分析圖中各個曲線的斜率可知，隨著水壓的增大，管片軸力、彎矩和偏心距的變化幅度逐漸減小.例如，隨著側壓力系數(shù)由0.2增大至0.5，在無水壓條件下，管片最大軸力由937.36kN變化為1042.3

28、4kN，增大11.2%，在30m水壓條件下，管片最大軸力1425.81kN變化為1449.64kN，增大1.7%；在無水壓條件下，管片最大彎矩由163.87kN?m變化為110.69kN?m,減小32.5%，在30m水壓條件下，管片最大彎矩由94.85kN?m變化為79.41kN?m減小16.3%,在無水壓條件下，管片最大偏心距由0.27m變化為0.15m,減小44.4%,在30m水壓條件下，管片最大偏心距由0.08m變化為0.05m，減小37.5%.由此可知，土壓一定時，隨著水壓的增大，側壓力系數(shù)對于管片結構受力特征的影響越來越小.究其原因，水壓較高情況下水壓對管片內(nèi)力的相對影響較大，而土壓

29、的相對影響較小，故而在較高水壓下土體側壓力系數(shù)的改變對管片內(nèi)力的影響較小.3.4拼裝方式對管片內(nèi)力的影響在計算土柱高度2D側壓力系數(shù)0.28、水壓20m保持不變的條件下，分別對4種不同拼裝方式下的管片襯砌結構進行加載，管片襯砌結構的軸力及彎矩分布如圖18，圖19所示.由圖18可知，在相同的荷載條件下，不同拼裝方式下的管片軸力分布規(guī)律存在較大差異.通縫拼裝條件下，軸力基本呈左右對稱分布，拱頂和拱底部位軸力較左右拱腰兩側小，且軸力變化較為平順，錯縫拼裝條件下管片軸力總體分布規(guī)律與通縫拼裝較為近似，但在縱向及環(huán)向接頭處產(chǎn)生突變.拼裝方式的差異會對管片結構軸力大小產(chǎn)生影響，相同荷載下錯縫拼裝管片軸力大

30、于通縫拼裝.通縫拼裝情況下的管片結構軸力在拱頂處最小，為683.35kN，最大值為1091.63kN，位于右側拱腰處；三環(huán)一組22.5°錯縫拼裝（B3）條件下管片軸力較其他拼裝方式大，其最小最大值分別為703.74kN（左側拱肩）和1385.05kN（右側拱腰）.由圖19可知，在相同的荷載條件下，不同拼裝管片結構中的彎矩分布均在拱頂和拱底處管片襯砌內(nèi)側受拉外側受壓（正彎），在左右拱腰處管片外側受拉內(nèi)側受壓（負彎）.在通縫拼裝條件下，管片結構的彎矩基本呈對稱分布，彎矩在管片環(huán)結構中的變化是平滑過渡的，受相鄰管片彎矩傳遞和局部剛度增強的影響，錯縫拼裝情況下管片環(huán)的彎矩與通縫拼裝相比差異較大，在接頭處會產(chǎn)生較大突變.拼裝方式的差異對管片彎矩最值產(chǎn)生較大影響，相同荷載下通縫拼裝最大正負彎矩均較錯縫拼裝小.通縫拼裝條件下管片正彎矩在拱頂處最大，為47.93kN?m最大負彎矩為-29.04kN?m位于右拱肩處；三環(huán)一組22.5°錯縫拼裝