盾构隧道衬砌结构内力计算方法的对比分析研究_曾东洋

1、文章编号:1673-0836(200505-0707-06盾构隧道衬砌结构内力计算方法的对比分析研究X曾东洋,何川(西南交通大学地下工程系,成都610031摘要:在对目前国内外盾构隧道衬砌结构设计中普遍采用的惯用法、修正惯用法、多铰圆环法和梁-弹簧模型计算法进行详细介绍的基础上,以南京地铁南北线为研究对象,运用不同设计方法对盾构隧道在不同埋深下的管片环最大变形量、轴力、弯矩、剪力、螺栓剪力等的大小、分布规律及影响因素进行了系统研究,深入探讨了设计方法对盾构隧道衬砌结构设计所造成的影响。关键词:盾构隧道衬砌;惯用法;修正惯用法;多铰圆环法;梁-弹簧模型中图分类号:U451文献标识码:ACompa

2、rison and Analysis Research of Different ShieldTunnel Lining Internal Forces Design MethodsZE NG Dong-yang,HE Chuan(De p t.of Tunnel&Undergroun d Enginee rin g,Southwest Jiaotong University,Chengdu610031,China Abstract:On the basis of detailed descrip tion of different methods widely used in the

3、 shield tunnel lining design wowa-days,such as the routine method,the modified routine method,the mul ti-hinge ring method and the beam-sprin g meth-od,a systematic investigation on the distribution and influential factors of the shield tunnel segment ring deformation,ax i s force,moment,segmen t sh

4、ear force and bolt shear force with different desi gn method and cover depth of the Nanjing Metro South-North Line are carried out,influences of different desi gn methods on the shield tunnel linin g design are also dis-cussed.Keywords:shield tunnel lining;routine method;modified routine method;mult

5、-i hinge ring method;beam-spring method1引言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(修正惯用法、多铰圆环法和梁-弹簧模型计算法等四种。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1,而国外主要采用多铰圆环法2和梁-弹簧模型计算法3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

6、全。鉴于此,本文以南京地铁南北线一期工程为背景,在对盾构隧道管片接头刚度研究4的基础上,分别运用(修正惯用法、多铰圆环法和梁-弹簧模型计算法对在不同埋深下的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,以探明不同第1卷第5期2005年10月地下空间与工程学报Chinese Journal of Underground Space and EngineeringVol.1Oct.2005X收稿日期:2005-03-09(修改稿作者简介:曾东洋(1977-,男,重庆铜梁人,西南交通大学地下工程系博士研究生,主要从事盾构隧道设计理论与方法研究。设计方法下的盾构隧道管片环内力分布,为工程

7、设计提供参考。2 盾构隧道结构计算方法特征分析目前,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5。根据计算过程中对管片接头刚度、接头螺栓内力传递和外荷载分布形式的不同力学假定,荷载-结构计算模式又主要分为(修正惯用法、多铰圆环法和梁-弹簧模型计算法等四种设计方法。不同设计方法中对管片接头的处理、外荷载作用形式和工程适用范围均存在较大差异,现分别叙述如下。2.1 (修正惯用法惯用法最早提出于1960年,并在日本得到了广泛应用。惯用法在计算过程中假设管片环是弯曲刚度均匀的圆环,不考虑接头所引起的管片环局部刚度降低。惯用法计算过程中假设垂直方向地层抗力为均布荷载,水平方向地层抗力为自衬砌

8、环顶部向左右45b 135b 分布的均变三角形荷载。修正惯用法是在惯用法的基础上引入弯曲刚度有效率G 和弯矩提高率F ,以接头刚度的降低代表衬砌环的整环刚度下降,管片环是具有G EI 刚度的均质圆环。考虑到管片接头存在铰的部分功能,将向相邻管片传递部分弯矩,使得错缝拼装管片间内力进行重分配,修正惯用法在计算过程中引入了弯矩提高率F ,主截面设计弯矩(1+F M,接头设计弯矩(1-F M 。修正惯用法计算所选用参数G 和F 主要根据实验或经验取定6,其计算荷载系统与惯用法相同。2.2 多铰圆环法计算中将管片接头假设为铰结构,由于多铰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

9、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Winkler 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铰圆环法内力计算尤为重要。2.3 梁-弹簧模型计算法由于将管片模拟成曲线梁或直线梁,接头用旋转弹簧和剪切弹簧替代,梁-弹簧模型计算法可以对任意一种管片环组装方式和接头位置下的衬砌环、接头螺栓变形和内力进行计算。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-弹簧模型计算法较好地评价了管片接头所引起的刚度下降以及衬砌环的错缝拼装效应。目前,该设计方法所用各类刚度系数主要通过接头试验7或数值计算4确定。衬砌结构设计方法的选用主要受

10、隧道用途、围岩状况、目标荷载、管片结构及所要求计算精度等的影响。荷载的确定对结构内力计算尤为重要,上述四种方法所选用的目标荷载系统分别如图1所 示。图1 计算方法与相应荷载系统Fig.1 Design methods and the corresponding load system3 工程实例概况南京地铁南北线一期工程TA15标段区间盾构隧道主要穿越古河道漫滩地层,区间盾构隧道在淤泥质粉质黏土、粉质黏土、粉细砂中通过,地质条件复杂,覆土层次多,分布不均匀,土质差异大。上部土体为填土层及中、晚全新世冲淤积形成的松散-稍密粉砂、粉土、淤泥质软弱土、粉质黏土。中、下部土体为晚更新世-早全新世冲积成

11、因粉质黏土、中-密实粉细砂。底部基岩为上侏罗纪龙王山组安山岩、强风化层风化强烈呈砂土状;局部燕山期侵入岩体闪长玢岩、辉长岩,强度较高,基岩埋藏较深,均大于25m 。区间盾构隧道穿越地层地质参数如表1所示。708地下空间与工程学报 第1卷表1 盾构隧道围岩物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters ofthe shield tunnel surrounding soil厚度/m凝聚力C/kPa内摩擦力/U b 容重C /kN P m 3弹性模量E/MPa 地表浅层10.5717.6021.6919.258.09隧道所在地层12.0041.20

12、 6.9019.35 4.78隧道底部地层4.6749.207.3119.75 6.39深层岩体13.3387.6023.5019.627.24南京地铁一号线区间盾构隧道埋深主要在(8.014.8m 之间,局部最大埋深约25.6m 。衬砌环采用单层装配式预制钢筋混凝土管片,混凝土标号为C50。隧道开挖直径6.4m,管片外径6.2m,内径5.5m,幅宽1.2m 。整环管片拼装采用3个标准块、2个邻接块和1个封顶块,其中标准块圆心角为67.5b ,邻接块圆心角为68.0b ,封顶块圆心角为21.5b 。区间盾构隧道采用45b 错缝拼装,共设纵向接头16处,按22.5b 等角度布置。如图2 所示。图

13、2 衬砌结构横、纵断面图Fig.2 Transverse and longitudinal sketch of lining structure4 计算结果及分析结合南京地铁南北线一期工程区间盾构隧道中心埋深和所处地质条件,分别采用(修正惯用法、多铰圆环法和梁-弹簧模型计算法对管片环结构变形、弯矩、轴力、剪力、螺栓剪力等的大小和分布进行计算,计算结果比较分析如下所述。其中,C50钢筋混凝土弹性模量E=3.45104MPa,管片弯曲刚度有效率G =0.7,弯矩提高率N =0.32,接头抗弯刚度k H +=6.27104kN #m P rad,k H -=5.19104kN #m P rad 4;

14、受铰结构传力特性影响,取多铰圆环计算法中管片接头抗弯刚度k H +=k H -=0。不同计算模型中均取管片环间剪切弹簧系数无穷大,即假设管片环间不产生相对滑移和错动。4.1 结构变形及最大位移量比较四种设计方法计算得衬砌环结构变形分别如图3所示。由图3可以看出:惯用法和修正惯用法计算所得衬砌环变形规律相同,最大位移量均发生在隧道顶部;受铰结构的传力特性影响,多铰圆环法计算所得最大变形量发生在靠近隧道顶部的铰接头处;受接头抗弯刚度和邻近管片影响,梁-弹簧模型计算法计算所得衬砌环整环最大变形量发生在较多铰圆环法更靠近隧道顶部位置。不同设计方法计算所得衬砌环最大位移量随隧道中心埋深变化如表2所示。从

15、中可以看出:四种设计方法下,管片环最大位移量随隧道埋深的增大而增加,但不同设计方法所得管片环最大位移量存在较大差异:多铰圆环法管片环位移量最大,而惯用法计算所得位移量最小。例如,在隧道中心埋深为24.6m 时,两种计算所得衬砌环最大位移量分别为7.652mm 和5.692mm 。图3 不同设计方法下衬砌环整环变形比较a.(Modifiedroutine methodb.Mult-i hinge ring methodc.Beam -spring method Fi g.3 Comparison of segmen t ring deformati on with di fferent desi

16、gn method对比不同设计方法计算所得衬砌环最大位移量可知:当隧道所处地层地质条件一致时,影响盾7092005年第5期 曾东洋,等:盾构隧道衬砌结构内力计算法的对比分析研究构隧道管片环最大变形量的主要因素为衬砌环的整体刚度。而根据不同设计方法中对管片接头和衬砌环的假定可知,多铰圆环法中管片结构整体刚度最小,而惯用法管片结构整体刚度最大。表2不同设计方法下衬砌环最大位移量随隧道中心埋深的变化(单位:mmTable2The max deformation of segment ring with different design method and cover depth隧道中心埋深设计方法

17、衬砌环最大位移量8.5m13.9m15.9m19.2m24.6m惯用法 1.222 2.721 3.277 4.193 5.692修正惯用法 1.313 3.004 3.614 4.621 6.269多铰圆环法 1.702 3.697 4.437 5.6567.652梁-弹簧模型计算法1.330 2.939 3.534 4.515 6.1604.2结构弯矩分布及比较不同设计方法计算所得衬砌结构弯矩分布和变化规律分别如图4所示。由图4可以看出,(修正惯用法计算所得衬砌环最大正弯矩出现在隧道顶部,最小负弯矩出现在衬砌环水平直径处;受纵向螺栓和邻接环的影响,多铰圆环法和梁-弹簧模型计算法计算所得衬砌

18、环弯矩最大值和最小值均有所偏移。不同设计方法下衬砌环弯矩最大值和最小值随隧道埋深的变化规律如表3所示。由表3可以看出:修正惯用法计算所得管片环正负弯矩皆较大,梁-弹簧模型计算法和惯用法计算所得管片环正负弯矩次之,而多铰圆环法计算所得管片环弯矩最小。当隧道埋深为24.6m时,修正惯用法计算所得衬砌环最大正弯矩为370.8kN#m,最小负弯矩为-245.5kN#m;多铰圆环法计算所得管片环最大正弯矩和最小负弯矩分别为271kN#m和-184.1kN#m。图4不同设计方法下衬砌环弯矩分布比较Fig.4Comparison of segment ring momen t distribution wi

19、 th different desi gn method 表3不同设计方法下衬砌环弯矩最大值P最小值随隧道中心埋深的变化(单位:kN.m Table3The max and m in moment of segment ring with different design method and cover depth隧道中心埋深设计方法衬砌环最大P最小弯矩值8.5m13.9m15.9m19.2m24.6m惯用法70.4P-48.0153.5P-107.7184.3P-129.9235.0P-166.6318.1P-227.1修正惯用法62.1P-39.7138.0P-89.9165.5P-10

20、8.4210.9P-138.9285.2P-188.8多铰圆环法72.4P-59.2155.1P-121.7185.7P-144.836.2P-183.0318.8P-245.5梁-弹簧模型计算法63.2P-48.6135.3P-107.8162.3P-130.6206.9P-168.3279.8P-229.9分析原因在于,衬砌环整环刚度是影响盾构隧道弯矩的主要因素。外荷载和地质条件相同情况下,较小的整环刚度将引起隧道结构的较大变形,而管片环弯矩相应减小。由不同设计方法中对接头的不同假定可知,多铰圆环法中由于假设管片接头为可以自由转动的铰而整环刚度最小,所引起的地层变位也就最大,故其弯矩也就最

21、小。受弯矩传递系数F的影响,修正惯用法中管片由于承担了邻接接头所传递的弯矩影响而在管片环内出现了弯矩增大。4.3结构轴力分布及比较不同方法计算所得衬砌结构轴力分布和变化规律如图5所示。由图5可以看出,管片环的轴力变化与其整环内的刚度分布密切相关,管片环刚度分布越均匀,其轴力分布也就越均匀,而当衬砌环内出现刚度削弱区域时,轴力沿衬砌环的分布将出710地下空间与工程学报第1卷现较大差异,且随着这种刚度差异的增加,整环轴力分布的不均匀性愈加明显。不同设计方法下衬砌环的轴力量值变化规律如表4所示。由表4可知,最大轴力和最小轴力都出现在多铰圆环计算法中,梁-弹簧模型计算法所得衬砌环最大轴力次之,而相应最

22、小轴力值也较多铰圆环法大。计算范围内,惯用法和修正惯用法计算所得管片环最大和最小轴力量值相差不大,而且管片环内轴力变化幅度较小。究其原因在于,惯用法和修正惯用法均假设衬砌环为不受管片接头影响的均质圆环,而多铰圆环法和梁-弹簧模型计算法均认为接头的存在将局部降低衬砌环刚度,从而在盾构圆环中形成刚度薄弱区域。由此可以看出,提高盾构隧道管片接头抗弯刚度,减少接头所带来的衬砌环局部刚度降低将有利于轴力在盾构隧道衬砌环的环向均匀分布,从而减少管片设计中的局部配筋量, 提高结构安全度。图5 不同设计方法下衬砌环轴力分布比较Fi g.5 Comparison of segment ring axis for

23、ce dis tribution wi th di fferent design method 表4 不同设计方法下衬砌环轴力最大值P 最小值随隧道中心埋深的变化(单位:k NTable 4 The max and m in axis force of segment ring with different design method and cover depth 隧道中心埋深设计方法衬砌环最大P 最小轴力值8.5m 13.9m 15.9m 19.2m 24.6m 惯用法371P 255733P 497867P 5871088P 7351450P 977修正惯用法376P 265743P 5

24、14879P 6071104P 7601471P 1012多铰圆环法635P 251292P 811535P 1021936P 1362593P 192梁-弹簧模型计算法437P 164865P 3061027P 3591294P 4461731P 5884.4 衬砌环剪力分布及比较不同方法计算所得管片环剪力分布及其随隧道中心埋深的变化规律如图6和表5所示。可以看出:相同隧道埋深情况下,管片环混凝土最大剪力值随设计方法的变化规律为:多铰圆环法>梁-弹簧模型计算法>惯用计算法>修正惯用法;而相应最小剪力值变化规律为:多铰圆环法<梁-弹簧模型计算法<惯用计算法<

25、修正惯用法。盾构隧道管片环剪力大小和分布随设计方法的不同而存在较大差异的原因在于刚度在衬砌环内的分布。当衬砌环为刚度均匀的均质圆环时,环内剪力分布较为均一,变化幅度小,如在隧道埋深为24.6m 时,修正惯用法计算所得整环内最大剪力为206.9kN,而最小剪力为-207.5kN;与之相对应的多铰圆环法计算所得衬砌环内最大和最小剪力分别为462.7kN 和-401.2kN 。表5 不同设计方法下衬砌环剪力最大值P 最小值随隧道中心埋深的变化(单位:k NTable 5 The max and m in shear force of segment ring with different desig

26、n method and cover depth 隧道中心埋深设计方法衬砌环最大P 最小剪力值8.5m 13.9m 15.9m 19.2m 24.6m 惯用法51.8P -51.9110.3P -110.5132.0P -132.2167.8P -168.1226.3P -226.7修正惯用法46.0P -46.9101.1P -101.4120.9P -121.2153.5P -154.0206.9P -207.5多铰圆环法108.6P -92.5227.4P -196.0271.4P -234.4344.0P -297.6462.7P -401.2 7112005年第5期 曾东洋,等:盾构

27、隧道衬砌结构内力计算法的对比分析研究712 地下空间与工程学报 第 1卷 图 6 不同设计方法下衬 砌环剪力分布比较 Fig. 6 Comparison of segment ring shear force distribution with different design method 4. 5 螺栓剪力 管片环弯矩最大 ; 多铰圆环法 管片环整体刚 度最 小, 变形量最大。 ( 3 不同计算方法计算所得衬砌结构内力分布 规律差异较大。惯用法和修正惯用法中管片环刚 度均匀分布, 结构轴力、 剪力较小且连续均匀分布 ; 多铰圆环法和梁 - 弹簧模型计算法中由于存在环 向刚度薄弱区域, 接头

28、附近管片和螺栓剪力跳跃发 展。 ( 4 盾构隧道衬砌结构变形和内力计算结果差 异根源于不同计算方法中对管片接头、 管片环整环 刚度的不同处理。工程中应在基于对隧道所处围 岩特性和衬砌结构各项重要设计参数 ( 如: 刚度有 效率、 弯矩提高率、 抗弯刚度系数、 抗剪 刚度系数 等 的综合评价基础上选择合理的结构设计方法。 参考文献 : 1 2 张 厚 美 , 吕 国梁 . 圆形 隧 道衬 砌 结构 计 算 模 型综 述 J . 世界隧道 . 2000( 2 : 1- 5 - Ë © 工法 N 调查#设 计 + i 施工 G 编辑委员会 1 - Ë © 工法

29、 N 调查# 设计 + i 施工 G M . 地盘 工学会 ( 日 , 1997 3 日 铁道综合技术研究所编 . 铁道构筑物等设计标准 #同解说 ( - Ë © ¨ ­ Ë M . 丸 善 株式 会 社 , 1997 年 4 曾东洋 , 何川 . 盾 构隧道管 片环向 接头力 学行为 研究 C . 地下 铁道 新技 术文 集 2003. 西 南交 通大 学 出版 社 . 2003 年 10 月 , 49- 53 5 Working Group No. 2 International Tunneling Association. Guidelines for the Design of Shield Tunnel Lining J . Tun ne