大断面隧道管片衬砌结构环向静力分析

大断面隧道管片衬砌结构环向静力分析

结构主要由支撑和连接螺钉的错缝或通缝制成的空间结构。管道本身的力学状态和内部空间分布非常复杂。此外，很难确定接头的传音能力。结构隧道的主结构和内部空间性的分布具有很强的空间性。目前,盾构隧道单层装配式管片衬砌结构的计算模型常采用的均质圆环模型、全铰弹簧模型与梁-弹簧模型等,均无法确定管片结构内力的空间分布形态。然而,由于高速铁路水下盾构隧道的受荷机制与普通软土盾构隧道或城市地铁盾构隧道差异很大,盾构管片衬砌也趋向于厚型化、宽幅化,加之其拼装方式增多,其力学特征十分复杂,传统的计算模型难以反映管片幅宽增加、厚度增大导致结构内力的变化,必须采用其他手段对其加以探究。原型试验是研究管片结构力学特征的有效方法,而由于耗资巨大,国内外开展不多。2000年及2004年,上海和广州地铁曾进行了1∶1水平整环试验;2003年,日本曾进行双圆断面盾构衬砌原型试验;2005年,上海崇明隧道进行了原型管片加载试验。上述试验均将水压与土压一起考虑,然而对于水下隧道,水压力与土压力对结构的作用机制不同,必须将其分离控制加载。本文以在建的狮子洋隧道为背景,采用自行开发的“多功能盾构隧道结构体试验系统”装置,将水压力与土压力分离加载,对大断面宽幅管片的三维内力分布进行原型试验实测,并辅以数值模拟分析,以探明其规律。1衬砌结构狮子洋隧道是我国第一条铁路水下隧道,也是我国第一条采用盾构法施工的水下长隧,该隧道工程范围全长10.8km,盾构段长9.34km,工程平面图见图1。隧道采用单层装配式钢筋混凝土管片衬砌,并且在入口段施设一层厚300mm的素混凝土作为满足高速铁路隧道功能要求的衬砌。隧道外直径10800mm,内直径9800mm,管片厚度500mm,管片采用通用环拼装,平均幅宽2000mm,衬砌环分成8块,纵缝布置24颗环向螺栓,纵向螺栓22颗,封顶块圆心角16°21′49.09″,邻接块和标准块中心线圆心角为49°5′27.27″,衬砌结构布置见图2。狮子洋隧道为高速铁路隧道,盾构段穿越地层为淤泥质土、粉质黏土、粉细砂、中粗砂,全风化、弱风化泥质粉砂岩、粉砂岩、细砂岩、砂砾岩,穿越弱风化基岩、半岩半土、第四系覆盖物地层的长度分别占掘进长度的73.3%、13.3%、13.4%。基岩的最大单抗压强度为82.8MPa,基岩层的渗透系数达6.4×10-4m/s。隧道承受最大水压力达0.67MPa,为目前国内水压力最大的盾构隧道。2试验设备和测量系统测试2.1管片环菌模型根据狮子洋隧道结构特征和荷载条件,采用“多功能盾构隧道结构体试验系统”装置,对隧道结构在通缝及错缝拼装条件下分别进行加载试验,见图3、图4。对拉梁为管片环原型试验提供径向对拉力以对结构导入弯矩内力,环箍梁提供环向环箍力以导入轴力模拟水压。每根对拉梁上设4个孔,钢绞线从孔内穿越,一端锚固于对拉梁,另一端锚固于另一对拉梁上的千斤顶以实现张拉。环箍梁也同样设有孔位,钢绞线绕管片环一圈后张拉端与固定端设在同一根环箍梁上,见图5。2.2测量系统的测量试验测试的内容包括:管片衬砌结构内力、变形,并于关键区域预埋混凝土应变计、钢筋计,以保证测试的准确性。(1)目标管片应力分布特征采用胶基电阻应变片以16°21′49.09″为单位在管片环结构内、外侧对称布设,测试内外侧应变值,以此计算出管片环结构截面内力。对错缝拼装时目标环管片沿幅宽方向布置了多排应变片,以测试管片内力沿幅宽方向的分布特征,并于手孔附近关键区域布置应变花,考察目标管片应力分布,见图6。为了比较中间目标环管片的内力与半环管片内力的相互作用关系,在半环管片边缘处与中间环管片对应位置布置了应变片,见图7。另外,在B3管片厚度方向布置应变片,见图8,以测试厚度方向上环向应力的变化。(2)径向测点设置管片环位移主要考察中间目标环,沿圆周分布12个径向测点,每30°设置一处,对于组合环管片(错缝拼装),由于上下半环与中间环位移有差异,遂于上下半环各设置12个径向测点,亦按30°均布。位移量测采用0.01mm精度的差动式位移传感器,见图9。2.3加载模式试验针对最不利情况进行加载研究,分别选取位于拱顶和拱腰正、负弯矩区域的一块管片进行测试,具体加载布置及目标管片位置见图10。3试验结果的分析3.1管片弯矩分布对于通缝拼装管片结构,理论上无环间的相互作用,结构环向内力沿幅宽并无差异。从试验的结果看,通缝拼装下管片结构环向内力沿幅宽方向的变化很小。试验选取了30m水压,30m土压条件下目标管片环中部的环向弯矩、环向轴力与管片环边缘的环向弯矩、环向轴力进行比较,见图11、图12。可见,通缝拼装管片结构边缘的内力分布趋势与中部的内力分布基本相同,这是由于通缝管片结构未受环间相互作用影响,仅在局部有微小偏离。错缝拼装时,在外部水、土压力作用之下,由于环间剪力传递及纵向螺栓处的预紧作用,中间目标环管片与上下两半环间相互作用。当水压为30m,土压30m条件下,上下环管片峰值出现位置不同,见图13。目标环中部正弯矩最大值出现在拱底B3块,为266kN·m;而上下半环管片正弯矩最大值出现在拱顶B3块,为235.56kN·m。可见,由于封顶块处纵缝的存在,使该区域刚度削弱较明显,从而不易出现较大的弯矩,而相对180°的B3块,则承受较大的弯矩。从弯矩值的分布来看,目标环管片中央测值与上下半环管片测值不同,目标环管片边缘由于相互作用的影响,其弯矩的分布不同于目标环中部。由图13(c)可见,目标环边缘弯矩的分布总体上与中部相似,而拱顶、拱底及两侧拱腰弯矩对应半环接缝处弯矩量值均有所增加。根据图14进一步分析弯矩的分布情况,在拱顶(90°)及拱底(180°)附近,中间环边缘弯矩出现了明显的加强效应。当水压增至60m时,中间环边缘弯矩趋向于中部弯矩值,这种加强效应越来越不明显,见图15。这是由于水压增大使得错缝结构整体性增强,从而使幅宽引起的内力不均匀性降低。从轴力的分布情况看来,幅宽引起的差异并不明显,见图16。中间环边缘轴力普遍小于管片中部,随着水压的增大,中间环边缘轴力增加,并趋向于中部轴力值,见图17。从两图中均可见,半环管片轴力的最小值出现区域恰好与中间环相反。由于纵向传力效应的影响,错缝拼装时宽幅管片幅宽中心与边缘的内力分布存在差异,尤其是弯矩差异较大,采用厚壳弹簧模型进行数值模拟,并将其结果与试验结果进行对比,具体见表1。通过对比可知,厚壳弹簧模型的结果也体现出相同的分布趋势,即管片边缘的最大正、负弯矩略大于管片中部值,而前、后半环管片的最大正、负弯矩值小于管片中部值,而其量值大于试验测试结果。从图18、图19的内力分布情况来看,中间环边缘的弯矩、轴力与前、后半环接缝对应位置有所增大,可知错缝管片接缝处刚度削弱将引起邻近环同位置处内力的增长。3.2目标管表面的应力分布规律(1)管片手孔结构应力集中分析选取30m水压,30m土压工况,对负弯曲目标管片B1局部区域表面应力测试结果进行分析,得到第一、三主应力及最大剪应力分布情况如图20、图22、图24所示。从图20中表面第一主应力分布来看,管片手孔附近应力集中情况较明显,特别是手孔密集区域,产生表面最大拉应力2.35MPa。从图21中数值计算结果看来,其分布与试验测得规律相似。由于模型精度引起应力集中效应更为明显,而实际管片手孔消除了尖角,一定程度上削弱了应力集中的影响,所以试验实测值小于数值计算结果。从图22中表面第三主应力分布来看,管片压应力沿管片环向总体上呈带状分布。手孔的存在对其分布有一定程度的影响,产生较大表面拉应力处相应的压应力较小。从图23中数值计算结果看来,其分布与试验测得规律基本相似。从图24中表面最大剪应力分布来看,其量值均出现在手孔拐角并延45°方向发展,手孔密集区易出现表面最大剪应力。从图25中数值计算得到的最大剪应力分布规律更为明显。(2)油压钢电极的应力试验及结果分析根据根据将内对正弯区目标管片B3局部区域表面应力测试结果进行分析,得到各表面应力分布情况见图26～图28。从所得应力分布图看来,正弯区管片B3与负弯区管片B1表面应力分布规律基本相似。手孔密集区由于应力集中产生最大拉应力,随着荷载增加,该处受力状态十分不利。手孔附近剪应力集中部位从手孔拐角开始,沿着45°角斜向四周延伸。从数值模拟的结果(图29～图31)看,B3管片表面应力的整体分布规律与试验一致,由于模型精度的影响,应力量值略大于实测值。将60m与30m水压条件下目标管片表面应力量值列于表2。从表面应力的量值上看,由于正弯区内侧受拉,一定程度上加强了表面拉应力,从而使B3块表面拉应力量值普遍大于负弯区的B1块,而其表面压应力普遍小于B1块。从剪应力的大小来看,B3块略大于B1块。可见,正弯区管片由于内侧受拉,使表面拉应力加剧,压应力削弱,从而使其混凝土受力较负弯区更为不利。水压增高,管片压应力显著增长,同时手孔区域拉应力也有所增长,尤其是B3块的手孔密集区域,受力状态很不利。(3)表面环向应力试验选取B3块目标管片上、下表面上的3个截面,观测表面环向应力沿厚度方向的分布情况,见图32。从厚度方向上来看,管片环向应力分布呈显著的非线性变化,拉、压应力峰值均未出现于管片厚度边沿,拉应力峰值出现于靠近内弧面一侧,而压应力峰值出现于外弧面附近,见图33。上、下表面各个截面环向应力分布差异较大,但变化规律基本相同。由于卧式加载对下表面的约束强于上表面,使上表面应力的量值普遍大于下表面测值。当水压增至60m时,厚度方向表面环向应力显著增加,非线性变化加剧,见图34。然而,与30m水压条件下测值相比,上、下表面环向应力的差异明显减小。将60m与30m水压条件下B3块管片厚度方向表面应力的量值列于表3。从表3可见,30m水压条件下,截面A上、下表面拉、压应力差异较大,达73%和74.8%。当水压增至60m时,截面A上、下表面拉、压应力差异减小至44.8%和64.7%,可见高水压使环向应力沿幅宽方向的分布更为均匀。4高水压情况下管片与正弯区管片的界面应力分布规律(1)整环管片结构环向内力沿幅宽方向的分布规律如下:通缝拼装管片结构边缘的内力分布趋势与管片中部的内力分布基本相同,管片结构环向内力沿幅宽方向的变化很小。错缝拼装管片结构在不同荷载条件下,内力沿幅宽的分布有所差异。在水压不高的情况下,目标环边缘弯矩在拱顶、拱底及两侧拱腰弯矩对应半环接缝处弯矩量值与管片中央差值较明显。而在高水压条件下,水压增大使得错缝结构整体性增强,从而使幅宽引起的内力不均匀性降低。壳弹簧模型的计算结果与试验实测的分布趋势相近,但量值普遍大于试验测试值。(2)目标管片表面应力的分布