引言
截至2021 年年底,我国城市轨道交通已经逐渐形成网络化运营格局,共计24 个城市的线网规模达到100 km 及以上,标志着我国隧道工程水平稳步提升 。目前我国盾构技术已经逐渐应用到特长 、水下 、大直径等各类高难度盾构隧道建设工程中,这对于盾构隧道的结构性能有着较高要求 。随着盾构隧道技术的发展以及盾构直径的不断突破,现有盾构隧道安全评价规范和标准亟需完善改进,如何评估大直径盾构隧道结构健康状态,是众多学者积极讨论的热点。
针对盾构隧道结构安全评价,不少学者开展了相关研究。何川等通过理论分析、现场验证和数值模拟,分析了不同荷载体系、工程阶段的管片接头抗弯性能,提出了一种适用于直径10~12 m 盾构隧道结构内力、变形的整体化分析方法。王士民等 通过相似模型试验模拟外径10. 8 m 的水下盾构隧道受力状态,基于表观裂缝和声发射信息将管片衬砌结构渐进性破坏过程分为初始弹性阶段、局部损伤阶段、宏观破坏阶段及整体失稳阶段。封坤等开展了外径11. 6 m 的水下盾构隧道原型试验,对比分析管片通缝拼装与错缝拼装下结构破坏特征,并通过判断管片内力和接头内力是否超过其抗弯承载力曲线来评价结构是否失稳。张鸿飞等认为沉降、横向收敛变形等结构变形和渗漏水、裂缝、剥落等表观病害是盾构隧道性能劣化的重要表现形式,并从盾构隧道服役状态变化速度和变化趋势入手,构建动态评估模型。陈君选取渗漏水、变形、错台、裂缝、管片破损等作为地铁盾构隧道结构安全评估指标,根据模糊理论计算公式,提出了隧道结构安全性综合评价方法。
基于既有研究成果发现,现有评价方法大多适用于直径12 m 以下的中小直径盾构隧道,对于15 m 级大直径盾构隧道的适用性还需要进一步探讨。结构安全评价指标通常采用结构收敛变形、接头刚度等,综合评价中各指标多为主观赋权 ,未考虑各项评价指标间的相关性,导致权重分配不合理,评价结果不准确,不能精准指导维修养护工作。因此,依托江阴靖江长江隧道建设项目,对顶部堆载或淤积条件下不同地层中隧道结构的受力特性进行分析,结合现场实测数据,建立了基于结构内力状态指标的单环结构安全性评价方法,为大直径盾构隧道多指标健康评价提供了一种新思路。
1 典型断面大直径盾构隧道结构受力分析
1. 1 工程概况
江阴靖江长江隧道分为左右两条主线,主要采用盾构方式穿越长江。隧道盾构段采用圆形盾构,内设单向三车道行车空间,盾构外径15. 5 m,管片厚度0. 65 m,属于大直径盾构隧道施工。
隧道盾构段长4877 m,穿越地层主要为粉质黏土、粉砂、粉细砂和中粗砂,如图1 所示,隧道承受最大水压超过0. 8 MPa,最大覆土厚度约50 m。隧道下穿长江深槽,河势、航道条件复杂,上方河床变动大,结构受力复杂多变。
图1 隧道纵断面(单位:m)
1. 2 大直径盾构隧道结构受力特征演化规律
为研究大直径盾构隧道结构的破坏规律,选取不同地质条件下典型断面进行拱顶正上方堆载模拟分析计算和现场实测验证,从而综合评估结构健康状态。
(1)计算模型
采用荷载-结构法建立相邻3 环管片的三维有限元计算模型,如图2 所示。管片采用C60 高性能混凝土,每环由1 块封顶块、2 块邻接块和7 块标准块组成,环宽2 m,采用六面体实体单元模拟。每环分布有ϕ25@ 143 mm 钢筋2 根和ϕ25@ 100 mm 钢筋14 根,均为HRB400E 级;螺栓选用8. 8 级M36 斜螺栓,每环管片环向螺栓30 个,分3 排布置,纵向螺栓56 个,钢筋与螺栓均采用梁单元模拟。混凝土材料采用塑性损伤本构模型,钢筋和螺栓采用理想弹塑性模型,材料物理力学参数如表1 所示,管片之间设置摩擦接触,并通过螺栓连接,采用接地弹簧模拟地层抗力,弹簧刚度根据各土层的基床系数计算得到。
考虑隧道埋深以及穿越土层透水性的差异,分别选取砂土层浅埋、砂土层深埋、黏土层浅埋、黏土层深埋4 种类型断面进行计算,其中隧道埋深不大于2 倍外径认为浅埋,模拟隧道结构在拱顶正上方地表堆载或淤积情况下的失稳破坏规律,堆载范围为1D(D 为隧道外径),计算工况如表2 所示。对于透水性能较好的砂土层采用水土荷载分算,对于透水性能较差的黏土层采用水土荷载合算,加载模型示意如图3 所示。
浅埋隧道顶部土压力Q1 简化为土柱计算,深埋隧道则采用太沙基松弛土压力公式进行计算。侧向土压力采用静止土压力系数进行计算;底部荷载Q3 用于平衡其他竖向力。水土分算时需要单独考虑水压力,竖直方向为均布荷载,水平方向为线性分布荷载,其大小与静水压力相同。模拟加载方式为:施加设计荷载并稳定后,继续增加顶部荷载直至隧道钢筋或螺栓应力之一达到屈服强度,认为结构发生整体失稳,观察加载过程中隧道结构内力变化规律。
图2 管片三维有限元模型
表1 材料物理力学参数
表2 计算工况
图3 隧道结构加载计算模型
(2)结构破坏规律分析
以断面YK4+959 为例,该断面结构采用水土分算,拱顶水压高达507. 1 kPa,在设计荷载下管片、钢筋和环向螺栓的应力云图如图4 所示。结构整体受压,拱腰处管片最大压应力为11. 34 MPa,最大钢筋压应力54. 98 MPa,螺栓最大拉应力为11. 78 MPa,与现场实测左右拱腰内侧管片混凝土压应力12. 3 MPa、钢筋压应力72. 6 MPa、环向螺栓拉应力9. 1 MPa 基本一致,验证了模型的可靠性。
加载过程中结构始终呈现“横鸭蛋”变形,随着堆载高度不断增加,隧道结构变形不断增大,拱顶内侧钢筋出现受拉屈服时结构失稳,竖向收敛达到167. 44 mm,水平扩张达到152. 87 mm,此时堆载高度约为80 m,如图5 所示。调研各类隧道顶部地面堆载工况可知, 通常地面施工堆土高度不超过6 m,对应结构状态为混凝土与钢筋弹性受力阶段,结构偏于安全。
图4 设计荷载情况下结构内力分布云图(单位:Pa)
图5 断面结构变形云图及发展规律(单位:m)
从变形和应力发展过程来看,隧道结构在受到顶部加载直到失稳过程中,依据结构内力出现混凝土受拉屈服、混凝土受压屈服、钢筋受压屈服、钢筋受拉屈服4 个节点所对应的竖向直径变形比进行划分,其中竖向直径变形比为竖向收敛变形与初始直径的比值,则大致可分为以下阶段。
①弹性受力阶段(0~1. 46‰D):变形初期混凝土和钢筋压力稳定增长,拉应力基本分布于管片接缝位置,水平扩张和竖向收敛同步发展,变形模式表现为“横鸭蛋”模式;达到临界点时,拱顶内侧位置的混凝土出现拉伸屈服。
②裂缝损伤缓慢发展阶段(1. 46‰D ~9. 18‰D):随着隧道拱顶和拱腰管片达到受拉屈服极限并损伤开裂,钢筋拉应力开始发展;达到临界点时,管片拱顶外侧和拱腰内侧混凝土大面积受压屈服,钢筋压应力趋于极限状态。
③大面积损伤发展阶段(9. 18‰D ~10. 80‰D):当钢筋压应力达到屈服极限后,钢筋不再继续承压,且混凝土不再继续承拉,隧道结构变形继续增大。④加速失稳阶段(大于10. 80‰D):隧道拱顶位置钢筋受拉破坏,隧道结构失效。
(3)内力特征演化规律
随着隧道结构收敛变形增加,内部受力会发生对应变化。分别对单环结构中钢筋应力、混凝土应力、环向螺栓应力和接缝张开量在变形过程中的变化规律进行研究。各项内力均选取受力较大位置进行分析。
结构钢筋拉、压应力和环向螺栓拉应力随竖向直径变形比的变化规律如图6 所示。加载过程中钢筋压应力始终大于拉应力,临近失稳时先出现受压屈服,随后出现受拉屈服。拱顶内侧钢筋拉应力在直径变形比10. 39‰D 时首先达到屈服强度,结构在拱顶位置发生受拉破坏失稳;拱腰内侧钢筋压应力在直径变形比9. 98‰D 时首先达到屈服强度,结构在拱腰位置发生受压破坏失稳。而拱底位置较为安全,钢筋拉、压应力均未达到屈服强度。
图6 钢筋拉、压应力和环向螺栓拉应力发展规律
环向螺栓只考虑拱顶位置拉应力,其余位置螺栓应力始终较小。当直径变形比达到1. 81‰D 时螺栓应力开始增大,达到加速失稳阶段时螺栓应力并未达到屈服强度,表示环向螺栓不是结构中的主要受力构件。结构纵缝张开量随竖向直径变形比的变化规律与环向螺栓类似,在设计荷载下各位置纵缝张开量几乎为0,裂缝损伤缓慢发展阶段开始增大,达到加速失稳阶段时,拱顶位置纵缝张开量达到5. 99 mm,拱腰位置达到3. 50 mm。
结构混凝土拉、压应力随竖向直径变形比的变化规律如图7 所示。加载过程中拉应力迅速增大,拱顶混凝土率先出现受拉屈服,随后拱腰出现受压屈服。其中,顶部内侧拉应力在直径变形比2. 17‰D 时首先达到受拉屈服强度,随后混凝土出现塑性损伤和开裂,因此拉应力变化规律呈非线性;拱腰内侧压应力在直径变形比3. 68‰D 时首先达到受压屈服强度。
图7 混凝土拉、压应力发展规律
1. 3 砂土地层和黏土地层隧道结构受力性能差异
对于埋深相同、穿越土层不同的断面进行结构变形差异分析,选取断面YK4+959 和断面YK7+231 在设计荷载下的竖向收敛变形云图,如图8 所示。砂土层断面结构拱顶、拱底均下沉,表现为整体沉降;黏土层断面结构拱顶下沉、拱底隆起。两断面结构竖向收敛变形相近,分别为11. 1 mm 和10. 2 mm。考虑单环结构的安全性,采用收敛变形作为结构变形评价指标,并将砂土层和黏土层结构变形进行统一分级。
图8 不同土层结构的竖向收敛变形云图(单位:m)
总结四个断面结构在不同节点下的竖向直径变形比,如表3 所示。可以发现,混凝土受拉屈服时砂土层断面的结构直径变形比为1. 29‰D 和1. 46‰D,而黏土层断面为2. 19‰D 和2. 39‰D,砂土层断面结构变形较小;浅埋断面结构直径变形比在混凝土受拉屈服时略小于深埋断面,而钢筋受压屈服时略大于深埋断面,说明随着材料屈服比例增加,不同断面结构的直径变形比趋于相同。
表3 四个断面在不同节点下竖向直径变形比
总结四个断面结构环向螺栓应力随直径变形比的发展规律,如图9 所示。当竖向直径变形比相同时,砂土层隧道结构的环向螺栓拉应力大于黏土层,且浅埋隧道结构的环向螺栓拉应力大于深埋隧道,说明土层透水性能越差或埋深越小时,管片接头安全状态越危险,水压力对接头螺栓具有一定的保护作用。四个断面隧道结构内力变化随收敛变形演化过程基本一致,因此,可以统一进行指标分级,分级标准取值根据较危险断面确定。
图9 不同断面环向螺栓应力发展规律
2 盾构隧道单环结构安全性能评价
2. 1 基于结构变形与内力的安全性能评价方法林盼达等在评价盾构隧道运营期病害时提出了指标的相关性概念,将指标相关性分为完全不相关、不完全相关和完全相关3 种,从而简化复杂的指标评价体系。根据隧道单环结构破坏规律可以认为内力指标间存在相关性。
(1)管片收敛变形可以影响混凝土应力、钢筋应力、环向螺栓应力、纵缝张开量。
(2)管片混凝土与钢筋存在变形协调关系,即两者应变一致,故钢筋应力σs 和混凝土应力σc 的关系为
式中,Es、Ec 分别为钢筋和混凝土的弹性模量。则认为混凝土应力与钢筋应力完全相关。
因此,基于健康监测和精密测量数据,选取收敛变形指标、钢筋拉应力、钢筋压应力、环向螺栓应力、纵缝张开量5 项指标评价单环结构安全性,同时考虑收敛变形指标与其余指标间的相关性,建立针对盾构隧道单环结构的安全性能评价模型,如图10 所示。
图10 盾构隧道单环结构安全性能指标关联体系
结合结构收敛变形与内力变化规律,考虑特殊位置极端不利情况和现场监测误差情况,分别对各项指标进行健康状态分级。指标等级范围根据断面结构破坏关键节点下的变形与内力值进行划分,同时结合现有标准和规范,将指标健康状态由结构完好至严重破坏分为1~5 级,分级结果如表4 所示。
表4 中各项指标均根据隧道结构在破坏过程中的关键节点进行分级,同时纵缝张开量考虑了管片防水需求。考虑管片实际拼装误差,在后续变形时,纵缝张开量应取实际拼装宽度与初始拼装宽度的差值。
表4 单环受力性能指标分级标准
参考当前普遍适用的健康状态评价方法,总结单环结构安全性能评估值计算公式为
式中,yi 为各项指标的健康等级评估值;αi 为各项二级指标对应的权重系数。指标健康等级评估值根据指标分级标准规定的等级分别取对应值,即yi ={1,2,3,4,5},权重系数根据各指标间的相关性确定。安全性能等级评估值H 为[1. 0,1. 5)、[1. 5,2. 5)、[2. 5,3. 5)、[3. 5,4. 5)、[4. 5,5. 0]时分别对应的单环结构安全状态为结构完好、轻微破坏、中度破坏、较严重破坏和严重破坏。
2. 2 结构变形与内力指标权重计算
为研究收敛变形指标与其余4 项指标间的相关性,分别建立指标与收敛变形的健康等级评估值关系拟合曲线。以断面YK4+959 为例,如图11 所示,其中同一健康等级中的评估值采用插值算法进行计算。其中钢筋压应力、钢筋拉应力、纵缝张开量3 项指标规律较为相近,环向螺栓应力健康度评估值较小,表示环向螺栓状态较为安全。
考虑收敛变形指标与其余指标健康度评估值之间的拟合函数关系,设各指标健康度评估值之间的关系表达式为
图11 断面YK4+959 结构安全性能指标拟合曲线
式中,y1、y2、y3、y4、y5 分别为收敛变形、钢筋拉应力、钢筋压应力、环向螺栓应力、纵缝张开量的健康等级评估值;x1、x2、x3、x4、x5 分别为各项指标的拟合系数。拟合系数的几何意义表示收敛变形指标评估值与其余指标的近似度,拟合系数越大表明该指标与收敛变形指标的发展趋势越接近,指标间相关性越大。
分别对4 个典型断面的结构指标健康等级评估值进行最小二乘法拟合,调整拟合系数使其均为正值,将函数关系式中的系数进行等比例变化使得各项系数的和为1,并将4 个断面的系数取平均值,最终得到收敛变形指标与内力指标健康等级评估值的拟合曲线形状如图11 中虚线所示,函数关系式为
0. 48y1 = 0. 05y2 + 0. 23y3 + 0. 13y4 + 0. 11y5 (4)
综上所述,各项单环受力性能指标———收敛变形、钢筋拉应力、钢筋压应力、环向螺栓应力、接缝张开量的权重系数分别为0. 48 ∶ 0. 05 ∶ 0. 23 ∶ 0. 13 ∶ 0. 11。单环结构安全性能评估值主要由收敛变形指标决定,同时考虑了与收敛变形指标相关的内力指标,并根据相关性计算进行赋权,使权重系数的赋值具有关联性和协调性,提高了安全性能评价结果准确性。另外,若某项评价指标测量数据缺失,可将权重按比例分配到其他指标上。
2. 3 应用实例
为验证单环结构安全性评价方法的实用性,选取江阴靖江长江隧道工程和南京市纬七路长江隧道工程,基于现场监测数据进行隧道断面结构安全性能等级评估。
(1)江阴靖江长江隧道工程江阴靖江长江隧道建设工程中,监测断面管片预埋健康监测传感体系,用于隧道建设期和运营期的管片内力实时监测,监测内容主要包括水土压力、应力、有害气体、渗漏水、非预埋结构状态测试、沉降。对于隧道管片单环状态监测,每间隔一块管片在内、外侧各预埋两组混凝土应力传感器和钢筋应力传感器,环向螺栓垫圈中布置压力传感器,管片纵缝位置布置微小
位移计,如图12 所示。
图12 单环管片内力传感器布置
截至2023 年1 月,江阴靖江长江隧道双线盾构段施工进度均已过半,结合现场预埋式健康监测体系,取左线2 个监测断面、右线3 个监测断面进行单环结构安全性分析。单环结构中各监测指标数据均选取最大值进行评估,如表5 所示。其中出现缺失环向螺栓应力与纵缝张开量数据情况,应将缺失指标权重按比例分配到其余指标上,即竖向直径变形比、钢筋拉应力、钢筋压应力指标权重为0. 63 ∶ 0. 07 ∶ 0. 30。
表5 现场健康监测数据
分别对各断面的指标监测数据进行健康等级评估,并通过公式计算得到单环结构安全状态等级,如表6 所示。可以发现,结构安全性能等级均为1 级,表示该环隧道结构性能完好,符合建设期隧道结构状态规律。其中存在个别指标测值较大导致指标健康等级较大的情况,原因包括应力测值受到施工扰动产生波动、管片初始拼装误差等。
表6 断面结构指标健康等级和单环安全性能等级
(2)南京市纬七路长江隧道工程
南京市纬七路长江隧道采用盾构施工方法横跨长江,隧道外径14. 5 m,穿越土层透水性良好,承受水压力较大。为进行南京长江隧道结构安全评估方法研究,整理了隧道左线断面LK3+759 在不同时段的内力测值。由于缺失隧道整体收敛变形数据,因此收敛变形指标权重应按比例分配到其余指标上,即钢筋拉应力、钢筋压应力、环向螺栓应力、纵缝张开量指标权重为0. 10 ∶ 0. 44 ∶ 0. 25 ∶ 0. 21。各项内力监测数据与安全性能评估结果如表7 所示,可以发现,断面在枯水期时结构安全性能完好,汛期时结构安全状态出现轻微破坏,与文献中的评价结果一致。
表7 断面结构内力监测值和单环安全性能等级
3 结论
本文基于江阴靖江长江隧道建设项目,对砂土地层和黏土地层隧道结构进行结构受力演化过程数值分析,结合现场监测数据分析验证,得出以下结论。
(1)盾构隧道断面结构破坏过程可分为弹性受力阶段、裂缝损伤缓慢发展阶段、大面积损伤发展阶段和加速失稳阶段,最终在拱顶位置发生钢筋屈服从而结构失稳。失稳时对应堆载高度约为80 m,通常地面施工堆载高度对隧道结构安全影响较小。
(2)地质条件对隧道结构内力状态有一定影响,同一埋深下,砂土层隧道拱顶沉降远大于黏土层;竖向直径变形比相同时,土层透水性能越差或埋深越小,管片接头安全状态越危险,水压力对接头螺栓具有一定的保护作用。
(3)将收敛变形、钢筋拉应力、钢筋压应力、环向螺栓应力、纵缝张开量作为单环安全性能评价指标,权重分别为0. 48 ∶ 0. 05 ∶ 0. 23 ∶ 0. 13 ∶ 0. 11。采用本文评价方法对江阴靖江长江隧道及纬七路长江隧道进行单环结构安全状态评估,评价结果合理。