大直径盾构隧道拼装过程管片力学响应研究

通过对拼装阶段管片衬砌进行荷载分析,建立了管片拼装阶段的有限差分模型,结合佛莞城际铁路狮子洋盾构隧道全断面岩层段的现场实测数据深入研究了管片拼装过程的环向内力响应规律,结果表明:①拼装过程中管片轴力实测值以受压为主,但在拼装初期存在局部受拉的情况,而计算值均为受压状态,弯矩实测值和计算值呈现出明显的正弯趋势;②拼装成环后管片轴力、正弯矩及负弯矩实测最大值分别约为计算值的1.5,1.28和1.36倍;③拼装过程引起管片弯矩的响应较轴力更为敏感;④相邻块拼装对管片轴力和弯矩的影响最显著,其次是F块插入,其他拼装步的影响较小,且距相邻块和F块越近的截面,其内力响应越大;⑤拼装成环后,管片轴力和弯矩计算值与实测值大致沿封顶块径向中轴线对称分布,计算值空间分布的对称性比实测值明显;⑥拼装过程中管片轴力实测最大值达到正常使用阶段梁–弹簧模型计算最大值的43.5%,而最大正弯矩、负弯矩则达到正常使用阶段的188.89%,447.84%,表明全断面岩层段管片拼装过程引起的内力响应显著、管片处于弯矩大而轴力小的不利受力状态,设计和施工应予以重视。     

钱江隧道管片拼装过程中的力学行为实测分析

钱江隧道是目前世界上最大直径的软土盾构法隧道工程之一。通过在典型地层深埋段埋设全断面的隧道试验环,对盾构拼装管片的全过程及拼装后管片结构的受力特征进行了现场实测。监测结果表明,管片结构内力在拼装过程中受到管片相对位置及相互接触关系的变化影响,经历了波动、微调整直至平衡状态的变化过程。多数管片在拼装阶段的实测内力小于正常使用阶段管片理论内力的30%,但高于拼装阶段管片内力的理论值,最高可达到拼装阶段理论值的10倍以上。管片拼装过程中的内力实测值经历了波动或跳跃后逐渐逼近拼装阶段的理论值。值得注意的是,实测值的变化曲线表明:个别管片局部内力出现突变,实测突变值达到正常使用阶段理论值的3倍以上。因此,尽管管片之间通过管片间接触条件及相对位置的调整使管片结构的内力较快调整至正常状态,但该过程中出现管片内力局部过大的情形对管片结构的耐久性和长期承载性能可能造成影响,在今后的设计和施工控制中应予以充分考虑。     

拼装方式对大断面越江电力盾构隧道 结构内力的影响

针对大断面电力盾构隧道穿越长江时管片拼装方式对隧道结构内力影响显著的问题,以苏通GIL综合管廊工程盾构隧道衬砌结构为研究对象,利用梁-弹簧模型模拟管片结构,采用荷载-结构模型计算管片结构荷载,对不同拼装方式下衬砌结构力学行为进行研究,分析了拼装方式对输电盾构隧道结构内力的影响效应。结果表明:错缝拼装控制管片结构内力,通缝拼装控制管片变形量; 通缝拼装的受力性能要优于错缝拼装,但通缝拼装的变形更大,在施工时要根据使用要求进行选择,同时管片结构力学行为在不同拼装方式下是不同的,与封顶块的位置、错缝角度、目标环的环向和纵向接头的位置有关; 拼装方式对管片最大变形量、最大正弯矩、最大负弯矩影响较大,对管片最大轴力影响较小; 在错缝拼装时,尽量避免错缝角度为180°,最理想的错缝角度在32.7°～81.8°之间; 所得结论可为输电盾构隧道管片拼装方式的选择提供借鉴和参考。     

软硬地层条件下盾构隧道管片衬砌力学分析

分析隧道底部切入基岩不同深度时盾构隧道管片结构内力和变形,结果表明随着岩层厚度的增大,弯矩、剪力和变形先增大后减小,而轴力变化不大;当岩层厚度相同时,错缝拼装的弯矩和剪力比通缝拼装的要大而变形要小、轴力变化不大,故设计时隧道底部岩层厚度应控制在1/4D以内或3/4D以上。     

武汉长江隧道管片衬砌结构受幅宽影响的力学分布特征研究

 以武汉长江盾构隧道为工程背景,通过引入管片接头的弯矩–轴力–转角非线性曲线参数的三维壳–非线性弹簧计算模型对幅宽为1～10 m的管片衬砌结构的三维力学分布特征进行系统研究,并与传统梁–非线性弹簧模型的内力结果进行比较,得出管片衬砌结构受管片幅宽影响的内力分布规律。最后通过大比尺相似结构模型试验对计算成果进行验证。研究结果表明：三维管片衬砌结构的最大正、负弯矩一般发生于幅宽边缘部位;就幅宽边缘的最大弯矩而言,在偏安全地假定环间剪切刚度无穷大的情况下,梁–弹簧模型的最大值和三维结构最大值基本相等,表明采用梁–弹簧模型的计算结果用于结构分析是可以确保安全的;就幅宽中央的最大弯矩而言,梁–弹簧模型的最大值比三维结构相应结果明显偏大,说明采用梁–弹簧模型计算结果进行管片配筋会使幅宽中部区域结构配筋率偏大,造成不必要浪费;大幅宽管片的环间接头径向剪力值比梁–弹簧模型的计算结果小,并且幅宽越大两者差值越大。该研究成果对于类似大型越江和海底盾构隧道优化管片结构配筋和分析管片结构安全具有重要的参考价值。     

大直径越江盾构隧道结构受力现场实测分析

以南京地铁3号线越江隧道为依托,通过对大直径越江盾构隧道3环管片周边荷载、钢筋应力进行监测,并对实测数据进行统计分析,探讨越江盾构隧道施工期以及施工后一段时间,盾构隧道荷载、受力变化特征,并根据现场实测应力计算盾构管片内力,采用修正惯用法和梁-弹簧法计算隧道衬砌内力,并与实测值进行比较。研究结果表明:盾构掘进过程会引起管片周边土体的扰动,管片壁后注浆及施工期的临时荷载会影响管片周边土压力分布及大小;管片内外侧钢筋应力变化规律与实测土压力变化趋势基本一致,管片实测应力开始趋于稳定时间相比实测土压力较短;梁-弹簧法计算管片内力与实测反算结果更吻合,实测反算轴力是计算轴力的2倍左右。研究成果可为大直径盾构越江隧道管片设计、施工提供参考。     

盾构隧道衬砌近接桥桩的施工力学响应及影响分析

衬砌结构作为盾构隧道主要承重结构,其受力特性直接决定隧道能否安全使用,运用有限元分析软件模拟不同注浆压力和不同近接距离下盾构隧道施工过程,分析衬砌结构近接桥桩的施工力学响应,结果表明:注浆压力在0.1MPa~0.5MPa范围内,随着注浆压力的增加衬砌管片的最大隆起值和最大沉降值均减小,水平最大正位移值与负位移值均增大,且管片的弯矩与剪力逐渐增大,轴力逐渐减小,其中水平位移与轴力的变化率较大;近接群桩距离的改变,衬砌管片的内力与变形均随着距离的增大而减小,逐渐接近于无桩时的状况,其中管片的沉降最大值与轴力的减少幅度较大。研究结果为类似工程提供参考。     

马蹄形盾构隧道结构内力现场测试

以白城马蹄形盾构隧道为背景,对管片结构内力进行了监控量测,总结了马蹄形管片结构内力的分布特征及其内力随时间的变化规律,将不同埋深断面的内力值进行了对比,并将实测内力与设计内力值进行了对比,得出结论如下:(1)摸清了马蹄形盾构管片结构内力分布特征;(2)管片拼装,同步注浆及脱出盾构等施工过程中,管片结构内力受施工荷载影响显著,因此,要注重对施工荷载的控制,以减少对管片结构的不利影响;(3)深埋断面实测内力值整体小于中埋断面,与设计较为一致,验证了设计的合理性;(4)各埋深断面的实测内力值显著小于相应的设计计算值,表明管片结构的设计是安全可靠的。     

不同地层盾构隧道管片力学行为研究

盾构隧道施工过程中管片衬砌由于受力复杂,容易发生局部破损的情况。文章依托深圳城市轨道交通5号线区间隧道盾构施工,在现场基于测试方法研究了管片衬砌在施工中的力学行为,对比探讨了隧道下穿软硬不均地层、粘土地层和上覆建筑物的全风化花岗岩层中衬砌所承受的轴力和弯矩。研究结果表明:不同地层中盾构隧道的力学性能有较大差异,但是它们的力学性能变化阶段是一致的。即:当管片刚拼装完成时,在盾壳的保护下,内力较小;管片内力在管片脱出盾尾后达到最大峰值;当管片拼装上一定时期后,管片内力趋于稳定,其内力一般较管片刚脱出盾尾时要小。     

盾构隧道施工阶段管片上浮的力学分析

 盾构隧道衬砌管片在施工阶段处于复杂的受力状态,易出现管片错台、整体上浮等现象。对盾构隧道施工阶段管片注浆段进行受力分析,考虑静态上浮力和动态上浮力,分别分析其作用机制,提出上浮阶段的衬砌环受力模型及计算公式。针对盾构隧道衬砌环在正常设计状态与上浮状态下的受力不同,采用修正惯用法衬砌设计理论分别对其进行内力计算,并将计算结果进行对比分析。结果表明：上浮状态下管片的弯矩值、剪力值和轴力值分别比正常设计状态下的管片内力增加64%,51%和46%,表明隧道上浮对管片受力不利。其中施工阶段动态上浮力对管片的受力影响非常大,超过静态上浮力,必须对其进行合理控制,防止压裂管片。     

盾构隧道纵向接头局部足尺试验研究

沿盾构隧道纵向,管片环与管片环之间的接头称之为纵向接头。纵向接头是变形的薄弱部位,在变形过程中受到相邻管片的约束,其受力特点与管片接头不同。文章首先采用数值模拟方法,研究纵向接头局部试验的可行性,然后开展纵向接头局部足尺试验,研究接头的受力变形特征,所得结论如下：对纵向接头进行分析时,对比整环模型及纵向等效刚度梁模型计算结果,两者接头张开量、螺栓应力相差在11%以内,管片结构塑性损伤区分布特征基本一致,故纵向等效刚度梁模型可作为纵向接头局部足尺试验的依据;纵向接头局部足尺试验时,纵向接头张开量的变化对轴力更加敏感,螺栓应变增长与环间力(轴力、弯矩)的增加基本保持一致。接缝转角在环间拉力下趋近于0,且追随环间弯矩的变化;各工况中构件表面混凝土最大拉应变出现在套筒侧管片外表面中部,最大压变出现在手孔侧管片的内表面。破坏试验中,纵向拉力3232kN时管片结构先于螺栓破坏,此时螺栓未达屈服强度。     

不同地质条件下盾构隧道受力变形特性研究

针对天津滨海地区盾构隧道衬砌结构,采用大型有限元软件ABAQUS建立三维地层-结构模型,考虑隧道管片材料非线性特征,利用混凝土材料的塑性损伤本构模型,研究地层和隧道结构相互作用后隧道管片结构内力分布与变形特征,以及隧道管片受拉和受压损伤情况。最后,研究不同地质条件和超载作用对隧道管片结构的影响。数值分析结果表明：隧道管环横截面变形表现为水平向外扩张、竖向压缩的特点,呈现“横鸭蛋”形状;隧道管环拱顶轴压力最小,拱腰轴压力最大;管片外侧受拉时最大弯矩位于拱腰,内侧受拉时最大弯矩位于拱顶;受拉和受压损伤分布均集中在拱底附近,其中管环受压损伤面积比受拉损伤面积大;地质条件越好,变形随轴线方向变化越均匀,轴力和弯矩、隧道结构竖向位移、横截面收敛变形,以及管环损伤面积与损伤程度越小。研究结果以期为进一步探讨隧道衬砌结构的变形性能与损伤分布提供参考。     

盾构衬砌管片的设计模型与荷载分布的研究

本文围绕盾构衬砌管片的设计模型与压力荷载分布问题 ,首先概述了一种新的设计模型---梁 -接头不连续模型 ,在此基础上 ,利用管片内力的现场实测值 (如轴向力和弯矩 ) ,来反演确定作用在衬砌结构上的压力荷载的分布模式与大小 ,同时 ,运用反演分析技术对局部和全周地层弹簧作用模型进行了比较。     

武汉长江隧道管片衬砌结构力学特征模型试验研究

针对武汉长江隧道承受高水压和穿越高渗透性砂性土质的特点,在相似模型试验中专门采用盾构隧道-地层复合体模拟试验系统和旋转式水压装置共同作用,实现对水压和土压的分别控制加载,完成水土分算和水土合算的不同水土压力场条件下管片衬砌结构力学特征的模型试验,最后对高水压和变水压条件下的管片衬砌结构力学变化规律进行了分析。研究表明,高水压条件下的管片衬砌结构最大正负弯矩、最大变形量和结构偏心矩整体水平均有明显偏小,而平均轴力水平有明显提高;随着水压力加大,管片衬砌结构的平均轴力明显增大,最大正负弯矩略有增长或基本不变,最大偏心矩明显减小。该研究为武汉长江盾构隧道的衬砌结构设计提供有价值的参考。     

天津滨海Z2号线盾构隧道接头螺栓比选及抗弯刚度研究

针对不同形式螺栓接头,充分考虑复杂接缝间的不连续性及接头预紧力,以天津滨海Z2号线盾构隧道管片纵缝为研究对象,分析比较了直螺栓、斜螺栓和弯螺栓三种接头在不同弯矩和轴力条件下对管片接缝力学性能的影响。根据分析结果给出了三种螺栓接头的适用性,以及三种螺栓接头在不同埋深、弯矩作用下的抗弯刚度建议值。研究结果表明:螺栓形式对螺栓最大受力位置影响很小;螺栓拉应力和接缝张开量随轴力的增大而减小,但接头抗弯刚度均随之增大;螺栓拉应力、接缝错台量和张开量随弯矩的提升而增大,但接头抗弯刚度随之减小。     

盾构施工中注浆压力波动对邻近桩基影响的研究

盾构隧道施工中,沿着掘进方向土体参数存在空间变异性,需要不断调整注浆压力,以保证地应力稳定。这导致在施工过程中注浆压力会围绕设计压力值曲线波动。因此,在模拟盾构隧道掘进施工过程中应该考虑注浆压力参数的波动性对邻近受荷桩基的影响。针对这一问题,结合太原地铁2号线“学府街站—长风街站”盾构区间工程案例,考虑了注浆压力参数的不确定性,用数值模拟方法分析了地铁隧道盾构施工对邻近受荷桩基附加响应的影响。结果表明：考虑注浆压力波动性的盾构施工对邻近受荷桩基附加弯矩的影响较大,对附加轴力的影响相对较小;对附加弯矩的影响大的区域在地表以下0～30 m范围内(约2.5倍隧道埋深),对附加轴力影响较大的区域在隧道埋深附近。通过卡方检验发现,当300组注浆压力满足正态分布时,受其影响后的受荷桩基的附加轴力和附加弯矩也服从正态分布。     

考虑衬砌接头的土-盾构隧道有限元模型初探

本文作者详细推导了由梁单元和衬砌接头单元组成的混合单元的刚度矩阵,形成了考虑衬砌拉头的土－盾构隧道有限元模型。利用有限元法计算了考虑衬砌接头和不考虑衬砌接头两种情况下衬砌的内力和衬砌的变形。由计算可知,衬砌接头对衬砌的轴力和位移影响相对较小,但对衬砌的弯矩影响较大,因此在盾构隧道的抗震设计中必须考虑衬砌接头的影响,否则将使设计趋于保守。     

体外预应力混凝土连续梁的弯矩重分布试验研究

进行了3根体外预应力混凝土两跨连续梁受力全过程试验。试验表明,自加载至受拉区混凝土开裂前,连续梁处于弹性阶段,边支座、中支座反力、跨中截面和中支座截面弯矩的实测值与采用弹性理论计算值接近。受拉区混凝土开裂后至非预应力受拉钢筋屈服,边支座反力及跨中截面弯矩实测值开始向大于弹性理论计算值的方向偏离;而中支座反力及中支座截面弯矩实测值则向小于弹性理论计算值的方向偏离。当梁内受拉非预应力筋屈服后,边支座、中支座反力的实测值以及跨中截面弯矩和中支座截面弯矩实测值与弹性理论计算值的偏差进一步增大,这种偏差在试验梁破坏时达到最大。3根试验梁中支座截面弯矩重分布值分别为12.8%、16.9%及14.6%。试验实测值还与4个不同设计规范的弯矩重分布计算值进行了比较。结果表明:采用美国ACI 318-95规范及中国GB 50010-2010规范计算的中支座截面弯矩重分布值均小于试验实测值;除一根编号为B5的梁外,加拿大A23.3-M84规范的预测值与试验值最为接近;而英国BS8110规范则偏于不安全。实际设计中,可按中国规范公式来计算体外预应力混凝土连续梁的弯矩重分布,但必须合理确定体外预应力筋的极限应力。