姚占虎，伍國軍，陳衛(wèi)忠，3，袁敬強(qiáng)

（1.中交第一公路工程局有限公司，北京 100024；2.中國科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所巖土力學(xué)與工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢 430071；3.山東大學(xué)巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，山東濟(jì)南 250061）

盾構(gòu)穿越對圓形風(fēng)井結(jié)構(gòu)的變形內(nèi)力影響分析
——以南京緯三路過江通道工程盾構(gòu)穿越梅子洲風(fēng)井為例

姚占虎1，伍國軍2，陳衛(wèi)忠2，3，袁敬強(qiáng)2

（1.中交第一公路工程局有限公司，北京 100024；2.中國科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所巖土力學(xué)與工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢 430071；3.山東大學(xué)巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，山東濟(jì)南 250061）

盾構(gòu)進(jìn)出工作井是盾構(gòu)安全施工的關(guān)鍵。以南京市緯三路過江通道工程梅子洲圓形風(fēng)井盾構(gòu)穿越為研究背景，建立復(fù)雜的大型三維計(jì)算模型，對盾構(gòu)穿越區(qū)域采用實(shí)體單元模擬、土彈簧釋放開挖荷載的特殊模擬方法，首先對盾構(gòu)破除素混凝土強(qiáng)度的選取進(jìn)行優(yōu)化分析，建議采用C15混凝土，既能減小盾構(gòu)穿越施工的難度，又能保證圍護(hù)結(jié)構(gòu)的安全穩(wěn)定；然后對盾構(gòu)穿越前后風(fēng)井地連墻、內(nèi)襯墻和冠梁等重要圍護(hù)結(jié)構(gòu)的變形和內(nèi)力變化規(guī)律進(jìn)行了研究分析，盾構(gòu)穿越前后，地連墻的變形和內(nèi)力變化很大，最大增幅分別為45%和228%，內(nèi)襯墻的環(huán)向彎矩和豎向最大正彎矩均存在較大變化，環(huán)向彎矩最大增幅200%，豎向彎矩最大增幅54%，冠梁的最大環(huán)向彎矩變化很大，最大增幅為1 160%。因此，工程設(shè)計(jì)時應(yīng)對地連墻、內(nèi)襯墻和冠梁內(nèi)力較大區(qū)域加強(qiáng)配筋，以保證盾構(gòu)安全順利地通過。

南京緯三路過江通道；盾構(gòu)；進(jìn)出工作井；風(fēng)井；圍護(hù)結(jié)構(gòu)；穩(wěn)定性

Key words：Weisanlu river-crossing tunnel in Nanjing；shield departure and shield reception；ventilation shaft；retaining structure；stability

0 引言

伴隨著我國高速公路及城市地鐵建設(shè)的大規(guī)模興建，大型復(fù)雜工作井和盾構(gòu)法施工開挖不斷涌現(xiàn)。經(jīng)過多年來的工程實(shí)踐和技術(shù)研究，復(fù)雜工作井和盾構(gòu)法設(shè)計(jì)施工的工程經(jīng)驗(yàn)和理論研究得到了長足發(fā)展，但盾構(gòu)穿越的設(shè)計(jì)施工技術(shù)卻依然是困擾工作井和隧道施工的關(guān)鍵難題。特別是在設(shè)計(jì)研究層面，工作井圍護(hù)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度不夠，盾構(gòu)穿越時將產(chǎn)生過大變形，使工作井失穩(wěn)，周邊土體坍塌；盾構(gòu)前方土體加固不夠，導(dǎo)致破井時產(chǎn)生正面涌水、涌砂、地表塌陷等［1-5］。在我國，上海地鐵2號線體育館車站西端頭井盾構(gòu)出洞時，因地基加固不良，就曾引起土體塌方滑落；市區(qū)建造的某電纜隧道，因土體和支護(hù)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度不足，在進(jìn)入洞門時盾構(gòu)突然下沉1 m，給工程建設(shè)帶來了極大的困難［6］。

國內(nèi)外對于工作井盾構(gòu)穿越技術(shù)的研究非常少見，僅有很少幾篇關(guān)于盾構(gòu)進(jìn)出洞的穩(wěn)定性和風(fēng)險評估分析的論文。如RUI D.H.［7］等、DUN Z.L.等［8］針對南水北調(diào)穿黃工程盾構(gòu)進(jìn)出工作井開展了土體加固的穩(wěn)定性研究和風(fēng)險評估；YANG X.等［9］基于彈性力學(xué)理論，對北京地鐵四號線盾構(gòu)進(jìn)洞時的土體強(qiáng)度、支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)力進(jìn)行了理論計(jì)算，提出了合理的支護(hù)材料力學(xué)參數(shù)；嚴(yán)長征等［10］采用層次分析法建立風(fēng)險指標(biāo)體系，基于多層次模糊綜合評判模型對盾構(gòu)進(jìn)出工作井的主要環(huán)節(jié)進(jìn)行了風(fēng)險評估；周順華等［11］對某地鐵車站施工中的盾構(gòu)工作井端墻進(jìn)行了內(nèi)力現(xiàn)場測試和分析。圓形工作井由于存在拱效應(yīng)，盾構(gòu)穿越前后圍護(hù)結(jié)構(gòu)的受力變形將會復(fù)雜，然而，目前為止，還未查到盾構(gòu)破除圓形工作井的研究文獻(xiàn)和報(bào)道。

由于盾構(gòu)破除工作井將導(dǎo)致工作井圍護(hù)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和變形產(chǎn)生急劇變化，勢必影響工作井的穩(wěn)定性。本文以南京市緯三路過江通道工程梅子洲圓形風(fēng)井盾構(gòu)穿越為研究背景，建立復(fù)雜的大型三維計(jì)算模型，通過荷載結(jié)構(gòu)法計(jì)算分析盾構(gòu)穿越前后風(fēng)井地連墻、內(nèi)襯墻和環(huán)梁等重要圍護(hù)結(jié)構(gòu)的變形和內(nèi)力變化規(guī)律，為梅子洲風(fēng)井的合理設(shè)計(jì)和安全施工提供依據(jù)。

1 梅子洲工作井特點(diǎn)

南京市緯三路過江通道工程是南京市城市快速路系統(tǒng)跨江成網(wǎng)的重要通道之一，設(shè)上下層雙向4車道，該過江隧道地質(zhì)條件復(fù)雜多變，地層軟弱不均。其中，盾構(gòu)直徑達(dá)14.93 m，超大斷面獨(dú)頭掘進(jìn)，且隧道埋深變化大、水壓大，具有施工技術(shù)新、難度大、標(biāo)準(zhǔn)高的特點(diǎn)。

梅子洲風(fēng)井建設(shè)是過江通道工程的關(guān)鍵性工程之一，位于梅子洲尾部一水塘中，平面呈圓形，外直徑為29.2 m，內(nèi)直徑為26.8 m，底板埋深約為21.152 m，基坑開挖44.452 m。工作井采用了壁厚為1.2 m的圓形地下連續(xù)墻，地連墻內(nèi)上半部分緊貼內(nèi)襯墻，包括頂冠梁在內(nèi)的4道鋼筋混凝土環(huán)梁對結(jié)構(gòu)進(jìn)行圍檁支撐，頂冠梁尺寸為1.2 m×2.5 m（高×寬），第1—3道環(huán)梁尺寸均為1.2 m×1.5 m（高×寬）。圍護(hù)結(jié)構(gòu)形式如圖1所示。

圖1 圍護(hù)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Sketch map of retaining structure

風(fēng)井中心處盾構(gòu)隧道埋深約23.417 m。盾構(gòu)穿越區(qū)地下連續(xù)墻采用玻璃纖維（GFRP）筋等強(qiáng)度替代普通鋼筋，以便于盾構(gòu)直接切割玻璃纖維（GFRP）筋和混凝土，減小盾構(gòu)穿越風(fēng)井的施工風(fēng)險。

風(fēng)井圍護(hù)結(jié)構(gòu)在施工后，由于外圍水土壓力作用處于承力狀態(tài)，當(dāng)盾構(gòu)穿越時，素混凝土被開挖，地連墻部分被破壞，風(fēng)井的整個支護(hù)結(jié)構(gòu)將發(fā)生較大程度的應(yīng)力和變形調(diào)整，特別是地連墻部分被開挖破除，圓形拱效應(yīng)影響較大。因此，對于梅子洲支護(hù)結(jié)構(gòu)，盾構(gòu)穿越前后地連墻、內(nèi)襯墻、冠梁和環(huán)梁的內(nèi)力狀態(tài)變化情況以及支護(hù)結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性評估，都是影響梅子洲風(fēng)井建設(shè)的關(guān)鍵性難題。

2 數(shù)值分析方法

2.1 計(jì)算分析模型

根據(jù)梅子洲風(fēng)井建設(shè)的實(shí)際特點(diǎn)，采用荷載結(jié)構(gòu)法建立風(fēng)井結(jié)構(gòu)的三維計(jì)算模型，如圖2所示。采用大型巖土有限元軟件ABAQUS進(jìn)行計(jì)算分析。其中，地連墻、內(nèi)襯墻和底板均采用三維殼單元模擬，冠梁、3道環(huán)梁均采用三維梁單元模擬，盾構(gòu)開挖的土體采用三維實(shí)體單元模擬，連續(xù)墻槽段之間的接頭采用連接單元連接。

邊界條件：連續(xù)墻底部采用豎向約束，地連墻外部施加主動土壓力和水壓力，采用水土分算，內(nèi)部有水荷載時施加邊墻水壓力，初始地連墻頂面為零水位，因此，圓形風(fēng)井的外部受力如圖2（b）所示。

圖2 風(fēng)井結(jié)構(gòu)計(jì)算模型Fig.2 Calculation model of ventilation shaft

周邊土體與地連墻的相互作用采用土彈簧模擬，當(dāng)模擬地連墻內(nèi)部土體開挖時，采用殺死相應(yīng)部分土彈簧的方式實(shí)現(xiàn)。土彈簧為抗力彈簧，在施工過程中只能承受壓力而不能承受拉力，即土彈簧僅有抗壓剛度。在施工過程中，隨著風(fēng)井開挖的進(jìn)行，基坑內(nèi)側(cè)已開挖部分的土彈簧被殺死，同時施加相應(yīng)支撐與環(huán)梁。

2.2 盾構(gòu)穿越模擬方法

由于圓形地連墻周邊土體與地連墻的相互作用采用土彈簧模擬，當(dāng)盾構(gòu)穿越時，為充分模擬盾構(gòu)區(qū)域土體開挖所產(chǎn)生的應(yīng)力釋放效應(yīng)，盾構(gòu)穿越區(qū)域采用實(shí)體單元模擬。當(dāng)盾構(gòu)穿越時，同時將盾構(gòu)穿越的素混凝土開挖部分和相應(yīng)的土彈簧一并殺死，從而達(dá)到模擬地連墻與周邊土體相互作用的目的，如圖3所示。

3 盾構(gòu)穿越素混凝土強(qiáng)度優(yōu)化分析

本次素混凝土強(qiáng)度的選取考慮盾構(gòu)穿越風(fēng)井的施工過程。盾構(gòu)穿越時，考慮到施工的可行性，被開挖破除的素混凝土強(qiáng)度不能太大，且又須滿足盾構(gòu)穿越開挖時風(fēng)井的整體穩(wěn)定性。為此，對風(fēng)井建設(shè)回填的素混凝土材料強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算對比，以提出能滿足盾構(gòu)施工要求的素混凝土材料。素混凝土分別采用C20、C15、C10 3種強(qiáng)度，通過計(jì)算，對結(jié)果進(jìn)行對比分析。各素混凝土的材料參數(shù)見表1。

圖3 盾構(gòu)穿越開挖模型Fig.3 Model of shield crossing

表1 素混凝土材料參數(shù)Table 1 Parameters of plain concrete

表2—5為工況1至工況3關(guān)于地連墻變形和受力、內(nèi)襯墻、素混凝土的受力計(jì)算結(jié)果對比。從表2—5可以看出：對于地連墻來說，工況1和工況2的內(nèi)力計(jì)算結(jié)果相差較小，即采用C15和采用C20混凝土對地連墻影響相似，工況3的計(jì)算結(jié)果稍大；變形方面主要體現(xiàn)在地連墻的徑向，C20和C15混凝土產(chǎn)生的地連墻徑向變形分別為6.09 mm和6.12 mm，C10混凝土的地連墻徑向變形稍大，為6.28 mm；對于內(nèi)襯墻來說，3種工況的環(huán)向軸力、豎向軸力、豎向彎矩和環(huán)向彎矩量值都較為接近，僅工況3的豎向彎矩稍大；素混凝土受力結(jié)果表明，3種工況的最大壓應(yīng)力幾乎一致，工況3（C10）的最大拉應(yīng)力偏大，為1.15 MPa。

表2 地連墻內(nèi)力對比Table 2 Internal force of diaphragm wall

表3 內(nèi)襯墻內(nèi)力對比Table 3 Internal force of inner wall

表4 地連墻變形對比分析Table 4 Deformation of diaphragm wallmm

表5 素混凝土受力對比分析Table 5 Stress of plain concreteMPa

基于以上分析，3種工況結(jié)果相差均不大，但工況3（C10）的變形和最大拉應(yīng)力稍大，為減小盾構(gòu)穿越施工難度，建議素混凝土采用C15，既能保證受力構(gòu)件的安全，又利于盾構(gòu)施工開挖。

圖4 地連墻變形云圖（單位：m）Fig.4 Distribution diagram of deformation of diaphragm wall（m）

4 盾構(gòu)穿越前后支護(hù)結(jié)構(gòu)受力分析

在確定破井開挖所用的混凝土強(qiáng)度后，采用數(shù)值分析方法對梅子洲風(fēng)井盾構(gòu)穿越時地連墻、內(nèi)襯墻、冠梁及3道環(huán)梁等主要受力結(jié)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算分析。

4.1 盾構(gòu)穿越前后地連墻的變形受力分析

4.1.1 地連墻變形

盾構(gòu)穿越后，地連墻的變形增長較大，以徑向變形為主。破井前最大位移為2.04 mm，進(jìn)洞時最大位移為3.8 mm，破除素混凝土?xí)r的最大位移為5.5 mm，增幅約45%，分布在盾構(gòu)開挖后隧道拱腰部位，如圖4所示。

4.1.2 地連墻受力

盾構(gòu)穿越對地連墻的內(nèi)力影響較大，如圖5和圖6所示。此處定義豎向彎矩向風(fēng)井外為正，環(huán)向彎矩以逆時針方向?yàn)檎?。由圖5和圖6可知，盾構(gòu)穿越前后的地連墻內(nèi)力變化較大。盾構(gòu)穿越前，內(nèi)力主要分布在地連墻中部區(qū)域，盾構(gòu)穿越后，內(nèi)力主要分布在盾構(gòu)后的隧道周邊。其中：豎向最大正彎矩為811 kN·m，出現(xiàn)在隧道拱腰3～5 m范圍區(qū)域；最大負(fù)彎矩為600 kN·m，出現(xiàn)在隧道拱頂兩邊區(qū)域；環(huán)向最大正彎矩為126 kN·m，出現(xiàn)在盾構(gòu)隧道上方部位；環(huán)向最大負(fù)彎矩為557 kN·m，出現(xiàn)在隧道拱腰區(qū)域，內(nèi)力最大增幅達(dá)228%。地連墻的最大彎矩如表6所示。

圖5 盾構(gòu)穿越后地連墻環(huán)向彎矩（單位：N·m）Fig.5 Circumferential moment of diaphragm wall after shield crossing（N·m）

圖6 盾構(gòu)穿越后地連墻豎向彎矩（單位：N·m）Fig.6 Vertical moment of diaphragm wall after shield crossing （N·m）

4.2 盾構(gòu)穿越前后內(nèi)襯墻的受力分析

盾構(gòu)穿越前后，內(nèi)襯墻除豎向最大負(fù)彎矩值變化較小外，環(huán)向彎矩和豎向最大正彎矩均存在較大變化。盾構(gòu)穿越前，內(nèi)襯墻整體內(nèi)力較小，僅在頂冠梁和3道環(huán)梁部位內(nèi)力較大。豎向最大正負(fù)彎矩分布在頂冠梁和第1道環(huán)梁部位，最大正彎矩為130.2 kN·m，最大負(fù)彎矩為84.6 kN·m；環(huán)向最大正負(fù)彎矩分布在環(huán)梁部位，最大正彎矩為21.4 kN·m，最大負(fù)彎矩為132 kN·m，如圖7和圖8所示。

表6 地連墻的最大彎矩Table 6 Maximum moment of diaphragm wall kN·m

圖7 盾構(gòu)穿越前后環(huán)向彎矩對比（單位：N·m）Fig.7 Circumferential moments of inner wall before and after shield crossing（N·m）

盾構(gòu)穿越時，內(nèi)襯墻豎向最大正負(fù)彎矩分布在底板和第3道環(huán)梁部位，最大正彎矩為200 kN·m，最大負(fù)彎矩為69.3 kN·m，環(huán)向最大正彎矩較小，為64.3 kN·m，最大負(fù)彎矩分布在環(huán)梁部位，為194 kN·m。內(nèi)襯墻豎向彎矩最大增幅54%，環(huán)向彎矩最大增幅200%。破井前后的內(nèi)襯墻最大彎矩對比見表7。

圖8 盾構(gòu)穿越前后豎向彎矩對比（單位：N·m）Fig.8 Vertical moments of inner wall before and after shield crossing（N·m）

表7 內(nèi)襯墻的最大彎矩對比Table 7 Maximum moment of inner wallkN·m

4.3 盾構(gòu)穿越前后冠梁和環(huán)梁的受力分析

盾構(gòu)穿越前后最大豎向彎矩變化不大，破井前為38.6 kN·m，破井后為41.5 kN·m，最大負(fù)彎矩基本為25 kN·m左右。環(huán)向彎矩變化很大，破洞前最大正彎矩為37.9 kN·m，破洞后為479 kN·m，破井前最大負(fù)彎矩為52.4 kN·m，破井后為620 kN·m。冠梁豎向彎矩最大增幅為7.5%，環(huán)向彎矩最大增幅為1 160%，如圖9和圖10所示。

圖9 冠梁豎向彎矩破井前后變化（單位：N·m）Fig.9 Vertical moments of top beam before and after shield crossing（N·m）

圖10 冠梁環(huán)向彎矩破井前后變化（單位：N·m）Fig.10 Circumferential moments of top beam before and after shield crossing（N·m）

此外，3道環(huán)梁的受力盡管在盾構(gòu)破洞前后內(nèi)力也有較大變化，但總體量值均較小，完全能滿足配筋需要。

5 結(jié)論與討論

盾構(gòu)穿越是工作井盾構(gòu)施工中極易出現(xiàn)工程事故的重要環(huán)節(jié)。本文通過建立復(fù)雜的三維計(jì)算模型，采用荷載結(jié)構(gòu)法對南京緯三路過江通道工程梅子洲圓形風(fēng)井進(jìn)行了計(jì)算分析，得出以下主要結(jié)論。

1）通過對破井所用的3種強(qiáng)度素混凝土進(jìn)行計(jì)算對比，建議采用C15混凝土，既能減小盾構(gòu)穿越施工難度，又能保證圍護(hù)結(jié)構(gòu)的受力安全穩(wěn)定。

2）對破井前后的梅子洲風(fēng)井圍護(hù)結(jié)構(gòu)采用特殊的數(shù)值模擬方法，盾構(gòu)穿越區(qū)域采用實(shí)體單元，約束采用土彈簧模擬方式，既大大減少了數(shù)值模型的單元數(shù)量和計(jì)算時間，又便于結(jié)構(gòu)分析，同時還能滿足工程精度要求。

3）破井前后地連墻的變形和內(nèi)力變化都很大，特別是盾構(gòu)區(qū)域附近的豎向和環(huán)向彎矩，最大增幅分別為45%和228%。內(nèi)襯墻除豎向最大負(fù)彎矩值變化較小外，環(huán)向彎矩和豎向最大正彎矩均存在較大變化，豎向彎矩最大增幅54%，環(huán)向彎矩最大增幅200%。冠梁的最大豎向彎矩變化不大，但最大環(huán)向彎矩變化很大，最大增幅為1 160%，3道環(huán)梁的內(nèi)力值在盾構(gòu)穿越前后均較小。因此，工程設(shè)計(jì)時應(yīng)對地連墻、內(nèi)襯墻和冠梁內(nèi)力較大區(qū)域加強(qiáng)配筋，以保證盾構(gòu)安全順利地通過。

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［11］ 周順華，王炳龍.盾構(gòu)工作井圍護(hù)結(jié)構(gòu)在施工全過程的內(nèi)力測試分析［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，2002，24（3）：301-303.（ZHOU Shunhua，WANG Binglong.Test on the internal forces of the shield work well during construction ［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2002，24 （3）：301-303.（in Chinese））

Analysis on Deformation and Stress of Ventilation Shaft Influenced by Shield Crossing：Case Study on Meizizhou Circular Shaft of Weisanlu River-crossing Tunnel in Nanjing

YAO Zhanhu1，WU Guojun2，CHEN Weizhong2，3，YUAN Jingqiang2

（1.China First Highway Engineering Co.，Ltd.，Beijing 100024，China；2.State Key Laboratory of Geomechanics and Geotechnical Engineering，Institute of Rock and Soil Mechanics，Chinese Academy of Sciences，Wuhan 430071，Hubei，China；3.Research Center of Geotechnical＆Structural Engineering，Shandong University，Jinan 250061，Shandong，China）

Shield departure and reception is one of the most important issues when shield crosses working shaft.In the paper，complex 3D calculation model is established，with shield crossing Meizizhou circular ventilation shaft as background，and numerical simulation is conducted by using solid elements and soil spring releasing excavation load.Firstly，the grade of the plain concrete that the shield will cut is analyzed.Conclusion is drawn that C15 concrete，which can not only decrease the difficulty of shield crossing，but also can guarantee the safety and stability of the retaining structures，should be adopted.Secondly，the deformation and internal forces of the retaining structures，including the diaphragm wall，the inner wall and the ring beam，are analyzed.Conclusion is drawn as follows：Compared to those before shield crossing，the maximum deformation and internal force of the diaphragm wall after shield crossing increase by 45%and 228%respectively，the maximum circumferential moment and the maximum vertical positive moment of the inner wall increase by 200%and 54%respectively，and the maximum circumferential moment of the top beam increases by 1 160%.Therefore，during the design of the works，the reinforcement for the zones of the diaphragm wall，inner wall and top beam with large stress shall be strengthened so as to ensure the successful crossing of the shield.

10.3973/j.issn.1672-741X.2015.11.003

U 455

B

1672-741X（2015）11-1127-07

2015-08-12；

2015-09-22

姚占虎（1977—），男，陜西西安人，2000年畢業(yè)于石家莊鐵道學(xué)院，土木工程專業(yè)，本科，高級工程師，主要從事盾構(gòu)施工技術(shù)研究和管理工作。