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JOURNALOFRAILWAYENGINEERINGSOCIETYNO.3(Ser.294)程Mar2023报学道铁2023年3月第3期(总2 9 4)文章编号：1 0 0 6-2 1 0 6(2 0 2 3)0 3-0 0 57-0 7盾构竖井垂直顶升作用下隧道变形响应及控制杨春山莫海鸿？魏立新米米徐世杨（1.广州市市政工程设计研究总院有限公司，广州51 0 0 6 0；2.华南理工大学，广州51 0 6 40）摘要：研究目的：为揭示盾构竖井垂直顶升过程隧道变形响应特征，研制盾构隧道内垂直顶升工艺的模型试验装置，开展顶升过程试验研究，探索顶升阶段上覆土层的合理破坏范围、所需顶升反力及隧道变形规律。借助有限元法分析盾构竖井垂直顶升阶段隧道的变形，与试验结果对比分析，并讨论隧道变形对不同加固方案的敏感性，提出隧道变形合理控制思路。研究结论：（1）垂直顶升阶段上覆土层破坏特征不遵循现有研究的经验假定，现有研究对上覆土层破坏机理和形态的认识存在不足，提出的顶升力经验计算法也存在明显误差；（2）顶升反力作用使管片环缝外侧张开及剪切错动，纵缝内侧张开，管片纵向特性受顶升反力的影响更大；（3）开口环用特殊管片可减小张开量，但加剧了环间剪切错动趋势，实际工程不适合用特殊管片；（4）管片变形与环缝接头刚度呈反向非线性关系，刚度增大5倍后变形趋于稳定，实际工程仅需增大环间底部接头刚度；（5）管片外侧注浆加固能有效抑制顶升施工诱发的隧道变形，合理加固范围为管片底部30，现有成果提出环向1 2 0 或全周加固不妥，造成浪费且增加了施工风险；（6)本研究成果可为盾构竖井垂直顶升施工法的应用和推广提供借鉴和参考。关键词：盾构竖井；垂直顶升；反力作用；管片变形；模型试验；数值法中图分类号：U45文献标识码：ADeformation Responses and Control of Tunnel under Shield Shaft VerticalJackingYANG Chunshan,MO Haihong,WEI Lixin,XU Shiyang(1.Guangzhou Municipal Engineering Design&Research Institute Co.Ltd,Guangzhou,Guangdong 510060,China;2.South China University of Technology,Guangzhou,Guangdong 510640,China)Abstract:Research purposes:In order to reveal the deformation response characteristics of the tunnel during thevertical jacking process of the shield shaft,the vertical jacking model test device was developed,and the jacking testwas carried out to explore the reasonable damage range of overburden soil,the jacking reaction force and the tunneldeformation law in the jacking stage.The finite element method is used to analyze the deformation of the tunnel in thevertical jacking stage of the shield shaft,and the results are compared with the test results.The sensitivity of tunneldeformation to different reinforcement factors is discussed,and the idea of tunnel deformation control is proposed.Research conclusions:(1)The failure characteristics of the overlying soil layer in the vertical jacking stage do notfollow the empirical assumption of the existing research,and the understanding of the failure mechanism and shape of theoverlying soil layer in the existing research is insufficient,and the empirical calculation method of the jacking forceproposed also has obvious errors.(2)The jacking force causes the outer opening and shear dislocation of the segmentcircumferential seam,and causes the inner opening of the longitudinal seam,and the longitudinal characteristics of the米收稿日期：2 0 2 1-0 3-30基金项目：国家自然科学基金项目（51 8 7 8 1 92）；广东省自然科学基金资助项目（2 0 2 0 A1515011058）*作者简介：杨春山，1 98 6 年出生，男，高级工程师，硕士生导师。2023年3月报学程道铁58segment are more affected by the jacking force.(3)The opening amount can be reduced by using special segment in theopen ring,but the shear dislocation trend between rings is aggravated,and the special segment is not suitable forpractical engineering.(4)The deformation of the segment is inversely nonlinear with the stiffness of the ring joint,andthe deformation tends to be stable when the stiffness increases by 5 times.In practical engineering,only the stiffness ofthe bottom joint between the rings is increased.(5)The grouting reinforcement outside the segment can effectivelyinhibit the tunnel deformation induced by the jacking construction,and the reasonable reinforcement range is 30 at thebottom of the segment.The existing results suggest that the circumferential reinforcement of 120 or all-roundreinforcement is unreasonable,which causes waste and increases the construction risk.(6)The research results canprovide reference for the application and promotion of vertical jacking construction method of shield shaft.Key words:shield shaft;vertical jacking;reaction force;segment deformation;model experiment;numerical method垂直顶升法以其诸多优点在盾构通风、取水、检修等功能竖井建设中得到了越来越多的应用。垂直顶升法是在盾构隧道实施后，以盾构管片底部为后靠，通过顶升设备将管道闷顶穿越上覆土层，进而形成各类功能井。关于盾构垂直顶升施工中存在的问题，为数不多的学者开展了相关的研究1,2】，初步分析顶升施工过程中顶升反力算法、接口止水方案、隧道变形特性、上覆土破坏形态，然而上述研究主要基于经验法和粗略的数值法，对于关键问题的认识和理解远远不够，如当前顶升力均通过经验法估算，存在明显的不足；隧道变形则利用荷载结构数值模型，也存在局限性。基于此，本文以某拟建输水隧道检查井为依托，研制室内盾构竖井垂直顶升的模型试验装置，开展顶升试验研究，揭示顶升阶段上覆土层的合理破坏范围，测定顶升反力及盾构隧道变形。借助有限元法计算盾构竖井垂直顶升施工中隧道的变形，与试验结果对比分析，并探讨隧道变形受不同加固因素的影响规律，最后提出实际工程隧道变形控制思路。1模型试验分析1.1试验材料与相似比盾构隧道用于通风、检查等功能的竖井覆土厚度大多在6 8 m，试验土层采用广州常见区域浅层黏性土，从施工现场取土，后重塑在室内做力学试验。通过室内试验得到，模型试验土层重度=1 8.9kN/m，黏聚力c=6.6kPa,摩擦角=27.7,压缩模量Esl-2=5.31 MPa。试验隧道以广州常用的6 m直径盾构隧道为原型，顶管直径1.4m，壁厚2 0 cm，单节长1.5m。模型试验盾构管片、顶管管道均采用高密度聚乙烯管模拟。盾构环缝接头通过塑料片模拟，管片环与塑料片之间由螺丝连接。基于相似原理设定主要的试验参数，隧道原型参数及通过计算得到的模型几何、物理指标、相似比如表1 所示。管片接头刚度参考文献3，通过等效刚度系数相似比来设定接头尺寸。表1隧道原型与模型的参数参数管片管片弹性模量 管片弹性几何隧道外径/m厚度/m/MPa模量相似比相似比原型6.00.33450029.3610模型0.60.031175参数环向纵向螺栓弹性螺栓长宽螺栓刚度接头接头/个接头/个模量/MPa/mm系数相似比原型1210206 000400(M24)293.6模型1210502100,501.2试验装置和方案试验装置包括模型箱、顶升装置和监测系统，如图1 所示，具体如下：模型箱土层监测点网格线顶管盾构千斤顶百分表百分表支架图1顶升模型试验图示第一，试验采用大体积模型箱（长宽高为6 0 cm110cm180cm），由透明的有机玻璃构成，箱体底部厚2cm，侧壁厚1.5cm。模型箱沿盾构隧道模型轴线方向两侧壁基于隧道模型外径开孔，侧壁开孔中心连线与隧道轴线重合，并在顶升侧壁面绘制5cm5cm网格线，便于位移观察和提取。第二，顶升装置由反力扩散块、止推架与液压千斤杨春山魏立新等：盾构竖井垂直顶升作用下隧道变形响应及控制莫海鸿第3 期59顶组成，其中反力扩散方块宽2 0 cm，紧贴盾构隧道模型衬砌底部，与管片材料相同。止推架为开口圆形结构，由钢筋焊接而成，用于临时支撑已顶升管节且放置后一管节。液压千斤顶型号为TRC108，高2 8.8 cm，直径为6 cm,最大行程为2 0.3 cm。第三，监测系统包含埋置于土层中的位移监测点、在盾构衬砌上布置的应变片、位移计及千斤顶顶力传感器，位移监测点由塑料片和细木条连接。借助高清数码相机和摄像机以5s为间隔拍摄录制顶升全过程位移监测点的变化情况，通过应变片和位移计采集顶升过程中盾构隧道衬砌受力变形数据，尤其是开口环的变形。试验过程中，模型箱中先装人试验用土，采用分层压实法制备，每层都将计算好的土体均匀平铺，用平板夯锤夯实至5cm高度，用水平尺找平，层与层之间做好刨毛处理。装土过程中，在指定位置预埋位移测点，并在监测点塑料片和模型箱接触面涂抹润滑油。顶管用闷顶方式，顶升过程根据模型箱正面刻度来判断顶升高度。1.3试验结果及分析上覆土层破坏形态和范围如图2 所示。破坏面破坏面(a)破坏形态81.5D71.2D6经验值54试验结果3拟合曲线2中顶管-4-3-2-101234土层宽度6 b/m(b)破坏范围图2上覆土层破坏形态和范围借助数字化图片软件提取图2（a）上覆土层破坏范围，与现有经验取值1.2)对比,得到图2(b)所示土层破坏剖面分布曲线。图2(b)更为直观地表明，顶管顶升诱发的上覆土层破坏面不遵循线性分布，近似满足三次函数分布，并非已有研究成果假定的沿一定倾角规则线性分布，可见对上覆土层破坏机理和形态的认识上,现有研究存在偏差；试验结果破坏范围约为2.6D(D为顶管外径），显著大于经验取值范围1.2 D1.5D。借助压力传感器，读取得到图3 所示不同顶升高度对应的顶升力。可见，在上覆土层破坏前顶升力显著增大，顶升至0.4m时达到最大值1510 kN，随后土层破坏面贯通，顶升力显著减小，减到一定程度后逐渐趋于稳定，顶升完成时的顶升力为8 10 kN，约为最大值的53.6%。试验顶升力最大值较经验取1.5D破坏范围的顶升力10 48.16 kN大46.2 3%，说明采用目前顶升力经验法计算存在较大误差。18001 600峰值1510 kN1 40012001000终值8 10 kN1TOOOIOOTOOOTOD8001160014001显降段2001显增段1渐降段011上012345678顶升高度/m图3不同阶段顶升力试验结果表明，顶升力最大时，对应的管片位移最大，为此提取监控点位置对应的位移汇总如图4所示。可见，在顶升反力作用下管片整体下沉，顶部最大沉降为5.2 3 mm，底部最大沉降出现在开口环为2.2 5mm，管片发生了椭变。2数值计算分析2.1计算模型与工况考虑到利用模型试验设定不同条件，探索垂直顶升过程隧道结构力学特性影响因素及加固方案等成本高、难度大，故借助数值法建立了与模型试验相对应的原型计算模型。三维计算模型如图5所示，模型X、Y、Z方向长分别为2 2 m、12.3 5m 及2 2 m，含有8 环管片，相应的编号为1 8 号。2023年3 月报学程道铁60监控点S1S2S3S4S5S6-0.6-1.2-1.8测点布置-2.4-3.0S1S2-3.6S3S4.S5S64.2开相邻环1 3口-4.8环-5.4图4顶升过程管片位移2221mX12.35m(a)整体模型纵缝槽顶升孔螺栓环管片8#7#6#5#4#3#2#1#(b）管片模型管片扩散块顶升反力(c）顶升反力作用图5三维计算模型模型中土层、管片、螺栓、注浆层、顶管管道及扩散块用实体单元模拟，盾壳用壳单元模拟；纵缝接头参考文献4 局部开槽体现,环缝接头参考文献5等效为螺栓环。土层和混凝土结构用理想弹塑性模型，螺栓用弹性模型。顶管直径1.8 m，厚0.2 m，弹性模量3 10 4MPa，黏聚力4.5MPa，摩擦角55；注浆层厚10cm，弹性模量2 0 0 MPa，环缝等效长5cm，高3 0 cm，弹性模量7 9 6 MPa，纵缝开槽圆心角4，深0.17 m。施工过程衬砌环缝承受的千斤顶压力为1.6 MN5,支护压力参考文献6 考虑,同步注浆压力取0.3 MPa。基于模型试验结果,顶管顶升约至0.4m时对应的管片位移最大,所以模型计算也模拟顶升至0.4m（在上覆土破坏前），模拟顶升开挖时施加顶升反力作用于扩散块（图5（c）。2.2与试验结果对比分析图6 为隧道施工完和顶升至h/16对应的位移云图和变形。隧道施工完，管片结构出现了明显的椭变，顶部沉降最大值为5.5mm。值得注意的是，模型试验盾构隧道未考虑实际开挖过程，无法表征管片底部在隧道开挖过程中的位移，管片底部位移主要体现为顶升反力引起的增量位移。DISPLACEENTTZ,mm+4.09+3.02+1.96+0.890.17-1.24-2.30-3.37-4.43-5.50（a）隧道施工完管片竖向位移（b）隧道施工完管片变形杨春山魏立新等：盾构竖井垂直顶升作用下隧道变形响应及控制莫海鸿第3 期61DISPLACEENTT忆，mm+2.42+1.50+0.57-0.35-1.28-2.20-3.12-4.05-4.97-5.90（c）最大顶升力时管片竖向位移5#6#7#8#（d）最大顶升力时管片变形图6竖向位移云图与变形模型试验隧道管片顶部累计位移、底部的增量位移与数值计算结果对比如图7 所示。计算结果反映了管片结构变形特征，与试验结果较为吻合，顶部位移相差11.4%，底部位移平均相差13.6%，说明三维计算模型具备合理性，也从侧面说明模型试验具备可靠性。监控点S1S2S3S4S5S6-0.6-1.2-1.8-2.4测点布置-3.0注：S1S2一试验结果；-3.6一一计算结果S3S4S5S6-4.2开相邻环1 3-4.8口-5.4环-6.0A图7试验与计算位移结果对比2.3顶升诱发的管片张开与错台垂直顶升最大反力作用后，盾构隧道出现纵向变形，变形主要由环缝张开和环间剪切错台组成，如图8 所示。通过计算发现，顶升反力作用下，管片环缝外侧张开，最大张开量为0.2 6 mm，出现在开口环管片接缝底部；错台量最大值则出现在开口环与相邻环间，为0.3 3 mm。1#2#3#4#5#6#7#8#5#6#4#5#开错台（a）环缝张开与错台（3 倍变形）半结构（b）5#开口环纵缝张开量（5倍变形）图8管片张开与错台管片最大纵缝张开量为0.16 mm，出现在底部标准块间，表现为内侧张开；对比管片环缝变形值不难发现，管片纵向特性受顶升反力的影响更大。同时管片环、纵缝张开量均小于接头螺栓弹性极限变形值1.11mm，也显著小于同类型地铁环缝张开量控制值2 mm7，且管片错台量也明显小于控制值4mm，算例垂直顶升反力诱发的管片张开量和错台量总体水平较低，能较好满足隧道变形控制要求。3隧道变形影响因素分析及控制周期性顶升反力作用下，盾构隧道环缝张开量与控制值比最大，因此以环缝最大张开量为指标，以图5为基础模型,其他参数不变，调整单一因素，评价隧道变形对该因素的敏感性。3.1管片结构特性的影响管片结构特性取决于组成材料与尺寸，对于6 m直径管片来说，尺寸相对固定，目前解决管片局部受力问题大多采用特殊材料，常用钢管片代替钢筋混凝土管片。设定基础模型4#、5#管片底部标准块B、所有标2023年3 月报程学道铁62准块3 B、标准块3 B+相邻块2 A、全环由钢管片代替4个工况，计算得到不同工况对应的环缝最大张开量如图9 所示。0.300.270.24注：0.21K：封顶块；A：相邻块；0.18B:标准块混凝土管片底部B3B3B+2A3B+2A+K钢管片位置图9不同钢管片位置对应的张开量原管片由钢管片代替，顶升反力引起的环缝最大张开量减小，最大减小2 3.1%，对应所有标准块范围加固工况，管片变形不满足平截面假定，环缝张开量不完全由接头变形组成。值得注意的是，最大张开量减小的同时，管片最大错台量增大至0.6 8 mm，为基础模型的2.0 6 倍。综合考虑管片张开量、错台量及工程费用，实际顶升工程中不建议采用局部管片增强的方案。3.2环缝接头螺栓刚度的影响取基础模型0.1、0.2、0.5、1、2、5及10 倍的环缝接头刚度，并设定整环接头刚度增大和底部标准块增大两种工况，计算得到不同接头刚度对应的环缝最大张开量，如图10 所示。管片环缝张开量与接头刚度呈反向非线性关系，5倍接头刚度较基础模型张开量减小6 4.2%，后趋于稳定；加强整环和底部标准块接头刚度对最大张开量影响相近，所以仅需增大相邻环底部接头刚度。0.70.60.5整环接头wu/鲁0.40.3基础模型张开量0.2底部接头0.101024681012接头刚度倍数图10不同接头刚度对应的张开量3.3地基注浆加固范围的影响为数不多的顶升反力地基加固研究2 ，提出在顶升力作用管片外侧12 0、3 6 0 范围注浆加固，借鉴该思路，设定基础模型反力作用管片外侧3 0 18 0 以30为梯度及全周加固工况。取注浆加固厚度1.5m，注浆土层的重度=2 1kN/m，弹性模量E=1050MPa，黏聚力c=500kPa,摩擦角=33图11为不同加固范围对应的环缝最大张开量，120范围地基加固对应管片最大张开量最小，约为0.0187mm，与外侧3 0 范围加固最大张开量0.0 2 mm相近；管片外侧注浆加固增强了土层对管片的变形约束作用，抑制了管片变形张开的发展，加固取底部3 0 范围即可，远小于现有成果2.8 中提出的12 0 3 6 0 的范围。2.052.00(uu-01x)/鲁f果加固范围1.951.901.851.80060120180240300360加固角度/(）图11不同加固范围对应的张开量通过上述分析，对于实际工程顶升施工，开口环管片不适合用特殊管片，底部管片接头刚度可增强2 5倍，并在管片底部3 0 范围设置注浆加固，对控制隧道变形较为有利4结论（1）顶管顶升诱发的上覆土层破坏面分布具有典型的非线性特征，不遵循已有研究成果假定的规则线性分布，现有研究对上覆土层破坏机理和形态的认识存在不足。（2）实际顶升施工过程，上覆土破坏范围显著大于现有经验取值范围，顶升力最大值较经验法确定最大顶升力大46.2 3%，说明现有顶升力经验计算法存在较大误差。（3）顶升反力作用下，管片环缝外侧张开，最大出现在开口环管片接缝底部，最大错台量则出现在开口环与相邻环间；管片最大纵缝张开量出现在底部，为内侧张开，管片纵向特性受顶升反力的影响更明显杨春山魏立新等：盾构竖井垂下隧道变形响应及控制莫海鸿第3 期63（4）管片变形不满足平截面假定，环缝张开量并非全由接头变形引起；开口环用特殊管片可减小张开量，但加剧了环间剪切错动趋势，实际工程不建议用特殊管片。（5）管片变形与环缝接头刚度呈反向非线性关系，刚度增大5倍后变形趋于稳定；提高整环与底部接头刚度对隧道变形控制效果相近，实际仅需增大底部接头刚度。（6）管片外侧注浆加固可有效抑制顶升施工引起的隧道变形，合理加固范围为管片底部3 0 位置，现有研究提出环向加固范围过大，会造成浪费且增加施工风险。参考文献：1王寿生，葛春辉垂直顶管计算方法的探讨J特种结构,2 0 0 9(5):18-2 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