地铁隧道联络通道机械法施工对主隧道受力影响分析
^C o n s t r u c t i o n T e c h n o l o g y/工技7ft 地铁隧道联络通道机械法施工对主隧道受力影响分析Influence of Metro Communication Passage Construction by Mechanical Method on Mechanical Performance of Main Tunnel
万敏，宿文德，召卩耳东（上海隧道工程有限公司市政公用工程设计研究院，上海200032)
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摘要：为了研究主隧道结构在机械法联络通道施工时的内力变形规律，基于某市域铁路工程4号联络通道，采用Midas FEA有限元分析软 件，建立机械法联络通道施工三维有限元模型。数值模拟结果表明，机械法联络通道施工过程中危险工况为顶进始发工况及拆撑工况。主隧道管片变形内力对机械法联络通道施工有些许不利作用响应表现。施工对管片影响范围集中在开洞处中间第5环管片。
关键词：机械切削；联络通道；盾构隧道；数值模拟
中图分类号：TU文献标识码：A文章编号：2096-3815 (2021) 01-0021-04
地铁隧道联络通道施工方法主要有冻结法、机械法及明 挖法等。由于地铁大多处于城市主干道或中心城区，环境保 护要求高，故较少采用明挖法施工。目前大部分地铁联络通 道采用冻结法施工，其工艺成熟，可有效地隔绝地下水，安 全性及适用性较高。机械法是一种较新的施工方法，采用顶 管机或盾构机切削主线隧道预制可切削混凝土管片，逐节顶 进施工，直至联络通道贯通。
朱瑶宏、丁修恒等1121对联络通道盾构法修建技术进行 了系统全面的阐述。朱瑶宏、柳献等1351通过足尺试验及现 场监测数据，研究了盾构主隧道在机械切削过程中的结构响 应，结果表明，机械法联络通道破洞过程是管片和内支撑共 同受力的过程，结构响应为环、纵向两个方向的内力重分 布。丁修恒、何邦亮等167]通过有限元方法研究刚性接头和 半刚性接头情况下，地震荷载和列车荷载对主隧道和联络通 道的受力、位移和加速度响应的影响，结果表明，在地震荷 载作用下刚性接头受力远大于半刚性接头，半刚性连接形式 下，隧道加速度及位移的响应均大于刚性连接工况。
目前隧道联络通道施工数值研究大多集中于冻结法研 究，对机械法联络通道施工数值研究较少。为了研究机械法 联络通道施工时主隧道结构的内力变形重分布特性及其对各 不利工况的敏感性，本文基于Midas FEA有限元分析软件，建立机械法联络通道施工三维有限元模型，研究主隧道在顶 进及开洞工况下，其内力变形对各不利工况敏感性响应。
1工程概況液晶电视质量
基于某市域铁路工程——4号联络通道，右线里程DK 26 + 180.00 m、左线里程DK26 + 195.30 m，联络通道顶埋 深25.00 m，主线隧道埋深23.45 m，主线隧道及联络通道 所处土层主要为④：细粉砂层，地下水位埋深12.00〜15.00 m。联络通道采用顶管法施工，开洞环为3环特殊环管片，采用钢-混复合管片，通缝拼装，其中可切削部分为C 40混 凝土，钢管片部分采用Q345钢材。其余管片为C50普通混 凝土管片，错缝拼装，管片宽度1.50 m，厚度350 mm，管
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随工技 i t t  /C o n s t r u c t i o n  Tech no log
片环内径5.50 m ，外径6.20 m 。顶管机顶推力通过后靠系 统传力给管片，每块管片传力面高度3.20 m 。
顶管管节外径为3.10 m ，管节壁厚250 mm 。联络通 道中心高程与主隧道中心高程平齐，纵向中心线位于开洞三 环管片正中间，如图1所示。
图1管片、管节示意图
管片的临时支撑系统采用自动车架顶升伺服系统，采用
Q  345 钢材。包括 250 mm  X  500 mm  X  40 mm  X  40 mm
上钢纵梁、400 m m X 400 m m X 40m m X 40m m 上钢弧梁 及钢柱，如图2所示。
图2自动车架顶升伺服系统示意图
2机械法联络通道三维有限元模型
2.1模型简介
结构内力计算按自由变形的弹性体匀质圆环进行。特殊 管片环为通缝拼装，相邻管片为错缝拼装，采用修正惯用法 进行计算，隧道管片及联络通道顶管管节采用板单元模拟。 考虑管片间接头对既有隧道变形产生的影响，定义隧道断面 抗弯刚度折减系数为0.8，轴向刚度不变。忽略环缝接触构 造的影响，环与环间仅考虑螺栓连接作用，采用剪切弹簧单 元模拟。采用仅受压弹簧单元模拟隧道外部土体与管片相互 作用。临时支撑伺服系统采用梁单元模拟，与管片接触用无 限刚度的仅受压弹簧进行模拟。联络通道管节与主隧道连接 采用连接单元模拟。
性模量取为34.5 GPa ，泊松比取为0.2。钢管片及临时支撑 伺服系统钢材采用弹性本构模型，弹性模量取为206 GPa ， 泊松比取为0.3。管片剪力销榫头以200 m m 间距的弹簧模 拟，刚度取4 600 kN /m ；盾构管片以及管节主要穿越土层 为④i 黏质粉土夹砂质粉土，土弹簧基床系数取值为33 000
kN /m 2〇
2.3数值模拟工况
数值模型中联络通道施工工况与实际工况对应，共分为 4个0
(1) 第1工况：主线盾构隧道拼装完成。
(2)
第2工況：内部支撑完成，特殊管片开洞顶进，该
工况考虑偏载不利情况。
(3) 第3工况：顶进施工结束，管节拼装完成。(4) 第4工況：管节与主隧道永久接头制作完毕后，内
支撑拆除。
2.4荷载及边界条件
管片主要受到自身重力、顶部水土压力、侧向水土压 力、底部反力和拱肩土压力作用。不同施工工况下主隧道所 受荷载如图3所示。其中：％为顶部水土压力，％为底部 水土压力，％为顶部侧向土压力，W 为底部侧向土压力， %等效为拱肩土压力，为顶管机后靠力。荷载取值如表
1所示。
i  1 1 1 1 1 1 ^Q \
^4
T  T  T  t  T 11 Ta ,j  11111
T  t  T 111 f  to ,
<7-
(a )工况2洞门拆除后施加顶推力 （b )工況4管节完成且支撑拆除
图3典型工況下荷载示意图
表1 土体荷载取值
荷载形式荷载大小/kPa
顶部水土压力A 303.0底部水土压力％428.0顶部侧向土压力03262.1底部侧向土压力％347.6拱肩土压力％
12.6
2.2模型参数
混凝土管片及管节C  50混凝土采用弹性本构模型，弹
千斤顶通过后靠系统传力给管片，每块管片传力面高度 3.20 m 。将千斤顶对竖梁的力近似等效为均布力，考虑纠偏
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+工况i 顶部弯矩 K
+工况2顶部弯矩
+工况1开洞侧弯矩 +工况2开洞侧弯矩 +•工况3开洞侧弯矩
................................，♦工况4开洞侧弯矩1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
环号
♦
卜》卞
和
4
图7各工況下管片弯矩图
由图6所示，各工况下，开洞环第6和8环变化最大。 工况2顶推工況时，第6和8环顶部轴力由1 380 kN 减少
至800 kN ，顶推力作用下轴力最大减小约580 kN ；侧部开 洞侧由1 900 kN 减少至1 550 kN 。工况4拆撑工况时，第 6和8环顶部轴力增加到1 200 kN 。各工况对主隧道第1〜
(下转第31页）
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3.2内力分析
各工况下主隧道各环管片轴力（压力）及弯矩变化趋势 如图6、图7所示，弯矩正值表示管片内侧受拉。
2 200
2 000
1800 5 1600 屏 1400
1200 1000800
► ►
r j
+工况i 顶部轴力 -卜工况2顶部轴力 工况3顶部轴力
-F ^-^
工况4顶部轴力 +工况1开洞侧轴力 +工况2开洞侧轴力 4■工况3开洞侧轴力 工况4开洞侧轴力
0    1 2 3 4    5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
环号
图6
各工况下管片轴力图
♦ ♦
1    2    3 4    5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
环号
气-工况1顶底收敛 -1■工况2顶底收敛 +工况3顶底收敛
+•工况4顶底收敛
•工况1水平收敛
珠海旅游景点
•4■工况2水平收敛
+工况3水平收敛
i 工况4水平收敛
图5
各工况下管片收敛位移图
+工况1顶部竖向位移 +工况2顶部竖向位移 +工况3顶部竖向位移 十工況4顶部竖向位移 +工况1开洞侧水平位移 +工况2开洞侧水平位移
1 2 3 4 5 6 7 8 910 11 12 1314^工况3开洞侧水平位移
环号
一工况4开洞侧水平位移
'i
图4各工况下管片位移图
边界条件为土体仅受压弹簧端头铰接约束以及主随道管 片和顶管管节防扭转约束。
3计算结果分析
3.1位移分析
各工况下主隧道各环管片顶底竖向位移及侧部水平位移 变化趋势如图4、图5所示。
时最不利顶推力工况，顶力荷载各管片分布如表2所示。表2
关于梅的古诗顶推力取值
管片编号顶力/kN 第5环1620第6环1620第7环1800第8环1980第9环
1980
由图4、图5可知，工况2中第7环管片顶部竖向变 形最大，约-8.3 mm ，相比工况1增大3.7 mm 。工况4
中，开洞侧水平变形最大，约8.4 mrricj 问时，工況4中， 第5〜9环最大顶底收敛为11.5 mm ，最大水平收敛10.8
mm ，管片收敛变形开洞环最大，由开洞环向两侧逐渐减
小，机械法联络通道施工对管片收敛变形影响集中在以第7 环为中心的5环管片内，第1〜4环及第10〜13环管片收 敛各工况变化较小，管片收敛变化幅度< 7%。
o  o  o  o 0 5 0 5
3 2 2 1E  •
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4结语
魔皇加点W DXRF 在水泥及其原材料测试中应用范围越来越广
泛，故从样品的制备、分析条件的选择及分析方法的建立等 方面对现有的测试方法进行总结。最终所得的结果一方面方 便检测人员在建立分析方法时作参考，另一方面也有利于提 高准确性、重现性，积极开发出更好的新方法。
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5%。由图7可知，工况4中，第6和8环管片顶部弯矩由 175kN *m 增加至282 kN *m ，增加弯矩107kN _m ，开洞 侧负弯矩由150kN *m 增加至238 kN _m ，增加负弯矩88一人挑两小人打一字
kN ‘m 。管片弯矩开洞环最大，由开洞环向两侧逐渐减小。
机械法联络通道施工对管片内力影响集中在以第7环为中心 的5环管片内，对主隧道1〜4环及10〜13环管片轴力影 响较小，弯矩变化幅度<10 %。
4结语
(1)
机械法联络通道施工过程中控制工况为顶进始发工
况及拆撑工况。顶进始发工况下第7环管片顶部竖向变形最 大，约-8.3 mm 。拆撑工况下，第5〜9环最大顶底收敛 为11.50 mm ，最大水平收敛10.80 mm ，第6环管片顶部 及开洞侧弯矩最大，分别为282kN *m 、238kl \hm 。
(2)
机械法联络通道施工影响管片范围集中在开洞处中间5
环管片，各不利工况下第1〜4环、第10〜13环管片收敛变化 幅度<7%，轴力变化幅度<5%，弯矩变化幅度<10%。
(3)
主隧道5〜9环管片变形内力对机械法联络通道施 工不利作用响应表现为，拆撑工况对管片收敛变形影响最 大，最大水平收敛增大约5.52 mm ，最大顶底收敛增大约 5.27 mm 。顶推力作用下轴力最大减小约580 kN ；拆撑工 况管片顶部最大弯矩增大约107 kN _m ，开洞侧部管片弯矩 最大增加88 kN  • m 。
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收稿日期：2020-10-12
作者简介：张世敏，1988年生，工程师，硕士研究生，研究方向 为建筑装饰装修材料有害物质的检测、建材化学成分分析和固体废 弃物检测。现供职于上海市建筑科学研究院有限公司。
通信地址：上海市闵行区申富路568号，邮编：201108。邮箱：[1] 朱瑶宏，董子博，尹铁锋，等.中国土木工程学会2017年学木年会论 文集[C ]//上海：中国土木工程学会,2017.
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收稿曰期：2020-11-01
作者简介：万敏，1980年生，博士，高级工程师，主要从事岩土 工程、隧道工程的设计和科研工作。现供职于上海隧道工程有限公 司市政公用工程设计研究院。
通信地址：上海市徐汇区肇嘉浜路239号，邮编：200032。邮箱：
wmhappy 2000123@163 。
[5]唐力君，萝立强，姜葛.低稀释比制样技术与多类型地质样品X 射线 291074387@qq 。
(上接第23页）
4环及第10〜13环管片轴力影响较小，轴力变化幅度 < 参考文献：
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