赵玉同

摘要：地铁盾构法隧道在区间贯通后以及运营期间，由于工作井透水、周边深基坑开挖或堆载等原因会发生隧道结构变形受损等问题，部分事故由于发生初期没有引起足够重视，导致隧道结构产生了不可恢复的大变形。某城市地铁盾构法隧道因左线接收井发生透水事故，产生了较大变形与位移，最大收敛位移达380mm。为保证区间盾构隧道的结构安全和运营安全，对此受损区段进行腰部增设钢格栅的变刚度钢圈加固修复设计，并通过三维有限元模型分析了钢圈加固形式，结果表明其能够有效控制大变形受损盾构管片的水平和竖向变形。本案例能够为今后大变形受损盾构管片的加固修复提供参考，具有较强的工程实践价值。

关键词：地铁隧道  盾构管片  大变形  钢格栅  变刚度加固设计

随着城市化进程的加快，我国许多城市的轨道交通都在进行大规模的建设。其中广泛应用的盾构法隧道的结构形式为多铰圆拱结构，其结构安全性严重依赖侧向土抗力，当隧道周边出现局部超载、水土流失或侧边意外卸载等，都会导致该结构产生变形，其结构的安全性、可靠性和耐久性将严重降低。目前受损隧道结构一般采用内表面钢圈加固或其他组合结构进行修复设计，以避免结构失效 [1-3]。孙倩[4]、刘庭金等[5]对盾构法隧道内粘钢板加固的机理进行了研究。随着地铁盾构隧道受损变形事件的不断增加，也出现了一部分极端情况，如本文介绍的隧道收敛变形达380mm的透水事件等。上述极端情况在常规加固方案的基础上也有着自己显著的特征。以下将从某城市地铁隧道最大变形达380mm的实际工程出发，详细介绍大变形受损盾构管片加固修复设计方案，可以为今后类似工程提供参考和借鉴。

1 工程概况

某市轨道交通区间隧道断面为单线圆形隧道，管片外径为∅6.2m，内径为∅5.5m，全环由1块封顶块（K）、2块邻接块（B1、B2）、3块标准块（A1、A2、A3）共6块管片组成，分块角度分别为21.5°、68°、67.5°。管片厚度为35cm，环宽为1.5m，管片混凝土强度等级为C50，抗渗等级为P12。管片纵缝与环缝采用平接头，不设置凹凸榫。管片的环与环、块与块间均以M30弯螺栓连接（机械性能等级为6.8级），采用通用衬砌环错缝拼装。本区间地貌单元为黄河冲洪积平原（A区）。隧道结构主要位于粉质粘土层、黏质粉土层和细砂层中，地下水位埋深5.90～11.40m。盾构隧道衬砌圆环图见图1。

因左线接收井发生透水事故，左线隧道在917～928环范围内出现环间错台、水平位移、横向收敛变化量都较大的现象，横向最大收敛380mm（以向外扩张为正），竖向最大收敛-300mm，同时此范围内管片明显存在环、纵缝接缝张开以及渗漏水情况严重的现象。为保证区间盾构隧道的结构安全和运营安全，需对此受损区段进行修复加固设计。

2 受损区间盾构管片现状调查分析

为把握衬砌结构目前的状态，对受损区间隧道加固方案的制定提供依据和建议，首先对左线910～933环管片进行受损情况调查，主要包括管片变形、管片裂缝、管片破损、环间错台等几个方面。

2.1 管片变形

管片结构顶底变形以向内收缩为主，水平向以向外扩张为主，主要集中发生于917～928环，各环管片顶底及腰部收敛统计图见图2。其中第923环最大竖向变形量接近300mm，最大水平变形量接近380mm，变形数值均为目前国内最大。这表明透水事故发生时，隧道结构由于侧向水土流失，顶底、腰部变形明显增大，管片本体及接缝处弯矩明显增加、轴压力减少，受力状态恶化。常规的钢圈加固整环为相同刚度（截面）且只能在隧道内侧进行安装，这能够有效抵抗隧道结构顶底的正弯矩，但是对于腰部区域结构补强效果有限。因为对于负弯矩而言，内部安装的钢板仅仅是增大了一小部分受压面积，无法对于外侧已经屈服的钢筋和螺栓进行补强。由于本案例中隧道结构最大水平变形量已达到380mm，外侧钢筋及螺栓已经屈服，隧道腰部和顶部需要采用不同刚度的钢板截面以满足不同区域的加固需求。

2.2 管片裂缝

左线910～933环范围内共发现裂缝32条，分别位于918环与920～924环。裂缝分布于隧道拱顶左右30°的范围内，形态为沿隧道纵向的通长裂缝，长度范围为0.20～0.85m，宽度范围为0.10 ～0.72mm，深度范围为11～94mm。裂缝的统计结果与前述管片变形结果基本保持一致，这表明920～925环管片受损严重，需要采取相对较强的结构补强措施。

2.3 管片破损

隧道左线910～933环共计发现管片破损10处，其中918～927环共发现破损5处，管片破损主要出现在纵向螺栓附近，是由于衬砌结构环与环之间发生相对变形而造成混凝土拉裂掉块。

2.4 环间错台

隧道0°、90°、270°环间错台在910～918环均稳定在0mm附近;在919～925环产生较大波动，最大错台量约15mm，发生在922环和923环之间;在926～933环继续稳定至0mm附近。环间错台结果与上述管片破损统计结果基本一致，这表明隧道在919～925环环间变形不协调较大，沿隧道纵向轴向方向受力，需要进行此区段环间结构的补强。

3 内张钢圈法加固设计方案

钢圈加固设计采用整环加固和骑环缝加固两种形式，钢圈加固圆环图见图3。常规加固设计方法这里不再赘述，具体可参见文后参考文献。

根据前述分析，920～925环隧道结构受损十分严重，其中第923环最大收敛变形已达到380mm，内外侧钢筋及螺栓已经屈服，塑性铰已达到一定数量，处于不稳定状态。常规等刚度的钢圈加固均只能在隧道内部进行安装，其对于盾构隧道腰部刚度和负弯矩抵抗能力提高效果有限，仅仅只是增加了一小部分受壓面积。

鉴于隧道水平向为向外扩张，在满足限界的前提下空间尚有一定富余，为了更好地增强钢圈加固在隧道腰部的补强效果，设计方案在钢圈加固完成后根据限界条件对其腰部进行钢格栅加肋处理，此措施尚属国内首次，钢格栅布置示意图见图4。增设的钢格栅能够有效增大隧道腰部的截面高度，加固刚度显著高于顶部钢板，即使在外侧钢筋和螺栓失效的情况下，仍然可以利用组合的型钢截面抵抗外部荷载，能够较大地提高隧道腰部抵抗负弯矩的能力，有效满足了盾构隧道不同区域的加固需求。

从现场统计数据可以看出，919～925环环间变形不协调较大，沿隧道纵向方向受力，需要对此区段环间结构进行补强。以往的钢圈加固通常会将整环加固钢圈和骑环缝加固钢圈间断设置，在保证隧道结构补强效果的基础上尽量保证隧道沿纵向上的柔性[6]。由于此次隧道破损情况十分严重，且范围较大，鉴于此范围隧道周边土体已进行充分注浆加固，地层情况较好，为提高此区段盾构隧道结构的整体刚度，国内首次采用3cm厚、环宽600mm和900mm的钢圈同时进行加固，环宽600mm钢圈骑环缝设置，各环钢圈间连续满焊形成钢筒的设计方案，具体见图5。后续将对此区段加强监测，为今后类似工程提供参考。

4受损区间盾构管片加固后效果评估

为了进一步评估钢圈加固效果，采用能考虑管片大变形的数值分析模型，以水平收敛变形最大（收敛变形达到380mm）的管片作为分析对象，分析透水事故工况发生后，加固管片在目标工况下（1m覆土荷载下）的受力变形分析。分析时以单环、收敛变形最不利管片作为分析对象，不考虑纵向螺栓约束作用。

4.1 计算模型介绍

计算模型采用荷载-结构模型，模型中按照对称简化原则，采用半环模型进行分析，外部水土荷载采用水土分算原则，荷载计算模型示意图见图6。以管片变形最大的923环为研究对象，对管片进行加载以模拟外部水土压力，管片达到原始设计状态后，通过不断撤去腰部侧向抗力PP来模拟管片周边的水土流失，待管片计算变形与实际变形基本吻合后，安装加固钢圈，并采用界面单元和固定螺栓将加固钢圈与管片固定。管片混凝土强度C50，管片内径为5500mm，外径为6200mm，钢板采用Q345，厚度为30mm。计算模型示意图见图7。

钢筋混凝土管片采用三维实体单元，材料本构采用总应变裂缝模型，弹性模量为34500MPa，混凝土抗压函数取常量函数，抗拉函数取Thorenfeldt函数，其中抗压强度取32.4MPa，抗拉强度考虑考虑钢筋受拉影响，等效取30MPa。

接缝螺栓为一维桁架单元，材料本构采用范梅赛斯模型，弹性模量为206000MPa，弹性模量为200000MPa，初始屈服应力为480MPa。

加固钢圈采用二维板单元，材料本构采用总应变裂缝模型，弹性模量为206000MPa，抗拉及抗压函数均为常量函数，抗拉及抗压强度均取310MPa。

固定锚栓螺栓采用一维梁单元，材料本构采用总应变裂缝模型，弹性模量为206000MPa，抗拉函数为多线函数，抗拉强度为40MPa。

界面单元为钢筋混凝土管片与加固钢圈的连接单元，材料本构采用非线性弹性模型，其中法向刚度模量为6.75MPa，剪切刚度模量为2.68MPa。

4.2 透水工况模型结果分析

透水工况下，管片竖向位移及水平位移云图如图8和图9所示，其中管片水平收敛变形为385mm，顶部位移为-311mm，与管片实际变形（水平：380mm;顶底300mm）基本吻合，能够作为分析目标工况下钢圈加固效果的基础。

4.3 目标工况下钢圈加固效果评估

计算模型模拟到透水工况后，激活加固钢圈、固定锚栓及界面单元，继续加载1m覆土荷载达到目标工况。图10和图11为钢圈加固后目標工况下盾构隧道水平位移云图和竖向位移云图，图12和图13为钢圈未加固目标工况下盾构隧道水平位移云图和竖向位移云图，可以看出：目标工况下，进行钢圈加固时管片水平收敛变形406mm，顶部位移334mm（向下），较前一级工况分别增加了16mm和17mm;未进行钢圈加固时管片水平收敛变形453mm，顶部位移383mm（向下），较前一级工况分别增加了69mm和72mm。

由此可以看出，管片在收敛变形达到380mm后，受压区部分混凝土被压碎，管片顶、底接缝螺栓屈服，依靠自身结构其变形难以稳定，采用变刚度钢圈加固可以有效控制管片水平和竖向变形。

截至目前，此隧道已安全运营近3年，运营期间盾构隧道几乎没有变形，表明变刚度内张钢圈的加固修复设计方法，以及采取的设计措施和构造是安全可靠的，现场钢圈加固完成后实景图见图14。

5 结语

针对某城市地铁隧道大变形受损盾构管片，在前期受损盾构管片现状调查分析的基础上，选择采用了内张钢圈的加固形式。在满足限界的基础上，国内首次采用了变刚度的钢圈加固形式，即在钢圈腰部增设了钢格栅，有效增大了钢圈支撑刚度和抵抗负弯矩的能力。另外，为了进一步提高受损最严重（380mm）区段盾构隧道的刚度，国内首次采取了13环钢圈连续满焊连接形成钢筒的设计方案。而通过三维有限元模型进行分析，可知此钢圈加固形式能够有效控制大变形受损盾构管片的水平和竖向变形。现场的实测结果也证实了内张钢圈的加固修复设计方法以及采取的设计措施和构造是安全可靠的，为今后类似工程的修复设计提供了参考，具有较强的工程实践价值。

参考文献

[1]刘德军，仲飞，黄宏伟，等.运营隧道衬砌病害诊治的现状与发展[J].中国公路学报，2021，34（11）：178-199.

[2]柳献，蒋子捷，刘树亚.钢板-混凝土组合结构加固盾构隧道衬砌结构极限承载力足尺试验[J].中国公路学报，2020，33（1）：128-137.

[3]林培钦.带牛腿钢板加固地铁盾构隧道变形机理研究[D].广州：华南理工大学，2018.

[4]孙倩.内粘钢板加固盾构隧道管片的力学性能试验与数值模拟[D].徐州：中国矿业大学，2021.

[5]刘庭金，黄鸿浩，许饶，等.粘贴钢板加固地铁盾构隧道承载性能研究[J].中国公路学报，2017，30（8）：91-99.

[6]翟五洲，翟一欣，张东明，等.盾构隧道钢板加固衬砌管片环缝抗剪性能数值模拟研究[J].岩土工程学报，2019，41（S2）：235-239.