張中杰，葉冠林，湯 翔

（1.上海市城市建設設計研究總院，上海 200125；2.上海交通大學土木工程系，上海 200030）

0 引言

近20年來，國內(nèi)外相繼建成了一批超大直徑的盾構隧道，如日本的東京灣海底道路隧道、德國漢堡易北河第四隧道、荷蘭的格雷恩哈特高速鐵路隧道、上海的上中路越江隧道、中環(huán)線軍工路隧道和南京的長江隧道，隧道直徑均超過了14 m［1］。

為了提高隧道斷面的利用率，采用雙層結構和雙向多行車道已成為超大直徑城市道路隧道的發(fā)展方向。上海軌道交通16號線地下區(qū)間工程采用了“單洞雙線”的形式，設置中隔墻分隔上、下行車線，此方法在國內(nèi)軌道交通盾構區(qū)間中屬首創(chuàng)，具有效率高、風險小、成本低的優(yōu)點，但同時也給設計和施工帶來了一系列挑戰(zhàn)。一般而言，在周圍軟弱黏土地層固結沉降的作用下，盾構隧道會發(fā)生豎向壓縮變形。如中隔墻與隧道管片形成剛性連接，壓縮變形導致中隔墻產(chǎn)生較大的壓應力，并對隧道管片結構帶來不利影響。因此，中隔墻頂部與隧道結構之間需預留一定的間隙，即應采用分離式設計。

目前，國內(nèi)外學者對于常規(guī)的大直徑盾構隧道已有較多的研究，國內(nèi)超大隧道襯砌管片已進行過整環(huán)試驗和管片接頭試驗［2-3］，但對設置中隔墻的大直徑盾構隧道的研究還不多見。本文針對管片自身重力、地層荷載和地層固結沉降3種不同荷載類型，分別采用彈性鉸圓環(huán)法、彈性地基梁法和連續(xù)介質有限元法計算管片的變形量，為中隔墻頂部與隧道結構之間預留間隙值的確定以及連接部位的結構設計提供理論依據(jù)。

1 工程概況

上海市軌道交通16號線工程是連接臨港新城與市中心的一條市域快速線，線路全長58.9 km，地下線長13.7 km，列車最高運行速度達120 km/h?？諝鈩恿W研究表明，列車高速行駛引起的活塞風效應使隧道中的空氣產(chǎn)生非穩(wěn)定流動，導致列車內(nèi)外的壓力顯著變化。如采用軌道交通普遍采用的內(nèi)徑5.5 m盾構隧道，空氣壓力變化將會超過乘客的耳膜舒適標準，并可損害車輛設備和結構。為此，綜合考慮乘客舒適度、隧道散熱、安全疏散及盾構設備等因素，本工程首次采用了設置中隔墻的“單洞雙線”大直徑盾構隧道區(qū)間，隧道內(nèi)徑達10.4 m，中隔墻高7.8 m，厚300 mm（見圖1）。隧道埋深在15～20 m，主要穿越上海地層中典型的粉質黏土層，土層的部分物理力學參數(shù)見表1。

圖1 大斷面盾構隧道示意圖（單位：mm）Fig.1 Cross-section of the tunnel（mm）

2 隧道變形計算方法

盾構隧道的變形主要包括：1）隧道施工中未設置中隔墻時，管片自身重力和周圍土體荷載導致的變形；2）設置中隔墻后，由于周圍土體固結沉降而導致的變形。對不同原因導致的變形分別采用以下計算方法進行結構分析。

表1 土層物理力學參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of soil strata

2.1 管片自身重力作用下的隧道變形

采用彈性鉸圓環(huán)法（屬于荷載結構法）對隧道環(huán)形斷面進行計算，計算模型中將管片視為彈性梁，并在管片接頭處設置轉動彈簧來模擬螺栓［4-6］。

2.2 地層荷載作用下的隧道變形

采用彈性地基梁法（屬于荷載結構法）對隧道環(huán)形斷面進行計算，基于彈性鉸圓環(huán)模型，在管片外側設置地基彈簧來模擬地基反力。

2.3 地層長期固結沉降作用下的隧道變形

采用連續(xù)介質有限元法（屬于地層結構法）進行計算，將管片接頭部分彎曲剛度的降低，評價為環(huán)整體的彎曲剛度的折減，即管片是具有ηEI（η為彎曲剛度折減系數(shù)）彎曲剛度的均勻圓環(huán)。

3 管片自身重力作用下的隧道變形分析

3.1 計算模型

盾構管片拼裝后至壁厚注漿漿液凝固前，管片環(huán)由于自身重力所產(chǎn)生的豎向變形采用彈性鉸圓環(huán)模型進行分析。模型中，管片采用梁單元模擬，管片形心半徑R=5.44 m，厚度t=0.48 m，寬度B=1.0 m，彈性模量E=33 000 N/mm2，重度γ=24.5 kN/m3。管片的環(huán)向變形需考慮管片間固定螺栓抗彎剛度的影響，接頭采用旋轉彈簧模擬。管片環(huán)的底部為固定鉸支座，頂部為豎向滑動支座。計算模型示意圖如圖2所示。

3.2 管片接頭抗彎剛度的確定

在實際工程中，裝配式圓形管片結構的接頭能夠承受一定的彎矩、軸力和剪力，位移和相應的內(nèi)力基本上呈線性關系。因此，可將接頭簡化為理想的彈性鉸，并用接頭的剛度系數(shù)Kθ表示彈性鉸的剛度特征。由于本工程沒有進行試驗研究，參考日本的試驗數(shù)據(jù)確定管片接頭的抗彎剛度。

圖2 彈性鉸圓環(huán)法計算模型示意圖Fig.2 Calculation model of elastic hinge ringmethod

圖3為管片接頭彎曲試驗的彎矩-回轉角關系曲線，接頭的受力變形關系呈現(xiàn)一定的非線性關系，當彎曲角度＜0.005 rad時，抗彎剛度Kθ=1 000～2 000 tf·m/rad=9 800～19 600 kN·m/rad。以下均取Kθ=無窮大（無接縫）、Kθ=9 800 kN·m/rad及Kθ=19 600 kN·m/rad 3種情況分別討論。

圖3 管片接頭彎曲試驗的彎矩-回轉角關系曲線Fig.3 Bendingmoment Vs rotation angle

3.3 計算結果

自身重力作用下管片豎向變形的計算結果如圖4所示。

圖4 自身重力作用下管片豎向變形的結果Fig.4 Vertical deformation of segment ring under dead load

4 地層荷載作用下的隧道變形分析

當隧道襯砌管片在盾構內(nèi)部組裝完成并從盾構尾脫出后，需對管片與周圍土體之間的空隙進行壁后注漿，管片環(huán)將承受注漿壓力的作用。隨著壁后注漿體凝固硬化，周圍地層的水土壓力將會傳遞到襯砌管片上，襯砌管片將會發(fā)生一定的變形。

4.1 計算模型

圖5為彈性地基梁法計算模型，管片和管片接頭亦采用梁單元和轉動彈簧模擬，在管片外側以地基彈簧（單向受壓彈簧）模擬地基反力的作用。本工程盾構隧道所處地層主要是黏土或粉質黏土地層（④層、⑤層和⑥層），采用水土合算，盾構隧道上部荷載為覆土壓力（覆土厚度16.5 m），側向土壓力由側向土壓力系數(shù)確定，下部土壓力采用上部土壓力和自身重力的反力。其中垂直土壓力pe1=165.62 kN/m2、pw1=140.14 kN/m2，水平土壓力q1=213.64 N/m2、q2=345.94 N/m2，地基反力系數(shù)k=2.5 MN/m3。

圖5 彈性地基梁法計算模型Fig.5 Calculationmodel of elastic foundation beam method

4.2 計算結果

地層荷載作用下隧道豎向變形法的計算結果如圖6所示。

5 地層固結沉降作用下的隧道變形分析

在軟弱黏土層中進行盾構隧道的施工，伴隨著盾構的掘進周圍的土體會受到一定程度的擾動，被擾動的土體會產(chǎn)生一定程度的超靜孔隙水壓力。當盾構通過之后，隨著超靜孔隙水壓力的消散，這部分土體將會產(chǎn)生長期的固結沉降［7］。另外，盾構隧道所處黏土層的上下存在含水砂層，當對這些含水層進行降水施工時，地下水位的降低也會導致黏土層產(chǎn)生長期固結沉降。黏土地層的這種長期固結沉降作用不僅會導致盾構隧道伴隨地層沉降發(fā)生整體的沉降變形，而且隧道橫斷面也會發(fā)生豎向的壓縮變形。

5.1 計算模型

采用平面連續(xù)介質有限元法分析地層長期固結沉降對襯砌隧道變形的影響（見圖7）。在本工程中，盾構隧道在臨港新城北站—臨港新城站區(qū)間將穿越較厚的黏土地層。本次分析取此黏土層厚度為16.86 m。黏土地層采用劍橋模型，砂土層采用彈性模型，盾構隧道管片以及中隔墻結構采用梁單元模擬。計算模型采用對稱半結構，中隔墻的剛度取實際的一半，中隔墻頂部與盾構隧道剛接。

圖6 地層荷載作用下的隧道變形Fig.6 Deformation of segment ring under ground load

本次分析取黏土層中存在25 kN/m2的超靜孔隙水壓力，伴隨該超靜孔隙水壓力的消散，計算土體的固結沉降以及隧道結構的變形。

隧道管片、中隔墻以及底部“口”字形結構均采用梁單元模擬，隧道管片接頭的抗彎剛度折減效應采用剛度折減系數(shù)η考慮。本次分析分別對有、無中隔墻和η=0.5、η=0.8共4種工況進行分析計算。

圖7 有限單元劃分圖及荷載條件Fig.7 Finite elementmesh and loading condition

表2 分析工況Table 2 Different cases analyzed

5.2 計算結果

圖8為盾構隧道和周圍土體的整體變形圖，圖9為盾構隧道豎向壓縮變形量的計算結果?？梢钥闯?，在有中隔墻的2個工況中（工況1和工況2），中隔墻成為阻止隧道豎向變形的支撐結構，隧道豎向壓縮變形量僅為0.02～0.03 cm。在沒有中隔墻的2個工況中（工況3和工況4），隧道的豎向壓縮變形量隨著周圍土體沉降量的增大而顯著增加，在地表沉降＜2 cm時呈現(xiàn)出線性關系；在地表沉降超過2cm時呈現(xiàn)出一定的非線性，其斜率呈現(xiàn)減小的趨勢，隧道的最終壓縮變形量為0.2～0.3 cm。

在設置了中隔墻的工況1和工況2中，中隔墻頂部與隧道管片形成剛性連接，隧道頂部產(chǎn)生了較大的正彎矩。因此，采用分離式設計，中隔墻頂部與隧道之間預留一定的間隙。

6 隧道豎向總壓縮變形量和中隔墻構造

表3為盾構隧道在自身重力、周邊地層荷載以及周邊地層因長期固結沉降共同作用下所產(chǎn)生的變形量。綜合上述計算分析，隧道管片與中隔墻之間的間隙值應取為10～15 cm為宜。

在實際工程中，中隔墻頂部與隧道結構之間采用分離式設計，預制板與隧道頂部管片的間隙取為120 mm，采用巖棉填塞。中隔墻頂部和底部采用型鋼（L-150×150）夾具分別固定在隧道管片和底部口字型結構上。盾構隧道中隔墻節(jié)點詳圖如圖10所示。

圖8 固結沉降量達到10 cm時地層和隧道管片的變形量Fig.8 Deformation of ground and tunnel segmentwhen the consolidation settlement reaches 10 cm

圖9 固結沉降量與管片豎向壓縮變形量的關系Fig.9 Correlation between consolidation settlement and vertical compression deformation of tunnel segment

表3 隧道豎向壓縮變形量Table 3 Vertical compression deformation of tunnel segment cm

圖10 盾構隧道中隔墻節(jié)點詳圖Fig.10 Detail of nodes of separation wall of shield-bored tunnel

7 結論

考慮到地鐵車輛高速運營時產(chǎn)生的風壓變化對乘客舒適度的影響，為滿足逃生通道設置和防災、減災要求，上海市軌道交通16號線工程首次采用了內(nèi)徑為10.4 m的“單洞雙線”大斷面盾構隧道，在隧道中央設置分隔上下行車線的中隔墻。本文通過采用彈性鉸圓環(huán)法、彈性地基梁法和連續(xù)介質有限元法，分別對管片在自身重力、地層荷載和地層長期固結沉降作用下的豎向變形進行了計算分析，據(jù)此在中隔墻與隧道管片之間設置了120 mm間隙和相應的連接構造。

2012年6月，16號線盾構區(qū)間土建貫通（見圖11），2013年12月全線通車。實測數(shù)據(jù)表明，隧道的豎向變形為70～80 mm，采用數(shù)值分析預測所確定的中隔墻和管片空隙及分離式構造設計能夠滿足工程使用要求。

圖11 盾構隧道現(xiàn)場Fig.11 Photo of shield-bored tunnel

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