徐秀峰黃愛軍王春凱袁 勇

（1.同濟大學地下建筑與工程系，200092，上海；2.上海城市建設設計研究總院，200125，上?！蔚谝蛔髡?，碩士）

目前，國內(nèi)正在運營的地鐵盾構隧道基本都是小直徑隧道，且上下行線之間設置聯(lián)絡通道，以便災害發(fā)生時乘客能及時逃生與等待救援。上海軌道交通16號線工程在國內(nèi)首次采用單管雙線大直徑地鐵盾構隧道，相對于小直徑盾構隧道，可節(jié)省更多的地下空間資源，減小施工影響范圍，并且不需要設置聯(lián)絡通道，能更好地保證突發(fā)情形下乘客的安全。文獻［1］分析了剛性連接的中隔墻對隧道結構產(chǎn)生的不利影響，文獻［2］為中隔墻頂部與襯砌管片之間預留間隙值的確定以及連接部位的結構設計提供了理論依據(jù)。

本文以上海軌道交通16號線野生動物園站—惠南站區(qū)間盾構隧道為例，在地面超載作用下，對該隧道結構的收斂變形、縱縫張開、石巖棉變形以及中隔墻壓應力等進行了模擬分析。

1 工程背景及計算模型

1.1 工程背景

上海軌道交通16號線野生動物園站—惠南站區(qū)間位于上海市浦東新區(qū)惠南鎮(zhèn)，沿拱極路地下敷設，全長約2.07 km。盾構隧道外徑為11.36 m，內(nèi)徑為10.4 m，襯砌管片環(huán)寬為1.5 m。盾構襯砌管片環(huán)由1塊封頂塊（F）、2塊鄰接塊（L）和 5塊標準塊（B）組成，各管片塊對應的圓心角均為45°?？v縫布置3根5.8級M36型螺栓，每環(huán)總計24根螺栓；環(huán)縫布置32根5.8級M30型螺栓。采用2環(huán)1組的錯縫拼裝方式，相鄰環(huán)錯開角度為11.25°。

盾構襯砌管片內(nèi)部結構由石巖棉、中隔墻、后澆結構、T形現(xiàn)澆臺、口字件及其它現(xiàn)澆結構等組成，如圖1所示。

根據(jù)文獻［3］中關于控制斷面的規(guī)定，本文選取隧道埋深最大（即覆土厚度為13.9 m、地下水位高度為1.5 m）的斷面進行計算。

1.2 物理力學參數(shù)

地鐵隧道襯砌管片與內(nèi)部結構選用實體單元，連接螺栓采用桁架單元。文獻［4］給出了石巖棉的物理力學計算參數(shù)，如表1所示。襯砌管片和內(nèi)部結構混凝土采用塑性損傷本構［5］，結合規(guī)范［6］得到襯砌管片和內(nèi)部結構混凝土塑性損傷模型計算參數(shù)，如表2所示。螺栓采用雙折線彈塑性本構關系［6］，其計算參數(shù)如表3所示。

1.3 接觸與約束條件

圖1 地鐵隧道襯砌管片內(nèi)部結構圖

表1 巖棉物理力學計算參數(shù)

表2 襯砌管片和內(nèi)部結構混凝土塑性損傷模型計算

表3 螺栓的物理力學計算參數(shù)

將地鐵隧道襯砌管片縱、環(huán)縫接觸面定義為面與面接觸，即法向行為定義為“硬接觸”，切向行為采用“罰函數(shù)”算法（模擬小滑移以及由法向接觸壓力引起的摩擦力，摩擦系數(shù)設為0.3）。

因襯砌管片手孔部位加大了配筋量，故假定手孔及螺栓孔與管片等剛度，將螺栓兩端分別嵌入到相鄰的兩塊管片中。

現(xiàn)澆結構與口字件的水平向接觸面搭接在一起，故定義為面與面接觸。內(nèi)部結構其余位置的接觸面通過鋼筋或植筋的方式連接，故定義為綁定，且假定綁定的兩個面在分析過程中不發(fā)生相對位移。內(nèi)部結構各接觸面的分布位置示意圖如圖2所示。

圖2 地鐵隧道襯砌管片內(nèi)部結構接觸面分布位置

對地鐵隧道施加軸向約束，并于第一環(huán)和最后一環(huán)襯砌管片的圓心水平軸線位置及底部分別施加豎向與水平向的自由度約束，如圖3所示。

圖3 地鐵隧道有限元模型圖

1.4 計算工況

計算采用荷載-結構模型，荷載取值詳見有關規(guī)范［7］。地面超載工況采用隧道頂部的堆土高度來模擬，從正常運營工況下的0 m增加到6.3 m，每次增加0.9 m，共設7個超載工況。根據(jù)地質(zhì)勘測，堆土重度取16 kN/m3，如表4所示。

表4 不同堆土高度下的豎向土壓力表

2 地鐵隧道有限元計算結果與分析

選取中間2環(huán)襯砌管片（見圖3）進行分析，采用文獻［8］建立的編碼規(guī)則，將管片F(xiàn)與L1的縱縫設定為第1條縱縫，襯砌管片環(huán)縱縫編號如圖4所示?？v縫張開量限值為2～4 mm［7］。

圖4 襯砌管片環(huán)縱縫編號

在襯砌管片環(huán)豎向、橫向和45°方向設置4條測線來統(tǒng)計隧道的徑向變形，如圖5所示。襯砌結構的直徑變形量限值為3‰ D［7］，其中D為隧道外徑，本文限值取34 mm。

圖5 地鐵隧道襯砌結構測線示意圖

2.1 襯砌管片環(huán)整體變形

在正常運營工況下，襯砌管片環(huán)整體變形呈“橫鴨蛋”狀，2環(huán)管片的豎向變形量均為6.0 mm、橫向變形量均為5.0 mm。在地面超載工況下，襯砌管片環(huán)I～II的變形玫瑰圖如圖6所示。由圖6可知，襯砌管片環(huán)始終呈“橫鴨蛋”狀。

圖6 地面超載工況下襯砌管片環(huán)變形玫瑰圖

襯砌管片環(huán)Ⅰ與Ⅱ在不同堆土高度下的變形曲線如圖7所示。由圖7可知，在堆土高度達到2.7 m之前，曲線斜率基本保持不變；堆土高度超過2.7 m之后，曲線斜率逐漸下降；堆土高度達到2.7 m時，襯砌管片環(huán)Ⅰ與Ⅱ的最大收斂變形量為28 mm；堆土高度達到3.6 m時，襯砌管片環(huán)Ⅰ與Ⅱ的最大收斂變形量為73 mm。由此可知，襯砌管片環(huán)變形量達到限值34.0 mm時，堆土高度為2.82 m。

2.2 襯砌管片環(huán)張開接縫

襯砌管片環(huán)I張開接縫分布圖和不同堆土高度下接縫張開量曲線如圖8、圖9所示。圖8中尖角表示接縫張開位置，其中內(nèi)弧面張開為正，外弧面張開為負。在正常運營工況下，各接縫的張開量均為0.01 mm。在加載過程中，未出現(xiàn)新的接縫張開，已張開接縫的張開量隨堆土高度的增加而增加。當堆土高度達到6.3 m時，襯砌管片環(huán)I的各接縫張開量如表5所示。

圖7 襯砌管片環(huán)在不同堆土高度下的變形曲線

圖8 襯砌管片環(huán)Ⅰ張開接縫分布圖

2.3 石巖棉變形曲線及中隔墻應力變化

圖9 襯砌管片環(huán)Ⅰ各接縫張開量-堆土高度曲線

表5 堆土高度6.3 m時襯砌管片環(huán)I各接縫的張開量mm

圖10、圖11分別為石巖棉在不同堆土高度下的變形量曲線和中隔墻在不同堆土高度下的壓應力曲線（襯砌管片環(huán)Ⅰ和Ⅱ的曲線基本重合）。由圖10～11可知，在正常運營工況下，石巖棉收斂變形量為4 mm，中隔墻壓應力為0.2 MPa。加載過程中，襯砌管片環(huán)Ⅰ、Ⅱ的石巖棉變形量曲線和中隔墻壓應力曲線基本一致。當堆土高度為0～2.7 m時，曲線斜率保持不變；當堆土高度為2.7～5.4 m時，斜率較前一階段減??；當堆土高度為5.4～6.3 m時，圖10的曲線斜率驟增，圖11的曲線斜率趨于平緩，即在此加載過程中，石巖棉壓縮量變化較小，中隔墻的壓應力變化較大；當堆土高度達到6.3 m時，石巖棉壓縮量達到114 mm，該數(shù)值接近中隔墻頂部與襯砌管片之間的間隙值120 mm。

圖10 石巖棉在不同堆土高度下的變形量曲線

圖11 中隔墻在不同堆土高度下的壓應力曲線

3 結論

（1）在地面超載工況下，本區(qū)間地鐵隧道每組拼裝循環(huán)中的2環(huán)管片受力變形性能基本一致。地面超載對襯砌管片環(huán)變形、接縫張開、石巖棉變形及中隔墻壓應力均有一定影響。

（2）在正常運營及超載工況下，襯砌管片環(huán)變形呈“橫鴨蛋”狀，其變形量隨超載量的增加而增大。襯砌管片環(huán)最大變形量達到限值時，堆土高度為2.82 m。當堆土高度超過2.82 m時，需采取相應措施來控制襯砌管片環(huán)的變形。

（3）中隔墻壓應力與石巖棉變形量存在緊密聯(lián)系。當堆土高度達到6.3 m時，石巖棉壓變形達到114 mm，該值接近中隔墻頂部與襯砌管片之間的間隙值120 mm，使地鐵隧道結構受力體系發(fā)生變化。

［1］ 楊洪杰.大斷面地鐵區(qū)間隧道中隔墻對隧道結構的影響分析［J］.地下工程與隧道，2011（1）：12.

［2］ 張中杰，葉冠林，湯翔.中隔墻對上海軌道交通16號線大斷面盾構隧道的變形影響分析［J］.隧道建設，2014，10：953.

［3］ 王宸，鄧華，黃莉.巖棉夾芯金屬屋面板的阻尼性能研究［J］.振動與沖擊，2013，20：55.

［4］ 聶建國，王宇航.ABAQUS中混凝土本構模型用于模擬結構靜力行為的比較研究［J］.工程力學，2013（4）：59.

［5］ 中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設部，中華人民共和國國家質(zhì)量監(jiān)督檢驗檢疫總局.混凝土結構設計規(guī)范：GB 50010—2010［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2010.

［6］ 上海市城鄉(xiāng)建設和交通委員會.地基基礎設計規(guī)范：DGJ 08—11—2010［S］.上海：上海市建筑建材業(yè)市場管理總站，2010.

［7］ 姚旭朋，王旭東，劉兆吉.越江盾構隧道結構日常檢查的狀況評價模型研究［J］.中國市政工程，2016（1）：82.