中隔墙对上海轨道交通16号线大断面盾构隧道的变形影响分析

张中杰，叶冠林，汤 翔

（1.上海市城市建设设计研究总院，上海 200125；2.上海交通大学土木工程系，上海 200030）

0 引言

近20年来，国内外相继建成了一批超大直径的盾构隧道，如日本的东京湾海底道路隧道、德国汉堡易北河第四隧道、荷兰的格雷恩哈特高速铁路隧道、上海的上中路越江隧道、中环线军工路隧道和南京的长江隧道，隧道直径均超过了14 m［1］。

为了提高隧道断面的利用率，采用双层结构和双向多行车道已成为超大直径城市道路隧道的发展方向。上海轨道交通16号线地下区间工程采用了“单洞双线”的形式，设置中隔墙分隔上、下行车线，此方法在国内轨道交通盾构区间中属首创，具有效率高、风险小、成本低的优点，但同时也给设计和施工带来了一系列挑战。一般而言，在周围软弱黏土地层固结沉降的作用下，盾构隧道会发生竖向压缩变形。如中隔墙与隧道管片形成刚性连接，压缩变形导致中隔墙产生较大的压应力，并对隧道管片结构带来不利影响。因此，中隔墙顶部与隧道结构之间需预留一定的间隙，即应采用分离式设计。

目前，国内外学者对于常规的大直径盾构隧道已有较多的研究，国内超大隧道衬砌管片已进行过整环试验和管片接头试验［2-3］，但对设置中隔墙的大直径盾构隧道的研究还不多见。本文针对管片自身重力、地层荷载和地层固结沉降3种不同荷载类型，分别采用弹性铰圆环法、弹性地基梁法和连续介质有限元法计算管片的变形量，为中隔墙顶部与隧道结构之间预留间隙值的确定以及连接部位的结构设计提供理论依据。

1 工程概况

上海市轨道交通16号线工程是连接临港新城与市中心的一条市域快速线，线路全长58.9 km，地下线长13.7 km，列车最高运行速度达120 km/h。空气动力学研究表明，列车高速行驶引起的活塞风效应使隧道中的空气产生非稳定流动，导致列车内外的压力显著变化。如采用轨道交通普遍采用的内径5.5 m盾构隧道，空气压力变化将会超过乘客的耳膜舒适标准，并可损害车辆设备和结构。为此，综合考虑乘客舒适度、隧道散热、安全疏散及盾构设备等因素，本工程首次采用了设置中隔墙的“单洞双线”大直径盾构隧道区间，隧道内径达10.4 m，中隔墙高7.8 m，厚300 mm（见图1）。隧道埋深在15～20 m，主要穿越上海地层中典型的粉质黏土层，土层的部分物理力学参数见表1。

图1 大断面盾构隧道示意图（单位：mm）Fig.1 Cross-section of the tunnel（mm）

2 隧道变形计算方法

盾构隧道的变形主要包括：1）隧道施工中未设置中隔墙时，管片自身重力和周围土体荷载导致的变形；2）设置中隔墙后，由于周围土体固结沉降而导致的变形。对不同原因导致的变形分别采用以下计算方法进行结构分析。

表1 土层物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of soil strata

2.1 管片自身重力作用下的隧道变形

采用弹性铰圆环法（属于荷载结构法）对隧道环形断面进行计算，计算模型中将管片视为弹性梁，并在管片接头处设置转动弹簧来模拟螺栓［4-6］。

2.2 地层荷载作用下的隧道变形

采用弹性地基梁法（属于荷载结构法）对隧道环形断面进行计算，基于弹性铰圆环模型，在管片外侧设置地基弹簧来模拟地基反力。

2.3 地层长期固结沉降作用下的隧道变形

采用连续介质有限元法（属于地层结构法）进行计算，将管片接头部分弯曲刚度的降低，评价为环整体的弯曲刚度的折减，即管片是具有ηEI（η为弯曲刚度折减系数）弯曲刚度的均匀圆环。

3 管片自身重力作用下的隧道变形分析

3.1 计算模型

盾构管片拼装后至壁厚注浆浆液凝固前，管片环由于自身重力所产生的竖向变形采用弹性铰圆环模型进行分析。模型中，管片采用梁单元模拟，管片形心半径R=5.44 m，厚度t=0.48 m，宽度B=1.0 m，弹性模量E=33 000 N/mm2，重度γ=24.5 kN/m3。管片的环向变形需考虑管片间固定螺栓抗弯刚度的影响，接头采用旋转弹簧模拟。管片环的底部为固定铰支座，顶部为竖向滑动支座。计算模型示意图如图2所示。

3.2 管片接头抗弯刚度的确定

在实际工程中，装配式圆形管片结构的接头能够承受一定的弯矩、轴力和剪力，位移和相应的内力基本上呈线性关系。因此，可将接头简化为理想的弹性铰，并用接头的刚度系数Kθ表示弹性铰的刚度特征。由于本工程没有进行试验研究，参考日本的试验数据确定管片接头的抗弯刚度。

图2 弹性铰圆环法计算模型示意图Fig.2 Calculation model of elastic hinge ringmethod

图3为管片接头弯曲试验的弯矩-回转角关系曲线，接头的受力变形关系呈现一定的非线性关系，当弯曲角度＜0.005 rad时，抗弯刚度Kθ=1 000～2 000 tf·m/rad=9 800～19 600 kN·m/rad。以下均取Kθ=无穷大（无接缝）、Kθ=9 800 kN·m/rad及Kθ=19 600 kN·m/rad 3种情况分别讨论。

图3 管片接头弯曲试验的弯矩-回转角关系曲线Fig.3 Bendingmoment Vs rotation angle

3.3 计算结果

自身重力作用下管片竖向变形的计算结果如图4所示。

图4 自身重力作用下管片竖向变形的结果Fig.4 Vertical deformation of segment ring under dead load

4 地层荷载作用下的隧道变形分析

当隧道衬砌管片在盾构内部组装完成并从盾构尾脱出后，需对管片与周围土体之间的空隙进行壁后注浆，管片环将承受注浆压力的作用。随着壁后注浆体凝固硬化，周围地层的水土压力将会传递到衬砌管片上，衬砌管片将会发生一定的变形。

4.1 计算模型

图5为弹性地基梁法计算模型，管片和管片接头亦采用梁单元和转动弹簧模拟，在管片外侧以地基弹簧（单向受压弹簧）模拟地基反力的作用。本工程盾构隧道所处地层主要是黏土或粉质黏土地层（④层、⑤层和⑥层），采用水土合算，盾构隧道上部荷载为覆土压力（覆土厚度16.5 m），侧向土压力由侧向土压力系数确定，下部土压力采用上部土压力和自身重力的反力。其中垂直土压力pe1=165.62 kN/m2、pw1=140.14 kN/m2，水平土压力q1=213.64 N/m2、q2=345.94 N/m2，地基反力系数k=2.5 MN/m3。

图5 弹性地基梁法计算模型Fig.5 Calculationmodel of elastic foundation beam method

4.2 计算结果

地层荷载作用下隧道竖向变形法的计算结果如图6所示。

5 地层固结沉降作用下的隧道变形分析

在软弱黏土层中进行盾构隧道的施工，伴随着盾构的掘进周围的土体会受到一定程度的扰动，被扰动的土体会产生一定程度的超静孔隙水压力。当盾构通过之后，随着超静孔隙水压力的消散，这部分土体将会产生长期的固结沉降［7］。另外，盾构隧道所处黏土层的上下存在含水砂层，当对这些含水层进行降水施工时，地下水位的降低也会导致黏土层产生长期固结沉降。黏土地层的这种长期固结沉降作用不仅会导致盾构隧道伴随地层沉降发生整体的沉降变形，而且隧道横断面也会发生竖向的压缩变形。

5.1 计算模型

采用平面连续介质有限元法分析地层长期固结沉降对衬砌隧道变形的影响（见图7）。在本工程中，盾构隧道在临港新城北站—临港新城站区间将穿越较厚的黏土地层。本次分析取此黏土层厚度为16.86 m。黏土地层采用剑桥模型，砂土层采用弹性模型，盾构隧道管片以及中隔墙结构采用梁单元模拟。计算模型采用对称半结构，中隔墙的刚度取实际的一半，中隔墙顶部与盾构隧道刚接。

图6 地层荷载作用下的隧道变形Fig.6 Deformation of segment ring under ground load

本次分析取黏土层中存在25 kN/m2的超静孔隙水压力，伴随该超静孔隙水压力的消散，计算土体的固结沉降以及隧道结构的变形。

隧道管片、中隔墙以及底部“口”字形结构均采用梁单元模拟，隧道管片接头的抗弯刚度折减效应采用刚度折减系数η考虑。本次分析分别对有、无中隔墙和η=0.5、η=0.8共4种工况进行分析计算。

图7 有限单元划分图及荷载条件Fig.7 Finite elementmesh and loading condition

表2 分析工况Table 2 Different cases analyzed

5.2 计算结果

图8为盾构隧道和周围土体的整体变形图，图9为盾构隧道竖向压缩变形量的计算结果。可以看出，在有中隔墙的2个工况中（工况1和工况2），中隔墙成为阻止隧道竖向变形的支撑结构，隧道竖向压缩变形量仅为0.02～0.03 cm。在没有中隔墙的2个工况中（工况3和工况4），隧道的竖向压缩变形量随着周围土体沉降量的增大而显著增加，在地表沉降＜2 cm时呈现出线性关系；在地表沉降超过2cm时呈现出一定的非线性，其斜率呈现减小的趋势，隧道的最终压缩变形量为0.2～0.3 cm。

在设置了中隔墙的工况1和工况2中，中隔墙顶部与隧道管片形成刚性连接，隧道顶部产生了较大的正弯矩。因此，采用分离式设计，中隔墙顶部与隧道之间预留一定的间隙。

6 隧道竖向总压缩变形量和中隔墙构造

表3为盾构隧道在自身重力、周边地层荷载以及周边地层因长期固结沉降共同作用下所产生的变形量。综合上述计算分析，隧道管片与中隔墙之间的间隙值应取为10～15 cm为宜。

在实际工程中，中隔墙顶部与隧道结构之间采用分离式设计，预制板与隧道顶部管片的间隙取为120 mm，采用岩棉填塞。中隔墙顶部和底部采用型钢（L-150×150）夹具分别固定在隧道管片和底部口字型结构上。盾构隧道中隔墙节点详图如图10所示。

图8 固结沉降量达到10 cm时地层和隧道管片的变形量Fig.8 Deformation of ground and tunnel segmentwhen the consolidation settlement reaches 10 cm

图9 固结沉降量与管片竖向压缩变形量的关系Fig.9 Correlation between consolidation settlement and vertical compression deformation of tunnel segment

表3 隧道竖向压缩变形量Table 3 Vertical compression deformation of tunnel segment cm

图10 盾构隧道中隔墙节点详图Fig.10 Detail of nodes of separation wall of shield-bored tunnel

7 结论

考虑到地铁车辆高速运营时产生的风压变化对乘客舒适度的影响，为满足逃生通道设置和防灾、减灾要求，上海市轨道交通16号线工程首次采用了内径为10.4 m的“单洞双线”大断面盾构隧道，在隧道中央设置分隔上下行车线的中隔墙。本文通过采用弹性铰圆环法、弹性地基梁法和连续介质有限元法，分别对管片在自身重力、地层荷载和地层长期固结沉降作用下的竖向变形进行了计算分析，据此在中隔墙与隧道管片之间设置了120 mm间隙和相应的连接构造。

2012年6月，16号线盾构区间土建贯通（见图11），2013年12月全线通车。实测数据表明，隧道的竖向变形为70～80 mm，采用数值分析预测所确定的中隔墙和管片空隙及分离式构造设计能够满足工程使用要求。

图11 盾构隧道现场Fig.11 Photo of shield-bored tunnel

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