跨地裂缝地铁盾构隧道围岩车致动应力分布特征研究

杨 觅，宫飞祥，袁湘秦

（1.长安大学 地质工程与测绘学院，陕西 西安 710054；2.陕西交通控股集团有限公司，陕西 西安 710065；3.西安建筑科技大学 环境与市政工程学院，陕西 西安 710054；4.陕西工程勘察研究院有限公司，陕西 西安 710068）

地铁列车长期往复动荷载对隧道围岩应力场分布具有较大影响，可能引起围岩及衬砌结构的整体沉陷变形或不均匀沉降。探明隧道围岩土体在地铁动荷载作用下的动力特征及动应力分布规律，是研究隧道长期沉降变形的基础。该研究领域是众多学者开展研究的热点问题，研究方法有原位测试、数值模拟、理论分析和室内试验等。张曦等[1]通过现场测试，研究了地铁荷载作用下饱和软黏土的动力响应，提出了土体应力的衰减公式。丁智等[2]采用Kelvin 空间半无限体粘弹性解，分析了地铁列车荷载引起地基土动应力状态的变化规律。有智慧等[3]采用2.5 维数值方法对小净距上下重叠地铁隧道车致地基土动应力响应进行了研究，结果表明近隧道位置垂向正应力较其他应力分量大，且沿隧道纵向切应力量值也较大。刘志强等[4]采用室内模型试验和数值计算相结合的方法，研究了地铁循环荷载作用下隧道下卧土中加速度响应和沉降变形规律，结果表明土中加速度衰减特征受荷载频率影响较为显著。

西安地铁在建设过程中遇到较大规模的城市地裂缝地质灾害问题，无成熟建设经验可循。盾构隧道结构作为一种几何可变形的柔性衬砌型式，广泛应用于西安地铁区间隧道建设中。研究地裂缝场地地铁荷载作用下盾构隧道围岩土动应力响应特征及分布规律，对进一步探究盾构隧道衬砌在循环地铁荷载下的沉降变形规律和安全设防措施有重要意义。笔者及其课题组成员近年来针对地裂缝场地矿山法施工的马蹄形地铁隧道，开展了车致围岩动力响应的数值模拟[5-6]及模型试验[7]研究。目前，针对跨地裂缝地铁盾构隧道车致围岩动应力响应问题的研究较少，本文采用缩尺模型试验的方法对该问题进行探究，研究成果可以为地裂缝场地地铁盾构隧道设计，以及运营期隧道围岩稳定性分析和隧道安全性评价提供参考。

1 模型试验设计

本试验属于课题研究的一部分内容，详细的试验方案可参看文献[8]，此处简要介绍模型试验设计概况。

1.1 模型参数

试验原型为西安地铁2 号线典型区段穿越地裂缝带的盾构隧道，采用室内缩尺模型开展试验研究。主要物理量的相似比为：Cl=5，CE=2，Cρ=1，CF=50，Cσ=2，Cε=1，Ct=3.54，Cf=0.28。其中，l 为长度（m），E 为弹性模量（Pa），ρ 为质量密度（kg/m3），F 为集中力（N），σ 为应力（Pa），ε 为应变，t 为时间（s），f 为频率（Hz）。模型箱置于自然地面之上，在其中逐层夯填西安地区黄土，至设计标高时将预制的隧道衬砌埋置于土层中，在隧道内制作道床及轨道并安装加载设备。为减弱边界效应，在模型箱内壁铺贴聚氯乙烯薄膜并涂覆一层工业黄油。试验模型尺寸（纵向×横向×高度）为8.1 m×6.5 m×6.0 m，按照相似关系进行土体配制。隧道长8.1 m，沿南北方向埋设，顶部埋深2 m，隧道与地裂缝正交。地裂缝贯穿整个地层，倾角为80°，纵向缝宽35 mm，缝中介质为粉细砂。试验模型如图1 所示。

图1 试验模型结构图（单位：m）

衬砌管片每环包括3 个标准块（A 块）、2 个邻接块（B 块）和1 个封顶块（K 块），环宽0.3 m，共27 环，混凝土强度等级为C25，采用4.8 级M8 普通弯头螺栓连接，从上盘至下盘第14、15 环管片与地裂缝相交。管片配筋根据等强度原则确定。道床混凝土强度等级为C20，不安装减振层，钢轨规格为12 kg/m，扣件采用特制的L 型纵截面Q235 钢片扣件。

1.2 加载与测试方案

荷载施加采用自主研制的激振系统，由振动设备、牵引装置、安全装置和控制系统组成，可激发出正弦荷载，通过车轮和轨道传递于基底。激振系统可实现变频、变速、变向和即时制动的功能。试验采用移动简谐荷载的加载方式，由南向北移动，荷载频率范围为10～40 Hz。测试内容为有、无地裂缝两种条件下围岩的初始静应力和车致动应力响应，每种条件下荷载频率共7组，每组改变3 次移动速度，共21 次。激振荷载参数见表1，移动速度分别为0.15 m/s、0.325 m/s 和0.5 m/s，总行程为6.76 m。

表1 激振荷载参数

1.3 测试系统与测点布设

在衬砌外壁和土层中埋设ZFTY380 微型土压力盒，感应面向上或紧贴衬砌表面，测试土中竖向应力或土与结构之间的接触压力，土压力盒布设图如图2 所示，图2（a）中深灰色测点由隧道中心线（或衬砌外壁）沿横向向右布设3 纵列，浅灰色测点仅布设于隧道中心线所在纵剖面上（或衬砌外壁），图2（b）中各测点形成3 竖列。各测点编号为Yn-m-p，n 为层数（n=1，2，3，…，10；下同），m 为纵列数（m=1，2，3，下同），p 为位数，从上盘往下盘计数（p=1，2，3，…），测点总数为162 个。从上盘至下盘各测点形成10 个横剖面，编号为YCi（i=1，2，3，…，10）。各测点形成的纵向测线编号为YZn-m；横向测线编号为YHn-j，j 为测线位数（第1～4 层，j=1，2，3，…，6；第5～10 层，j=1，2）。静应力和动应力测试均采用TST5915 动态信号测试分析系统，动力测试采样频率为1 kHz。

图2 土压力盒布设图（单位：m）

2 试验结果分析

取部分试验数据进行分析，将土压力测试数据按相似关系还原到原型体系中，对应于原型列车的轴重为12.7 t，车速为44.8 km/h。

2.1 土中动应力时程分析

土中附加动应力（σ′）为总应力（σ）减去初始静应力（σ0），即：σ′=σ-σ0。图3 为有地裂缝时上盘YC4 横剖面上典型测点的竖向动应力时程曲线，3个测点依次位于衬砌下部、右侧和上部，动应力拉为正，压为负。

图3 有地裂缝时土中典型测点的竖向动应力时程曲线

从图3 中可知：衬砌下部土中竖向动应力量值远大于衬砌上部和右侧，且衬砌下部土中竖向动应力主要表现为压应力，而衬砌右侧和上部土中动拉、压应力并存，但数值较小。可见，对于跨地裂缝地铁盾构隧道车致围岩动应力的分析，应主要考虑衬砌下卧土层中的动压应力。

2.2 土中动应力的分布规律

2.2.1 动应力沿隧道纵向的分布规律

图4 为衬砌下部土中YZ3-1 测线竖向动应力峰值的分布曲线。分析图4 可得，地裂缝对竖向动应力峰值的分布影响显著，无地裂缝时分布曲线平稳，有地裂缝时动应力峰值在地裂缝附近出现明显跃变，且上盘数值较常规值大，最大增幅为28%；下盘数值较常规值小，最大减幅为11%。在上盘距地裂缝10 m、下盘距地裂缝12 m 范围以外，两种场地条件下的动应力峰值趋于相等。

图4 纵向YZ3-1 测线竖向动应力峰值分布曲线

2.2.2 动应力沿隧道横向和竖向的分布规律

图5 为土中竖向动应力峰值沿竖向和隧道横向的分布曲线。分析图5（a）可得，地层中动应力沿竖向随距离明显衰减，衰减幅度由快变缓，且2.5 m 以下基本呈线性规律衰减。距衬砌底7.5 m 处的动应力相对于0 m 处的衰减幅度为77%，说明动应力对距衬砌底7.5 m 以下地层的影响很小。分析图5（b）可得，动应力沿隧道横向随距离衰减显著，衰减幅度由快变缓，3 条曲线在距隧道中心线0～3.75 m 范围内的衰减幅度分别为78.7%、86.2%、77.7%，故动应力对该范围以外土体的影响很小。从图5 中曲线位置来看，上盘YC4 横剖面动应力分布曲线最高，下盘YC7 横剖面曲线最低，无地裂缝时的曲线居中。说明在地铁动荷载作用下，上盘邻近地裂缝的衬砌下部土中竖向动应力比常规值大，使得总应力比相应的常规值大；而下盘衬砌下部土中竖向动应力则比常规值小，使得总应力比相应的常规值小。

图5 竖向动应力峰值沿竖向和隧道横向的分布曲线

综上可得，地裂缝对地铁盾构隧道下卧地层中车致动应力沿隧道纵向的影响区域为上、下盘分别距地裂缝10 m 和12 m 范围内。地铁荷载对盾构隧道下卧土体的主要影响区域为：沿隧道横向，左右侧各距隧道中心线3.75 m 范围内；沿竖向，距衬砌底7.5 m 范围内。在长期循环的地铁荷载作用下，地裂缝邻近土体受力的不均匀性可能造成局部土体的沉降量加大或上下盘土体的差异沉降，进而对地铁隧道在运营期的安全性和稳定性造成一定影响，建议在进行该区间隧道设计时，对地基土进行合理的加固处理设计。

3 结论

（1）在地铁动荷载作用下，跨地裂缝盾构隧道下卧土层中的竖向动应力要大于其他部位，且主要表现为压应力，动应力沿竖向的衰减幅度先快后缓。

（2）地裂缝对盾构隧道下卧土层的影响效应为增大上盘邻近地裂缝处的动应力，减小下盘邻近地裂缝处的动应力，使动应力呈现不均匀分布特征。建议在进行跨地裂缝地铁盾构隧道设计时，考虑地基土在运营期的长期变形及不均匀沉降因素。