跨地裂縫地鐵盾構隧道圍巖車致動應力分布特征研究

楊 覓，宮飛祥，袁湘秦

（1.長安大學 地質工程與測繪學院，陜西 西安 710054；2.陜西交通控股集團有限公司，陜西 西安 710065；3.西安建筑科技大學 環境與市政工程學院，陜西 西安 710054；4.陜西工程勘察研究院有限公司，陜西 西安 710068）

地鐵列車長期往復動荷載對隧道圍巖應力場分布具有較大影響，可能引起圍巖及襯砌結構的整體沉陷變形或不均勻沉降。探明隧道圍巖土體在地鐵動荷載作用下的動力特征及動應力分布規律，是研究隧道長期沉降變形的基礎。該研究領域是眾多學者開展研究的熱點問題，研究方法有原位測試、數值模擬、理論分析和室內試驗等。張曦等[1]通過現場測試，研究了地鐵荷載作用下飽和軟黏土的動力響應，提出了土體應力的衰減公式。丁智等[2]采用Kelvin 空間半無限體粘彈性解，分析了地鐵列車荷載引起地基土動應力狀態的變化規律。有智慧等[3]采用2.5 維數值方法對小凈距上下重疊地鐵隧道車致地基土動應力響應進行了研究，結果表明近隧道位置垂向正應力較其他應力分量大，且沿隧道縱向切應力量值也較大。劉志強等[4]采用室內模型試驗和數值計算相結合的方法，研究了地鐵循環荷載作用下隧道下臥土中加速度響應和沉降變形規律，結果表明土中加速度衰減特征受荷載頻率影響較為顯著。

西安地鐵在建設過程中遇到較大規模的城市地裂縫地質災害問題，無成熟建設經驗可循。盾構隧道結構作為一種幾何可變形的柔性襯砌型式，廣泛應用于西安地鐵區間隧道建設中。研究地裂縫場地地鐵荷載作用下盾構隧道圍巖土動應力響應特征及分布規律，對進一步探究盾構隧道襯砌在循環地鐵荷載下的沉降變形規律和安全設防措施有重要意義。筆者及其課題組成員近年來針對地裂縫場地礦山法施工的馬蹄形地鐵隧道，開展了車致圍巖動力響應的數值模擬[5-6]及模型試驗[7]研究。目前，針對跨地裂縫地鐵盾構隧道車致圍巖動應力響應問題的研究較少，本文采用縮尺模型試驗的方法對該問題進行探究，研究成果可以為地裂縫場地地鐵盾構隧道設計，以及運營期隧道圍巖穩定性分析和隧道安全性評價提供參考。

1 模型試驗設計

本試驗屬于課題研究的一部分內容，詳細的試驗方案可參看文獻[8]，此處簡要介紹模型試驗設計概況。

1.1 模型參數

試驗原型為西安地鐵2 號線典型區段穿越地裂縫帶的盾構隧道，采用室內縮尺模型開展試驗研究。主要物理量的相似比為：Cl=5，CE=2，Cρ=1，CF=50，Cσ=2，Cε=1，Ct=3.54，Cf=0.28。其中，l 為長度（m），E 為彈性模量（Pa），ρ 為質量密度（kg/m3），F 為集中力（N），σ 為應力（Pa），ε 為應變，t 為時間（s），f 為頻率（Hz）。模型箱置于自然地面之上，在其中逐層夯填西安地區黃土，至設計標高時將預制的隧道襯砌埋置于土層中，在隧道內制作道床及軌道并安裝加載設備。為減弱邊界效應，在模型箱內壁鋪貼聚氯乙烯薄膜并涂覆一層工業黃油。試驗模型尺寸（縱向×橫向×高度）為8.1 m×6.5 m×6.0 m，按照相似關系進行土體配制。隧道長8.1 m，沿南北方向埋設，頂部埋深2 m，隧道與地裂縫正交。地裂縫貫穿整個地層，傾角為80°，縱向縫寬35 mm，縫中介質為粉細砂。試驗模型如圖1 所示。

圖1 試驗模型結構圖（單位：m）

襯砌管片每環包括3 個標準塊（A 塊）、2 個鄰接塊（B 塊）和1 個封頂塊（K 塊），環寬0.3 m，共27 環，混凝土強度等級為C25，采用4.8 級M8 普通彎頭螺栓連接，從上盤至下盤第14、15 環管片與地裂縫相交。管片配筋根據等強度原則確定。道床混凝土強度等級為C20，不安裝減振層，鋼軌規格為12 kg/m，扣件采用特制的L 型縱截面Q235 鋼片扣件。

1.2 加載與測試方案

荷載施加采用自主研制的激振系統，由振動設備、牽引裝置、安全裝置和控制系統組成，可激發出正弦荷載，通過車輪和軌道傳遞于基底。激振系統可實現變頻、變速、變向和即時制動的功能。試驗采用移動簡諧荷載的加載方式，由南向北移動，荷載頻率范圍為10～40 Hz。測試內容為有、無地裂縫兩種條件下圍巖的初始靜應力和車致動應力響應，每種條件下荷載頻率共7組，每組改變3 次移動速度，共21 次。激振荷載參數見表1，移動速度分別為0.15 m/s、0.325 m/s 和0.5 m/s，總行程為6.76 m。

表1 激振荷載參數

1.3 測試系統與測點布設

在襯砌外壁和土層中埋設ZFTY380 微型土壓力盒，感應面向上或緊貼襯砌表面，測試土中豎向應力或土與結構之間的接觸壓力，土壓力盒布設圖如圖2 所示，圖2（a）中深灰色測點由隧道中心線（或襯砌外壁）沿橫向向右布設3 縱列，淺灰色測點僅布設于隧道中心線所在縱剖面上（或襯砌外壁），圖2（b）中各測點形成3 豎列。各測點編號為Yn-m-p，n 為層數（n=1，2，3，…，10；下同），m 為縱列數（m=1，2，3，下同），p 為位數，從上盤往下盤計數（p=1，2，3，…），測點總數為162 個。從上盤至下盤各測點形成10 個橫剖面，編號為YCi（i=1，2，3，…，10）。各測點形成的縱向測線編號為YZn-m；橫向測線編號為YHn-j，j 為測線位數（第1～4 層，j=1，2，3，…，6；第5～10 層，j=1，2）。靜應力和動應力測試均采用TST5915 動態信號測試分析系統，動力測試采樣頻率為1 kHz。

圖2 土壓力盒布設圖（單位：m）

2 試驗結果分析

取部分試驗數據進行分析，將土壓力測試數據按相似關系還原到原型體系中，對應于原型列車的軸重為12.7 t，車速為44.8 km/h。

2.1 土中動應力時程分析

土中附加動應力（σ′）為總應力（σ）減去初始靜應力（σ0），即：σ′=σ-σ0。圖3 為有地裂縫時上盤YC4 橫剖面上典型測點的豎向動應力時程曲線，3個測點依次位于襯砌下部、右側和上部，動應力拉為正，壓為負。

圖3 有地裂縫時土中典型測點的豎向動應力時程曲線

從圖3 中可知：襯砌下部土中豎向動應力量值遠大于襯砌上部和右側，且襯砌下部土中豎向動應力主要表現為壓應力，而襯砌右側和上部土中動拉、壓應力并存，但數值較小。可見，對于跨地裂縫地鐵盾構隧道車致圍巖動應力的分析，應主要考慮襯砌下臥土層中的動壓應力。

2.2 土中動應力的分布規律

2.2.1 動應力沿隧道縱向的分布規律

圖4 為襯砌下部土中YZ3-1 測線豎向動應力峰值的分布曲線。分析圖4 可得，地裂縫對豎向動應力峰值的分布影響顯著，無地裂縫時分布曲線平穩，有地裂縫時動應力峰值在地裂縫附近出現明顯躍變，且上盤數值較常規值大，最大增幅為28%；下盤數值較常規值小，最大減幅為11%。在上盤距地裂縫10 m、下盤距地裂縫12 m 范圍以外，兩種場地條件下的動應力峰值趨于相等。

圖4 縱向YZ3-1 測線豎向動應力峰值分布曲線

2.2.2 動應力沿隧道橫向和豎向的分布規律

圖5 為土中豎向動應力峰值沿豎向和隧道橫向的分布曲線。分析圖5（a）可得，地層中動應力沿豎向隨距離明顯衰減，衰減幅度由快變緩，且2.5 m 以下基本呈線性規律衰減。距襯砌底7.5 m 處的動應力相對于0 m 處的衰減幅度為77%，說明動應力對距襯砌底7.5 m 以下地層的影響很小。分析圖5（b）可得，動應力沿隧道橫向隨距離衰減顯著，衰減幅度由快變緩，3 條曲線在距隧道中心線0～3.75 m 范圍內的衰減幅度分別為78.7%、86.2%、77.7%，故動應力對該范圍以外土體的影響很小。從圖5 中曲線位置來看，上盤YC4 橫剖面動應力分布曲線最高，下盤YC7 橫剖面曲線最低，無地裂縫時的曲線居中。說明在地鐵動荷載作用下，上盤鄰近地裂縫的襯砌下部土中豎向動應力比常規值大，使得總應力比相應的常規值大；而下盤襯砌下部土中豎向動應力則比常規值小，使得總應力比相應的常規值小。

圖5 豎向動應力峰值沿豎向和隧道橫向的分布曲線

綜上可得，地裂縫對地鐵盾構隧道下臥地層中車致動應力沿隧道縱向的影響區域為上、下盤分別距地裂縫10 m 和12 m 范圍內。地鐵荷載對盾構隧道下臥土體的主要影響區域為：沿隧道橫向，左右側各距隧道中心線3.75 m 范圍內；沿豎向，距襯砌底7.5 m 范圍內。在長期循環的地鐵荷載作用下，地裂縫鄰近土體受力的不均勻性可能造成局部土體的沉降量加大或上下盤土體的差異沉降，進而對地鐵隧道在運營期的安全性和穩定性造成一定影響，建議在進行該區間隧道設計時，對地基土進行合理的加固處理設計。

3 結論

（1）在地鐵動荷載作用下，跨地裂縫盾構隧道下臥土層中的豎向動應力要大于其他部位，且主要表現為壓應力，動應力沿豎向的衰減幅度先快后緩。

（2）地裂縫對盾構隧道下臥土層的影響效應為增大上盤鄰近地裂縫處的動應力，減小下盤鄰近地裂縫處的動應力，使動應力呈現不均勻分布特征。建議在進行跨地裂縫地鐵盾構隧道設計時，考慮地基土在運營期的長期變形及不均勻沉降因素。