以南京地鐵1號線為工程背景，通過現場試驗，系統研究了盾構隧道穿越粘性地層的管片結構在整個施工過程和穩定期的力學行為，采用考慮結構與地層相互作用的梁-彈簧模型進行了有限元數值模擬分析，並對結果進行了比較和綜合，提出了粘性地層下地鐵盾構隧道管片結構的設計原則和方法。
1前言
盾構隧道單層裝配式管片襯砌結構的內力和變形計算模型通常采用均質環模型。梁-彈簧模型雖然考慮了管片接縫效應，但實際的荷載模式和結構與圍巖的相互作用模式都是基於壹定的假設，不同的參數得到的結果差異較大，具體的相互作用模式還需要進壹步研究和確定[2]。為了解盾構隧道管片結構在施工過程中的力學行為特征，本文通過現場試驗，系統研究了盾構隧道管片結構穿越粘性地層的施工全過程和穩定期的力學行為，並與梁-彈簧模型進行對比綜合，提出了粘性地層下地鐵盾構隧道管片結構的設計原則和方法。
2測試概述
2.1試驗段
現場試驗段位於南京地鐵1號線TA15標段樁號YK13872處。隧道洞身位於淤泥質粉質粘土中，隧道被粉質粘土覆蓋，厚度約4m。表層為粉砂混細砂，隧道埋深約9m。地質調查見圖1。地鐵區間盾構隧道采用單層裝配式鋼筋混凝土管片建造襯砌環，內徑5.50米，寬度1.20米，厚度0.35米..襯環由六段組成，加蓋段的圓心角為265，438+0.5，相鄰兩段的圓心角為68.0，三個標準段的圓心角為67.5。每段設置65，438+06條縱向接縫，以22.5°等角布置。管片環采用縱向45°錯縫拼裝，襯砌管片環拼裝測試。
2.2測試內容
現場測試從管片襯砌支撐環開始，直到所有測試項目穩定。測試內容包括土壓力、孔隙水壓力和盾構隧道管片結構內力:采用XYJ-3剛性弦土壓力箱，量程為0.3MPa，測試土壓力；孔隙水壓力采用量程為0.2MPa的XJS-2型孔隙水壓力計測量，量程為3000微應變的XJH-2型剛性弦式鋼筋應變計測試管片內外應變，通過管片內外應變得出管片內力。
2.3測點布局
測試靶環內有8個土壓力、8個孔隙水壓力、16對內力測點。測量點的布局如圖3所示。水壓隨施工過程的變化如圖4所示。從圖4可以看出，在10環段範圍內，從靶環支撐環開始到施工，作用在靶環上的水壓力值變化較大，施工範圍達到靶環20環以外後，作用在靶環上的水壓力值趨於基本穩定；從量級上看，作用在盾構管片環上的水壓力局部達到0.28MPa。由於目標環處的最大埋深約為9m，因此可以推斷，孔隙水壓力計測得的目標環起點至10的管片環的水壓力還應包括作用在目標環上的其他荷載。圖5顯示了灌漿壓力穩定後，最終目標管片環上的水壓分布。
3測試結果和分析
3.1水壓變化及分布規律
綜上所述，在粘性地層條件下，由於粘性土滲透系數低，註漿壓力不能迅速消散，作用在盾構管片環上的水壓力是在粘性地層條件下，盾構管片環後壹定範圍內(本文認為該環約為15)施工時，以及施工範圍達到壹定距離(本文認為為40 ~)時，註漿壓力與水壓力的疊加
3.2土壓力變化及分布規律
如圖6，靶環支撐環隨施工過程測試後作用在靶環管片襯砌上的土壓力變化，從圖6可以看出，其變化規律與水壓力基本相同。從靶環支撐環開始到後續10環內段施工，作用在靶環上的土壓力值比較大，土壓力值的變化範圍也比較大。當構造範圍到達目標環30環時，作用於目標段環。圖7顯示了最終作用在目標管片環上的土壓力。
綜上所述，管片襯砌受盾尾註漿壓力、漿液硬化後形成的包裹層等因素制約。當盾構管片在壹定範圍內(本文約15環)施工時，作用在管片環上的土壓力為註漿壓力和土壓力的疊加值。當施工範圍達到壹定距離(本文約為60環)時，隨著註漿壓力逐漸降低，也就是說在粘性地層條件下，施工期間地層穩定的基本條件是距離施工環的距離大於60環，即約12~14天。
3.3管片內力變化及分布規律
如圖8和圖9所示，靶環段的內力(軸向力和彎矩)隨試驗後的構造而變化。從圖8和圖9可以看出，由於千斤頂推力、註漿壓力、地層壓力和組裝方法的相互作用，靶環管片的內力在大部分位置較大，但隨著盾構機的不斷推進，千斤頂推力和註漿壓力逐漸減小，靶環管片的內力值逐漸減小並趨於。圖10和11給出了典型工況下目標段的內力分布。圖10和11也證明了圖8和圖9的結論。同時，從圖10和圖11可以看出，無論是在環剛支護的瞬間，還是在地層穩定的最後階段，盾構隧道管片環的內力都呈現出錯縫拼裝的特點。
綜上所述，在粘性地層的特定條件下，管片襯砌受盾尾註漿壓力和漿液硬化後形成的包裹層的制約。當盾構管片在壹定範圍內(本文約15環)施工時，作用在管片環上的土壓力是註漿壓力和土壓力的疊加值，當施工範圍達到壹定距離(本文約60環)時，隨註漿壓力上升；在隧道中，縱向襯砌環由具有壹定徑向剪切剛度Kr和切向剪切剛度Kt的縱向接縫連接。管片與周圍土體之間的相互作用模式是通過徑向和切向彈簧實現的，這些彈簧只能在管片周圍被壓縮。這些彈簧在受拉時會自動分離，彈簧的剛度由襯砌周圍土壤的地基抗力系數決定。作用在隧道上方的土壓力偏向安全土柱總壓力，側壓力水土經濟。分段和加載模式如圖12所示。土體、拼裝方式、接頭剛度、管片襯砌、埋深等參數與現場試驗壹致。
4.2結果和分析
圖13和圖14中列出了性價比高的水土梁彈簧模型的有限元數值模擬分析結果，兩圖中標註了盾構隧道管片襯砌穩定後的實測值(黑點和值為現場實測值)。從圖13和圖14可以看出:①在相同的拼裝方式下，現場測試結果與性價比水土梁彈簧模型的理論分析基本壹致，最大內力的位置基本相同，說明性價比水土梁彈簧模型隧道所受荷載與現場盾構隧道所受荷載的分布規律基本相同。(2)在相同埋深下，水土性價比梁彈簧模型理論分析的最不利荷載雖小於現場試驗的最終穩定結果，但已接近現場剛支護時的最不利荷載。主要原因是梁-彈簧模型雖然忽略了施工過程中千斤頂推力和盾尾註漿壓力的動載荷，但采用了襯砌管片安全承受所有土體載荷的假設。由此可見，在實際設計中，采用性價比較高的土水梁彈簧模型的結果作為粘性地層條件下盾構隧道管片襯砌的設計依據是合理的。
5結論
(1)由於粘性土滲透系數小，註漿壓力在粘性地層條件下不能迅速消失，所以作用在管片環上的水土壓力是註漿壓力與盾構管片環後20圈範圍內水土壓力的疊加；當施工範圍達到壹定距離(本文為60環)時，現場實測的土水壓力就是作用在管片結構上的真實土水壓力。
(2)由於施工過程中的動荷載，如千斤頂推力、盾尾註漿壓力等，管片襯砌內力在盾構支撐管片環後的瞬間達到最大，然後隨著各種動荷載的逐漸減小而減小，最後趨於穩定。因此，在粘性地層條件下，管片襯砌在整個施工過程中的最大內力出現在管片環支撐和管片環壁後註漿完成時。
(3)在粘性地層條件下，作用在水土保持梁-彈簧模型隧道上的荷載與作用在野外盾構隧道上的荷載具有基本相同的分布規律。水土效費比梁-彈簧模型雖然忽略了施工過程中千斤頂推力、盾尾註漿壓力等動荷載，但采用了襯砌管片安全承受所有土體荷載的假設，實際設計中采用水土效費比梁-彈簧模型的結果作為粘性地層條件下盾構隧道管片襯砌的設計依據。
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