考虑管片环向接头效应的盾构近距离施工影响分析.pdf

文章编号：１００９４５３９（２０１７）０１０００１０６·本刊特稿·收稿日期：２０１６１０２８基金项目：国家自然科学基金资助项目（４１１７２２３８）；中铁二十局集团有限公司技术开发课题（ＣＲ２００５佛莞ＫＪＹＦＳＪ２０１６００１）作者简介：吴应明（１９６３－），教授级高级工程师，主要从事隧道与地下工程技术与管理工作。考虑管片环向接头效应的盾构近距离施工影响分析吴应明１黄艳香２（１．中铁二十局集团有限公司陕西西安７１００１６；２．上海大学土木工程系上海２０００７２）摘要：由于受地质条件和施工水平的制约，新建盾构隧道近距离穿越既有隧道施工过程中，除引起地表沉降外，对既有隧道也将产生不利扰动影响。针对新建盾构隧道近距离垂直下穿既有运营隧道施工形式，重点考虑盾构管片环间接头非线性特征，构建三维弹塑性有限元模型，对穿越施工进行全过程模拟，对比分析盾构隧道近距离穿越施工引起既有隧道的受力和变形，并基于弹性铰接圆环模型，结合隧道结构力学理论计算方法对数值模拟结果进行比较验证。研究表明：盾构穿越施工期间，既有隧道顶部和底部的变形量均呈增大趋势，加入螺栓之后的既有隧道变形较均匀；既有隧道底部的变形增幅相对顶部变形偏大，管片环间加入螺栓时，既有隧道顶部和底部的变形大小趋于接近。关键词：盾构隧道环向接头近距离施工有限元法隧道结构力学中图分类号：Ｕ４５１；Ｕ４５５．４３文献标识码：ＡＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００９４５３９．２０１７．０１．００１文·’“”×μ×′’φ°′γ∑πλδ∑Δμ×φ°λדπ∫”דθ′δ∑γ”μ∑λ′θ′δλπ×γλéΔＣｉｒｃｕｍｆｅｒｅｎｔｉａｌＪｏｉｎｔＥｆｆｅｃｔ#”λéλé１，”ΔéΔλΔé２（１．ＣｈｉｎａＲａｉｌｗａｙ２０ｔｈＢｕｒｅａｕＧｒｏｕｐＣｏ．Ｌｔｄ．，Ｘｉ’ａｎＳｈａａｎｘｉ７１００１６，特３）编本；２．ＤｅｐａｒｔｍｅｎｔｏｆＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＳｈａｎｇｈａｉＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｓｈａｎｇｈａｉ２０００７２，特３）编本）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｗｈｅｎｔｈｅｅｘｉｓｔｉｎｇｔｕｎｎｅｌｓａｒｅｔｒａｖｅｒｓｅｄｂｙｔｈｅｎｅｗｌｙｂｕｉｌｔｔｕｎｎｅｌ文，′∑′“∑°×éγ′”πδ×∑∑“××∑λ““×μΔ”δ×π，”∑Δ“δ′ΔΔπ×γδ××’’×μ∑λ““×Δπ×′∑°××λδ∑λé′×π”×∑′∑°×μ′δ∑γΔλ∑δ′’é×′“′éλμΔ“μ′πλ∑λ′δΔπμ′δ∑γ”μ∑λ′“×ד′γ∑°×μ′δ∑γ”μ∑λ′’′γ′’∑°×ד”λ“∑δ°λדπ∑”דｕｎｄｅｒｃｒｏｓｓｉｎｇｔｈｅｅｘｉｓｔｉｎｇｏｐｅｒａｔｉｎｇｔｕｎｎｅｌ文，ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇ∑°×′“λ×Δγμ°ΔγΔμ∑×γλδ∑λμδ′’δ°λדπδ×é×∑γλé′λ∑，∑°×!\"דΔδ∑′#“Δδ∑λμ$%ΔδΔ##“λ×π∑′δλ”“Δ∑×∑°×πΔλμｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｐｒｏｃｅｓｓ，ａｎｄｔｈｅｓｔｒｅｓｓａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｅｘｉｓｔｉｎｇｔｕｎｎｅｌｃａｕｓｅｄｂｙｓｈｉｅｌｄｔｕｎｎｅｌｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｗｉｔｈａｓｈｏｒｔπλδ∑Δμ××γ×μ′#Δγ×π∫°×”×γλμΔ“δλ”“Δ∑λ′γ×δ”“∑δ×γ×μ′#Δγ×πλ∑°∑°×∑°×′γ×∑λμΔ“μΔ“μ”“Δ∑λ′×∑°′π′’∑°×∑”דδ∑γ”μ∑”γ×Δδ×π′∑°×דΔδ∑λμ°λé×γλé′πד∫°×γ×δ”“∑δδ°′×π∑°Δ∑∑°×δ×∑∑“××∑′’′∑°∑°×∑′#Δπ∑°×′∑∑′′’∑°×δ°λדπ∑”דπ”γλé∑°×μ′δ∑γ”μ∑λ′ΔδΔλμγ×Δδλé∑γ×π∫°×π×’′γΔ∑λ′′’∑°××λδ∑λé∑”דΔδ′γ×”λ’′γ°×∑°×′“∑ΔδΔππ×π∫°×π×’′γΔ∑λ′Δ∑∑°×′∑∑′′’∑°××λδ∑λé∑”דΔδγדΔ∑λד“Δγé×γ∑°ΔΔ∑∑°×∑′#′’∑°×π×’′γΔ∑λ′#°×∑°×δ×é×∑γλéδλ∑°′“∑δ，′∑°∑°×∑′#Δπ′∑∑′′’∑°×∑”דπ×’′γΔ∑λ′∑×π×π∑′×δλλ“Δγ&×′γπδ：δ°λדπ∑”ד；ｃｉｒｃｕｍｆｅｒｅｎｔｉａｌｊｏｉｎｔ；δ°′γ∑πλδ∑Δμ×μ′δ∑γ”μ∑λ′；’λλ∑×ד××∑×∑°′π；∑”דδ∑γ”μ∑”γ××μ°Δλμδ１引言随着我国社会经济的迅猛发展，诸多城市均先后出现了城市建设用地紧张、道路交通拥堵等问“题，为有效缓解城市发展中普遍面临的上述城市”病，我国各主要大中城市都将建设重点聚焦在对地下空间的充分利用上，逐渐兴起地下轨道交通建设的高潮。根据国家总体规划，到２０２０年，我国新建的轨道交通总里程数将达到２５００ｋｍ左右。目前，绝大部分地铁隧道的修建主要采用盾构法施１铁道建筑技术ＲＡＩＬＷＡＹＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ２０１７（０１）万方数据本刊特稿工，盾构法具有对地面影响相对较小、不受地面环境的限制、施工地层扰动小等优点；此外，软土盾构隧道的衬砌结构是由预制混凝土管片通过环向拼接组成，通常而言，管片环由标准块、邻接块和封顶块在盾构推进时现场拼接成型，这种拼装形式的主要优点为拼装完成后能立即承受围岩荷载，同时预制的混凝土管片质量可靠，便于机械化施工，还可以缩短施工工期，大大降低施工成本［１］。盾构隧道因其结构受力的不确定性及土与结构相互作用的复杂性，使得隧道管片设计成为整个隧道建设中极其重要的环节。隧道管片环之间（环向、纵向）普遍采用螺栓连接、销接的连接方式，因而在隧道管片连接处的变形呈现出典型的非线性特征，也不可避免地成为隧道整体结构中的薄弱环节，很大程度上会影响隧道结构的整体变形和承载能力。现有的研究资料表明［２－４］，不管是在受力还是变形分析中，管片的环缝处接头连接都对隧道整体的性能有着明显的影响。目前，国内外学者对该领域进行了大量的研究，取得了一定的研究成果［５－８］。然而，上述研究成果大多聚焦在新建隧道自身受力和变形方面，对于考虑管片环向接头效应作用下盾构近距离穿越引起邻近既有隧道受力和变形的研究还很少见，而盾构近距离甚至超近距离穿越施工的工程案例正变得越来越普遍［９－１１］，进行软土地区考虑管片环向接头效应的近距离穿越施工影响研究具有重要的理论和现实意义。本文针对已有研究的不足，采用三维有限元软件，构建新建盾构隧道近距离下穿既有隧道三维弹塑性有限元模型，考虑盾构管片环间接头非线性特征，对比分析盾构隧道近距离穿越施工引起既有隧道的受力和变形，并基于弹性铰接圆环模型，结合隧道结构力学理论计算方法对数值模拟结果进行比较验证。２三维有限元模型构建２．１模型尺寸基于ＡＢＡＱＵＳ有限元软件作为平台构建盾构隧道近距离施工三维动态弹塑性有限元数值模型，定义Ｚ轴为开挖方向，Ｘ轴为横向地表方向，Ｙ轴为土体重度方向。模型Ｘ方向宽６０ｍ，Ｙ方向深６０ｍ，Ｚ方向４０ｍ，隧道外径６．２ｍ，内径５．５ｍ，管片环宽１．２ｍ，厚３５０ｍｍ。为了便于处理邻近开挖对既有隧道的影响，新建隧道采取了变环宽的方式开挖。在远离既有隧道的边缘区进行大距离开挖，每环为７．６ｍ，在近距离接触的地方开挖每环为２．４ｍ，共开挖８环。已有资料表明［１２］，在模拟过程中，隧道边缘至模型边缘的距离最少为３～５倍直径时，所建模型得到的结果与实际较接近，鉴于此，本文中新建隧道埋深为３２．８ｍ，既有隧道埋深为２１．６ｍ。整个模型大小为：Ｘ×Ｙ×Ｚ＝６０ｍ×６０ｍ×４０ｍ，如图１所示。图１三维弹塑性有限元模型（单位：期）２．２模型计算参数选取为方便起见，本文未考虑土体分层，选取上海地区典型软黏土地层土体参数，土体本构模型选用用ｂＬＸ交ｄｂｗ通ｂ我经ｄｂ弹塑性模型，土体单元采用六面体八节点孔压单元θ!\")(；衬砌采用弹性模型，单元采用六面体八节点减缩积分实体单元Ｃ３Ｄ８Ｒ；等效层采用弹性模型表示，单元采用六面体八节点孔压单元Ｃ３Ｄ８Ｐ；通过ＳＯＩＬ分析步中的时间步长来考虑盾构推进及排水固结的时间效应。材料参数详见表１和表２。表１土和衬砌物理参数名称μＥ／ＭＰａｒ′／（ｋＮ·ｍ－３）ｃ／ｋＰａφ／（°）Ｋ／（ｍ·ｓ－１）黏土０．２６１１．７６１７．８１４．０１４．５０．０２６×１０－７衬砌０．２３０２００表２等代层参数等代层ｓｔｅｐ１ｓｔｅｐ２ｓｔｅｐ３Ｅ／ＭＰａ０．２２．０１８．０Ｋ／（ｍ·ｓ－１）１．１×１０－８０．６×１０－８０．２×１０－８注：表１和表２中，μ为泊松比，Ｅ为弹性模量，ｒ′为浮容重，ｃ为黏聚力，φ为摩擦角，Ｋ为渗透系数。２铁道建筑技术ＲＡＩＬＷＡＹＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ２０１７（０１）万方数据本刊特稿２．３盾构掘进过程模拟对盾构掘进的施工过程模拟采用大型通用有限元软件ＡＢＡＱＵＳ中单元生死技术以及改变材料参数的方法实现。将与施工密切相关但又不易量化的变量（盾尾空隙的大小、超开挖间隙、操作间图２等代层示意图隙、注浆充填程度、隧道壁面土体受扰动的程度和范围等）等效为均质、等厚的等代层［１３］，使这些不易量化的因素在计算模型中得以实现，等代层示意图如图２所示。具体开挖步骤为：（１）建立模型，地应力平衡；（２）移除第一环土体开挖范围内的单元；（３）激活第一环等代层和衬砌层单元，此时等代层为盾构机壳，同时移除第二环土体开挖范围内的单元；（４）第一环等代层此时变为注浆层，通过改变场变量将其弹性模量变为０．２ＭＰａ；激活第二环等代层和衬砌层单元，其等代层为盾构机壳，同时移除第三环土体开挖范围内的单元；（５）考虑浆液初凝，通过场变量将第一环等代层弹性模量变为２ＭＰａ；第二环等代层变为注浆层，激活第三环等代层和衬砌层单元，其等代层为盾构机壳，同时移除第四环土体开挖范围内的单元；（６）将第一环等代层模量变为１８；二本，第二环等代层模量变为２ＭＰａ，第三环等代层为注浆层，激活第四环等代层和衬砌层单元，同时移除第五环土体开挖范围内单元；（７）重复上述步骤直至开挖完成。其简化流程图如图３所示。图３模拟流程示意图２．４接头螺栓及销钉模拟螺栓和销钉均采用抗拉强度为２．１×１０５ＭＰａ的钢筋，其泊松比为０．３。在模型中，为了便于计算，将螺栓简化为圆柱型连接件，其直径为０．０１５ｍ，长度为０．４ｍ，同时螺栓与管片环接孔间设置为绑定接触，以模拟螺栓和管片之间的连接，对于螺栓和剪力销也简化为圆柱型连接件，其半径为０．０１２ｍ，长图４管片连接件模拟示意图度为０．４ｍ，为较准确地模拟螺栓和剪力销的连接，将剪力销和管片环接孔间的接触设置为摩擦接触，如图４所示。隧道模型中的螺栓数量总计为１７６个。３计算结果分析本文重点研究既有隧道在不同抗弯刚度下的受力和变形，以此来判断连接方式对于隧道整体刚度和稳定性的影响，并分别比较接头处施加螺栓与未施加螺栓条件下既有隧道的受力与变形。所以在模型计算结果中分别提取了既有隧道在不同穿越阶段（穿越接近区、穿越区、穿越远离区，如图５所示）衬砌顶部与底部的变形值，并在此基础上，分析了盾构穿越区既有隧道正上方管片环弯矩与接头挠度的对应关系。图５盾构穿越分区示意图３．１既有隧道沉降图６为新建隧道各穿越阶段下既有隧道顶部的沉降量。随着盾构开挖面距离既有隧道的接近，既有隧道顶部的沉降量一直增大，当盾构达到既有隧道正下方时，既有隧道顶部变形增加幅度大大提高，而随着盾构开挖面的逐渐远离，既有隧道顶部变形值仅呈现很小的变化。此外，对比接头处插入３铁道建筑技术ＲＡＩＬＷＡＹＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ２０１７（０１）万方数据本刊特稿螺栓剪力销与未插入螺栓剪力销条件下的既有隧道顶部变形值相差很大，并且加入螺栓之后的既有隧道顶部变形较均匀，隧道顶部变形增加幅度比未加入螺栓剪力销时呈减缓趋势。图*既有隧道顶部变形曲线图７为新建隧道各穿越阶段下既有隧道底部的变形值。可以看出沿着既有隧道纵向方向，既有隧道底部的沉降量增幅大于顶部变形值的增幅，这是由于土体－隧道结构相互作用下，在既有隧道顶端的受力相对集中，因此既有隧道底部的沉降增幅相对较大，并且可以看出管片环间加入螺栓时，既有隧道的变形较为接近。此时既有隧道底部加入螺栓剪力销后的变形是未加入螺栓剪力销时的１／１２，这也从侧面可以验证，加入螺栓剪力销后既有隧道的整体性能得到大大增强。图７既有隧道底部变形曲线３．２管片环弯矩与挠度的关系由图８可明显看出，盾构到达穿越区，管片底部正弯矩逐渐增大，管片底部接头挠度增长迅速，随着正向弯矩的继续增加，管片底部挠度有一个平缓增长的趋势，呈现出较明显的非线性关系，此时接头变形主要表现为竖直方向扩张、水平方向收敛，从而导致管片内侧张开，外侧易出现裂缝脱落；而随着盾构继续向前推进，盾构远离穿越区时，受下部新建隧道开挖卸荷影响，底部接头挠度仍然有一个较大增长，相对转角逐渐变大。管片顶部挠度值随着弯矩的增加呈现缓慢增长趋势，由于接头抗弯刚度较大，并且顶部相对距离新建隧道较远，因此在相同的施工工艺以及相同的弯矩值下产生相对较小的管片挠度，管片变形在正、负弯矩下也表现出显著的非线性特征。同时对比管片顶部和底部管片接头挠度可知，盾构穿越施工完成后，由于新建隧道开挖卸荷影响范围制约，管片顶部挠度远远小于管片底部挠度，在承受相同弯矩条件下有效抑制了管片的变形和延缓了接头张开。在整个穿越周期范围内，接头挠度最终趋于稳定值。图８管片环弯矩与挠度的关系曲线４接头受力和变形理论计算为了验证有限元计算结果的准确性，结合结构力学力法方程针对盾构隧道近距离下穿既有隧道的接头受力和变形进行了理论计算推导，为简化计算，取管片结构与周围对称荷载的一半进行计算，管片受力机构计算简图如图９所示。图９弹性铰接管片环受力简图４铁道建筑技术ＲＡＩＬＷＡＹＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ２０１７（０１）万方数据本刊特稿基本假定为：（１）管片接头是具有一定弯曲刚度的弹性铰；（２）土体和盾构衬砌处于平面应变状态；（３）在各种荷载作用下，地基反力沿环的水平投影为均匀分布；（４）土体和管片材料视为弹性；（５）由于螺栓的存在，管片结构视为均质连续体。４．１管片环作用荷载计算根据弹性铰接管片环受力特征，可以确定管片环作用荷载主要分为：（１）圆环自重é+γｈＦ（１）式中，稿为隧道衬砌环自重；γｈ为管片容重；Ｆ为圆环的截面面积。（２）竖向地层压力竖向地层压力是隧道衬砌底部土体直接作用于其上的压力，对于浅埋隧道衬砌：二１＝∑ｎｉ＝１γｉｈｉｂ（２）式中，ｉ为土体层数；γｉ为隧道上方各层土体的比重；ｈｉ为各层土体的厚度；ｂ为隧道管片环的环宽。（３）侧向水平地层压力根据土体的不同，侧向水平地层压力的计算选取黏性土来计算。由图中可以看出侧向水平地层压力可分为两部分，分别为矩形部分和三角形部分，计算过程如下：０１＝Ｋ０γｈ（３）０２＝２Ｋ０γＲ（４）式中，Ｋ０为黏性土的静止侧压力系数，其值可取为，Ｋ０＝１－ｓｉｎφ，φ为土体有效内摩擦角。（４）侧向土体抗力二ｋ＝ｋｙ（５）式中\'为隧道衬砌环的弹性抗力系数；ｙ为隧道衬砌环在水平直径处的变形量。（５）衬砌地基反力二２＝Ｐ１＋２πＲｇ２Ｒ＋２（１－π４）γＲ２１２Ｒ－πＲ２γＷ２Ｒ＋ｑ（６）式中，二２为地基竖直方向反力；ｑ为底面附加超载，当隧道埋深较浅时考虑，一般取值ｑ＝１０ｋＮ／ｍ３。当新建盾构隧道近距离下穿既有隧道时，由于盾构的开挖卸荷效应，可考虑在此基础上乘以折减系数λ，以准确反映下穿施工时的衬砌地基反力。在管片内力和变形计算中，将管片机构作用荷载视为外部被动抗力与主动均布荷载的总和，管片产生的变形与土体之间满足变形协调条件。４．２弹性铰接圆环模型力法方程如图９所示，解除管片顶部位置约束，施加以圆周向的弯矩Ｘ１以及水平向的轴力Ｘ２。力法方程为：δ１１ｘ１＋δ１２ｘ２＋Δ１Ｐ＝０δ２１ｘ１＋δ２２ｘ２＋Δ２Ｐ＝{０（７）其中，δ１１＝１ＥＩ∫π０Ｍ２１Ｒｄφ＋∑３ｊ＝１Ｍｊ１Ｍｊ１１Ｋｊθ（８）δ１２＝δ２１＝１ＥＩ∫π０Ｍ１Ｍ２Ｒｄφ＋∑３ｊ＝１Ｍｊ１Ｍｊ２１Ｋｊθ（９）δ２２＝１ＥＩ∫π０Ｍ２２Ｒｄφ＋∑３ｊ＝１Ｍｊ２Ｍｊ２１Ｋｊθ（１０）Δ１Ｐ＝１ＥＩ∫π０Ｍ１ＭＰＲｄφ＋∑３ｊ＝１Ｍｊ１ＭｊＰ１Ｋｊθ（１１）Δ２Ｐ＝１ＥＩ∫π０Ｍ２ＭＰＲｄφ＋∑３ｊ＝１Ｍｊ２ＭｊＰ１Ｋｊθ（１２）式中，ｊ为管片接头的数目；ＥＩ为管片刚度；Ｍ１、Ｍ２分别为基本结构在单位荷载作用下的弯矩；ＭＰ为基本结构在外部荷载作用下的弯矩；Ｋθ为各接头的接头刚度，可根据文献［１４］取为Ｋθ＝Ｍ／θ。根据力法方程可求得管片截面处的内力：Ｍ＝Ｍ１·ｘ１＋Ｍ２·ｘ２＋ＭＰＮ＝Ｎ１·ｘ１＋Ｎ２·ｘ２＋Ｎ{Ｐ（１３）根据虚功原理，即可求得监测点处的变形量：ΔＰ＝１ＥＩ∫ＭＭｄｓＥＩ＋∑∫ＮＮｄｓＥＡ（１４）式中，Ｍ和Ｎ分别为单位力作用下的弯矩与轴力，Ｍ和Ｎ分别为外部荷载作用下管片结构的弯矩与轴力。４．３理论结果与有限元结果对比在理论计算中，取用有限元模型中土体及管片的各项参数，需要说明的是，在计算衬砌地基反力５铁道建筑技术ＲＡＩＬＷＡＹＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ２０１７（０１）万方数据本刊特稿中，为考虑区分不同穿越阶段开挖卸荷对地基抗力的影响，本文将折减系数λ按照穿越接近区、穿越区以及穿越远离区分别赋值，具体取值见表３。表３不同穿越阶段地基抗力折减系数穿越阶段穿越接近区穿越区穿越远离区λ１λ２λ３λ４λ５λ６λｉ０．９５０．９２０．８５０．８００．７５０．７２如图１０所示，管片环弯矩与挠度曲线关系的理论解与有限元数值解结果吻合度较好，均呈现出挠度随着弯矩值的增大而不断增大的趋势，且在盾构穿越区增大幅度达到最大。相比于数值解具备可以实时监测盾构动态施工过程的优势，而理论解仅选取不同施工阶段下有限个（６个）监测点。因此，在不考虑盾构动态施工过程影响的前提下，理论解可作为预测管片环受力和变形的快捷方法，为盾构近距离穿越施工提供理论依据。图１０理论计算结果与有限元结果对比图１１为下穿正上方既有隧道管片整环挠度与弯矩图。由图１１ａ可以明显的看到，盾构穿越结束后，该环管片在顶部和底部均呈下降状态，由于地基下部抗力远远大于竖向地层压力，且新建隧道开挖卸荷距既有隧道底部较近，故管片底部的变形较顶部大，这与数值模拟结果相一致，其中顶部变形的理论解较有限元结果（１．３８８ｍｍ）偏大约１４６％础；底部变形的理论解较有限元结果（３．６０ｍｍ）偏大约８．８９％。由图１１ｂ可见，穿越结束后，管片顶部和底部所受弯矩值均为正弯矩，代表管片内侧受拉，而管片腰部位置处受到负弯矩作用，代表管片外侧受拉。因此，在新建盾构隧道穿越施工期间，由于既有管片埋深较深，且受到土压平衡盾构巨大的近距离挤压作用，使得侧压小于顶部覆土压力，该环“”管片最终稳定时呈现为竖鸭蛋受力状态。与有限元结果相比可知，理论计算结果的底部弯矩值较有限元结果偏小约１３．２５％，而顶部弯矩值偏小约３．８８％。图１１整环管片挠度与弯矩图５结论本文针对软黏土地层新建盾构隧道近距离穿越既有隧道施工扰动进行了分析，采用有限元数值模拟和理论分析的方法，重点考虑了管片环间接头效应的影响，揭示了环间接头非线性作用下管片的受力与变形，主要有以下结论：（１）盾构穿越施工期间，既有隧道顶部和底部的沉降量均呈增大趋势，当盾构到达既有隧道正下方时，加入螺栓之后的既有隧道顶部变形较均匀，隧道顶部变形增加幅度比未加入螺栓剪力销时呈减缓趋势。（２）由于既有隧道顶端的受力相对集中，因此既有隧道底部的沉降增幅相对较大，管片环间加入螺栓时，既有隧道顶部和底部的变形大小较为接近，表明加入螺栓剪力销后既有隧道的整体性能得到大大增强。（３）新建盾构隧道穿越期间，由于既有管片受到土压平衡盾构巨大的近距离挤压作用，使得侧压“小于顶部覆土压力，管片环最终稳定时呈现为竖”鸭蛋受力状态，管片顶部和底部混凝土内侧受拉，而腰部位置处混凝土外侧受拉。（４）在不考虑盾构动态施工过程影响的条件下，基于弹性铰接圆环模型的力法方程理论解可作为（下转第２４页）６铁道建筑技术ＲＡＩＬＷＡＹＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ２０１７（０１）万方数据·科技研究·（４）桩顶的侧摩阻力为零，当上部荷载较小时，桩基中上部的侧摩阻力先发挥作用，随着上部荷载水平的提高，桩侧摩阻力由中上部向下部发展，并且其值逐渐增大。中部由于桩基表面的粗糙程度不同以及桩土接触面的差异性和复杂性，再加上传感器设备所测试验数据存在一定的误差和波动性，使得侧摩阻力的规律性不甚明显。参考文献［１］ＳｔｅｗａｒｔＤＰ，有０项０：：ＲＪ，ＲａｎｄｏｌｐｈＭＦ．Ｄｅｓｉｇｎｏｆｐｉｌｅｄγλπé×Δ”∑×∑δ′δ′’∑ｃｌａｙｆｏｒｌｏａｄｉｎｇｆｒｏｍｌａｔｅｒａｌ６４）：期４国０期０编２６［Ｊ］出缓éｏｔｅｃｈｎｉｑｕｅ，１９９４，４４（２）：２７７－２９６．［２］罗广发，李立峰，陈昌富，等出软土地基桥台的病害及受力分析［Ｊ］出重庆交通学院学报，２００３，２２（２）：７２－７５．［３］朱先锋柱大面积堆载引起高铁桥基变形处理对策研究［Ｊ］出铁道建筑技术，２０１５（１２）：１３－１６．［４］陈仁朋，郑中，孔令刚，等出水平及扭转荷载作用下群桩基础受力分析方法［Ｊ］出岩土工程学报，２０１３（８）：１４６３－１４６９．［５］汪优，刘建华，王星华，等出软土地层桥梁群桩基础桩土共同作用性状的非线性有限元分析［Ｊ］出岩土力学，２０１２（３）：９４５－９５１．［堵］张永涛，杨炎华，黎冰，等出桥梁吸力式沉箱基础承载特性试验研究［Ｊ］出岩土工程学报，２０１５（１）：１７７－１８２．［７］程岳，黄茂松出竖向荷载作用下群桩非线性简化分析［Ｊ］出地下空间与工程学报，２００９（Ｓ２）：１５４９－１５５３．［８］辛公锋柱大直径超长桩侧阻软化试验与理论研究［Ｄ］出杭州：浙江大学，２００６：１８－２５［９］顾培英，王德平，吕惠明，等出大直径灌注桩桩侧摩阻力试验研究［Ｊ］出公路交通科技，２００４（１）：*/0**［１０］贾德庆柱广东沿海主要土层桩侧摩阻力和桩尖阻力的分析［Ｊ］出水运工程，２００４（２）：２２－２５．［１１］蒋建平，汪明武，高广运家桩端岩土差异对超长桩影响的对比研究［Ｊ］出岩石力学与工程学报，２００４（１８）：３１９０－３１９５．［１２］邹雪芹柱珠海西部中心城区软基处理方案论证［Ｊ］出铁道建筑技术，２０１５（４）：檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪９４－９８．（上接第６页）预测管片环受力和变形的简便方法，且计算精度可以达到要求。参考文献［１］蒋洪胜，侯学渊柱盾构法隧道管片接头转动刚度的理论研究［Ｊ］出岩石力学与工程学报，２００４，２３（９）：１５７４－１５７７．［２］彭益成，丁文其，朱合华，等出盾构隧道衬砌结构的壳#接头模型研究［Ｊ］出岩土工程学报，２０１３，３５（１０）：１８２３－１８２９．［３］Ｉ．Ｔ．ＡＷｏｒｋｉｎｇＧｒｏｕｐＮｏ．２．Ｇｕｉｄｅｌｉｎｅｓｆｏｒｔｈｅｄｅｓｉｇｎｏｆδ°λדπ∑”ד“λλé［Ｊ］∫”דλéａｎｄＵｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄＳｐａｃｅＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０００，１５（３）：３０３－３１１．［４］ＹｕｋｉｎｏｒｉＫｏｙａｍａ．Ｐｒｅｓｅｎｔｓｔａｔｕｓａｎｄｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙｏｆｓｈｉｅｌｄ∑”דλé×∑°′πλ-Δ#Δ［Ｊ］∫”דλéΔπ1π×γéγ′”πφ#Δμ×∫×μ°′“′é/22!，１８（２）：１４５－１４９．［５］ＣｈｅｈａｄｅＦＨ，ＳｈａｈｒｏｕｒＩ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｉｎｔｅｒ文ａｃｔｉｏｎｂｅｔｗｅｅｎｔｗｉｎｔｕｎｎｅｌｓ文：λ’“”×μ×′’∑°×γדΔ∑λ×#′δλ∑λ′Δπμ′δ∑γ”μ∑λ′#γ′μ×π”γ×［Ｊ］∫”דλéΔπ1π×γéγ′”πφ#Δμ×∫×μ°′“′é，２００８，２３（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