图i修正惯用设计法计算简图
31412计算荷载
根据隧道所处地层不同，选取不同的计算工况计算，取最不利计算工况作为结构配筋的依据。
主
要设计荷载为水土压力，地层抗力按三角形分布计算。
土荷载采用太沙基（Terzaghi）土压公式计算。
越一三区间荷载的控制工况为地质较差的残积土层。
31413计算结果
圆形隧道内力见图2。
计算结果表明隧道的拱顶内力为最不利截面，裂缝控制结构的配筋。
管
片混凝土强度等级为C50,钢筋采用一、二级钢筋。
第5节管片防水设计
3.5.1防水原则
防水原则是“以防为主，多道设防，因地制宜，综合治理”。
以高抗渗标号的自身防水混凝土为根本，管片接缝防水为关键。
3.5.2防水措施
（1）衬砌外注浆防水。
衬砌管片与天然土体之间存在环形空隙，通过同步注浆与二次注浆充填空
隙,形成第一道外围防水
图2圆形隧道内力图（每延米）
目的是使注浆体尽快凝固稳定，减少管片变形。
为了增强浆液的流动性，掺入了外加剂膨润土。
注浆量为1.3〜1.5倍的管片外环形空隙，注浆压力为0.1〜0.3MPa。
（2）管片自防水。
管片为高标号预制混凝土，采用蒸汽养护，其抗渗标号为S12。
（3）管片接缝防水的第一道防线:
弹性密封垫。
接缝防水的成功与否是整个工程的成败的关键。
管片接缝防水设计首先要选定合适工程特点的弹性密封垫。
考虑国内的遇水膨胀橡胶硫化加工技术较成熟等因素,选择了遇水膨胀橡胶作为接缝防水的材料。
区间最大静水压约为0.2MPa,
接缝设计水压按3倍的静水水压即0.6MPa考虑。
⑷管片接缝防水的第二道防线：
嵌缝防水。
在洞门段30m、联络通道两侧各8〜10m处等变形量大的衬砌环段进行整环嵌填,其余区段则在拱顶45°范围和拱底90°范围内嵌填的。
嵌缝材料采用氯丁胶乳水泥,它与混凝土结合面采用界面处理剂进行处理。
第6节联络通道和洞门设计
3.6.1联络通道
联络通道采用洞内矿山法施工,衬砌形式为复合式衬砌。
每处联络通道左右线由4环特殊
衬砌环组成。
每环特殊衬砌环由4块混凝土管片和2块钢管片组成,钢管片设在联络通道洞口处,拆卸方便。
钢管片为高精度机加工钢结构。
3.6.2洞门
在区间的两端设现浇混凝土洞门圈,设置洞门圈的目的是将车站结构和混凝土管片连接为
，且》
整体,有利于区间和车站的节点处的防水。
洞门的长度根据区间长度和管片宽度确定300mm。
第四章结论与建议
（1）广州地铁区间地层具有上软下硬,隧道地基承载力较好的特点。
隧道的衬砌环采用环间、块间不设榫槽的平板型管片,采用错缝拼装的组装,弯螺栓连接等构造形式。
其施工操作方便,管片的变形在合理的范围内,实践证明这种构造形式是合适的。
（2）设计采用标准衬砌环拟合区间直线线路,但在施工时曾试对部分直线线路采用左右转弯换
交替拼装拟合的成功,消除原来封顶块设在隧道底部影响施工安全的担心。
这说明采用左右转弯环或万能管片的组合形式来拟合直线线路是没有问题的,但前提条件是盾构机的管片选型系统应有较高的自动化程度。
（3）盾构施工的一个优点是快速掘进,越—三区间在国内首次采用1.5m的大宽度管片,使得其掘进速度达到单洞掘进405m/月的国内历史水平。
1.5m的大宽度管片应用是成功的,值得推广。
从施工情况来看,1.5m的管片在中等直径的地铁隧道已经到了宽度极限。
要进一步提高掘进速度,从设计方面,今后应着眼于采用拼装速度快的斜螺栓连接方法的研究。
（4）管片接缝防水是防水的关键和重点,越—三区间设计时,对管片的接缝防水作了专门的试验
研究,然后才用于工程实践,防水效果达到设计要求,防水措施是成功的。
（5）在管片结构设计中如何结合地层特征、装配式结构的特点选用合适的计算模型,是值得深入研究的问题。
今后应在管片的接头实验方面多做研究,为结构设计提供依据。
（6）盾构隧道是自动化程度较高的先进技术,管片设计时只有做到与盾构机、管片模具制造等专业密切配合,才能做出合理的管片设计。
（7）盾构技术在国外已发展到大直径、多圆盾构等新技术的应用。
当前,我国盾构技术还处于一个起步和推广的阶段,随着我国基础设施建设日益频繁,盾构隧道会越来越多。
遗憾的是,我国在盾构隧道设计方面还没有国家技术标准和规范可遵循。
因此,建议有关部门对这一技术深入研究,尽快制定相关的设计、施工规范,以推动盾构法在我国的蓬勃发展。
参考文献:
[1]潘昌实1盾构隧道衬砌设计指南（草案）[J].世界隧道,1997,02.
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城市地铁隧道工作面开挖的地层应力分布规律
摘要：
基于深圳地铁实测资料，系统地分析了隧道：
工作面开挖的地层应力分布特征，揭
示了城市地铁隧道上：
作面围岩应力重分布的规律，提出了浅埋隧道围岩应力的分区概念。
关键词：
隧道工程：
城市地铁隧道；地层应力；分布特征
1引言
采用浅埋暗挖法开挖城市地铁隧道，其应力临测相对其变形观测较少，尤其是用来完整分析地层应力分布的量测资料十分匮乏。
因此，城市地铁隧道工作面开挖的地层应力分布规律的系统研究，对地铁隧道的结构设计、施工等具有重要意义。
本文利用深圳地铁隧道现场测试资料，拟对城市地铁隧道开挖的地层应力分布规律进行研
究。
2测试断面的工程概况
针对深圳地铁浅埋暗挖法部分标段，如双洞双线隧道的5，6和13标及单洞重叠线隧道的
3A和3C标，地表沉降相对较大。
本文选取6和3A标作为重点观测研究对象，其他标段由施
工方配合观测。
2.16标段测试断面概况测试断面里程为左SK5+070。
双线隧道中心线距为13m。
隧道埋深为
4.0m,相对
9.8m，上覆地层依次为素填土、中砂、粘土和砂质粘性土。
其中富水砂层厚度为隔水层厚度为2.2m。
地下水埋深为2.5m，断面为马蹄形（6.5mx6.6m（宽X高））。
初期支护为$22mm格栅钢架+$6nm钢筋网（150mm~150mm）+250mm厚C20喷射混凝土；超前支护为
$32mm~3.25mm短注浆双排小导管，其布置布置在拱部150。
范围。
施工采用台阶法，台阶（核心土地）长度为8m。
2.23A标段测试断面概况
测试断面里程为SKi+487.5。
隧道埋深为13m,上覆地层依次为素填土、软土、中砂、砾砂和粉质粘土。
其中富水砂砾层厚度为5m,相对隔水层厚度为2.6m。
地下水埋深为1.5m。
断面为直墙拱形（6.8mXI3m宽X高））。
初期支护为$25mm格栅钢架+$8mm钢筋网（150mnl~150mm）+300mm厚C20喷射混凝土。
超前支扩采用注浆小管棚$76mm~5mm加注浆
小导管$42mm~4mm其布置范围为拱部。
施工采用4步台阶法，3个台阶均设临时横撑。
3现场测试内容与测点布置
围岩应力测试包括：
（1）超前小导管应变测试；
（2）围岩与初期支护接触应力测试；（3）孔隙水
压力测试；（4）初期支护结构内力测试；（5）拱脚接触应力测试。
超前小导管应变测试采用胶基箔式3mmX5mm应变片；接触应力采用1.0MPa土压力盒：
孔隙水压力采用0.2MPa钢弦式压力计；结构内力采用钢弦式钢筋计。
超前小导管应变测点布置是取$32mmX2.5r的小导管，上、下对称布点各5个，安装在
拱顶和拱腰处（设置3根补偿管）。
6标段应力测点布置见图1。
3A标段应力测点布置基本同6
标，但因是重叠隧道，故测点数目有所增加。
图16标段应力测点布置
4工作面开挖的围岩应力变化
4.1围岩径向接触应力分布规律
6标段各测点围岩径向应力历时变化趋势见图2。
图26标各测点围岩径向应力历时变化趋势
图2中横坐标观测时间的正号表示已封闭成环，负号表示未封闭，以下同。
由所测的围岩径向应力并结合3A,3C（与3A紧邻，工程条件相同）等标段的实测资料可得，
其应力分布规律如下：
（1）拱腰和仰拱处的围岩径向应力较大：
而拱顶与仰拱底处的围岩径向应力均较小，相比较而言，最小值产生在两侧墙，其大小排序为P抑拱>P拱部P>边墙；
（2）
对双线隧道，由于右线开挖影响，在仰拱部位，总的表现特征是仰拱右侧处的径向应力大于其左侧；（3）3A标段断面的径向应力较6标为大，原因为3A标设临时仰拱且断面下部分处于风化岩上，围岩变形相对较小，故由“地层-支护”特征曲线可知，其必然导致径向应力大；（4）
这符合“地
在结构未封闭成环之前，拱部变形过大，实测应力值较小，随时间延长，初期支护结构刚度及强度提高，其支护抗力逐渐增大，反映为围岩施加于支护的径向应力也随之变大，
层-支护”特征曲线的原理；（5）拱部压力在下台阶开挖至断面里程时，开挖边墙前后的压力值
产生了较大的改变。
此时，拱顶压力增大，而两拱腰却稍有下降。
随下半断面支护结构的施作，整体刚度提高，拱部压力存在一个“平台”（压力大小）或不变“卸荷”（压力略有下降）现象，
随整个支护结构的应力调整和再分配，拱部压力又重新进入一个缓慢增长直至稳定的过程；（6）边墙与仰拱处的压力变化趋势基本相同，不同的是断面封闭成环后，随着结构的逐步稳定，应力的调整和再分配，仰拱的压力值增长速率相对较大，从而使仰拱部位承受了较大的围岩压力。
4.2孔隙水压力分布特征
孔隙水压力的历时曲线见图3。
由图3以及在3A，3C标等的量测资料可知，孔隙水压力的分布特征为：
（1）初期支护未封闭成环前，孔隙水压力随工作面推进有降低的趋势，表明工作面处的孔隙水压力为最小值，而随着断面的封闭，孔隙水压力逐渐增加，至一定值后渐趋稳定；
（2）拱顶部位孔隙水压力为负值，表明该处土体处于松驰状态，为剪性张拉区；（3）仰拱处的孔
隙水压力为最大，其次为下台阶的右下侧和左下侧：
（4）孔隙水压力分布与围岩径向应力分布
特征基本类似。
图3孔隙水压力的历时曲线
4.3初期支护格栅钢架结构内力
4和5。
由所测的格栅钢架主筋的截面轴力和弯矩的变化趋势通过结构简化而计算，见图
由图4,5可知，
（1）在观测断面安装后7d（开挖工作面距测试断面1.39D），初期支护的上半
断面轴力，在封闭后符号变异。
封闭成环后，上、下断面的截面轴力有增加的趋势，然后呈稳定态势且拱部略有下降。
（2）上半断面结构的轴力在刚安装时为压力，其后变为拉力。
拱部轴力在封闭成环后，变为压力，两拱腰也由受拉变为受压；下半断面左右两边墙以及仰拱两侧轴力均为压力，而在仰拱底处由开始的拉拉逐渐趋变为压力状态。
上述特征与设计的整个结构断面皆受压不相一致。
（3）结构所受弯矩的分布状态为：
在封闭成环后，除仰拱部以及侧墙为内侧受拉外，其他实测的结果均与设计值不同。
（4）相比较而言，上半断面承受了较大的轴力和
弯矩，说明上半断面的支护结构为主要承受部位。
图4初次支扩结构截面轴力变化趋势
图5初次支护结构截面弯矩变化趋势
4.4超前支护体应力
对超前小导管的应力分析采用拉（压）弯组合，以拱腰小导管为例，其拉（压）应变及弯曲应变在不同开挖长度时，实测应变沿小导管长度的变化趋势见图6，7。
图6小导管的拉、压应变的变化趋势
图7小导管的弯曲应变的变化趋势
（1）随工
由图6，7及其他小导管的应变测试资料可得，超前支护小导管的应变变化特征为：
作面。
开挖，超前支护体上沿全长皆有应力分布，小导管的工作状态是拉弯组合，即小导管在
围岩荷载的作用下，产生弯曲的同时也伴随有拉伸。
（2）随工作面推进，拉应力增加，其应变
增量有向下一测点递增的趋势。
（3）当工作面推进长度大于小导管长度时，尤其是上下台阶封
闭成环后，小导管全部转化为受压，表明其超前作用消失。
（4）由弯曲应变知，其承受地层上
覆荷载的能力随小导管在土中剩余长度的减小而减小。
因此设计时应该考虑，必须保证小导管在土中有一定的剩余长度。
4.5拱脚与土体的接触应力对浅埋暗挖法，隧道拱脚处土体的承载力将直接影响隧道拱顶下沉。
为寻求减缓拱顶下沉的拱脚处理措施，分别在左、右两拱脚安设了土压力盒。
实测表明，拱脚处的接触应力远超过土体的基本承载力（实测值最大为814.2kPa而土体的基本承载力仅为260kPa）,倘不采取措施，
必使拱顶下沉急剧增大，或者消极等待初期支护封闭成环后，才能使拱顶下沉变缓。
5浅埋隧道应力重分布的分区认识
实测的围岩径向应力与上覆土柱荷载的比值随隧道开挖而呈现的分布规律如图8的实线部
分。
而对工作面前方应力的分布状态,可利用超前支护的应力量测资料作推断。
由本次超前小导管的现场量测资料可知,围岩压力产生的最大应变点（应力集中峰值）距工作面的距离约为
2．5m处,其
1.2m。
文［11）对超前支护体的数值模拟也表明：
有预加固时，隧道工作面前方约
出随工作面开挖，其前后应力的分布规律如图8（其中工作面前方应力分布（无测点线）为推断结
果。
L为推进长度，D为隧道宽度）。
针对深圳地铁一期工程利用ANSYS有限元软件分析的隧
道工作面前方围岩应力的分布特征见图9。
由图9可知，其与上述实测和分析的规律一致。
上述隧道工作面围岩应力重分布的规律也已被模型试验所验证。
文[11）基于实验室试验，
利用传感器所测的随工作面移动，拱顶上部围岩压力的分布规律是：
隧道推进时，在上覆地层中产生了“压力波形”。
在工作面前方4〜9m处，围岩中的应力与原始应力相比较，逐渐增
加7%〜18%。
图8围岩压力与土柱荷载比值随开挖的分布规律
图9工作面前方围岩应力分布特征
在工作面前2〜4m处达到最大值，然后在工作面前方0.5—2.5m距离处降低到原始应力，
并在已安装的衬砌处降到原始应力的40%〜50%。
在工作面处为原始应力的70%〜95%。
工
作面通过一段距离后，围岩压力逐渐增加而接近原始应力。
基于实测以及上述分析，可提出浅埋城市地铁隧道工作面，沿隧道推进方向，其围岩应力
分布可分3个区域，如图10。
图10中，I为原始地应力区，H为增压区，川为应力降低区（减
压区或卸荷区）。
1为应力影响边界线，2为应力峰值线，3为卸荷边界线。
6结论
（1）浅埋隧道拱顶处的围岩压力并不是设计的上覆土柱荷载。
围岩压力排序为：
P抑拱>P拱部>P边墙，因此浅埋隧道的仰拱结构设计应具特殊性。
（2）实测孔隙水压力表明，拱部土体处于松驰状态，为剪性张拉区（膨胀），而仰拱处的孔隙
水压力为最大，其分布特征与应力分布基本类似。
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