成都地铁管片方案设计.docx

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成都地铁管片方案设计

5、区间盾构隧道结构设计

1）主要设计原则

①盾构隧道衬砌结构应满足运营功能要求以及建筑限界、施工工艺、结构防水和城市规划等方面的要求。

结构安全等级为一级，按地震烈度为7度进行结构抗震设计，采取相应的构造处理措施，以提高结构的整体抗震能力。

结构抗力应满足人防部门的要求，抗力级别为6级。

②结构类型和施工方法，应根据工程地质、水文地质和周围的环境条件，通过技术经济比选确定，并应按相关规范的规定进行结构设计计算。

③结构设计应符合强度、刚度、稳定性、抗浮和裂缝宽度验算的要求，并满足施工工艺的要求。

④对于钢筋混凝土结构应就其施工和正常使用阶段进行结构强度计算，必要时也应进行刚度和稳定性验算。

钢筋混凝土结构应进行裂缝宽度验算，其最大裂缝允许值为：

明挖法和矿山法施工的结构为0.2～0.3mm；盾构法施工的结构为0.15～0.20mm。

结构进行抗浮验算时，其抗浮安全系数不得小于1.05，否则应采取抗浮处理措施。

⑤采用暗挖法施工时，区间隧道为平行的双洞单线隧道，两隧道的净距一般不宜小于1.0倍隧道洞径。

⑥所选择的盾构机型，必须对地层有较好的适应性，并同时依据盾构推进速度、周围环境状况、工期、造价等各方面进行技术经济比较后确定。

⑦严格控制工程施工引起的地面沉降量，其允许数值应根据地铁沿线的地面建筑及地下构筑物等实际情况确定，并因地制宜地采取措施。

⑧结构防水设计应根据工程地质、水文地质、地震烈度、环境条件、结构形式、施工工艺及材料来源等因素进行，并应遵循“以防为主、多道设防、刚柔结合、因地制宜、综合防治”的原则。

车站及出入口通道防水等级为一级；车站风道及区间隧道防水等级为二级。

2）盾构机类型的选择

3）钢筋混凝土管片和特殊管片的设计

（1）盾构隧道断面尺寸的拟定

成都地铁圆形区间隧道内径的确定是在建筑限界Φ5200mm的基础上考虑施工误差、测量误差、设计拟合误差、不均匀沉降等诸多因素确定的。

并根据《关于明确成都地铁一期工程试验段工程有关问题的会议纪要》（[2003]第一期）的精神，本次设计内径为5400mm（见图5.3.1）。

（2）单、双层衬砌比较

制造管片的材料有铸铁、钢材以及混凝土等，此外使用复合材料制作的管片也逐渐增多，在隧道防水、受力合理和经济性能等方面都有明显的优势。

其中钢筋混凝土管片是目前最为常用的，其原因有：

①具有一定强度；②加工制作比较容易，采用钢模制作时可保证管片的精度（能达到±0.5mm）；③耐腐蚀；④造价也低。

因此，钢筋混凝土管片管片在我国得到了大规模采用。

从我国上海、广州和深圳等地铁的施工和运行检验情况来看，采用有一定接头刚度的单层柔性衬砌是成功的，单层衬砌施工工艺单一、工期短和投资省。

因此，本次设计采用单层管片衬砌，设计成钢筋混凝土平板型，其接头采用弯螺栓。

（3）管片的厚度与幅宽

管片的厚度与隧道断面大小的比，取决于地层条件和隧道埋深等，最主要是取决于荷载条件。

一般情况下，管片厚度为管片外径的4％左右，我国的单线地铁区间隧道多采用350mm和300mm两种。

根据成都地区的工程地质条件及地下水埋深情况，管片厚度取定为300mm，并进行相应结构计算分析，验算其强度和刚度。

管片的幅宽应根据隧道的断面，结合实际施工经验，并满足曲线拟合的条件下，选择在经济性、施工性方面较合理的宽度。

从便于搬运、组装以及出于对隧道曲线段上施工时盾尾长度的考虑，管片幅宽是小一些为好。

但是，从降低管片制造成本，减少易出现漏水等缺陷的接头部数量、提高施工速度等方面考虑，则幅宽大一些为好。

目前，我国地铁盾构隧道的设计中多采用幅宽1.2m和1.5m三种，随着盾构施工技术的发展，趋向于采用宽幅管片。

由于成都地质条件十分复杂，地下水位高、含漂石的砂砾石地层，施工过程中线形的控制难以保证。

对于同样的曲线半径，采用1.2m的管片比1.5m的管片的曲线拟合误差要小，同样是10cm的总误差，留给施工误差的剩余相对要大。

因此，本次拟定幅宽为1.5m和1.2m两种，对于平曲线半径小于350m的小半径区间隧道，采用1.2m的幅宽，而对于直线和大半径区间，则采用1.5m的幅宽。

（4）管片衬砌环分块设计

衬砌环的分块主要由管片制作、防水、运输、拼装、结构受力性能等因素确定，目前国内地铁盾构区间隧道基本上采用六块方案，一块小封顶块，两块邻接块和三块标准块。

本次设计采用以上分块方案，即一环分成6块，见图5.3.1所示。

一环管片由1块封顶块管片（F）圆心角为15°，标准块管片3块（分别为B1、B2、B3）圆心角均为72°。

邻接块管片左右各1块（分别为L1、L2）圆心角均为64.5°，纵向接头为10处，按36°等角度布置。

环向和纵向螺栓均采用6.8级M24型弯螺栓。

图3管片分块图

（5）拼装方式

衬砌圆环有通缝、错缝两种拼装方式。

通缝拼装时，管片衬砌结构的整体刚度较小，导致变形较大、内力较小。

错缝拼装条件下，管片衬砌结构的整体刚度较大，减少结构变形，但衬砌结构较之通缝内力要大，且管片制作精度不够时容易在推进过程中被顶裂，甚至顶碎，因此，应加大对管片精度的要求。

错缝拼装的拼转角度根据纵向螺栓的布置而定，可以两环一组错缝拼装，也可以三环一组错缝拼装，通常将K块放在隧道拱顶90°范围以内。

根据本次设计的管片分块方式，可实现两环一组的错缝拼装方式，第一环管片的封顶块（F）在拱顶正上方，第二环管片的封顶块（F）从正上方右偏36°。

（6）管片的楔形量

盾构在曲线段施工和蛇行修正时，需要使用楔形管片环，楔形管片环分为左转环及右转环。

蛇行修正用楔形管片环的数量，会因工程区域内所包含的缓曲线和急曲线区段的比例、有无S形曲线等的隧道线路、影响盾构操作稳定性的周围围岩的情况而不同。

通常，蛇行修正用楔形管片环数量大概是直线区间所需管片环数的3％～5％。

楔形量除了根据管片种类、管片宽度、管片环外径、曲线外径、曲线间楔形管片环使用比例、管片制作的方便性确定外，还应根据盾尾操作空隙而定。

根据本次设计的区间隧道线形，其最小半径为350m，按曲线拟合所需要的楔形量为25mm，但综合考虑施工经验等因素，采用楔形量38mm的楔形管片环，模拟线形采用直线环、左转环和右转环组合的方式。

（7）特殊管片的设计

区间的联络通道在修建，有两种方式，一是从地表进行明挖施工，但是当地面条件不允许时，只能采用暗挖的方式。

暗挖联络通道时，必须先从区间隧道里面，破除管片衬砌，然后采用注浆加固或冻结法进行施工。

考虑到成都地铁地质的具体情况，主要为砂砾石、地下水位高，因降水产生的地表沉降小，同时地表又没有明挖条件。

故本次推荐采用先降水再注浆加固地层，最后用暗挖方式修建联络通道。

同时，为了保证施工的安全和施工中管片的拆卸方便，本次设计在联络通道处，区间隧道采用钢管片和钢筋混凝土管片组成的复合型管片环。

4）区间隧道结构计算

（1）管片衬砌结构环力学模型

盾构隧道管片衬砌结构的力学模型有铰接圆环模型、匀质圆环模型和梁－弹簧模型。

铰接圆环模型、匀质圆环模型属于经验性为主的简化计算法，此种方法因不能明示接头位置，难于反映管片衬砌结构的实际受力状况（如考虑为匀质圆环时，不能反映圆环偏转某一角度后的截面内力及变形变化、不能计算错缝时的纵向接头的剪力等），计算结果受人为影响的因素较大。

梁－弹簧模型属于精确计算法，能考虑各类接头位置与刚度、错缝时的环间相互咬合效应，及隧道与周围土体的实际相互作用关系。

根据精确计算法还能明确计算出衬砌管片的环向及纵向接头的各种内力值，可准确地进行各类衬砌管片接头的设计。

我国以前多采用匀质圆环模型进行受力分析，随着盾构隧道设计理论的发展，目前也出现了采用梁－弹簧模型进行力学分析，两种力学模型（见图1）的具体情况如下:

①匀质圆环模型

将衬砌圆环考虑为弹性匀质圆环，用小于1的刚度折减系数η来体现环向接头的影响，不具体考虑接头的位置，即仅降低衬砌圆环的整体抗弯刚度，如日本的修正惯用计算法。

用曲梁单元模拟刚度折减后的衬砌圆，同时用弯矩增大系数ξ来表达错缝拼装引起的附加内力值。

根据国内外经验，通常取η为0.75，ξ为0.3。

②梁－弹簧模型

在一衬砌圆环内，具体考虑环向接头的位置和接头的刚度，用曲梁单元模拟管片的实际状况，用接头抗弯刚度

来体现环向接头的实际抗弯刚度。

为错缝式拼装时，因纵向接头将引起衬砌圆环间的相互咬合作用，此时根据错缝拼装方式，除考虑计算对象的衬砌圆环外，将对其有影响的前后的衬砌圆环也作为对象，采用空间结构进行计算，并用圆环径向抗剪刚度Kr和切向抗剪刚度Kt来体现纵向接头的环间传力效果。

同时假定环间接头不会产生错动，故取接头抗剪刚度为无穷大。

a.匀质圆环模型b.梁－弹簧模型

图1管片衬砌圆环计算的两种力学模型

（2）管片衬砌结构接头力学模型

在采用梁－弹簧模型进行结构计算时，管片接头抗弯刚度kθ，的取值很重要，它是评价评价盾构隧道管片衬砌结构设计合理与否的关键。

工程设计中常因设计者对kθ的取值偏差导致结构内力计算结果出现较大差异，从而使得在条件基本近似的条件下，管片厚度等重要结构设计参数相差甚大，导致设计过于保守或偏于不安全。

目前，工程中对kθ的取值还没有图表或公式可以遵循，实际中一般采用现场试验或室内模型试验进行确定。

以下应用三维有限元理论的基础上，采用数值方法对管片接头刚度进行模拟计算，为盾构隧道装配式管片衬砌结构设计计算提供依据。

①计算假定

已有研究成果表明，盾构隧道管片接头变形主要由接头板接缝材料压缩和连接螺栓受拉变形组成，相比而言，接头端面其余部位变形较小且近乎线性变化。

根据管片接头端面变形特点，计算过程中主要引入了如下假定：

◆小变形假设：

外荷载作用下的管片接头端面变形和转动与构件几何尺寸相比较而言非常微小，属小变形范畴。

◆平截面假设：

除接触端面由于受螺栓拉力和混凝土挤压而形成曲面外，管片其余断面变形前后均为平截面。

◆材料均匀性假设：

忽略材料几何制造等形成的差异，假定计算管片为均质各向同性材料。

②计算参数

结合研究对象所处围岩条件，埋深范围等确定衬砌环轴力、弯矩变化范围分别为300～1000kN和-150～200kN.m。

计算中通过在管片远离接缝的两侧端头施加均布面荷载以形成轴力N，通过在单块管片中部施加均布线荷载形成弯矩M。

计算中管片混凝土弹性模量35GPa，泊松比0.17；连接螺栓弹性模量210GPa，泊松比0.3。

③有限元模型

计算采用整体笛卡儿坐标系对平板直接头管片（管片尺寸：

长×宽×高：

3581mm×1500mm×300mm）进行三维建模分析。

考虑到盾构管片的实际承载和变形及其影响因素，对管片内侧远离接触面底边线施加铅直约束，而在水平面内允许其自由变形。

结合结构几何对称性，计算管片取0.5倍幅宽，约束对称面变形。

模型建立、网格划分及约束施加如图2所示。

由于抗弯刚度与螺栓的型式无关，只与螺栓在截面上的具体布置和数量有关，故本次以直螺栓为例，进行抗弯刚度的计算分析。

④模型加载

通过在管片左右两侧端面施加均布面荷载

形成轴力，在管片跨中附近施加均布线荷载FM，使得管片接头处形成轴力弯矩组合受力体系，如图3所示:

（a）整体建模（b）单侧管片建模

（c）连接螺栓（d）接缝衬垫（e）管片端肋网格划分

图2管片三维计算模型（单位：

mm）

图3模型加载示意图（单位：

mm）

⑤计算结果分析

盾构隧道管片接头端面在外加弯矩、轴力共同作用下的变形可以分为两种情况：

一种是接头面未发生张开，整个端面衬垫部位均承受压应力；另一种是管片结构形成类似简支梁的变形（忽略衬垫影响），在接头部分发生分离，但受压区高度小于整个管片接头端面管片厚度，此时接头端面形成局部受压区和局部受拉张开区。

简化连接螺栓和端肋共同作用下的接头端面变形如图4所示。

由于盾构隧道管片纵向接头全断面受压对衬砌环结构及防水有利，故仅需对不同影响因素作用下管片纵向接头的局部受拉张开特性进行深入分析和研究。

图4简化管片接头变形

计算得不同内力作用下的θ－M关系曲线如图5所示。

由图5可以看出，管片接头端面转角θ随弯矩M的增大而增大，曲线上各点的切线斜率，即管片接头刚度kθ随着M的增大而逐渐减小,并最终趋于稳定。

开始阶段θ-M关系曲线呈凸面向上的变化趋势，凸面曲率逐渐减小，最终θ-M关系近似为一条直线。

θ-M关系曲线初始斜率无限大，代表了轴力作用下的接头端面处于全端面受压状态，这是由于在荷载施加初期阶段，管片轴力较大，作用弯矩相对较小，管片接头全端面主要承受轴力所产生的压应力；随着弯矩的增加，中性轴上移，管片扰曲，接头端面分离并开始形成局部受压区和局部受拉张开区，受拉张开区衬垫不再承受外荷载，螺栓出露并和受压区衬垫共同作用以抵抗外加荷载作用。

管片接头张开度和接头端面转角主要由螺栓拉力和受压区衬垫压缩量决定。

轴力为零的时候，管片产生类似于纯弯曲简支梁的变形，θ-M关系近乎直线变化；轴力增大，θ-M关系曲线更易趋于稳定，这主要是轴力影响下的衬垫单元作用得到了加强，从而能及早与连接螺栓共同作用以使结构达到稳定。

理论上讲，接头抗弯刚度反映的是管片接头抵抗外荷载作用下的变形能力，它与接缝材料特性和管片结构尺寸密切相关。

计算结果中客观表现为当衬垫受压区高度和螺栓变形达到相对稳定后，θ-M关系近似成线性变化，即抗弯刚度kθ几乎保持不变。

点绘计算所得不同工况下的管片接头θ－M－N关系曲线如图6所示。

由图中可以看出，轴力一定条件下，随着弯矩的增大，管片接缝端面转角增大；弯矩一定条件下，随着轴力的增大，管片接缝端面转角减小。

这充分说明了管片接缝转角θ随结构内力变化而凸现的非线性特性，同时也预示随着轴力和弯矩的变化，管片接头端面受压区混凝土高度和张开量也将发生相应改变。

图5θ－M关系曲线

（a）正弯曲（b）负弯曲

图6θ－M－N关系曲线

（a）正弯曲（b）负弯曲

图7kθ-M-N三维关系曲线

为探明结构内力变化对接缝接头刚度变化规律的影响，点绘计算所得不同外荷载作用下的kθ-M-N三维关系曲线如图7所示。

由图中可以看出，轴力一定情况下，随着弯矩的增大，管片接头刚度kθ逐渐减小且渐趋稳定；弯矩一定情况下，随着轴力的增大，管片接头刚度kθ相应增大。

这充分说明了管片接头刚度随结构所受荷载的变化规律。

点绘不同偏心矩e下的管片接头刚度kθ变化趋势如图8所示。

由图中可以看出：

偏心矩e对kθ的变化规律影响较大。

轴力相同情况下，kθ随e的加大（即结构弯矩增加）而急剧减小，但减小幅度逐渐趋于平缓，并最终趋于稳定，不再随e的改变发生较大变化；相同偏心矩情况下，轴力变化对管片接头刚度kθ几乎没有影响。

究其原因在于，管片环拼装完成后，接头抗弯刚度即成为结构的固有特性之一。

从图中还可以看出，偏心矩趋于0时，管片接头刚度kθ趋于无穷大，这主要是由于外加弯矩越小时，管片结构越加接近于接缝端面全断面受压的纯压构件，接缝更难以张开的缘故。

图8不同轴力作用下的e~lgkθ关系曲线

根据研究成果，结合成都地铁一号线工程建设实际情况和所选用的管片结构尺寸、内力分布、接缝衬垫厚度等影响因素，建议管片结构设计中取接头正抗弯刚度kθ+＝5×104kN.m/rad，负抗弯刚度kθ-＝3×104kN.m/rad。

（3）荷载－结构模式

在进行盾构隧道管片结构设计计算分析时，其荷载的计算采用荷载－结构模式，见图9所示。

在确定作用在隧道上方的土层压力方面，国内外视地层情况，主要采用卸拱理论（太沙基公式为主体）和按全部地层压力计算土层压力的方法，但均带有较大近似性。

国外也有取最小土压力不小于1D～2D（D为隧道直径）高度的上覆土体自重（当计算土压力小于此值时）的经验法（如DesignofSegment，JapanSocietyofCivilEngineering，1994.6）。

衬砌圆环与周围土体的相互作用通过设置在衬砌全环只能受压的径向弹簧单元和切向弹簧单元来体现，这些单元受拉时将自动脱离，弹簧单元的刚度由衬砌周围土体的地基抗力系数决定。

考虑到本次标段的最大和最小埋深分别在17m左右和9m左右，上覆地层压力的计算原则为，对于深埋断面，首先按太沙基卸拱理论计算上覆地层压力，当计算值小于2倍隧道直径高度的上覆土体自重时，取2倍隧道直径高度的上覆土体自重作为上覆地层压力。

对于浅埋断面，直接取用全部上覆土体自重作为上覆地层压力。

同时，因区间隧道所在地层主要为砂卵石，而且其地下水丰富，一般地下水位为-1m～-4m，故采用水土分算的模式进行荷载计算。

除土水压力外，实际的计算荷载按施工和使用阶段可能出现的其它最不利荷载组合进行结构强度、变形计算，同时对混凝土裂缝宽度进行验算。

图9荷载模式

（4）荷载计算标准

①荷载分类

见表1所示，包括永久荷载、可变荷载和偶然荷载。

②地层压力

竖向地层压力按全部地层压力计算。

而侧压力当隧道处于粘性土中时按水土和算考虑，在砂性土地层时按水土分算考虑。

③地层抗力

通过设置在衬砌全环只能受压的径向弹簧单元和切向弹簧单元来体现，这些单元受拉时将自动脱离，弹簧单元的刚度由衬砌周围土体的地基抗力系数决定。

同时，偏于安全方向的考虑，未计管片周围注浆引起的抗力增加效果。

④管片结构自重

钢筋混凝土管片重度取25kN/m3。

⑤水压

当在砂性土地层时水土分算时，水压按静水压力考虑。

⑥隧道内部荷载

根据规范地铁隧道内的车辆荷载及冲击力对隧道结构影响较小，可略去不计。

表1荷载分类表

荷载分类

荷载名称

永久荷载

结构自重

地层压力

隧道上部地层破坏棱体范围的设施及建筑物压力

水压及浮力

设备重量

地层抗力

可变

荷载

基本可

变荷载

地面车辆荷载

地面车辆荷载引起的侧向土压力

隧道内部车辆行人等引起的荷载

其它可变荷载

施工荷载（设备运输、盾构推进和压注浆等引起的荷载）

偶然荷载

地震荷载

（5）计算断面的选择

①工程地质与水文地质

成都地铁试验段区间隧道地质为第四纪地层，自上而下依次为全新统填筑土层（Q4ml），全新统冲积层（Q4al），上更统冰水——流水堆积层（Q3fgl-al）。

其上部为人工填筑层，可塑粘土或粉质粘土、粉土，下部为卵石土，卵石土厚19.7～26.2m，基岩为K2g紫红色泥岩，顶面埋深25.6～30.0m。

卵石土中卵石成分主要由岩浆岩和变质岩类组成，呈圆形～亚圆形。

按重量百分比，漂石组平均值10.3～18.4%，卵石组为70.2～66.5%，砾石组为5.9～8%，土粒组为11.5～8.3%。

直径大于5cm的卵石含量一般都在50%以上。

砾卵石以弱风化为主，局部中等风化。

根据密实程度和充填物含量的差异，可将其划分为稍密砂卵石、中密砂卵石和密实砂卵石三个层，在晚更新世晚期（Q32）地层中大粒径卵石含量较高，一般在10～15%，在局部地段富集成层，含量达20～30%，大粒径漂石一般在200～400mm，在（Q32）地层中还分布着胶结砾石层，钙泥质胶结、半胶结状，胶结物以钙质为主含铁质及泥质混合物，多呈孔隙式胶结，硬度大。

该地段地下水主要为第四系孔隙潜水，含水层为砂卵石层地层渗透系数K=15～20m/d。

一般条件下地下水位埋深2～3m，升降的幅度为2m。

②计算断面

根据本标段的埋深条件、地层的土质、地下水及管片衬砌环的特征等条件，选取可能出现的最不利受力情况的最大及最小埋深断面各一处分别单独进行计算，同时考虑隧道经过的民房、火车股道和桥梁三个特殊断面进行计算，各计算断面的主要土质特征条件汇总于表2。

（6）管片衬砌结构内力和变形分析

①设定检算标准

本次设计所用的材料为：

管片钢筋Ⅱ级钢强度设计值fy＝310MPa；管片砼C50，抗压强度设计值fc＝23.1MPa管片砼C50，抗拉强度设计值ft＝2MPa。

结构变形控制值：

直径变形＜2‰D；环缝张开＜2mm；纵缝张开＜3mm。

砼结构允许裂缝开展：

裂缝宽度＜0.2mm。

结构抗浮安全系数：

施工期≥1.03，使用期≥1.07。

②计算结果

根据不同的计算断面、管片环的幅宽和错缝拼装中每一环的不同位置以及不同的水土压计算方式，进行了管片衬砌结构的内力和和变形分析，其计算结果见表3所示。

表中值均为衬砌环每环管片的内实际内力值，正弯矩代表隧道内侧受拉，负弯矩代表隧道外侧受拉。

表3中加了底纹的计算组的内力图和变形图见图10～17所示。

表2计算断面土质特征条件

计算断面

A

B

C

D

E

计算目的

最小埋深

最大埋深

7层民房

火车站股道

万福桥

位置

YDK9＋500

YAK7＋350

YAK3＋800

YAK4＋100

YAK3＋800

地层特征

从上到下地层依次为Q4ml、Q4、Q3、Q2和K2g，地下水为-4m，隧道所在地层为Q3

从上到下地层依次为Q4ml、Q4、Q3、Q2和K2g，地下水为-4m，隧道所在地层为Q3

从上到下地层依次为Q4ml、Q3、Q2和K2g，地下水为-4m，隧道所在地层为Q3

从上到下地层依次为Q4ml、Q3、Q2和K2g，地下水为-4m，隧道所在地层为Q3

从上到下地层依次为Q4ml、Q4、Q3、Q2和K2g，水位高为河床上5m，隧道所在地层为Q2

隧道埋深（m）

9.0

17.5

15.0

15.0

17.1

地面超载（kN/m2）

汽车荷载

汽车荷载

楼房荷载

中荷载

汽车荷载

天然密度（g/cm3）

2.0

2.1

2.0

2.0

2.1

侧压系数1

0.45

0.45

0.45

0.45

0.45

水平基床系数2

（MPa/m）

40

45

40

40

50

1为隧道所处地层之值。

2基床系数偏于安全地没有计及管片周围注浆引起增大的影响。

③计算结果分析

◆关于幅宽.由表3中计算组N1～N4的结果可以看出，随着管片幅宽的增加，其变形增大、而内力减小。

因此，考虑到防水和工程造价以及施工进度等，本次设计推荐采用幅宽为1.5m的管片。

但是，考虑到地质条件的复杂性，施工中线形的控制比较难，故对于小半径区间，采用幅宽为1.2m的管片。

◆关于水土合算.对于盾构进出竖井段和下穿万福桥等特殊地段，在施工中其地层条件采用注浆进行加固处理的情况，应采用水土合算的模式计算管片衬砌的内力和变形结果，如表中N1～N14。

◆关于地下水位变化.水土分算时，对于地铁运营后，因周围房屋建筑的基坑施工，必然采取降水措施，将导致地下水位降低，从而导致管片衬砌截面的内力和变形增加，如表中N21～N32。

故在设计中应充分考虑地下水位的变化情况进行配筋设计和验算，同时在基坑开挖过程中应采取相应的保护措施。

◆关于拼装方式.由表3中N21～N32可以看出，相同水位条件下，通缝拼装时管片衬砌结构的内力比错缝拼装条件下的要小，而变形要大。

说明通缝拼装在成都这种砂卵石地层条件下的受力是有利的，但是，考虑到变形的增加，将导致管片接头的张开量和张开的深度增加，从而降低隧道的整体防水能力。

因此，本次设计采用两环一组的错缝拼装方式，第一环管片的封顶块（F）在拱顶正上方，第二环管片的封顶块（F）从正上方右偏36°。

◆关于计算结果的验证.日本等国采用修正的惯用法设计了许多盾构隧道，为确保计算结构的可靠性，同时也采用修正的惯用法进行了校核性计算，结果如表3中N33。

与N30和N29的计算结果进行比较，其变形和最大正负弯矩以及相应的轴力都较为接近，说明本次计算结果是可信的。

◆关于配筋设计内力和变形值的选取.本标段的埋深从9.0m～17m左右，同时还经过了民房、火车股道和桥梁基础。

由于成都的砂卵石地层条件，而且地下水位高，故采用分算条件下的内力和变形结果进行配筋