PAP494软弱地层内超浅埋铁路路基交叉点的衬砌管片设计.docx

1、PAP494软弱地层内超浅埋铁路路基交叉点的衬砌管片设计软弱地层内超浅埋铁路路基交叉点的衬砌管片设计Benno Ring德国慕尼黑Maidl隧道顾问公司德国法兰克福Wayss & Freytag工程股份公司Thomas Boehme 和 Magdalena Dietz德国慕尼黑Bernd Gebauer工程股份有限公司Andrs Csesznk摘要：荷兰西南部的Sluiskil隧道目前正在进行施工。该隧道包括两个外径为11m的机械式开挖隧道。在隧道路线的尽头为高度为7m的铁路路基，其覆盖层厚度为9m。在此位置隧道在软质粘土和沙土中开挖，且掌子面有一50cm的泥炭层。通过3D有限元模型综合分析了

2、地表和四环管片、环接头耦合处的摩擦和凸轮及橡胶囊系统。纵向接头内的转动性能根据各自在接头内的正交力进行模拟。除了常规负荷，还分析了在路基上的货运车，水淹，隧道内的火灾以及火灾后的状况。所以所需的钢筋非常多并通过的207 kg/m的全焊接钢筋笼实现。1. 引言1.1. 工程概述及走向从2003年Westerschelde隧道开工以来，通过N62进入荷兰西南方的Zeeland地区的可达性提高非常明显。从N61进入N62，N61横穿Gent-Terneuzen运河上的一座旋桥。该桥成为相当大的交通瓶颈。而做为一条支路，Sluiskil隧道建为具有四个交叉通道两根1.15km长隧道的机械开挖公路隧道。

3、其表土层较浅，其深度在隧道轴线处的5.3m深到24.4m之间变化（见图1）。地表填充物可在很大程度上达到顶部到与原始地表的距离小于约11m，因此可确保表土层的最小深度为5.3m。在其路线上隧道横穿Gent-Terneuzen运河和国道N252。在隧道轴线前方50角度且表土层为9m的地方横穿7m高的铁路路基。图1. 地质纵剖面图在初步分析中，铁路路基的交叉点被确认为需要最大量的钢筋及快速耦合环接头内管片衬砌的横截面。因此在该线路上定义了三段使用两种不同钢筋的环接头内耦合形式。1.2.地质情况及水文情况该地区的土壤通常包括粘土，砂质粘土，粘质砂土和砂土。最上部9到13m为薄层有十二个不同层，最显著

4、的一层为约50cm的可高度压缩的泥煤层。在薄层之下为厚度为7到10m之间的主要粘质砂土到强厚质砂土，之后为厚度为4到9m的Boomse Klei的粘土结构。在其最深段中隧道完全在海绿石砂的下层中开挖。地面的不同层形成三个不同的水位。由于靠近北海，海绿石砂的最低水平面中的地下水为盐水，且最大氯化物含量为3.7 g/l。管片衬砌设计需考虑最高和最低水位。如果出现水灾，还要确定隧道内外的不同水位的另两种情况。1.3. 衬砌设计衬砌的外径为11m，厚度为45cm。每环长度为2m，并包括七个常规管片及一个尺寸为常规管片一半的封顶块。纵向接头内接触区的宽度为24cm，并与该管片轴线对称。管片由混凝土C50

5、/60制成并通过钢筋S500进行加固。在每个管片的环接头内置放有两个尺寸为L x B x T = 820 mm x 250 mm x 2.9 mm的硬板，以传递TBM的推力。环接头内还专门设置一个凸轮和橡胶囊的耦合系统其对每个常规管片提供四个耦合点。在该段的铁路路基上，一旦凸轮和橡胶囊之间的注射垫被注入，则该耦合系统立即进行耦合（见图2）。该种耦合用于限制变形并确保衬砌的稳定性。该系统首次应用在阿姆斯特丹南北地铁线隧道中（van Empel等., 2009）。图2. 具有注入垫的橡胶囊2. 结构分析2.1. 结构建模招标文件要求对隧道衬砌，包括土与结构物的相互作用进行充分的结构分析。因此采用有

6、限元法和图3中的3D模型进行分析。图3. 3D有限元网格该网格结合了两个隧道及四个管片环。该长度方向模型包括四个体积元素。环接缝的间隙模拟为1cm。根据招标文件的尺寸，间隙不行与每一个体积元素相分离，以确保剪力不会在单独的体积原始间传递。该网格的长度为8.03m，宽度为120m。该网格的所有纵向边界垂直地固定在水平面，且底部垂直固定。2.1.1. 土壤与分层土壤通过8个节点的体积元素进行建模。其按照土壤层次结构，从与所选的计算横截面非常靠近的勘探点中遇到的层进行插补。地质条件勘探了四次之后完成了最终地质报告。该报告根据摩尔库仑理论陈述了摩擦力及内聚力的塑性参数。弹性特性给出基于三轴压缩CPT试

7、验的硬度模数Eoed。从Eoed的值中，可通过各自土层的类型和过压密比估算出的泊松比计算出弹性模数E。对于在数值分析中的应用，选择接近特征参数下限的弹性模数。材料参数见表1。上覆铁路路基及填充物包括具有合理刚度的工艺材料。于此相反，隧道周围的土层较软，其弹性模数为3.5到16 MN/m以及50cm厚的弹性模数为0.5 MN/m的泥炭层，泥炭层横过顶部之下的两个隧道口。限定了隧道下角度为45 的一个区域，在此分配了再加荷模量说明由于地面卸荷造成的张力。再加荷模量Eur和弹性模量E之间的系数见表1，并且该系数基于三轴压缩试验的结果。考虑到已经进行了高复杂度非线性结构建模，决定不再通过土壤模型模拟土

8、壤硬化特性来扩大数值分析范围。2.1.2 管片衬砌及灌浆四环管片分别通过四个节点的壳体元素进行建模。每一个常规管片包括8个元件及四个元件的核心管片（见图4）。管片的厚度为45cm。在结构分析中，混凝土及钢筋的材料特性根据NEN-EN 1992-1-1为非线性的。环间隙的水泥浆通过15cm厚的体积元素及摩尔-库仑特性进行建模。管片衬砌通过高硬度径向弹簧与水泥浆耦合（见图5）。由于数值的原因，弹簧配有低切向刚度和极低的摩擦标准。表1. 土壤参数填充层路堤OA泥煤层砂层黏土层砂层，重黏土砂层、黏土层砂层Boomse KleiGlauconitic砂层Glauconitic砂层地层图4. 壳体元素管片

9、衬砌及与水泥浆耦合的弹簧2.1.3. 环接口内的联轴器The coupling in the ring joints due to friction is modeled with springs parallel to the tunnel axis in each ring-joint at the location of the hardboard plates (Figure 5).由于摩擦的原因，环接口内的联轴器通过平行于每个硬板处环接口内的隧道轴线方向弹簧进行建模（见图5）。图5. 管片衬砌及用于摩擦及凸轮-橡胶囊系统的联轴器弹簧。弹簧的纵向及横向刚性根据硬板的几何及材料特性进行计

10、算。对环接头平面的耦合力进行了确定，即计算了径向力及切向力。对弹簧施加根据关于残留在隧道纵向的推力的假设的预应力。耦合力根据摩擦系数 = 0.26进行限制。归因于凸轮-橡胶囊系统的耦合器由耦合器位置的径向弹簧进行建模（见图5）。系统的刚性主要通过凸轮和橡胶囊之间的夹层结构注射垫的成分进行判定。进行了确定耦合器刚性的试验。为了分析目的，实际非线性性能被简化为50 kN/mm的线性刚度。2.1.4. 纵向接头内的耦合器在纵向接头内建模有两组弹簧，一组模拟正交力及剪力的传递，另一组模拟力矩的传递。弹簧的位置见图6。图6. 管片衬砌及纵向接头内的弹簧传递正交力的弹簧与管片相互耦合。弹簧周向定位且具有很

11、高刚度及拉伸破坏准则。为了传递剪力，弹簧还具有与周向垂直的刚度。为减小与正交力相关的接触区域内传递的剪力，采用了一种摩擦准则。传递纵向混凝土铰接结构内力矩的弹簧根据接触区域的几何结构，所采用的混凝土以及作用于接头的正交力限制其旋转。弹簧的旋转能力通过Janssen提出的非线性方法进行限定（1983）。因此接口内的旋转角度及可传递力矩M之间的关系基于正交力N的大小按照以下公式进行计算：其中E为混凝土的弹性模数，lb为长度，b且为接触区域的宽度。由于覆盖层厚度较薄，不但各个接头内的正交力区别很大，而且计算步骤区别也不同。因此需要通过迭代法进行分析，对每一步中于各个纵向接头的正交力进行了确定，因此需

12、分别定义计算期间的每一个扭力弹簧的旋转特性。2.2. 计算，负荷及计算步骤对低高地下水位的情况进行了结构分析。另外对于残留在隧道纵向上限制换接头内的摩擦耦合力大小的推力的假设的变化情况如下：在施工期及后期的全部残余力在施工期及后期的67 %的残余力在施工期的67 %的残余力，后期未剩残余力。2.2.1. 总负荷结构分析中需要重视的总负荷分为在施工阶段，跨度100年的隧道使用期的后期负荷情况以及事故负荷情况。需要重视的负荷概述见表2。一些负荷对分析特别重要，因此在下文中对这些负荷进行了详细解释。这些负荷为路基上行驶的货运车造成的负荷及隧道水淹，隧道内火灾，及火灾后负荷情况造成的特殊负荷。表2.

13、负荷分析施工期的负荷永久负荷自重衬砌土压水压临时负荷起重机架&隧道卡车路基上的火车冬夏温差事故负荷水淹使用期的负荷永久负荷自重衬砌自重隧道底板土压水压填充物高度的降低临时负荷路基上的火车隧道内的交通冬夏温差事故负荷车辆碰撞爆炸水淹火灾火灾后的负荷状况2.2.2. 路基上的火车该路线横过的铁路线路连接荷兰最大的化工厂。因此该铁路线路上经常有重载货运车行驶，而这种负荷情况需要进行在施工期和后期进行两种分析。为说明路基上的火车，考虑了根据荷兰国家标准（NEN6）706的SW/2的负荷方案，在该方案中限定了两条线路的负荷，每一条线路的负荷为150 kN/m，长度为25 m，且两条线路之间的距离为7 m

14、。为了应用于有限元模型，该负荷需转变为替代地区负荷。考虑了路基内的负荷分布以限定火车实际加载负荷的线路段。因为路基的交叉点的角度为50，替代负荷确定为q = 21.5 kN/m。该负荷施加到14m宽8m长的区域上的路基顶部。因此所施加的总力等于2.4 MN。2.2.3. 隧道进水对于高低地下水位两种情况同样需要考虑隧道进水。在两种情况中假设隧道内的水位高出周围地面水位3.2m。由于施加在隧道内部的压力造成衬砌正交力的降低，所以该负荷情况为有问题的。该情况出现在Sluiskil隧道导致衬砌所需更多的钢筋，并且根基隧道内部压力的大小，甚至在纵向接头完全打开后导致稳定性的缺失。另外，纵向接头上正交力

15、的稳定作用降低，其导致接头的高速旋转。由于密封圈打开，高速旋转可导致防水性的缺失。尽管在内部进水时，该效应对隧道来说的重要性很小。2.2.4. 隧道内的火灾根据RWS-曲线（图7），在隧道衬砌内部的温度高达1350 C且持续时间为120分钟时，需要考虑火灾的负荷情况。时间温度图7. 火灾温度RWS-曲线为确保管片的防火性能，混凝土中添加了0.9 kg/m的聚丙烯纤维。在施工期在具有该混合物的三个独立管片上行了大量的耐火试验，以证明其在火灾发生时具有足够的防火性能。在试验过程中，持续监测管片内部的温度以提供评估和设计依据（见图7）。由于出现的混凝土剥落很小，试验非常成功。最大的平均剥落小于7 m

16、m（见图8）。图8. 耐火试验后的管片表面由于在结构分析中已经对大量的非线性进行了考虑，需要对简化的温度负荷进行确定以简化计算。为做到这一点，对管片采用了利用温度相关非线性材料特性的替代二为及三维模型（(Ring 和 Boehme, 2013）。随后确定了155K恒温上升及该截面上的180K线性升温。2.2.5. 火灾后的隧道通过在混凝土混合物中添加聚丙烯纤维，在保证火灾后稳定性的前提下，淘汰了防火层的使用或者隧道衬砌内部施工。为确定火灾后管片的残余载荷承载能力，直到故障发生前在一个试验架中装载了一个耐火测试管片（见图9）。在试验中，不断监测施加的横向和纵向负荷及多种位移。结果试验管片的残余强

17、度高于初步分析的预测值。通过采用对混凝土及钢筋的非线性材料特性的反分析的帮助，重建了试验期间的管片特性。结果证明管片的残余强度同样高于隧道初步机构分析的预测强度。图9. 带有用于强度试验的管片的试验架因此原始非线性材料特性能安全地用到火灾后的负荷方案分析。这些分析包括来自冬夏温差，火车交通及水淹的负荷。2.2.6. 计算步骤分析分计算步骤进行并开始于限定在第一条隧道开挖之前的主应力状态的四个步骤。在第一条隧道开挖的基础上，分析了第一条隧道在施工阶段的连续负荷组合，之后为第二条隧道的连续负荷组合以及施工期间两条隧道进水的负荷情况。隧道使用期的后期的负荷组合以两条隧道施工后的计算步骤以及隧道完工后

18、的事故负荷的计算步骤为基础。对于每项计算，总共要分析最多为83个计算步骤。2.3. 结果2.3.1. 一般说明分析量很大，并且需要16个小时或者更长时间的计算时间。由于需要考虑隧道结构和具有相反软土特性的地面之间关系的必要性，选择3D建模法进行分析是值得的。原始主要应力状态通过水平地面计算并以侧向应力系数K0 = 0.5为基础。该状态通过先安装铁路路基并之后填充其侧边的后续计算步骤改变。由于路基及填充物斜坡的存在倾斜角度，应力迹线不再是垂直的而是向两侧倾斜。因此，在顶部下方的水平应力减低到一有效侧向系数K0 0.42，其降低了隧道衬砌的基础。朝向网格两侧的水平应力实际上增加了。2.3.2. 路

19、基上的火车当考虑到铁路路基上部的直接转移到路基下关的顶部的火车负荷时，吸引负荷到隧道的作用进一步增强。图10. 隧道掘进机隧道周围的应力的详细图因此考虑路基上铁路的负荷情况在施工及关于极限使用状态加固件的尺寸标注的后期是决定性的。图11. 隧道掘进机隧道周围的位移的详细图2.3.3. 水淹由于收敛所需的非线性迭代的量很大，水淹情况本身是有疑问的。由于内压造成衬砌内正交力降低，对这些负荷情况确定了衬砌的高位移，纵向接头的高转速及最高的正弯曲力矩。另外，该凸轮与橡胶囊结构的立即耦合需要保持管片衬砌的稳定性。2.3.4. 隧道内火灾就火灾而言的负荷状况对于非线性收敛为最有疑问的，而在一些计算中需要进

20、行高达6小时的计算时间。由于衬砌内温度的显著升高，对这些负荷情况确定了大多数的极值结果，其包括：最高压缩力最高向外弯曲力矩最高剪力最高凸轮和橡胶囊力最大摩擦耦合力纵向接头内最高的向外和向内旋转（见图12）。图12. 纵向接头的旋转，火灾负荷情况。由于根据计算转速非常高，对于密封槽内的防水性能和剥落的验证给予了特殊的关注。对于给出的转速，计算了密封的开启和关闭，并且根据密封垫片的图表确定和验证了各自的防水性能和偏转力。就事故负荷的钢筋的尺寸标注而言，火灾的负荷情况也同样重要。另外，需要凸轮和橡胶囊系统的快速耦合以维持管片衬砌的稳定性。2.3.5. 火灾后的隧道对于隧道内火灾后的情况，计算出的正交

21、力及向外弯曲力矩比火灾前的负荷情况低很多。相比之下，计算出的向内弯曲力矩就比较高。这些结果说明火灾后衬砌内的负荷发生了逆转。分析火灾后进水的负荷情况，正交力进一步下降，在一些部分内甚至计算出了很小的张力。纵向接头内的转速保持较高，外该凸轮与橡胶囊结构的快速耦合需要保持管片衬砌的稳定性。然而可以证明火灾后所有情况下系统的稳定性。3. 额外分析对铁路路基交叉点情况特别是荷兰隧道设计的管片衬砌进行额外验证，即统一性验证和稳定性验证。统一性验证和稳定性验证在以下几点进行了简短提及：3.1. 统一性验证根据统一性验证方法，对于标注尺寸，弯曲力矩的总安全系数必须为1.1，而正交力的各自安全系数为1.0。在

22、分析中，对土壤和管片衬砌的平均特征材料特性进行了假设。仅对后期的负荷情况进行了分析，并假设在所有计算步骤中残留的推力为67 %。尽管需要大量的钢筋，根据统一性验证的确认对于标注管片衬砌的尺寸来说不是决定性的。3.2. 稳定性验证对于环稳定性验证，施工期及后期中分析的最大成椭圆形urad i与管片衬砌的各自平均正交力Nresp共同进行确定。对环稳定性的分析通过只包括用做底层的壳元素和联轴器弹簧的简单结构模型进行。由于该底层只用于数值稳定性，对弹簧分配非常低的刚性。To the segmental rings the uniform radial load p is applied, with p

23、 determined by:对于管片环，采用统一的径向负荷p，且p通过以下公式确定：其中r为衬砌的半径。另外，采用了谐波偏量负荷q0，结果是与结构分析中确定的成椭圆形urad相同。在之后的分析中，偏量负荷一直增加直到该结构系统不再稳定。由于偏量负荷q0为1.35该系统保持稳定，该管片环稳定性得到了确认。4. 钢筋4.1.尺寸标注的基础4.1.1. 安全系数对于在最大极限状态的计算，负荷的安全系数统一地选为1.4以说明由于永久及交通负荷造成的负荷。对于使用状态的计算，安全系数采用1.0，以说明特征负荷。4.1.2. 混凝土保护层根据基于管片外部采用的注释类别XC2，XF1 和 XA2以及管片内

24、部的XC4，XF2 和 XD1的荷兰国家标准-欧洲标准（NEN-EN）1992-1-1确定所需的混凝土保护层。为降低XS2级外部氯腐蚀及XS3级内部氯腐蚀造成的腐蚀的标准的要求，采用氯离子运移Duracrete模型在混凝土混合物的试验结果的基础上计算氯离子转移。因此所需的混凝土保护层在管片外部为30mm，在管片内部为35mm。对于实际混凝土保护层，选用以下值：外部和内部主钢筋处为50mm，接头，凸轮和橡胶囊处为35mm，凹槽及橡胶囊处为25mm。4.1.3. 裂缝宽度限制根据欧洲标准NEN-EN 1992-1-1 NB的国家附录确定所允许的裂缝宽度。根据该附录，由于所提供的混凝土保护层大于所需

25、的混凝土保护层，可以扩大基本的允许的裂缝宽度XS2和XS3级。因此计算的裂缝宽度为0.25mm。纵向钢筋的直径选为14mm，主钢筋的直径选为20mm。4.2. 所需的钢筋考虑到所有负荷组合，由裂缝宽度限制造成所需的内部43.2 cm/m和外部的38.3 cm/m的主钢筋，且该主钢筋对管片衬砌来说非常高。4.3. 焊接钢筋笼大量所需钢筋通过207 kg/m的全焊接钢筋笼实现。该钢筋笼的优点为生产过程中高精度及高质量，对于运输和放置该钢筋笼于管片模具内的高刚度，且可以放置所有所需的钢筋且同时遵守钢筋间距的结构要求。该钢筋笼见图13。图13. 焊接钢筋笼的3D视图内部主钢筋为每个部分92.2 cm的

26、2020 mm的单钢筋和5梯级12层的1020 mm钢筋。外部为每个部分79.6 cm的1620 mm的单钢筋和两层5梯级的1020钢筋。横向钢筋为2414 mm的内部钢筋和2214 mm的外部钢筋。剪力，径向压裂及凸轮和橡胶囊联轴器的钢筋包括5梯级的28312 mm钢筋。5. 总结Sluiskil隧道包括两个外径为11m的机械开挖隧道。在隧道路线的尽头为高度为7m的铁路路基，其覆盖层厚度为9m。在此位置隧道在软土中开挖，且开挖面中具有一软质泥炭层。通过地面及四个耦合的管片环的3D有限元模型进行分析。除了常规负荷，还分析了在路基上的货运车的决定性负荷状况，水淹负荷状况，隧道内的火灾以及火灾后的状况。由于需要考虑隧道结构和具有相反软土特性的地面之间关系的必须性，选择3D有限元模型进行分析是值得的。通过一207 kg/m的全焊接钢筋笼实现了所需钢筋的高用量（内部为43.2 cm/m，外部为38.3 cm/m）。