本发明属于地下工程技术领域,尤其涉及一种大直径泥水盾构穿越引起地铁隧道附加围压的计算方法。
背景技术:
近年来,我国城市化水平不断提高,不断修建的地铁在城市地下空间中形成网络,新的盾构隧道修建不可避免要穿越邻近地铁隧道。随着地下交通空间的新需求提出,盾构隧道断面有向多种混合断面发展的趋势,大直径泥水盾构穿越地铁隧道将成为盾构隧道建设面临的新问题。相较于普通直径盾构,大直径盾构对邻近地铁隧道影响更大,极易引起邻近地铁隧道变形过大,造成轨道脱开、管片开裂、接缝漏水等结构损伤,影响地铁运营舒适与安全。
目前,国内外有关盾构穿越对地铁隧道的影响研究主要集中在理论解析和现场实测数据分析方面,且大多研究主要集中在盾构穿越对既有隧道纵向变形的影响,少见对隧道管片的横向性能影响的报道。现阶段,有关隧道衬砌管片横向性能的研究主要是基于荷载-结构法,其重点是计算管片附加围压以及建立管片模型,首先将外部附加围压施加到管片模型上,再通过受力分析来获取管片整体内力、变形以及细部结构的应力应变变化规律。因此,如何得到符合工程实际需求的既有隧道附加围压便是研究的重点之一。
在实现本发明过程中,发明人发现现有技术中至少存在如下问题:
计算盾构穿越引起的附加应力时,往往将盾构施工因素视为均匀分布力,无法考虑盾构直径的变化,使得最终结果与实际情况出入较大。
技术实现要素:
本发明实施例的目的是提供一种大直径泥水盾构穿越引起地铁隧道附加围压的计算方法,以解决相关技术中计算盾构穿越附加荷载时将盾构施工因素视为均布力、忽视盾构直径变化,使得最终结果与实际工程有出入的问题。
根据本申请实施例,提供一种大直径泥水盾构穿越地铁隧道的附加围压计算方法,包括:
建立大直径泥水盾构穿越地铁隧道的计算模型;
根据所述计算模型,计算泥水仓附加推力q引起的第一竖向和水平向附加应力;
根据所述计算模型,计算盾壳摩擦力f引起的第二竖向和水平向附加应力;
根据所述计算模型,计算盾尾注浆附加压力p引起的第三竖向和水平向附加应力;
根据所述计算模型,计算土体损失ε引起的第四竖向和水平向附加应力;
根据第一、第二、第三和第四竖向和水平向附加应力,计算大直径泥水盾构各附加应力引起的总竖向和水平向附加应力;
根据所述总竖向和水平向附加应力,计算考虑隧道存在影响的附加围压。
进一步地,建立大直径泥水盾构穿越地铁隧道的计算模型,包括:
以既有隧道轴线和盾构机轴线交叉点正上方地面为坐标原点建立坐标系,盾构机轴线位于yoz平面且与y轴平行,沿着y轴负方向掘进;既有隧道轴线位于xoz平面且与位于x轴平行,得到大直径泥水盾构穿越地铁隧道的计算模型。
进一步地,计算泥水仓附加推力q引起的第一竖向和水平向附加应力,包括:
计算泥水仓附加推力;
根据所述盾构泥水仓附加推力,计算附加推力q引起的第一竖向和水平向附加应力。
进一步地,计算泥水仓附加推力q引起的第一竖向和水平向附加应力,包括:
(1)计算泥水仓附加推力;
泥水仓任意一点处附加推力由泥水压力与侧向水土压力之差求得。考虑泥水仓泥浆容重与外部水土压力沿泥水仓分布作用,泥水平衡盾构泥水仓某点对土体附加推力q为:
q=δq-(kslγsl-k0γ-γw)rsinθ(1)
式中:δq为保持开挖面稳定设置的预压(kpa);k0为土体静止侧压力系数,ksl为泥浆侧压力系数,γsl、γ、γw分别为泥浆重度、土体重度和水的重度(kn/m3);θ为该点与水平轴夹角(rad),逆时针为正;r为该点到盾构开挖面中心点的距离(m)。
(2)根据所述盾构泥水仓附加推力,计算盾构泥水仓附加推力q引起的第一竖向和水平向附加应力;
附加推力q分布于盾构开挖面,作用于开挖面土体;对开挖面任意微元da=drdθ,其所受集中力为dph=qrdrdθ。该作用力作用点的坐标为(x1,y1,z1)=(rcosθ,ls,z0-rsinθ),将所述泥水仓附加推力q的计算公式带入,积分即可得到泥水仓附加推力q在既有隧道某一点(x,y,z)处引起的竖向附加应力σz-q和水平向附加应力σy-q。
泥水仓附加推力q引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的第一竖向附加应力为:
泥水仓附加推力q引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的第一水平向附加应力为:
进一步地,计算盾壳摩擦力f引起的第二竖向和水平向附加应力,包括:
计算盾壳摩擦力;
根据所述盾壳摩擦力,计算盾壳摩擦力f引起的第二竖向和水平向附加应力。
进一步地,计算盾壳摩擦力f引起的第二竖向和水平向附加应力,包括:
(1)计算盾壳摩擦力;
由于盾壳各处与周围土体接触力大小不同,盾壳摩擦力沿盾壳不均匀分布。盾构掘进过程中,盾壳与周围土体的摩擦力f为:
f=τ=βsσθtanδ′(7)
σθ=σvsin2θ+σhcos2θ(8)
σv=σ轴-γrssinθ(9)
σh=k0(σ轴-γrssinθ)(10)
式中:βs为残余摩擦力与极限摩擦力的比值;δ′为盾壳与周围土体界面摩擦角(°);σ轴为盾构轴线处竖向土压力(kn/m2)。
(2)根据所述盾壳摩擦力,计算盾壳摩擦力f引起的第二竖向和水平向附加应力。
盾壳摩擦力f分布于盾壳表面,作用于盾壳周围土体。对盾壳表面任意微元da=rsdsdθ,其所受集中力为dph=frsdsdθ。该作用力作用点的坐标为(x2,y2,z2)=(rscosθ,ls+s,z0-rssinθ),将所述盾壳摩擦力f的计算公式带入,积分即可得到盾壳摩擦力f在既有隧道某一点(x,y,z)处引起的竖向附加应力σz-f和水平向附加应力σy-f。盾尾浆液蔓延长度l范围内,考虑浆液润滑对盾壳摩擦力的折减作用。
盾壳摩擦力f引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的第二竖向附加应力为:
盾壳摩擦力f引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的第二水平向附加应力为:
式中:λ为考虑浆液蔓延效应的摩擦力折减系数。
进一步地,计算盾尾注浆附加压力p引起的第三竖向和水平向附加应力,包括:
计算盾尾注浆附加压力;
根据所述盾尾注浆附加压力,计算盾尾注浆附加压力p引起的第三竖向和水平向附加应力。
进一步地,计算盾尾注浆附加压力p引起的第三竖向和水平向附加应力,包括:
(1)计算盾尾注浆附加压力;
盾尾注浆浆液在盾尾间隙中沿环向流动并填充,盾尾注浆压力沿盾尾不均匀分布。盾尾注浆附加压力p为:
p=pθ0-0.3σθ(16)
pθ0=pk0-ρgr(sinθ-sinθk)±b(θ-θk)(17)
式中,σθ为注浆位置土层初始水土压力(kn/m2);pk0为k号注浆孔实际注浆压力(kn/m2),“±”号根据浆液填充方向判断,向上填充时取“-”,向下填充时取“+”;ρ为注浆浆液密度(kg/m3);r为隧道管片半径(m3);θ、θk分别为计算点、注浆孔与水平轴线的夹角(rad),逆时针为正;μ为浆液的塑性粘度系数(pa·s);q为单个注浆孔的浆液流量(m3/s);b为盾尾间隙的宽度(m);δ为浆液流动环饼厚度(m)。
(2)根据所述盾尾注浆附加压力,计算盾尾注浆附加压力p引起的第三竖向和水平向附加应力;
盾尾注浆附加压力p作用范围为盾尾后m距离,沿环向分布,作用于盾尾后土体,其力的方向矢量指向盾构中心线,将盾尾注浆附加压力p分解为竖直方向的分力pv和水平方向的分力ph。对盾尾注浆处任意微元da=rsdsdθ,其所受集中力为dp=prsdsdθ,将该力分解为竖向分力dpv=-prssinθdsdθ和水平分力dph=prscosθdsdθ。该作用力作用点的坐标为(x1,y1,z1)=(rscosθ,ls+l+s,z0-rssinθ),将所述盾尾注浆附加压力p的计算公式带入,积分即可得到盾尾注浆附加压力p在既有隧道某一点(x,y,z)处引起的竖向附加应力σz-q和水平向附加应力σy-q。
盾尾注浆附加压力竖向分力pv引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的竖向和水平向附加应力分别为:
同理,盾尾注浆附加压力水平分力ph引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的竖向和水平向附加应力分别为:
因此,盾尾注浆附加压力p引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的第三竖向附加应力为:
σz-p=σz-pv+σz-ph(28)
盾尾注浆附加压力p引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的第三水平向附加应力为:
σy-p=σy-pv+σy-ph(29)
进一步地,计算土体损失ε引起的第四竖向和水平向附加应力,包括:
计算土体损失引起天然土体的竖向和水平向变形;
根据所述天然土体的竖向和水平向变形,计算土体损失ε引起的第四竖向附加和水平向附加应力。
进一步地,计算土体损失ε引起的第四竖向和水平向附加应力,包括:
(1)计算土体损失引起天然土体的竖向和水平向变形;
盾构掘进引起天然土体某一点(x,y,z)处的竖向变形为:
式中,d为土体移动焦点到隧道中心点的距离(m);ε为土体损失率(%),
盾构掘进引起天然土体某一点(x,y,z)处的水平向变形为:
式中:a=z0-rs;b=z0+rs;
(2)根据所述天然土体的竖向和水平向变形,计算土体损失ε引起的第四竖向附加和水平向附加应力。
土体损失ε引起既有隧道某一点(x,y,z)处的第四竖向附加应力为:
σz-ε=kuz(x,y,z)(38)
土体损失ε引起既有隧道某一点(x,y,z)处的第四水平向附加应力为:
σy-ε=kuy(x,y,z)(39)
式中,k为地基基床系数。
进一步地,根据所述第一、第二、第三和第四竖向和水平向附加应力,计算大直径泥水盾构穿越引起的总竖向和水平向附加应力,包括:
大直径泥水盾构穿越引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的总竖向附加应力和总水平向附加应力分别为:
σz=σz-q+σz-f+σz-pv+σz-ph+σz-ε(40)
σy=σy-q+σy-f+σy-pv+σy-ph+σy-ε(41)
进一步地,根据所述总竖向和水平向附加应力,计算考虑隧道存在影响的附加围压,包括:
考虑既有隧道存在对盾构穿越时附加应力场的影响,计算隧道管片环向各方向的附加荷载分布:
其中,
根据所述隧道管片环向各方向的附加荷载分布,计算隧道管片环向的附加围压(以径向内围压为正):
本发明的实施例提供的技术方案可以包括以下有益效果:
本发明提出了一种大直径泥水盾构穿越地铁隧道附加围压的计算方法,建立大直径泥水盾构穿越地铁隧道施工的计算模型,计算泥水仓附加压力、盾壳摩擦力、盾尾注浆压力和土体损失引起的总竖向和水平向附加应力,最终得到既有隧道附加围压情况。本发明考虑了泥水仓泥浆与开挖面水土容重分布、盾壳摩擦力沿盾壳分布、浆液蔓延对摩擦力的折减、盾尾注浆沿环向不均匀分布作用,避免了将以上施工因素视为均匀分布力的传统mindlin解计算模型难以准确考虑盾构直径变化影响的问题,使得附加围压计算结果更加符合工程实际。本发明提出的计算方法简单明了,运算快捷方便,可利用matlab等数值计算软件进行,应用范围广泛,可以实现盾构穿越全过程引起的地铁隧道附加围压预测分析,也可以开展不同盾构直径、不同盾构-隧道相对空间位置等因素的影响分析,为相应工况下管片横向性能评估奠定理论基础。
附图说明
此处所说明的附图被并入说明书中并构成本说明书的一部分,示出了符合本申请的实施例,并与说明书一起用于解释本申请的原理。
图1为本发明实施例示出的一种大直径泥水盾构穿越地铁隧道附加围压的计算方法的流程图。
图2为本发明实施例示出的计算模型示意图。
图3为本发明实施例示出的泥水仓泥浆与开挖面水土容重分布示意图。
图4为本发明实施例示出的泥水仓附加推力q积分示意图。
图5为本发明实施例示出的盾壳摩擦力f积分示意图。
图6为本发明实施例示出的盾尾注浆压力p积分示意图,其中(a)为剖面示意图,(b)为侧面示意图。
图7为本发明实施例示出的盾尾注浆压力分区示意图。
图8为本发明实施例示出的土体损失示意图。
图9为本发明实施例示出的通过本发明实施例的方法计算的大直径泥水盾构穿越过程中的隧道管片环向附加围压变化情况。
具体实施方式
下面结合实施例和附图对本发明做进一步描述。下述实施例以本发明的技术方案为前提进行实施,对实施例的说明仅用于帮助理解本发明,而不是限制本发明。对于相关技术领域人员而言,在不脱离本发明原理的前提下,可以对于本发明进行若干改进和修饰。这些改进和修饰也落入本发明权利要求的保护范围内。
图1是根据一示例性实施例示出的一种大直径泥水盾构穿越地铁隧道附加围压的计算方法的流程图,参考图1,该方法可以包括以下步骤:
步骤s11,建立大直径泥水盾构穿越地铁隧道的计算模型;
步骤s12,根据所述计算模型,计算泥水仓附加推力q引起的第一竖向和水平向附加应力;
步骤s13,根据所述计算模型,计算盾壳摩擦力力f引起的第二竖向和水平向附加应力;
步骤s14,根据所述计算模型,计算盾尾注浆压力p引起的第三竖向和水平向附加应力;
步骤s15,根据所述计算模型,计算土体损失ε引起的第四竖向和水平向附加应力;
步骤s16,根据第一、第二、第三和第四竖向和水平向附加应力,计算大直径泥水盾构穿越各附加应力引起的总竖向和水平向附加应力;
步骤s17,根据所述总竖向和水平向附加应力,计算考虑隧道存在影响的附加围压。
由上述实施例可知,本发明通过建立大直径泥水盾构穿越地铁隧道施工的计算模型,计算泥水仓附加压力、盾壳摩擦力、盾尾注浆压力和土体损失引起的总竖向和水平向附加应力,最终得到既有隧道附加围压情况。本发明考虑了泥水仓泥浆与开挖面水土容重分布、盾壳摩擦力沿盾壳分布、浆液蔓延对摩擦力的折减、盾尾注浆沿环向不均匀分布作用,避免了将以上施工因素视为均匀分布力的传统mindlin解计算模型难以准确考虑盾构直径变化影响的问题,使得附加围压计算结果更加符合工程实际。本发明提出的计算方法简单明了,运算快捷方便,可利用matlab等数值计算软件进行,应用范围广泛,可以实现盾构穿越全过程引起的地铁隧道附加围压预测分析,也可以开展不同盾构直径、不同盾构-隧道相对空间位置等因素的影响分析,为相应工况下管片横向性能评估奠定理论基础。
以上海市某大直径泥水盾构穿越地铁隧道工程为例,对本发明实施例提出的方法进行详细说明。
在步骤s11的具体实施中,建立钢套管邻近地铁隧道施工的计算模型;
具体地,如图2所示,以既有隧道轴线和盾构机轴线交叉点正上方地面为坐标原点建立坐标系,盾构机轴线位于yoz平面且与y轴平行,沿着y轴负方向掘进;既有隧道轴线位于xoz平面且与位于x轴平行,得到大直径泥水盾构穿越地铁隧道的计算模型。所述计算模型中,泥水盾构的半径为rs,盾构机长度为l,开挖面距离z轴为ls,盾构机轴线埋深z0,既有隧道半径为r,既有隧道轴线埋深z。
在步骤s12的具体实施中,根据所述计算模型,计算泥水仓附加力p引起的第一竖向和水平向附加应力,该步骤包括以下子步骤:
(1)计算泥水仓附加推力;
具体地,泥水仓任意一点处附加推力由泥水压力与侧向水土压力之差求得,如图3所示。考虑泥水仓泥浆容重与外部水土压力沿泥水仓分布作用,泥水平衡盾构泥水仓某点对土体附加推力q为:
q=δq-(kslγsl-k0γ-γw)rsinθ(1)
式中:δq为保持开挖面稳定设置的预压(kpa);k0为土体静止侧压力系数,ksl为泥浆侧压力系数,γsl、γ、γw分别为泥浆重度、土体重度和水的重度(kn/m3);θ为该点与水平轴夹角(rad),逆时针为正;r为该点到盾构开挖面中心点的距离(m)。
(2)根据所述盾构泥水仓附加推力,计算盾构泥水仓附加推力q引起的第一竖向和水平向附加应力;
具体地,附加推力q分布于盾构开挖面,作用于开挖面土体。对开挖面任意微元da=drdθ,其所受集中力为dph=qrdrdθ。该作用力作用点的坐标为(x1,y1,z1)=(rcosθ,ls,z0-rsinθ),将所述泥水仓附加推力q的计算公式带入,积分示意图如图4所示,即可得到泥水仓附加推力q在既有隧道某一点(x,y,z)处引起的竖向附加应力σz-q和水平向附加应力σy-q。
泥水仓附加推力q引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的第一竖向附加应力为:
泥水仓附加推力q引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的第一水平向附加应力为:
在步骤s13的具体实施中,根据所述计算模型,计算盾壳摩擦力f引起的第二竖向和水平向附加应力,该步骤包括以下子步骤:
(1)计算盾壳摩擦力;
具体地,由于盾壳各处与周围土体接触力大小不同,盾壳摩擦力沿盾壳不均匀分布。盾构掘进过程中,盾壳与周围土体的摩擦力f为:
f=τ=βsσθtanδ′(7)
σθ=σvsin2θ+σhcos2θ(8)
σv=σ轴-γrssinθ(9)
σh=k0(σ轴-γrssinθ)(10)
式中:βs为残余摩擦力与极限摩擦力的比值,本实施例中βs=0.9;δ′为盾壳与周围土体界面摩擦角(°),本实施例中黏土与光滑钢材界面摩擦角δ′=8°;σ轴为盾构轴线处竖向土压力(kn/m2)。
(2)根据所述盾壳摩擦力,计算盾壳摩擦力f引起的第二竖向和水平向附加应力;
具体地,盾壳摩擦力f分布于盾壳表面,作用于盾壳周围土体。对盾壳表面任意微元da=rsdsdθ,其所受集中力为dph=frsdsdθ。该作用力作用点的坐标为(x2,y2,z2)=(rscosθ,ls+s,z0-rssinθ),将所述盾壳摩擦力f的计算公式带入,积分示意图如图5所示,即可得到盾壳摩擦力f在既有隧道某一点(x,y,z)处引起的竖向附加应力σz-f和水平向附加应力σy-f。盾尾浆液蔓延长度l范围内,考虑浆液润滑对盾壳摩擦力的折减作用,本实施例盾尾浆液向盾壳蔓延的长度l=2.2m。
盾壳摩擦力f引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的第二竖向附加应力为:
盾壳摩擦力f引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的第二水平向附加应力为:
式中:λ为考虑浆液蔓延效应的摩擦力折减系数,本实施例中λ=0.5。
在步骤s14的具体实施中,根据所述计算模型,计算盾尾注浆压力p引起的第三竖向和水平向附加应力,该步骤包括以下子步骤:
(1)计算盾尾注浆附加压力;
具体地,盾尾注浆浆液在盾尾间隙中沿环向流动并填充,盾尾注浆压力沿盾尾不均匀分布。盾尾注浆附加压力p为:
p=pθ0-0.3σθ(16)
pθ0=pk0-ρgr(sinθ-sinθk)±b(θ-θk)(17)
式中,σθ为注浆位置土层初始水土压力(kn/m2);pk0为k号注浆孔实际注浆压力(kn/m2);“±”号根据浆液填充方向判断,向上填充时取“-”,向下填充时取“+”;ρ为注浆浆液密度(kg/m3);r为隧道管片半径(m3);θ、θk分别为计算点、注浆孔与水平轴线的夹角(rad),逆时针为正;μ为浆液的塑性粘度系数(pa·s);q为单个注浆孔的浆液流量(m3/s);b为盾尾间隙的宽度(m);δ为浆液流动环饼厚度(m)。
(2)根据所述盾尾注浆附加压力,计算盾尾注浆附加压力p引起的第三竖向和水平向附加应力;
具体地,盾尾注浆附加压力p作用范围为盾尾后m距离,本实施例中取一环管片宽度,即m=1.5m。注浆压力沿环向分布,作用于盾尾后土体,其力的方向矢量指向盾构中心线,将盾尾注浆附加压力p分解为竖直方向的分力pv和水平方向的分力ph。对盾尾注浆处任意微元da=rsdsdθ,其所受集中力为dp=prsdsdθ,将该力分解为竖向分力dpv=-prssinθdsdθ和水平分力dph=prscosθdsdθ,如图6(a)所示。该作用力作用点的坐标为(x1,y1,z1)=(rscosθ,ls+l+s,z0-rssinθ),将所述盾尾注浆附加压力p的计算公式带入,积分示意图如图6(b)所示,即可得到盾尾注浆附加压力p在既有隧道某一点(x,y,z)处引起的竖向附加应力σz-q和水平向附加应力σy-q;
本实施例中,将注浆压力平均化处理,如图7所示。盾尾为4孔注浆,将盾尾分为上下左右4个区域,分别取0°、90°和270°处的注浆压力为左右部、上部和下部的平均注浆压力。也可根据实际盾构注浆孔布置情况、以及计算精度对积分区域进行调整。
本实施例中,盾尾注浆附加压力竖向分力pv引起的既有隧道某一点(x,y,z)处竖向和水平向附加应力分别为:
同理,盾尾注浆附加压力水平分力ph引起的既有隧道某一点(x,y,z)处竖向和水平向附加应力分别为:
因此,盾尾注浆附加压力p引起的既有隧道某一点(x,y,z)处第三竖向附加应力为:
σz-p=σz-pv+σz-ph(28)
盾尾注浆附加压力p引起的既有隧道某一点(x,y,z)处第三水平向附加应力为:
σy-p=σy-pv+σy-ph(29)
在步骤s15的具体实施中,根据所述计算模型,计算土体损失ε引起的第四竖向和水平向附加应力,该步骤包括以下子步骤:
(1)计算土体损失引起天然土体的竖向和水平向变形;
具体地,如图8所示,盾构掘进引起天然土体某一点(x,y,z)处的竖向变形为:
式中,d为土体移动焦点到隧道中心点的距离(m),在本实施例中取0.4rs;ε为土体损失率(%),
盾构掘进引起天然土体某一点(x,y,z)处的水平向变形为:
式中:a=z0-rs;b=z0+rs;
(2)根据所述天然土体的竖向和水平向变形,计算土体损失ε引起的第四竖向附加和水平向附加应力;
具体地,土体损失ε引起既有隧道某一点(x,y,z)处的第四竖向附加应力为:
σz-ε=kuz(x,y,z)(38)
土体损失ε引起既有隧道某一点(x,y,z)处的第四水平向附加应力为:
σy-ε=kuy(x,y,z)(39)
式中,k为地基基床系数。
在步骤s16的具体实施中,根据所述第一、第二、第三和第四竖向和水平向附加应力,计算大直径泥水盾构穿越引起的总竖向和水平向附加应力;
具体地,大直径泥水盾构穿越引起的既有隧道某一点(x,y,z)处的总竖向附加应力和总水平向附加应力分别为:
σz=σz-q+σz-f+σz-pv+σz-ph+σz-ε(40)
σy=σy-q+σy-f+σy-pv+σy-ph+σy-ε(41)
在步骤s17的具体实施中,根据所述总竖向和水平向附加应力,计算考虑隧道存在影响的附加围压;
具体地,考虑既有隧道存在对盾构穿越时附加应力场的影响,计算隧道管片环向各方向的附加荷载分布:
式中,
λ根据所述隧道管片环向各方向的附加荷载分布,计算隧道管片环向的附加围压(以径向内围压为正):
本实施例中,既有隧道主要位于⑤1-2灰色粉质粘土层和⑥暗绿色粉质粘土层,盾构主要穿越⑦1-1草黄色砂质粉土层和⑦1-2灰黄色粉砂层,土体重度取土层加权平均重度γ=18.1kn/m3,侧向静止土压力系数k0=0.47,地基反力系数k=9.81×103kn/m3。本实施例工程采用泥水平衡盾构机施工,盾构机长l=70.0m,盾构机半径rs=5.79m,盾构机轴线埋深z0=30.64m。既有隧道半径r=3.1m,既有隧道轴线埋深z=18.55m,盾尾间隙的宽度b=0.22m。泥水盾构开挖面设定预压力δq=40kpa,泥浆重度γsl=12kn/m3,泥浆侧压力系数ksl=0.4,注浆孔处注浆附加压力pk=445kpa,注浆浆液密度ρ=1900kg/m3,浆液流量q=2×10-3m3/s,浆液粘度系数μ=0.005pa·s,浆液流动环饼厚度δ=0.02m。土体损失率ε=0.35%,土体移动焦点到隧道中心点的距离d=0.4rs。
基于工程地质参数和工程主要计算参数,代入上述公式计算隧道管片环中心位于(0,0,z0)处隧道管片的附加围压,通过matlab数值计算软件计算即可得到大直径泥水盾构穿越过程中的隧道管片环向的附加围压变化情况,如图9所示。可知,既有隧道横向围压会随着盾构刀盘与盾尾相对既有隧道的位置而发生旋转。整个过程中,作用于隧道衬砌下半部分的附加围压绝对值大于上半部分。从附加围压的变化过程可以推断出既有隧道受力薄弱点,评估大直径泥水盾构穿越对地铁隧道的扰动影响。进一步将本发明计算得到的大直径泥水盾构穿越引起的隧道附加围压施加到管片上,利用有限元建模或模型试验,便可对隧道管片受穿越影响的横向性能进行分析。
总体而言,采用本发明提出的一种大直径泥水盾构穿越引起邻近地铁隧道附加围压的计算方法可有效考虑盾构直径因素,预测大直径泥水盾构穿越引起的地铁隧道附加围压变化情况,为穿越影响评价和安全防控提供理论支持。
以上所述仅为本发明的优选实施例而已,并不用于限制本发明,对于本领域的技术人员来说,本发明可以有各种更改和变化。凡在本发明的精神和原则之内,所作的任何修改、等同替换、改进等,均应包含在本发明的保护范围之内。