超大地面荷載下盾構工作井疊合結構的力學響應

宋博 劉俊巖 劉燕 宋享樺 扈萍 李春林 張亮亮 孫文昊

文章編號：1671-3559（2024）01-0029-09DOI：10.13349/j.cnki.jdxbn.20230322.003

摘要：為了解決現行盾構工作井的設計缺乏對超大地面荷載作用的驗算問題，通過開展室內縮尺模型試驗，研究盾構工作井從施工期到服役期在超大地面荷載下地下連續墻與主體結構側墻所構成疊合結構的力學響應，并考慮盾構工作井周圍土體中地下水的作用，探討土體抗剪強度減小對超大地面荷載最大值的影響。結果表明：在超大地面荷載作用下，盾構工作井中隔墻的抗壓剛度較大，以受壓的形式承擔了大量的荷載效應，導致疊合結構上部容易發生低應力水平下的整體水平位移，進而在圍護結構底部發生失穩，導致整體破壞；主體結構側墻在施工期的初始撓度及疊合結構整體水平位移使得疊合結構中地下連續墻承擔了大部分內力；通過觀測室內縮尺模型中疊合結構的變形量，由模型數據換算得到盾構工作井頂部極限超載為445.5 kPa，遠大于盾構工作井周圍土體地基承載力特征值130 kPa，驗證了采用地基承載力對超大地面荷載下地面硬化進行設計的安全、可靠性。

關鍵詞：盾構工作井；疊合結構；超大地面荷載；模型試驗；地基承載力

中圖分類號：TU921

文獻標志碼：A

開放科學識別碼（OSID碼）：

Mechanical Response of Composite Structure in

Shield Working Shafts Under Very Heavy Ground Loads

SONG Bo1， LIU Junyan1， LIU Yan1， SONG Xianghua1， HU Ping1，

LI Chunlin2， ZHANG Liangliang3， SUN Wenhao3

（1. School of Civil Engineering and Architecture， University of Jinan， Jinan 250022， Shandong， China;

2. Jinan City Construction Group Co.， Ltd.， Jinan 250014， Shandong， China;

3. China Railway Siyuan Survey and Design Group Co.， Ltd.， Wuhan 430063， Hubei， China）

Abstract： To solve the problem of lack of verification for effects of very heavy ground loads in current design of shield working shafts， an indoor scale model test was carried out to research mechanical response of composite structure in shield working shafts composed of underground diaphragm walls and main structure inner walls under very heavy ground loads from constructing period to service period. Considering effects of ground water in soil around shield working shafts， impacts of soil shear strength loss on the maximum very heavy ground load was discussed. The results show that under the very heavy ground loads， the middle wall in the shield working shaft has a large compressive stiffness and bears a large amount of load effect in the form of compression. An integral horizontal displacement at a low stress level is therefore prone to occur at upper composite structure， and an integral collapse due to instability occurs at lower supporting structure. The underground diaphragm wall in the composite structure bears most of the internal force due to the initial deflection of main structureinnerwallsduringconstructingperiodandtheintegralhorizontaldisplacementofcompositestructure.

收稿日期：2022-10-14????????? 網絡首發時間：2023-03-23T11：54：59

基金項目：國家自然科學基金項目（51979122）；山東省自然科學基金項目（ZR202111100198）

第一作者簡介：宋博（1996—），男，山東濟南人。碩士研究生，研究方向為巖土工程。E-mail： 1024552201@qq.com。

通信作者簡介：劉燕（1978—），女，山東濟南人。副教授，博士，碩士生導師，研究方向為巖土與地下空間工程。E-mail： liuyan322@163.com。

網絡首發地址：https：//kns.cnki.net/kcms/detail/37.1378.N.20230322.1403.006.html

Byobserving the deformation of composite structure in the indoor scale model， the ultimate overload at the top of the shield working shaft conversed from model data is 445.5 kPa， which is much greater than the subsoil bearing capacity characteristic value of 130 kPa of soil around the shield working shaft. Safety and reliability of ground hardening design under very heavy ground loads according to subsoil bearing capacity are therefore verified.

Keywords： shield working shaft; composite structure; very heavy ground load; model test; subsoil bearing capacity

盾構隧道工程的盾構工作井因盾構掘進機直徑較大而具有超大、超深的特點。在盾構始發和盾構接收過程中，內支撐已經拆除，盾構工作井結構處于地下連續墻、環框梁及主體結構側墻協同受力的過程［1］。目前對盾構工作井的設計主要采用成熟的理論方法、規范方法，并考慮盾構工作井周邊地質環境、平面規模以及深度等因素的限制［2］，結合數值模擬對基坑圍護結構及疊合結構進行變形預測，以達到設計目的，并結合現場監測數據對計算結果進行驗證，為該地區其他類似工程提供設計指導［3-4］。本文中的基坑專指盾構工作井從開挖開始到主體結構施工開始前的狀態。實際盾構工作井在盾構始發和盾構接收過程中，為了達到盾構掘進機在盾構工作井內進行組裝和拆解的要求，必須將盾構掘進機的刀盤、主驅動等重型核心部件吊入和吊出盾構工作井，因此盾構工作井的周邊必然受到超大地面荷載作用。超大地面荷載遠超過施工期的設計活荷載，導致設計期的計算模型在服役期的應用存在一定的局限性［5］。

盾構工作井的基坑深度決定了盾構工作井周圍地基土前期經歷側向卸荷的程度，土體在側向卸荷過程中平均應力減小，偏應力增大，導致盾構工作井周圍地基土的豎向附加應力承載能力減弱。隨著盾構掘進機直徑的增大，盾構工作井更深，周圍地基土側向卸荷比更大，豎向承載力更小，后期超大地面荷載更大，因此超大地面荷載導致的結構坍塌風險顯著增大。陳志波等［6］對粉質黏土進行先側向卸荷再軸向加荷的應力路徑三軸試驗，驗證了基坑周邊地面超載工況下坑邊地基土抗剪強度介于軸向加荷與側向卸荷之間。計鵬等［7］結合數值模擬與實際監測數據進行土體參數反演分析，論證了基坑周邊地面超載對圍護結構變形的重大影響。陳亞楠［8］利用單因素分析及正交試驗對影響基坑變形的參數敏感性進行分析，指出地面超載是影響基坑變形的最主要因素。張德成等［9］對某基坑因地面超載而出現的險情進行分析，指出基坑坑外長時間堆土是造成基坑險情的重要因素，表明地面超載對基坑圍護結構存在時間效應。Shoar等［10］通過對土釘墻支護的基坑進行離心模型試驗，指出基坑地面超載會對地基土屈服面的演化產生影響。

在超大地面荷載作用期間， 由于主體結構側墻及環框梁取代內支撐參與受力， 因此地下連續墻與盾構工作井主體結構之間存在內力分配。 同時， 由于盾構工作井內部主體結構空間布局不同， 因此主體結構與圍護結構所形成復合結構體系的受力還存在一定的空間效應。 相比于理論計算和數值模擬， 基于真實重力場的室內縮尺模型試驗通過將室內縮尺模型中水平位移、內力等監測數據按相似比放大到原型中， 能更真實地對危險性較大的工程進行安全性驗證， 對實際工程中土體及結構的力學行為反映更真實、直觀， 可以對理論分析及數值計算的結果進行驗證， 對實際工程項目具有一定的指導意義［11］。 本文中以位于山東省濟南市某隧道南岸盾構工作井為工程背景開展室內縮尺模型試驗， 取實際盾構工作井平面的1/2進行研究， 在考慮盾構工作井施工期力學響應的基礎上， 研究從基坑開挖到盾構始發和盾構接收時超大地面荷載的周期中超深盾構工作井圍護結構及主體結構的力學響應。

1? 工程背景

山東省濟南市某隧道南岸盾構工作井工程平面為矩形，東西長度為49.4 m，南北寬度為30.2 m，基坑深度為35.4 m。 基坑支護形式為地下連續墻， 采用強度等級為C35的水下混凝土， 厚度為1 200 mm；坑內設8道支撐， 第1、4、7、8道為混凝土支撐，其中第1、4、7道支撐具有環框梁， 第2、3、5、6道為鋼支撐。 主體結構側墻、中隔墻及底板采用強度等級為C40的混凝土。 主體結構側墻厚度為1 400 mm， 與地下連續墻構成疊合結構；中部沿南北寬度方向設置一道中隔墻， 厚度為1 200 mm；底板厚度為1 500 mm。 盾構工作井圍護結構及主體結構平面簡圖如圖1所示。盾構工作井區域土體以黏質粉土及粉質黏土為主。

2? 室內縮尺模型試驗

2.1? 相似比確定

模型試驗是在室內條件下將長度、力（或質量）和時間3個獨立的物理量的量綱進行縮放處理，模擬論證實際工程在潛在的破壞性工況下結構未知力學響應的試驗方法。模型試驗的理論依據是相似第一定理即π定理。根據對重力加速度g的縮放與否，模型試驗可分為離心模型試驗和室內縮尺模型試驗。室內縮尺模型試驗在規定加速度（或重度）和密度的相似比為1的前提下指定長度的相似比。本文中采用室內縮尺模型試驗，規定長度的相似比為1/50，取盾構工作井寬度的1/2進行試驗。室內縮尺模型試驗采用的各有量綱物理量的相似比如表1所示。

2.2? 相似材料

室內縮尺模型（下文中在不至于引起歧義的情況下簡稱模型）相似材料自身的性質使得相似材料不能對較多材料參數進行相似。選取土體相似材料的參數為重度γ、直剪黏聚力cq及直剪摩擦角φq，其中重度γ為密度ρ與重力加速度g的乘積，即γ=ρg；地下連續墻和主體結構側墻相似材料選取板每延米抗彎剛度EI，而支撐和環框梁則分別選取軸向剛度EA和梁抗彎剛度EI，其中E為材料的彈性模量，A=bh為梁的橫截面積，b、h分別為梁的寬度、高度，對于環框梁，I=bh3/12為梁橫截面慣性矩，對于地下連續墻，I=d3/12為地下連續墻每延米橫截面慣性矩， d為板的厚度。

由于模型試驗土體相似材料需要對黏聚力c按相似比為1/50進行縮小， 因此需要配制模型土。 模型土分為2層， 上層用于對實際工程巖石層以上的土體進行相似， 按土層厚度加權平均的方法確定上層土體的3個參數ρ、c、φ， 其中c為黏聚力， φ為內摩擦角；下層用于模擬剛性的巖石層。 對上層土體的ρ、c、tan φ進行按厚度加權平均計算， 得到上層土體的建議參數， 即ρ=1.91 g/cm3， c=0.526 kPa， φ=16.2°。 模型土采用商用洗潔精作為膠凝材料， 采用正交試驗對模型土進行配比， 確定當采用中砂、粒徑為45 μm的重晶石粉、粒徑為125～180 μm的細石英砂、洗潔精的質量比等于250∶25∶25∶1的配比時， 經充分夯實后， 土體的參數為ρ=1.90 g/cm3， c=2.86 kPa， φ=13.2°。下層土作為剛性巖石層可只滿足重度相似，采用中砂、粒徑為45 μm的重晶石粉、粒徑為125～180 μm的細石英砂的質量比等于10∶3∶1的配比，經充分夯實后， ρ=1.99 g/cm3。

原型地下連續墻在EI相似時， 根據原型實際配筋， 采用史世雍［12］提出的地下連續墻短期剛度計算方法進行計算， 得到地下連續墻采用的作為相似材料的鋁合金板厚度為d=4 mm， E=70 GPa， EI=Ed3/12= 70 000×43/12×10-6=0.373 （kN·m2）/m。

原型主體結構側墻及中隔墻直接采用混凝土的彈性模量E及結構的每延米慣性矩I的乘積作為相似指標，并考慮到模型主體結構需要自下而上施工，計算得到主體墻相似材料采用厚度為d=12 mm的楊木膠合模板，E=10 000 MPa， EI=Ed3/12=10 000×123/12×10-6=1.44 （kN·m2）/m。

模型支撐采用有機玻璃材料， 有機玻璃的彈性模量取為3.16 GPa；模型環框梁采用304不銹鋼方管材料， E=196 GPa。 在設計模型時， 忽略不作為環框梁的其他圍檁的影響。 根據實際工程中支撐的截面積， 以EA作為相似參數， 采用正方形截面有機玻璃棒作為支撐相似材料， 第1、8道模型混凝土支撐邊長為10 mm， 第4、7道模型混凝土支撐邊長為15 mm， 第2、3、5、6道模型鋼支撐邊長為5 mm。 原型環框梁采用強度等級為C30的混凝土， 截面長度、寬度分別為2.7、1.5 m， 相似后模型環框梁的EI=0.236 kN·m2。 模型環框梁相似材料采用邊長為15 mm、壁厚為1 mm的304不銹鋼方管， EI=0.360 kN·m2。圖2所示為模型基坑中支撐與環框梁的布局。 對混凝土支撐及鋼支撐分別采用相同的平面布局， 在第1、4、7道混凝土支撐處增設環框梁。 圖3所示為基坑支護體系安裝完成照片。

2.3? 監測項目

模型監測項目包含模型地下連續墻的水平位移以及模型地下連續墻、疊合結構、環框梁的彎矩。由于本文中主要研究地下連續墻及主體結構側墻的內力分配，而超大地面荷載作用期間井內支撐已全部拆除，因此不對支撐的軸力進行測量。

采用張騰遙［13］提出的水平位移測量裝置測量模型地下連續墻水平位移。該裝置由外徑為10 mm、內徑為8 mm的L形空心鋁管、直徑為0.2 mm的細鋼絲、螺栓、數字百分表及磁力吸座構成，如圖4［13］所示。 L形空心鋁管內壁光滑， 埋入土層內， 一條邊固定于模型箱內壁，靠近模型地下連續墻的一端與模型地下連續墻的距離約為2 cm；細鋼絲的一端在管內與數字百分表相連，另一端與模型地下連續墻上的螺栓連接。測量前保證細鋼絲處于相對拉緊狀態。

采用電測法測量地下連續墻、疊合結構、環框梁的彎矩。將規格為BX120-5AA的應變片與應變儀進行半橋連接以測量彎矩，原理及接線圖如圖5所示，則應變儀示數ε與測得彎矩M的關系式為

ε=MaEI×106 ，（1）

式中a為板的厚度或梁的高度。

2.4? 模擬施工

在開挖期，模型基坑周圍不設置地面超載。開挖時應嚴格遵循先開挖、后支撐的原則，最大開挖深度位于模型支撐中心線以下1 cm處，相當于原型的支撐以下超挖限值0.5 m，嚴禁進一步超挖。模型支撐與模型地下連續墻、環框梁間采用硅酮密封膠即白膠黏結。應在白膠充分固化后再進行下一土層的開挖，開挖過程中切勿觸碰模型支撐。

在主體結構施工時，首先向已整平的坑底放入加工的底板單元，單元與單元之間采用免釘膠或白膠黏結。主體結構側墻的施工也采用單元黏結的方法，每個單元同時用白膠黏結固定于模型地下連續墻。 模型主體結構側墻的右側是本文中的研究對象， 因此需要在模型主體結構側墻的右側粘貼應變片，以研究主體結構側墻與地下連續墻內力的分配。模型盾構工作井結構施工完成后，以沙袋為配重， 向模型盾構工作井對應實際工程南或北側的一定范圍內進行2級加載， 超大地面荷載下盾構工作井疊合結構破壞的超大地面荷載模擬如圖6所示。 加載長度、寬度分別為1.2、0.6 m，長邊與模型基坑長邊平行。 取重力加速度為10.0 m/s2，第1級加載質量為434.18 kg，壓強為6.03 kPa，原型地面荷載換算為301.5 kPa。第2級加載質量為641.71 kg，壓強為8.91 kPa，原型地面荷載換算為445.5 kPa。先稱量每個沙袋的質量，然后在加載面積上進行堆積加載， 觀察數字百分表的水平位移示數變化。 當水平位移示數變化超過一定值時， 結束超載， 并測量加載面積， 計算極限壓強。 盾構工作井開挖、主體結構施工及超大地面荷載全過程模擬工況如表2所示。

3? 結果與分析

3.1 ?地下連續墻彎矩

模型地下連續墻彎矩監測點的埋置深度分別為20、160、300、440、720 mm，模型地下連續墻彎矩監測點依次編號為1、2、…、5。模型環框梁彎矩、地下連續墻彎矩及地下連續墻水平位移監測點正立面圖如圖7所示。圖8所示為模型地下連續墻彎矩隨工況的變化。

由圖8可知：在第5層土體開挖完成后，地下連續墻彎矩監測點1、2的監測值出現一次較大的波動。此時對應第4道邊長為15 mm的混凝土支撐及對應的第2道環框梁開始受力。第4道混凝土支撐由于其軸向剛度比其上方的鋼支撐大得多， 因此對圍護結構變形的局部約束作用最大；與此同時，第1道混凝土支撐及第1道環框梁早在淺層開挖時即對圍護結構頂端變形產生約束作用，導致2道環框梁之間集中產生水平位移，靠近第1道環框梁的部分變形最顯著。按深度方向連續梁理論分析，模型地下連續墻在第1道環框梁的支座處及跨中出現彎矩突變，而在第2道環框梁附近地下連續墻變形與坑底處相差較小，因此在該支座處彎矩并無顯著突變。當第6層土體開挖完成后，第2道環框梁下方分擔了該道環框梁上方產生的部分變形，坑底以上形成完全的連續梁模型，地下連續墻彎矩監測點1、2的彎矩恢復正常水平。在最下層主體結構施工時，這2個地下連續墻彎矩監測點的彎矩出現較大減幅，在第2層主體結構施工時又突然增大。需要注意的是，此時中隔墻未施工。彎矩減小產生的原因是第3道環框梁以下在經過底板換撐后拆除了支撐并施作主體結構側墻，使得變形向該處主體結構發生轉移；而彎矩增大可能是由第2道環框梁以下支撐拆除并替換為主體結構，使得第1、2道環框梁之間相對橫向變形增大而導致的。

在工況14、15的加載環節中，模型地下連續墻的彎矩變化相對較小，由此可以推斷，在超大地面荷載過程中，中隔墻是盾構工作井結構中分擔超大地面荷載最多的構件，以受壓的形式承擔超大地面荷載的大部分荷載效應，顯示出較大的抗壓剛度。模型地下連續墻在吊裝階段的彎矩變化也顯示，實際工程的設計在超大地面荷載不超過一定范圍時是安全、可靠的。

3.2? 環框梁彎矩

圖9所示為模型環框梁彎矩隨工況的變化。 環框梁彎矩監測點在每個階段的應變儀示數負值表示坑內為受拉狀態。 由圖可以看出：環框梁彎矩分布規律符合連續梁的彎矩分布， 即兩端彎矩與中間彎矩異號。 在主體結構施工過程中， 第2道環框梁出現中間段坑外一側受拉的情況，表明與第2道環框梁對應的第4道混凝土對撐約束變形的效果顯著， 發揮了較大的作用。 這種情況一直持續到中隔墻開始受力為止。 與此同時， 第1道環框梁彎矩的變化與所在位置附近地下連續墻彎矩的變化基本同步， 但是右側的彎矩變化明顯大于左側的。 這可能是由斜撐承受軸力的垂直分量小于對撐承受軸力的垂直分量， 環框梁兩端較中間缺乏剛性而導致的。 在工況14的1級地面超載后， 左側2個彎矩監測點處向坑內的彎矩同時變大。 結合模型地下連續墻在此期間繞水平軸彎矩的變化， 表明加載期間疊合結構中部偏中隔墻的平面位置發生一定的整體水平位移。 在工況15中的2級地面超載后， 環框梁的彎矩變化不明顯， 表明環框梁最大彎矩可能隨著疊合結構整體水平位移的增大而轉移至梁跨中部。

3.3? 主體結構側墻與地下連續墻的內力分配

圖10所示為模型地下連續墻與主體結構側墻彎矩隨工況的變化，其中主體結構側墻監測點3位于第3道環框梁與井底之間的地下連續墻彎矩監測點4處，主體結構側墻監測點2位于第2、3道環框梁之間的地下連續墻彎矩監測點2處。從圖中可以看出：主體結構側墻彎矩的變化總體較小，并且相對于地下連續墻，所承擔的彎矩小很多。由此可以反推，在實際工程中的主體結構側墻施工時，主體結構側墻的初始撓曲線形狀與已受力的地下連續墻的基本相同，即在主體結構側墻的內力尚為0時就存在一個初始的變形量。當地下連續墻內力變化較小時，初始變形的作用及疊合結構的協同變形使得主體結構側墻的內力基本在0附近變化。在工況12中施工第2道環框梁以上的主體結構側墻后，地下連續墻彎矩監測點2、3的地下連續墻彎矩變化幅度明顯減小，表明在后期上部的主體結構側墻增大了結構的剛度，并分擔了一定的內力。

3.4? 地面超載期的結構變形分析

在模型基坑的整個施工過程中，數字百分表的水平位移示數均沒有顯著變化，表明結構沒有產生過大的變形，原型的設計是安全、可靠的。

水平位移監測點自上而下依次編號1、2、3， 2級地面超載期間模型地下連續墻水平位移監測點數字百分表的水平位移示數如表3所示。 從表中可以看出， 在超載期間， 圍護結構產生非常顯著的變形， 記錄到的水平位移最大差值為1.482 mm，換算得到原型水平位移為74.1 mm，屬于大變形。結合3.1、3.2節中的彎矩分析可知，這種大變形屬于圍護結構的整體水平位移。由此得出：在具有中隔墻的超深盾構工作井結構體系中，中隔墻是承受超大地面荷載的最主要構件；中隔墻替代疊合結構以壓力的形式承擔了大量超大地面荷載效應，圍護結構及疊合結構將因盾構工作井周邊地面荷載的增大而出現低應力水平下的整體水平位移， 進而在圍護結構底部發生失穩而導致整體破壞。 需要指出的是， 本文中沒有考慮水的作用， 實際工程中的土體為粉土和粉質黏土， 應考慮孔隙水壓力的影響。 鄧堯［14］通過軟土側向卸荷試驗指出， 初始孔隙水壓力的增大會引起土體強度指標的減小， 因此當盾構工作井周圍土體存在地下水作用時， 土體強度指標減小， 土體塑性變形能力更強， 盾構工作井周邊相同的地面荷載會引起更大的疊合結構整體側移。綜合考慮地下水的作用與圍護結構疊合結構整體水平位移，盾構工作井周邊超大地面荷載應限制在適當的水平之內。實際盾構工作井工程中采取鋪裝路基箱、鋼筋混凝土硬化地面的方式，限制超大地面荷載對地面的作用，即地表黏質粉土地基承載力特征值小于130 kPa，從側面表明采用地基承載力特征值對盾構工作井大盾構吊裝工況進行設計是相對安全、可靠的。

4? 結論

本文中通過室內縮尺模型試驗研究了盾構隧道超深盾構工作井疊合結構在盾構始發和盾構接收時超大地面荷載作用下的力學響應，得到以下主要結論：

1）在超大地面荷載作用下，盾構工作井的中隔墻的抗壓剛度較大，以受壓的形式承擔了大量超大地面荷載效應，因此在類似的工程設計中，應盡量將超大地面荷載布置在中隔墻一端，并對中隔墻在壓力作用下的屈曲效應進行必要的驗算。

2）在超大地面荷載作用下，盾構工作井疊合結構中地下連續墻和主體結構側墻的相對水平位移較小，主體結構側墻初始撓度導致地下連續墻與主體結構側墻構成的疊合結構中地下連續墻承擔了大部分應力。

3）中隔墻分擔的荷載效應較多，疊合結構上部易發生低應力水平下的整體水平位移，進而在圍護結構底部發生失穩而導致整體破壞。

4）圍護結構破壞受到土體卸荷抗剪強度的影響，地下水的作用使土體的抗剪強度減小，進而使得盾構工作井周圍土體承擔超大地面荷載的能力減弱?；谑覂瓤s尺模型試驗得到盾構工作井周邊極限荷載，當盾構工作井周圍受到超大地面荷載作用時，采用地基承載力對超大荷載下地面硬化進行設計是安全、可靠的。

5）在大直徑盾構工作井的盾構掘進機吊裝作業中，必須考慮超大地面荷載對超深盾構工作井圍護結構及主體結構的綜合力學響應影響，盡量將超大地面荷載選址在盾構工作井主體結構剛度較大的部分，同時采用鋼筋混凝土硬化路基、敷設路基箱等剛性路基方式控制超大地面荷載對地面的壓強，并加強對主體結構和圍護結構的水平位移監測，預防主體結構發生過大水平位移。

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（責任編輯：王? 耘）