杭州環(huán)北大直徑泥水盾構(gòu)隧道下穿高鐵橋涵的實測分析

高東奇, 廖少明,2, 張　迪, 門燕青

(1. 同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系， 上?！?00092； 2. 同濟(jì)大學(xué)巖土與地下工程教育部重點實驗室，上海　200092； 3. 中鐵第四勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司， 湖北 武漢　430063)

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杭州環(huán)北大直徑泥水盾構(gòu)隧道下穿高鐵橋涵的實測分析

高東奇1, 廖少明1,2, 張迪3, 門燕青1

(1. 同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系， 上海200092； 2. 同濟(jì)大學(xué)巖土與地下工程教育部重點實驗室，上海200092； 3. 中鐵第四勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司， 湖北 武漢430063)

摘要：杭州環(huán)北地下快速路隧道工程采用大直徑(11.58 m)泥水平衡盾構(gòu)淺覆土斜交下穿既有滬杭高鐵橋涵。為確保高鐵運(yùn)營安全，對橋涵沉降進(jìn)行監(jiān)測，同時考慮盾構(gòu)穿越施工階段隧道所處的復(fù)雜環(huán)境條件，通過在管片中埋設(shè)縱向和環(huán)向鋼筋應(yīng)力計，對盾構(gòu)施工引起的隧道縱向及環(huán)向結(jié)構(gòu)響應(yīng)進(jìn)行全過程跟蹤實測分析。監(jiān)測結(jié)果表明： 橋涵最大縱向差異沉降率為0.20‰，最大橫向差異沉降率為0.30‰，均在鐵路安全控制標(biāo)準(zhǔn)內(nèi)；在隧道穿越施工過程中，盾構(gòu)總推力隨盾構(gòu)姿態(tài)的變化而變化，并對隧道管片受力和橋涵位移產(chǎn)生明顯影響，其中，管片縱向軸力呈現(xiàn)“頂部大，底部小”的趨勢，環(huán)向彎矩呈現(xiàn)“腰部最大，拱頂、拱底次之，兩肩最小”的特點，橋涵傾斜方向也會發(fā)生變化。研究成果證明： 在大直徑泥水盾構(gòu)穿越施工過程中，為保障施工質(zhì)量與安全，除了需要對穿越對象進(jìn)行嚴(yán)格監(jiān)控之外，對隧道本體進(jìn)行監(jiān)控研究也同等重要。

關(guān)鍵詞：隧道； 大直徑泥水盾構(gòu)； 下穿； 高鐵橋涵； 位移監(jiān)測； 沉降規(guī)律； 相互影響

0引言

盾構(gòu)近距離下穿高速鐵路通常面臨2個難題： 一是易引起鐵路路基產(chǎn)生較大沉降或脫空，造成鐵路軌道的縱橫向不平順，影響列車的運(yùn)營安全；二是盾構(gòu)在淺覆土及加固地基的復(fù)雜環(huán)境中掘進(jìn)導(dǎo)致隧道本身縱向及環(huán)向受力狀態(tài)發(fā)生急劇變化，進(jìn)而影響到隧道的承載性能。

關(guān)于盾構(gòu)穿越鐵路的安全施工方面，國內(nèi)學(xué)者進(jìn)行了較多的研究。臧延偉等[1]介紹了盾構(gòu)隧道下穿鐵路地基加固的施工設(shè)計；姜忻良等[2]利用有限元軟件，分析預(yù)測了盾構(gòu)法施工對既有石德鐵路線路造成的沉降變形及水平變形；呂培林等[3]對隧道下穿鐵路的施工期及其后續(xù)階段的線路沉降進(jìn)行了觀測；肖廣亮[4]采用有限元軟件分析了有無旋噴樁情況下盾構(gòu)穿越鐵路的風(fēng)險因素，提出控制沉降的技術(shù)措施。

在隧道管片受力方面，隧道管片在施工階段承受的荷載及相應(yīng)的力學(xué)行為與正常使用階段相比均有較大差異[5]，盾構(gòu)施工控制不當(dāng)易導(dǎo)致管片破損[6-8]。近年來，管片結(jié)構(gòu)在不同施工階段的力學(xué)效應(yīng)得到了一些學(xué)者的關(guān)注。CHEN J. S.等[9]研究了注漿壓力和千斤頂頂力等施工因素對管片受力的影響；李林等[10]對盾構(gòu)下穿引起的周圍環(huán)境以及地層內(nèi)力變化進(jìn)行了分析；宋克志等[11]對管片常見的局部破損現(xiàn)象及產(chǎn)生的原因進(jìn)行了分析與總結(jié)；廖少明等[12]采用力學(xué)解析方法分析了管片拼裝成環(huán)的整個過程，得到了管片拼裝對隧道襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響規(guī)律；唐孟雄等[13]通過實測，分析了不同工況下管片鋼筋應(yīng)力的變化規(guī)律；張厚美等[14]通過現(xiàn)場監(jiān)測，得到了盾構(gòu)管片外表面的圍巖壓力隨時間的變化規(guī)律。

以上研究大多針對的是地鐵盾構(gòu)隧道，且偏于對穿越對象或隧道本體單方面的研究，而有關(guān)泥水盾構(gòu)穿越高鐵橋涵時隧道與橋涵的相互作用的研究極少。本文以杭州環(huán)北地下快速路隧道工程(以下簡稱環(huán)北地下快速路)為背景，對大直徑泥水盾構(gòu)穿越高鐵橋涵過程中的橋涵沉降以及該過程中隧道縱向及環(huán)向結(jié)構(gòu)響應(yīng)同時進(jìn)行監(jiān)測分析，以探究盾構(gòu)隧道和高鐵橋涵的相互影響規(guī)律。

1工程概況

環(huán)北地下快速路工程采用大直徑泥水平衡式盾構(gòu)法施工，分南北兩線，兩線先后施工。盾構(gòu)外徑為11 580 mm，主體長度為11 545 mm。單管盾構(gòu)隧道外徑為11.3 m，內(nèi)徑為10.3 m，管片厚度為0.5 m，環(huán)寬為2 m。管片環(huán)采用9等分分塊，管片襯砌環(huán)采用C50鋼筋混凝土，抗?jié)B等級為P12。

環(huán)北地下快速路隧道近距離斜交下穿既有滬杭高鐵橋涵，橋涵涵洞為箱型框架結(jié)構(gòu)，混凝土等級為C30?？蚣芙Y(jié)構(gòu)上方為能夠運(yùn)行和諧號動車組列車的高速鐵路。在盾構(gòu)到達(dá)橋涵前，對橋涵下方的地層進(jìn)行了“門式”加固，加固工藝為高壓旋噴樁加固(如圖1所示)。

圖1　環(huán)北地下快速路隧道下穿滬杭高鐵斷面圖(單位： m)

通過調(diào)研國內(nèi)外已有盾構(gòu)下穿高鐵的安全控制標(biāo)準(zhǔn)[15]，結(jié)合本工程自身特點，得出本工程盾構(gòu)穿越橋涵段的安全控制標(biāo)準(zhǔn)： 軌道沉降量須≤10 mm，軌道縱向差異沉降率(差異沉降率是指差異沉降量與水平距離的比值)須≤1/1 250，鐵路2條鋼軌間的橫向高差須≤4 mm，軌道橫向差異沉降率須≤1/2 500。由于鐵路軌道和橋涵之間僅通過500 mm厚的道床和300 mm厚的填土相連接，且橋涵剛度較大，故本研究通過橋涵測點的位移來估計鐵路軌道的沉降。

本工程盾構(gòu)穿越段上部以粉土和粉砂為主，中部以高壓縮性流塑狀淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、軟塑—可塑狀粉質(zhì)黏土和粉細(xì)砂為主，下部為性能較好的圓礫。盾構(gòu)穿越橋涵段橋涵下方的土層分布及其主要物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示。盾構(gòu)穿越滬杭高鐵橋涵過程中，泥水壓力設(shè)定值為0.16 MPa，掘進(jìn)速度為20 mm/min，同步注漿量為12 m3/環(huán)，注漿率為180%。

表1　橋涵下方的土層參數(shù)表

2試驗方案

2.1橋涵位移監(jiān)測方案

盾構(gòu)穿越橋涵過程中，橋涵位移測點布置如圖1和圖2所示(QH表示橋涵測點)。其中，北線隧道中心線上部的橋涵位置處布置2個測點，橋涵中部位置處布置2個測點。

2.2管片應(yīng)力監(jiān)測方案

管片應(yīng)力監(jiān)測試驗環(huán)布置在橋涵下方的北線隧道中，如圖2所示。鋼筋應(yīng)力計測試元件布置如圖3所示。試驗環(huán)管片澆筑前，沿管片環(huán)向及縱向分別埋設(shè)18個振弦式鋼筋應(yīng)力計，布置于每塊管片的內(nèi)外兩側(cè)，分別用于測量后續(xù)管片拼裝引起的試驗環(huán)環(huán)向及縱向受力狀態(tài)的變化。

圖2　試驗環(huán)及橋涵測點布置圖

圖3　鋼筋應(yīng)力計測試元件布置圖

本試驗結(jié)合上述布置的18個縱向鋼筋應(yīng)力計和18個環(huán)向鋼筋應(yīng)力計，對盾構(gòu)穿越施工過程中管片結(jié)構(gòu)的縱向軸力、縱向彎矩及環(huán)向彎矩進(jìn)行實測分析，以揭示隧道結(jié)構(gòu)的縱向和橫向響應(yīng)規(guī)律。管片應(yīng)力的測試頻率如表2所示。

3實測結(jié)果分析

3.1地層沉降規(guī)律分析(盾構(gòu)到達(dá)橋涵前)

為探究盾構(gòu)推進(jìn)對地層的擾動程度，在橋涵前后200 m區(qū)域的地面布置沿隧道縱向和橫向分布的沉降測點，用以監(jiān)測地層沉降。

表2　現(xiàn)場試驗監(jiān)測頻率

選取盾構(gòu)到達(dá)橋涵前，距離橋涵約100 m(位置1)、70 m(位置2)和40 m(位置3)3個位置沿隧道縱向地層沉降的分布情況，盾構(gòu)位于這3個位置時，沿隧道縱向地層沉降分布曲線如圖4所示。

由圖4可知，沿隧道縱向地表沉降分布呈現(xiàn)以下3個特征：

1)切口前方5～10 m的區(qū)域，地表產(chǎn)生3～6 mm的隆起，開挖面正上方發(fā)生0～1.5 mm的隆起；

2)由于盾構(gòu)對土體的擾動和盾尾空隙的影響，盾構(gòu)后方發(fā)生2～6 mm的沉降；

3)盾尾通過較長距離后，土體發(fā)生后續(xù)沉降，地層最終沉降值穩(wěn)定在2～6 mm。

同樣選取上述3個典型位置研究地層沉降橫向沉降槽。盾構(gòu)位于這3個位置時，盾尾正上方地層橫向沉降槽如圖5所示。

圖4　盾構(gòu)到達(dá)橋涵前沿隧道縱向地表沉降分布情況

圖5　盾構(gòu)到達(dá)橋涵前地層橫向沉降槽

Fig. 5Transverse surface settlements before shield arrived bridge and culvert

由圖5可知： 地層橫向沉降槽接近Peck沉降槽曲線，表現(xiàn)為隧道中心正上方的沉降值最大，達(dá)到4～6 mm； 地表測點距離隧道中心線越遠(yuǎn)，沉降值越小，距離中心線0.8D(D代表隧道直徑，下同)的測點，沉降值已小于1 mm，說明盾構(gòu)掘進(jìn)對地層沿隧道橫向沉降的影響范圍為左右0.8D(約9 m)。據(jù)此分析，盾構(gòu)穿越施工過程中的地層損失率約為0.09%。

3.2鐵路橋涵沉降規(guī)律分析

布置4個測點監(jiān)測橋涵沉降(如圖2所示)，QH1和QH2布置在北線隧道中心線上部的橋涵位置處，QH3和QH4布置在橋涵中部位置處。4個測點隨盾構(gòu)推進(jìn)的位移變化曲線如圖6所示。

圖6　橋涵位移變化曲線(2014年)

由圖6可知： 在盾構(gòu)穿越過程中，高鐵橋涵測點位移會發(fā)生“先沉降，后隆起，再沉隆”的變化趨勢。盾構(gòu)到達(dá)橋涵前，橋涵沉降很小，介于-1～1 mm；當(dāng)盾構(gòu)快要通過橋涵時，4個測點都發(fā)生了3～4 mm的隆起，可見，盡管穿越橋涵時盾構(gòu)推力已降低了10%，但還有下降的余地；當(dāng)盾尾通過后，橋涵測點再次發(fā)生了約4 mm的下沉，可見，同步注漿量還可以適當(dāng)提高。

對于鐵路橋涵的安全而言，縱橫向的差異沉降更重要。根據(jù)橋涵測點的位置，通過橋涵測點QH2、QH3和QH1、QH4的差異沉降率揭示橋涵縱向差異沉降的變化規(guī)律，通過橋涵測點QH1、QH2和QH3、QH4的差異沉降率揭示橋涵橫向差異沉降的變化規(guī)律。

橋涵測點QH2、QH3和QH1、QH4的差異沉降率隨盾構(gòu)推進(jìn)的變化如圖7所示(圖中縱坐標(biāo)為沿鐵路方向上兩相鄰測點的差值與其水平距離的比值)。由圖7可知： 盾構(gòu)到達(dá)橋涵前，橋涵縱向差異沉降率很小，介于-0.05‰～0.10‰；盾構(gòu)通過鐵路橋涵過程中，縱向差異沉降率逐漸增大，QH2、QH3的差異沉降率由0.10‰增加到0.20‰，QH1、QH4的差異沉降率由-0.01‰增加到0.17‰；盾構(gòu)通過3 d后，差異沉降率降低并較快趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定值約為0.10‰。

圖7　橋涵縱向差異沉降率變化曲線(2014年)

Fig. 7Curves of longitudinal differential settlement rates of bridge and culvert (in 2014)

橋涵測點QH1、QH2和QH3、QH4的差異沉降率隨盾構(gòu)推進(jìn)的變化如圖8所示(圖中縱坐標(biāo)為垂直鐵路方向上兩相鄰測點的差值與其水平距離的比值)。由圖8可知： 盾構(gòu)到達(dá)橋涵前，橋涵橫向差異沉降率基本介于-0.10‰～0.10‰；盾構(gòu)通過鐵路橋涵后，橋涵的橫向差異沉降率逐漸增大，QH1、QH2的差異沉降率由-0.10‰增加到0.30‰，QH3、QH4的差異沉降率由0.075‰增加到0.275‰；盾構(gòu)通過3 d后，差異沉降率降低并較快趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定在0.15‰～0.25‰。同時，通過QH1、QH2的差異沉降率可以看出，盾構(gòu)切口穿過橋涵前，橋涵朝盾構(gòu)駛來的方向傾斜，而當(dāng)盾構(gòu)切口穿過橋涵后，橋涵傾斜方向發(fā)生變化，改為朝盾構(gòu)前進(jìn)方向傾斜。

圖8　橋涵橫向差異沉降率變化曲線(2014年)

Fig. 8Curves of transverse differential settlement rates of bridge and culvert (in 2014)

由圖7和圖8可知： 橋涵最大縱向差異沉降率約為0.20‰，遠(yuǎn)小于1/1 250，最大橫向差異沉降率為0.30‰，小于1/2 500，均滿足鐵路安全控制標(biāo)準(zhǔn)。同時，盾構(gòu)到達(dá)橋涵1 d(距離10 m)以前，橋涵差異沉降率基本不變；而盾構(gòu)到達(dá)橋涵前1 d以內(nèi)，橋涵縱向差異沉降率由0.01%增大至0.10%，橫向差異沉降率由0.02%增大至0.10%，增幅明顯。故可認(rèn)為，盾構(gòu)隧道在距離橋涵10 m(約1D)范圍內(nèi)施工時，將會對高鐵橋涵產(chǎn)生影響。

3.3盾構(gòu)隧道及橋涵的相互作用分析

通過研究隧道縱向、環(huán)向內(nèi)力響應(yīng)和橋涵位移隨盾構(gòu)總推力、盾構(gòu)姿態(tài)等施工參數(shù)的變化情況，探究盾構(gòu)隧道及橋涵的相互作用。

試驗環(huán)上各管片縱向軸力(受拉為正，受壓為負(fù))變化情況如圖9所示(監(jiān)測數(shù)據(jù)均在盾構(gòu)掘進(jìn)狀態(tài)下測得，軸力為各管片內(nèi)外兩側(cè)鋼筋應(yīng)力計讀數(shù)的平均值)。

圖9　管片①—⑨的軸力隨盾構(gòu)推進(jìn)的變化

Fig. 9Variation of axial forces from segment No. 1 to No. 9 vs. ring number

由圖9可知，管片受到的軸力均為壓力。隨著盾構(gòu)的推進(jìn)，各管片縱向軸力的變化具有以下2個明顯特征：

1)管片拼裝完成后，由于千斤頂?shù)捻斶M(jìn)作用，管片結(jié)構(gòu)承受的縱向軸力較大，并且在盾構(gòu)通過10環(huán)左右的范圍內(nèi)，軸力變化幅度較大；而在盾構(gòu)通過10環(huán)以后，軸力變化幅度較小，可見千斤頂頂力影響距離約為10環(huán)(20 m)。

2)隧道軸力呈現(xiàn)“頂部大，底部小”的趨勢。

在盾構(gòu)通過10環(huán)后，試驗環(huán)管片縱向軸力分布如圖10所示。由圖10可知，試驗環(huán)各管片的軸力實測值呈現(xiàn)出“頂部大，腰部次之，底部最小”的規(guī)律。

圖10試驗環(huán)管片縱向軸力實測值(盾構(gòu)通過10環(huán)后)(單位： kN)

Fig. 10Measured axial forces of experimental segments (after passing 10 rings)(kN)

管片縱向軸力隨測試高度不同存在的差異與盾構(gòu)姿態(tài)有關(guān)，施工數(shù)據(jù)顯示，試驗環(huán)處于盾構(gòu)上坡路段，但由于盾構(gòu)推進(jìn)到試驗環(huán)前10環(huán)左右，盾構(gòu)底部推力設(shè)定過大，導(dǎo)致機(jī)身向上稍微偏離了規(guī)劃路線，故為糾正盾構(gòu)姿態(tài)，在拼裝試驗環(huán)及以后的過程中，盾構(gòu)千斤頂頂力設(shè)定方式為“頂部略大于底部”，故使得試驗環(huán)管片軸力呈現(xiàn)“頂部大，底部小”的趨勢。

盾構(gòu)試驗環(huán)整環(huán)的縱向彎矩(彎矩以頂部管片受壓為正，底部管片受壓為負(fù))隨著盾構(gòu)推進(jìn)的變化情況如圖11所示(實測數(shù)據(jù)均在盾構(gòu)掘進(jìn)狀態(tài)下測量所得)。圖11中A、B、C 3個典型狀態(tài)下盾構(gòu)總推力設(shè)定值、橋涵傾斜情況和盾構(gòu)姿態(tài)情況如圖12所示。

由圖11可知，隨著盾構(gòu)的推進(jìn)，試驗環(huán)整環(huán)的縱向彎矩、盾構(gòu)總推力、橋涵傾斜和盾構(gòu)姿態(tài)變化具有以下3個明顯特征。

圖11　試驗環(huán)整環(huán)縱向彎矩實測值

圖12A、B、C 3個狀態(tài)下的盾構(gòu)總推力、橋涵傾斜和盾構(gòu)姿態(tài)示意圖

Fig. 12Shield thrusting force, bridge and culvert tilt and shield attitude under typical conditions

1)試驗環(huán)整環(huán)的縱向彎矩皆為正值，說明頂部管片受壓程度大于底部管片，圖10中試驗環(huán)軸力的實測值也證明了這一點。

2)盾構(gòu)通過6環(huán)左右的范圍內(nèi)，整環(huán)的縱向彎矩由5 700 kN·m增加至6 550 kN·m，縱向彎矩的變大應(yīng)該是由于盾構(gòu)糾偏引起的。施工數(shù)據(jù)顯示(見圖12(a))，在試驗環(huán)后面6環(huán)的盾構(gòu)推進(jìn)過程中，盾構(gòu)始終處于糾偏狀態(tài)，千斤頂推力始終保持“頂部略大于底部”的設(shè)定方式，且頂部推力不斷加大，底部推力不斷減小，這直接導(dǎo)致了橋涵由朝盾構(gòu)駛來的方向傾斜變?yōu)槌軜?gòu)前進(jìn)方向傾斜(見圖12(b))。

3)盾構(gòu)通過6環(huán)以后，試驗環(huán)縱向彎矩開始減小，并在盾構(gòu)通過24環(huán)時減小至初始值5 700 kN·m。這一方面是由于盾構(gòu)回歸規(guī)劃路線(見圖12(c))，頂部和底部千斤頂推力差距縮小(見圖12(a))，管片受力產(chǎn)生了重分布；另一方面是因為試驗環(huán)慢慢脫離了盾構(gòu)頂力的影響范圍，管片受力趨于穩(wěn)定。隨著盾構(gòu)總推力恢復(fù)正常，橋涵傾斜程度也在逐漸減小。

在試驗環(huán)拼裝完成、脫出盾尾和脫出車架3個典型工況下，試驗環(huán)管片的環(huán)向彎矩實測值(彎矩以管片內(nèi)弧面受拉為正，外弧面受拉為負(fù))如圖13所示。

圖13　試驗環(huán)管片每環(huán)的環(huán)向彎矩實測值(單位： (kN·m)/環(huán))

Fig. 13Measured circumferential bending moments of experimental segments((kN·m)/ring)

由圖13可知，隨著盾構(gòu)的推進(jìn)，試驗環(huán)各管片的環(huán)向彎矩變化呈現(xiàn)以下4個明顯特征：

1)隧道橫斷面環(huán)向彎矩呈現(xiàn)“腰部最大，拱頂、拱底次之，兩肩最小”的特點；

2)試驗環(huán)剛剛拼裝完成時，管片結(jié)構(gòu)承受的環(huán)向彎矩很小，僅為試驗環(huán)脫出盾尾后的20%～40%；

3)試驗環(huán)脫出盾尾后，管片環(huán)向彎矩突然增大2～3倍，介于-290～260 kN·m；

4)試驗環(huán)脫出車架后，管片環(huán)向彎矩與脫出盾尾時相比，絕對值變化不明顯，但是各管片彎矩有“趨于接近”的趨勢，各管片之間彎矩的差距越來越小。

管片剛剛拼裝完成且未脫出盾尾時，由于管片與盾殼之間間隙的存在，管片基本上只承受自身的重力以及盾尾注漿壓力，故環(huán)向彎矩較小。當(dāng)盾構(gòu)脫出盾尾后，管片除承受自身重力和注漿壓力外，還承受周圍的水土荷載，故彎矩急劇變大。

試驗環(huán)脫出車架后，各管片彎矩“趨于接近”，說明隨著盾構(gòu)的推進(jìn)，管片承受的外力及內(nèi)力產(chǎn)生了重分布，各管片所受的彎矩差距縮小并趨于穩(wěn)定。

4結(jié)論與建議

1)在盾構(gòu)穿越高鐵橋涵過程中，高鐵橋涵測點位移會發(fā)生“先沉降，后隆起，再沉降”的變化趨勢。橋涵在盾構(gòu)穿越全過程中最大縱向差異沉降率為0.20‰，最大橫向差異沉降率為0.30‰，均小于鐵路部門制定的差異沉降控制標(biāo)準(zhǔn)。

2)盾構(gòu)總推力隨盾構(gòu)姿態(tài)的變化而變化，并對隧道管片受力和橋涵位移產(chǎn)生明顯影響。穿越橋涵段，由于盾構(gòu)姿態(tài)的不斷調(diào)整，盾構(gòu)總推力不斷變化，隧道管片的縱向軸力呈現(xiàn)“頂部大，底部小”的趨勢，隧道整環(huán)的縱向彎矩呈現(xiàn)“先增大，后減小”的趨勢，橋涵傾斜方向由朝盾構(gòu)駛來的方向傾斜變?yōu)槌軜?gòu)前進(jìn)方向傾斜。

3)隧道橫斷面環(huán)向彎矩呈現(xiàn)“腰部最大，拱頂、拱底次之，兩肩最小”的特點。試驗環(huán)剛剛拼裝完成時，管片承受的彎矩很??；試驗環(huán)脫出盾尾后，彎矩急劇增大約3倍，絕對值最大達(dá)到290 (kN·m)/環(huán)；試驗環(huán)脫出車架后，各管片彎矩逐漸趨于相同。

大直徑淺覆土盾構(gòu)隧道下穿高速鐵路施工中，因其特殊性和復(fù)雜性，不確定性大，施工風(fēng)險高。在下一步的研究中，建議對鐵路正常運(yùn)營中的列車和地面公路上車輛振動引起的管片力學(xué)響應(yīng)規(guī)律以及大直徑淺覆土盾構(gòu)的施工控制技術(shù)等內(nèi)容進(jìn)行分析。

參考文獻(xiàn)(References)：

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Analysis of Monitoring of Large Diameter Slurry Shield Tunnel Crossing Underneath High-speed Railway Bridge and Culvert： Case Study on North Huancheng Road Underground Expressway in Hangzhou

GAO Dongqi1, LIAO Shaoming1,2, ZHANG Di3, MEN Yanqing1

(1.DepartmentofGeotechnicalEngineering,TongjiUniversity,Shanghai200092,China; 2.KeyLaboratoryofGeotechnicalandUndergroundEngineeringofMinistryofEducation,TongjiUniversity,Shanghai200092,China;3.ChinaRailwaySiyuanSurveyandDesignGroupCo.,Ltd.,Wuhan430063,Hubei,China)

Abstract:Large diameter (11.58 m) slurry balance shield is used for boring North Huancheng Road underground expressway tunnel crossing underneath existing Shanghai-Hangzhou high-speed railway bridge and culvert. Considering the complex environment the shield tunnel located and the safety of the running of high-speed railway, the longitudinal and circumferential structural responses induced by shield tunneling are monitored by means of longitudinal and circumferential rebar stressmeter. The monitoring results show that: 1) The longitudinal and circumferential differential settlement rates are 0.20‰ and 0.30‰, which can meet the requirement of safe construction of railway. 2) The thrusting force of shield varies with the change of shield attitude and has a significant influence on segment force and displacement of bridge and culvert; the longitudinal axial force of the segment top is larger than that on the segment feet; the circumferential bending moment of the segment waist followed by that of the segment top and that of segment feet; and the circumferential bending moment of the segment shoulder is the smallest. The study results show that the monitoring of the shield tunnel structure is important as well.

Keywords:tunnel; large diameter slurry shield; underneath crossing; high-speed railway bridge and culvert; displacement monitoring; settlement regular; interaction

中圖分類號：U 456

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1672-741X(2016)04-0403-08

DOI:10.3973/j.issn.1672-741X.2016.04.006

第一作者簡介：高東奇 (1991—)，男，吉林四平人，同濟(jì)大學(xué)土木工程專業(yè)在讀碩士，研究方向為盾構(gòu)隧道施工環(huán)境影響。E-mail: dongqigao@126.com。

基金項目：國家自然科學(xué)基金資助項目(51378389)； 國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(973計劃)項目(2015CB057806)

收稿日期：2015-09-28; 修回日期: 2015-11-19