梁發(fā)云，方衍其，袁 強(qiáng)，李家平

（1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092；2.上海申通地鐵集團(tuán)有限公司，上海200070）

隨著城市地鐵建設(shè)規(guī)模的不斷擴(kuò)大，各類鄰近軌道交通的工程活動(dòng)愈加常見，地鐵隧道臨近區(qū)域內(nèi)發(fā)生的突發(fā)堆載工況也愈加頻繁。僅2014年，上海地鐵沿線突發(fā)堆土便多達(dá)16次［1］。因地表超載而導(dǎo)致的地鐵隧道安全事故也頻頻見諸報(bào)道。2008年，上海某地鐵盾構(gòu)隧道因突發(fā)地面堆土而發(fā)生嚴(yán)重滲漏水及結(jié)構(gòu)損傷，部分襯砌環(huán)甚至出現(xiàn)混凝土塊狀脫落及螺栓斷裂等現(xiàn)象［1］；2010年，因地表施工傾土而導(dǎo)致上海某地鐵隧道在比設(shè)計(jì)值高6倍的超載下持續(xù)運(yùn)營(yíng)，并最終導(dǎo)致其水平收斂外徑比ΔD/Dt（Dt為隧道外徑）高達(dá)35.7‰，出現(xiàn)大范圍螺栓屈服和漏水現(xiàn)象［2］；2018年，因地表突發(fā)6 m超量堆土，某盾構(gòu)隧道發(fā)生最高達(dá)27.98 mm的異常沉降，以及累計(jì)102處濕漬與14處明顯錯(cuò)臺(tái)［3］。地表堆載作用下，土體應(yīng)力場(chǎng)發(fā)生改變，破壞了盾構(gòu)隧道原有的平衡狀態(tài)，致其出現(xiàn)橫向變形，嚴(yán)重時(shí)會(huì)引發(fā)接縫超張、管片開裂和螺栓失效等病害，繼而導(dǎo)致大面積滲漏水，威脅隧道的正常運(yùn)營(yíng)［4-5］。

文獻(xiàn)［6-7］對(duì)超載工況下不同結(jié)構(gòu)類型的盾構(gòu)隧道開展了承載能力足尺模型試驗(yàn)，其結(jié)果可為隧道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供一定參考，但試驗(yàn)中用千斤頂?shù)刃Т嫠淼乐車馏w的荷載效應(yīng)，沒有反映土-結(jié)構(gòu)相互作用。隧道周圍土層性質(zhì)對(duì)隧道的受力性能有較大影響，Cui等［8］考慮土與隧道結(jié)構(gòu)相互作用，采用室內(nèi)平面應(yīng)變?cè)囼?yàn)研究了水土壓力對(duì)隧道的橫向變形的影響。Atkison等［9］采用模型試驗(yàn)研究無粘性土中隧道的穩(wěn)定性，獲取了地表大面積均布堆載下隧道襯砌結(jié)構(gòu)的內(nèi)力分布形式。Yang等［10］研究了土體黏聚力、內(nèi)摩擦角等因素對(duì)大面積堆載作用下隧道穩(wěn)定性的影響。黃大維等［11］借助幾何相似比為1：10的縮尺模型，通過開槽法模擬管片接頭處剛度折減，研究了軟、硬地層中既有隧道在大面積堆載作用下的變形及外表面土壓力變化特征。張明告等［12］基于有限元法研究了大面積超載作用下隧道穿越與上覆土層性質(zhì)對(duì)隧道周圍土壓力與結(jié)構(gòu)變形的影響。Huang等［13］研究了地表超載工況下隧道襯砌結(jié)構(gòu)的彈性變形模式。Yamamoto等［14］研究了地表超載時(shí)黏性土層中雙方形隧道的穩(wěn)定性。以上研究主要基于大面積超載情況，然而實(shí)際工程中突發(fā)堆土的面積較為有限，主要呈局部堆載作用。Huang等［15］研究了軟土隧道在不同堆載條件下的變形響應(yīng)，并指出應(yīng)盡可能避免偏心局部堆載，但未進(jìn)行深入研究。吳慶等［16］通過室內(nèi)縮尺模型試驗(yàn)總結(jié)了堆載位置和隧道埋深對(duì)盾構(gòu)隧道橫向變形性能影響的規(guī)律。孫華圣等［17］在此基礎(chǔ)上用有限元進(jìn)一步定量研究了堆載大小、位置和隧道埋深隧道變形的影響。

局部堆載更能反映工程突發(fā)堆土狀況，同時(shí)周圍地層特性對(duì)隧道受力與變形的影響也不可忽視。然而目前綜合考慮軟、硬地層條件和局部堆載對(duì)隧道影響的研究較少。本文基于室內(nèi)縮尺模型試驗(yàn)，研究了不同堆載位置和隧道穿越土層性質(zhì)下堆載對(duì)淺埋地鐵盾構(gòu)隧道的影響。試驗(yàn)過程中測(cè)量了隧道的橢圓度、接頭張開量及隧道外表面附加土壓力的變化情況，揭示了局部堆載作用下隧道的變形機(jī)理，從而為后續(xù)研究和工程實(shí)踐提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)方案

1.1 模型隧道設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)所用模型盾構(gòu)隧道以幾何相似常數(shù)Cl=10、重力加速度相似常數(shù)Cg=1以及彈性模量相似常數(shù)CE=10進(jìn)行設(shè)計(jì)［11］。原型盾構(gòu)隧道為圖1所示的某地鐵隧道，隧道用通縫拼裝，外徑為8 000 mm，管片厚度為300 mm，共分5塊，管片幅寬為2 000 mm，以C50混凝土澆筑，彈性模量為30 GPa；管片相接處共設(shè)6個(gè)縱向接頭，每個(gè)接頭均由2根彈性模量為206 GPa的M48環(huán)向螺栓連接。

根據(jù)幾何相似比，計(jì)算得模型盾構(gòu)隧道的外徑為800 mm，厚度為30 mm，內(nèi)徑為740 mm，寬度為200 mm。管片單元的分塊數(shù)量以及位置與原型一致，共由1個(gè)封頂管片（圓心角為22.5°）和5個(gè)標(biāo)準(zhǔn)管片（圓心角為67.5°）組成，管片用彈性模量3 GPa的有機(jī)玻璃加工而成。管片塊與塊之間設(shè)置橡膠件以模擬縱向接縫，并通過模型螺栓將6塊管片拼裝連成整環(huán)，在管片和橡膠件上均預(yù)先設(shè)置有螺栓孔。

橡膠件等效設(shè)計(jì)方面：文獻(xiàn)［18］的研究表明，原型隧道管片接頭抗彎試驗(yàn)測(cè)得原型接頭抗彎剛度為16.63 kN·m·rad-1，根據(jù)抗彎剛度相似條件，試驗(yàn)采用幾何尺寸為200 mm×30 mm×5 mm，硬度為邵氏硬度55度的橡膠片模擬接頭，其抗彎剛度為1.6 N·m·rad-1。螺栓等效設(shè)計(jì)方面：原型螺栓彈性模量為206 000 MPa，直徑為48 mm，試驗(yàn)中模型螺栓采用304合金剛制作，其彈性模量為194 000 MPa，根據(jù)抗拉剛度相似原則［18-19］可計(jì)算得所需螺栓斷面直徑為4.9 mm，因此試驗(yàn)采用兩根M5螺栓進(jìn)行管片拼裝。

1.2 模型土配制

黃大維等［20］通過研究指出，在彈性范圍內(nèi)設(shè)計(jì)模型試驗(yàn)時(shí)，模型土的壓縮模量需要盡可能滿足相似關(guān)系，而粘聚力與內(nèi)摩擦角可不滿足相似條件。此外，由于本試驗(yàn)主要研究地表局部堆載下隧道的變形特性，因此土體重度可不必滿足嚴(yán)格的相似原則［20］。據(jù)此，試驗(yàn)共配制兩種模型土，分別為砂土（細(xì)砂）和鋸末土（細(xì)砂+鋸末），用于模擬不同土層條件，兩者密度分別為1 400和860 kg·m-3，內(nèi)摩擦角分別為35°和30°。土體壓縮模量以壓力為10～20 kPa時(shí)對(duì)應(yīng)的壓縮模量為準(zhǔn)，模型中細(xì)砂和鋸末土分別為2.65和0.85 MPa，相應(yīng)的原型土壓縮模量為26.5和8.5 MPa，分別對(duì)應(yīng)于砂土層和軟土層（下同）。

1.3 試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)是在同濟(jì)大學(xué)嘉定校區(qū)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的大型土箱中完成，土箱尺寸為4 m長(zhǎng)、3 m寬、2 m高。試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D2所示，外部土箱用型鋼加工而成，內(nèi)壁貼橡膠膜。試驗(yàn)中先鋪設(shè)厚度為0.5Dt（Dt為隧道外徑）的細(xì)砂作為隧道下臥層，再將隧道模型吊裝入模型槽內(nèi)，隨后采用質(zhì)量控制法［11］逐層填筑厚為0.25Dt的土層，并按要求壓實(shí)［11］，每加完一層土后靜置24 h，以使變形穩(wěn)定。填土至預(yù)設(shè)高度后，在預(yù)定位置放置鐵塊，用于模擬地表局部堆載。每次試驗(yàn)分兩級(jí)加載，每級(jí)堆載為2 t重的鐵塊，鐵塊底邊尺寸為1.2 m×1.2 m，每級(jí)加載量為p=14 kPa，總堆載量值為p=28 kPa，可模擬常見的2 m高左右突發(fā)堆土。第一級(jí)堆載結(jié)束后靜置0.5 h，進(jìn)行第二級(jí)堆載，再次靜置0.5 h后卸載。

為探究隧道所處地層條件對(duì)的影響，設(shè)計(jì)了圖3所示兩種不同土層分布條件的模型試驗(yàn)，分別模擬隧道穿越砂土和穿越軟土，兩者分別記為地層1和地層2。為探究地表局部堆載位置對(duì)盾構(gòu)隧道的影響，按荷載與隧道中軸線偏心距e的不同，共設(shè)置e=0，200和1 000 mm三種堆載形式，如圖4所示。試驗(yàn)詳細(xì)工況見表1。

圖3 隧道穿越土層條件（單位：mm）Fig.3 Situation of tunnel passing through different soil layer(unit:mm)

1.4 傳感器設(shè)計(jì)

試驗(yàn)過程中分別對(duì)管片收斂變形、管片接頭張開量及隧道外表面附加土壓力加以監(jiān)測(cè)。通過測(cè)量管徑收斂變形可計(jì)算得隧道橢圓度，其監(jiān)測(cè)方案如圖5a所示，分別在0°、45°、90°以及135°截面布置4個(gè)POM-HDQ20-50A電感式位移計(jì)，量程為50 mm，精度為0.5%；接頭張開量監(jiān)測(cè)方案如圖5b所示，管片各接頭內(nèi)、外表面均布置一個(gè)應(yīng)變片，通過測(cè)量接頭內(nèi)、外表面變形量可計(jì)算接頭張開角度；附加土壓力監(jiān)測(cè)方案如圖5c所示，在管片外表面沿不同角度布置了7個(gè)BWM型（微型）土壓力傳感器，量程為0.02～20 MPa，準(zhǔn)確度級(jí)別為0.2級(jí)。

為驗(yàn)證試驗(yàn)的可靠性，上述傳感器分別布置在荷載下方相鄰的A、B兩個(gè)管片上。圖6為隧道穿越砂土?xí)r，e為0、200和1 000 mm三組工況下A和B截面管徑收斂變化情況，由圖可知，兩管片環(huán)相同截面變形量的平均差值僅0.08 mm，說明本試驗(yàn)制模和測(cè)試方法較為可靠。處理數(shù)據(jù)時(shí)，取兩管片環(huán)對(duì)應(yīng)位置數(shù)據(jù)的平均值作為試驗(yàn)代表值。此外，本試驗(yàn)最終測(cè)得的隧道各項(xiàng)變形與力的數(shù)據(jù)均扣除回填土變形穩(wěn)定后測(cè)得的初始值。

圖4 堆載偏心距條件（單位：mm）Fig.4 Eccentric distance of surcharge(unit:mm)

表1 試驗(yàn)工況Tab.1 Test condition

圖5 傳感器布置Fig.5 Arrangement of sensors

圖6 A、B管片環(huán)變形對(duì)比Fig.6 Comparison of deformation of segment ring A and B

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 隧道橢圓度

表2所示為p=28 kPa時(shí)隧道管片各截面變形情況，正變形量表示監(jiān)測(cè)截面向外部擴(kuò)張，負(fù)變形量表示監(jiān)測(cè)截面向內(nèi)部收縮。由表可知，e=0時(shí)，隧道豎直截面向內(nèi)收縮、水平截面向外擴(kuò)張，收縮量與擴(kuò)張量大致相當(dāng)，斜截面的變形量較小，管片呈橫橢圓變形。此時(shí)砂土層隧道和軟土層隧道的水平收斂外徑比（ΔD/Dt）分別為6.76‰和15.98‰，大于Huang等［2］調(diào)查報(bào)道的正常值5.1‰。

表2 p=28 k Pa時(shí)隧道管徑收斂變形值Tab.2 Convergent deformation value of tunnel diameter at p=28 k Pa mm

通過橢圓度可以定量描述隧道管片變形程度，橢圓度T的計(jì)算方法為

式中：T為隧道橢圓度；a為隧道管片變形后長(zhǎng)半軸長(zhǎng)度；b為隧道管片變形后短半軸長(zhǎng)度；Dt為隧道外徑。

試驗(yàn)中，通過將加卸載后0°、45°、90°和135°的管徑收斂變形值與管片原始外徑相加，可計(jì)算得管片變形后各方向軸長(zhǎng)，取其中最大值為長(zhǎng)軸，最小值為短軸，可算得不同堆載位置和地層條件下隧道管片橢圓度的變化情況，如圖7所示。根據(jù)表2中數(shù)據(jù)可以計(jì)算得到不同堆載位置和地層條件下隧道管片橢圓度的變化情況，如圖7所示。砂土層和軟土層隧道最大橢圓度分別為12.5‰和31.8‰，大于《盾構(gòu)法隧道施工與驗(yàn)收規(guī)范》［21］規(guī)定的限值6‰。隨著堆載偏心距的增加，隧道橢圓度先迅速降低然后趨于平緩，p=28 kPa時(shí)，當(dāng)e從0增加到200 mm，砂土層和軟土層隧道的橢圓度分別下降了7.4‰和23‰；當(dāng)e從200 mm增加到1 000 mm，兩者的橢圓度又分別下降了3.2‰和5.4‰。此外，e=0、200和1 000 mm時(shí)，隧道變形后的長(zhǎng)軸方向分別為90°（水平方向）、90°和45°（斜方向），說明堆載偏心距的增加還會(huì)導(dǎo)致隧道管片從橫橢圓變形逐漸發(fā)展為斜橢圓變形，實(shí)際工程中應(yīng)注意調(diào)整監(jiān)測(cè)與加固措施。

圖7 隧道橢圓度Fig.7 Ellipticity of tunnel

對(duì)比不同土層特性可發(fā)現(xiàn)，軟土層隧道的橢圓度普遍大于砂土層，其最大橢圓度為后者的2.5倍，原因是軟土可提供的抗力較小，地面堆載作用下隧道結(jié)構(gòu)更容易變形［11］。此外，p=28 kPa時(shí)，當(dāng)e從0依次增加到200和1 000 mm，砂土層隧道橢圓度相對(duì)于e=0時(shí)依次減小了59%和84%，而軟土層隧道橢圓度則依次減小了72%和89%，說明隧道周圍土層越軟，增大堆載偏心距能起到的保護(hù)效果越明顯。

分析加-卸載過程發(fā)現(xiàn)，卸載后隧道管片仍然有較大的殘余變形，此時(shí)管片橢圓度甚至大于p=14 kPa堆載下的橢圓度，說明局部堆載對(duì)隧道的不良影響難以在卸載后消除。通常來講，隧道截面的變形主要來自于兩個(gè)部分：①是管片結(jié)構(gòu)自身的變形；②是管片接頭的錯(cuò)臺(tái)變形［22］。堆載作用產(chǎn)生的附加荷載，不僅使得土層出現(xiàn)塑性變形，而且導(dǎo)致管片間的接頭也發(fā)生錯(cuò)臺(tái)變形。兩種變形的耦合作用使得卸載后管片產(chǎn)生了不可恢復(fù)的殘余變形。因此應(yīng)嚴(yán)格管理鄰近隧道各類工程活動(dòng)，避免因突發(fā)局部堆載對(duì)隧道造成不可逆損傷。

2.2 接頭張開量

通過應(yīng)變式位移計(jì)測(cè)量隧道接頭內(nèi)、外表面的變形量，可以計(jì)算得各個(gè)接頭向外張開的角度（外張開量）。

圖8所示為不同堆載偏心距時(shí)砂土層隧道的接頭外張開量（正值表示向外張開，負(fù)值表示向內(nèi)張開）。e=0時(shí)，各接頭張開角較為對(duì)稱，隧道肩部接頭向外張開，其余部位接頭則向內(nèi)張開，肩部接頭（78.75°和281.25°）的外張開角與頂部接頭（11.25°和348.75°）的內(nèi)張開角大致相等，同時(shí)上半部分接頭的變形量明顯大于下半部接頭，與王如路等［23］的數(shù)值模擬結(jié)果類似。隨著堆載偏心距增加，隧道接頭變形量逐漸減小。此外，e的增加導(dǎo)致了變形的不對(duì)稱性，e=0時(shí)變形主要發(fā)生在左右肩部接頭和頂部接頭，接頭變形較為對(duì)稱，而偏壓堆載時(shí)變形主要發(fā)生在荷載對(duì)側(cè)的肩部與頂部接頭，兩種情況下下隧道接頭的變形模式差別如圖9所示。

圖8 砂土層隧道接頭張開量Fig.8 Joint opening of tunnel in sandy soil

圖9 正上方堆載和偏心堆載時(shí)隧道接頭變形情況Fig.9 Deformation of tunnel joint under direct and eccentric loading

圖10 軟土層隧道接頭張開量Fig.10 Joint opening of tunnel in sawdust soil layer

圖10為軟土層隧道接頭的變形情況，由于變形較大，部分應(yīng)變位移計(jì)遭到破壞，因此僅測(cè)得e=0和e=200 mm兩種工況下的部分接頭變形。對(duì)比圖8可知，軟土層隧道管片接頭的變形特征與砂土層隧道類似，但張開量更大。同時(shí)，卸載后接頭依然有一定的殘余變形量，說明本試驗(yàn)中接頭變形同樣進(jìn)入塑性發(fā)展階段。王如路等［23］通過數(shù)值模擬研究了正上方超載作用下隧道的收斂變形與接頭張開量間的關(guān)系。結(jié)果顯示，肩部接頭的張開量約為隧道收斂變形量的10%，本試驗(yàn)中e=0時(shí)砂土層和軟土層隧道肩部接頭張開量分別為各自管片收斂最大變形量的4.4%和1.9%，與文獻(xiàn)［23］數(shù)值模擬結(jié)果有一定差異。

圖11 隧道結(jié)構(gòu)外表面附加土壓力（單位：k Pa）Fig.11 Additional earth pressure on outer surface of tunnel structure(unit:k Pa)

2.3 土壓力

圖11所示為隧道外表面的附加土壓力分布情況。e=0時(shí)，砂土層隧道各方向附加應(yīng)力分布相對(duì)均勻，而軟土層隧道附加應(yīng)力主要集中于水平方向。原因有二：第一，收斂變形更大的軟土層隧道土拱效應(yīng)發(fā)揮的程度更大，隧道頂部荷載重分布更明顯，因此頂部附加應(yīng)力減小而水平向應(yīng)力增大。第二，試驗(yàn)中堆載產(chǎn)生的局部附加應(yīng)力約為27 kPa，隧道上覆土層自重應(yīng)力約為7 kPa，對(duì)比隧道結(jié)構(gòu)實(shí)測(cè)附加應(yīng)力可推測(cè)，隧道水平方向的附加應(yīng)力不僅來自地表局部堆載，還來自水平變形時(shí)周圍地層對(duì)隧道結(jié)構(gòu)的反作用力，而結(jié)合圖7可知，此時(shí)軟土層隧道的水平向收斂變形大致為砂土層隧道的2.4倍，因此前者的隧道水平附加應(yīng)力更大。

堆載偏心距的增加會(huì)導(dǎo)致隧道表面的土壓力逐漸減小，以及土壓力分布情況的改變。為了定量描述土壓力向斜截面集中的情況，定義了斜截面土壓力集中系數(shù)F：

式中：S0，S45，S90，S135，S225，S270，S315分別表示0°、45°、90°、135°、225°、270°和315°截面的附加土壓力。

表3所示為加載過程中不同堆載偏心距和土層條件下F的變化情況，e相同時(shí)，p為14和28 kPa的F比較接近，說明局部堆載大小主要影響土壓力的大小，而基本不影響土壓力分布情況。p=28 kPa時(shí)，隨著e從0增加到1 000 mm，砂土層隧道的F從1.05增加到2.91，軟土層隧道的F從1.55增加到3.06，說明堆載偏心距的增加會(huì)導(dǎo)致土壓力向荷載對(duì)側(cè)的隧道斜截面集中。對(duì)比不同土層類型可發(fā)現(xiàn)，當(dāng)e=0和200 mm時(shí)，軟土層隧道的F普遍大于砂土層隧道，而e=1 000 mm時(shí)兩者的F較為接近，說明小偏心堆載條件下土層性質(zhì)對(duì)隧道土壓力分布狀況的影響同樣不可忽略。

表3 隧道斜截面土壓力集中系數(shù)Tab.3 Additional earth pressure concentration factor of oblique section of tunnel

3 有限元模擬

3.1 有限元建模

基于商業(yè)有限元軟件ABAQUS，本文以模型試驗(yàn)為參照建立了圖12所示的有限元模型，模型長(zhǎng)、寬、高分別為4 000、3 000和1 700 mm。模型四周采用垂直于側(cè)邊的滑動(dòng)約束以限制其水平位移，底部采用固定約束以限制其水平與豎直方向位移［17］。隧道材料采用線彈性模型，土體采用摩爾-庫倫彈塑性模型，材料屬性同第1.2節(jié)模型試驗(yàn)的材料參數(shù)。土體采用八節(jié)點(diǎn)線性六面體單元模擬［24］，隧道管片基于修正慣用法簡(jiǎn)化為等效均質(zhì)圓環(huán)并采用八節(jié)點(diǎn)六面體單元模擬，隧道外表面與土體之間采用摩擦接觸。

圖12 有限元模型（單位：mm）Fig.12 Finite element model(unit:mm)

需要說明的是，本文研究對(duì)象為運(yùn)營(yíng)階段的盾構(gòu)隧道受地表堆載作用下的受力變形特征，而在施工過程中，盾尾注漿層可視為管片結(jié)構(gòu)的附屬部分，相比管片鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)而言，注漿層的厚度相對(duì)較小，對(duì)于管片結(jié)構(gòu)剛度的影響也較小。因此，本文在有限元建模時(shí)，較為充分地參考了已有文獻(xiàn)對(duì)于類似問題的處理方法［15，17］。而通過忽略注漿層的影響，可以明顯提高有限元模擬的計(jì)算效率。

圖13所示為不同地層條件和堆載位置工況下有限元模擬結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)的對(duì)比情況，由對(duì)比結(jié)果可知，本文采用的有限元建模方法是可靠有效的。

3.2 參數(shù)分析

采用試驗(yàn)①（砂土層隧道，e=0，p=28 kPa）和試驗(yàn)④（軟土層隧道，e=0，p=28 kPa）（表1）作為基本模型，通過改變荷載p的大小、堆載偏心距e以及隧道埋深h的量值，對(duì)堆載作用下隧道的變形進(jìn)行參數(shù)分析。選用橢圓度T表征隧道整體變形程度，如圖14a所示，隧道變形后橢圓度隨荷載值的增大而近似呈線性增長(zhǎng)，相同荷載下軟土層隧道的橢圓度大于砂土層隧道。圖14b所示為堆載偏心距和隧道埋深對(duì)隧道變形響應(yīng)的影響，隨著堆載偏心距增大，隧道橢圓度顯著減小。然而，埋深較大的隧道在受荷后仍發(fā)生較大變形，進(jìn)一步說明地表突發(fā)堆載對(duì)隧道運(yùn)營(yíng)安全的較大威脅，隧道維保工作中應(yīng)對(duì)這一風(fēng)險(xiǎn)源引起足夠高的重視。

綜上所述，軟土地區(qū)地鐵隧道運(yùn)營(yíng)過程中應(yīng)警惕各類突發(fā)地表堆載，若確需堆土，則應(yīng)盡可能避免隧道正上方超量局部堆載，做到“預(yù)防為主、少堆遠(yuǎn)堆、提前保護(hù)、實(shí)時(shí)監(jiān)控”。

圖13 有限元與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.13 Comparison of finite element method and experimental results

圖14 參數(shù)分析Fig.14 Parameter analysis

4 結(jié)論

本文采用室內(nèi)模型試驗(yàn)研究了地表局部堆載下軟、硬土層中地鐵隧道的橫向變形性能，通過控制堆載偏心距和隧道穿越土層壓縮模量的變化，對(duì)比分析了不同工況下隧道橢圓度、接頭外開量和外表面附加土壓力的變化情況，主要結(jié)論如下：

（1）隨著堆載偏心距的增加，隧道橢圓度先迅速下降然后趨于平緩，并且從橫橢圓變形逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)樾睓E圓變形。軟土層隧道的橢圓度比砂土層隧道更大，并且增加堆載偏心距后軟土層隧道橢圓度的減小比砂土層隧道更明顯。

（2）增加堆載偏心距可以減小隧道接頭變形量，正上方堆載時(shí)變形主要發(fā)生在隧道左右肩部與頂部接頭，且較為對(duì)稱，偏壓堆載時(shí)變形主要發(fā)生在荷載對(duì)側(cè)的肩部與頂部接頭。軟土層隧道接頭的變形量比砂土層隧道更大。

（3）堆載作用下硬土層隧道附加土壓力分布相對(duì)均勻，而軟土層隧道附加土壓力主要集中于水平方向。隨著堆載偏心距增加，附加土壓力逐漸減小，且壓力主要集中點(diǎn)向荷載對(duì)側(cè)的斜截面轉(zhuǎn)移。地表突發(fā)局部堆載容易對(duì)隧道造成較大損傷，且這些損傷難以在卸載后恢復(fù)。

作者貢獻(xiàn)申明：

梁發(fā)云：提出研究課題，指導(dǎo)撰寫論文，審閱修訂論文；

方衍其：實(shí)施試驗(yàn)研究，處理試驗(yàn)數(shù)據(jù)，撰寫論文；

袁強(qiáng)：設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案，實(shí)施試驗(yàn)研究；

李家平：提供研究思路和技術(shù)指導(dǎo)。