北京地铁矿山法隧道设计施工设计手册-终稿-v06-2-17-ok

'《北京地铁矿山法隧道设计施工设计手册》第八章结构设计8.1设计方法8.1.1主要设计原则（1）满足施工工艺、行车运营、城市规划、环境保护、放水、防灾、防迷流、防腐蚀和人民防空等要求。（2）采取有效措施，满足地铁设计规范规定的耐久性要求。根据承载能力极限状态和正常使用极限状态的要求，保证结构强度、刚度，并满足抗倾覆、滑移、漂浮、疲劳、变形、抗裂或裂隙宽度的验算要求。（3）减少施工中和建成后对环境造成的不利影响，并考虑城市规划引起周围环境的改变对地铁结构的影响。（4）以勘察资料为依据，根据沿线不同地段的具体条件，通过对技术、环境影响和使用效果等综合评价，选择施工方法和结构型式。（5）结构的净空尺寸应满足地下铁道建筑限界和其他施工及施工工艺等的要求，并考虑施工误差，结构变形及位移的影响。（6）结构计算模型应符合实际工况条件，充分考虑结构与地层的相互作用，以及施工中已形成的支护结构和防水结构的作用。（7）结构的地震作用应符合8度抗震设防烈度的要求，主体结构的抗震设防为乙级，应参照《铁路工程抗震设计规范》进行抗震验算，并采取相应的抗震构造措施，提高结构的整体抗震性能。非承重构件（建筑隔墙、装饰构件、管道安装等）亦应采取抗震措施。（8）与既有车站相交或换乘的节点结构设计，应充分考虑施工工艺对既有结构和运营的影响。（9）与规划线路相交或换乘的节点，根据工程相互关系，应采取便于远期工程实施的预留措施。（10）地铁地下结构须具有战时防护功能。所有地下车站的出入口和通风道均设置防护段。在规定的设防部位，按5级人防设防；与其它地铁连接处，按与较高设防标准等强的原则考虑。（11）车站结构设计应采取防止杂散电流腐蚀的措施。（12）钢结构及钢连接应进行防锈与防火处理。（13）地下水对混凝土结构或钢结构有腐蚀的地段，尚应进行防腐处理。（14）车站结构所有受力构件，尚应满足现行的“建筑设计防火规范”有关规定。8.1.2有关结构设计技术标准（1）地下车站主体结构与出入口、风道等主要构件的工程等级为一级。（2）地下车站主体结构与出入口、风道与风停的耐火等级为一级。（3）车站结构抗震设计以地震安评报告为依据，结构设计采取相应的构造措施，以提高结构的整体抗震能力。当结构上部有地面建（构）筑物时，应按整体检算抗震能力。车站中框架结构的抗震等级按二级考虑，按抗震烈度8度设防。（4）结构中永久构件的安全等级为一级，相应的结构构件重要性系数取1.1；临时构件的安全等级为三级，相应的结构构件重要性系数取0.9；在人防荷载或地震荷载组合作用下，相应的结构构件的重要性系数取1.0。（5）按工程地质及水文地质祥勘资料提供的抗浮设防水位进行抗浮稳定性验算，在不计侧 壁摩阻力时，其抗浮安全系数不得小于1.05；当计及侧壁摩阻力时，其抗浮安全系数不得小于1.15。抗浮措施应针对施工阶段和使用阶段采取相应的工程措施，但不宜采用消浮或或底板锚杆的措施。（6）结构设计在满足强度、刚度和稳定性的基础上，应根据站位地下水水位和地下水腐蚀性等情况，满足防水和防腐蚀设计的要求。当结构处于有腐蚀性地下水时应采取抗侵蚀措施，砼抗侵蚀系数不低于0.8。（7）在永久荷载和基本荷载组合作用下，应按荷载效应标准组合并考虑长期作用影响进行结构构件裂缝验算。二类环境砼构件的裂缝宽度（迎土面）应不大于0.2mm，一类环境（非迎土面及内部砼构件）砼构件的裂缝宽度均应不大于0.3mm。当计及地震、人防或其它偶然荷载作用时，可不验算结构的裂缝宽度。8.1.3隧道设计方法8.1.3.1隧道设计理论的历史隧道工程建筑物是埋置于地层中的结构物，它的受力和变形与围岩密切相关，支护结构与围岩作为一个统一的受力体系相互约束，共同工作。这种共同作用正是地下结构与地面结构的主要区别，所以如何恰当地反映支护结构与围岩相互作用的力学特征，正是支护结构设计计算理论需要解决的重要课题。隧道工程从开挖、支护，直到形成稳定的地下结构体系所经历的力学过程中，围岩的地质因素、施工过程等因素对围岩－结构体系终极状态的安全性影响极大。准确地将其反映到计算模型中，是十分困难的。由此可见，地下结构的力学模型必须符合下述条件：①与实际工作状态一致，能反映围岩的实际状态以及与支护结构的接触状态；②荷载假定应与在修建洞室过程(各作业阶段)中荷载发生的情况一致；③算出的应力状态要与经过长时间使用的结构所发生的应力变化和破坏现象一致；④材料性质和数学表达要等价。只要符合上述条件，任何计算方法都会获得合理的结果。显然，洞室支护体系的力学模型是与所采用的支护结构的构造及其材料性质、岩体内发生的力学过程和现象以及支护结构与围岩相互作用的规律等有关。地下工程支护结构理论的发展至今已有百余年的历史，它与岩土力学的发展有着密切关系。土力学的发展促使着松散地层围岩稳定和围岩压力理论的发展，而岩土力学的发展促使围岩压力和地下工程支护结构理论的进一步飞跃。随着新奥法施工技术的出现以及岩土力学、测试仪器、计算机技术和数值分析方法的发展，地下工程支护结构理论正在逐渐成为一门完善的科学。地下工程支护结构理论的一个重要问题是如何确定作用在地下结构的荷载以及如何考虑围岩的承载能力。从这方面讲，支护结构计算理论的发展大概可分为3个阶段。(1)刚性结构阶段19世纪的地下建筑物大都是以砖石材料砌筑的拱形圬工结构，这类建筑材料的抗拉强度很低，且结构物中存在有较多的接触缝，容易产生断裂。为了维护结构的稳定，当时的地下结构截面都拟定得很大，结构受力后产生的弹性变形较小，因而最先出现的计算理论是将地下结构视为刚性结构的压力线理论。压力线理论认为，地下结构是由一些刚性块组成的拱形结构，所受的主动荷载是地层压力，当地下结构处于极限平衡状态时，它是由绝对刚体组成的三铰拱静定体系，铰的位置分别假设在墙底和拱顶，其内力可按静力学原理进行计算。这种计算理论认为，作用在支护结构上的压力是其上覆岩层的重力，没有考虑围岩自身的承载能力。由于当时地下工程埋置深度不大，因而曾一度认为这些理论是正确的。压力线假设的计算方法缺乏理论依据，一般情况偏于保守，所设计的衬砌厚度将偏大很多。 (2)弹性结构阶段19世纪后期，混凝土和钢筋混凝土材料陆续出现，并用于建造地下工程，使地下结构具有较好的整体性。从这时起，地下结构开始按弹性连续拱形框架用超静定结构力学方法计算结构内力。作用在结构上的荷载是主动的地层压力，并考虑了地层对结构产生的弹性反力的约束作用。由于有了比较可靠的力学原理为依据，故至今在设计地下结构时仍时有采用。这类计算理论认为，当地下结构埋置深度较大时，作用在结构上的压力不是上覆岩层的重力而只是围岩坍落体积内松动岩体的重力——松动压力。松动压力理论是基于当时的支护技术发展起来的。由于当时的掘进和支护所需的时间较长，支护与围岩之间不能及时紧密相贴，致使围岩最终有一部分破坏、塌落，形成松动围岩压力。但当时并没有认识到这种塌落并不是形成围岩压力的唯一来源，也不是所有的情况都会发生塌落，更没有认识到通过稳定围岩，可以发挥围岩的自身承载能力。对于围岩自身承载能力的认识又分为以下2个阶段。①假定弹性反力阶段地下结构衬砌是埋设在岩土内的结构物，它与周围岩体相互接触，因此衬砌在承受岩体所给的主动压力作用产生弹性变形的同时，将受到地层对其变形的约束作用。地层对衬砌变形的约束作用力就称之为弹性反力。这样计算理论便进入了假定弹性反力阶段。弹性反力的分布是与衬砌的变形相对应的。20世纪初期，康姆列尔(O．Kommerall)、约翰逊(Johason)等人提出弹性反力的分布图形为直线(三角形或梯形)。这种假定弹性反力法的缺点是过高估计了地层弹性反力的作用，使结构设计偏于不安全。为了弥补这一缺点，结构设计采用的安全系数常常被提高3.5~4以上。1934年，朱拉夫(Г.Гзуаобв)和布加耶娃(O.E.oyкaeвa)对拱形结构按变形曲线假定了月牙形的弹性反力图形，并按局部变形理论认为弹性反力与结构周边地层的沉陷成正比。该法将拱形衬砌(曲墙式或直墙式)的拱圈与边墙整体考虑，视为一个直接支承在地层上的高拱，用结构力学原理计算其内力。由于该法按结构的变形曲线假定了地层弹性反力的分布图形，并由变形协调条件计算弹性反力的量值，因此比前一种假定弹性反力法合理。②弹性地基梁阶段由于假定弹性反力法对其分布图形的假定有较大的任意性，人们开始研究将边墙视为弹性地基梁的结构计算理论，将隧道边墙视为支承在侧面和基底地层上的双向弹性地基梁，即可计算在主动荷载作用下拱圈和边墙的内力。首先应用的弹性地基梁理论是局部变形理论。20世纪30年代，苏联地下铁道设计事务所提出按圆环地基局部变形理论计算圆形隧道衬砌的方法，20世纪50年代又将其发展为侧墙(指直边墙)按局部变形弹性地基梁理论计算拱形结构的方法。共同变形弹性地基梁理论在稍后也被用于地下结构计算。1939和1950年，达维多夫先后发表了按共同变形弹性地基梁理论计算整体式地下结构的方法。1954年，奥尔洛夫(C．A．Oрлов)用弹性理论进一步研究了按地层共同变形理论计算地下结构的方法。舒尔茨(S．Schuze)和杜德克(H．Dudek)在1964年分析圆形衬砌时，不但按共同变形理论考虑了径向变形的影响，而且还计入切向变形的影响。按共同变形理论计算地下结构的优点，在于它以地层的物理力学特征为依据，并考虑各部分地层沉陷的相互影响，在理论上比局部变形理论有所进步。(3)连续介质阶段由于人们认识到地下结构与地层是一个受力整体，20世纪中期以来，随着岩体力学开始形成一门独立的学科，用连续介质力学理论计算地下结构内力的方法也逐渐发展。围岩的弹性、弹塑性及粘弹性解答逐渐出现。 这种计算方法以岩体力学原理为基础，认为坑道开挖后向洞室内变形而释放的围岩压力将由支护结构与围岩组成的地下结构体系共同承受。一方面围岩本身由于支护结构提供了一定的支护阻力，从而引起它的应力调整达到新的平衡；另一方面，由于支护结构阻止围岩变形，它必然要受到围岩给予的反作用力而发生变形。这种反作用力和围岩的松动压力极不相同，它是支护结构与围岩共同变形过程中对支护结构施加的压力，称为形变压力。这种计算方法的重要特征是把支护结构与岩体作为一个统一的力学体系来考虑。两者之间的相互作用则与岩体的初始应力状态、岩体的特性、支护结构的特性、支护结构与围岩的接触条件以及参与工作的时间等一系列因素有关，其中也包括施工技术的影响。由连续介质力学建立地下结构的解析计算法是一个困难的任务，目前仅对圆形衬砌有了较多的研究成果。典型的有史密德(H．Schmid)和温德尔斯(R．Windels)得出了有压水工隧道的弹性解；费道洛夫(B．Л．Федоров)得出了有压水工隧洞衬砌的弹性解；缪尔伍德(A．M．Muirwood)得出了圆形衬砌的简化弹性解析解；柯蒂斯(D．J．Curtis)又对缪尔伍德的计算方法做了改进；塔罗勃(J．Talobre)和卡斯特奈(H．Kastner)得出了圆形洞室的弹塑性解；塞拉格(S．Serata)、柯蒂斯和樱井春辅采用岩土介质的各种流变模型进行了圆形隧道的粘弹性分析；我国学者也按弹塑性和粘弹性本构模型进行了很多研究工作，发展了圆形隧道的解析解理论，利用地层与衬砌之间的位移协调条件，得出圆形隧道的弹塑性和粘弹性解。20世纪60年代以来，随着计算机技术的推广和岩土介质本构关系研究的进步，地下结构的数值计算方法有了很大的发展。有限元法、边界元法及离散元法等数值解法迅速发展，模拟围岩弹塑性、粘弹塑性及岩体节理面等大型程序已经很多，使得连续介质力学的计算应用范围得到扩大。这些理论都是以支护与围岩共同作用和需得知地应力及施工条件为前提的，比较符合地下工程的力学原理。然而，计算参数还难以准确获得，如原岩应力、岩体力学参数及施工因素等。另外，人们对岩土材料的本构模型与围岩的破坏失稳准则还认识不足。因此，目前根据共同作用所得的计算结果，一般也只能作为设计参考依据。与此同时，锚杆与喷射混凝土一类新型支护的出现和与此相应的一整套新奥地利隧道设计施工方法的兴起，终于形成了以岩体力学原理为基础的、考虑支护与围岩共同作用的地下工程现代支护理论。现代支护理论的形成与发展，首先是由于锚喷支护结构的大量使用，它可在围岩松动之前及时加固围岩，其应用实践给人们积累了丰富的经验。新奥法是典型的代表，尤其是现场监控量测的应用。到20世纪80年代又将现场监控量测与理论分析结合起来，发展成为一种适应地下工程特点和当前施工技术水平的新设计方法——现场监控设计方法(也称信息化设计方法)。目前，工程中主要使用的工程类比设计法，也正在向着定量化、精确化和科学化方向发展。地下工程支护结构理论的另一类内容，是岩体中由于节理裂隙切割而形成的不稳定块体失稳，一般应用工程地质和力学计算相结合的分析方法，即岩石块体极限平衡分析法。这种方法主要是在工程地质的基础上，根据极限平衡理论，研究岩块的形状和大小及其塌落条件，以确定支护参数。与此同时，在地下工程支护结构设计中应用可靠性理论、推行概率极限状态设计研究方面也取得了重要进展。采用动态可靠度分析法，即利用现场监测信息，从反馈信息的数据预测地下工程的稳定可靠度，从而对支护结构进行优化设计，是改善地下工程支护结构设计的有效途径。考虑各主要影响因素及准则本身的随机性，可将判别方法引入可靠度范畴。在计算分析方法研究方面，随机有限元(包括摄动法、纽曼法、最大熵法和响应面法等)、Monte-Carlo模拟、随机块体理论和随机边界元法等一系列新的地下工程支护结构理论分析方法近年来都有了较大的发展。 地下工程支护结构理论正在不断发展，各种设计方法都需要不断提高和完善，尤其是能较好地反映地下工程特点的现场监控设计方法，更迫切需要在近期内形成比较完善的量测体系与计算体系。从发展趋势看，新奥法开创的理论—经验－量测相结合的“信息化设计”体现了地下工程支护结构设计理论的发展方向。应该指出，地下结构计算理论的上述几个发展阶段在时间上并没有截然的先后之分，后期提出的计算方法一般也并不否定前期的研究成果，鉴于岩土介质的复杂多变，这些计算方法都有其比较适用的一面，但又各自带有一定的局限性。但是，各种新方法的不断出现，意味着地下结构的计算理论将日益趋于完善。8.2设计荷载8.2.1荷载分类1、地下结构的结构设计荷载类型及名称应按表8-1采用。2、结构设计时应根据结构类型，按结构整体和结构构件可能出项的最不利工况进行组合，按相应设计规范，确定组合系数并进行计算。决定荷载的数值时，应考虑施工和使用过程中发生的变化。表8-1地下结构分类表荷载类型荷载名称永久荷载结构自重地层压力结构上部和受影响范围内的设施及建筑物压力水压力及浮力混凝土收缩及徐变作用设备荷载设备基础、建筑做法、建筑隔墙等引起的结构附加荷载地基下沉影响力可变荷载基本可变荷载地面车辆荷载及其冲击力地面车辆荷载引起的侧向土压力地下铁道车辆荷载及其冲击力人群荷载其它可变荷载温度变化影响力施工荷载偶然荷载8度地震荷载5级人防荷载注：（1）设计中要求考虑的其它荷载，可根据其性质分别列入上述三类荷载中。（2）表中所列荷载本节未加说明者，可按国家有关规范或根据实际情况确定。8.2.2地层压力1．有关设计规范关于地层荷载的规定(1)基本规定地铁规范第10.2.2条“地层压力应根据结构所处工程地质和水文地质条件、埋置深度、结构形式及其工作条件、施工方法及相邻隧道间距等因素，结合已有的试验、测试和研究资料，按有关公式计算或依工程类比确定。”地铁设计规范条文说明中解释：地层压力是地下结构承受的主要荷载。一般情况，石质隧道，可根据围岩分级，依工程类比确定围岩压力；填土隧道及浅埋暗挖隧道一般按计算截面以上全部土柱重量考虑；深埋暗挖隧道按泰沙基公式、普氏公式或其它经验公式计算。(2)深浅埋分界及土压力的有关规定 ①地下铁道设计规范没有深浅埋分界的具体规定②铁路隧道设计规范以统计隧道坍落拱高度为基础，埋深时用全土柱，埋深时用谢家休公式，埋深时用，不同深度土压力计算结果如图8-1。埋深竖直土压全土柱谢家休公式规范深埋公式h02.5h0图8-1③日本的有关规定a.如果覆土厚比隧道外径小()，由于不能形成卸载拱，粘性土和砂性土用全土柱压力。b.在粘性土中尽管覆盖层相当厚()，也取全土柱重作垂直压力。c.在砂土和硬粘土中，若覆土厚度比外径大许多倍()，可能形成卸载拱，取“松弛土压”d.“松弛土压”按泰沙基公式计算地层压力：土柱：式中：地表荷载；，N—贯入值；，为试验值，有地下水不降低。还规定20t/m2，在时即使能算出松弛土压，也应取全土柱。 在硬粘土()中可用松弛土压(较大，都计)。中硬()或软粘土()中“采用松弛土压力须慎重，一般用全土柱”，④理论估算a.用比尔鲍曼公式，但增加到趋于常数时即为深埋，不必分界。粘性土，都计；砂土只计，不计。bhp=hthsHDB图8-2b.用泰沙基公式，，＝常数2常用地层压力理论和公式(1)普氏理论式中hp——自然拱高度；b——自然拱的半跨度。围岩垂直均布松动压力式中有关符号的物理意义如图8-2所示。(2)泰沙基洞顶岩层中任意点的垂直压力为随着坑道埋深h的加大,趋近于零，则趋于某一个固定值，且泰沙基根据实验结果，得出＝1～1.5，取＝1，则式中有关符号的物理意义如图8-3所示。 Hdhλσvtgλσvtgσv+dσvλσvλσvσvhb图8-3这是欧、美、日本等国常用的，有关文献认为对砂土，令＝0，＝1时，当取似摩擦角时，，与普氏结果一样；当考虑时，所得减小。(3)谢家休公式考虑两侧土体夹制作用，NAφ0HCDFBNET1T1PW2W1βT2T2GW2βφ0hHθB图8-4式中：—顶板土柱两侧摩擦角(°)，为经验值；—侧压力系数；—土体计算摩擦角(°)；—产生最大推力时的破裂角(°)；其它符号意义如图8-4所示。(4)比尔鲍曼公式 式中：，，，，为围岩容重，为隧道上覆土层厚度，为断面宽度；为围岩内摩擦角；为围岩内聚力；为断面高度。(5)《铁路隧道设计规范》隧道垂直压力为式中hs——等效荷载高度值；S——围岩级别，如Ⅲ级围岩S=3；——围岩的容重；——宽度影响系数，＝；B——坑道宽度，以m计；i——B每增加1m时，围岩压力的增减率(以B＝5m为基准)，当B＜5m时取i=0.2，B＞5m时，取i＝0.1。（6）不同理论的北京地铁区间隧道地层压力分析埋深/m图8-5加权平均均匀地层压力随埋深关系竖直地层荷载全土柱比尔鲍曼普氏泰沙基谢家休根据北京地铁的断面情况，按照覆土深度内各地层物理力学指标加权平均以及各地层分段计算结果如图8-5图8-6所示。3.北京地铁地层竖向荷载计算表达式 全土柱比尔鲍曼泰沙基谢家休竖直地层荷载埋深/m图8-6统计分层地层压力随埋深关系综合上述分析并参考日本盾构指南，对北京地铁土压力计算可否确定下列几点：(1)选用比尔鲍曼公式作为基本公式①虽然日本盾构及“地铁说明”都推荐泰沙基公式，但因泰沙基公式和普氏公式结果一样，很多文献表明对软弱地层所得结果较小，为安全起见，用数值比泰沙基公式较大的比尔鲍曼公式。②谢家休考虑的因素较仔细，但只用φ0表述，一般勘测资料都用c、φ，而且θ角也是经验公式，不好用，且比氏较简单。(2)关于深浅埋分界图8-7全土柱与比尔鲍曼公式差与Ht/D关系采用理论估算法，即使σv趋于常数的覆土厚度h即为深埋，这样避免出现(2~2.5)h0或2D(D为结构跨度或全宽)时的锯齿形。 时用全土柱，起始时仍有小段锯齿，处理时考虑全土柱与比尔鲍曼公式之差与的关系，拟采用直线连接，根据北京地铁地层情况各种跨度时全土柱公式与比尔鲍曼公式之差与的关系如图8-7。考虑北京地铁实际情况，断面跨度较小(小于5m)时，一般较大，故采用1.2倍的断面跨度，在D～1.2D之间用直线连接。由于比尔鲍曼公式主要适用于浅埋隧道，在埋置达到一定深度以后曲线出现向下弯曲，即竖向土压力随埋深增大反而减小，为了避免这种情况，建议在曲线拐点处用切线代替。综合上述各种因素，建议北京地铁竖向土压力计算公式为：-8图8DD埋深竖向荷载2h1D式中：为围岩容重；为隧道上覆土层厚度；为断面宽度；为围岩内摩擦角；为围岩内聚力；为断面高度；；； ；；竖向荷载与隧道埋深的关系如图8-8所示曲线。(3)关于砂土和粘土的分别处理砂土，取=0，只用，比用时要大些。粘土，硬粘土，直接采用、。饱和含水软粘土，用全土柱。(4)的建议对于的埋深，算出的地层压力可能比铁路隧道规范公式计算结果要大，考虑到铁路隧道设计规范公式是从山岭隧道坍方统计得来的，其地层及施工条件与地铁不同，完全搬用也不一定合适。同时目前北京地铁的覆土厚度一般都在(2~3)以下，差别不太大。采用比尔鲍曼公式后，对设计计算结果有多大影响，还应通过几种典型地层的、实际资料，对几种常见埋深进行试算，并检算既有典型断面的安全度。4、土层侧向压力。根据结构受力过程中墙体位移与地层间的相互关系，分别按主动、被动和静止压力计算。在地下铁道结构计算中，主动土压力采用朗金土压力理论。对于粘性土尚需考虑粘结力的影响，即式中、——计算截面处的主动、被动土压力；、——朗金主动、被动侧压力系数；——计算截面处的竖向土压力；——土的粘结力。在计算总压力时可不计临界深度施工期间围护结构的主动区土压力宜按朗金公式的主动土压力计算，在给支护结构横撑施加预应力或采取逆作法施工时，宜根据结构的变位取静止土压力或界于静止土压力与主动土压力之间的经验值。在使用阶段，结构承受的水平力宜按主动土压力和静止土压力对结构产生的不利工况进行计算。设计采用的侧向水、土压力，在施工阶段对于粘性土地层及坑（洞）内外同时进行降水的砂性地层可采用水土合算，对于仅在坑（洞）内进行降水、坑（洞）外做止水帷幕的砂性地层可采用水土分算；在使用阶段，要考虑水对结构的长期效应，应采用水土分算。计算中应计及地面荷载和邻近建筑物以及施工机械等引起的附加水平侧压力。 (1)竖向压力在道路下方的地下结构，地面车辆荷载可按20Kpa的均布荷载取值，并不计冲击压力的影响。覆土较浅时按实际情况考虑，一级及以上公路按汽—超20计算，挂—120验算；二级公路按汽—20计算，挂—100验算。一般情况下，地面车辆荷载可按下述方法简化为匀布荷载：0.7Z0.7Z0.7Z0.7Z0.70.70.70.71111ZZbaPozPoz地面地面p0p0图8-9车辆荷载单轮压力计算图式单个轮压传递的竖向压力(图8-9)(4-1-8)图8-10车辆荷载多轮压力计算图式0.7ZbZp0aPoz0.7Z0.7Z0.7ZPozp0p0p0Zbd1d2b两个以上轮压传递的竖向压力(图8-10)(4-1-9)式中——地面车辆传递到计算深度Z处的竖向压力；——车辆单个轮压，按通行的汽车等级采用；a,b——地面单个轮压力的分布长和宽度；di——地面相邻两个轮压的净距；——轮压的数量；——车辆荷载的动力系数，可参照表8-2选用。表8-2地面车辆荷载的动力系数覆盖层厚度(m)≤0.250.300.400.500.60≥0.70动力系数μ01.301.251.201.151.051.00注：本表取自《给水排水工程结构设计规范》(BGJ69-84)当覆盖层厚度较小时，即两个轮压的扩散线不相交时，可按局部匀布压力计算。在道路下方的浅埋暗挖隧道，地面荷载可按10kPa的匀布荷载取值，并不计冲击力的影响。当无覆盖层时，地面车辆荷载则应按集中力考虑，并用影响线加载的方法求出最不利荷载位置。 （2）侧向压力地面车辆荷载传递到地下结构上的侧压力，可按下式计算：(4-1-10)式中——侧向压力系数，分石质地层和土质地层。石质地层查规范表，土质地层按库仑土压力系数计算。(3)被动压力根据北京地铁四号线、五号线71座车站、68座区间工程的设计地质勘察资料对机床系数统计如表8-3和表8-4所示。表8-3垂直基床系数(MPa/m)统计结果表层号累计深度/m岩层名称垂直基床系数(MPa/m)平均值变异系数子样数子样组数①2.7689填土②5.1007粉土、粘土、粉质粘土20.15000.48582020②37.1927粉细砂29.16670.153966③11.6213粉土、粉质粘土40.26460.3494173148③313.4584粉细砂30.96430.32645656④17.0801粘土、粉质粘土35.85990.24849483④119.1153粉土38.85660.37285353④321.9225粉细砂31.38420.22975757④423.7347中粗砂35.45040.18362525⑤28.1497卵石、圆砾68.48300.19664746⑤129.8067中粗砂38.62500.12614040⑤231.6000粉细砂33.63890.12503636⑥35.4953粘土、粉质粘土42.94990.2030210135⑥137.9174粉土48.62130.207115079⑥239.3299粉细砂42.75000.379388⑥340.7534细中砂40.15680.28633434⑦46.1734卵石、圆砾80.42540.15357167⑦146.5596粉细砂38.80600.30355858⑦348.9280中粗砂46.06250.27454848⑦450.6280粉土51.18900.22232121⑦552.0940粘土、粉质粘土41.65630.17331919⑧54.2485粉土52.62420.22723333⑧157.2941粉质粘土43.06330.19747372⑧258.8197细中砂37.00000.40601111⑨64.3708卵石、圆砾84.33330.25373030⑨166.8165粉细砂29.33330.380033⑨268.9122中粗砂39.00000.133244⑩71.4518粘土、粉质粘土41.30280.21451818⑩173.4587粉土50.62500.077188⑩475.9645粉细砂75.00000.000033⑾178.2733粉细砂 ⑾482.0429卵石圆砾30.00000.000011⑿84.1929粉质粘土50.00000.000044表8-4水平基床系数(MPa/m)统计结果表层号累计深度/m岩层名称水平基床系数(MPa/m)平均值变异系数子样数子样组数①2.7689填土②5.1007粉土、粘土、粉质粘土20.15000.48582020②37.1927粉细砂29.16670.153966③11.6213粉土、粉质粘土40.26460.3494173148③313.4584粉细砂30.96430.32645656④17.0801粘土、粉质粘土35.85990.24849483④119.1153粉土38.85660.37285353④321.9225粉细砂31.38420.22975757④423.7347中粗砂35.45040.18362525⑤28.1497卵石、圆砾68.48300.19664746⑤129.8067中粗砂38.62500.12614040⑤231.6000粉细砂33.63890.12503636⑥35.4953粘土、粉质粘土42.94990.2030210135⑥137.9174粉土48.62130.207115079⑥239.3299粉细砂42.75000.379388⑥340.7534细中砂40.15680.28633434⑦46.1734卵石、圆砾80.42540.15357167⑦146.5596粉细砂38.80600.30355858⑦348.9280中粗砂46.06250.27454848⑦450.6280粉土51.18900.22232121⑦552.0940粘土、粉质粘土41.65630.17331919⑧54.2485粉土52.62420.22723333⑧157.2941粉质粘土43.06330.19747372⑧258.8197细中砂37.00000.40601111⑨64.3708卵石、圆砾84.33330.25373030⑨166.8165粉细砂29.33330.380033⑨268.9122中粗砂39.00000.133244⑩71.4518粘土、粉质粘土41.30280.21451818⑩173.4587粉土50.62500.077188⑩475.9645粉细砂75.00000.000033⑾178.2733粉细砂⑾482.0429卵石圆砾30.00000.000011⑿84.1929粉质粘土50.00000.0000445暗挖区间隧道计算方法⑴结构与地层共同作用的处理方法在采用荷载—结构模型计算衬砌内力时，除了要知道作用在衬砌结构上的主动荷载外，还要很好地解决结构与地层的共同作用问题，目前较为实用的处理方法有以下3种： ①主动荷载模型，见图8-11。除了在结构底部受地层约束外，其它部分在主动荷载作用下可以自由变形。适用于结构与地层“刚度化”较大的情形。图8-11主动荷载模型　　地层反力　　侧向围岩主动压力竖向围岩主动压力图8-12主动荷载加地层弹性约束模型　　围岩弹性抗力　　侧向围岩主动压力　　竖向围岩主动压力　脱离区　衬砌变形曲线②主动荷载加地层弹性约束的模型，见图8-12。该模型认为地层不仅对衬砌结构施加主动荷载还对衬砌结构施加被动弹性抗力。适用于各类地层。③地层实测荷载模型，见图8-13。实测荷载模型是结构与地层共同作用的综合反应，它即包括地层的主动压力，也含有被动弹性力。基底反力及弹性抗力可按Winkler假定为基础的局部变形理论来确定。径向荷载切向荷载图8-13地层实测荷载模型基底反力或弹性抗力的大小和分布形态取决于对衬砌结构计算是个非线性力学问题，必须采用迭代法或某些线性化的假设，例如，假设反力或弹性抗力的分布形态为已知，或采用弹性地基梁理论，或用一系列独立的弹性支撑链杆代替连续分布的反力或弹性抗力等等。于是，衬砌结构计算就成了通常的超静定结构的求解。1．明挖法修建的矩形框架结构整体计算方法用明挖顺作法修建的多跨多层矩形框架结构，可视为一次整体的受力弹性地基上的框架，以荷载—结构模式进行计算。2．盖挖法修建的多跨多层结构计算方法这里以盖挖逆作车站为例，介绍多跨多层矩形框架考虑施工步骤的计算方法。⑴盖挖逆作车站结构受力特点①盖挖逆作地铁车站的修建是一个分部施工的过程。结构的主要受力构件，常兼有临时结构和永久结构的双重功能。其结构形式、刚度、支承条件和荷载情况随开挖过程不断变化。结构受力不仅与施工方法、开挖步骤和施工措施关系密切，而且荷载效应有继承性，即这一施工过程在结构中产生的内力和变形，是前面各施工过程受力的继续，使用阶段的受力是施工阶段受力的继续。②边墙作为挡土结构主要承受横向荷载，同时也承受水平构件传递的竖向荷载，中柱主要承受竖向荷载。施工阶段竖向荷载在中柱和边墙之间分配；结构封底后，竖向荷载在中柱、边墙和底板之间分配。③盖挖逆作法多以钻孔灌注桩或地下连续墙为基坑的支护，成桩(墙)过程中对地层极少挠动，又以顶、楼板顶替横撑，基坑开挖引起的墙体变形较小，与一般放坡开挖或顺作法施工的地下结构相比，当地层较稳定时，施工期间作用在坑底以上墙面的土压力更接近于静止土压力。 ④盖挖逆作地铁车站通常埋置较浅，地面车辆荷载对结构受力有较大影响，不仅使隧道结构的受力有一般公路桥梁的特点，而且车辆荷载在任何一个施工阶段都可能存在，也可能消失。车辆荷载作用的结构在不断变化。⑤在基坑开挖和形成结构过程中，由于垂直荷载的增加和土体卸载的影响，将会引起边墙和中柱的沉降，由此而产生的对结构体系的影响比顺作法严重得多。后者边墙和中柱承受最大竖向荷载时，底板已完成，整个结构的沉降可通过底板调整得较小和较为均匀。前者最大竖向荷载先全由边墙和中柱之下的地基承受。竖向支撑系统过大的沉降，不仅会在顶、楼板等水平构件中产生较大的附加应力，而且会给节点连接带来困难。上述特点表明，适用于放坡开挖顺作的整体结构分析方法，即不考虑施工过程、结构完成后一次加载的计算模式。或虽然考虑施工阶段和荷载变化的影响，却忽略了结构受力继承性的分析方法都与结构实际的受力状态相距甚远。必须根据盖挖逆作法的施工工艺及结构受力特点，建立新的、能够反映实际受力状态的分析方法。⑵结构分析考虑的主要问题及计算方法的确定①采用工程上习惯的平面杆系矩阵位移法。R(反力)K=0R0αK=tgαy(变形)图8-14支承链杆的弹性模式②应能反映地层与结构的相互作用及土体的非线形特性。采用弹性支承链杆模型，用水平弹性支承链杆模拟地层对侧墙及中间柱水平位移的约束作用；用竖向弹性支承链杆模拟地层对底板、侧墙底部及中间桩底部垂直位移的约束作用；用切向弹性支承链杆模拟地层摩阻力对侧墙及中间桩位移的约束作用。为了反映土体的非线形特性，支承链杆的等效刚度可采用最简单的理想弹塑性模式(图8-14)当反力R≤R0时支承链杆刚度为常数Ｋ，当R≥R0，K＝0。其中R0为地基的极限承载力。③为了能确切模拟分布开挖过程及使用阶段不同的受力状况，将结构受力的变化过程划分为若干个相对独立的阶段进行计算。分段原则是：结构组成、支撑情况有较大变化或结构受力情况有很大变化时。④应能反映结构受力的继承性。K1K2K2K1PPq1q2Δqh2h1h1h2RTΔq(1)(2)(3)图8-15坑底土开挖中所受荷载(1)基坑开挖到h1深度时作用在侧墙上的荷载及侧墙的支承条件(2)基坑开挖到h2深度时作用在侧墙上的荷载及侧墙的支承条件(3)基坑从h1挖到h2深度时作用在侧墙上的荷载增量Δq、R、TP：作用在迎土面上的主动土压力或静止土压力q1：作用在开挖面上的静止土压力(基坑深度h1)q2：作用在开挖面上的静止土压力(基坑深度h2)Δq：开挖面静止土压力增量Δq=q2-q1K1：土体等效水平弹簧刚度K2：土体等效剪切弹簧刚度R：水平弹簧的卸载T：剪切弹簧卸载 对于形式、刚度、支承条件和荷载不断变化的盖挖逆作结构体系，可采用叠加法进行受力分析。即对每一个施工步骤或受力阶段，都按结构的实际支承条件及构件组成建立计算简图，只计算由于荷载增量(或荷载变化)引起的内力增量，这一施工步骤完成后结构的实际内力应是前面各步荷载增量引起的内力的总和。这里关键问题是如何根据盖挖逆作的施工工艺确定引起体系内力改变的每一个荷载增量。一般可归纳为如下几种情况：a．支撑的拆除：相当在原体系的拆撑处反向施加这一支撑力。b．坑底土挖除：如图8-15，当在边墙全高范围作用着不平衡侧土压力，并分别用支承链杆和切向支承链杆模拟坑底以下土体对墙体变形的约束作用，假定作用在边墙应土面一侧的土压力为定值(主动土压或静止土压)，则基坑从开挖至深度引起的荷载增量有两部分组成。第一部分为基坑侧因开挖引起的静止土压力的减少，相当在挖除土体的部位对体系反向施加这一压力的减少值。第二部分为被挖除土体中弹性抗力的释放(包括水平向和切向弹性抗力)，相当于在开挖部位对体系反向施加这些弹性抗力。c．活载效应：活载是一种可变荷载，它们只在当前的计算阶段起作用。所以对每一个计算阶段，都必须计算无可变荷载和只有可变荷载作用的两种荷载工况，将它们与前面各步无可变荷载的计算结果叠加，即可求得当前阶段包括活载影响在内的体系的实际受力状态。在计算活载效应时，应按使结构构件可能出现的最不利内力进行加载。因此，对每个计算阶段的可变荷载工况，都可能有若干种的活载加载模式。此外，当结构顶板以上覆土小于1m时，应利用影响线原理，找出地面车辆活载横向的最不利加载位置。d．结构自重：仅当构件在计算简图中第一次出现时考虑。在施工过程中，架设支承、构件刚度的增加和结构构件的施作等，假定都是在各受力阶段结构变形已稳定的情况下进行的，如果忽略混凝土在硬化过程中的收缩对体系的影响，则可以认为这些作业都不改变原体系的受力状态。(3)计算参数的确定在地下结构计算中，侧土压力及地基弹性抗力系数是两个重要参数，可参考已有研究成果并结合工程设计经验合理选用。①侧土压力。侧土压力的大小与墙体的变形情况有关，在主动土压力和被动土压力之间变化，可按以下两种方式之一处理：a．边墙全高范围作用不平衡侧土压力，开挖面以上视为无约束的构件，开挖面以下为弹性地基梁。迎土侧的已知外荷载视墙体变形大小可考虑为主动土压力或静止土压力。通常，在饱和软土地层中，施工阶段取主动土压力，使用阶段取静止土压力；当地层较稳定时，施工阶段亦可取静止土压力。基坑侧开挖面以下取静止土压力时，它与墙体水平抗力叠加以后不应大于被动土压力。b．边墙全高范围按弹性地基梁计算，并作用不平衡土压力，以静止土压力为初始计算荷载，墙体的有效土压力为计算荷载与土体水平弹性抗力的代数和，且不应小于主动土压力和大于被动土压力。②地基弹性抗力系数。抗力系数是地层反力和位移之间的一种概念性关系，它不仅与地层条件有关，而且与构件的受载面积、形状和变形方向等有关。现有的一些有关基床系数的经验公式，大多与土壤的变形模量发生关系，可根据试验、经验公式或查表选用。(4)计算简图地铁车站一般为长通道结构，横向尺寸远小于纵向尺寸，故可简化为平面问题求解。以三跨双层地铁车站框架为例，当边墙顶位于顶板附近时，结构计算一般可分为3个主要的施工过程和一个使用阶段，相应的计算简图及有关说明，见表8-5及图8-16。表8-5关于计算简图底说明受力阶段支撑条件荷载增量内力变形增量体系实际内力及变形工况1(静载)工况2(活载)工况1工况2 施工阶段(1)施工过程11.坑底以下土体对墙和中间桩底等效水平弹簧及切向弹簧2.土体对墙底和桩底底等效竖向弹簧1.结构自重，覆土重2.不平衡侧土压力地面施工荷载或施工车辆荷载P1及其引起底侧土压力S1a1a2A1=a1A2=+a2(2)施工过程2同上1.楼板自重2.开挖引起底不平衡侧土压力增量及弹性抗力底卸载P1、S1及楼板施工荷载P2b1b2B1=A1+b1B2=A1+b1+b2(3)施工过程3同上，底板土体等效竖向弹簧及切向弹簧底板自重P1、S1及P2c1c2C1=B1+c1C2=B1+c1+c2使用阶段(4)同上，但底板竖向弹簧反力小于水浮力底部分应取消竖向弹簧及切向弹簧1.侧墙：使用阶段侧土压力与施工完成时侧土压力底差值2.楼板：重量3.底板：道床重；取消弹簧的部分以水浮力作为外荷载1．地面车辆荷载P2及其引起的侧土压力S32．楼板：人群荷载d1d2D1＝C1+d1D2＝C1+d1+d2当开挖过程中需要在层间设置临时支撑时，施工阶段的受力状态也相应增加、荷载则需按最不利位置施加。3．暗挖车站结构计算原则。暗挖车站结构受力状态与结构形式和施工步骤关系十分密切，本书只根据施工过程结构受力和位移的特点，提出一些计算原则，读者可根据具体情况灵活运用。⑴暗挖车站复合式结构受力特点 图8-16盖挖逆作车站考虑施工步骤的内力分析图式覆土重+自重活载p1(施工车辆荷载或施工荷载)活载产生的土压力s1不平衡土压力p1自重活载p2(施工荷载)水土压力增量土体卸载汽车荷载p3p1p2s1自重面层重面层重人群荷载p4道床重a2(活载作用)a1(静载作用)b2(活载作用)b1(静载作用)d2(活载作用)d1(静载作用)c2(活载作用)c1(静载作用)挖开控至楼板开挖至底板底载产生的土压力s3s1①暗挖车站结构修建是个分步实施的过程，在每一施工步骤中所施作的初期支护都和上一步骤中施作的初期支护以及围岩形成一个完整的结构体系，承受着这一开挖过程中所引起的围岩松动压力或形变压力。初期支护的荷载效应有继承性。②二次衬砌可能在全断面开挖和初期支护全部做好后施作，也可能在部分断面开挖和初期支护做好后就施作。若施作二次衬砌时，破除了部分初期支护，改变了原结构体系，则初期支护中的内力将释放，并与随后施作的二次衬砌一起形成一个新的叠合式结构，共同承受被释放的荷载。如果施作二次衬砌时不破坏初期支护的结构体系，则二次衬砌仅承受静水压力和水位恢复后围岩性质恶化引起的后续荷载以及偶然荷载。③如车站结构是在全断面开挖后一次施作，则车站结构将和围岩一起组成一个结构体系共同承受围岩的形变压力(按连续介质模型)或围岩的松动压力按荷载—结构模型)。(2)暗挖车站复合式结构的计算原则①车站结构计算一般可视为平面应变问题，采用连续介质模型或荷载-结构模型，有限元方法求解，必要时亦可按空间问题考虑。按连续介质模型分析时，围岩、初期支护、二次衬砌都可采用连续单元模拟。如初期支护厚度较小，已可采用轴力杆单元。二次衬砌也可用梁单元，厚度较大时，可用Timoshenko梁单元。防水隔离层用轴力杆或夹层单元模拟，按荷载-结构模型分析的方法同前。②围岩的形变压力可用围岩中的已存应力(第一次开挖时，围岩的已存应力即为围岩的原始应力)释放而形成的释放荷载模拟。③采用连续介质模型时，围岩可视为弹塑性体，为了简化亦可视为等效的弹性体。 ④若初期支护中设有锚杆，一般用轴力杆单元模拟，也可以将锚杆的效应视为提高围岩力学特性的手段。8.2.3地震荷载地震对地下车站结构的影响概可以分为剪切错位和振动。靠车站结构来抵抗由于地震引起的剪切错位几乎是不可能的，因此车站结构的地震作用分析仅局限于在假定土体不会丧失完整性的前提下考虑其振动效应。只有埋设于松软地层中的重要地铁结构物才有必要和可能进行地震响应分析和动力模型试验，对一般地铁结构都采用实用方法，即静力法或拟静力法。静力法或拟静力法就是将随时间变化的地震力或地层位移用等代的静地震荷载或静地层位移代替，然后用静力计算模型分析地震荷载或强迫地层位移作用下的结构内力。通常都是基岩的剪切位移引起的，一般都发生在地质构造带的附近。另外错位还包括其他原因，例如液化、滑坡或地震诱发的土体失稳引起的较大土体位移。用结构来约束较大的土体位移几乎是不可能的，有效的办法是尽量避开这些敏感部位，如果做不到这一点，则应把震害限制在一定范围，并在震后容易修复。在衬砌结构横截面的抗震设计和抗震稳定性检算中采用地震系数法(惯性力法)，即静力法；验算衬砌结构沿纵向方向的应力和变形则用地层位移法，即拟静力法。等代的静地震荷载包括：结构本身和洞顶上方土柱的水平、垂直惯性力以及主动土压力增量。由于地震垂直加速度峰值一般为水平加速度的1/2~2/3，而且也缺乏足够的地震记录，因此对震级较小和对垂直地震振动不敏感的结构，可不考虑垂直地震荷载的作用。只有在验算结构的抗浮能力时才计及垂直惯性力。水平地震荷载可分为垂直和沿着隧道纵轴两个方向进行的计算：①隧道横截面上的地震荷载(垂直隧道纵轴)a．结构的水平惯性力。作用在构件或结构重心处的地震惯性力一般可表示为：(4-1-11)式中——作用于结构的地震加速度；g——重力加速度；Q——构件或结构的重量；Kc——与地震加速度有关的地震系数。对于隧道结构，我们可以将其具体化并简化如下：(a)马蹄形曲墙式衬砌，见图8-17，其匀布的水平惯性力为：(4-1-12)式中——综合影响系数，与工程重要性、隧道埋深、地层特性等有关，规范中建议，对于岩石地基，=0.2，非岩石地基，=0.25；——水平地震系数，7度地区，=0.1；8度地区，=0.2；9度地区，=0.4；m1——上部衬砌质量；H——上部衬砌的高度；m2——仰拱质量；f——仰拱的矢高。 (b)圆形衬砌，见图8-18，其匀布的水平惯性力为：(4-1-13)图8-18圆形衬砌的地震荷载图式F2H1D图8-17马蹄形衬砌的地震荷载图式F2H1H11式中m——衬砌质量；D——衬砌外直径。图8-19矩形框架的地震荷载图式F2H1H(c)矩形衬砌，见图8-19，其水平惯性力分三部分：(4-1-14)式中，——顶、底的水平惯性力，作为集中力考虑，作用在顶、底板的轴线处；——边和中墙的水平惯性力，按作用在边墙上的匀布力考虑；mt、mb——顶和底板质量；mw——边、中墙质量；h——边墙净高。b．洞顶上方土柱的水平惯性力为：(4-1-15)式中m上——上方土柱的重量。c．主动侧向土压力的增量。地震时地层的内摩擦角要发生变化，由原来的φ值减少为(φ-β),其中β为地震角，在7度地震区β=1°30′；8度处β=3°；9度处β=6°。因此，结构一侧的主动侧向土压力增量为：(4-1-16)式中，；。而结构另一侧的主动土侧向土压力增量可按上述值反对称布置。d．结构和隧道上方土柱的垂直惯性力，其一般公式为： (4-1-17)式中——垂直地震系数，一般取~；Q、P——衬砌和隧道上方土柱的重量。由于垂直惯性力仅在验算结构抗浮能力时需要考虑，因此，即可按集中力考虑。②沿隧道纵轴方向的地震荷载地震动的横波与隧道纵轴斜交或正交，或地震动的纵波与隧道纵轴平行或斜交，都会沿隧道纵向产生水平惯性力，使结构发生纵向拉压变形，其中以横波产生的纵向水平惯性力为主。地震波在冲积层中的横波波长约为160m左右。因此，孙钧院士在其《地下结构》一书中建议：计算纵向水平惯性力时，对区间隧道可按半个波长的结构重量考虑，即(4-1-18)式中W——结构每延长米的重量。对于车站结构可按两条变形缝之间的结构重量来计算。8.2.4水压力等其它荷载1．自重荷载指结构自重产生的沿构件轴线均布的竖向荷载。按材料容重与对应构件体积的乘积计算。2．水压力及浮力静止压力对不同类型的地下结构产生不同的荷载效应，对圆形或接近圆形的结构而言，静水压力使结构的轴力加大，对抗弯性能差的混凝土结构来说，相当于改善了它的受力状态，因此，计算静水压力或验算结构的抗浮能力时，则须按可能出现的最高水位考虑。反之，计算作用在矩形结构上的静水压力或验算结构的抗浮能力时，则须按可能出现的最高水位考虑。计算静水压力时，两种方法可供选择，一种是和土压力分开计算；另一种是将其视为土压力的一部分和土压力一起计算。对于砂性土可采用第一种方法。一般说来，松土地层（含粉质粘土）种施工阶段按水土合算，使用阶段按水土分算；砂土地层（含粘质粉土）中施工阶段和使用阶段均按水土分算考虑。水土分算时，地下水位以上的土采用天然重度，水位一下的土采用有效重度计算土压力。另外再计算静水压力的作用。水土合算时，地下水位以上的土与前者相同，水位以下的土采用饱和重度计算土压力，不计算静水压力。其中土的有效重度为：式中－水的重度，一般。两种计算静水压力的方法的差异示与图8-20中。对于结构整体，应根据施工阶段和使用阶段地下水位的最不利情况，计算水压力和浮力的大小，使用阶段的地下水位应根据勘探部门提出的设防水位或北京地区规划的地下水回灌水位确定。垂直方向的水压力取为均布荷载。作用在结构顶部的水压力等于作用在其顶点的静水压力值，作用于底部的水压力等于作用在结构最低点的静水压力值，垂直方向顶、底部水压力底的差值为结构底部所受的浮力。水平方向的水压力取为梯形分布荷载，其值等于静水压力。 H2H1λ0γH1λ0γ′H2H2λ0γH1λ0γH2(b)水土合算(a)水土分算图8-20两种计算静水压力方法3.结构上部和受影响范围内的设施及建筑物压力在计算结构上部和受影响范围内的设施和建筑物压力时，对已有或已经批准待建的建筑物压力在结构设计中均应考虑。但对于暗挖结构，当隧道顶部覆土厚度足以形成天然卸载拱时，该项可不予考虑。4.混凝土温度伸缩作用外露的超静定结构及覆土<1m或截面厚度较大的明挖或隧道结构应考虑混凝土因温度变化引起的伸缩的影响。《铁路隧道设计规范》（TB1003-2001）及《铁路桥涵设计基本规范》（TB1002.1-99）规定，混凝土收缩的影响可假定用降低温度的方法来计算。对于整体浇注的混凝土结构相当于降低温度20℃；对于整体浇注的钢筋砼结构相当于降低温度15℃；对于分段浇注的混凝土或钢筋砼结构相当于降低温度10℃；对于装配式钢筋砼结构相当于降低温度5~10℃。5.设备荷载设备用房的计算荷载，应根据设备的实际重量、动力影响、安装运输路径，等确定其大小和范围，一般按8.0kPa进行计算。对于自动扶梯等需要吊装的设备荷载，在结构计算时还应考虑设备起吊所设置的位置及起吊点的荷载值。6.结构附加荷载指由设备基础、建筑做法、建筑隔墙等引起的结构附加荷载。7.地基下沉影响力由于地层不均匀、荷载突变、施工方法及施工顺序、地下水位变化、结构形式及刚度变化等引起的基础沿横向及纵向不均匀沉降产生对结构的影响力。8.地面车辆荷载及其冲击力9.地下铁道车辆荷载及冲击力地铁列车荷载应根据所采用的车辆轴重和排列计算，并用通过的重型设备车辆进行验算。结构楼板等承受的地铁列车荷载可根据图8-21（所示为两辆车，共六辆车编组）计算。并考虑冲击力的影响。图8-21结构楼板等承受的地铁列车荷载10.人群荷载站台、站厅、楼梯、车站管理用房等部位的人群荷载按4.0kPa计算，另需计及在300×300mm 范围内20kN的集中荷载。结构计算时，应按全部均布荷载加上集中荷载的最不利组合进行设计。11.温度变化影响力对于覆土厚度较浅的结构应考虑温度影响力。该温度影响力，应根据北京地区温度情况及施工条件所确定的温度变化值计算。根据北京地区温度情况及施工条件，地下铁道结构各部件受温度变化而引起的影响力：使用阶段温度变化范围按-8~26℃考虑，施工期间宜采用低温入模、中温养护的原则，控制混凝土的内外温差在25℃以内。12.施工荷载结构设计中应考虑下列施工荷载之一或可能发生的几种情况的组合。a.设备运输及吊装荷载；b.施工机具荷载；c.地面堆载、材料堆载；d.暗挖法施工时相邻隧道前后开挖的影响；e.盾构法施工时千斤顶的压力；f.注浆所引起的附加荷载；g.盾构过车站的设备荷载。13.人防荷载地下结构在规定需要考虑战时防护的部位，作用在结构上的等效地下结构在规定需要考虑战时防护的部位，作用在结构上的等效荷载按人防规范的有关规定计算。5级人防地面空气冲击波超过峰值△Pm=0.1MPa。8.3工程材料地下结构的工程材料应根据结构类型、受力条件、使用要求和所处环境等选用，并考虑可靠性、耐久性和经济性。主要受力结构应采用混凝土或钢筋混凝土材料，必须时也可采用金属材料。1.一般规定(1)结构设计选用的工程材料应根据结构类型、受力条件、使用要求和所处环境等因素选用，并考虑其可靠性、耐久性和经济性。主要受力结构的材料一般采用混凝土结构，必要时也可采用钢管混凝土结构、钢骨混凝土结构、型钢混凝土组合结构和金属结构。(2)混凝土应满足强度需要，并考虑防水、抗冻和抗侵蚀的要求。一般环境条件下混凝土设计强度等级应符合表8-6的规定。表8-6混凝土的最低设计强度等级地下车站结构施工方法部位及材料种类强度等级明、盖挖法整体式钢筋混凝土结构C30喷射混凝土C20素混凝土垫层C15灌注桩C25浅埋暗挖法喷射混凝土C20现浇钢筋混凝土衬砌C30混凝土及钢管混凝土土柱C40注：当采用水下或泥浆灌注混凝土时，施工配合比应提高混凝土强度等级一级。当灌注桩兼作主体结构一部分时，其混凝土最低设计强度等级为C30。(3)车站大体积浇注的混凝土避免采用高水化热水泥，应优先掺入高效减水剂、优质粉煤灰或磨细矿渣。严格控制水泥用量，限制水灰比，控制混凝土入模温度。(4)车站结构的迎土构件应采用防水混凝土 (5)普通混凝土结构的钢筋，宜采用HRB335级和HPB235级钢筋，也可采用HRB400级钢筋。(6)混凝土结构以及混凝土组合结构中，如采用钢筋接驳器，则接驳器须经过政府有关职能部门批准认可，并在地下工程中有实践经验，符合有关技术规定，经现场试验合格后方可使用。(7)为了尽量达到耐久性要求，混凝土结构应符合下列规定：①钢筋混凝土永久结构的最低混凝土强度等级为C30；预应力混凝土结构的最低混凝土强度等级为C40；②混凝土中的最大氯离子含量为0.06%；③宜使用非碱活性骨料，当使用碱活性骨料时，混凝土中的最大碱含量为3.02kg/m3；④对临时性混凝土结构，可不考虑混凝土的耐久性要求；⑤限制混凝土的水胶比，保证混凝土的抗冻性能，提高混凝土的密实性，并满足《地铁设计规范》的相关要求；2.原材料要求(1)水泥除应满足国家和铁道行业标准外，还应符合下列规定：①一般选用品质稳定的硅酸盐水泥、普通硅酸盐水泥，宜与矿物掺和料一起使用。特殊环境工程也可采用特种水泥。注：硫铝酸盐和铁铝酸盐水泥的耐硫酸盐侵蚀性能优良，但凝结时间快、早期水化热集中，不适合在天热时和大体积混凝土中使用，可用于耐侵蚀的构件生产或表面防护施工。②水泥比表面积不宜超过350m2/kg，游离氧化钙不宜超过1.50%，水泥碱含量(按Na2O当量计)不宜超过0.60%。水泥熟料中的C3A含量一般不宜超过12%(海水不超过10%)。③用于钢筋混凝土的水泥氯离子含量不宜超过0.20%，用于预应力混凝土的水泥氯离子含量不宜超过和0.06%。(2)矿物掺和料宜选用品质稳定的粉煤灰、磨细高炉水淬矿渣或硅灰等。矿物掺和料中的碱含量以其中的可溶性碱计算，即按试样中碱的溶出量试验确定(无检测条件时，可暂考虑粉煤灰中的可溶性碱为总碱量的1/6，矿渣为总碱量的1/2，硅灰为1/2)。矿物掺和料的性能和使用应符合下列规定：①粉煤灰应满足国家标准《用于水泥和混凝土中的粉煤灰》(GB1596—91)的规定。粉煤灰的掺量宜控制在40%以内。当粉煤灰用于冻融环境下时，控制其掺量在30%以内(与硅灰合用时掺量可适当增加)。②磨细高炉水淬矿渣粉比表面积宜为400~500m2/kg，其它性能应能满足国家标准《用于水泥和混凝土中的磨细矿渣粉》(GB/T18046—2000)的规定。矿渣粉的掺量宜控制在40%以内，最大掺量不超过60%。③硅灰二氧化硅含量不应小于85%，比表面积(BET—N2附法)应不小于15000m2/kg。硅灰掺量一般不得超过胶凝材料总质量的8%。一般情况下，硅灰应与其它矿物掺和料复合使用。(3)拌制混凝土用粗、细骨料应符合下列规定：①细骨料宜选用天然中粗河砂，细度模数宜在2.6~3.2。天然砂中有害物质含量应符合表8-7的规定。表8-7天然砂中有害物质含量序号混凝土强度等级项目C501含泥量(按质量计，%)≤5.0≤3.0＜2.02泥块含量(按质量计，%)＜1.0＜0.5＜0.53硫化物及硫酸盐含量(折算成SO3,按质量计，%)＜1.0＜1.0＜0.5 4云母含量(按质量计，%)≤1.0≤1.0＜0.55轻物质(比重小于2，如煤、贝壳等)含量(按质量计，%)≤1.0≤1.0≤1.06有机物含量(用比色法试验)颜色不应深于表准色。当深于标准色时，则应按水泥胶砂强度检验方法进行强度对比试验，抗压强度比不应小于0.95。注：1.对有抗冻、抗渗或其他特殊要求的混凝土用砂，含泥量不应大于3%；2.当砂中发现有颗粒的硫酸盐或硫化物杂质时，应进行专门检验，仅在确认满足混凝土耐久性要求时，方可使用。②当采用机制砂或混合砂时，有害物质含量应符合表8-8的规定。不应采用砂岩扎制机制砂。桥梁梁体结构不宜使用机制砂或混合砂。表8-8机制砂、混合砂有害物质含量序号混凝土强度等级项目＜C301石灰含量(小于75μm颗粒，按质量计，%)≤10≤5.02泥块含量(按质量计，%)≤5.03硫化物和硫酸盐含量(折算为SO3,按质量计，%)≤0.54云母含量(按质量计，%)≤1.05坚固性指标(用硫酸钠饱和溶液法检验，经5次循环后质量损失率，%)≤1.06压碎指标值(按质量计，%)≤87有机物含量(用比色法试验)颜色不应深于标准色，当深于标准色时，则应按水泥胶砂强度检验方法进行强度对比试验，抗压强度比不应小于0.95注：1.本表适应于白去石、石灰岩、花岗岩和玄武岩经爆破、机制扎制的机制砂；2.当混凝土强度等级等于或大于C30需使用机制砂时，应经过试验，确认符合质量要求时方可使用；3.当采用机制砂、混合砂拌制强度等级低于C30的混凝土时，其颗粒级配在Ⅰ、Ⅱ区中150μm筛孔的累计筛余可酌情放宽5%~10%;4.混合砂系指由机制砂和天然砂混合制成的砂。③重要的配筋混凝土工程应严禁使用海砂。由于条件限制，一般工程不得不使用海砂时，经过冲洗后砂的氯离子含量应小于0.02%。预应力混凝土不得使用海砂。④粗骨料的堆积密度一般不应大于1500kg/m3,空隙率应不大于42%，吸水率不大于2%，针、片状颗粒含量不宜超过8%。岩石抗压强度与混凝土强度等级之比不小于1.5。有抗冻要求的粗骨料吸水率不宜大于1%。粗骨料中有害物质含量应符合表8-9的规定。粗骨料的压碎指标值应符合表8-10的规定。粗骨料的坚固性指标应符合表8-11的规定。表8-9粗骨料中的有害物质含量混凝土强度等级项目≥C30＜C30针、片状颗粒总含量(按质量计，%)≤12≤25含泥量(按质量计，%)≤1.0≤2.5 泥块含量(按质量计，%)≤0.25硫化物及硫酸盐含量(折算成SO2按质量计，%)≤1.0≤1.0氯化物(以NaCl计，%)0.03—卵石中有机质含量(用比色法试验)颜色不应深于标准色，当深于标准色时，应配制成混凝土进行强度对比试验，抗压强度比不应小于0.95注：1.有抗渗、抗冻或其他特殊要求的混凝土所用的粗骨料，应符合表中≥C30混凝土技术要求；2.当粗骨料中发现有颗粒状硫酸盐或硫化物杂质时，应进行专门检验，在确认能满足耐久性要求是可使用；表8-10粗骨料压碎指标值项目压碎指标值(按质量损失计，%)混凝土强度等级≥C30＜C30岩石种类深积岩深成岩变质岩喷出岩沉积岩深成岩变质岩喷出岩碎石≤10≤12≤13≤16≤20≤30卵石≤12≤16注：沉积岩包括石灰岩、砂岩等；深成岩包括花岗岩、正长岩、橄榄岩等；变质岩包括片麻岩、石英岩；喷出岩包括玄武岩和辉绿岩等。表8-11粗骨料坚固性指标项目混凝土结构预应力混凝土结构最冷月平均气温低于0的地区，并经常处于潮湿或干湿交替状态下的混凝土≤8≤5其他条件下使用的混凝土≤12≤8注：1.当粗骨料未达到规定的坚固性指标，但在混凝土试验中具有足够的抗冻性时，可根据情况接纳采用；2.粗骨料吸水率小于0.5%时，可不做坚固性试验；3.有腐蚀性介质作用或经常处于水位变化区的地下结构，或有抗疲劳、抗磨、抗冲击等要求的混凝土所用的粗骨料，其坚固性指标不应大于8%。⑤骨料的碱活性指标应符合设计要求。混凝土骨料的砂浆棒膨胀率按《铁路混凝土用骨料碱活性试验方法快速砂浆棒法》(TB/T2922.5)检验不得大于0.10%，岩石柱膨胀率按《铁路混凝土用骨料碱活性试验方法岩石柱法》(TB/T2922.4)检验不得大于0.10%。因条件所限骨料的砂浆棒膨胀率或岩石柱膨胀率超过上述限值时，混凝土的总碱量应满足TB/T3054的规定。(4)混凝土外加剂符合《混凝土外加剂》(GB8076)、《混凝土外加剂应用技术规范》(GB50119)等现行国家标准，并符合下列规定：①减水剂的减水率不小于20%；②氯离子含量不得大于混凝土中胶凝材料总质量的0.02%，硫酸钠含量不宜大于10%；③不宜使用氯盐类、亚硝酸盐类外加剂。(5)拌合用水宜采用饮用水，当采用其他水源时应符合现行国家标准《混凝土拌合用水标准》(JGJ63)的规定。配筋混凝土不得采用海水作为拌合用水。当混凝土处于氯盐腐蚀性环境时，拌合用水中的氯离子含量宜不大于200mg/L。8.3.2喷射混凝土材料1.水泥 (1)喷射混凝土应优先采用普通硅酸盐水泥；(2)水泥标号不应低于325号；(3)不同工程用途采用的水泥品种参见表8-12。表8-12不同工程用途采用的水泥品种用途建议采用的水泥品种一般工程水下工程紧急抢修工程抗冻工程耐腐蚀工程防水工程普通硅酸盐水泥、火山灰质硅酸盐水泥、矿渣硅酸盐水泥火山灰硅酸盐水泥、矿渣硅酸盐水泥、石灰矿渣水泥快硬硅酸盐水泥、高强水泥塑化硅酸盐水泥普通耐酸水泥硅酸盐膨胀水泥、膨胀性不透水水泥2.砂喷混凝土应采用坚硬耐久的中砂(平均粒径为0.35~0.5mm)或粗径(平均粒径>0.5mm)，细度模量应大于2.5，含水率宜控制在5%~7%，不宜采用细砂，砂的技术要求见表8-13。表8-13砂的技术要求颗粒级配筛孔尺寸(mm)0.150.301.205.0累计筛余(以重量%计)95~10070~9520~550~10泥土杂物含量(用冲洗法试验)按重量计不大于3%硫化物和硫酸盐含量(折算为SO3)，按重量计不大于1%有机物质含量(用比色法试验)，颜色不应深于标准色，如深于标准色，则应以混凝土进行强度对比试验加以复核3.石子采用坚硬耐久的碎石或卵石，粒径不大于15mm。使用前应筛洗干净。含水率控制在2%左右为宜。石子的技术要求见表8-14。表8-14石子的技术要求颗粒级配筛孔尺寸(mm)510累计筛余(以重量%计)90~10030~600~5强度——以岩石试块(边长≥5cm的立方体)在水饱和状态下的抗压极限强度与混凝土设计标号之比，碎石不得小于200%卵石软弱颗粒含量，按重量计，不得大于5%碎石、卵石中针状颗粒含量，按重量计，不得大于15%卵石中泥土、杂物含量(用水洗法试验)不大于1%硫化物和硫酸盐(折算为SO3)，按重量计，不大于1%石粉含量，按重量计，不大于1%有机物质含量(用比色法试验)，颜色不深于标准色，如深于标准色，则应以混凝土进行强度对比试验加以复核注：1.有抗冻性要求的混凝土用碎石，除应符合上述要求外，并应有足够的坚实性；在硫酸盐溶液中浸泡至中和，又使其干燥，循环5次后，其重量损失不得超过10%；2.碎石、卵石应保持洁净，不得含有粘土团块或有机杂质，更不得混进煅烧过的白云石或石灰石块等。石子的级配(通过各筛孔的累计质量百分数%)见表8-15。表8-15石子级配表骨料粒径(mm)0.150.300.601.202.505.010.015.0 优5~710~1517~2223~3135~4350~6073~62100%良4~85~2213~3118~4126~5440~7062~90100%4.减水剂喷射混凝土掺减水剂的种类见表8-16，减水剂对混凝土强度的影响见表8-17。表8-16喷射混凝土减水剂种类及掺量表名称形状掺量(占水泥质量的%)附注FDNSN-ⅡNFUNF-2AU固体固体液体固体粉状0.2~1.00.5~1.01.5~2.00.5~0.70.3~0.70.5~1.0表8-17减水剂对混凝土强度的影响名称掺量(%)水灰比坍落度（cm）减水率（％）抗压强度（MPa）3（d）7（d）28（d）SN-Ⅱ0.50.751.00.620.6080.598.07.45.014172114.316.720.920.523.828.933.738.540.7UNF0.50.442.615.78.915.028.0AU1.00.750.50.520.530.585.15.55.420.018.015.014.814.114.320.319.118.631.129.030.1NF0.720.021.629.35.速凝剂速凝剂的用量与要求凝结时间、水泥品种、风化程度和成型温度等有关。使用前应根据施工工艺要求的凝结时间，对所用水泥作不同掺量的凝结时间试验和强度试验，以确定最佳掺量。一般要求速凝剂掺量为水泥重量的2％～4％，初凝不大于5min，中凝不大于10min。对速凝剂的运输、存放应保持干燥，防止受潮。速凝剂用维卡仪测定凝结时间，潮湿养护测定其抗压强度，试验结果如表8-18表8-18速凝剂掺量与凝结时间和强度的关系速凝剂掺量(％)凝结时间抗压强度(MPa)28(d)相对强度初凝终凝4(h)1(d)3(d)7(d)28(d)01.522.53466h45min＞45min4min2.83min2.25min4min6.83min9h-7.5min6.5min5.92min12.5min27min---55532.5--8.07.35.87.711.7--14.415.914.513.718.2--18.818.616.214.534.2--25.424.422.620.2100--74716659注:本表采用哈尔滨水泥厂425号硅酸盐水泥、红星一型速凝剂。速凝剂对水泥强度影响试验值见表8-19。表8-19速凝剂对水泥强度影响试验值 速凝剂品种掺量(％)水泥抗压强度(MPa)备注1(d)7(d)28(d)不掺03.016.043.2水灰比0.4711型2.58.022.632.8搅拌30s红星一号4.07.020.030.5试模尺寸cm：4×4×46.钢纤维1.钢纤维的种类：普通圆钢丝、纹钢丝、刻槽钢丝、变形钢丝及矩形断面钢纤维等，所有钢纤维的抗拉强度不应低于380MPa。2.钢纤维的直径为0.3～0.5mm，长度为20～25cm，不得大于25mm。7、钢筋网1.一般采用φ6～12mm的Ⅰ级钢筋；2.钢筋网应根据围岩情况决定，一般为100×100～200×200mm；3.钢筋保护层的厚度不应小于20mm。8、水喷混凝土用水的质量与混凝土相同，禁止使用下列几种水：1.污水（包括井下污水）；2.pH＜4的酸性水；3.硫酸盐（SO4）含量大于1％的水；4.海水。9、喷射混凝土的配合比、水灰比选择喷射混凝土的配合比，既要考虑混凝土的强度和其它物理力学性能的要求，又要考虑施工工艺的要求，应通过试验确定。配合比一般为：胶骨比1：4～1：5；含砂率45％～60％；速凝剂掺量2％～4％；水灰比0.4～0.5；水泥用量不宜超过450kg/m3喷混凝土的配合比和水灰比参见表8-20表8-20喷混凝土的配合比和水灰比喷射部位水灰比配合比（水泥：砂：石子）附注喷射第一层喷射非第一层拱部0.4～0.451：2：1.51：2：2拱部比墙部要少用石子，岩面光滑时，为了减少首层粗骨料的回弹量，必要时可先喷一薄层水泥砂浆，再喷混凝土墙部0.45～0.51：2：21：2：2.58.3.3钢材 普通钢筋混凝土和喷锚支护结构中的钢筋及预应力混凝土结构中的非预应力钢筋宜采用HRB335级钢筋，也可采用HPB235级钢筋；预应力混凝土结构中的预应力钢筋，宜采用预应力钢绞线、钢丝，也可采用热处理钢筋。8.4初期支护设计计算8.4.1一般规定(1)设计基准期地铁的主体结构工程(区间隧道属地铁的主体结构)，设计使用年限为100年。(2)矿山法施工的结构设计要求①矿山法施工的结构，在预设计和施工阶段，应对初期支护的稳定性进行判别。规范说明中指明：开挖宽度小于10m的单、双线区间隧道初期支护稳定性的判别可采用《铁路隧道设计规范》附录下的方法，大跨度渡线隧道及车站结构初期支护稳定性的判别应通过专题研究确定。②喷锚衬砌和复合式衬砌的初期支护应按主要承载结构设计。其设计参数可采用工程类比法确定，施工中通过监测进行修正。浅埋、大跨度、围岩或环境条件复杂、形式特殊的结构，应通过理论计算进行检算。③复合式衬砌中的二次衬砌，应根据其施工时间、施工后荷载的变化情况、工程地质和水文地质条件、埋深和耐久性要求等因素按下列原则设计：a.第四纪土层中的浅埋结构及通过流变性或膨胀性围岩中的结构，初期支护应具有较大的刚度和强度，且宜提前施作二次衬砌，由二者共同承受外部荷载；b.应考虑在长期使用过程中，外部荷载因初期支护材料性能退化和刚度下降向二次衬砌的转移；c.作用在不排水型结构上的水压力由二次衬砌承担；d.浅埋和Ⅴ～Ⅵ级围岩中的结构宜采用钢筋混凝土衬砌。(3)铁路混凝土结构耐久性设计暂行规定保证隧道结构耐久性的必要构造措施包括：①隧道周边围岩是隧道支护体系中主要的承载构件，开挖轮廓形状应尽可能保持平整、圆顺，避免出现隅角及局部应力集中，确保围岩的承载效应；一般不宜采用直墙式拱形轮廓，特别是底板与壁的隅角形状应确保圆顺；②隧道初期支护的主要功能是确保围岩与初期支护的承载效应，在构造上必须与围岩成为一体，协调工作；③在构造上应确保围岩、初期支护与二次衬砌之间的相互密贴； ④根据围岩条件、地形条件，隧道衬砌均应采用曲墙式混凝土或钢筋混凝土衬砌。需要设置仰拱时，仰拱与边墙基脚的连接采用圆顺断面；⑤用隔离层隔绝或减轻二次衬砌背后环境因素的影响；⑥设置必要的诱导缝，隔离板等控制二次衬砌的初期开裂；⑦钢筋混凝土结构应有足够的保护层；⑧二次衬砌，原则上应在初期支护的位移收敛后施作，但在以下场合，应研究二次衬砌的力学功能和需要的材质、厚度等。a.土砂围岩等埋深小，不能形成平衡拱的场合；b.因地下水位变化，有很大水压作用的场合；c.接近其它结构物施工，有荷载作用的场合；d.膨胀性围岩、挤入性围岩等，变形大、初期位移速率大、变形长期不收敛的场合；e.初期支护位移收敛，可以确保周边围岩稳定，但初期支护的承载能力接近极限的场合。(4)支护强度安全系数暂定为1.2(5)对规范理解和执行中存在的问题矿山法施工的结构，在预设计和施工阶段，应对初期支护的稳定性进行判别；复合式衬砌的初期支护应按主要承载结构设计。规范中未明确规定初期支护在复合式衬砌中承载的比例和安全系数。初期支护稳定性判别可采用铁路隧道初期支护隧道稳定性位移判别方法，但极限位移没有Ⅱ级围岩的情况，其隧道断面大小、形式、施工方法也有差异。上述问题执行中带来了很大困难。目前在执行中对初期支护大多按经验类比设计，强度检算中安全系数取值不统一，也未执行混凝土裂缝宽度的控制要求；二次衬砌检算大多为按初期支护与二次衬砌复合体模式进行，而未考虑长期使用过程中外部环境导致初期支护材料性能退化和刚度下降，以及忽略了初期支护与二次衬砌分阶段施工初期支护荷载效应的连续性。8.4.2断面形式与参数 图8-23五号线标准断面图8-22十号线标准断面受传统的硬岩隧道圆墙脚开挖、支护施工困难思想影响，矿山法区间隧道断面形式早期多为隅角型。随着理论认识提高和实践的丰富，其断面形式逐步圆顺合理。地铁四、五、十号线矿山法区间隧道断面形式分别如图8-22~图8-24所示。 图8-24四号线标准断面8.4.3支护强度计算方法与举例(1)计算模型采用“荷载——结构”模型，作用在初期支护上的荷载有永久荷载的地层压力、结构自重，可变荷载的地面车辆荷载及其动力作用，不计水压力、偶然荷载等其它荷载，其中地面荷载及其动力作用按10kPa计，地层竖向压力荷载按前述建议公式计算，水平侧向压力的计算公式为：公式中各符号意义同前。弹性抗力系数按前述基床垂直和水平系数取值。①园角型断面支护计算模型对于初期支护为园角型形式时(如十号线)，按60等分单元，拱部的90°(自动试算确定)范围不设弹性链杆，侧边加水平链杆，底边加竖直链杆，圆角(54°29＇49＂)处上半部加水平链杆，下半部加竖直链杆，计算模型如图8-24所示，计算结果如图8-25所示。 图8-24计算初选模型图16计算初选模型图8-26计算优化模型图8-25圆脚型断面单链杆模型计算结果弯矩轴力计算结果显示，在墙脚处最大弯矩135.851kN·m，轴力1803.6kN，应力集中严重。与实际情况差异较大，主要是未考虑圆脚处结构同时受到竖向及水平向的约束。圆角(54°29＇49＂ )处各节点同时施加竖向和水平向链杆，其计算模型如图8-26所示，计算结果见图8-27，结构受力合理，模型正确。因此，对于圆角型衬砌，检算时均采用圆角双链杆计算模型。计算结果显示，在墙脚处最大弯矩弯矩轴力图8-27圆角型断面双链杆模型计算结果91.926kN·m，轴力1348.4kN，应力集中有所改善。②隅角型断面的支护计算模型图8-28隅角型断面初选计算模型对于隅角型断面(如四、五号线)，初选模型如图8-28所示，计算结果如图8-29所示。图8-29隅角型断面初选模型计算结果计算结果显示，在墙脚处最大弯矩139.574kN· m，轴力814.81kN，应力集中特别严重。这种计算结果与实际不符的原因主要有，未考虑支护仰拱后于拱墙施工，未考虑直墙脚所受到地层的支撑、摩擦和约束作用。基于上述原因，也可使计算方便，选用8-30所示的计算模型，即不计算支护仰拱部分，在墙脚处同时施加竖向和水平向链杆约束。因此对于隅角型断面支护，后续计算中均采用如图8-30所示的计算模型。计算结果见图8-31。图8-31隅角型断面优化模型计算结果图8-30隅角型断面优化计算模型③截面强度检算方法根据《铁路隧道设计规范》(TB10003－2001)，钢筋混凝土矩形截面的偏心受压构件的计算公式：大偏心受压构件()时，小偏心受压构件()时，式中：——安全系数；——轴向力；——截面的宽度；——截面的厚度； ——截面的有效高度，；——轴向力作用点到受拉钢筋合力点的距离；、——自和钢筋的重心分别至截面最近边缘的距离；——混凝土的弯曲抗压极限强度；——混凝土的抗压极限强度；、——钢筋的抗拉、抗压计算强度；、——受拉、受压钢筋面积。式中：——安全系数；——轴向力；——截面的宽度；——截面的厚度；——截面的有效高度，；——轴向力作用点到受拉钢筋合力点的距离；、——自和钢筋的重心分别至截面最近边缘的距离；——混凝土的弯曲抗压极限强度；——混凝土的抗压极限强度；、——钢筋的抗拉、抗压计算强度；、——受拉、受压钢筋面积。(2)十号线初期支护强度检算结果①标准断面图8-326m埋深标准断面支护内力根据对北京地铁埋深情况的统计，最大埋深为20m，标准断面检算了埋深为6m、7.2m、20m时的情况。检算结果如图8-32~8-34和表8-21~8-24所示。表8-216m埋深标准断面截面安全系数位置轴力(N)弯矩(N·m)偏心矩e0(mm)计算安全系数拱顶1-3.26E+05-1407643.1311.20 拱腰7-3.55E+054823.413.5913.24拱脚11-3.77E+051271533.7210.43墙中16-3.86E+05-1159130.0610.51墙脚23-3.69E+053103884.007.59仰拱30-3.24E+05-2012362.1611.33图8-337.2m埋深标准断面计算内力表8-227.2m埋深标准断面截面安全系数位置轴力(N)弯矩(N·m)偏心矩e0(mm)计算安全系数拱顶1-3.30E+05-1837255.6010.11拱腰7-3.66E+055911.716.1712.54拱脚11-3.93E+051651842.059.38墙中16-4.01E+05-1326233.109.87墙脚23-3.93E+053462988.096.75仰拱30-3.25E+05-2290670.539.33 图8-3420m埋深标准断面计算内力表8-2320m埋深标准断面截面安全系数位置轴力(N)弯矩(N·m)偏心矩e0(mm)计算安全系数拱顶1-6.52E+05-4559969.944.67拱腰7-7.59E+051946225.645.54拱脚11-8.18E+052547831.134.91墙中16-8.23E+05-1765321.465.31墙脚23-7.13E+054858368.154.32仰拱30-6.01E+05-2631543.756.05②大断面图8-3512.2m跨度9.1m埋深支护内力除标准断面外，另外选择了断面比较大的太阳宫站～麦子店西路站3－3结构断面(跨度为12.2m)以及苏州街站～黄庄站F型结构断面(跨度为16.5m)进行了检算，检算时竖向土压力以实际埋深为准，检算结果如图8-35~8-36和表4-4~4-5所示。表8-2412.2m跨度9.1m埋深支护截面安全系数位置轴力(N)弯矩(N·m)偏心矩e0(mm)计算安全系数拱顶1-1.15E+06-1.12E+0597.113.97 拱腰5-1.18E+06-6106151.684.79拱脚11-1.28E+061.22E+0595.773.60墙中19-1.18E+06-5107043.425.03墙脚24-1.40E+061.63E+05116.363.03仰拱35-1.09E+06-2913626.815.99图8-3616.5m跨度7m埋深支护内力表8-2516.5m跨度7m埋深支护截面安全系数位置轴力(N)弯矩(N·m)偏心矩e0(mm)计算安全系数拱顶1-1.37E+06-6795749.694.32拱腰5-1.38E+06-4681834.014.68拱脚12-1.42E+065877941.374.35墙中22-1.27E+06-4068432.165.38墙脚26-1.45E+061.28E+0587.973.38仰拱40-1.13E+068816.37.786.70(3)四号线检算图8-375.96m埋深标准断面计算内力标准断面为5.96m跨度，检算埋深为5.96m、7.15m、20m时的情况。检算结果如图8-37~8-39和表8-26~8-28所示。 表8-265.96m埋深标准断面支护截面安全系数位置轴力(N)弯矩(N·m)偏心矩e0(mm)计算安全系数拱顶1-3.08E+05-1151337.3812.40拱腰5-3.21E+05-1768.65.5115.86拱脚8-3.37E+05975128.9512.14墙中14-3.48E+055100.114.6713.37图8-387.15m埋深标准断面计算内力表8-277.15m埋深标准断面支护截面安全系数位置轴力(N)弯矩(N·m)偏心矩e0(mm)计算安全系数拱顶1-3.22E+05-1818856.4210.31拱腰5-3.43E+05-3365.39.8214.23拱脚8-3.68E+051433838.9810.26墙中14-3.90E+055403.613.8712.02图8-3920m埋深标准断面计算内力表8-2820m埋深标准断面支护截面安全系数 位置轴力(N)弯矩(N·m)偏心矩e0(mm)计算安全系数拱顶1-6.09E+05-63180103.723.47拱腰5-6.78E+05-1256618.536.61拱脚8-7.61E+054716661.974.21墙中14-8.06E+05848510.536.00(4)五号线检算标准断面为5.8m跨度，检算埋深为5.8m、6.96m、20m时的情况。检算结果如图8-40~8-42和表8-29~8-31所示。图8-405.8m埋深标准断面计算内力弯矩轴力表8-295.8m埋深标准断面支护截面安全系数位置轴力(N)弯矩(N·m)偏心矩e0(mm)计算安全系数拱顶1-3.08E+05-1260940.9812.07拱腰5-3.22E+05-2507.57.7815.45拱脚8-3.41E+059437.927.7212.14墙中14-3.59E+054328.412.0413.27 图8-416.96m埋深标准断面支护内力弯矩轴力表8-306.96m埋深标准断面支护截面安全系数位置轴力(N)弯矩(N·m)偏心矩e0(mm)计算安全系数拱顶1-3.12E+05-1613251.7611.01拱腰5-3.30E+05-3303.210.0114.75拱脚8-3.53E+051184133.5611.16墙中14-3.73E+05423311.3412.86图8-4220m埋深标准断面计算内力弯矩轴力表8-3120m埋深标准断面支护截面安全系数位置轴力(N)弯矩(N·m)偏心矩e0(mm)计算安全系数拱顶1-6.13E+05-5007281.704.62拱腰5-6.76E+05-8431.512.477.02拱脚8-7.52E+053668648.784.66墙中14-7.86E+058045.110.246.18 4.小结(1)初期支护稳定性检算采用支护强度检算是可行的方法之一，在支护强度检算中可采用“荷载－结构”计算模式；(2)目前采用的圆角断面形式，应在圆角处设置双链杆形式的计算模型；隅角型断面形式不计算支护仰拱部分，在墙脚处同时施加竖向和水平向链杆约束模型；(3)支护截面强度检算结果显示，支护截面的强度安全系数随埋深增大而减小，随断面增大而降低。标准断面截面最小安全系数为4.21，12.2m跨度9.1m埋深覆土深度的大断面截面最小安全系数为3.03。8.4.4支护刚度计算方法与举例1.算例以北京地铁十号线工体北路站~呼家楼站区间隧道为例，其断面开挖跨度6.0m，高6.33m，隧道埋深10.7m。支护厚度25cm，二衬厚度30cm。所处地层自上而下分别为：粉土填土、粉土1、粉质粘土、粉土2、细砂中砂、粉质粘土、中粗砂。计算参数如表8-32所示。表8-32计算参数材料名弹性模量kPa泊松比µ密度kN/m3粘聚力C/kPa内摩擦角Φ/°粉土填土1-17160.0000.31019.1472016.09013.310粉土211210.0000.26019.8700025.37028.940粉质粘土38250.0000.30020.0500031.25016.390粉土416560.0000.26019.2700035.53024.580细砂中砂538330.0000.24020.7000025.00031.290粉质粘土610380.0000.36020.2000037.04028.000中粗砂747610.0000.26021.0000028.50033.600支护21000000.0.2－－－小导管加固200000.28022.0000030.00030.000与岩体不同，土体应力分析中取用的弹性常数一般是变形模量或压缩模量。土体在固结仪内进行压缩试验所得的结果如图8-43所示。由图5-1可得压缩模量的计算式为式(5-1)。 (5-1)P1P2e1e2M1M2Pe图8-43压缩模量是无侧向变形时试件轴向应力与轴向应变之比值，与弹性模量的定义不同。由弹性理论可得压缩模量与弹性模量之间的关系式为式(5-2)。(5-2)式中，——压缩模量；——压缩系数；——孔隙比；——加荷值。土样常规三轴试验的过程是先将土样在取土现场的应力水平下再固结，后在不排水条件下分级增加三向压力、和(＝)，同时量测应变、和(=)弹性常数的计算式与岩石块常规三轴试验相同。因在不排水加荷时泊松比的数值为＝0.5，故不排水加荷时弹性模量的计算式为式(5-3)。(5-3) 由上式算得的实际上随应力水平的变化而变化，故试验最好能模拟现场的实际应力增量。因按这个要求进行试验比较困难，实际试验中常用的做法是使＝0，而分级增大，达土样固结不排水强度的1/3~1/2(即使安全系数为2~3)，然后再卸荷，反复几次，使应力应变曲线所形成的回滞环越来越窄，最后趋于某一渐近线，如图8-44所示。图中值常高于。例如上海地区软粘土的值约为20~90kg/cm2，但值可达1000kg/cm2，故仅在瞬时荷载时才使用值进行土体应力分析。ε1图8-44Es11Erσ1-σ3按线弹性本构关系计算地下洞室时取用的弹性常数一般是变形模量(即割线弹性模量)。变形模量可由原位加荷试验确定。图8-45为由现场荷载板加荷试验所得的荷载与沉降关系曲线，据此可由弹性理论公式得出土体变形模量的计算式为式(5-4)。荷载P’图8-45P0PuABCS压密阶段剪切阶段破坏阶段沉降(5-4)式中，B——圆形承压板的直径，或方形承载板的边长；w——系数，圆形承压板加荷时取0.79，方形承压板加荷时取0.88；Pi——承压板底面的压力；S1——与荷载P1相应的沉降。 按其它现场试验方法所得的结果，确定E值的方法不一一列出，由于土体不是理想弹性体，且在取土和试验过程中天然结构破坏后强度和压缩性都会变化，故由土样室内压缩试验取得的值与原位加荷试验取得的值一般不相同。经过长期实践，我国建立了和二者之间的经验关系如下：高压缩性土：低压缩性土：K≤10黄土：K＝2~5。表8-33为粘性土变形模量()和压缩模量()的一些参考数据。表8-33粘性土的分类名称地点天然含水量w天然孔隙比e0液限wL塑限wp塑性指数Ip(kg/cm2)(kg/cm2)老粘性土武汉某工地21.10.622371918643270武汉某工地24.70.735341816296247包头某工地12.00.73424177412192一般粘性土陕西某工地19.90.64029.519.510410234陕西某工地18.40.33028.318.210.19742北京某工地17.90.740291811297172齐齐哈尔某工地14.00.7512215723660齐齐哈尔某工地20.50.85923.815.58.312546成都某工地24.90.73426.617.78.9177173成都某工地29.20.33930.322.214.68148武汉某工地22.60.690201610135211武汉某工地27.20.9743322113172淤泥及淤泥质土宁波某工地42.21.22045.523.321.74324杭州某工地40.11.38046.331.315.04025上海某工地37.31.0503520153935福建某工地53.01.55044.222.2222215广州某工地31.42.1605723291613青岛某工地44.01.24236.719.217.53527红粘土贵阳某工地27.00.820392217470130贵阳某工地32.00.920522725230193遵义某工地41.81.270733637347126 云南某工地37.01.15061342716398表8-34为在制定规范过程中经全国性调查总结得出的资料。表8-34土壤的种类K=E0/Es平均值一般变化范围老粘性土2.111.45~2.80红粘土2.361.04~4.87一般粘性土Ip>101.350.6~2.80一般粘性土Ip<100.980.54~2.68新近沉积的粘性土0.930.35~1.94淤泥及淤泥质土1.901.05~2.97根据资料介绍北京地区E0/Es值一般为2~3，数值计算中采用的弹性模量一般大于变形模量。为简化计算，本文中按弹性模量为2.5Es计算2.数值计算方法(1)计算模型图8-46计算模型选用2D-Sigma商用程序平面连续体有限元模型，模型两边取隧道断面宽度的5倍，下部取隧道高度的3倍，上部取至地表，计算时考虑路面荷载时取10kPa。采用弹塑性Drucker-Prager屈服准则。模型如图8-46所示。(2)应力释放率设定在计算过程中，初始地应力释放率的确定至关重要。以往的文献中大都依据经验，无明确的方法。因此，有必要对应力释放率大小设定及其依据进行研究。在研究中采用下述方法进行：① 根据地层全土柱重量和支护实际承担的重力之差的比值，即视两者差值由地层承担，估计地层承担的应力百分比按统计平均的各层厚度及特性计算不同埋深时全土柱与计算围岩压力差值如表8-35所示。②根据围岩弹性应力释放与原始地应力的比例城市松散软土地层、浅埋区间矿山法隧道，施工中一般遵循“管超前、短开挖、强支护、快封闭和勤量测”的施工原则。在超前支护的保护下，短进尺、快开挖，支护较为及时，支护封闭也较早，也就是说支护结构较早的与地层一起承担着地层压力。但是一般的小导管超前支护因其刚度较小，开挖后承担地层压力能力较低，隧道开挖到支护作用仍有一定时间，不可避免的要产生初始地应力释放。假设开挖后围岩仅产生弹性应力释放，这种弹性应力释放速度是在开挖后的瞬间完成，开挖完成后支护立即发挥作用，即与地层共同作用。表8-35不同埋深时全土柱与计算围岩压力差值埋深(m)全土柱(kPa/m)比尔鲍曼(kPa/m)差值(％)0000119.4905219.490520238.9810438.981040358.4715658.471560477.9620877.962080597.4526197.4526106116.9431116.943107136.4336114.219516.282028155.9242127.67218.119159175.4147140.408419.9562910194.9052152.428721.7934311214.3957163.732823.6305712233.8863174.320825.467713253.3768184.192727.3048414272.8673193.348429.1419715292.3578201.78830.9791116311.8483209.511432.8162417331.3388216.518834.6533718350.8294222.8136.4905119370.3199228.38538.3276520389.8104233.243940.1647821409.3009237.386742.0019222428.7914240.813443.8390523448.282243.523945.6761824467.7725245.518347.5133225487.263246.796549.35045 26506.7535247.358651.18759应用有限元数值计算，确定围岩的特征曲线，再根据特征曲线直线段和曲线之间的拐点进行确定。视围岩特征曲线直线段部分，为围岩的弹性应力释放区段，估计区间隧道开挖后围岩弹性应力释放所占的比例。按统计平均的各层厚度及特性计算不同埋深时弹性应力释放率如表8-36所示。表8-36不同埋深时弹性应力释放率埋深弹性应力释放率最大埋深(19.75m)45%平均埋深（12.75m）50%（最大埋深与平均埋深）/2（16.275m）50%本例实际埋深（10.7m）50%③隧道开挖围岩应力释放率与地层性质、硐室大小、形成、支护性质、支护时机及施工方法等多因素相关。实际支护所受的围岩压力要小于全土柱重量与弹性应力释放值的差值，也要小于仅产生弹性应力释放后的全部地层压力，但也应注意到模型误差以及一定的安全因素。在上述因素综合后，矿山法区间隧道全断面开挖时，初始应力释放率开挖时定为40%，支护为60%。台阶法开挖时，上台阶开挖释放30%，支护时释放70%；下台阶开挖时释放25%，支护时释放75%。图8-47台阶法开挖半部未封闭支护直接模拟时的支护弯矩图(3)台阶法上半部未封闭支护形式的模拟方法①台阶法上半部未封闭支护形式的模拟效果 图8-47为台阶法开挖半部未封闭支护形式直接模拟时的支护内力，即拱脚未作任何处理时的支护弯矩图。从图中可以看出拱顶负弯矩很大，其变化规律不符合一般规律，其主要原因是台阶法开挖后上台阶支护脚部没有约束，在软地层中，致使上半部支护产生整体向下，以及拱脚向内的大变形；由于开口支护形式抵抗地压能力极低，下半部土体开挖卸载后，反弹导致上半部支护隆起及拱脚向外的大变形。这与实际施工中锁脚、拱脚支垫情况不符。②台阶法上半部未封闭支护形式的模拟方法一般模拟中拱脚直接模拟支垫或直截模拟锁脚锚杆。但松软地层中，拱脚支垫或锚杆等用模拟效果较差。因此，比较有效的方法是在拱脚节点根据监测位移或经验施加水平向和竖直向约束位移，其难点是约束位移值的确定。第二种方法也可在上半部支护时施作虚拟仰拱，待支护全部施作完成后再拆除，支护厚度与拱墙相同，材料弹模取实际值的1/3~1/2即可。(4)全断面开挖模拟方法开挖时释放40%初始应力，支护承担60%初始应力。全断面开挖各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值见表8-37。表8-37全断面法开挖计算模拟结果项目开挖支护地表最大沉降值/mm-32.482-24.975支护最大弯矩值/kN·m－-181.088支护最大轴力值/kN－-500.542拱顶下沉/mm-48.667-39.498拱脚水平收敛/mm66.39445.458墙腰水平收敛/mm72.06470.288图8-48全断面开挖支护时的支护内力轴力弯矩内力如图8-48所示，地表沉降曲线如图8-49所示。最大沉降值为-32.482mm，出现在全断面开挖完成后，支护后沉降值减小到-24.975mm。支护的最大轴力在边墙中部，数值为-500.542kN。最大弯距在仰拱中部为181.088kN·m。 (5)台阶法开挖“虚拟仰拱”参数确定图8-49全断面开挖地表沉降槽曲线采用梁单元模拟支护，上台阶开挖时释放30%初始应力，支护承担70%初始应力，上台阶开挖时释放25%初始应力，支护承担75%初始应力。计算时考虑到实际施工时不设置临时仰拱，但支护拱脚实际情况是存在约束的，所以在计算时采用“虚拟仰拱”形式，即适当减小仰拱的强度及刚度(弹性模量E)及厚度，来模拟初支底部约束。为确定“虚拟仰拱”的参数，计算时考虑以下几种组合(见表8-38)，“虚拟仰拱”厚度和支护同厚、“虚拟仰拱”厚度为支护厚度的一半；“虚拟仰拱”的弹性模量E和支护相等、为支护的1/2、为支护的1/3。表8-38“虚拟仰拱”计算模型厚度及弹性模量组合表厚度E1/2E1/3E和初支同厚组合1组合3组合5初支的1/2厚组合2组合4组合6图8-50等厚、等弹模“虚拟仰拱”时支护内力弯矩轴力①等厚、等弹模“虚拟仰拱”(组合1)全部开挖完成支护后，支护内力如图8-50所示。 组合1各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值见表8-39。表8-39组合1各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值项目上台阶开挖上台阶支护下台阶开挖下台阶支护拆除临时仰拱地表最大沉降值/mm-14.408-11.266-19.477-15.486-15.122支护最大弯矩值/kN·m－-413.92-308.21170.88-145.935支护最大轴力值/kN－-560.58-439.73-511.178-536.825拱顶下沉值/mm-24.293-20.785-32.821-27.421-26.636拱脚水平收敛值/mm13.42812.01612.42813.04214.492拱腰水平收敛值/mm－－29.95828.87830.222②1/2厚、等弹模“虚拟仰拱”(组合2)全部开挖完成支护后，支护内力如图8-51所示。组合2各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值见表8-40。图8-511/2厚、等弹模“虚拟仰拱”时支护内力弯矩轴力表8-40组合2各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值项目上台阶开挖上台阶支护下台阶开挖下台阶支护拆除临时仰拱地表最大沉降值/mm-14.408-11.255-19.476-15.495-15.134支护最大弯矩值/kN·m－-415.208-309.87171.404-145.58支护最大轴力值/kN－-560.639-439.779-502.882-536.585拱顶下沉值/mm-24.293-20.758-32.803-27.422-26.643拱脚水平收敛值/mm13.42812.10612.50013.15014.538拱腰水平收敛值/mm－－29.99828.89830.242③等厚、1/2弹模“虚拟仰拱”(组合3) 全部开挖完成支护后，支护内力如图8-52所示，地面沉降槽曲线如图8-53所示，组合3各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值见表8-41。表8-41组合3各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值项目上台阶开挖上台阶支护下台阶开挖下台阶支护拆除临时仰拱地表最大沉降值/mm-14.408-11.742-19.851-15.858-15.427支护最大弯矩值/kN·m－-451.358-338.507170.788-147.51支护最大轴力值/kN－-553.622-433.696-502.875-530.72拱顶下沉值/mm-24.293-21.514-33.384-27.975-27.044拱脚水平收敛值/mm13.42811.98212.40813.09414.752拱腰水平收敛值/mm－－30.39829.28030.800图8-53等厚、1/2弹模“虚拟仰拱”时地表沉降槽曲线图8-52等厚、1/2弹模“虚拟仰拱”时支护内力弯矩轴力④1/2厚、1/2弹模“虚拟仰拱”（组合4）全部开挖完成支护后，支护内力如图8-54所示，组合4各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值见表8-42。表8-42组合4各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值项目上台阶开挖上台阶支护下台阶开挖下台阶支护拆除临时仰拱地表最大沉降值/mm-14.408-11.731-19.827-15.845-15.423支护最大弯矩值/kN·m－-449.216-336.189171.655-147.034支护最大轴力值/kN－-553.777-433.884-502.58-524.98 拱顶下沉值/mm-24.293-21.470-33.316-27.930-27.016拱脚水平收敛值/mm13.42812.15412.60013.25614.886拱腰水平收敛值/mm－－30.47429.33430.842图8-541/2厚、1/2弹模“虚拟仰拱”时支护内力弯矩轴力⑤等厚、1/3弹模“虚拟仰拱”时支护（组合5）全部开挖完成支护后，支护内力如图8-55所示，地表沉降槽曲线见图8-56，组合5各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值见表8-43。表8-43组合5各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值项目上台阶开挖上台阶支护下台阶开挖下台阶支护拆除临时仰拱地表最大沉降值/mm-14.408-12.162-20.221-16.236-15.773支护最大弯矩值/kN·m－-461.566-345.547189.338-146.888支护最大轴力值/kN－-547.547-429.048-497.373-525.541拱顶下沉值/mm-24.293-22.124-33.912-28.517-27.523拱脚水平收敛值/mm13.42812.04012.47013.14814.890拱腰水平收敛值/mm－－30.76629.65031.220⑥1/3厚、1/3弹模“虚拟仰拱”(组合6)全部开挖完成支护后，支护内力如图8-57所示，地面沉降槽曲线见图8-58，组合6各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值如表8-44所示。表8-44组合6各施工步地表最大沉降值、支护最大弯矩值和支护最大轴力值项目上台阶开挖上台阶支护下台阶开挖下台阶支护拆除临时仰拱地表最大沉降值/mm-14.408-12.134-20.180-16.194-15.743支护最大弯矩值/kN·m－-459.159-342.990170.193-146.155支护最大轴力值kN－-548.028-429.753-496.827-524.498 拱顶下沉值/mm-24.293-22.042-33.807-28.418-27.448拱脚水平收敛值/mm13.42812.31212.75613.40815.106拱腰水平收敛值/mm－－30.89029.75231.294图8-55等厚、1/3弹模“虚拟仰拱”时支护内力轴力弯矩图8-56等厚、1/3弹模“虚拟仰拱”时地表沉降槽曲线图8-571/3厚、1/3弹模“虚拟仰拱”时支护内力轴力弯矩 图8-581/3厚、1/3弹模“虚拟仰拱”时地表沉降槽曲线⑦结果对比“虚拟仰拱”不同参数的计算效果比较可知，采用“虚拟仰拱”形式能较好模拟实际情况，其方法比较简单，采用等厚、1/3~1/2弹模参数效果较好。(3)结果分析由以上计算结果，可以看出：①全断面开挖地表沉降值大于台阶开挖。②不管哪种开挖方法，其初始开挖的地表沉降量占到其最大沉降量的很大一部分，全断面开挖为其最大值，台阶开挖约占到70%以上。③台阶法上半断面未封闭支护的模拟，其精确方法是在拱脚施加水平和竖直向的约束位移；其简化方法可用等厚、1/3~1/2弹模参数的“虚拟仰拱”形式，能较好地模拟实际情况。8.4.5钢格栅按经验设计,与支护砼一起视为钢筋砼钢架制造应符合下列要求：1、钢架外轮廓线应根据设计开挖轮廓线及钢架与围岩预留的孔隙值确定，预留孔隙值宜为5cm；2、采用型钢弯制钢架时，应根据设计尺寸及所用的开挖方式分节，各节长度不宜大于4m，并应根据设计要求在腹板上钻孔；3、弯制钢架可采用热弯法或冷弯法，并以1：1大样控制尺寸；4、格栅钢架可采用胎模焊接，节点焊接长度应大于4cm，对称焊接。首榀钢架加工完成后，应放在平整地面上试拼，当各部尺寸符合设计要求时，方可进行批量生产。周边拼装允许偏差为±3cm，平面翘曲应小于2cm。安装钢架前，应检查开挖断面的中线及高程。钢架安装应符合下列要求：1、安装前应清除底脚下的虚碴及其它杂物，超挖部分宜用混凝土填充。安装允许偏差横向和高程均为±5cm，垂直度允许偏差为±2o；2、钢架可在开挖工作面以人工拼装，各节钢架间宜以螺栓连接；3、沿钢架外缘每隔2m应用楔子楔紧。钢架落底接长应符合下列要求： 1、应根据围岩条件沿隧道两侧交错进行，每次每侧接长1～3榀。当需立即封闭成环时，宜两侧同时进行，每次接长1榀；2、拱部钢架与边墙钢架的连接宜用螺栓，当有困难时，也可采用焊接。相邻两榀钢架间，应按设计要求连结牢固。8.4.6纵向连接筋构造要求设计8.4.7临时支护与支护相同,按支护相同要求设计8.5结构可靠度设计方法'