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某地铁一期7 标段施工方案简介：

某地铁一期7 标段施工方案部分内容预览：

管片配筋为：外侧6φ12+6φ10, 内侧10φ12，均为Ⅱ级钢

封顶块管片圆心角为22. 5°，其余5 块管片圆心角均为

67.5°。管片衬砌环在纵向按错缝式拼装，纵向接头为16 处DB61／T 1447.3-2021标准下载，按

选两环为一组，左偏11.25°，右偏11.25°的错缝拼装方案为主

体进行各项检算。在具体的计算过程中，取出三环管片进行空间

计算，检算对象为中间一环。

的特征等条件，参照地质报告，选取可能出现最不利受力情况的四个典型断面进行计算，四个计算点的主要土质特征条件汇总于下表。

为隧道所处地层之值，地基抗力系数偏于安全地没有计及管片周围注浆引起的地层抗力系数增大的影响。

2、地层压力竖向地层压力按全部地层压力计算。而侧压力当隧道处于粘

性土中时按水土和算考虑，在砂性土地层时按水土分算考虑。3、地层抗力通过设置在衬砌全环只能受压的径向弹簧单元和切向弹簧

单元来体现，这些单元受拉时将自动脱离，弹簧单元的刚度由衬砌周围土体的地基抗力系数决定。同时，偏于安全方向的考虑，未计管片周围注浆引起的抗力增加效果。

4、管片结构自重钢筋混凝土管片重度取25kN/m3

5、水压当在砂性土地层时水土分算时，水压按静水压力考虑。

6、隧道内部荷载根据规范地铁隧道内的车辆荷载及冲击力对隧道结构影响

5.3.2.4 设定检算标准1、材料设计值管片钢筋Ⅱ级钢强度设计值fy＝310MPa 管片砼C50，轴心抗压强度设计值fc＝23.5MPa

管片砼C50，弯曲抗压强度设计值fcm＝26MPa 管片砼C50，抗拉强度设计值ft＝2MPa 管片螺栓(45 号钢)抗拉压强度设计值fy＝320MPa 管片螺栓(45 号钢)抗剪强度设计值fs＝190Mpa 2、结构变形控制值直径变形＜2‰D 环缝张开＜2mm 纵缝张开＜3mm 3、砼结构允许裂缝宽度裂缝宽度＜0.2mm 4、结构抗浮安全系数施工期≥1.03，使用期≥1.07

5.3.3.1 管片截面内力及变形计算

各计算点的隧道管片衬砌环的最大截面内力及变形计算结果汇总于下表，以下附图为结构的内力、变形、地层抗力及各种接头螺栓的剪力图，各图均为衬砌环每环（1.2m）内实际出现之值。

管片衬砌环的截面内力及变形计算结果汇总表

5.3.3.2 截面强度及裂缝宽度检算截面强度及裂缝宽度指标检算结果汇总表

管片厚30cm 宽1.2m。

①截面几何特性计算A=1.2×0.3=0.36m2 弯矩以内侧受拉为正，内侧钢A1=1131mm2 ； 外侧钢A2=1150mm2. 即两侧配筋量相当，可取A = A' = 1131mm, 且按1.2x0.3 的砼ss 矩形截面进行计算。

I = bh3 = 1200 × 3003 = 7.2 × 109 mm 4

N My 89.733 × 103 02.106 × 106 × 150

AI 0 300 × 1200 7.2 × 109 σ= 93.7 MPa;ca

σ cl − = 85.3 MPa > ft = 2MPa,

N ≤ f bx + A f − A f 1...(.................... )

Ne ≤ f h bx 0 − x ) + A f '(h − a 2 )......( )

cm (2 ys 0 s

弯矩图上Mmax=106.02kN.m , N=733.89kN，As =1131mm2 , As’=1131mm2，as=as’=50mm， h0 = h − a = 300 − 50 = 250mm.

e0 == = 46.144 mm > 3.0 h0 = 3.0 × 250 = 75mm,

e = ,0 η= ,0.1 e = e0 = 46.144 mm,

e =ηei +− a = 46.144 +− 50 = 46.244 mm,

22 ' h 300

e =ηei −+ a = 46.144 −+ 50 = 46.44 mm.

f e bx − h0 + x ) + ' − e A f = ,0

26 ×1200x(46.244 − 250 + x ) + 310 ×1131× 46.44 − 310 ×1131× 46.244 = 0

2 x = 8.72 mm,ξ h = 54.0 × 250 = 135mm > x = 8.72 mm;

而2a' = 2 × 50 = 100mm > x = 8.72 mm ，不能按（1），（2） 式进行计算，

A f (h − a )

N0ssyu'= = 310 ×1131(250 − 50)= 19.1577 kN > N = 89.733 kN 满

Mu = e N 0 = 19.1577 × 14446.0 = 84.227 kN ⋅ m > M max = 02.106 kN ⋅ m 满

足其它组的配筋检算结果见汇总表所示。3、裂缝宽度检算按规范其计算公式如下：

w = ψ α ( 7.2 c + 1.0 ) ν

Mmax=106.02kN.m , N=733.89kN ， As =1131mm2 , As/=1131mm2，as=as/=50mm。按偏心受压计算：

w = 1.2 ψ ( 7.2 c + 1.0 ) ν

Es ρ te ν= 7.0 ，c = 44 mm, 4 A

d == 12 mm,

ρ te == = .0 628%< 1%,

5.0 bh 5.0 × 1200 × 300

取ρ te = .0 01,

E = 0.2 × 105 MPa,

σ= N ( e − z), e =η e + y

sszA s 0 s s

ys = 100 mm, 因为矩形截面，取

rf = ,0 η= ,0.1

e = 244.46mm ' 250

z = [ .0 87− .0 12(1− r )( h0)2] h = [ .0 87− .0 12()2] × 250 = 186.125mm

e 244.46 σ= 733.89× 1000(244.46− 186.125)

= 203.373MPa,

186.125× 1131

ψ= 1.1 − .0 65× 2 = .0 45∈ ( 4.0 ~ ),0.1

.0 01× 203.373 203.37312

∴ w = 1.2 × 4.0 ( 7.2 × 44 + 1.0 × ) × 7.0 = .0 164mm < [ w ] = 2.0 mm.

0.2 × 105 .0 01

5.3.3.4 管片衬砌结构变形检算各计算点的最大直径变形量（计算点１最大为2 ×

4.4168mm=8.8336mm），均小于2‰D（2‰×6.1m=12.2mm）的要求, D 为管片外径，满足要求。

5.3.3.5 环向接缝检算1、接缝强度检算把螺栓看成受拉钢筋，并按钢筋混凝土截面计算。

N ≤ f bx + A f −σ A − (σp0 − f ') Ap

Ne ≤ f h bx 0 − x ) + A f (h − a ) − (σp0 − f ) Ap (h − a ')

cm (2 ys 0 sm 0 s

下，接缝强度均满足使用要求。2、接缝变形检算用平面有限元方法，考虑混凝土接头断面的实际的接触面

积，在最不利弯矩和轴力组合下，接缝张开小于2mm，受压混凝土不进入塑性状态，满足要求。

5.3.3.6 管片抗浮安全性检算抗浮安全系数＝自重/浮托力在不计土体侧向摩擦力下均满足结构抗浮安全系数，施工期

大于 1.03、使用期大于1.07 的要求。

5.3.3.7 盾构千斤顶荷载及拼装荷载校核盾构千斤顶荷载在管片中产生的压应力可控制在混凝土允许值之内。

管片的配筋能满足抵抗以中心孔为吊装孔，在拼装过程产生的弯矩值。

5.3.4 沉降和建筑物破坏评估

需要评估隧道以及联络通道的施工可能引起的土体位移﹐ 包括地表的沉降以及建筑物和其它管线设施的基础标高变化。修建隧道引起的土体位移可参考以下方法﹕

在修建隧道的影响区内的所有构造物应当根据技朮规范的要求分类﹐(按可视性破坏、需要灰浆及墙体修补的情况)。如果构筑物可能发生严重破坏且一般修补不可能满足要求时﹐需要对构筑物进行加固﹐加固措施主要有: 位移隔断墙、地基处理及基础托换。

对于衬砌300mm 厚隧道，隧道轴线在地面水平下9m 及15m 情况进行了沉降计算预测，结果如下：

输入参数：隧道外径，6.1m， 失土量：1.5% 沉降估算结果见图。由计算结果，当h=9m 覆土时360平米二层独栋别墅，沉降已

接近25mm，因而盾构推进过程中的沉降控制和监控量测将予以加强。对于第二隧道开挖对地面沉降的影响，假设两个隧道同时开挖。

计算时取h=15m, d=12m

要注意的是，计算时假设两个隧道同时开挖是劣化的情形。实际施工中，左右线线是分别进行施工的。第一条隧道的注浆完成后AK1 617箱涵施工组织设计，第二条隧道的掘进实际上对第一条隧道的影响大大减少。控制注浆量和完善的质量标准控制以及地面沉降监测仍是地面沉降控制的最好保障。

另值得注意的是将地下管道视为弹性地基梁分析它由位移引起应变的增加是比较恰当的﹐对于地下设施受力情况的精确评估有赖于更为准确的管道资料(材料﹑结构深度﹑位置﹑使用年限及使用条件)。

此外，我们以粘性土层为对象，在埋深9m 的情况下，用理想化的三维有限元方法作模拟计算，对隧道纵向因盾构推进而引起的地面沉降也进行了计算预测，其沉降结果要小于前述从横断面方向作出的沉降预测值。