大斷面異形盾構隧道彎矩傳遞系數原型加載試驗研究

朱葉艇

(1. 上海隧道工程有限公司, 上海 200233； 2. 同濟大學地下建筑與工程系, 上海 200092)

大斷面異形盾構隧道彎矩傳遞系數原型加載試驗研究

朱葉艇1, 2

(1. 上海隧道工程有限公司, 上海 200233； 2. 同濟大學地下建筑與工程系, 上海 200092)

由于異形盾構隧道特殊的結構斷面型式，管片設計暫無相關規范可循，故基于原型三環管片力學加載試驗對異形盾構管片環向接頭彎矩傳遞系數進行研究，研究結果表明： 1)隨埋深增加，異形盾構管片結構整體剛度提升，但由于各接頭剛度與相鄰管片結構剛度比隨埋深增加變化規律不一致，異形盾構管片接頭彎矩傳遞能力呈部分減弱部分增強的現象； 2)同埋深條件下，隨著側壓力系數的增加，除右拱腰處接頭外，其余接頭彎矩傳遞能力隨著接頭剛度與相鄰管片結構剛度比的增大而逐漸增強； 3)隨著埋深增加，各接頭彎矩傳遞能力對側壓力系數的敏感程度逐漸減弱； 4)極限破壞后，異形盾構管片內外弧面裂縫的分布規律證明了明顯的彎矩傳遞現象。

異形； 盾構隧道； 大斷面隧道； 原型試驗； 彎矩傳遞系數； 裂縫

0 引言

盾構隧道是一種由環向螺栓和縱向螺栓將管片拼接成型的結構體，而錯縫拼裝方式可顯著提高管片結構的力學性能和極限承載能力[1]。研究表明，管片環向接頭和縱向接頭都具有鉸的功能[2-4]。管片錯縫拼裝后內力會發生一定程度的變化，尤其是在相鄰管片縱縫對應位置。由于縱向接頭和管片環間摩擦的存在，不可避免地在管片結構縱向上發生彎矩的傳遞，而彎矩傳遞的效果通過彎矩傳遞系數進行衡量[5]?，F階段對圓形盾構管片彎矩傳遞系數的研究主要基于原型管片接頭加載試驗或整環管片加載試驗。研究發現，彎矩傳遞系數的大小主要受管片環間接觸特性、縱向螺栓強度和管片縱向約束條件等影響[6-7]。

Yukinori Koyama[5]提出了彎矩傳遞系數的計算方法?！度毡舅淼罉藴室幏?盾構篇)及解釋》[8]通過統計接頭管片荷載試驗結果，給出了圓形盾構隧道彎矩傳遞系數的建議范圍。蒲奧[9]基于簡化錯縫拼裝計算模型獲得了管片接頭彎矩傳遞系數，并由實測數據驗證了數據的合理性。黃正榮等[10]通過梁-彈簧模型計算獲得管片接頭和接頭相鄰環位置管片彎矩值以及彎矩傳遞系數，并擬合出彎矩傳遞系數經驗公式。封坤等[7]基于原型加載試驗對南京長江隧道和廣州獅子洋隧道管片彎矩傳遞系數進行研究，發現了橫向剛度有效率和彎矩傳遞系數之間的關系。閆治國等[11]以青草沙水源地輸水隧道工程為工程背景，通過管片接頭原型荷載試驗，對彎矩傳遞系數進行研究，發現彎矩傳遞系數隨著外荷載的增大而減小。張銀屏[12]基于殼-彈簧模型對地面出入式超淺埋盾構隧道管片結構進行分析計算，發現針對負覆土地層情況，彎矩傳遞系數可偏保守地取值為1。

國內外針對盾構管片彎矩傳遞系數的研究不多，且所得研究成果都是基于圓形隧道。異形盾構隧道斷面類圓形且類矩形，未來主要應用于下立交、地鐵車站和出入場線等淺覆土地下工程，其力學行為和破壞特征較圓形和矩形隧道更為復雜。由于特殊的斷面型式、分塊方式以及特有的高強度環向鑄鐵手孔構造，其接頭傳力機制應與圓形隧道存在一定差異。本文基于大斷面異形盾構管片原型加載試驗對其彎矩傳遞特性進行探索研究，并給出各個接頭位置的彎矩傳遞系數范圍，以期為將來異形盾構的優化設計提供有力的理論支持。

1 原型加載試驗

1.1管片設計概況

異形盾構管片基于上海④號淤泥質黏土地層運營階段設計，根據規范[13]要求，管片水土荷載采用水土分算方法，主要設計參數如表1所示。

表1 異形盾構設計參數

異形盾構隧道管片布置如圖 1所示，管片寬10.7 m，高8.2 m，由8段弧組成(分別為上、下拱頂、底弧，左、右側弧和4段角弧)。管片幅寬1.2 m，厚0.5 m，共6分塊(分別為1塊封頂塊F、2塊鄰接塊L1、L2和3塊標準塊B1、B2、B3)，采用錯縫拼裝形式(見圖 2)，塊之間采用4根M30直螺栓連接，環之間采用26根M33彎螺栓連接。接頭序號的定義見圖 1。

圖1 異形盾構隧道管片布置圖

圖2 試驗狀態下管片錯縫拼裝

1.2原型加載試驗概況

本次異形盾構管片原型加載試驗將3環(包括2個半環和1個整環)管片錯縫拼裝后放置于可重構式鋼結構加載反力架中軸線對稱的8組顆粒型彈性橡膠支座上，如圖 3所示。

根據文克勒彈性地基梁模型理論[14]，地基可以看作是由無數不相聯系的彈簧組成的體系。管片底部采用彈性橡膠支墊模擬土彈簧，其設計源于橋梁工程中梁與橋墩之間起緩沖和減摩作用的普通板式橡膠支座。每組橡膠支墊共4塊，每塊彈性橡膠支墊平面尺寸為400 mm×580 mm，由38 mm厚的板式橡膠和27顆橡膠顆粒柱組成。顆粒柱直徑80 mm，高度25 mm，采用硬度為68°的橡膠材料。從圖 4橡膠柱的荷載-壓縮曲線可以看出，單顆橡膠柱彈簧剛度具備分段線性特征：當壓縮量小于7 mm時，抗壓剛度為2 046 kN/m，大于7 mm時為6 604 kN/m。數值模擬和原型試驗結果顯示管片底部位移量在7 mm范圍內，故單顆橡膠柱彈簧剛度取值2 046 kN/m。綜上，彈性支墊的線性特征符合彈性地基梁模型中地基彈簧的理念。

圖3 鋼結構加載框架

圖4 橡膠顆粒柱荷載-壓縮曲線

22組千斤頂加載點(每組4個千斤頂，半環1個，整環2個，共88個千斤頂)關于中軸線對稱并環向分布于管片結構外弧面，采用PLC液壓控制系統精確施加地層荷載，如圖5所示。

30組縱向夾緊裝置(每組由前、后夾板和4根拉桿組成，夾緊力為5 000 kN)環向分布于管片結構端面以施加管片縱向荷載并確保3環管片的整體穩定性。

為研究異形盾構管片彎矩傳遞能力和側壓力系數敏感性，本試驗共設計7個試驗工況，如表2所示。

圖5 荷載施加示意圖

序號試驗工況1 自重工況2 設計狀態，側壓力系數0．43 設計狀態，側壓力系數0．54 設計狀態，側壓力系數0．65 設計狀態，側壓力系數0．76 設計狀態，側壓力系數0．87 極限破壞工況

1.3測試方法

由于國內外暫無管片環向接頭彎矩精確測試或計算方法，故本次試驗在近管片接頭兩側內、外弧面等距布置混凝土應變和鋼筋應變測點，通過計算獲得接頭兩側斷面彎矩并取平均值的方式獲得該接頭彎矩值。同時在半環對應整環接縫位置內弧面布置混凝土和鋼筋應變測點，計算獲取半環測試斷面彎矩值。測點布置如圖6所示。

圖6 測點布置示意圖

其中，混凝土應變通過箔式應變片和振弦式表面應變計測點，見圖7(a)和7(b)，鋼筋應變通過箔式應變片和振弦式鋼筋計測定，見圖7(c)。

(a) 整環接縫兩側混凝土表面測點

(b) 半環對應整環接縫處混凝土表面測點

(c) 接頭兩側鋼筋測點

2 彎矩傳遞系數計算方法

根據修正慣用法理論[15]，實體管片截面計算彎矩Ms和接頭彎矩Mj(見圖8)可分別表示為：

Ms=(1+ξ)Μ；

(1)

Mj=(1-ξ)Μ。

(2)

式中M為實體管片彎矩Ms和接頭彎矩Mj的平均值，即：

(3)

彎矩傳遞系數ξ為傳遞的彎矩ξM與平均值M的比值，表達式為

(4)

3 試驗結果分析

3.1自重狀態

自重狀態下，管片結構不受水土荷載作用，各接頭的彎矩和彎矩傳遞系數計算值如表 3所示。

圖8 彎矩傳遞示意圖

接頭序號接縫兩側彎矩/(N·m)接頭彎矩計算值/(N·m)相鄰實體管片彎矩/(N·m)彎矩傳遞系數15171161389565501023370．28822514472722839337479950．09913-108612-95695-102154-1543800．203647069165865682781189830．27085711293568553407775350．18436-107732-83306-95519-1282520．1463

管片頂板和底板1號、2號、4號和5號接頭處于正彎矩區，3號和6號接頭處于負彎矩區。正彎矩區1號接頭彎矩傳遞系數最大，為0.288 2，其次為4號接頭和5號接頭，最小為2號接頭。自重狀態下正彎矩區接頭彎矩傳遞系數分布為0.099 1～0.288 2。負彎矩區3號接頭彎矩傳遞系數大于6號接頭，其值分別為0.146 3和0.203 6。

3.2設計狀態

設計地層運營階段條件下，各接頭彎矩傳遞系數隨埋深增加(3、5、8、10 m)的變化規律如圖9所示。

圖9 各接頭彎矩傳遞系數隨埋深增加的變化規律Fig. 9 Variation of bending moment transferring coefficients of every joint with buried depths

設計地層運營階段異形盾構管片1號、2號、4號和5號接頭處于正彎矩區，3號和6號接頭處于負彎矩區。2號、3號和5號接頭彎矩傳遞系數隨覆土增加呈二次曲線增長趨勢，而1號和4號接頭彎矩傳遞系數隨覆土增加呈二次曲線下降趨勢，6號接頭隨覆土增加呈較弱的線性減小趨勢。接頭是管片結構最薄弱的位置，接頭剛度對異形斷面的受力和形變的影響尤為重要。合適的接頭彎矩傳遞既可以發揮混凝土實體結構的承載能力，又能起到保護接頭的作用。隨著埋深的增加，管片外荷載隨之增大，環向接頭兩側管片之間咬合更為緊密，接頭端面混凝土的摩擦和抗壓性能以及環向螺栓的抗拉性能逐漸發揮，管片接頭軸力增加，管片接頭剛度隨之增大，管片結構整體剛度也得以提升。文獻[7]研究發現接頭彎矩傳遞現象隨著結構整體剛度的提高而逐漸減弱，而異形管片接頭呈部分減弱部分提升的現象。究其原因，接頭設置位置的選擇對彎矩傳遞系數的影響較為重要，由于異形盾構管片采用錯縫拼裝方式，整環管片接頭與相鄰半環管片接頭距離較近，故相鄰管片結構剛度受自身附近接頭影響較大，而并非常規意義上的實體管片截面剛度。當環向接頭位于管片右拱肩、右拱腰和左拱腳(即2號、3號和5號接頭位置)時，接頭剛度與相鄰管片結構剛度比隨埋深增加而逐漸減小，接頭彎矩傳遞現象趨于明顯。反之，當環向接頭位于左拱肩、右拱腳和左拱腰(即1號、4號和6號接頭)時彎矩傳遞現象減弱。

總體上，正彎矩區管片接頭彎矩傳遞系數為0.232 8 ～ 0.315 7；負彎矩區接頭彎矩傳遞系數為0.153 8 ～ 0.221 1。

3.3側壓力系數敏感性分析

各接頭彎矩傳遞系數在各個埋深條件下隨側壓力系數增加(0.4、0.5、0.6、0.7、0.8)變化規律如圖 10所示。

從圖10可以看出: 管片覆土小于等于5 m時，2號接頭和3號接頭彎矩傳遞系數隨側壓力系數的增加分別呈二次曲線增長和下降趨勢; 當埋深大于5 m時，兩者隨側壓力系數的增加分別表現為線性增長和下降趨勢。而其余接頭(1號、4號、5號和6號接頭)在各個埋深下隨側壓力系數的增加都表現為線性增長的趨勢。分析其原因，設計地層運營階段同埋深條件下，管片結構外荷載隨側壓力系數的增加而增加，管片右拱腰位置(即3號接頭位置)接頭剛度與相鄰管片結構剛度比也隨之增大，接頭彎矩傳遞現象趨于減弱；其余位置接頭(1、2、4、5、6號)隨側壓力系數增加，接頭剛度與相鄰管片結構剛度比隨之減小，彎矩傳遞現象逐漸增強。從圖10中還可以看出，隨著覆土增加，各接頭彎矩傳遞能力對側壓力系數的敏感程度逐漸減弱。

(a) 埋深為3 m

(b) 埋深為5 m

(c) 埋深為8 m

(d) 埋深為10 m

3.4彎矩傳遞現象描述

為客觀體現異形盾構彎矩傳遞現象的規律，極限破壞后異形管片內外弧面裂縫的分布如圖11所示。從圖中可以明顯地看出裂縫的規律分布特征：

1)在3環管片拱頂內弧面一定范圍內(紅色虛線區域)分布有較為密集的裂縫，且多為貫通裂縫，此處管片處于正彎矩較大和軸力較小的受力狀態；

2)在3環管片左拱肩靠下和右拱肩靠下的外弧面位置(藍色虛線區域)分布若干貫通裂縫，此處為管片結構負彎矩較大位置；

3)在前、后環縱縫對應的整環管片位置和整環管片縱縫所對應的前、后半環位置(綠色虛線區域)都分布有裂縫，說明縱縫所在位置附近發生了管片間明顯的彎矩傳遞現象，使得縱縫相鄰實體管片處的結構內力大于縱縫所在位置。

(a) 3環管片裂縫分布

(b) 內弧面

(c) 外弧面

4 結論與討論

1)自重狀態下，正彎矩區管片接頭彎矩傳遞系數為0.099 1～0.288 2，負彎矩區為0.146 3～0.203 6;設計狀態下，正彎矩區接頭彎矩傳遞系數為0.232 8～0.315 7，負彎矩區為0.153 8～0.221 1。

2)隨隧道埋深增加，當環向接頭位于管片右拱肩、右拱腰和左拱腳時，接頭剛度與相鄰管片結構剛度比隨埋深增加逐漸減小，接頭彎矩傳遞現象趨于明顯。當環向接頭位于左拱肩、右拱腳和左拱腰時彎矩傳遞現象減弱。

3)相同埋深條件下，隨側壓力系數增加，僅管片右拱腰處由于接頭剛度與相鄰管片結構剛度比逐漸增大而彎矩傳遞能力逐漸減弱，其余接頭增強。隨覆土增加，各接頭彎矩傳遞能力對側壓力系數的敏感程度逐漸減弱。

4)異形盾構極限破壞工況裂縫分布規律的描述證明了異形盾構存在明顯的彎矩傳遞現象。

5)與以往圓形隧道研究結果不同，異形盾構接頭彎矩傳遞能力隨管片結構整體剛度提高呈現出部分減弱部分提升的現象，未來將結合殼-彈簧模型等有限元方法，針對接頭剛度和相鄰管片結構剛度比進一步研究。

6)本文異形盾構隧道彎矩傳遞系數的研究可為未來異形盾構隧道的設計優化提供理論依據。

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PrototypeLoadingTestonBendingMomentTransferringCoefficientsofSpecialShieldTunnelswithLargeCross-section

ZHU Yeting1, 2

(1.ShanghaiTunnelEngineeringCo.,Ltd.,Shanghai200233,China;2.DepartmentofGeotechnicalEngineering,TongjiUniversity,Shanghai200092,China)

There is no relevant segment design standard for special shield tunnel due to its special cross-section. As a result, the bending moment transferring coefficients of every radial joint of special shield tunnel segment are studied based on the prototype loading tests. The results show that: 1) The overall stiffness of the special shield tunnel segment structure increases with the buried depth increase; while the bending moment transferring capacities of the joints partially increase and partially decrease due to the structural stiffness ratios between the joints and adjacent segmental structure differ with each other. 2) With the increase of the lateral pressure coefficients, the bending moment transferring capacity of all joints became weaker as the structural stiffness ratio between the joint (not including the joint located in the right arch waist) and adjacent segmental structure decrease under the same buried depth. 3) The sensitivity of the bending moment transferring capacity of each joint to the lateral pressure coefficient decreases gradually while the buried depth increase. 4) The obvious bending moment transferring phenomenon is verified by analyzing the distribution of cracks on both inner and outer surfaces of the segments after ultimate failure.

special shape; shield tunnel; large cross-section tunnel; prototype test; bending moment transferring coefficient; crack

2017-06-20;

2017-09-22

上海市國資委企業技術創新和能級提升項目(2013017)

朱葉艇(1987—)，男，浙江紹興人，2017年畢業于同濟大學，隧道及地下建筑工程專業，博士，博士后，主要從事軟土盾構隧道及地下工程方面的研究工作。 E-mail： 1210278theronzhu@#edu.cn。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.10.010

U 451

A

1672-741X(2017)10-1269-07