类矩形地铁盾构隧道纵向接缝受力性能对比研究

受力性能对比研究

朱瑶宏1,2，张维熙3，董子博2，柳献3

(1.宁波大学建筑工程与环境学院，浙江宁波315211；2.宁波市轨道交通集团有限公司，浙江宁波315100；3.同济大学地下建筑与工程系，上海200092)摘要：以类矩形地铁盾构隧道管片优化后的纵向接缝为研究对象，对其受力性能进行试验研究，得到优化后纵缝破坏链和各阶段的转角刚度，与优化前的研究结果对比，发现优化后接缝承载力有所提高，并对螺栓位置和螺栓强度对接缝的压弯强度的影响进行探讨。关键词：类矩形盾构；纵向接缝；优化；受力性能；对比研究中图分类号：U451文献标志码：A文章编号：1672−7029(2017)06−1278−09Comparativestudyonthemechanicalperformanceoflongitudinaljointin

quasi-rectangularsegmentaltunnellining

ZHUYaohong1,2,ZHANGWeixi3,DONGZibo2,LIUXian3

(1.FacultyofArchitectural,CivilEngineeringandEnvironment,NingboUniversity,Ningbo315211,China;2.NingboRailTransitGroupCo.,Ltd,Ningbo315100,China;3.DepartmentofGeotechnicalEngineering,TongjiUniversity,Shanghai200092,China)Abstract:Full-scaleexperimentswereconductedtoinvestigatethemechanicalperformanceoftheoptimizedquasi-rectangularlongitudinaljoints.Thefailurechainofsegmentjointsandtherotationanglestiffnessofeachstagewereobtained.Accordingtothecontrastiveanalysis,thebearingcapacityofthejointwasimprovedafteroptimization.Theinfluenceonbendingstrengthoftheboltpositionandboltstrengthwerediscussed.Keywords:quasi-rectangular;shieldtunnel;longitudinaljoint;optimization;mechanicalperformance;comparativestudy伴随着城市发展，盾构隧道已经广泛应用，而盾构法隧道绝大多数为圆形，其衬砌结构受力均匀、内力较小，相对于矩形盾构易于全面切削，且施工工艺简便[1]，但圆形盾构空间利用率不高[1]，收稿日期：2017−07−05基金项目：国家自然科学基金资助项目(51578409)矩形盾构逐渐进入人们的视野。盾构隧道管片间的接头使衬砌结构成为非连续体，管片的变形和受力机理变得复杂。当前地铁运营实践中，盾构隧道区间的管片接缝张开量易超出设计允许要求[3]，管片通信作者：柳献(1977−)，男，湖北武汉人，副教授，博士，从事隧道及地下结构服役行为、相关机理与性态控制方面的研究；E−mail：xian.liu@tongji.edu.cn第6期朱瑶宏，等：类矩形地铁盾构隧道纵向接缝受力性能对比研究1279接缝是盾构隧道衬砌结构的薄弱环节[4]，因此较多学者对地铁盾接缝进行过研究。王哲等[5]得到某城市地铁管片环向接头在正负弯矩作用下弯矩−相对转角关系曲线，曲线对应环向接触面在张开前和张开后的变形过程。滕丽等[6]采用直接头形式对衬砌接头进行弯矩荷载试验，研究通用管片接头的抗弯能力和刚度系数，验证了设计的可靠性。闫志国等[7]结合青草沙水源地原水工程，通过原型荷载试验，给出了盾构隧道衬砌结构计算模型关键参数具体取值范围和一些有益的结论。柳献等[8]以复合腔体加固纵缝接头为试验对象，得到复合腔体加固接头的破坏机理，并对其加固效果进行了总体评价。上述已开展的试验研究对象多为圆形盾构隧道，林平等[9]对类矩形盾构隧道纵向接缝进行了试验研究，对其的受力性能和极限承载力进行了探究，叶宇航等[10]对类矩形整环衬砌进行足尺静载试验，对其承载性能和破坏机理进行分析研究，表明接缝部位为类矩形衬砌薄弱环节之一。因此，有必要在类矩形纵缝试验研究的基础上，对接缝进行优化，开展对比试验，明确优化后接缝的受力性能，为管片结构设计提供依据和建议。1研究背景

本类矩形盾构隧道应用于宁波轨道交通铁3号线陈婆渡车站出入段线工程，为国内第1条类矩形地铁盾构隧道，管片外包尺寸为11.5m×6.94m，全环由10块管片(不含立柱)组成，管片环向连接采用6.8级M33型螺栓连接，其中手孔位置采用铸铁预埋件，通过插筋与管片本体连接，衬砌环间错缝拼装，衬砌截面见图1。图1衬砌截面图Fig.1Liningsection为探究类矩形盾构隧道纵缝的受力性能，选取图中JF1和JF10接缝处曲率较小的直线型管片进行压弯试验，根据测试接缝的破坏状态进行接缝设计的方案优化，本组试验对优化后的管片接头的进行受弯性能研究。2试验方案

2.1试件设计接头压弯试验试件仍采用足尺的直接头管片，保留嵌缝、止水条和定位棒等细部构造。每组试件由2块试块组成，厚度为450mm，宽度为1200mm，长度为1250mm。类矩形盾构隧道为错缝拼装，2组相邻整环管片接缝位置关于中柱呈轴对称分布，因此相较于圆形错缝拼装管片，接缝位置固定，每个位置的接缝所受正弯矩或负弯矩明确，可根据接缝所受弯矩类型进行针对性优化。传统盾构管片混凝土手孔改变螺栓位置后，手孔位置混凝土截面会减小，可能引起手孔混凝土破坏，类矩形盾构管片手孔采用铸铁预埋件的形式，铸铁手孔通过较强的预埋连接件与本体连接，改变螺栓所在截面厚度方向上的位置，不会引起手孔破坏，因此可通过以增大受压区高度为原则的方案进行接缝优化。正弯矩使管片接缝外弧面受压，内弧面受拉，负弯矩使管片接缝外弧面受拉，内弧面受压。优化前接缝螺栓位置均为距离内弧面200mm，为提高受压区高度，同时保证铸铁手孔的插筋与管片本体可靠连接，将受正弯矩的接缝螺栓向内弧面移动50mm，受负弯矩的接缝螺栓向外弧面移动50mm。每对预埋件仍由2根6.8级M33的直螺栓连接。试件优化前后对比如图2所示。2.2加载装置与接缝优化前的试验相同，该试验采用盾构管片接缝试验加载系统进行加载。竖向力P由垂向加载作动器施加，水平力N由水平向加载作动器施加，加载系统见图3所示。2.3加载及测试方案该组试验分为正弯矩和负弯矩2种类型的试验，正弯矩试验中接缝手孔朝下，作动器施加的荷载可使接缝内弧面受拉，外弧面受压，负弯矩试验中接缝手孔朝上，作动器施加的荷载可使接缝外弧面受拉，内弧面受压。1280铁道科学与工程学报2017年6月(a)优化后正弯矩接缝；(b)优化前接缝；(c)优化后负弯矩接缝图2试件优化对比Fig.2Comparisonofoptimization图3加载装置正视图Fig.3Viewofloadingsystem通过修正惯用法计算，得到各接缝内力，制定试验工况，正弯矩选取偏心距0.15，0.18，0.21，0.24，0.27和0.30m工况，负弯矩选取偏心距0.09，0.11，0.13，0.15，0.17和0.19m工况，为方便与优化前所进行的极限工况对比研究，选取正弯矩偏心距0.21m和负弯矩偏心距0.19m为极限工况，其余为正常使用工况。加载模式与优化前试验一致。试验过程中量测的内容包括构件挠度、接缝张开量、螺栓应变和混凝土应变，同时观测各级荷载下管片表面裂缝和接缝破损的发展情况。3试验主要成果及对比

3.1正弯矩试验以正弯矩偏心距0.21m的极限工况为例进行说明，接缝破坏形态如图4所示，表现为螺栓屈服断裂，核心区混凝土和外缘混凝土均压碎，当达到极限承载力时轴力N=1486kN，弯矩M=712kN∙m。Fig.4(a)端面图；(b)顶面图图4正弯矩接缝破坏形态Failurepatternofsaggingmomentjoint根据试验中接缝张开量变化值进行转角计算，并与优化前螺栓位于原位置的接缝转角进行对比，如图5所示。第6期朱瑶宏，等：类矩形地铁盾构隧道纵向接缝受力性能对比研究1281图5接缝转角随弯矩发展曲线Fig.5Relationshipbetweenopeningangleandsaggingmoment可以看出，螺栓进行内移优化后，接缝的破坏链为：核心混凝土初裂−外缘混凝土接触−螺栓屈服断裂−达到极限承载力。未调整螺栓的破坏链为：核心混凝土初裂−外缘混凝土接触−外缘混凝土初裂−螺栓屈服−达到极限承载力。通过对比2种试验工况的破坏链基本一致，区别主要在于螺栓内移50mm后，受压区高度增大，各个性能点均出现了一定的推迟，外缘混凝土接触后裂缝还未出现螺栓已经屈服断裂。通过试验可知在轴力为1486kN时，接缝的极限承载能力从优化前的593kN∙m提高至712kN∙m，相比提高了20%，调整螺栓后接缝的极限承载力有较大提高。3.2负弯矩试验以负弯矩偏心距0.19m的极限工况为例进行说明，接缝破坏形态如图6所示，表现为螺栓屈服，核心区混凝土压碎，内缘混凝土未接触，当达到极限承载力时轴力N=1950kN，弯矩M=720kN∙m。根据试验中接缝张开量变化值进行转角计算，并与优化前螺栓位于原位置的接缝转角进行对比，如图7所示。可以看出，调整螺栓前后的破坏链均为：核心混凝土初裂−裂缝快速发展−螺栓屈服−达到极限承载力。通过对比，2种试验工况的破坏链基本一致，区别主要在于螺栓外移50mm后，各个性能点均出现了一定的推迟，但接缝的极限承载能力提高较小，轴力为1950kN时，从优化前的660kN∙m提高至720kN∙m，相比提高了9%，调整螺栓后接缝的极限承载力有一定的提高。(a)端面图；(b)顶面图图6负弯矩接缝破坏形态Fig.6Failurepatternofhoggingmomentjoint图7接缝转角随弯矩发展曲线Fig.7Relationshipbetweenopeningangleandhoggingmoment1282铁道科学与工程学报2017年6月4试验结果对比分析

4.1转角刚度分析4.1.1不同偏心距下的转角刚度将5个设计工况和极限工况的前半段接缝转角随弯矩增长的变化曲线汇总如图8所示。图8正弯矩工况不同偏心距接缝转角曲线Fig.8Relationshipbetweenopeningangleandsaggingmomentunderdifferenteccentricities从弯矩转角曲线可以看出，弯矩从0加载至350kN∙m阶段，接缝转角随弯矩增大基本呈线性变化，每条曲线的斜率代表接缝在此工况下的转角刚度，通过计算斜率，将各个工况的转角刚度汇总，并将计算结果与调整螺栓位置前的转角刚度进行对比，如表1所示。表1不同工况转角刚度汇总Table1Angularstiffnessofdifferentcases偏心距/m0.150.180.210.240.270.3调整螺刚度/栓前595345302319(103kN·m∙rad−1

)调整螺栓后696853504336可以看出：接缝转角刚度随偏心距增大，整体呈减小趋势，将各个偏心距对应的转角刚度进行线性拟合，可得到接缝转角刚度随偏心距的线性表达式。图9正弯矩工况转角刚度−偏心距关系曲线Fig.9Relationshipbetweenangularstiffnessandeccentricitiesfromsaggingmomentcases调整螺栓后的接缝转角刚度普遍大于螺栓未调整时的接缝转角刚度。从图9可以看出：拟合结果与试验结果较为符合，此调整螺栓后正弯矩转角刚度的线性函数关系式为：K232.4e105.6其中：Kφ为转角刚度，103kN·m/rad；e为偏心距，m。负弯矩工况的试验曲线汇总如图10所示。图10负弯矩工况不同偏心距接缝转角曲线Fig.10Relationshipbetweenopeningangleandhoggingmomentunderdifferenteccentricities从弯矩转角曲线可以看出，弯矩从0加载至300kN∙m阶段，接缝转角随弯矩增大基本呈线性变化，第6期朱瑶宏，等：类矩形地铁盾构隧道纵向接缝受力性能对比研究1283通过计算斜率，各个工况的接缝刚度相近，范围在75~100×103kN·m/rad，调整螺栓前接缝转角刚度多在100~120×103kN·m/rad附近，由于优化前后负弯矩接缝张开变化量均较小，可认为调整螺栓对接缝转角刚度变化不大，转角刚度在75~120×103kN·m/rad之间。4.1.2不同阶段转角刚度的变化正弯矩极限工况下，接缝转角呈3阶段发展，第1阶段拐点对应核心混凝土初裂时对应的荷载，第2阶段拐点对应外缘嵌缝接触，延缓了接缝的转动。负弯矩极限工况下，接缝转角也呈3阶段变化，未优化工况的第1阶段拐点对应轴力达到固定值，优化后对应核心混凝土初裂，第2阶段拐点对应混凝土裂缝延伸至表面，各阶段拐点和极限弯矩荷载在图11中进行标注将各阶段刚度及其拐点汇总如表2所示，正弯矩工况第3阶段由于嵌缝的接触，转角刚度增大，负弯矩工况中转角刚度逐渐减小，优化后阶段拐点相对优化前出现一定的提高，表明性能点的出现有所延缓。(a)正弯矩工况；(b)负弯矩工况图11接缝极限工况弯矩−转角曲线Fig.11Relationshipbetweenopeningangleandbendingmomentunderultimatecases表2不同阶段转角刚度及拐点弯矩汇总Table2Angularstiffnessofdifferentstages正弯矩阶段123优化前刚度/拐点弯(103kN·m∙rad−1)矩/(kN·m)45613372493593优化后刚度/拐点弯(103kN·m∙rad−1)矩/(kN·m)531012492672712优化前刚度/拐点弯(103kN·m∙rad−1)矩/(kN·m)115103410560660负弯矩优化后刚度/拐点弯(103kN·m∙rad−1)矩/(kN·m)751453705907204.2压弯强度分析根据接缝优化前的试验结果，建立一个接缝压4.2.1螺栓位置对接缝强度的影响通过模型计算可以得出接缝优化后的强度，轴弯强度的计算模型[9]，使用此计算模型对优化后的接缝进行压弯强度计算。通过接缝优化设计，可以针对性地位置以及螺栓强度，本节对螺栓位置和螺栓强度对接缝压弯强度的影响进行讨论。力为1486kN时，抵抗正弯矩的强度为651kN·m，与试验结果误差为8.6%，可认为两者较为符合。轴力为1950kN时，抵抗负弯矩的强度为617kN·m，试验过程中，弯矩加载至此强度时，受压区裂缝已1284铁道科学与工程学报2017年6月经贯通，认为此时已达到接缝强度。优化前的接缝计算强度为正弯矩562kN·m，负弯矩535kN·m，螺栓位置调整后，接缝强度出现一定的增强。为了更好地比较螺栓位置对接缝强度的影响，改变螺栓位置，通过计算模型得到接缝强度计算值进行比较。接缝优化前，螺栓位置距离内弧面200mm，考虑螺栓向内外弧面各移动25mm和50mm，计算接缝压弯强度，见表3，为便于比较，施加正弯矩时轴力为1486kN，施加负弯矩时轴力为1950kN。表3不同螺栓位置接缝强度Table3Ultimatemomentofdifferentboltposition螺栓与内弧面距离/mm正弯矩/(kN·m)负弯矩/(kN·m)250487617225528575200562535175610493150651452将计算结果绘制呈如图12所示接缝强度−螺栓位置曲线，可以看出，正弯矩作用下的接缝强度随螺栓距离内弧面的增大而减小，负弯矩作用下的接缝强度随螺栓距离内弧面的减小而增大，整体呈线性变化。图12接缝强度-螺栓位置曲线Fig.12Relationshipbetweenultimatemomentandboltposition由于过多调整螺栓位置，可能引起接缝的破坏链发生变化，使计算模型不准确，因此分析过程中仅考虑螺栓位置向内外弧面各移动50mm，即在100mm范围内移动的接缝强度变化情况。可见，在对应轴力不变的情况下，接缝抵抗正负弯矩的能力提高了150kN·m。通过以上分析发现，改变螺栓所在的接缝的高度位置，可以明显改变受压区高度，从而影响受压区的大小，进而影响接缝的压弯强度。由于类矩形盾构接缝位置较为固定，内力明确，有别于传统圆形盾构，可对接缝进行针对性优化，增大接缝压弯强度，削弱接缝位置这一衬砌结构薄弱环节对衬砌结构整体承载力的不利影响。4.2.2螺栓强度对接缝强度的影响正弯矩工况中由于止水带凹槽的存在，将受压区混凝土分为外缘混凝土和核心混凝土。在弯矩和轴力的作用下，接缝达到极限承载力时，螺栓屈服，应力达到屈服强度，接缝变形快速发展，核心混凝土和外缘混凝土应变压碎，接缝破坏。负弯矩工况下，嵌缝处混凝土未接触，始终为核心混凝土受压，接缝达到极限承载力时，混凝土压裂，螺栓屈服，应力达到屈服强度，受压区压力主要由铸铁预埋件部分承担，由于螺栓屈服后会产生较大的伸长，接缝张开快速发展，受压区铸铁件受压变形，直至螺栓断裂，接缝破坏。通过以上对接缝达到极限状态的分析看出，类矩形接缝的破坏主要从螺栓屈服开始，螺栓屈服后的快速伸长，导致受压区混凝土快速压碎，或使受压区预埋铸铁件发生变形，直至螺栓达到公称抗拉强度而断裂。因此螺栓强度对接缝的压弯强度产生较大影响。以螺栓屈服强度进行计算，考虑不同螺栓强度对接缝压弯强度的影响，分别取螺栓屈服强度为320，4000，480，560和640MPa进行计算，控制正弯矩接缝轴力为1486kN不变，考虑螺栓距离内弧面200mm和150mm，即优化前后的2种螺栓位置，控制负弯矩接缝轴力为1950kN不变，考虑螺栓距离内弧面200mm和250mm，也为优化前后的2种螺栓位置2种位置，计算结果如表4。第6期朱瑶宏，等：类矩形地铁盾构隧道纵向接缝受力性能对比研究1285表4不同螺栓强度下接缝强度Table4Ultimatemomentofdifferentboltstrength螺栓与内弧面螺栓强度/MPa距离/mm320400480560640正弯矩150546600651701749200491531562605639负弯矩200464499535569603250519568617664712同样，将计算结果绘制呈如图13所示接缝强度−螺栓强度曲线，可以看出，接缝强度随螺栓强度增大而增大，且整体呈线性变化。图13接缝强度-螺栓位置曲线Fig.13Relationshipbetweenultimatemomentandboltstrength分析中采用屈服强度为320~640MPa且工程中较多使用该等级的螺栓，可见，在对应轴力不变的情况下，提高螺栓的屈服强度，接缝压弯强度提高了150~200kN·m。改变螺栓的屈服强度，可以延缓螺栓屈服时间，从而延缓因螺栓伸长使接缝变形发展过快的现象。但需要指出，过多调整螺栓强度，可能会引起接缝的破坏链的变化，出现混凝土压碎而螺栓未屈服的脆性破坏，因此，适当增大螺栓强度对接缝压弯强度有一定提高。5结论

1)类矩形盾构有别于传统圆形盾构，接缝所受弯矩类型明确，进行优化后，接缝极限强度有所提高，正弯矩轴力为1486kN时，从593kN·m提高至712kN·m，相比提高20%，负弯矩轴力为1950kN时，从660kN·m提高至720kN·m，相比提高9%。2)接缝正弯矩受力破坏主要经过核心混凝土初裂、外缘混凝土接触、螺栓屈服和混凝土压碎等性能点，负弯矩受力破坏主要经过核心混凝土初裂、裂缝快速发展和螺栓屈服断裂等性能点，优化前后正负弯矩接缝破坏链较为一致。3)优化后接缝刚度仍然呈3阶段变化，正弯矩第1和2阶段刚度提高，负弯矩2和3阶段刚度提高，各阶段对应的拐点弯矩有一定增大，表明接缝进入破坏阶段的时间有所延缓。4)分析了接缝螺栓位置以及螺栓强度对接缝压弯强度的影响，指出调整螺栓位置使接缝受压区高度增大和适当增大螺栓强度使接缝强度有一定提高。参考文献：[1]朱瑶宏,石元奇,黄德中,等.11.83m×7.27m级超大断面类矩形盾构研发[J].现代隧道技术,2016,53(增1):13−19.ZHUYaohong,SHIYuanqi,HUANGDezhong,etal.Researchanddevelopmentofaquasi-rectangularshieldwithextra-largesection[J].ModernTunnelTechnology,2016,53(Suppl1):13−19.[2]周文波.盾构法隧道施工技术及应用[M].北京:中国建筑工业出版社,2004.ZHOUWenbo.Shieldtunneltechnology[M].Beijing:ChinaArchitecture&BuildingPress,2014.[3]叶耀东,朱合华,王如路.软土地铁运营隧道病害现状及成因分析[J].地下空间与工程学报,2007,3(1):157−160.YEYaodong,ZHUHehua,WANGRulu.Analysisonthecurrentstatusofmetrooperatingtunneldamageinsoftgroundanditscauses[J].ChineseJournalofUndergroundSpaceandEngineering,2007,3(1):157−160.[4]毕湘利,柳献,王秀志,等.通缝拼装盾构隧道结构极限承载力的足尺试验研究[J].土木工程学报,2014(10):017.BIXiangli,LIUXian.WANGXiuzhi.Experimental1286铁道科学与工程学报2017年6月investigationontheultimatebearingcapacityofcontinuous-jointedsegmentaltunnellinings[J].ChinaCivilEngineerJournal,2014(10):017.[5]王哲,李京爽.地铁管片环向接头弯曲刚度试验研究[J].工业建筑,2005,35(1):86−88.WANGZhe,LIJingshuang.Experimentalresearchonbendingstiffnessofcircumferentialjointinshieldtunnelingsegment[J].IndustrialConstruction2005,35(1):86−88.[6]滕丽,吕建中.通用管片接头荷载试验研究[J].上海大学学报(自然科学版),2010,16(2):216−220.TENGLi,LÜJianzhong.Loadtestontypicalsegmentjoints[J].JournalofShanghaiUniversity(NaturalScience),2010,16(2):216−220.[7]闫志国,彭益成,丁文其,等.青草沙水源地原水工程输水隧道单层衬砌管片接头荷载试验研究[J].岩土工程学报,2011,33(9):1385−1390.YANZhiguo,PENGYicheng,DINGWenqi,etal.LoadtestsonsegmentjointsofsingleliningstructureofshieldtunnelinQingcaoshawaterconveyanceproject[J].ChineseJournalofGeotechnicalEngineering,2011,33(9):1385−1390.[8]柳献,张晨光,张衍,等.复合腔体加固盾构隧道纵缝接头试验研究[J].铁道科学与工程学报,2015,12(2):376−383.LIUXian,ZHANGChenguang,ZHANGYan,etal.Experimentstudyonthelongitudinaljointofshieldtunnelsreinforcedwithcompositecavity[J].JournalofRailwayScienceandEngineering,2015,12(2):376−383.[9]林平,张维熙,张宸,等.类矩形地铁盾构隧道纵向接缝承载能力试验研究[J].现代隧道技术,2016,53(增1):13−19.LINPing,ZHANGWeixi,ZHANGChen,etal.Experimentalstudyonbearingcapacityoflongitudinaljointsinquasi-rectangularshieldtunnel[J].ModernTunnelTechnology,2016,53(Suppl1):98−107.[10]叶宇航,黄德中,李刚,等.类矩形盾构隧道衬砌结构极限承载力足尺试验研究[J].现代隧道技术,2016,53(增1):118−127.YEYuhang,HUANGDezhong,LIGang,etal.Full-scaleexperimentalstudyontheultimatebearingcapacityofquasi-rectangularshieldtunnellining[J].ModernTunnelTechnology,2016,53(Suppl1):118−127.