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類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)整體安全性試驗與分析

文檔作者：柳獻1 2 葉宇航3 劉震3 楊志豪4 朱瑤宏文檔來源： 1．同濟大學(xué)土木工程國家重點實驗室 2．同濟大學(xué)巖土及地下工程教育部重點實驗室3．同濟大學(xué)地下建筑與工程系 4．上海市隧道工程軌道交通設(shè)計研究院 5．寧波大學(xué)建筑工程與環(huán)境學(xué)院		點擊數(shù)：	更新時間： 2021年05月09日
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第30卷第8期
2017年8月
中國
China J．
公路學(xué)報
Highw．Transp．
V01．30 NO．8
Aug．2017
文章編號：1001—7372(201 7)08—0164—10
類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)整體安全性試驗與分析
柳獻1’2，葉宇航3，劉震3，楊志豪4，朱瑤宏
(1．同濟大學(xué)土木工程國家重點實驗室，上海200092；2．同濟大學(xué)巖土及地下工程教育部重點實驗室，
上海200092；3．同濟大學(xué)地下建筑與工程系，上海200092；4．上海市隧道工程軌道交通設(shè)計
研究院，上海200092；5．寧波大學(xué)建筑工程與環(huán)境學(xué)院，浙江寧波310006)
摘要：為研究類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)在意外堆栽工況下的整體安全性，針對2環(huán)縱向接縫構(gòu)造相同，
管片配筋不同的襯砌結(jié)構(gòu)進行整環(huán)足尺加載試驗。試驗通過30點集中荷載模擬類矩形盾構(gòu)襯砌
結(jié)構(gòu)在意外堆栽工況下的實際受力，利用位移計和電阻應(yīng)變片等傳感器得到類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)
在意外堆載工況下的破壞過程、結(jié)構(gòu)變形、接縫變形及螺栓應(yīng)變等試驗結(jié)果，對其進行分析得到了
類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)在意外堆載工況下的破壞機理；并對比分析了2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)試驗結(jié)果，探究了
不同管片配筋量對結(jié)構(gòu)受力性能的影響。最后，從結(jié)構(gòu)魯棒性角度出發(fā)，分析了意外堆載工況下類
矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)的魯棒性指標(biāo)，對類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)整體安全性進行評價，并通過對比分析2
環(huán)試驗結(jié)構(gòu)的魯棒性指標(biāo)，為提高類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)整體安全性提出管片優(yōu)化設(shè)計的建議。研
究結(jié)果表明：類矩形盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)為管片間的縱向接縫及T塊與中柱連接處；縱
向接縫構(gòu)造形式相同前提下，管片配筋量增加對縱向接縫受力影響不明顯，不能使類矩形盾構(gòu)隧道
結(jié)構(gòu)的魯棒性明顯提升；管片截面抗剪不足導(dǎo)致結(jié)構(gòu)局部破壞而失去承載力不利于結(jié)構(gòu)的魯棒性，
可通過優(yōu)化管片本體截面的抗剪承載力提高類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)的整體安全性。
關(guān)鍵詞：盾構(gòu)隧道；類矩形盾構(gòu)隧道；整體安全性；足尺試驗；破壞機理；魯棒性
中圖分類號：U451 文獻標(biāo)志碼：A
Experiment and Analysis on Overall Safety of
Quasi—rectangular Shield Tunnel Structure
LIU Xianl“，YE Yu—han93，LIU Zhen3，YANG Zhi—ha04，ZHU Yao—hon95
(1．State Key Laboratory of Disaster Reduction of Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China；
2．Key Laboratory of Geotechnical and Underground Engineering of Ministry of Education，Tongji University，
Shanghai 200092，China；3．Department of Geotechnical Engineering，Tongii University，Shanghai 200092，
China；4．Shanghai Tunnel Engineering&amp;amp;Rail Transit Design and Research Institute，
Shanghai 200092；5．Facult of Architectural，Civil Engineering and Environment，
Ningbo University，Ningbo 310006，Zhejiang，China)
Abstract：In order to investigate the overall safety of the quasi—rectangular shield tunnel structure
under accidental surcharge loading conditions，full—scale load tests were conducted on lining
structures with identical longitudinal ioint construction but different reinforcement ratios．The
actual forces acting on quasi—rectangular shield tunnel structures under accidental surcharge
loading conditions were simulated by 30 concentrated loads．Whilst the failure process，the
structural deformation，the joint deformation and the bolt strain of quasi—rectangular shield tunnel
收稿日期：2017-03—22
基金項目：上海市科學(xué)技術(shù)委員會科研計劃項目(14DZl207900)；寧波市重大科技攻關(guān)項目(2015C110017)
作者簡介：柳獻(1977一)，男，湖北武漢人，副教授，博士研究生導(dǎo)師，工學(xué)博士，E—mail：xian．1iu@tongji．edu．cn。
萬方數(shù)據(jù)
第8期柳獻，等：類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)整體安全性試驗與分析165
0
structures under accidental surcharge loading conditions were obtained from the tests by dint of
displacement meters and resistance strain gages．The failure mechanism of quasi—rectangular
shield tunnel structures under accidental surcharge loading conditions was obtained．By analyzing
and comparing the results from the two tests，the effect of different reinforcement ratios on the
mechanical properties of the structure was examined．Eventually，the robustness indexes of the
quasi—rectangular shield tunnel structures were compared and analyzed．Whilst the overall safety
was evaluated．On the basis of the analysis of robustness indexes，suggestions for the optimal
design of segments were given．The results show that the longitudinal joints and the junction of
the T segment and the middle column are the two weak points of the lining structure．With the
same longitudinal joint construction，the increment of the reinforcement ratio only has a little
effect on the performance of the longitudinal joints，and the robustness of the quasi—rectangular
shield tunnel structure is not improved significantly．Structure failure is induced by local failure
due tO insufficient shear strength of the segment．Robustness of the structure is influenced by the
absence of bearing capacity．The overall safety of the structure can be improved by raising the
shear capacity of the segments．
Key words：shield tunnel；quasi—rectangular shield tunnel；overall safety；full—scale test；damage
mechanism；robustness
引口
盾構(gòu)隧道是地鐵區(qū)間隧道的主要結(jié)構(gòu)形式，隧
道結(jié)構(gòu)安全性關(guān)系到地鐵正常運營及周邊建筑物安
全等，因此成為目前盾構(gòu)隧道的研究熱點。已有研
究主要關(guān)注隧道運營期間的安全性或意外事件下襯
砌結(jié)構(gòu)的極限承載力[11]。事實上，盾構(gòu)隧道安全性
研究不應(yīng)局限于襯砌結(jié)構(gòu)的極限承載力，還應(yīng)關(guān)注
結(jié)構(gòu)整體收斂變形、結(jié)構(gòu)整體剛度、延性、消能能力
等對隧道結(jié)構(gòu)整體安全性的影響。近年來，地鐵周
邊鄰近工程活動的擾動是帶來隧道結(jié)構(gòu)安全隱患的
主要因素，其中意外堆載又是其中重要原因之一[4]。
在意外堆載情況下，隧道結(jié)構(gòu)通常發(fā)生橫向大變形、
滲漏水、管片開裂、接頭破損等病害，極端情況下甚至
可能導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失去承載力而引發(fā)災(zāi)難性事故。因此，
研究意外堆載下盾構(gòu)隧道的整體安全性十分必要。
寧波軌道交通3號線陳婆渡車站出入段線是中
國首次采用類矩形盾構(gòu)隧道作為區(qū)間隧道結(jié)構(gòu)，襯
砌結(jié)構(gòu)形式新穎，受力性能尚不清楚，結(jié)構(gòu)在意外堆
載下的整體安全性未知。為保證新型結(jié)構(gòu)的安全應(yīng)
用及推廣，針對類矩形盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)整體安全
性的研究亟需加強。整環(huán)足尺試驗是獲取結(jié)構(gòu)整體
安全性相關(guān)參數(shù)的有效手段，目前，國內(nèi)外針對盾構(gòu)
隧道襯砌結(jié)構(gòu)開展了一系列整環(huán)足尺試驗研究，大
多數(shù)試驗是為了獲得設(shè)計荷載下的內(nèi)力、結(jié)構(gòu)變形
和接縫變形等[5。7]，檢驗設(shè)計可靠性；近年來，以封坤
等[8]、柳獻等凹伽為代表的科研團隊進行了多次破
壞性試驗，主要研究襯砌結(jié)構(gòu)破壞特征和極限承載
力。極限承載力是評價襯砌結(jié)構(gòu)安全性的一個重要
方面，但并不能完全決定襯砌結(jié)構(gòu)整體安全性，結(jié)構(gòu)
延性也是反映襯砌結(jié)構(gòu)整體安全性重要方面。
本文針對類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)，從結(jié)構(gòu)魯棒性
出發(fā)，通過整環(huán)足尺試驗了解類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)
在意外堆載下破壞過程，得到類矩形隧道結(jié)構(gòu)超載
系數(shù)、延性系數(shù)、消能能力等魯棒性指標(biāo)，對襯砌結(jié)
構(gòu)整體安全性進行評價，同時對比分析不同管片配
筋量的類矩形隧道結(jié)構(gòu)試驗結(jié)果，研究不同管片配
筋量對類矩形隧道結(jié)構(gòu)整體安全性的影響，以期為
類矩形盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計提供建議，為
類矩形盾構(gòu)隧道安全應(yīng)用及推廣提供依據(jù)。
1 試驗概況
意外堆載工況模擬隧道結(jié)構(gòu)在正常運營狀態(tài)
下，地面出現(xiàn)堆載的情況，結(jié)構(gòu)頂部荷載增大，同時
側(cè)向土壓力值也相應(yīng)變大，當(dāng)堆載增加到一定程度，
作用在襯砌結(jié)構(gòu)上的側(cè)向土壓力達到被動土壓力，
之后隨著堆載繼續(xù)增加，側(cè)向土壓力大小保持不變，
襯砌結(jié)構(gòu)在堆載不斷增加的情況下發(fā)生破壞。本文
針對類矩形盾構(gòu)隧道共進行2環(huán)意外堆載工況下結(jié)
構(gòu)整環(huán)足尺極限試驗，2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)縱向接縫構(gòu)造
相同，管片配筋量不同。
萬方數(shù)據(jù)
166 中國公路學(xué)報2017血
1．1 試驗試件
試驗研究所采用的類矩形盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)如
圖1所示。其外包尺寸為11 500 mm×6 937 mm，
環(huán)寬為1．2 m。全環(huán)由2塊T塊、3塊C塊、3塊B
塊、l塊I。塊、1塊F塊以及中立柱(LZ)組成，管片
厚450 mm，中柱寬350 mm。塊與塊間接頭形式為
預(yù)埋鋼套箱型接頭，環(huán)向連接采用6．8級M33型螺
栓連接。管片所用混凝土等級為C50。2環(huán)試驗結(jié)
構(gòu)管片配筋不同，接縫構(gòu)造形式相同，管片配筋及管
片平均剛度具體如表1所示。第2環(huán)結(jié)構(gòu)的配筋率
是第1環(huán)結(jié)構(gòu)的1．56倍，其管片平均剛度是第1環(huán)
結(jié)構(gòu)的1．07倍。◆鹱9JFl0 JFI《
圖1 試驗管片示意(單位：mm
ri2．1 Schematic of 7lest Segments(I_：nit：mln
表1 管片配筋及平均剛度
Tab．1 Reinforcementand Average Stiffness of Segments
管片平均剛度／
試驗管片主筋配筋率／％ T塊管片截面配箍
(105 kN·m2)
第1環(huán)1．j1 3．j65 4010@109
第2環(huán)2．36 3．799 2韭16@200
1．2加載方案
2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)加載方案相同，試驗通過30點集
中荷載模擬類矩形盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)在意外堆載工
況下的實際受力，如圖2所示。試驗加載裝置如圖
3所示，試驗水平加載裝置由千斤頂、分配梁和反力
框架組成。其中：千斤頂?shù)挠透装惭b于反力框架上
以提供試驗荷載；分配梁用于將千斤頂?shù)募泻奢d
均勻作用到襯砌結(jié)構(gòu)上；反力框架通過自身平面內(nèi)
受力平衡為千斤頂提供支撐反力。在試件底部放置
直徑為50 mm的鋼珠，起滑動支座作用。每個加載
點由2個千斤頂和1塊分配梁組成，加載系統(tǒng)所能
提供的最大水平荷載為200 t·點_。，單點最大位移
為300 mm。試驗加載采用液壓加載系統(tǒng)，組內(nèi)每
點荷載值相同，加載時完全同步。
試驗加載制度如圖4所示。加載過程分4個階
段，荷載P。，P：，P。的具體加載過程如下：
第1加載階段：如圖4中①階段所示，P。，P：，P3
．D P
1 500
1 200
z
900
《600
300
0
圖2試驗荷載
Fig．2 Test Loads
圖3加載裝置
Fig．3 Loading Devices
0 20 30 40 50 60 70 80
加載步7級
圖4試驗加載制度
Fig．4 Loading Schemes for l est
分10級同步加載至運營工況正常使用極限狀態(tài)荷
載值，此時P1—300 kN，P2—170 kN，P3—212 kN。
第2加載階段：如圖4中②階段所示，P。，P。，
P。均勻分10級同步加載至運營工況承載能力極限
狀態(tài)荷載值，此時P。一480 kN，P。一240．2 kN，
P。一296．6 kN。
第3加載階段：如圖4中③階段所示，P，，P：，
P。繼續(xù)按比例分10級加載，直至P。達到被動土壓
力值，此時P1—87l kN，P2—394 kN，P。一633 kN。
第4加載階段：如圖4中④階段所示，保持P。
不變，繼續(xù)增大P。，P。。P。每級增大10 kN，直到
結(jié)構(gòu)無法繼續(xù)承載。
1．3測試方案
2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)測點布置相同，試驗測量以下物
理量：結(jié)構(gòu)變形、主筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變、接縫螺栓應(yīng)
變、接縫變形，同時觀測各級荷載下管片表面裂縫和
萬方數(shù)據(jù)
第8期柳獻，等：類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)整體安全性試驗與分析167
接縫破損的發(fā)展情況。各物理量測試傳感器布置原
則如下：
(1)結(jié)構(gòu)變形。在襯砌結(jié)構(gòu)長軸方向和左、右2
個短軸方向布設(shè)結(jié)構(gòu)收斂位移測點，每個測點布設(shè)
2個拉線位移計進行量測。
(2)主筋應(yīng)變及混凝土應(yīng)變。選取10個管片內(nèi)
力控制截面及1個中柱內(nèi)力控制截面，布設(shè)主筋及
}昆凝土電阻應(yīng)變片，量測主筋及混凝土應(yīng)變值。
(3)接縫螺栓應(yīng)變。在每根接縫螺栓兩側(cè)切槽，
并對稱布設(shè)電阻應(yīng)變片，量測接縫螺栓應(yīng)變值。
(4)接縫變形。在管片接縫內(nèi)、外兩側(cè)布設(shè)電子
位移計進行量測，其中在接縫張開一側(cè)布設(shè)3個電
子位移計，在接縫壓緊一側(cè)布設(shè)2個電子位移計。
上述測點數(shù)值范圍、精度與數(shù)量匯總于表2。
表2試驗測點匯總
Tab．2 Summary of Measuring Points
測點名稱量程精度數(shù)量
結(jié)構(gòu)收斂變形500 mm 0．01 mm 6
主筋應(yīng)變20 000×10—6 1×10—6 424
混凝土應(yīng)變20 f300×10 6 1×10一6 224
連接螺栓應(yīng)變20 000X10—6 1×10—6 80
接縫變形100 mm 0．01 mm 50
總計784
2破壞過程與結(jié)果分析
2．1破壞過程與破壞機理分析
2．1．1 結(jié)構(gòu)破壞過程
結(jié)構(gòu)破壞過程如圖5所示。2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)破壞
過程均分為典型的彈性和帶裂縫工作2個階段，在
加載初期，結(jié)構(gòu)處于彈性受力階段，各接縫處變形及
螺栓應(yīng)變基本呈線性發(fā)展，結(jié)構(gòu)荷載一變形曲線基本
呈線性。第l環(huán)試驗結(jié)構(gòu)荷載加載到極限荷載的
53．1％時，結(jié)構(gòu)荷載一變形曲線出現(xiàn)拐點，第2環(huán)試
驗結(jié)構(gòu)荷載加載到極限荷載47．5％時，結(jié)構(gòu)荷載一
變形曲線出現(xiàn)拐點，結(jié)構(gòu)整體剛度逐漸降低。
如圖5(a)所示：第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)先后經(jīng)歷了①
正常使用極限狀態(tài)一②承載力極限狀態(tài)一③襯砌結(jié)
構(gòu)表面開始出現(xiàn)裂縫一④試驗結(jié)構(gòu)最大短軸收斂達
到設(shè)計限值一⑤JFl號接縫受壓側(cè)混凝土開裂一⑥
試驗結(jié)構(gòu)表面最大裂縫寬度達到0．2 mrlrl，JF5號接
縫受壓側(cè)混凝土開裂一⑦JF2號接縫、JF3號接縫
和JF8號接縫受壓側(cè)混凝土均開裂一⑧JF3號接縫
和JFl0號接縫螺栓屈服，JFl號接縫受壓側(cè)混凝土
裂縫迅速發(fā)展一⑨JF9號接縫受壓側(cè)混凝土開裂一
圖5 兩環(huán)試驗結(jié)構(gòu)破壞過程曲線
Fig．5 Curves of Failure Process of
Two Tested Linings Structures
⑩JF6號接縫螺栓屈服一⑩JF3號接縫和JFl0號
接縫螺栓屈服，JFl號接縫受壓側(cè)混凝土裂縫迅速
發(fā)展一⑥JF9號接縫螺栓屈服，JF5號接縫受壓側(cè)
混凝土壓碎一⑩JF5號接縫螺栓屈服，JF8號接縫
受壓側(cè)混凝土壓碎一⑩T2塊管片靠JF6號接縫腋
角發(fā)生破壞，箍筋剪斷，隨后JF6號接縫受壓側(cè)混凝
土壓碎，螺栓斷裂，結(jié)構(gòu)失效，達到最大承載力。第
1環(huán)結(jié)構(gòu)極限承載力P。一1 081．90 kN，結(jié)構(gòu)破壞時
荷載一變形曲線未出現(xiàn)平臺段，結(jié)構(gòu)破壞屬于脆性破
壞，第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)破壞順序及最終破壞狀態(tài)如圖
6(a)所示，圖中數(shù)字代表結(jié)構(gòu)破壞順序(以下同)。
第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)在進行頂部意外堆載極限工況
前，JFl號接縫、JF3號接縫及JF8號接縫受壓側(cè)混
凝土已開裂。
如圖5(b)所示，第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)荷載一變形曲
線發(fā)展和第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)十分相似，但結(jié)構(gòu)破壞特
征點相比第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)更加分散。結(jié)構(gòu)先后經(jīng)歷
了①正常使用極限狀態(tài)一②承載力極限狀態(tài)一③試
驗結(jié)構(gòu)表面開始出現(xiàn)裂縫，長軸變形加速增長一④
JF8號接縫受壓側(cè)}昆凝土裂縫發(fā)展一⑤試驗結(jié)構(gòu)最
大短軸收斂達到設(shè)計限值一⑥JF3號接試驗縫受壓
側(cè)混凝土開裂一⑦試驗結(jié)構(gòu)表面最大裂縫寬度達到
o．2 mm一⑧JF6號接縫受壓側(cè)混凝土開裂一⑨JF8
號接縫螺栓屈服，JF5號接縫受壓側(cè)混凝土崩出，裂
縫發(fā)展一⑩JF9號接縫受壓側(cè)混凝土開裂，JF6號
萬方數(shù)據(jù)
168 中國公路學(xué)報2017血
圖6 兩環(huán)試驗結(jié)構(gòu)破壞順序及最終破壞狀態(tài)
Fig．6 Structural Failure Sequences and Final Failure
States of Two Tested Linings
接縫螺栓屈服一⑩JF9號接縫螺栓屈服一⑩JFlO
號接縫螺栓屈服一⑩JF9號接縫螺栓屈服，JF5號
接縫受壓側(cè)混凝土壓碎一⑩JF3號接縫和JF4號接
縫受壓側(cè)混凝土壓碎一⑩JF3號接縫螺栓屈服，JF8
號接縫受壓側(cè)混凝土壓碎，JF5號接縫混凝土壓碎，
T2塊管片靠JF5號接縫腋角箍筋剪斷，結(jié)構(gòu)失效，
達到最大承載力。第2環(huán)結(jié)構(gòu)極限承載力P。一
1 093．56 kN，結(jié)構(gòu)破壞時荷載一變形曲線未出現(xiàn)平
臺段，結(jié)構(gòu)破壞屬于脆性破壞，第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)破壞
順序及最終破壞狀態(tài)如圖6(b)所示。第2環(huán)試驗
結(jié)構(gòu)和第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)特征點荷載雖然不同，但結(jié)
構(gòu)破壞順序和第1環(huán)結(jié)構(gòu)基本一致。
2．1．2破壞機理分析
從2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)破壞過程來看，結(jié)構(gòu)受力分為
彈性受力階段和帶裂縫工作階段，在結(jié)構(gòu)彈性受力
階段，結(jié)構(gòu)變形、接縫變形和螺栓應(yīng)變等基本呈線性
發(fā)展。隨著荷載不斷增加，管片本體和接縫受壓側(cè)
混凝土相繼開裂，結(jié)構(gòu)整體剛度逐漸下降，但接縫混
凝土開裂和螺栓屈服未使結(jié)構(gòu)整體剛度出現(xiàn)明顯拐
點，表明管片本體剛度較接縫剛度大，分擔(dān)了大部分
結(jié)構(gòu)內(nèi)力。從試驗結(jié)構(gòu)的破壞過程和最終破壞狀態(tài)
來看，試驗結(jié)構(gòu)破壞均始于接縫破壞，最終由于管片
本體截面破壞而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失去承載力。
假設(shè)接縫螺栓或管片鋼筋屈服且受壓混凝土開
裂截面成為塑性鉸。第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)最終破壞時左
半邊結(jié)構(gòu)共形成4個塑性鉸，右半邊結(jié)構(gòu)共形成2
個塑性鉸，如圖6(a)所示。第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)破壞是
因為JF8號接縫、JF6號接縫、JF3號接縫、JF9號接
縫、JF5號接縫及T2塊
先后形成塑性鉸，造成結(jié)
構(gòu)內(nèi)力重分配，最后T2
塊管片在彎矩和剪力共
同作用下發(fā)生破壞，左半
邊結(jié)構(gòu)成為機構(gòu)，失去承
載能力。第1環(huán)試驗結(jié)圖7 第1環(huán)結(jié)構(gòu)，12塊管片
構(gòu)T2塊管片破壞截面具端面斜裂縫
有明顯的抗剪破壞現(xiàn)象， ng·7 obl‘qu。c。8。k5 of
截面出現(xiàn)大量斜裂縫(圖T2
segm。n‘of the
7)，且抗剪箍筋斷裂。
。
第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)破壞過程與第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)相
似但不盡相同，相比于第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)，第2環(huán)試驗
結(jié)構(gòu)的配筋率更大，試驗結(jié)構(gòu)本體平均剛度增加到
了1．07倍；在相同試驗荷載作用下，試驗結(jié)構(gòu)的變
形較小，管片本體承擔(dān)更多荷載，各接縫處內(nèi)力相對
較小，接縫轉(zhuǎn)角和螺栓應(yīng)變發(fā)展相對較慢。試驗結(jié)
果對比如圖8所示，可見其基本符合上述規(guī)律。因
此，第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)各接縫開裂及螺栓屈服晚一點，
結(jié)構(gòu)破壞過程中的特征點出現(xiàn)時間也相對較晚。從
2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)的接縫破壞情況和螺栓屈服情況來
看，第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)的接縫受壓側(cè)混凝土壓碎情況
及螺栓屈服情況沒有第1環(huán)結(jié)構(gòu)嚴重，第2環(huán)試驗
結(jié)構(gòu)部分接縫仍具有一定承載力，因此理論上若2
環(huán)結(jié)構(gòu)的破壞模式相同，則第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)的極限
承載力應(yīng)更高，但事實上，2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)極限承載力
試驗結(jié)果幾乎相同。從第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)最終破壞時
塑性鉸數(shù)量[圖6(b)]也可以看出，第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)
破壞時尚未成為機構(gòu)，其發(fā)生破壞是由于T2塊管
片截面達到了抗剪極限承載力，箍筋剪斷，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)
發(fā)生局部破壞而失去承載力。
根據(jù)試驗荷載可計算第l環(huán)和第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)
在極限荷載作用下T2塊所受到剪力大小，根據(jù)《混
凝土設(shè)計基本規(guī)范》(GB 50010一2010)可計算得
萬方數(shù)據(jù)
第8期柳獻，等：類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)整體安全性試驗與分析169
接縫轉(zhuǎn)角／rad
(a)接縫轉(zhuǎn)角對比
螺拴心變10“’
(b)螺_|=5：應(yīng)變對比
圖8 兩環(huán)試驗結(jié)構(gòu)接縫試驗結(jié)果對比
Fig．8 Comparison of Joint Test Results of
Two Tested Linings
T2塊截面抗剪承載力，如表3所示。
表3 極限荷載作用下T2塊管片剪力
Tab．3 Shear Forces of T2 Segment Under Ultimate Loading
混凝土
試驗截面鋼筋強T2塊剪截面抗剪
抗壓強Pl／kN
結(jié)構(gòu)配箍度／MPa 力／kN 承載力／kN
度／MPa
第1環(huán)4中10@109 300 55．2 1 081．90 2 325．44 2 169．25
第2環(huán)2韭16@200 400 53．8 1 093．56 2 336．54 2 095．77
由表3可知，在極限荷載作用下，2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)T2
塊管片的剪力均達到了截面抗剪承載力，試驗最終
破壞時，2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)T2塊管片抗剪箍筋剪斷，如
圖9所示，證明了上述計算結(jié)果的正確性。因此第
2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)的縱向接縫承載力尚未完全發(fā)揮，結(jié)
構(gòu)失去承載力是由于T2塊管片截面發(fā)生了抗剪破
壞，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)局部發(fā)生破壞而失效。
2．2試驗結(jié)果分析討論
2．2．I 襯砌結(jié)構(gòu)變形
2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)的變形隨荷載變化曲線如圖10
所示，圖10中序號及后續(xù)試驗結(jié)果分析圖中序號均
與圖5中破壞過程的序號意義相同。根據(jù)試驗結(jié)果
可知，2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)彈性極限荷載較為接近，在試驗
荷載達到結(jié)構(gòu)正常使用極限狀態(tài)荷載前，結(jié)構(gòu)左、右
兩側(cè)短軸變形差異性均較小，隨著荷載增大，試驗結(jié)
構(gòu)左、右兩側(cè)變形差異越來越大。當(dāng)試驗荷載達到
結(jié)構(gòu)彈性極限荷載，試驗結(jié)構(gòu)表面開始開裂，結(jié)構(gòu)進
圖9 兩環(huán)T2塊管片抗剪箍筋剪斷情況
Fig．9 Shear Bar Fractures of T2 Segment of
Two Tested Linings
襯砌結(jié)構(gòu)變形／mm
(a)第l環(huán)
村砌結(jié)構(gòu)變形／mm
(b)第2環(huán)
圖lO 兩環(huán)試驗結(jié)構(gòu)荷載-變形曲線
Fig．10 Loading-deformation Curves of Two Tested Linings
入帶裂縫工作狀態(tài)，結(jié)構(gòu)變形增長加快。
2環(huán)結(jié)構(gòu)在彈性階段和極限荷載作用下結(jié)構(gòu)變
形如表4所示。對比可見，第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)長短軸
變形較第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)有所減小，減少率為2．2％～
9．3％。說明管片本體配筋量增加使管片本體結(jié)構(gòu)
剛度增加，結(jié)構(gòu)長短軸變形有所減小，但總的來說，
管片本體配筋量增減對結(jié)構(gòu)彈性階段變形影響較
小。從結(jié)構(gòu)在極限荷載作用下的變形對比來看，2
環(huán)試驗結(jié)構(gòu)長軸變形基本一致，第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)長
軸變形比第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)增加1％；第2環(huán)試驗結(jié)
構(gòu)短軸變形明顯小于第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)，第2環(huán)試驗
結(jié)構(gòu)短軸變形比第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)減小約為25％。
這和2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)破壞模式有一定關(guān)系，第2環(huán)試
驗結(jié)構(gòu)由于局部抗剪破壞失效，結(jié)構(gòu)承載力尚未完
全發(fā)揮，變形未進入最后快速發(fā)展階段。
萬方數(shù)據(jù)
170 中國公路學(xué)報2017益
表4試驗荷載作用下結(jié)構(gòu)變形
Tab．4 StructuraI Deformation Under Test Load
彈性階段極限荷載作用極限荷載作用
結(jié)構(gòu)
第1環(huán)結(jié)構(gòu)變形／mm 第2環(huán)結(jié)構(gòu)變形／ram 變化率／％ 第1環(huán)結(jié)構(gòu)變形／mm 第2環(huán)結(jié)構(gòu)變形／mm 變化率／％
長軸5．49 4．98 —9．3 86．25 87．1 3 1．0
中柱右側(cè)短軸7．34 7．18 —2．2 44．08 32．69 —25．8
中柱左側(cè)短軸8．49 7．90 一6．9 103．61 77．07 —25．6
注：變化翠指第2環(huán)相對第1環(huán)的增長翠，負值表不減小率。
2．2．2 接縫變形
定義內(nèi)弧面張開縱向接縫為正彎矩接縫，內(nèi)弧
面壓緊縱向接縫為負彎矩接縫。由試驗測試得到的
接縫內(nèi)外弧面張開閉合量計算得到接縫轉(zhuǎn)角。
2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)正彎矩接縫轉(zhuǎn)角隨荷載變化曲線
如圖11所示。各接縫荷載一轉(zhuǎn)角曲線呈兩階段或三
階段發(fā)展趨勢，基本表現(xiàn)為受力前期線性發(fā)展，隨后
加速發(fā)展，最終隨著接縫逐漸破壞快速發(fā)展。試驗
結(jié)束后，受壓側(cè)混凝土破壞嚴重的JF6號接縫和
JF9號接縫荷載一轉(zhuǎn)角即表現(xiàn)為明顯的三階段發(fā)展
曲線，而在試驗結(jié)構(gòu)后仍然保持完好的JF7號接縫
基本呈線性發(fā)展，JFlO號接縫受力曲線基本呈兩階
段發(fā)展，其余正彎矩接縫受力曲線介于兩階段曲線
和三階段曲線之間，接縫受力性能尚未完全發(fā)揮。
接縫轉(zhuǎn)角／rad
rb)第2環(huán)
圖11 兩環(huán)試驗結(jié)構(gòu)正彎矩接縫荷載一轉(zhuǎn)角關(guān)系
Fig．1 1 Loading-rotation Relationships at Positive-moment
Joints of Two Tested Linings
2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)負彎矩接縫轉(zhuǎn)角隨荷載變化曲線
如圖12所示。各接縫荷載一轉(zhuǎn)角曲線和正彎矩接縫
相似呈兩階段或三階段發(fā)展趨勢，基本表現(xiàn)為受力
前期線性發(fā)展，隨后加速發(fā)展，最終隨著接縫逐漸破
圖12 兩環(huán)試驗結(jié)構(gòu)負彎矩接縫荷載-轉(zhuǎn)角關(guān)系
Fig．12 Loading-rotation Relationships at Negative-moment
Joints of Two Tested Linings
壞快速發(fā)展。相比于正彎矩接縫，負彎矩接縫前期
剛度較高，因此在第1階段接縫轉(zhuǎn)角發(fā)展較慢，且在
進入第3受力階段仍具有一定的剛度和承載力，這
和本次試驗結(jié)構(gòu)縱向接縫采用預(yù)埋鑄鐵手孑L有關(guān)，
負彎矩接縫受壓側(cè)壓應(yīng)力部分由鋼套箱承受。
對比試驗結(jié)構(gòu)的接縫受力曲線可知：2環(huán)試驗
結(jié)構(gòu)接縫轉(zhuǎn)角發(fā)展規(guī)律較為相似，第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)
正彎矩接縫受力鹽線更為集中，彈性受力階段轉(zhuǎn)角
發(fā)展更快，這和第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)管片本體剛度更大
且分擔(dān)了部分接縫內(nèi)力有關(guān)；第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)部分
接縫受力曲線出現(xiàn)平臺段，接縫受力性能充分發(fā)揮，
第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)基本未出現(xiàn)平臺段，這和第2環(huán)試
驗結(jié)構(gòu)破壞是由于局部抗剪破壞導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失效有
關(guān)，部分接縫的承載力尚未充分發(fā)揮。
2．2．3接縫螺栓應(yīng)變
2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)正彎矩接縫螺栓應(yīng)變隨荷載變
化曲線如圖13所示。各接縫荷載一螺栓應(yīng)變曲線呈
萬方數(shù)據(jù)
第8期柳獻，等：類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)整體安全性試驗與分析171
圖13 兩環(huán)試驗結(jié)構(gòu)正彎矩接縫荷載‘螺栓應(yīng)變關(guān)系
Fig．13 Loading-bolt Strain Relationships at
Positive-moment Joints of Two Tested Linings
兩階段發(fā)展趨勢，基本表現(xiàn)為受力前期線性發(fā)展，隨
后快速發(fā)展。不同接縫螺栓兩階段螺栓應(yīng)變發(fā)展速
度不同，其中JF6號接縫和JFlo號接縫螺栓應(yīng)變發(fā)
展趨勢較為一致且應(yīng)變發(fā)展最快；JF4號接縫和
JF9號接縫螺栓應(yīng)變發(fā)展趨勢較為一致，螺栓應(yīng)變
發(fā)展較快；JF2號接縫螺栓應(yīng)變發(fā)展較慢，JF7號接
縫螺栓應(yīng)變基本不發(fā)展。上述規(guī)律和接縫位置有
關(guān)，JF6號接縫JFlO號接縫受力較大，JF7號接縫
位于結(jié)構(gòu)反彎點附近。試驗過程中，第1環(huán)試驗結(jié)
構(gòu)JF6號接縫、JF9號接縫和JFlO號接縫螺栓屈服；
第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)JF6號接縫和JF9號接縫螺栓屈服。
2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)負彎矩接縫螺栓應(yīng)變隨荷載變
化曲線如圖14所示。各接縫荷載一螺栓應(yīng)變曲線呈
兩階段發(fā)展趨勢，基本表現(xiàn)為受力前期線性發(fā)展，隨
后快速發(fā)展。不同接縫螺栓兩階段螺栓應(yīng)變發(fā)展速
度不同，其中：JF8號接縫的螺栓應(yīng)變發(fā)展最快；JF3
號接縫發(fā)展較快；JFl號接縫和JF5號接縫螺栓應(yīng)
變發(fā)展趨勢較為一致，應(yīng)變發(fā)展較慢。上述規(guī)律也
和接縫位置有關(guān)，JF3號接縫JF8號接縫受力較大，
JFl號接縫和JF5號接縫受力相對較小。試驗過程
中，第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)JF3號接縫、JF5號接縫和JF8
號接縫螺栓屈服；第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)JF3號接縫和
JF8號接縫螺栓屈服。
對比結(jié)構(gòu)接縫螺栓受力曲線可知，2環(huán)試驗結(jié)
構(gòu)接縫螺栓應(yīng)變發(fā)展規(guī)律較為相似。第2環(huán)試驗結(jié)
圖14 兩環(huán)試驗結(jié)構(gòu)負彎矩接縫荷載‘螺栓應(yīng)變關(guān)系
Fig．14 Loading-bolt Strain Relationships at
Negative-moment Joints of Two Tested Linings
構(gòu)正彎矩接縫螺栓受力曲線更為集中，第1環(huán)試驗
結(jié)構(gòu)彈性受力階段轉(zhuǎn)角發(fā)展更快，這和第2環(huán)試驗
結(jié)構(gòu)管片本體剛度更大且分擔(dān)了部分接縫內(nèi)力有
關(guān)。相比于第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)，第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)出現(xiàn)
螺栓屈服情況更少，說明第2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)接縫受力
性能未完全發(fā)揮，這和2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)接縫變形對比
結(jié)果相同，說明部分接縫承載力尚未充分發(fā)揮。
3整體安全性評價
3．1 盾構(gòu)隧道魯棒性定義
鑒于傳統(tǒng)的結(jié)構(gòu)安全性評價體系不能充分體現(xiàn)
意外事件下結(jié)構(gòu)整體安全性，本文將從結(jié)構(gòu)魯棒性
角度出發(fā)，對意外堆載工況下類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)
的整體安全性進行評價?，F(xiàn)有工程結(jié)構(gòu)設(shè)計是基于
結(jié)構(gòu)構(gòu)件的結(jié)構(gòu)設(shè)計，通常是針對一般正常荷載作
用下結(jié)構(gòu)構(gòu)件的極限狀態(tài)進行設(shè)計，只能滿足結(jié)構(gòu)
系統(tǒng)安全的基本要求，并不能反映結(jié)構(gòu)中不同構(gòu)件
失效或破壞對整體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的影響。相比于工程結(jié)
構(gòu)設(shè)計中的結(jié)構(gòu)安全性、適用性和耐久性，工程結(jié)構(gòu)
魯棒性是指整體結(jié)構(gòu)抵御意外事件的能力，更加關(guān)
注整體結(jié)構(gòu)安全性。結(jié)構(gòu)魯棒性要求結(jié)構(gòu)在偶然、
突發(fā)作用引起局部損傷情況下，必須保證結(jié)構(gòu)的整
體穩(wěn)定性，不致發(fā)生不相稱破壞，如連續(xù)坍塌。在地
上結(jié)構(gòu)中，結(jié)構(gòu)魯棒性分析關(guān)注的是構(gòu)件失效或破
壞對整體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的影響[1 2”。。在盾構(gòu)隧道中，考
萬方數(shù)據(jù)
172 中國公路學(xué)報20i7盤
為盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)魯棒性評價方法，從襯砌結(jié)構(gòu)極限
承載力、結(jié)構(gòu)變形、延性、能量等宏觀指標(biāo)，來評價襯
砌結(jié)構(gòu)魯棒性。以下為相應(yīng)魯棒性指標(biāo)的定義口1I：
基于承載力的魯棒性指標(biāo)：廣義超載系數(shù)K
K—F／F。(1)
式中：F為結(jié)構(gòu)某一狀態(tài)的廣義荷載；F。為設(shè)計廣
義荷載。
基于結(jié)構(gòu)變形的魯棒性指標(biāo)：變形系數(shù)D
D—d／d。(2)
式中：d為結(jié)構(gòu)某一狀態(tài)襯砌結(jié)構(gòu)變形量；d。為設(shè)
計荷載下結(jié)構(gòu)變形量。
基于延性的魯棒性指標(biāo)：延性系數(shù)／2
∥一P。／∥， (3)
式中：盧。為結(jié)構(gòu)整體極限變形；／2，為結(jié)構(gòu)首次出現(xiàn)
局部屈服時的整體變形。
基于能量的魯棒性指標(biāo)：消能能力J
J—E。／Eo (4)
式中：E。，B分別表示襯砌結(jié)構(gòu)達到極限承載狀態(tài)
和設(shè)計荷載時所消耗的能量。
3．2 類矩形隧道結(jié)構(gòu)整體安全性評價
在隧道頂部意外堆載極限工況下，2環(huán)類矩形
試驗結(jié)構(gòu)荷載一長軸變形曲線及相應(yīng)性能點如圖15
所示。可見2環(huán)結(jié)構(gòu)長軸變形隨荷載發(fā)展相似，第
1環(huán)結(jié)構(gòu)性能點出現(xiàn)相對更早。2環(huán)結(jié)構(gòu)相應(yīng)的魯
棒性指標(biāo)及與圓形結(jié)構(gòu)對比見表5，其中圓形結(jié)構(gòu)
魯棒性指標(biāo)摘自文獻[11]。
圖15 試驗結(jié)構(gòu)廣義衙載。長軸變形曲線
Fig．1 5 Generalized Curves of Loads with Long-axis
Deformation of Two Tested Linings
由表5可知，2環(huán)結(jié)構(gòu)魯棒性指標(biāo)基本接近，第
2環(huán)試驗結(jié)構(gòu)相比第1環(huán)試驗結(jié)構(gòu)略有增加，但延
性系數(shù)有所下降。魯棒性指標(biāo)比較結(jié)果表明，管片
主筋增加并未使結(jié)構(gòu)魯棒性明顯提升，這與盾構(gòu)隧
道襯砌結(jié)構(gòu)破壞主要是由接縫破壞造成的有關(guān)，在
接縫構(gòu)造未進行優(yōu)化的前提下，結(jié)構(gòu)魯棒性得不到
較大程度的提高。另外，由于第2環(huán)結(jié)構(gòu)的破壞是
表5 襯砌結(jié)構(gòu)魯棒性指標(biāo)對比
Tab．5 Comparison of Robustness Indexes of
Two Tested Linings
魯棒性指標(biāo)超載系數(shù)K 變形系數(shù)D 延性系數(shù)“ 消能能力，
第1環(huán)3．54 28．75 3．05 162．1 5
第2環(huán)3．63 34．88 2．67 202．47
圓形結(jié)構(gòu)2．18 32．20 3．93 70．00
因T2塊截面抗剪承載力不足而局部破壞，襯砌結(jié)
構(gòu)接縫未能充分發(fā)揮作用而使得結(jié)構(gòu)魯棒性有所降
低。因此，為保證類矩形隧道結(jié)構(gòu)整體安全性，應(yīng)充
分重視結(jié)構(gòu)截面抗剪承載力，避免結(jié)構(gòu)截面發(fā)生抗
剪破壞而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)局部破壞現(xiàn)象出現(xiàn)。相比于傳統(tǒng)
圓形盾構(gòu)隧道，類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)在承載能力和
消能能力方面優(yōu)于圓形結(jié)構(gòu)，尤其是消能能力指標(biāo)，
較圓形結(jié)構(gòu)提高2～3倍，耗能性能明顯提升。但類
矩形結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)指標(biāo)較圓形結(jié)構(gòu)偏低，這與類
矩形結(jié)構(gòu)管片本體截面出現(xiàn)抗剪破壞現(xiàn)象且最終破
壞模式為脆性破壞有關(guān)，可通過優(yōu)化管片本體截面
的抗剪承載力避免出現(xiàn)脆性破壞現(xiàn)象，從而提高類
矩形結(jié)構(gòu)的整體安全性。
4 結(jié)語
(1)試驗結(jié)構(gòu)的破壞始于管片間接縫破壞，最終
破壞發(fā)生在T塊管片與中柱連接處，結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)
節(jié)為管片間的縱向接縫及T塊與中柱連接處。
(2)類矩形結(jié)構(gòu)的承載力和消能能力優(yōu)于圓形
結(jié)構(gòu)，延性較圓形結(jié)構(gòu)偏低，具有脆性破壞特征，可
通過優(yōu)化管片本體截面抗剪承載力提高類矩形盾構(gòu)
隧道結(jié)構(gòu)整體安全性。
(3)在接縫構(gòu)造形式相同前提下，管片配筋率增
加可使縱向接縫內(nèi)力減小，縱向縫轉(zhuǎn)角及螺栓應(yīng)變
發(fā)展有所減緩但不明顯，因此不能使結(jié)構(gòu)魯棒性明
顯提升。
(4)管片截面抗剪不足導(dǎo)致結(jié)構(gòu)局部破壞而失
去承載力不利于結(jié)構(gòu)的魯棒性，因此應(yīng)充分重視類
矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)抗剪問題，避免抗剪破壞先于結(jié)
構(gòu)整體破壞的現(xiàn)象出現(xiàn)。
(5)本次試驗表明管片間接縫破壞是結(jié)構(gòu)破壞
的主要原因，且截面抗剪不足會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生局部
破壞，具有脆性破壞特征，因此在此基礎(chǔ)上可優(yōu)化管
片抗剪配箍及接縫構(gòu)造，進行進一步試驗研究以得
到整體安全性更好地類矩形盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)。另
外，本次試驗為單環(huán)結(jié)構(gòu)試驗，未考慮結(jié)構(gòu)的錯縫效
應(yīng)，后續(xù)在此方面也有待改進。
萬方數(shù)據(jù)
第8期柳獻，等：類矩形盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)整體安全性試驗與分析173
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