導航：安全管理網>> 安全論文>> 建筑安全論文>>正文

類矩形盾構隧道結構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．同濟大學土木工程國家重點實驗室 2．同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室3．同濟大學地下建筑與工程系 4．上海市隧道工程軌道交通設計研究院 5．寧波大學建筑工程與環境學院			點擊數：
下載地址：點擊這里	文件大小： 3.78 MB 共10頁	文檔格式： PDF	下載點數： 1 點（VIP免費）

全屏查看

內容預覽 [文件共10頁]

本文件共10頁，如需編輯使用，請下載。

注：預覽效果可能會出現部分文字亂碼（如口口口）、內容顯示不全等問題，下載是正常的。

	文件大小：3.78 MB 共10頁文件格式：PDF 下載點數：1 點（VIP會員免費）

下一篇：安全網支撐體系結構工作性能試驗研究

上一篇：全球沖擊試驗綜述對沖擊試驗的述評和對建…

文本預覽

僅提取頁面文字內容，供快速閱讀使用。

第30卷第8期
2017年8月
中國
China J．
公路學報
Highw．Transp．
V01．30 NO．8
Aug．2017
文章編號：1001—7372(201 7)08—0164—10
類矩形盾構隧道結構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．同濟大學土木工程國家重點實驗室，上海200092；2．同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室，
上海200092；3．同濟大學地下建筑與工程系，上海200092；4．上海市隧道工程軌道交通設計
研究院，上海200092；5．寧波大學建筑工程與環境學院，浙江寧波310006)
摘要：為研究類矩形盾構隧道結構在意外堆栽工況下的整體安全性，針對2環縱向接縫構造相同，
管片配筋不同的襯砌結構進行整環足尺加載試驗。試驗通過30點集中荷載模擬類矩形盾構襯砌
結構在意外堆栽工況下的實際受力，利用位移計和電阻應變片等傳感器得到類矩形盾構隧道結構
在意外堆載工況下的破壞過程、結構變形、接縫變形及螺栓應變等試驗結果，對其進行分析得到了
類矩形盾構隧道結構在意外堆載工況下的破壞機理；并對比分析了2環試驗結構試驗結果，探究了
不同管片配筋量對結構受力性能的影響。最后，從結構魯棒性角度出發，分析了意外堆載工況下類
矩形盾構隧道結構的魯棒性指標，對類矩形盾構隧道結構整體安全性進行評價，并通過對比分析2
環試驗結構的魯棒性指標，為提高類矩形盾構隧道結構整體安全性提出管片優化設計的建議。研
究結果表明：類矩形盾構隧道襯砌結構的薄弱環節為管片間的縱向接縫及T塊與中柱連接處；縱
向接縫構造形式相同前提下，管片配筋量增加對縱向接縫受力影響不明顯，不能使類矩形盾構隧道
結構的魯棒性明顯提升；管片截面抗剪不足導致結構局部破壞而失去承載力不利于結構的魯棒性，
可通過優化管片本體截面的抗剪承載力提高類矩形盾構隧道結構的整體安全性。
關鍵詞：盾構隧道；類矩形盾構隧道；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：上海市科學技術委員會科研計劃項目(14DZl207900)；寧波市重大科技攻關項目(2015C110017)
作者簡介：柳獻(1977一)，男，湖北武漢人，副教授，博士研究生導師，工學博士，E—mail：xian．1iu@tongji．edu．cn。
萬方數據
第8期柳獻，等：類矩形盾構隧道結構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
盾構隧道是地鐵區間隧道的主要結構形式，隧
道結構安全性關系到地鐵正常運營及周邊建筑物安
全等，因此成為目前盾構隧道的研究熱點。已有研
究主要關注隧道運營期間的安全性或意外事件下襯
砌結構的極限承載力[11]。事實上，盾構隧道安全性
研究不應局限于襯砌結構的極限承載力，還應關注
結構整體收斂變形、結構整體剛度、延性、消能能力
等對隧道結構整體安全性的影響。近年來，地鐵周
邊鄰近工程活動的擾動是帶來隧道結構安全隱患的
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，隧道結構通常發生橫向大變形、
滲漏水、管片開裂、接頭破損等病害，極端情況下甚至
可能導致結構失去承載力而引發災難性事故。因此，
研究意外堆載下盾構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隧道作為區間隧道結構，襯
砌結構形式新穎，受力性能尚不清楚，結構在意外堆
載下的整體安全性未知。為保證新型結構的安全應
用及推廣，針對類矩形盾構隧道襯砌結構整體安全
性的研究亟需加強。整環足尺試驗是獲取結構整體
安全性相關參數的有效手段，目前，國內外針對盾構
隧道襯砌結構開展了一系列整環足尺試驗研究，大
多數試驗是為了獲得設計荷載下的內力、結構變形
和接縫變形等[5。7]，檢驗設計可靠性；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，主要研究襯砌結構破壞特征和極限承載
力。極限承載力是評價襯砌結構安全性的一個重要
方面，但并不能完全決定襯砌結構整體安全性，結構
延性也是反映襯砌結構整體安全性重要方面。
本文針對類矩形盾構隧道結構，從結構魯棒性
出發，通過整環足尺試驗了解類矩形盾構隧道結構
在意外堆載下破壞過程，得到類矩形隧道結構超載
系數、延性系數、消能能力等魯棒性指標，對襯砌結
構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構試驗結果，研究不同管片配
筋量對類矩形隧道結構整體安全性的影響，以期為
類矩形盾構隧道襯砌結構的優化設計提供建議，為
類矩形盾構隧道安全應用及推廣提供依據。
1 試驗概況
意外堆載工況模擬隧道結構在正常運營狀態
下，地面出現堆載的情況，結構頂部荷載增大，同時
側向土壓力值也相應變大，當堆載增加到一定程度，
作用在襯砌結構上的側向土壓力達到被動土壓力，
之后隨著堆載繼續增加，側向土壓力大小保持不變，
襯砌結構在堆載不斷增加的情況下發生破壞。本文
針對類矩形盾構隧道共進行2環意外堆載工況下結
構整環足尺極限試驗，2環試驗結構縱向接縫構造
相同，管片配筋量不同。
萬方數據
166 中國公路學報2017血
1．1 試驗試件
試驗研究所采用的類矩形盾構隧道襯砌結構如
圖1所示。其外包尺寸為11 500 mm×6 937 mm，
環寬為1．2 m。全環由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
預埋鋼套箱型接頭，環向連接采用6．8級M33型螺
栓連接。管片所用混凝土等級為C50。2環試驗結
構管片配筋不同，接縫構造形式相同，管片配筋及管
片平均剛度具體如表1所示。第2環結構的配筋率
是第1環結構的1．56倍，其管片平均剛度是第1環
結構的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1．j1 3．j65 4010@109
第2環2．36 3．799 2韭16@200
1．2加載方案
2環試驗結構加載方案相同，試驗通過30點集
中荷載模擬類矩形盾構隧道襯砌結構在意外堆載工
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：千斤頂的油缸安裝于反力框架上
以提供試驗荷載；分配梁用于將千斤頂的集中荷載
均勻作用到襯砌結構上；反力框架通過自身平面內
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，組內每
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，繼續增大P。，P。。P。每級增大10 kN，直到
結構無法繼續承載。
1．3測試方案
2環試驗結構測點布置相同，試驗測量以下物
理量：結構變形、主筋應變、混凝土應變、接縫螺栓應
變、接縫變形，同時觀測各級荷載下管片表面裂縫和
萬方數據
第8期柳獻，等：類矩形盾構隧道結構整體安全性試驗與分析167
接縫破損的發展情況。各物理量測試傳感器布置原
則如下：
(1)結構變形。在襯砌結構長軸方向和左、右2
個短軸方向布設結構收斂位移測點，每個測點布設
2個拉線位移計進行量測。
(2)主筋應變及混凝土應變。選取10個管片內
力控制截面及1個中柱內力控制截面，布設主筋及
}昆凝土電阻應變片，量測主筋及混凝土應變值。
(3)接縫螺栓應變。在每根接縫螺栓兩側切槽，
并對稱布設電阻應變片，量測接縫螺栓應變值。
(4)接縫變形。在管片接縫內、外兩側布設電子
位移計進行量測，其中在接縫張開一側布設3個電
子位移計，在接縫壓緊一側布設2個電子位移計。
上述測點數值范圍、精度與數量匯總于表2。
表2試驗測點匯總
Tab．2 Summary of Measuring Points
測點名稱量程精度數量
結構收斂變形500 mm 0．01 mm 6
主筋應變20 000×10—6 1×10—6 424
混凝土應變20 f300×10 6 1×10一6 224
連接螺栓應變20 000X10—6 1×10—6 80
接縫變形100 mm 0．01 mm 50
總計784
2破壞過程與結果分析
2．1破壞過程與破壞機理分析
2．1．1 結構破壞過程
結構破壞過程如圖5所示。2環試驗結構破壞
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，結構處于彈性受力階段，各接縫處變形及
螺栓應變基本呈線性發展，結構荷載一變形曲線基本
呈線性。第l環試驗結構荷載加載到極限荷載的
53．1％時，結構荷載一變形曲線出現拐點，第2環試
驗結構荷載加載到極限荷載47．5％時，結構荷載一
變形曲線出現拐點，結構整體剛度逐漸降低。
如圖5(a)所示：第1環試驗結構先后經歷了①
正常使用極限狀態一②承載力極限狀態一③襯砌結
構表面開始出現裂縫一④試驗結構最大短軸收斂達
到設計限值一⑤JFl號接縫受壓側混凝土開裂一⑥
試驗結構表面最大裂縫寬度達到0．2 mrlrl，JF5號接
縫受壓側混凝土開裂一⑦JF2號接縫、JF3號接縫
和JF8號接縫受壓側混凝土均開裂一⑧JF3號接縫
和JFl0號接縫螺栓屈服，JFl號接縫受壓側混凝土
裂縫迅速發展一⑨JF9號接縫受壓側混凝土開裂一
圖5 兩環試驗結構破壞過程曲線
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號接縫受壓側混凝土裂縫迅速
發展一⑥JF9號接縫螺栓屈服，JF5號接縫受壓側
混凝土壓碎一⑩JF5號接縫螺栓屈服，JF8號接縫
受壓側混凝土壓碎一⑩T2塊管片靠JF6號接縫腋
角發生破壞，箍筋剪斷，隨后JF6號接縫受壓側混凝
土壓碎，螺栓斷裂，結構失效，達到最大承載力。第
1環結構極限承載力P。一1 081．90 kN，結構破壞時
荷載一變形曲線未出現平臺段，結構破壞屬于脆性破
壞，第1環試驗結構破壞順序及最終破壞狀態如圖
6(a)所示，圖中數字代表結構破壞順序(以下同)。
第2環試驗結構在進行頂部意外堆載極限工況
前，JFl號接縫、JF3號接縫及JF8號接縫受壓側混
凝土已開裂。
如圖5(b)所示，第2環試驗結構荷載一變形曲
線發展和第1環試驗結構十分相似，但結構破壞特
征點相比第1環試驗結構更加分散。結構先后經歷
了①正常使用極限狀態一②承載力極限狀態一③試
驗結構表面開始出現裂縫，長軸變形加速增長一④
JF8號接縫受壓側}昆凝土裂縫發展一⑤試驗結構最
大短軸收斂達到設計限值一⑥JF3號接試驗縫受壓
側混凝土開裂一⑦試驗結構表面最大裂縫寬度達到
o．2 mm一⑧JF6號接縫受壓側混凝土開裂一⑨JF8
號接縫螺栓屈服，JF5號接縫受壓側混凝土崩出，裂
縫發展一⑩JF9號接縫受壓側混凝土開裂，JF6號
萬方數據
168 中國公路學報2017血
圖6 兩環試驗結構破壞順序及最終破壞狀態
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
接縫受壓側混凝土壓碎一⑩JF3號接縫和JF4號接
縫受壓側混凝土壓碎一⑩JF3號接縫螺栓屈服，JF8
號接縫受壓側混凝土壓碎，JF5號接縫混凝土壓碎，
T2塊管片靠JF5號接縫腋角箍筋剪斷，結構失效，
達到最大承載力。第2環結構極限承載力P。一
1 093．56 kN，結構破壞時荷載一變形曲線未出現平
臺段，結構破壞屬于脆性破壞，第2環試驗結構破壞
順序及最終破壞狀態如圖6(b)所示。第2環試驗
結構和第1環試驗結構特征點荷載雖然不同，但結
構破壞順序和第1環結構基本一致。
2．1．2破壞機理分析
從2環試驗結構破壞過程來看，結構受力分為
彈性受力階段和帶裂縫工作階段，在結構彈性受力
階段，結構變形、接縫變形和螺栓應變等基本呈線性
發展。隨著荷載不斷增加，管片本體和接縫受壓側
混凝土相繼開裂，結構整體剛度逐漸下降，但接縫混
凝土開裂和螺栓屈服未使結構整體剛度出現明顯拐
點，表明管片本體剛度較接縫剛度大，分擔了大部分
結構內力。從試驗結構的破壞過程和最終破壞狀態
來看，試驗結構破壞均始于接縫破壞，最終由于管片
本體截面破壞而導致結構失去承載力。
假設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環試驗結構最終破壞時左
半邊結構共形成4個塑性鉸，右半邊結構共形成2
個塑性鉸，如圖6(a)所示。第1環試驗結構破壞是
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
構內力重分配，最后T2
塊管片在彎矩和剪力共
同作用下發生破壞，左半
邊結構成為機構，失去承
載能力。第1環試驗結圖7 第1環結構，12塊管片
構T2塊管片破壞截面具端面斜裂縫
有明顯的抗剪破壞現象， ng·7 obl‘qu。c。8。k5 of
截面出現大量斜裂縫(圖T2
segm。n‘of the
7)，且抗剪箍筋斷裂。
。
第2環試驗結構破壞過程與第1環試驗結構相
似但不盡相同，相比于第1環試驗結構，第2環試驗
結構的配筋率更大，試驗結構本體平均剛度增加到
了1．07倍；在相同試驗荷載作用下，試驗結構的變
形較小，管片本體承擔更多荷載，各接縫處內力相對
較小，接縫轉角和螺栓應變發展相對較慢。試驗結
果對比如圖8所示，可見其基本符合上述規律。因
此，第2環試驗結構各接縫開裂及螺栓屈服晚一點，
結構破壞過程中的特征點出現時間也相對較晚。從
2環試驗結構的接縫破壞情況和螺栓屈服情況來
看，第2環試驗結構的接縫受壓側混凝土壓碎情況
及螺栓屈服情況沒有第1環結構嚴重，第2環試驗
結構部分接縫仍具有一定承載力，因此理論上若2
環結構的破壞模式相同，則第2環試驗結構的極限
承載力應更高，但事實上，2環試驗結構極限承載力
試驗結果幾乎相同。從第2環試驗結構最終破壞時
塑性鉸數量[圖6(b)]也可以看出，第2環試驗結構
破壞時尚未成為機構，其發生破壞是由于T2塊管
片截面達到了抗剪極限承載力，箍筋剪斷，導致結構
發生局部破壞而失去承載力。
根據試驗荷載可計算第l環和第2環試驗結構
在極限荷載作用下T2塊所受到剪力大小，根據《混
凝土設計基本規范》(GB 50010一2010)可計算得
萬方數據
第8期柳獻，等：類矩形盾構隧道結構整體安全性試驗與分析169
接縫轉角／rad
(a)接縫轉角對比
螺拴心變10“’
(b)螺_|=5：應變對比
圖8 兩環試驗結構接縫試驗結果對比
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
結構配箍度／MPa 力／kN 承載力／kN
度／MPa
第1環4中10@109 300 55．2 1 081．90 2 325．44 2 169．25
第2環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環試驗結構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環試驗結構T2塊管片抗剪箍筋剪斷，如
圖9所示，證明了上述計算結果的正確性。因此第
2環試驗結構的縱向接縫承載力尚未完全發揮，結
構失去承載力是由于T2塊管片截面發生了抗剪破
壞，導致結構局部發生破壞而失效。
2．2試驗結果分析討論
2．2．I 襯砌結構變形
2環試驗結構的變形隨荷載變化曲線如圖10
所示，圖10中序號及后續試驗結果分析圖中序號均
與圖5中破壞過程的序號意義相同。根據試驗結果
可知，2環試驗結構彈性極限荷載較為接近，在試驗
荷載達到結構正常使用極限狀態荷載前，結構左、右
兩側短軸變形差異性均較小，隨著荷載增大，試驗結
構左、右兩側變形差異越來越大。當試驗荷載達到
結構彈性極限荷載，試驗結構表面開始開裂，結構進
圖9 兩環T2塊管片抗剪箍筋剪斷情況
Fig．9 Shear Bar Fractures of T2 Segment of
Two Tested Linings
襯砌結構變形／mm
(a)第l環
村砌結構變形／mm
(b)第2環
圖lO 兩環試驗結構荷載-變形曲線
Fig．10 Loading-deformation Curves of Two Tested Linings
入帶裂縫工作狀態，結構變形增長加快。
2環結構在彈性階段和極限荷載作用下結構變
形如表4所示。對比可見，第2環試驗結構長短軸
變形較第1環試驗結構有所減小，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構
剛度增加，結構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構彈性階段變形影響較
小。從結構在極限荷載作用下的變形對比來看，2
環試驗結構長軸變形基本一致，第2環試驗結構長
軸變形比第1環試驗結構增加1％；第2環試驗結
構短軸變形明顯小于第1環試驗結構，第2環試驗
結構短軸變形比第1環試驗結構減小約為25％。
這和2環試驗結構破壞模式有一定關系，第2環試
驗結構由于局部抗剪破壞失效，結構承載力尚未完
全發揮，變形未進入最后快速發展階段。
萬方數據
170 中國公路學報2017益
表4試驗荷載作用下結構變形
Tab．4 StructuraI Deformation Under Test Load
彈性階段極限荷載作用極限荷載作用
結構
第1環結構變形／mm 第2環結構變形／ram 變化率／％ 第1環結構變形／mm 第2環結構變形／mm 變化率／％
長軸5．49 4．98 —9．3 86．25 87．1 3 1．0
中柱右側短軸7．34 7．18 —2．2 44．08 32．69 —25．8
中柱左側短軸8．49 7．90 一6．9 103．61 77．07 —25．6
注：變化翠指第2環相對第1環的增長翠，負值表不減小率。
2．2．2 接縫變形
定義內弧面張開縱向接縫為正彎矩接縫，內弧
面壓緊縱向接縫為負彎矩接縫。由試驗測試得到的
接縫內外弧面張開閉合量計算得到接縫轉角。
2環試驗結構正彎矩接縫轉角隨荷載變化曲線
如圖11所示。各接縫荷載一轉角曲線呈兩階段或三
階段發展趨勢，基本表現為受力前期線性發展，隨后
加速發展，最終隨著接縫逐漸破壞快速發展。試驗
結束后，受壓側混凝土破壞嚴重的JF6號接縫和
JF9號接縫荷載一轉角即表現為明顯的三階段發展
曲線，而在試驗結構后仍然保持完好的JF7號接縫
基本呈線性發展，JFlO號接縫受力曲線基本呈兩階
段發展，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揮。
接縫轉角／rad
rb)第2環
圖11 兩環試驗結構正彎矩接縫荷載一轉角關系
Fig．1 1 Loading-rotation Relationships at Positive-moment
Joints of Two Tested Linings
2環試驗結構負彎矩接縫轉角隨荷載變化曲線
如圖12所示。各接縫荷載一轉角曲線和正彎矩接縫
相似呈兩階段或三階段發展趨勢，基本表現為受力
前期線性發展，隨后加速發展，最終隨著接縫逐漸破
圖12 兩環試驗結構負彎矩接縫荷載-轉角關系
Fig．12 Loading-rotation Relationships at Negative-moment
Joints of Two Tested Linings
壞快速發展。相比于正彎矩接縫，負彎矩接縫前期
剛度較高，因此在第1階段接縫轉角發展較慢，且在
進入第3受力階段仍具有一定的剛度和承載力，這
和本次試驗結構縱向接縫采用預埋鑄鐵手孑L有關，
負彎矩接縫受壓側壓應力部分由鋼套箱承受。
對比試驗結構的接縫受力曲線可知：2環試驗
結構接縫轉角發展規律較為相似，第1環試驗結構
正彎矩接縫受力鹽線更為集中，彈性受力階段轉角
發展更快，這和第2環試驗結構管片本體剛度更大
且分擔了部分接縫內力有關；第1環試驗結構部分
接縫受力曲線出現平臺段，接縫受力性能充分發揮，
第2環試驗結構基本未出現平臺段，這和第2環試
驗結構破壞是由于局部抗剪破壞導致結構失效有
關，部分接縫的承載力尚未充分發揮。
2．2．3接縫螺栓應變
2環試驗結構正彎矩接縫螺栓應變隨荷載變
化曲線如圖13所示。各接縫荷載一螺栓應變曲線呈
萬方數據
第8期柳獻，等：類矩形盾構隧道結構整體安全性試驗與分析171
圖13 兩環試驗結構正彎矩接縫荷載‘螺栓應變關系
Fig．13 Loading-bolt Strain Relationships at
Positive-moment Joints of Two Tested Linings
兩階段發展趨勢，基本表現為受力前期線性發展，隨
后快速發展。不同接縫螺栓兩階段螺栓應變發展速
度不同，其中JF6號接縫和JFlo號接縫螺栓應變發
展趨勢較為一致且應變發展最快；JF4號接縫和
JF9號接縫螺栓應變發展趨勢較為一致，螺栓應變
發展較快；JF2號接縫螺栓應變發展較慢，JF7號接
縫螺栓應變基本不發展。上述規律和接縫位置有
關，JF6號接縫JFlO號接縫受力較大，JF7號接縫
位于結構反彎點附近。試驗過程中，第1環試驗結
構JF6號接縫、JF9號接縫和JFlO號接縫螺栓屈服；
第2環試驗結構JF6號接縫和JF9號接縫螺栓屈服。
2環試驗結構負彎矩接縫螺栓應變隨荷載變
化曲線如圖14所示。各接縫荷載一螺栓應變曲線呈
兩階段發展趨勢，基本表現為受力前期線性發展，隨
后快速發展。不同接縫螺栓兩階段螺栓應變發展速
度不同，其中：JF8號接縫的螺栓應變發展最快；JF3
號接縫發展較快；JFl號接縫和JF5號接縫螺栓應
變發展趨勢較為一致，應變發展較慢。上述規律也
和接縫位置有關，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環試驗結構JF3號接縫、JF5號接縫和JF8
號接縫螺栓屈服；第2環試驗結構JF3號接縫和
JF8號接縫螺栓屈服。
對比結構接縫螺栓受力曲線可知，2環試驗結
構接縫螺栓應變發展規律較為相似。第2環試驗結
圖14 兩環試驗結構負彎矩接縫荷載‘螺栓應變關系
Fig．14 Loading-bolt Strain Relationships at
Negative-moment Joints of Two Tested Linings
構正彎矩接縫螺栓受力曲線更為集中，第1環試驗
結構彈性受力階段轉角發展更快，這和第2環試驗
結構管片本體剛度更大且分擔了部分接縫內力有
關。相比于第1環試驗結構，第2環試驗結構出現
螺栓屈服情況更少，說明第2環試驗結構接縫受力
性能未完全發揮，這和2環試驗結構接縫變形對比
結果相同，說明部分接縫承載力尚未充分發揮。
3整體安全性評價
3．1 盾構隧道魯棒性定義
鑒于傳統的結構安全性評價體系不能充分體現
意外事件下結構整體安全性，本文將從結構魯棒性
角度出發，對意外堆載工況下類矩形盾構隧道結構
的整體安全性進行評價。現有工程結構設計是基于
結構構件的結構設計，通常是針對一般正常荷載作
用下結構構件的極限狀態進行設計，只能滿足結構
系統安全的基本要求，并不能反映結構中不同構件
失效或破壞對整體結構系統的影響。相比于工程結
構設計中的結構安全性、適用性和耐久性，工程結構
魯棒性是指整體結構抵御意外事件的能力，更加關
注整體結構安全性。結構魯棒性要求結構在偶然、
突發作用引起局部損傷情況下，必須保證結構的整
體穩定性，不致發生不相稱破壞，如連續坍塌。在地
上結構中，結構魯棒性分析關注的是構件失效或破
壞對整體結構系統的影響[1 2”。。在盾構隧道中，考
萬方數據
172 中國公路學報20i7盤
為盾構隧道結構魯棒性評價方法，從襯砌結構極限
承載力、結構變形、延性、能量等宏觀指標，來評價襯
砌結構魯棒性。以下為相應魯棒性指標的定義口1I：
基于承載力的魯棒性指標：廣義超載系數K
K—F／F。(1)
式中：F為結構某一狀態的廣義荷載；F。為設計廣
義荷載。
基于結構變形的魯棒性指標：變形系數D
D—d／d。(2)
式中：d為結構某一狀態襯砌結構變形量；d。為設
計荷載下結構變形量。
基于延性的魯棒性指標：延性系數／2
∥一P。／∥， (3)
式中：盧。為結構整體極限變形；／2，為結構首次出現
局部屈服時的整體變形。
基于能量的魯棒性指標：消能能力J
J—E。／Eo (4)
式中：E。，B分別表示襯砌結構達到極限承載狀態
和設計荷載時所消耗的能量。
3．2 類矩形隧道結構整體安全性評價
在隧道頂部意外堆載極限工況下，2環類矩形
試驗結構荷載一長軸變形曲線及相應性能點如圖15
所示。可見2環結構長軸變形隨荷載發展相似，第
1環結構性能點出現相對更早。2環結構相應的魯
棒性指標及與圓形結構對比見表5，其中圓形結構
魯棒性指標摘自文獻[11]。
圖15 試驗結構廣義衙載。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環結構魯棒性指標基本接近，第
2環試驗結構相比第1環試驗結構略有增加，但延
性系數有所下降。魯棒性指標比較結果表明，管片
主筋增加并未使結構魯棒性明顯提升，這與盾構隧
道襯砌結構破壞主要是由接縫破壞造成的有關，在
接縫構造未進行優化的前提下，結構魯棒性得不到
較大程度的提高。另外，由于第2環結構的破壞是
表5 襯砌結構魯棒性指標對比
Tab．5 Comparison of Robustness Indexes of
Two Tested Linings
魯棒性指標超載系數K 變形系數D 延性系數“ 消能能力，
第1環3．54 28．75 3．05 162．1 5
第2環3．63 34．88 2．67 202．47
圓形結構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
構接縫未能充分發揮作用而使得結構魯棒性有所降
低。因此，為保證類矩形隧道結構整體安全性，應充
分重視結構截面抗剪承載力，避免結構截面發生抗
剪破壞而導致結構局部破壞現象出現。相比于傳統
圓形盾構隧道，類矩形盾構隧道結構在承載能力和
消能能力方面優于圓形結構，尤其是消能能力指標，
較圓形結構提高2～3倍，耗能性能明顯提升。但類
矩形結構的延性系數指標較圓形結構偏低，這與類
矩形結構管片本體截面出現抗剪破壞現象且最終破
壞模式為脆性破壞有關，可通過優化管片本體截面
的抗剪承載力避免出現脆性破壞現象，從而提高類
矩形結構的整體安全性。
4 結語
(1)試驗結構的破壞始于管片間接縫破壞，最終
破壞發生在T塊管片與中柱連接處，結構的薄弱環
節為管片間的縱向接縫及T塊與中柱連接處。
(2)類矩形結構的承載力和消能能力優于圓形
結構，延性較圓形結構偏低，具有脆性破壞特征，可
通過優化管片本體截面抗剪承載力提高類矩形盾構
隧道結構整體安全性。
(3)在接縫構造形式相同前提下，管片配筋率增
加可使縱向接縫內力減小，縱向縫轉角及螺栓應變
發展有所減緩但不明顯，因此不能使結構魯棒性明
顯提升。
(4)管片截面抗剪不足導致結構局部破壞而失
去承載力不利于結構的魯棒性，因此應充分重視類
矩形盾構隧道結構抗剪問題，避免抗剪破壞先于結
構整體破壞的現象出現。
(5)本次試驗表明管片間接縫破壞是結構破壞
的主要原因，且截面抗剪不足會導致結構發生局部
破壞，具有脆性破壞特征，因此在此基礎上可優化管
片抗剪配箍及接縫構造，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隧道襯砌結構。另
外，本次試驗為單環結構試驗，未考慮結構的錯縫效
應，后續在此方面也有待改進。
萬方數據
第8期柳獻，等：類矩形盾構隧道結構整體安全性試驗與分析173
參考文獻：
References：
[1] 王如路．上海軌道交通隧道結構安全性分析EJ]．地下
工程與隧道，2011(4)：37-43，61．
WANG Ru—lu．Structural Safety Analysis of Shanghai
Rail Transit Tunnel[J]．Underground Engineering
and Tunnels，2011(4)：37—43，61．
[2]王如路，張冬梅．超載作用下軟土盾構隧道橫向變形
機理及控制指標研究[J3．巖土工程學報，2013，35
(6)：1092—1101．
WANG Ru一1u，ZHANG Dong—mei．Mechanism of
Transverse Deformation and Assessment Index for
Shield Tunnels in Soft Clay Under Surfaca Surcharge
[J]．Chinese Journal of Geotechnical Engineering，
2013，35(6)：1092-1i01．
[3]柳獻，張浩立，魯亮，等．超載工況下盾構隧道結
構承載能力的試驗研究EJ]．地下工程與隧道，2013
(4)：10-15．
LIU Xian，ZHANG Hao—li，LU Liang，et a1．Experi—
mental Study on Load Bearing Capacity of Shield
Tunnel Structure Under Overload Condition[J]．Un—
derground Engineering and Tunnels，2013(4)：10—15．
L 4]邵華，黃宏偉，張東明，等．突發堆載引起軟土地鐵
盾構隧道大變形整治研究[J]．巖土工程學報，2016，
38(6)：1036—1043．
SHA0 Hua，HUANG Hong—wei，ZHANG Dong—
ming，et a1．Case Study on Repair Work for Excessive—
ly Deformed Shield Tunnel Under Accidental Surface
Surcharge in Soft Clay[J]．Chinese Journal of
Geotechnical Engineering，2016，38(6)：1036—1043．
[5]BLOM C B M，VAN DER Horst E J，JOVANOVIC P
S．Three-dimensional Structural Analyses of the
Shield-driven“Green Heart”Tunnel of the High—
speed Line South[J]．Tunnelling and Underground
Space Technology，1999，14(2)：217—224．
[6] SCHREYER J，wINsELMAN N D．Suitability Tests
for the Segmental Lining for the 4th Elbe Tunnel
Tube。Hamburg[J]．Tunnel，2000(1)：34—44．
[7]何JIl，封坤，晏啟祥，等．水下盾構法鐵路隧道管
片襯砌結構的原型加載試驗研究EJ]．中國工程科學，
2012，14(10)：65—72，89．
HE Chuan。FENG kun，YAN Qi—xiang，et a1．Proto—
type Test Study on Mechanical Characteristics of Seg—
mental Lining Structure of Underwater Railway
Shield Tunnel[J]．Engineering Sciences，2012，14
(10)：65—72，89．
[8]封坤，何川I，蘇宗賢．南京長江隧道原型管片結構
破壞試驗研究[J]-西南交通大學報，2011，46(4)564—571．
FENG Kun，HE Chuan，SU Zong—xian．Prototype
Test on Failure Characteristics of Segmental Lining
Structure for Nanjing Yangtze River Tunnel[J]．Jour—
nal of Southwest Jiaotong University，201 1，46(4)：
564—571．
[9]柳獻，黃曉冬．通縫拼裝盾構隧道襯砌結構抗倒塌
性能的試驗研究[J]．巖石力學與工程學報，2015，34
(增2)；3703—3714．
LIU Xian，HUANG Xiao-dong．Experimental Study
of Collapse Capacity of Straight Joint Segmented Tun—
net“ning Structure[J]．Chinese Journal of Rock Me—
chanies and Engineering，2015，34(S2)：3703—3714．
[10]畢湘利，柳獻，王秀志，等．通縫拼裝盾構隧道結構
極限承載力的足尺試驗研究[J]．土木工程學報，
2014，47(10)：117-127．
BI Xiang—li。LIU Xian，WANG Xiu—zhi，et a1．Experi—
mental Investigation on the Ultimate Bearing Capacity
of continuous-jointed Segmental Tunnel Linings[J]．
China Civil Engineering Journal，2014，47(10)：117—127．
[11]黃曉冬。城市地鐵盾構隧道襯砌結構的魯棒性[D]．
上海：同濟大學，2016．
HUANG Xiao—dong．The Robustness of Straight Joint
Segmental Tunnel Lining Structure[D]．Shanghai：
Tongji University，2016．
[1z] 葉列平，程光煜，陸新征，等．論結構抗震的魯棒性
[J]．建筑結構，2008，38(6)：11-15．
YE Lie-ping，CHENG Guang—yu，LU Xin-zheng，
et a1．Introduction of Robustness for Seismic Struc—
tures[J]．Building Structure，2008，38(6)：11-15．
[13]葉列平，曲哲，陸新征，等．提高建筑結構抗地震倒
塌能力的設計思想與方法[J]．建筑結構學報，2008，
29(4)：42-50．
YE Lie-ping，QU Zhe，LU Xin-zheng，et a1．Collapse
Prevention of Building Structures：A Lesson from the
Wenchuan Earthquake[J-]．Journal of Building Struc—
tures，2008，29(4)：42—50．
[14]柳承茂，劉西拉．基于剛度的構件重要性評估及其與
冗余度的關系[J]．上海交通大學學報，2005，39(5)：
746—750．
LIU Cheng—mao，LIU Xi-la．Stiffness-based Evalua—
tion of Component Importance and Its Relationship
with Redundancy[J]．Journal of Shanghai Jiao Tong
University，2005，39(5)：746—750．
[15]李易．RC框架結構抗連續倒塌設計方法研究[D]．
北京：清華大學，2011．
LI Yi．Study on Design Method for RC Frame Struc—
tures to Resist Progressive Collapse[D]．Beijing
Tsinghua University，20 1 1．

網友評論 more

建筑安全論文最新內容

02-08