盾構隧道新型分布榫式管片結構的局部原型試驗研究

劉 迅，封 坤，肖明清，何 川，李 策

(1. 西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，成都 610031；2. 中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北，武漢 430071；3. 水下隧道技術國家地方聯合工程研究中心，湖北，武漢 430071)

盾構法因其施工效率高、地層適應性強等優點，在跨江越海通道工程中大量應用。為了承受大埋深、高水壓等引起的高圍壓作用，管片結構尺寸通常較大，環間常常設榫以滿足定位要求。近年來，由于盾構隧道穿越地層愈發復雜，環縫作為管片結構薄弱環節，在較大的彎曲荷載下，環間錯臺、張開等變形常常超出設計容許值[1?2]。尤其對于大斷面盾構隧道，管片結構環間變形的控制一直備受關注[3? 6]。

我國目前建設的盾構隧道斷面尺寸不一、環間連接類型各異[7]。近期建設的多座大斷面水下盾構隧道在環間布置了新型的分布式凹凸榫構造，如：中國濟南黃河隧道(環間均勻布置凹凸榫構造，一塊標準塊對應3 個凹凸榫與3 個斜螺栓)、江陰靖江長江隧道(環間均勻布置凹凸榫構造，一塊標準塊對應3 個凹凸榫與6 個斜螺栓)、佛莞城際獅子洋隧道(環間均勻布置凹凸榫構造，一塊標準塊對應4 個凹凸榫與4 個斜螺栓，如圖1)(以下簡稱環間分布四榫式管片結構)。相較于早期僅布置螺栓的環間連接，分布式凹凸榫構造受剪尺寸大，加強了結構抵抗環間變形的能力，然而對于局部結構而言，環間相互作用復雜，導致局部破壞的風險增大，其對結構安全狀態的影響有待研究。

圖1 管片橫斷面示意圖Fig. 1 Diagram of segment cross-section

針對管片結構環間接頭，通常通過理論解析和加載試驗的方法來研究其力學特征。李宇杰等[8]通過數值計算與現場實測，證明了環間錯臺變形會引起管片結構局部內力增大與破損。耿萍等[9]通過理論推導，建立了考慮剪切作用的環間接頭力學模型。李曉軍等[10]通過理論推導，建立了盾構隧道縱向梁模型，得到了沿隧道軸線的環縫變形分布。張景等[11]通過理論推導，得到了環間接頭不同變形模式與受力狀態下的內力解析表達式。目前，針對凹凸榫構造形式的環間連接的研究尚不充分，而環間連接型式決定環間作用方式，是影響管片結構環間變形與破壞機制的關鍵因素。張穩軍等[12]通過數值模擬，明確隧道襯砌結構環縫受剪的全過程，研究了不同凹凸榫槽尺寸對于接頭抗剪性能的影響。Putke 等[13]通過模型試驗，探明了凹凸榫構造材料與尺寸對于結構環間抗剪剛度的影響。現階段設置凹凸榫構造后環間連接性能的研究較少，對于凹凸榫構造對管片環間作用的影響尚無定論、亟待探明。

目前對于盾構隧道管片結構承載性能多采用原型試驗、局部原型試驗的方式開展。柳獻等[14]通過原型試驗，證明了隨著環間作用的增強，結構首個塑性鉸位置從縱縫接頭向管片本體轉移。封坤等[15? 16]通過南京長江隧道原型加載試驗，探明在彈性狀態下和結構開裂后，通縫和錯縫拼裝管片結構力學特征變化顯著。朱瑤宏等[17]通過錯縫拼裝盾構隧道足尺試驗，探明了結構承載性能和破壞機理。畢湘利等[18]通過通縫拼裝盾構隧道足尺試驗認為，管片極限破壞特征表現為管片接頭的破壞，管片自身未表現出明顯破壞現象。Zhang等[19]通過獅子洋隧道原型試驗，明確了結構在通縫和錯縫條件下承載能力與破壞階段的評價指標。對于施工、運營期常見的管片局部破壞問題，局部原型試驗更為經濟，周期較短，且能較為真實的展現管片結構的破壞過程。

鑒于此，本文通過自主研發的局部原型結構加載試驗系統，針對高圍壓作用下大斷面盾構隧道新型分布榫式管片結構，測試了加載破壞過程中結構變形、接縫張開、環縫錯臺量、螺栓應力的變化規律，及其與裂縫的開裂時間、擴展規律之間的關系，并對環間分布四榫式管片結構的環間作用與破壞機理進行探討，可為大直徑盾構隧道工程設計和理論分析提供參考。

1 工程概況

佛莞城際獅子洋隧道位于珠三角地區的中南部，為獅子洋上第二座高速鐵路水下隧道。隧道總長6.15 km，管片外徑13.1 m，內徑12 m，厚度0.55 m，幅寬2 m，為當時國內最大直徑的鐵路盾構隧道。隧道管片襯砌環采用雙面楔形通用環，C50 鋼筋混凝土，每環分塊形式為“6+2+1”，包括封頂塊F(圓心角19.00°)、鄰接塊L1、L2(圓心角43.45°)及標準塊B1～B6(圓心角42.35°)。管片襯砌環環向均勻布置18 根M36 斜螺栓，縱向布置34 根M36 斜螺栓，機械等級8.8 級。環間均勻設置分布式凹凸榫構造，一塊標準塊對應4 個凹凸榫與4 個斜螺栓(以下簡稱環間分布四榫式管片結構)。凹凸榫構造并未配筋。管片橫斷面尺寸圖詳見圖1(a)，分布式凹凸榫構造見圖1(b)。

2 試驗概況

2.1 試驗裝置

本次試驗采用本課題組自主研發的“局部原型結構加載試驗系統”裝置，加載裝置如圖2 所示。

圖2 局部原型結構加載試驗系統Fig. 2 Local prototype structure loading test system

試驗裝置由大型試驗臺架、加載分配梁、水平和豎向千斤頂、轉動鉸支座以及提供反力的鋼箱梁底座形成自反力體系，并由加載控制臺控制，如圖3 所示。試件左右兩端均由轉動鉸支座支承，試驗管片在兩端支座處可自由轉動。在豎直方向上，通過豎向千斤頂將荷載傳遞至加載分配梁，并最終作用在結構上；在水平方向上，試驗管片一端固定，在另一端通過水平千斤頂施加荷載，形成對稱受力體系，兩個方向的千斤頂均有5000 kN的加載能力。

圖3 加載系統三維示意圖Fig. 3 Three-dimensional diagram of loading system

2.2 試驗原理

在受力模式分析時需考慮到管片自重的影響，實際管片加載時的半結構受力模式如圖4 所示。

圖4 結構受力示意圖Fig. 4 Structure stress diagram

根據力的平衡可得：

2.3 試件及量測系統

試驗結構由中間塊(標準塊B3)和兩側相鄰環(標準塊B1、B2)共三環管片組成，試驗結構與凹凸榫構造尺寸見圖5；凹槽與凸榫在豎直方向上存在2 mm 自由變形空間；混凝土表面應變采用管片內弧面和外弧面對稱布置的混凝土表面電阻應變片測量，測點布置如圖6 所示。結構豎向位移由布置在內弧面下方的0.01 mm 精度的差動式位移傳感器測量，接縫張開量采用鋼弦式位移測縫計量測，測點布置如圖7 所示；鋼筋受力由張貼在鋼筋上的應變片量測，如圖8 所示。

圖5 結構尺寸圖 /mmFig. 5 Structure size diagram

圖6 結構應力測點布置圖Fig. 6 Structure stress measuring points arrangement

圖7 結構位移測點布置圖Fig. 7 Structural displacement measurement points arrangement

圖8 鋼筋應變片張貼Fig. 8 Reinforcement strain gauge

2.4 試驗工況

根據該隧道工程實際地層情況，分析確定管片結構控制截面最不利偏心距為0.35 m，對應軸壓比為0.1，縱向約束壓力設定為1.2 MPa[20]，據此擬定加載工況如下：① 第一階段按等偏心距e=0.35 m 逐步增加水平和豎向千斤頂荷載，軸壓比每級增加0.0025 直至λ=0.1，豎向千斤頂荷載可根據2.2 中式(1)計算得到；② 第二階段保持等軸壓比，即水平千斤頂荷載不變，豎向千斤頂每級增加30 kN，直至結構破壞時試驗結束。

3 試驗結果與分析

3.1 環間分布四榫式管片內力與變形變化規律

加載過程千斤頂荷載與控制截面內力如圖9所示，在加載第一階段過程中，軸力略小于水平千斤頂荷載轉換得到的軸力，這是由于存在摩擦損耗，但控制截面偏心距為0.35 m，滿足本次試驗的既定設計要求。在加載的第二階段過程中，水平千斤頂荷載不變，豎向千斤頂荷載不斷增加，截面偏心距迅速增加，當豎向荷載Fv=3482 kN，水平荷載Fh=4718 kN時，結構失穩破壞。

圖9 試驗加載過程與管片內力Fig. 9 Test loading process and internal force of segments

試驗對環間分布四榫式管片結構中間塊鋼筋應變進行了測量，中間塊內弧面鋼筋受拉，外弧面鋼筋受壓，鋼筋最大拉壓應變均發生在中間塊拱頂位置，中間塊拱頂位置鋼筋應變如圖10所示。

圖10 中間塊拱頂位置鋼筋應變Fig. 10 Reinforcement strain in centre ring

由圖10 可見，中間塊管片內弧面受拉側鋼筋應力隨豎向荷載的增加而增加，可分為兩個階段：當豎向荷載Fv<2510 kN 時，受拉側鋼筋應變線性增加，此時為彈性階段；當豎向荷載Fv>2510 kN時，增加速率顯著增加，且受拉側鋼筋應變呈現出非線性增長。此時為塑性階段；結構破壞時，受拉側鋼筋應變達到最大值2023 με，已受拉屈服。

中間塊管片外弧面受壓側鋼筋應力變化規律與受拉側鋼筋應變規律不同，隨著豎向荷載的增大，受壓側鋼筋應變基本呈現線性增長規律。結構破壞時，受壓側鋼筋應變達到最大值?884 με，受壓側鋼筋并未達到屈服狀態。

環間分布四榫式管片結構中間塊環向豎向位移分布如圖11 所示，結構整體全線下沉，中間塊環向豎向位移分布呈現出漏斗型：圓心角85°～95°(凹凸榫處)最大，拱頂位置豎向位移在破壞荷載下達到43.95 mm；圓心角75°～85°(凹凸榫處)和圓心角95°～105°(凹凸榫處)其次，在破壞荷載下豎向位移最大達到24.28 mm；支座處最小。中間塊環向豎向位移在圓心角69°～85°與95°～111°近似線性分布，在圓心角85°～95°為非線性分布，在凹凸榫處存在拐點。隨著豎向荷載的增加，非線性更為明顯。并且，管片豎向位移沿環向分布并非完全對稱，右側(千斤頂加載側)略大于左側(固定支座側)。

圖11 中間塊環向豎向位移分布Fig. 11 Vertical displacement distribution in centre ring

如圖12 所示，隨著豎向荷載的增大，環間分布四榫式管片結構中間塊豎向位移均增大，不同測點豎向位移變化規律基本一致，可分為三個階段：① 當豎向荷載Fv<2510 kN，即內弧面受拉側鋼筋未進入塑性時，豎向位移線性增長，增長速率較慢，定義此階段為彈性階段；② 當豎向荷載Fv>2510 kN時，豎向位移增長呈現非線性，增長速率顯著增加，定義此階段為彈塑性階段；③ 當達到破壞荷載時停止加載，維持豎向與水平荷載不變，各測點豎向位移持續增加，結構失穩破壞，定義此階段為破壞階段。結構失穩破壞時測點15 豎向位移最大，為45.65 mm。

圖12 各測點豎向位移Fig. 12 Vertical displacement of measuring points

對比不同測點可發現，彈性階段各測點增長速率基本一致，彈塑性階段時，位于圓心角85°～95°(凹凸榫)的測點15、測點10 和測點18 增長速率遠大于其余測點，這是由于管片結構拱頂處兩側相鄰環存在縱向接縫，故管片結構拱頂處剛度較小，豎向位移更大。

3.2 管片結構接縫受力與變形變化規律

接縫是盾構隧道襯砌結構的薄弱環節，凹凸榫構造對于管片環向連接受力與變形的影響尚不明確。對此，本文對環間分布四榫式管片結構接縫受力變形規律做進一步分析，以此探討新型分布榫式管片結構環間作用機理。

3.2.1 環縫受力與變形變化規律

由圖13 豎向荷載-環間錯臺-環縫張開量變化規律可見，隨著豎向荷載的增大，圓心角85°處環間錯臺與環縫張開量均增大，可分為三個階段：① 豎向荷載Fv<1410 kN時，環間錯臺快速增加，環縫張開量變化不明顯；② 豎向荷載Fv=1410 kN時，圓心角85°處環間錯臺為1.9 mm，環縫張開量為0.2 mm；③ 豎向荷載Fv>1410 kN時，環間錯臺增加速率變緩，環縫張開量增加速率顯著提高，此時環向螺栓受力明顯；加載至破壞荷載時，停止加載，錯臺量與張開量快速增加，此時結構失穩破壞。

圖13 豎向荷載-環間錯臺-環縫張開量變化規律Fig. 13 Variation of vertical loads-dislocation-joint opening

如圖14 所示，環間分布四榫式管片結構環縫變形模式可歸納為：第一階段時，由于凹榫與凸榫之間縫隙的存在，凹榫與凸榫并未接觸，環間作用主要為環縫接觸面之間的摩擦，環間變形為錯臺滑動，環間錯臺快速增加而環縫張開量增加緩慢；第二階段時，凹凸榫接觸，凹榫沿著凸榫下表面向外滑移，螺栓受力明顯，進而產生環縫張開變形，此階段環間變形由錯臺滑動變為轉動張開為主，環間錯臺增加速率變緩，環縫張開量增加速率顯著增加；第三階段結構失穩破壞，荷載不變環間變形快速增加。

圖14 環縫變形示意圖Fig. 14 Deformation diagram between rings

由圖13 可見，隨著豎向荷載增加，圓心角75°處環間錯臺與環縫張開量增長速率緩慢線性增長。這是由于圓心角75°處環間變形處于凹凸榫還未接觸的第一階段。

3.2.2 縱縫受力與變形規律

如圖15 所示，環間分布四榫式管片結構相鄰環縱縫張開的變化規律基本一致：隨著豎向荷載增加，縱縫張開量逐漸增大，可分為三個階段：① 當豎向荷載Fv<2510 kN，即中間塊內弧面受拉側鋼筋未進入塑性時，相鄰環縱縫張開量呈線性增長；② 當豎向荷載Fv>2510 kN時，即中間塊內弧面受拉側鋼筋進入塑性后，相鄰環縱縫張開量速率不斷增大，且此時縱向螺栓受力明顯；③ 當達到破壞荷載時，停止加載，維持豎向與水平荷載不變，相鄰環縱縫張開量快速增大，此時結構失穩破壞。

圖15 縱縫張開量變化規律Fig. 15 Variation law of longitudinal joint opening value

結構失穩破壞時JF1 和JF2 的縱縫張開量分別為5.01 mm 和4.96 mm，且縱向螺栓均未屈服。由縱縫變形過程可見，環間分布四榫式管片結構中的縱縫不再是結構薄弱環節，且結構破壞過程中縱縫并未發生明顯損傷，承載能力仍有冗余。

3.2.3 螺栓受力規律

環、縱向螺栓受力如圖16 所示，隨著豎向荷載增加，環、縱向螺栓受力不斷增加，可分為兩個階段：對于環向螺栓：豎向荷載Fv<2446 kN，即中間塊受拉側鋼筋進入塑性前，環向螺栓應力緩慢線性增長，豎向荷載Fv>2446 kN，即中間塊受拉側鋼筋進入塑性后，環向螺栓應力非線性增長；對于縱向螺栓：豎向荷載Fv<1410 kN，即環間變形處于第一階段時，縱向螺栓應力緩慢線性增長，豎向荷載Fv>1410 kN，即環間變形處于第二階段時，縱向螺栓應力非線性增長。

圖16 螺栓受力規律Fig. 16 Force law of bolts

如圖17 所示，環間分布四榫式管片結構環間作用可歸納為：環間變形為第一階段時，環間變形為滑動錯臺，螺栓受力不明顯；環間變形表現為第二階段時，環間變形為轉動張開，螺栓受彎，約束環間轉動張開變形，凹凸榫構造承受剪力，約束環間滑動錯臺變形，環間作用由第一階段的純剪轉變為彎剪結合。

圖17 環間作用示意圖Fig. 17 Force diagram between rings

3.3 管片結構裂縫的發展

如圖18 和圖19 所示，在試驗全過程中，環間分布四榫式管片結構僅在中間塊出現裂縫，相鄰環沒有出現裂縫。因此，環間分布四榫式管片結構失穩破壞并不是由于相鄰環縱縫破壞造成的，對此，本文詳述環間分布四榫式管片結構裂縫的發展以及最終破壞形態，以此探討環間分布四榫式管片結構破壞機理。

圖18 相鄰環裂縫情況示意圖Fig. 18 Crack of adjacent ring

由于環間四榫式管片結構相鄰環未產生裂縫，本文僅描述中間塊裂縫發展情況，見表1 與圖19。

表1 中間塊內弧面裂縫發展Table 1 Cracks development in centre ring

圖19 中間塊內弧面裂紋發展Fig. 19 Cracks development in centre ring

從裂縫的分布來看，裂縫主要集中在圓心角85°～95°兩處凹凸榫之間，拱頂處裂縫寬度最大。從裂紋的走向上看，縱向裂紋為主，斜裂紋其次，且斜裂紋與隧道縱軸線方向的夾角在0°～45°，沿管片環向的橫向裂紋最少，出現的也較晚。

圖20 為裂縫數量和寬度的發展規律。環間分布四榫式管片結構裂縫寬度發展規律與裂縫數量發展規律相反，可分為兩個階段：第一階段為裂縫數量快速增長階段，豎向荷載Fv<2510 kN，即中間塊內弧面受拉側鋼筋處于彈性階段時，裂縫數量快速增加，裂縫最大寬度緩慢增加，混凝土快速喪失承受截面拉力能力，截面拉力僅由內弧面受拉側鋼筋承擔；第二階段為裂紋寬度快速增長階段，豎向荷載Fv>2510 kN，即中間塊內弧面受拉側鋼筋進入塑性后，裂縫寬度增長速率顯著增加，裂縫數量增長速度變緩。可見，環間分布四榫式管片結構破壞前有明顯的破壞先兆，中間塊內弧面鋼筋進入塑性前，結構破壞先兆表現為裂縫數量快速增加，進入塑性后，結構破壞先兆表現為裂縫寬度快速增加。

圖20 裂縫數量和寬度的變化規律Fig. 20 Variation law of the number and width of cracks

3.4 最終破壞形態

3.4.1 管片結構中間塊最終破壞形態

環間分布四榫式管片結構中間塊最終破壞形態如圖21 所示，內弧面圓心角85°～95°兩處凹凸榫之間，出現大量縱向貫穿裂縫，其中4 條寬度較大的縱向貫通裂縫開裂深度如圖21(c)所示，開裂深度最小達到323 mm，為管片厚度的58.7%，開裂深度最大達到430 mm，為管片厚度的78.2%。可見，最終破壞時中間塊混凝土開裂充分，截面拉力僅由鋼筋承受。

圖21 中間塊最終破壞形態Fig. 21 Final failure pattern of centre ring

3.4.2 管片結構相鄰環最終破壞形態

環間分布四榫式管片結構相鄰環最終破壞形態如圖22 所示。相鄰環縱縫內側張開，最大張開量為6.914 mm，邊角處出現開裂現象，且開裂深度較淺，僅是內弧面混凝土保護層混凝土開裂，屬于局部的強度破壞，相鄰環承載能力仍有冗余。

圖22 相鄰環最終破壞形態Fig. 22 Final failure pattern of adjacent ring

3.4.3 管片結構凹凸榫最終破壞形態

環間分布四榫式管片結構環間凹凸榫構造最終破壞形態如圖23 所示。在凹榫與凸榫接觸的位置，各自出現剪切破壞裂紋。凸榫根部出現沿凸榫長度方向的裂紋，凸榫有整體剪壞剝落的趨勢；凹榫邊緣處出現破損，且邊緣中間有螺栓處破損不明顯，邊緣兩側沒有螺栓處破損明顯。結構破壞時環間凹凸榫構造并未完全破壞，抗剪能力仍有冗余，環間設置凹凸榫構造為有效的抗剪措施。

圖23 凹凸榫最終破壞形態Fig. 23 Final failure pattern of the mortise and tenon

4 環間分布四榫式管片破壞機理分析

環間分布四榫式管片結構環間作用可歸納為：環間變形初始時表現為錯動，此時環間作用主要由接觸面摩擦提供，凸榫與凹槽接觸后環間變形表現為轉動張開，此時螺栓受彎并約束環縫的張開變形，凹凸榫構造受剪并約束環縫錯臺，環間作用由第一階段的純剪轉變為彎剪結合；凹凸榫接觸作用后環間抗剪剛度大，有效限制環間錯臺量，改善大直徑盾構隧道施工過程中的管片上浮問題，減小環間錯臺引起的管片損傷。此外，凹凸榫構造可有效限制錯臺引起的附加彎矩，對軸力略有影響[9]，對管片整體受力更有利。

根據環間分布四榫式管片結構內力、變形規律與最終破壞形態，其漸進性破壞過程可歸納為：中間管片內弧面邊緣處混凝土首先開裂，此時裂縫發展特征為裂縫長度迅速增加；隨著荷載繼續增加，中間塊管片內弧面鋼筋受拉進入塑性，結構進入彈塑性階段，此時裂縫發展特征為裂縫寬度迅速增加；最終鋼筋屈服，混凝土開裂截面剛度降低[14]，管片結構喪失承載能力，失穩破壞。

凹凸榫構造可提高管片環間的相互作用、提高整體性，避免發生接縫破壞引起的脆性破壞，從而使其具備更高的承載力與更好的延性，其機理為：一方面由于相鄰環存在縱縫，剛度小于中間塊管片，結構環間發生彎矩傳遞，管片本體相較于縱縫會承擔更大的荷載；另一方面由于凹凸榫接觸后限制環間相對位移，結構環間抗剪剛度大，環間相互作用強，對結構的環間錯動形成了良好的控制，因此，環間分布榫式管片結構最終破壞主要表現為管片開裂引起的整體失穩破壞。

總體來看，環間分布四榫式管片結構的破壞機理可概括為：中間塊管片內弧面混凝土開裂導致鋼筋承擔截面拉力，裂縫不斷加深加寬，中間塊管片受拉側鋼筋進入塑性、進而屈服，混凝土開裂使管片剛度下降，管片結構最終失穩破壞。

5 結論

針對盾構隧道環間分布四榫式管片結構開展局部原型試驗，測試了分布榫式管片結構在壓彎荷載作用下的力學特性、破壞過程與機理，得出主要結論如下：

(1)環間分布四榫式管片結構受力變形可分為兩個階段：中間塊內弧面鋼筋進入塑性前，結構變形緩慢線性增加；中間塊內弧面鋼筋進入塑性后，結構變形非線性增加。

(2)環間分布四榫式管片結構環間作用可分為兩個階段：凹榫與凸榫未接觸時，環間變形為錯臺滑動，環間作用為環縫面間摩擦；凹凸榫接觸后，環間變形為轉動張開，螺栓受彎且凹凸榫構造受剪，環間作用為彎剪結合。

(3)環間分布四榫式管片結構初始裂縫出現在中間塊拱頂邊緣位置，此時豎向荷載Fv=1901 kN，水平荷載Fh=665 kN，中間塊豎向位移7.43 mm，縱縫張開量0.51 mm。

(4)環間分布四榫式管片結構最終破壞形態為：中間塊內弧面拱頂處出現大量縱向貫穿裂縫；中間塊裂縫開裂深度最大達到430 mm；環間凹凸榫僅出現受剪破壞趨勢；環間螺栓均未屈服。

(5)環間分布四榫式管片結構破壞機理可歸納為：中間管片內弧面邊緣處混凝土首先開裂；隨著荷載繼續增加，中間塊管片內弧面鋼筋鋼筋屈服，混凝土開裂使管片剛度下降，管片結構最終失穩破壞。