何 川，封 坤，晏啟祥，齊 春

(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.西南交通大學地下工程系，成都 610031)

1 前言

鐵路作為長距離交通的重要手段，成為保障我國經濟發(fā)展的基石[1]。隨著我國高速鐵路的大力建設，新建鐵路中隧道數量、隧線比急劇增大，鐵路隧道常常面臨著穿越江河等水域阻隔的難題[2]。

我國采用盾構法修建水下隧道的技術很成熟，近年來多座水下隧道均采用了盾構法修建[3～5]，如杭州慶春路隧道、上海崇明越江隧道、武漢長江隧道、南京長江隧道等，將其應用于水下鐵路隧道的修建，前景十分廣闊。

對于水下鐵路盾構法隧道，由于穿越距離長、埋置較深、所處水文地質條件復雜，所要求結構斷面大，其受力性能不同于一般鐵路隧道或地鐵區(qū)間隧道[6～7]，對其結構力學性能的評價十分關鍵，有必要對原型隧道結構進行試驗研究。

國內外相關原型試驗開展較少，2000年及2004年，上海和廣州地鐵曾進行了1∶1水平整環(huán)試驗[8～9];2003 年，日本曾進行了雙圓斷面盾構襯砌原型試驗[10];2005年，上海崇明隧道曾對其襯砌整環(huán)進行了加載試驗[11]。上述試驗均采用了多點施加綜合荷載的加載方式，即將土壓和水壓混合在一起施加。而水下盾構隧道所受土壓和水壓這兩種力之間關聯性差，通常以水壓成分為主導，因此要較真實地測試出擬建水下隧道結構的各種力學特征，須將水壓及土壓分離控制。

2 工程概況

獅子洋隧道是我國第一條水下鐵路隧道，也是我國第一條采用盾構法施工的水下長隧，該隧道工程范圍全長10.8 km，盾構段長9.34 km，目標速度值世界第一，設計行車速度為350 km/h，被譽為“中國鐵路世紀隧道”。

隧道位于東涌站—虎門站區(qū)間，下穿獅子洋等多條河道，縱斷面圖見圖1。盾構段穿越地層為淤泥質土、粉質黏土、粉細砂、中粗砂、全風化泥質粉砂巖、弱風化泥質粉砂巖、粉砂巖、細砂巖、砂礫巖，穿越弱風化基巖、半巖半土、第四系覆蓋物地層的長度分別占掘進長度的73.3%、13.3%、13.4%。基巖的最大單抗壓強度為82.8 MPa，基巖層的滲透系數達6.4×10－4m/s。隧道承受最大水壓力達0.67 MPa，為目前國內水壓力最大的盾構隧道。

圖1 獅子洋隧道工程縱斷面圖Fig.1 Longitudinal profile of Shiziyang shield tunnel project

隧道采用單層裝配式鋼筋混凝土管片襯砌，并且在入口段施設一層厚為300 mm的素混凝土作為滿足高速鐵路隧道功能要求的襯砌。隧道外直徑10800 mm，內直徑9800 mm，管片厚度500 mm，管片采用通用環(huán)拼裝，平均幅寬2000 mm，襯砌環(huán)分成8塊，縱縫布置24顆環(huán)向螺栓，縱向螺栓22顆，封頂塊圓心角為16°21'49.09″，鄰接塊和標準塊中心線圓心角為49°5'27.27″，襯砌結構布置如圖2所示。

圖2 獅子洋隧道工程管片布置圖Fig.2 Segment layout of Shiziyang shield tunnel

3 試驗裝置及量測系統

3.1 試驗裝置

根據獅子洋隧道結構特征和荷載條件，采用“多功能盾構隧道結構體試驗系統”裝置，對隧道結構在通縫及錯縫拼裝條件下分別進行加載，見圖3和圖4。

圖3 單環(huán)(通縫)管片結構加載實況Fig.3 Sketch of straight assembling segmental lining structure test

如圖5所示，對拉梁為管片環(huán)原型試驗提供徑向對拉力以對結構導入彎矩內力，環(huán)箍梁提供環(huán)向環(huán)箍力以導入軸力模擬水壓。每根對拉梁上設4孔，鋼絞線從孔內穿越，一端錨固于對拉梁，另一端錨固于另一對拉梁上的千斤頂以實現張拉。環(huán)箍梁也同樣設有孔位，鋼絞線繞管片環(huán)一圈后張拉端與固定端設在同一根環(huán)箍梁上。

圖4 組合環(huán)(錯縫)管片結構加載圖Fig.4 Sketch of staggered assembling segmental lining structure test

圖5 原型盾構隧道管片結構加載示意圖Fig.5 Diagram of load application

3.2 加載模式

試驗針對最不利的情況進行加載研究，具體加載布置見圖6。對于單環(huán)(通縫)的情況，管片布置如圖6中內環(huán)的情況;對于組合環(huán)(錯縫)的情況，分別將上下半環(huán)相對中間目標環(huán)管片旋轉180°布置。

3.3 試驗系列

試驗分別模擬了 20 m、30 m、40 m、50 m、60 m水壓，10 m、20 m、30 m、40 m、50 m 土壓等情況，采用若干級小步長分級加載加至目標荷載，每級穩(wěn)載時間不低于10 min，待應變儀和位移計數值顯示穩(wěn)定后開始讀數，試驗目標加載工況見表1。

圖6 加載布置圖Fig.6 Plan of load mode

表1 試驗加載工況Table 1 Load cases

3.4 量測系統

試驗測試的內容包括管片襯砌結構內力、變形、接縫張開以及混凝土裂縫的產生和發(fā)展，并于關鍵區(qū)域預埋混凝土應變計、鋼筋計，以保證測試的準確性。

1)管片襯砌結構內力。采用膠基電阻應變片以16°21'49.09″為單位在管片環(huán)結構內、外側對稱布設，測試內外側應變值，以此計算出管片環(huán)結構截面內力，并于關鍵區(qū)域布置應變片，考察應力狀態(tài)，如圖7所示。

圖7 應變測點布置圖Fig.7 Layout of surface strain sensor

2)管片襯砌結構徑向位移。管片環(huán)位移主要考察中間目標環(huán)，沿圓周分布12個徑向測點，每30°設置一處，對于組合環(huán)管片(錯縫拼裝)，由于上下半環(huán)與中間環(huán)位移有差異，遂于上下半環(huán)各設置12個徑向測點，亦按30°均布。位移量測采用0.01 mm精度的差動式位移傳感器，如圖8所示。

圖8 管片徑向位移測點布置圖Fig.8 Layout of radial displacement measuring points

3)管片縱縫張開量。在管片目標環(huán)接縫處上下側，沿內弧面和外弧面布置兩對鋼弦式位移測縫計，對接縫的張開進行實時量測，如圖9所示。

圖9 管片縱縫張開量測點布置圖Fig.9 Layout of longitudinal seam stretchingamount measuring points

4 試驗結果分析

4.1 不同水壓條件下管片襯砌結構力學特征

獅子洋隧道的大部分區(qū)段位于江底，受水位影響明顯。隨著珠江水位漲落，管片襯砌結構的內力將有所不同，試驗分別用水壓力為20 m、30 m、40 m、50 m、60 m對應不同的土壓力情況，對通縫拼裝與錯縫拼裝兩種結構進行加載研究。

4.1.1 結構內力的變化

從通縫拼裝管片的加載情況來看，如圖10所示，隨著水壓增大，最大正、負彎矩都呈緩慢增長趨勢。對于10 m土壓，當結構承受高水壓時(50 m、60 m水壓)，通縫結構最大正、負彎矩有明顯增幅，這是由于高水壓使結構軸力顯著增加，從而增強了通縫管片的整體剛度，引起結構彎矩增長。而當土壓較大時，彎矩增長并不明顯。

圖10 不同土壓條件下通縫拼裝結構最大彎矩隨水壓變化圖Fig.10 The maximum bending moment of straight assembling structure changing with water pressure under different earth pressure

當通縫結構出現裂縫后，彎矩增長較明顯。當土壓從30 m增至40 m時，結構最大正、負彎矩增幅達 31.66%和 24.89%。

不同條件下錯縫拼裝管片最大彎矩隨水壓的變化如圖11所示，與通縫相似，彈性狀態(tài)下彎矩隨水壓的增加緩慢增長。當結構出現裂縫時，彎矩明顯增大，如土壓50 m的情況，當水壓由60 m降至50 m時，最大正彎矩由511.07 kN·m增至548.71 kN·m，增幅達7.39%，最大負彎矩由－389.10 kN·m增至 －410.94 kN·m，增幅達 5.68%;而當水壓由50 m降至40 m時，最大正彎矩增至656.05 kN·m，增幅達19.56%，最大負彎矩增至－459.14 kN·m，增幅達11.73%。可見，隨著裂縫的不斷開展，結構彎矩迅速增長且非線性變化顯著。

圖11 不同土壓條件下錯縫拼裝結構最大彎矩隨水壓變化圖Fig.11 The maximum bending moment of staggered assembling structure changing with water pressure under different earth pressure

選取30 m土壓的情況，將通縫與錯縫結構軸力的變化情況進行對比，如圖12所示，實線為最大軸力，虛線為最小軸力，隨著水壓增大，二者顯著增大，相同荷載條件下錯縫結構最大軸力均略大于通縫結構，其最小軸力略小于通縫結構，而當結構開裂時，水壓力由30 m降至20 m，兩者最大軸力并未降低，而最小軸力降幅明顯，其中通縫結構最小軸力由5267.00 kN降至4056.90 kN，降幅為 22.98%，錯縫結構最小軸力由5475.20 kN降至4244.80 kN，降幅為22.47%?？梢姡Y構開裂時，錯縫結構最小軸力的降幅小于通縫結構，而最大軸力降幅不顯著。

圖12 結構軸力隨水壓變化圖Fig.12 Axial force changing with water pressure

從結構偏心距的變化來看，隨水壓增大，結構偏心距減小，如圖13所示。當結構開裂時，通縫與錯縫結構偏心距均增加，通縫結構由于軸力的驟減，使其偏心距顯著增大。

圖13 結構最大偏心距隨水壓變化圖Fig.13 The maximum eccentricity changing with water pressure

4.1.2 結構形變的發(fā)展

選取30 m土壓的情況，將通縫與錯縫結構形變的發(fā)展情況進行對比，如圖14所示，隨著水壓的增長，二者的最大變形量緩慢增長，通縫結構的變形量大于錯縫結構。而當結構發(fā)生裂縫時，二者最大變形量大幅增加，當水壓從30 m降至20 m時，通縫結構最大變形量由9.035 mm增至11.798 mm，增幅達30.58%;錯縫結構最大變形量由7.399 mm增至9.001 mm，增幅達21.65%，可見，錯縫結構對結構形變的控制更好，結構開裂后變形開展更為緩慢。

圖14 結構最大變形量隨水壓變化圖Fig.14 The maximum deformation changing with water pressure

4.1.3 縱縫張開的變化

從結構縱縫張開的情況看，隨水壓增加，通縫與錯縫結構的縱縫張開量均呈減小的趨勢。如圖15所示，30 m土壓的情況，在彈性狀態(tài)下，通縫結構最大縱縫張開量大于錯縫結構，而當水壓從30 m降至20 m時，結構開裂，此時通縫結構最大張開量由0.804 mm增至1.32 mm，增幅達 64.13%;錯縫結構最大張開量由0.71 mm增至1.099 mm，增幅為54.7%，可見，彈性狀態(tài)下高水壓對于結構張開量的控制有益。

圖15 縱縫最大張開量隨水壓變化圖Fig.15 The maximum longitudinal seam stretchingamount changing with water pressure

4.2 高水壓條件下不同土壓對管片襯砌結構的影響

試驗著重對于高水壓條件下(60 m水壓力)通縫拼裝與錯縫拼裝兩種結構在不同土壓力的情況進行了加載研究。

4.2.1 結構內力的變化

從兩種結構的彎矩來看，在高水壓條件下，隨著土壓增長，結構最大正負彎矩逐步增長，相對而言，錯縫拼裝結構的彎矩量值較大，如圖16所示。而當通縫結構于40 m土壓時出現裂縫后，其結構最大正負彎矩顯著增加，其中最大正彎矩變化尤為明顯，由272.435 kN·m 變化至 658.699 kN·m，增幅達141.78%。

圖16 高水壓條件下結構最大彎矩隨土壓變化圖Fig.16 The maximum bending moment changing with earth pressure under high water pressure

從兩種結構的軸力變化來看，在高水壓條件下，隨著土壓增長，結構最大、最小軸力有所增長，但增幅不大。在彈性狀態(tài)下，錯縫與通縫拼裝結構的軸力基本處于同一水平，如圖17所示。而當通縫結構于40 m土壓時出現裂縫后，其結構最大、最小軸力明顯降低，而最小軸力的降幅更為明顯，由8336.00 kN降至6020.20 kN，降幅達27.78%。

圖17 高水壓條件下結構軸力隨土壓變化圖Fig.17 Axial force changing with earth pressure under high water pressure

從結構偏心距的變化來看，在高水壓條件下，隨著土壓增長，結構最大偏心距逐步增長，相對而言，錯縫拼裝結構的最大偏心距量值較大，如圖18所示。而當通縫結構于40 m土壓時出現裂縫后，其結構最大偏心距由0.033 m驟增至0.109 m，明顯大于錯縫結構的情況。

圖18 高水壓條件下結構最大偏心距隨土壓變化圖Fig.18 The maximum eccentricity changing with earth pressure under high water pressure

4.2.2 結構形變的發(fā)展

從結構形變的發(fā)展來看，在高水壓條件下，隨著土壓增長，通縫與錯縫拼裝結構變形量均逐步增長。當通縫結構于40 m土壓時出現裂縫后，其結構最大變形量由9.994 mm驟增至26 mm，明顯大于錯縫結構的情況?？梢娫诟咚畨簵l件下，錯縫結構對于結構最大變形量的控制能力更強。

圖19 高水壓條件下結構最大變形量隨土壓變化圖Fig.19 The maximum deformation changing with earth pressure under high water pressure

4.2.3 縱縫張開的變化

從結構縱縫張開的情況來看，在高水壓條件下，隨著土壓增長，通縫與錯縫拼裝結構變形量均逐步增長，通縫結構最大縱縫張開量略大于錯縫結構。當通縫結構于40 m土壓時出現裂縫后，其結構最大縱縫張開量由0.597 mm驟增至1.605 mm，明顯大于錯縫結構的情況?？梢?，在高水壓條件下，錯縫結構對于結構縱縫張開的控制能力更強。

圖20 高水壓條件下縱縫最大張開量隨土壓變化圖Fig.20 The maximum longitudinal seam stretchingamount changing with earth pressure under high water pressure

4.3 榫式接頭管片結構在通縫與錯縫拼裝下的破壞特征

獅子洋隧道管片結構縱縫的設計，采用了榫式接頭結構，如圖21所示。其優(yōu)點在于能夠有效地減小拼裝誤差，然而由于縱縫接觸面上榫頭與榫槽等細部結構的存在，給結構局部受力，特別是高水壓條件下結構的力學分布帶來了不利的影響。

圖21 榫式接頭結構(單位:mm)Fig.21 Plan of longitudinal seam joint(unit:mm)

由于高水壓條件下結構通常軸力較大，而通縫結構受力后產生的變形顯著，縱縫張開較大，實際受壓區(qū)域很小，局部壓應力已超過混凝土承載力，多處接縫突然出現大面積壓潰與剪壞，剪壞區(qū)多沿環(huán)向螺栓的走向發(fā)展，如圖22～圖25所示，B3塊、L2塊縱縫出現從榫頭處沿結構內側的剪切裂縫，B5塊與F塊出現從榫頭處沿結構外側的剪切裂縫與壓潰區(qū)。

圖22 B3塊內側接縫處剪壞Fig.22 Shear failure at inside longitudinal seam of B3

圖23 L2塊內側接縫處剪壞Fig.23 Shear failure at inside longitudinal seam of L2

圖24 B5塊外側接縫處剪壞Fig.24 Shear failure at outside longitudinal seam of B5

圖25 F塊外側接縫處剪壞Fig.25 Shear failure at outside longitudinal seam of F

高水壓條件下通縫管片結構的破壞過程，大致可分為幾個階段，首先拱頂與拱底變形顯著增加，管片內弧面邊沿出現可見微裂縫→內弧面裂縫發(fā)展，縱縫處局部壓潰→內弧面出現貫通裂縫，外弧面出現可見微裂縫→結構大變形，出現多處壓潰區(qū)，局部接縫突然剪壞→內弧面出現多條貫通裂縫，結構失穩(wěn)破壞。

而對于錯縫結構，結構整體性好于通縫，結構變形、縱縫張開量較小，不易發(fā)生結構縱縫處的剪切破壞。其破壞過程為，拱頂與拱底變形增大，管片內弧面出現可見微裂縫→管片內弧面裂縫緩慢發(fā)展→管片內弧面出現貫通裂縫，外弧面出現微裂縫→結構變形顯著，出現多處貫通裂縫→荷載不變，位移不斷增大，結構失穩(wěn)破壞。

5 結語

采用“多功能盾構隧道結構體試驗系統”裝置對獅子洋隧道原型管片結構在通縫與錯縫兩種拼裝方式下進行了加載試驗，得出有益結論如下:

1)在正常使用狀態(tài)下，隨著水壓力的不斷加大，在不同的土壓條件下通縫與錯縫拼裝管片結構的最大正負彎矩均略有增長，軸力的增長較為顯著，結構最大偏心矩均明顯減小。兩種結構最大變形量緩慢增加，縱縫最大張開量明顯減小。

2)高水壓條件下，隨著土壓力的增加，通縫與錯縫拼裝管片結構的最大正、負彎矩均顯著增長，結構最大偏心矩均明顯增加，最大變形量與縱縫最大張開量緩慢增加，錯縫結構對于結構內力與形變的控制能力更強。

3)當結構出現裂縫時，通縫拼裝結構彎矩驟增，結構最小軸力驟減，結構最大偏心矩驟增，最大變形量與縱縫最大張開量均顯著增大。而錯縫結構開裂后內力增幅小于通縫，其最大變形量與縱縫最大張開量的增長并不大，高水壓明顯減緩了結構內力與形變的發(fā)展。錯縫拼裝結構的整體穩(wěn)定性好于通縫結構，對于水下隧道，錯縫拼裝結構對于接縫張開量的控制作用尤為明顯。

4)榫式管片在通縫拼裝時，結構縱縫附近區(qū)域在高水壓條件下易發(fā)生局部剪切破壞，須嚴格控制其變形與縱縫張開量的發(fā)展。

5)對于水下盾構法隧道榫式管片，出于結構防水、承載力、破壞特征以及長期安全儲備等方面的綜合考慮，建議優(yōu)先采用錯縫拼裝方式。

[1] 孫永福.西部鐵路通道建設及政策措施[J] .中國工程科學，2010，12(6):18 －24.

[2] 錢七虎.從河床沖淤分析沉管法修建長江水下隧道問題[C] //錢七虎院士論文集，北京:科學出版社，2007.

[3] 何 川，張建剛，楊 征.武漢長江隧道管片襯砌結構力學特征模型試驗研究[J] .土木工程學報，2008，41(12):85－89.

[4] 何 川，封 坤，楊 雄.南京長江隧道超大斷面管片襯砌結構體的相似模型試驗研究[J] .巖石力學與工程學報，2007，26(11):2260－2269.

[5] 黃 融.上海崇明越江通道長江隧道工程綜述(一)——長江隧道工程設計[J] .地下工程與隧道，2008(1):2－8.

[6] 蘇宗賢.盾構隧道管片襯砌內力分析的殼－彈簧－接觸模型及其應用[J] .工程力學，2007，24(10):131－136.

[7] 唐志成，何 川，林 剛，地鐵盾構隧道管片結構力學行為模型試驗研究[J] .巖土工程學報，2005，27(1):85－89.

[8] 王如路，宋 博，王 祺，等.雙圓盾構隧道襯砌錯縫拼裝整環(huán)試驗及結構分析[J] .地下工程與隧道，2001(1):12－15.

[9] 郭智杰，魯 亮，劉祖華.雙圓盾構法隧道襯砌1∶1結構試驗加載方法研究[J] .結構工程師，2004(3):64－71.

[10] Hiroshi Nakamura，Toshikazu Kubota，Mamoru Furukawa，et al.Unified construction of running track tunnel and crossover tunnel for subway by rectangular shape double track cross-section shield machine[J] .Tunneling and Underground Space Technology，2003，18:253－262.

[11] 王 彪，劉祖華，魯 亮.上海崇明越江隧道襯砌整環(huán)試驗加載方法研究[J] .施工技術，2006，35(增刊):52 －54.