朱瑤宏， 高一民， 董子博， 柳 獻, *

(1. 寧波大學建筑工程與環(huán)境學院， 浙江 寧波 315211； 2. 同濟大學地下建筑與工程系， 上海 200092；3. 寧波用躬科技有限公司, 浙江 寧波 315000)

0 引言

聯(lián)絡通道的修建是盾構(gòu)隧道建設中必不可少的部分。目前聯(lián)絡通道的施工修建方法包括明挖法、冷凍法以及機械法等。其中明挖法采用較少[1]，利用明挖法修建聯(lián)絡通道的有北京地鐵14號線的聯(lián)絡通道基坑工程。冷凍法是目前使用較多的工法[2-4]，這一工法已在北京、上海、廣州和南京等地鐵工程中得到了成功的應用，并且形成了較成熟的理論研究[5-6]。機械法是一種較為新型的工法，現(xiàn)已應用于德國漢堡第四易北河隧道安全通道、墨西哥Emisor Oriente隧道旁出支線、香港屯門至赤鱲角連接路橫通道[7]以及南京地鐵盾構(gòu)區(qū)間隧道聯(lián)絡通道[8]。這些工法中，明挖法適用于地面較為開闊的環(huán)境； 冷凍法的工期一般較長，造價較高[9]； 機械法是一種較為綠色且效率較高的工法，有較好的應用前景。

目前，聯(lián)絡通道施工過程的力學研究均是基于冷凍法施工和靜態(tài)施工過程分析[10-15]，對于機械法聯(lián)絡通道的研究還較少。目前這些研究表明，施工過程中主隧道破洞后，本身在沒有其他輔助設施的情況下難以承受外界荷載。為了解決這一問題，無錫地鐵頂管法聯(lián)絡通道施工中，利用其他輔助系統(tǒng)來保證主隧道的安全。本文主要探討其輔助系統(tǒng)和主隧道的共同受力過程與襯砌環(huán)之間的傳力過程。

本文通過模擬機械法聯(lián)絡通道破洞過程的7環(huán)整環(huán)試驗，獲取各襯砌環(huán)結(jié)構(gòu)在既定荷載條件下的結(jié)構(gòu)裂縫、結(jié)構(gòu)收斂變形、縱縫張開、環(huán)縫張開及錯臺、結(jié)構(gòu)內(nèi)力等指標。試驗明確了切削過程中主隧道襯砌結(jié)構(gòu)的響應，可為開洞分析提供試驗依據(jù)。

1 試驗方案

本試驗是依托無錫地鐵頂管法聯(lián)絡通道的施工方法進行的。該工法的施工過程如下： 1)主隧道施工完成后達到初始狀態(tài)，頂管下井準備就緒。2)搭載頂管與內(nèi)支撐體系的臺車就位后，內(nèi)支撐體系施加預頂力，切削管片的準備階段就緒。3)刀盤開始切削管片，直到整個刀盤磨穿管片。4)頂管進入土體并進行管片安裝。5)進行頂管接收，先進行預撐，與始發(fā)階段一樣，刀尖磨穿接收端管片后頂管到達預定位置，完成接收端接收； 完成后續(xù)焊接，聯(lián)絡通道施作完成。6)完成接收后，內(nèi)支撐回收，聯(lián)絡通道形成。7)在整個聯(lián)絡通道施工完成后，聯(lián)絡通道進入正常運營狀態(tài)。

1.1 加載系統(tǒng)

試驗加載系統(tǒng)如圖1所示。共可進行7環(huán)管片的加載，加載系統(tǒng)由7環(huán)鋼架以及液壓千斤頂加載點組成。每環(huán)共24個加載點，加載點每15°設置1個千斤頂，以裝置中線完全對稱布置。每個加載點的液壓千斤頂系統(tǒng)可進行3種控制。

圖1 加載裝置示意圖

加載點控制方法共有3種： 荷載控制、位移控制以及荷載-位移曲線控制。荷載控制將液壓千斤頂加載至額定荷載，主要用來模擬“土柱理論”，計算頂部的水土壓力。位移控制即控制千斤頂伸縮至固定位移值，主要用來模擬基地反力在位移不變的情況下，可以被動產(chǎn)生相應的荷載。荷載-位移曲線控制即根據(jù)土的基床系數(shù)，計算出千斤頂?shù)暮奢d-位移曲線，通過千斤頂位移確定此時的對應荷載值進行加載的控制方法。被動土壓和主動土壓是通過標定靜止土壓力的位移后，以此為起點，通過外置千斤頂?shù)膬?nèi)置位移計測量管片位移后，判斷該加載點為被動土壓力或主動土壓力，最終通過不同的荷載-位移曲線進行加載。本文中實際均為被動土壓力。整套加載系統(tǒng)的外部結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 加載裝置外部示意圖

1.2 試驗結(jié)構(gòu)

試驗的試件采用無錫地鐵原型管片，襯砌環(huán)外徑6 200 mm、內(nèi)徑5 500 mm，管片厚度350 mm，試驗的7環(huán)管片采用4環(huán)標準環(huán)(環(huán)寬1 200 mm)和3環(huán)特殊環(huán)(環(huán)寬1 500 mm)。試驗7環(huán)管片放置方式如圖3所示。管片混凝土等級為C55，鋼筋為HRB400鋼筋，全環(huán)由1塊封頂塊(F)、2塊鄰接塊(L1、L2)、3塊標準塊(B1、B2、B3)組成?？v向環(huán)間不設置凹凸榫。

試驗采用的7環(huán)管片，其中： 中間3環(huán)是頂管直接切削的管片，第4環(huán)為切削環(huán)，切削完成后處于洞口位置的管片全部被切削掉，第3環(huán)和第5環(huán)為半切削環(huán)，切削結(jié)束后只有一半的管片被切削掉； 其余4環(huán)為普通環(huán)，試驗過程中不受切削。

管片的拼裝方法和角度如圖4所示。中間3環(huán)采用通縫拼裝，其余4環(huán)采用錯縫拼裝。頂部為0°，靠背側(cè)為90°，切削側(cè)為270°。

試驗過程中采用可主動施加預頂力的內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)來保證切削過程中主隧道的穩(wěn)定，內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)示意圖如圖5所示。與管片接觸的為剛度較大的月牙板，頂部月牙板稱之為頂撐，前后月牙板為前后撐。頂撐由4組豎向支撐與底板相連，前后撐由4組橫向支撐與豎向支撐相連。各支撐均設置內(nèi)置千斤頂，可以施加主動荷載。

圖5 內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)示意圖

1.3 加載制度

試驗按照工況加載的方式進行加載，具體工況如下(以切削環(huán)為例)。

1)初始工況。聯(lián)絡通道的施工位置埋深19 m，側(cè)壓力系數(shù)0.71，主隧道上半部分和下半部分基床系數(shù)不同，上部基床系數(shù)為12 MPa/m，下部基床系數(shù)為44 MPa/m。外部荷載以此進行設計。首先采用荷載控制的加載方式，使各組千斤頂同步加載至設計荷載(即側(cè)邊土壓力為靜止土壓力)，作為初始工況的第1階段(如圖6所示)。這里的荷載設計是根據(jù)試驗前數(shù)值模擬的計算結(jié)果，保證施加外部結(jié)束后的內(nèi)力與修正慣用法計算的荷載響應結(jié)果基本一致。

圖6 初始工況第1階段示意圖

接著將腰部千斤頂修改為荷載-位移曲線控制的加載方式，模擬被動土壓力狀態(tài)，作為初始工況的第2階段(如圖7所示)。這里是根據(jù)修正慣用法中側(cè)向土壤抗力的算法進行設計。依據(jù)溫克爾局部變形理論計算，抗力圖形呈一等腰三角形，抗力范圍與水平直徑上下呈45°。這里采用這個范圍內(nèi)的腰部千斤頂進行加載方式修改，荷載的大小由遠離原始隧道位置的距離確定，加載程序根據(jù)荷載-位移曲線自動反算出此時的千斤頂頂力，用以模擬被動土壓力。這一模擬過程與管片的收斂時時關聯(lián)，根據(jù)程序自動計算的荷載值進行施加，用以模擬變化的被動土壓力。根據(jù)被動土壓力的計算，本試驗特殊環(huán)上部千斤頂?shù)南禂?shù)為14 608.4 kN/m，特殊環(huán)下部千斤頂?shù)南禂?shù)為53 564.15 kN/m，普通環(huán)的系數(shù)均為特殊環(huán)的0.8倍。

圖7 初始工況第2階段示意圖

2)預撐工況。為了模擬實際施工過程，試驗采用內(nèi)支撐預加頂力的工況。試驗進行預加頂力的模擬，模擬過程如圖8所示。豎向支撐內(nèi)置千斤頂每組預加頂力700 kN，前后支撐內(nèi)置千斤頂每組預加頂力50 kN。預加頂力按照10%總頂力分10級進行同步加載。

圖8 預撐工況示意圖

3)頂管始發(fā)工況。模擬頂管切削頂進的過程。工況分為3個階段。第1個階段為頂管切削切削環(huán)；第2個階段為頂管露頭破洞，此時結(jié)構(gòu)體系發(fā)生了改變；第3個階段為開始切削半切削環(huán)，形成聯(lián)絡通道開口(始發(fā)工況如圖9所示)。頂管刀盤直徑為3 290 mm，略大于聯(lián)絡通道直徑(3 150 mm)，頂管的頂推力為2 000～3 000 kN，最大為6 000 kN，頂管的轉(zhuǎn)矩為100 kN·m左右。

4)拆撐工況。模擬切削完成后進行內(nèi)支撐卸載的過程。卸載過程分10級按照10%內(nèi)支撐頂力進行卸載(如圖10所示)。這一過程中沒有考慮聯(lián)絡通道本身結(jié)構(gòu)對主隧道結(jié)構(gòu)的影響，而聯(lián)絡通道本身結(jié)構(gòu)的存在是有利于結(jié)構(gòu)受力的，試驗工況是更為不利的工況。

圖9 頂管始發(fā)工況示意圖

圖10 拆撐工況示意圖

1.4 測試方案

為探究襯砌結(jié)構(gòu)在設計狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)響應，試驗中觀測各級荷載下管片表面裂縫及接縫破損的發(fā)展情況，同時測量和測試結(jié)構(gòu)收斂變形、縱縫張開及錯臺、環(huán)縫張開及錯臺、主筋應變、混凝土應變等。

其中內(nèi)力的計算根據(jù)有限元預分析結(jié)果，選取切削環(huán)12個內(nèi)力控制截面、半切削環(huán)10個內(nèi)力控制截面布設電阻應變片，量測主筋及混凝土應變。根據(jù)試驗監(jiān)測得到各工況設計驗算點鋼筋與混凝土應變進行內(nèi)力計算，計算時假設各截面應變滿足平截面假定。由于傳感器在切削位置無法進行布置，所以試驗結(jié)果沒有切削部分的內(nèi)力分布。

2 主要試驗結(jié)果

2.1 結(jié)構(gòu)裂縫

試驗結(jié)束時管片內(nèi)部裂縫主要產(chǎn)生在中間3環(huán)，包括拉伸裂縫、壓碎裂縫以及剝落，如圖11所示。第4環(huán)除切削位置外幾乎沒有產(chǎn)生裂縫；第3環(huán)和第5環(huán)靠近第4環(huán)的300°螺栓位置產(chǎn)生30 cm范圍拉伸裂縫以及剝落，0°頂部螺栓位置出現(xiàn)2處20 cm左右拉伸裂縫；第3環(huán)和第5環(huán)90°和270°出現(xiàn)不同程度的壓碎裂縫；第2環(huán)和第6環(huán)相同位置也出現(xiàn)輕微裂縫。圖11中頂管位置的管片由于頂管的進尺原因無法繼續(xù)向前，導致纖維筋受損的混凝土已失去結(jié)構(gòu)作用，只剩1層保護層。

圖11 襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)弧面裂縫展開圖

如圖12和圖13所示，外部裂縫集中在中間3環(huán)。第4環(huán)封頂塊位置55°產(chǎn)生了壓碎裂縫。第3環(huán)和第5環(huán)切削位置270°的裂縫混凝土脫落位置為外部保護層，為頂管切削位置。第3環(huán)封頂塊位置55°也產(chǎn)生了壓碎裂縫。

圖12 切削環(huán)外弧面270°位置裂縫示意圖

Fig. 12 Development of external arc surface crack in cutting lining structure(270°)

圖13 切削環(huán)外弧面55°位置裂縫示意圖

Fig. 13 Development of external arc surface crack in cutting lining structure(55°)

根據(jù)試驗現(xiàn)象和測試結(jié)果可以看出，除了切削環(huán)的切削側(cè)有較大的位移外，其他工況下各環(huán)沒有發(fā)生收斂變形?？梢酝茢嗲邢鱾?cè)的裂縫主要是在切削時產(chǎn)生的，而其余裂縫是在拆撐工況時由于各環(huán)不同的收斂變形，管片進行內(nèi)力重分布導致的。

2.2 結(jié)構(gòu)變形

2.2.1 初始工況

初始工況下各環(huán)由于底部的固定，底部幾乎沒有位移變形。初始工況收斂變形主要集中在頂部，頂部位移均勻下降，收斂在20 mm左右，左右腰部收斂在10 mm左右。在腰部修改加載模式后，由于腰部的土彈簧擠壓作用較大，導致腰部收斂迅速減小，左右收斂達到5 mm左右，頂部收斂減小至15 mm左右(如圖14所示)。

圖14 初始工況收斂變形

2.2.2 預撐工況

在預撐工況下，中間5環(huán)頂部收斂進一步減少，減小至10 mm左右，腰部收斂減少至1 mm左右后基本維持不變(如圖15所示)。

圖15 預撐工況收斂變形

2.2.3 頂管始發(fā)工況

在切削環(huán)切削的工況下，第4環(huán)切削側(cè)受到較大推力向切削側(cè)有偏移，其余各環(huán)收斂變化不大。

在切削環(huán)切削完成后，結(jié)構(gòu)體系發(fā)生改變，切削環(huán)頂部收斂有增加的趨勢，增加幅度為2～3 mm，切削環(huán)整體向切削側(cè)偏移2～3 mm。

在半切削環(huán)切削工況中，切削側(cè)上部有向內(nèi)移動的趨勢，增量為3 mm左右。這一過程即形成了懸臂壓縮段(變形如圖16所示)。半切削環(huán)的收斂主要集中在這一工況，切削側(cè)收斂向外增大3 mm。

2.2.4 拆撐工況

在拆撐工況下，切削環(huán)頂部收斂迅速增加，增量為10 mm左右，比初始工況收斂略大。35°、55°以及325°縱向接縫在拆撐工況下產(chǎn)生了1～2 mm的張開與壓緊(如圖17所示)。

圖16 頂管始發(fā)工況收斂變形

Fig. 16 Convergence deformation of starting stage by pipe jacking method

圖17 拆撐工況收斂變形

半切削環(huán)在拆撐工況頂部收斂增加3～5 mm，比初始工況收斂增大，腰部向外增加2 mm左右。其余各環(huán)與初始工況相比變化較小。

試驗還統(tǒng)計了7環(huán)襯砌結(jié)構(gòu)在縱向上的環(huán)縫張開狀態(tài)。監(jiān)測點為切削環(huán)和半切削環(huán)之間135°和225°的環(huán)縫張開。

監(jiān)測結(jié)果顯示，環(huán)縫張開量較小，主要產(chǎn)生在頂管始發(fā)工況。在切削側(cè)的225°位置處，始發(fā)工況第1階段半切削環(huán)和切削環(huán)之間的環(huán)縫內(nèi)外均張開1 mm左右； 始發(fā)工況第2階段環(huán)縫外部張開1 mm，內(nèi)部壓緊2 mm，靠背側(cè)的135°全過程基本沒有變化。

試驗也統(tǒng)計了各環(huán)0°、90°和270°的環(huán)縫錯動。在切削過程中各環(huán)位置發(fā)生了較大的錯動。在頂管始發(fā)工況第1階段，第4環(huán)與相鄰2環(huán)切削側(cè)90°的錯臺達到10 mm左右。在拆撐工況下，頂部的錯臺量較大，第4環(huán)與相鄰2環(huán)間新增了10 mm左右錯臺量。

2.3 結(jié)構(gòu)內(nèi)力

2.3.1 初始工況

切削環(huán)初始工況頂部正彎矩和腰部負彎矩大約為250 kN·m，頂?shù)孜恢幂S力最小，腰部軸力最大，頂?shù)纵S力初始工況為1 200 kN左右，腰部軸力初始工況為1 600 kN左右。

在修改腰部控制曲線后，內(nèi)力變化如圖18所示。由于腰部的外荷載增大，頂?shù)缀脱康膹澗鼐鶞p小至170 kN·m，腰部靠上位置的彎矩較大，為負彎矩190 kN·m，腰部軸力幾乎沒有變化，頂?shù)纵S力增加100 kN左右。

半切削環(huán)初始工況頂部正彎矩約為250 kN·m，腰部彎矩約為230 kN·m，頂?shù)孜恢幂S力最小，約為1 200 kN，腰部軸力最大，約為1 600 kN。

初始工況第2階段下半切削環(huán)頂?shù)渍龔澗鼐鶞p小至150 kN·m，腰部負彎矩減小至150 kN·m左右，腰部靠上彎矩減小較少，頂部軸力增大200 kN，腰部軸力幾乎沒有變化，半切削環(huán)內(nèi)力變化與切削環(huán)相類似，不再繪出。

(a) 切削環(huán)初始工況彎矩圖 (單位： kN·m)

(b) 切削環(huán)初始工況軸力圖 (單位： kN)

2.3.2 預撐工況

在預撐工況下，內(nèi)力變化如圖19所示。切削環(huán)頂部彎矩進一步減小，減小至100 kN·m左右，腰部彎矩也相應減少至100 kN·m，腰部靠上位置的彎矩較大，79°位置彎矩比90°位置彎矩大40 kN·m。預撐工況下，腰部軸力減少200 kN。

半切削環(huán)頂部彎矩進一步減小，減小至100 kN·m左右，腰部彎矩也相應減少至100 kN·m，靠上位置的彎矩較大，79°位置彎矩比110°位置彎矩大40 kN·m。預撐工況下，頂部軸力幾乎不變，腰部軸力減少200 kN。半切削環(huán)與切削環(huán)的內(nèi)力變化相類似，不再繪出。

(a) 切削環(huán)預撐工況彎矩圖 (單位： kN·m)

(b) 切削環(huán)預撐工況軸力圖 (單位： kN)

2.3.3 頂管始發(fā)工況

頂管始發(fā)工況第1階段變化如圖20所示。切削環(huán)靠近切削側(cè)的頂部彎矩迅速下降，下降50 kN·m左右，腰部彎矩受到后部后靠力的影響，彎矩有部分增大，增大30 kN·m左右，頂部軸力減小200 kN左右。

頂管始發(fā)工況第1階段，半切削環(huán)腰部彎矩增大10 kN·m左右，其余位置變化較小，頂部軸力基本不變。

在切削環(huán)完全切削后，即頂管始發(fā)工況第2階段，結(jié)構(gòu)體系發(fā)生了變化，變化結(jié)果如圖21所示。切削環(huán)340°彎矩由正變負，對應于收斂變形中此處有一個較大的向內(nèi)變形趨勢。350°彎矩幾乎變?yōu)? kN·m，0°彎矩下降36 kN·m，靠背側(cè)的彎矩也相應減小30 kN·m左右，腰部彎矩增大10～20 kN·m。切削側(cè)315°反彎點軸力增大800 kN，靠近靠背側(cè)反彎點的145°軸力減小300 kN，頂部的軸力下降100 kN左右，腰部軸力增大200 kN。

這一過程中，半切削環(huán)的彎矩變化量較少，頂部軸力增加100 kN，腰部軸力變化不大，靠近靠背側(cè)反彎點45°和135°的軸力減少200 kN左右。

(a) 切削環(huán)頂管始發(fā)第1階段彎矩圖 (單位： kN·m)

(b) 切削環(huán)頂管始發(fā)第1階段軸力圖 (單位： kN)

Fig. 20 Internal forces of cutting ring under first stage of starting stage by pipe jacking method

(a) 切削環(huán)頂管始發(fā)第2階段彎矩圖 (單位： kN·m)

(b) 切削環(huán)頂管始發(fā)第2階段軸力圖 (單位： kN)

Fig. 21 Internal forces of cutting ring under second stage of starting stage by pipe jacking method

始發(fā)工況第3階段內(nèi)力變化如圖22所示。切削環(huán)各位置的變化量較小，基本與前一階段類似，彎矩變化在10 kN·m左右，軸力幾乎不變，頂部軸力繼續(xù)減小。

這一過程中，半切削環(huán)彎矩變化在10 kN·m左右，靠近切削側(cè)的頂部彎矩迅速下降，下降30 kN·m左右。效應類似于頂管始發(fā)的第1階段，但是沒有前者明顯。頂部軸力增加100 kN，腰部軸力變化不大，靠近靠背側(cè)反彎點45°和135°的軸力減少200 kN左右。

2.3.4 拆撐工況

拆撐工況切削環(huán)和半切削環(huán)的內(nèi)力變化如圖23所示。切削環(huán)頂部彎矩迅速增大，增大60 kN·m左右，腰部負彎矩減小20 kN·m左右，頂?shù)纵S力變化較小，腰部軸力增加300 kN，略大于預撐工況下對側(cè)腰部軸力，頂部軸力增大300 kN。

拆撐工況下，半切削環(huán)頂部彎矩迅速增大，增大40 kN·m左右，最大正彎矩在頂部，最大負彎矩在腰部，腰部負彎矩增大50 kN·m左右。拆撐工況下，頂?shù)纵S力增加100 kN左右，腰部軸力增加400 kN，一部分是預撐工況的疊加，另一部分是切削環(huán)切削側(cè)管片消失的腰部軸力的分擔?？拷勘硞?cè)反彎點45°和135°的軸力也增大300 kN左右。

3 頂管法聯(lián)絡通道全過程總結(jié)

整個試驗過程經(jīng)歷4個工況： 初始工況、預撐工況、頂管始發(fā)工況及拆撐工況。

初始工況主要驗證了荷載位移的合理性與7環(huán)加載同步的可靠性。預撐工況中由于內(nèi)支撐頂部月牙板只與中間5環(huán)接觸，中間5環(huán)與最外圍2環(huán)產(chǎn)生了明顯的不同，中間的5環(huán)頂?shù)资諗吭黾?～5 mm，最外圍2環(huán)基本沒有變化。

頂管始發(fā)工況第1階段主要為第4環(huán)切削環(huán)受力，這一過程中切削環(huán)發(fā)生整體向切削側(cè)移動，且切削側(cè)的收斂變化量大于靠背側(cè)，頂部彎矩減小，軸力減小，腰部彎矩增大。

頂管始發(fā)工況第2階段結(jié)構(gòu)體系發(fā)生改變，由于切削位置外部荷載的消失，導致懸臂效應的產(chǎn)生，在切削靠上位置的外部荷載作用下懸臂端向內(nèi)收斂移動，使頂部彎矩變小而腰部彎矩增大。這一過程中，通過收斂變形和環(huán)縫錯動等試驗可以判斷傳力主要集中在切削側(cè)，其余位置由于內(nèi)支撐體系的保護，相對位移較小，基本不存在傳力過程。

頂管始發(fā)工況第3階段切削環(huán)幾乎不受影響，半切削環(huán)的變化規(guī)律是類似于始發(fā)工況第1階段切削環(huán)的變化規(guī)律，這一過程中半切削環(huán)發(fā)生整體向切削側(cè)移動，且切削側(cè)變化量大于靠背側(cè)的收斂變化，頂部彎矩減小，軸力減小，腰部彎矩增大。但是由于結(jié)構(gòu)沒有完全破壞，所以沒有發(fā)生第2步的懸臂效應。

拆撐工況中： 各環(huán)整體頂?shù)资諗烤黾?，切削環(huán)增加最多，增大12 mm，半切削環(huán)增大5 mm左右，其余各環(huán)增大2 mm左右； 中間3環(huán)的頂部彎矩均增大，切削環(huán)腰部彎矩減小而半切削環(huán)腰部彎矩增大，各環(huán)腰部軸力均有部分增大。在這一過程中，發(fā)生了由于位移不同導致的內(nèi)力傳遞。

全過程來看主要是以下3個階段對于各環(huán)的結(jié)構(gòu)響應有明顯的影響，第1個階段為頂管的切削始發(fā)過程，第2個階段為切削完成后外部荷載向內(nèi)擠壓的過程，第3個階段為拆撐后環(huán)間傳力的過程。

第1個階段，切削環(huán)切削和半切削環(huán)切削過程中，由于內(nèi)支撐的結(jié)構(gòu)作用，傳力效應不明顯，所以切削只對本環(huán)的結(jié)構(gòu)內(nèi)力和收斂造成影響。

第2個階段，切削完成后，由于結(jié)構(gòu)不再完整，外部荷載向內(nèi)擠壓，使內(nèi)力發(fā)生重分布且收斂發(fā)生變化。

第3個階段，拆撐完成后，由于各環(huán)的收斂位移不同，環(huán)間收斂進行協(xié)調(diào)導致內(nèi)力傳遞。

4 結(jié)論與討論

通過對無錫地鐵3號線頂管法聯(lián)絡通道模型試驗的研究，得到以下結(jié)論。

1)襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力的重分布工況效應明顯，環(huán)內(nèi)的內(nèi)力重分布主要發(fā)生在被直接切削的襯砌環(huán)，環(huán)間的內(nèi)力傳遞主要集中在切削位置的臨近環(huán)，且主要發(fā)生在內(nèi)支撐卸力工況。

2)對于此襯砌結(jié)構(gòu)來說，始發(fā)切削是一個相對獨立的過程，對切削的管片影響較大，而對其余管片影響較小。

3)切削過程中由于切削側(cè)頂管頂力主要由1環(huán)或者2環(huán)承擔，而后部的反力由5環(huán)共同承擔，所以在切削時會發(fā)生切削環(huán)整環(huán)向切削側(cè)整體移動的現(xiàn)象。

4)傳力主要發(fā)生在拆撐工況下，傳力是由于各環(huán)之間的收斂不同導致的，傳力基本集中在中間3環(huán)，其余4環(huán)的影響較小。

5)整個試驗過程中，在沒有考慮聯(lián)絡通道對結(jié)構(gòu)的支撐作用的前提下環(huán)間作用較好，7環(huán)的變形與內(nèi)力雖然有差異，但是可以通過環(huán)間傳遞保持7環(huán)的穩(wěn)定。

6)切削過程中的結(jié)構(gòu)整體性較好，切削側(cè)的響應遠大于遠離切削側(cè)的襯砌結(jié)構(gòu)，剩余襯砌結(jié)構(gòu)是安全的。

通過本文的研究，得到了模擬施工過程中的內(nèi)力重分布與傳力過程，為機械法聯(lián)絡通道提供了理論支持。

在本文的研究中，有一個問題值得繼續(xù)探討，即試驗過程中沒有考慮聯(lián)絡通道本身結(jié)構(gòu)對主隧道結(jié)構(gòu)的影響，聯(lián)絡通道本身結(jié)構(gòu)的存在使各環(huán)整體性提高，有利于結(jié)構(gòu)受力，后續(xù)可繼續(xù)考慮此影響。