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)絡通道施工方法包括明挖法、冷凍法以及機械法等。目前，冷凍法已經(jīng)有較成熟的理論研究[1-2]。機械法聯(lián)絡通道在國內外也都已經(jīng)有一些應用[3-4]，但國內外有關采用機械法施工聯(lián)絡通道的設計計算理論研究以及工程經(jīng)驗相對滯后。盾構法聯(lián)絡通道作為一種比較先進的施工方法，施工過程中的施工工況節(jié)點還沒有很好的劃分方法，施工過程中主隧道外的荷載變化與結構響應等尚未研究清楚。一種全新工法需要積累大量數(shù)據(jù)才能摸清其變化規(guī)律，并反映到盾構隧道的設計與施工中來[5]。

現(xiàn)場原位測試是研究盾構隧道襯砌結構外荷載以及受力特性的有效手段。周文波等[6]進行了施工過程中盾構隧道管片結構內力的現(xiàn)場測試試驗；梁禹等[7]和梁霄等[8]對管片襯砌在施工期間和施工后期所受的外荷載和結構內力進行了長期的現(xiàn)場追蹤測試；王建等[9]對軟土地基大直徑地鐵盾構隧道運營期襯砌結構受力特性進行了現(xiàn)場測試研究。由于施工荷載等改變導致的結構內力發(fā)生變化的機制總結也有較多研究[10-13]。2013年，Armin Strauss等[14]進行了主隧道開挖聯(lián)絡通道的現(xiàn)場研究，得到在冷凍法和支撐的幫助下，主隧道和內部設立的支撐的應變量較小。2016年，Georg Atzl等[15]針對在巖體中利用TBM修建聯(lián)絡通道的過程進行相關檢測，研究了復合管片的響應。這些試驗給出了不同條件下的現(xiàn)場試驗方法及結論，但是目前還沒有文獻對采用機械法施工聯(lián)絡通道的現(xiàn)場試驗進行研究。在該工法下，結構一直處于動態(tài)施工狀態(tài)，而不是非常明確的施工步驟，結構響應有所不同，對工況的劃分也是本試驗研究的一個重點。

本研究依托寧波軌道交通3號線工程盾構區(qū)間聯(lián)絡通道的設計和施工，進行管片外部水土壓力、管片結構內力以及螺栓軸力的全過程現(xiàn)場監(jiān)測試驗，獲取主隧道襯砌結構施工全過程相關的受力真實數(shù)據(jù)，并對此過程進行工況劃分，以探索采用機械法進行聯(lián)絡通道施工時，盾構隧道襯砌結構在施工階段的受力特性，明確控制工況和控制截面，對結構設計提出建議。

1 現(xiàn)場試驗研究背景

1.1 工程概況

現(xiàn)場試驗研究依托工程為寧波軌道交通3號線一期工程兒童公園站—櫻花公園站區(qū)間聯(lián)絡通道，兒童公園站—櫻花公園站起點里程ZDK14+521.0，終點里程為ZDK15+402.266，隧道長度約881.266 m。聯(lián)絡通道里程為左線YDK15+043.000(右線為YDK15+043.000)，隧道中心埋深為18.7 m、線間距為17 m。該聯(lián)絡通道采用盾構法施工。

施工位置的土層如下(見圖1)。 ⑤1黏土： 褐黃、灰黃色，層位起伏相對較大，層厚 1.0～10.2 m，平均厚度為 4.2 m，層頂埋深 17.5～31.0 m，層頂標高-15.29～-28.60 m，呈硬可塑狀態(tài)；⑤3砂質粉土： 灰黃色，廣泛分布，層位起伏相對較大，層厚1.9～14.0 m，平均厚度為8.63 m，層頂埋深 21.3～35.2 m，層頂標高-19.11～-32.69 m，呈稍密-中密狀態(tài)，具有中壓縮性。

圖1聯(lián)絡通道剖面圖

Fig. 1 Profile of connection passage

1.2 施工過程與工況轉化

機械法聯(lián)絡通道施工如圖2所示。即從始發(fā)端開始盾構切削管片到掘進完聯(lián)絡通道到接收端接收盾構，最后進行回收。

圖2 機械法聯(lián)絡通道施工概念圖 (單位： mm)

Fig.2 Profile of connection passage constructed by machinery (unit: mm)

主隧道特殊環(huán)共有3環(huán)，為鋼-混凝土復合結構，特殊環(huán)A-A斷面如圖3所示，包含1個封頂塊、2個相鄰塊和3個基本塊。聯(lián)絡通道管片一共有24環(huán)(6環(huán)鋼管片和18環(huán)混凝土管片)，鋼管片包括始發(fā)端的2環(huán)、接收端的4環(huán)(最后的23環(huán)和24環(huán)在完成拼裝后進行拆除)。

圖3 特殊環(huán)A-A斷面圖 (單位： mm)

聯(lián)絡通道管片襯砌由1個封頂塊、2個相鄰塊以及2個標準塊組成。

1.2.1 施工過程

1)2018年7月12日前盾構下井至始發(fā)初始狀態(tài)，是本次開始測量的起點。

2)內支撐體系預支撐階段。開始時間為2018-07-12 T 14：00，歷時106 h，內支撐體系施加預頂力，切削管片的準備階段就緒，盾構進入始發(fā)狀態(tài)。

3)盾構始發(fā)階段。開始時間為2018-07-17 T 0：00，盾構開始切削始發(fā)端管片。

4)刀尖磨穿管片階段。刀尖磨穿管片，此時發(fā)生漏水現(xiàn)象，從外側涌入大量的水和土。

5)刀盤磨穿管片階段。開始時間為2018-07-23 T 18：00，這一階段刀盤繼續(xù)磨管片，直到整個刀盤磨穿管片。

6)盾構掘進階段。刀盤磨穿管片即進入盾構開始掘進階段。盾構整個刀盤磨穿管片后，盾構掘進完成整個隧道，施工過程類似于普通盾構。

7)接收準備工作，接收套筒焊接完成。

8)接收端內支撐預撐階段。5號臺車就位后，先與特殊3環(huán)的鋼套筒進行焊接；焊接特殊3環(huán)之間的環(huán)縫；內支撐體系施加預頂力，完成切削管片的準備階段，進入接收狀態(tài)。施加撐力的方法與始發(fā)相同。

9)刀尖頂住接收端階段。開始時間為2018-08-10 T 14：30，即將進入接收端，刀尖頂住接收端管片，接收開始。

10)刀尖磨穿接收端管片階段。開始時間為2018-08-12 T 11：00，類似于始發(fā)端。

11)盾構掘進接收階段。開始時間為2018-08-12 T 11：00，刀尖磨穿管片即進入盾構開始接收階段。盾構到達預定位置，并進行接收端的接收。后進行注漿，注漿完成后進行卸力。

12)完成接收后進行始發(fā)端的內支撐卸力。

1.2.2 工況轉化

始發(fā)端可分為： 初始工況、預撐工況(步驟2)、盾構始發(fā)工況(步驟3/4/5)以及拆撐工況(步驟12)；接收端可分為： 初始工況、預撐工況(步驟8)、盾構接收工況(步驟9/10)以及拆撐工況(步驟11)。

2 現(xiàn)場試驗方案

2.1 斷面選取及測點布置

盾構法聯(lián)絡通道施工分為始發(fā)端與接收端，切削位置均為3環(huán)，中間1環(huán)為切削環(huán)，兩邊的環(huán)為半切削環(huán)。試驗環(huán)管片如圖4所示。

為探究新型襯砌結構在設計狀態(tài)下的結構響應，測試試驗過程中測量和測試的內容包括測量結構外部的水土荷載、主筋軸力和螺栓軸力等。始發(fā)端和接收端荷載測試截面如圖5和圖6所示。

內力的計算是根據(jù)有限元預分析結果，選取切削環(huán)3個內力控制截面、半切削環(huán)4個內力控制截面(見圖5和圖6中標號位置)布設鋼筋軸力計，量測主筋軸力。根據(jù)試驗監(jiān)測得到各工況設計驗算點鋼筋軸力并進行內力計算，計算時假設各截面應變滿足平截面假定，始發(fā)端和接收端內力測試截面如圖7和圖8所示。

(a) 1/3環(huán)始發(fā)拼裝示意 (b) 2環(huán)始發(fā)拼裝示意

(c) 1/3環(huán)接收拼裝示意 (d) 2環(huán)接收拼裝示意

圖4試驗環(huán)管片示意圖

Fig. 4 Segment layout of tested ring

圖5 始發(fā)端荷載測試截面

Fig.5 Load test cross-section at main tunnel of shield launching

圖6 接收端荷載測試截面

2.2 傳感器埋設安裝與采集

傳感器采用預埋的方法進行安裝，其步驟如下： 1)將傳感器組裝在預制的角鐵或鋼板上； 2)將角鐵或鋼板焊接在近外弧面的鋼筋籠上，在傳感器表面粘貼紙板等保護材料； 3)傳感器電纜線沿鋼筋固定，端部涂抹防水膠，接入固定于內弧面的預制鐵線盒內； 4)管片澆筑、養(yǎng)護，將管片外弧面保護紙板剝離，從內弧面鐵線盒內拉出電纜線。安裝過程如圖9所示。

圖7 始發(fā)端內力測試截面

Fig.7 Internal force test cross-section at main tunnel of shield launching

圖8 接收端內力測試截面

Fig.8 Internal force test cross-section at main tunnel of shield arriving

(a) 傳感器焊接 (b) 鋼筋計安裝

(c) 水土壓力計安裝 (d) 傳感器接入預制線盒

(e) 試驗管片澆筑 (f) 出模后外弧面水土壓力計

圖9傳感器安裝過程

Fig. 9 Installation procedure of sensors

在試驗環(huán)管片拼裝前對傳感器進行初始讀數(shù)，接入機箱后采用振弦式動態(tài)數(shù)據(jù)采集儀，每2 min采集一次數(shù)據(jù)。

3 現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)分析

3.1 始發(fā)端數(shù)據(jù)分析

3.1.1 荷載空間分布變化規(guī)律

始發(fā)端3環(huán)外部壓力變化較為類似，這里以具有代表性的中間1環(huán)的壓力變化規(guī)律為例。為了了解各工況之間的變化規(guī)律，將上一工況與本工況繪制在同一張圖中表示其變化規(guī)律，如圖10所示。

(a) 初始工況荷載分布

(b) 預撐工況荷載分布

(c) 始發(fā)工況第1階段荷載分布

(d) 始發(fā)工況第2階段荷載分布

(e) 始發(fā)工況第3階段荷載分布

(f) 最終工況荷載分布

圖10始發(fā)端荷載空間分布(單位： kPa)

Fig.10 Load spatial distributions at main tunnel of shield launching (unit: kPa)

根據(jù)劃分的受力階段，取初始工況、預撐工況、始發(fā)工況和最終工況的代表性時刻進行外部壓力對比。為了說明襯砌內力在不同階段的變化情況，將始發(fā)工況分為3個階段進行繪制，分別為盾構推力最大(2 500 kN)時刻的工況、管片被切削破洞的工況以及最終切削完成的工況。

理論值計算采用水土分算的方法，計算頂部超載為20 kPa、水位高度地下為1 m，土重度按照實際重度取值進行計算，側向壓力系數(shù)取實際數(shù)值(這里取0.4)計算得到結果。

1)初始工況，實測值與理論計算值誤差較小，在10%以內。2)在預撐工況，由于內支撐頂部撐力增加，頂?shù)椎乃翂毫υ黾?0～30 kPa，其余變化較小。3)在始發(fā)工況第1階段，盾構處于最大推力的時刻，靠近切削側的水土壓力增大40 kPa左右，其余位置變化量較小。4)在始發(fā)工況第2階段，由于管片被切穿，導致外部漏水，切削側水土壓力下降30～100 kPa，靠背側(90°)下降50 kPa左右，底部的水土壓力也下降50 kPa左右。5)在切削完成后的始發(fā)工況第3階段，由于切削側上部部分注漿導致切削側上部水土壓力增大，其余部分水土壓力整體變化不大。6)在最終工況，即掘進一段時間后，水土壓力和注漿壓力歸于穩(wěn)定，整體水土壓力趨于穩(wěn)定。

注漿過程也為外部荷載變化的一個重要過程，注漿位置為225°和315°的注漿孔，主要為2次注漿，以彌補由于開洞導致的水土壓力流失。注漿壓力始發(fā)工況第2階段共進行1次補漿，壓力為200 kPa；最終工況進行1次補漿，壓力為250 kPa。

3.1.2 盾構頂力及內支撐變化規(guī)律

1)內部盾構的推力是影響荷載分布較為重要的一個部分。始發(fā)端盾構頂力及行程如圖11所示。

圖11 始發(fā)端盾構頂力及行程示意圖

Fig.11 Schematic diagram of jacking force and stroke of shield during shield launching

第1條豎線前為預撐工況，尚未開始頂進；第1條豎線和第2條豎線之間為始發(fā)工況，這一階段的頂力較為穩(wěn)定，為2 000 kN左右；第2條豎線后為掘進工況，頂力較切削管片有所增大，為4 000 kN左右。

2)由于橫向支撐力較小且變化不大，這里以豎向支撐的頂力變化為例進行描述，內支撐全過程變化規(guī)律如圖12所示。

第1條豎線前為預撐工況，人為施加頂撐力至500 kN； 第1條豎線和第2條豎線之間為始發(fā)工況，這一階段在始發(fā)工況中緩慢下降至400 kN，后又主動調整至500 kN； 第2條豎線后為掘進工況，頂撐支撐力較為穩(wěn)定。

圖12 內支撐全過程變化規(guī)律

3.1.3 襯砌各環(huán)內力變化規(guī)律

由于內支撐的遮擋存在，收斂變形監(jiān)測結果均較小，無法滿足試驗數(shù)據(jù)的精度。本文主要討論襯砌內力變化的規(guī)律。

3.1.3.1 切削環(huán)內力分布

1)切削環(huán)不同角度彎矩分布如圖13所示。由圖可知： ①在預撐工況，由于預撐力的影響，切削環(huán)頂?shù)?36°和156°位置彎矩減小，腰部70°彎矩減小。②在始發(fā)工況第1階段，靠近切削側的頂部彎矩減小20 kN·m左右，這是由于盾構頂力對切削側的內力有較大的影響。③在始發(fā)工況第2階段，由于結構體系發(fā)生變化，靠近切削側頂部336°的彎矩增大30 kN·m左右，且由于外部荷載發(fā)生了不均勻的變化，腰部彎矩增大15 kN·m。④在始發(fā)工況第3階段和最終的測量工況，這一趨勢保持，且由于底部的水土荷載減少較多且不均勻變化，底部彎矩有較大的減少。在頂部切削位置部分注漿后，頂部和腰部彎矩均增大20 kN·m左右。

圖13 始發(fā)端切削環(huán)不同角度彎矩分布圖

Fig.13 Bending moment distribution of cutting ring with different angles when shield launching

2)切削環(huán)不同角度軸力分布如圖14所示。由圖可知： ①在預撐工況，由于預撐力的影響，腰部軸力減小50 kN。②在始發(fā)工況第1階段，頂部軸力減小100 kN，腰部70°軸力減小100 kN，這是由于盾構頂力對切削側的內力有較大的影響。③在始發(fā)工況第3階段，頂部軸力減小150 kN，腰部軸力增大200 kN。④在最終工況，頂部靠近切削位置注漿后，頂部軸力增大150 kN，其余位置變化較小。

圖14 始發(fā)端切削環(huán)不同角度軸力分布圖

Fig.14 Axial force distribution of cutting ring with different angles when shield launching

3.1.3.2 半切削環(huán)內力分布

1)由于對稱性，這里選取其中一環(huán)半切削環(huán)進行繪制，半切削環(huán)不同角度彎矩如圖15所示。由圖可知： ①在預撐工況，半切削環(huán)各位置的彎矩均減少。 ②在后面的工況，頂部彎矩0°基本沒有變化，底部彎矩(180°)在最終工況彎矩有較大的減少。③在接收工況第1階段，腰部彎矩增大了30 kN·m。④在第2階段彎矩增加了20 kN·m左右。⑤在最終工況，頂部靠近切削側注漿后，彎矩增大了20 kN·m。

圖15 始發(fā)端半切削環(huán)不同角度彎矩分布圖

Fig.15 Bending moment distribution of half-cutting ring with different angles when shield launching

2)半切削環(huán)不同角度軸力分布如圖16所示。由圖可知： ①在預撐工況，由于預撐力的影響腰部軸力減小100 kN。②在始發(fā)工況第1階段，頂部軸力減小200 kN，這是由于盾構頂力對切削側的內力有較大的影響。③在始發(fā)工況第3階段，頂部軸力增大150 kN，腰部軸力減小200 kN，主要由于此處的內支撐重新施加軸力的結果。④在最終工況，頂部軸力減小100 kN，其余位置變化較小。

圖16 始發(fā)端半切削環(huán)不同角度軸力分布圖

Fig.16 Axial force distribution of half-cutting ring with different angles when shield launching

3.1.4 縱向變形規(guī)律

縱向環(huán)縫螺栓分為切削環(huán)與半切削環(huán)間的螺栓以及半切削環(huán)與普通環(huán)之間的螺栓。由于對稱性，這里選取一側的數(shù)據(jù)進行分析。由于采集時間的間隔，這里選取主要發(fā)生變化的幾個工況進行分析。分別選取初始工況、始發(fā)工況第2階段、始發(fā)工況第3階段以及最終工況進行分析(以半切削環(huán)的分塊角度繪制隧道環(huán))。螺栓軸力分布如表1和表2所示。

表1接收端不同工況下切削環(huán)和半切削環(huán)間螺栓軸力分布

Table 1 Axial force distributions of bolt between cutting ring and half-cutting ring when shield launching under different working conditions kN

螺栓位置初始工況始發(fā)工況2始發(fā)工況3最終工況0°5956575745°14642145135°4313116157.5°34183546225°25598265

表2接收端不同工況下半切削環(huán)和普通環(huán)間螺栓軸力分布

Table 2 Axial force distributions of bolt between half-cutting ring and normal ring when shield launching under different working conditions kN

螺栓位置初始工況始發(fā)工況2始發(fā)工況3最終工況0°2730242745°4540464490°105787276112.5°53414042135°51515052270°20413989315°45496950

從表1和表2可以看到：

1)切削環(huán)與半切削環(huán)之間的螺栓軸力和半切削環(huán)與普通環(huán)之間的螺栓軸力的變化規(guī)律是類似的。2)在初始工況，各位置的螺栓軸力預緊力為40～120 kN。3)在始發(fā)工況第2階段，發(fā)生了破洞過程?？拷邢鱾?270°)的螺栓軸力拉力變大，靠背側(90°)的螺栓軸力拉力變小，而頂?shù)椎淖兓瘞缀鯖]有。整體隧道產生了向切削側彎曲的現(xiàn)象，且切削環(huán)與半切削環(huán)之間的螺栓軸力的變化量更大，變化量切削側部分位置達到100 kN左右；而半切削環(huán)與普通環(huán)之間的螺栓軸力變化量較小，在30 kN以下。4)在始發(fā)工況第3階段，完成了切削過程，可以看到這一過程與前一過程的變化規(guī)律是相類似的，變化量較第1階段減小。5)在最終工況，即在切削完成幾十h后螺栓軸力變化量較小，幾乎沒有變化。

3.2 接收端數(shù)據(jù)分析

3.2.1 荷載空間分布變化規(guī)律

始發(fā)端3環(huán)外部壓力變化較為類似，這里以具有代表性的中間1環(huán)的外部壓力變化規(guī)律為例，接收端荷載空間分布如圖17所示。

(a) 初始工況荷載分布

(b) 預撐工況荷載分布

(c) 始發(fā)工況第1階段荷載分布

(d) 始發(fā)工況第2階段荷載分布

(e) 始發(fā)工況第3階段荷載分布

(f) 注漿工況荷載分布

(g) 最終工況荷載分布

圖17接收端荷載空間分布

Fig. 17 Load spatial distributions at main tunnel of shield arriving

根據(jù)3.1節(jié)劃分的受力階段，取初始工況、預撐工況、接收工況和最終工況的代表性時刻進行水土壓力對比。為了說明襯砌內力在不同階段的變化情況，將始發(fā)工況分為3個階段進行繪制，分別為盾構推力最大(5 000 kN)時刻的工況、管片被切削破洞的工況以及最終切削完成的工況。

1)初始工況，實測值與理論計算值誤差較小，除底部外均在10%以內，底部水土壓力較小。2)在預撐工況，由于內支撐頂部撐力增加，頂?shù)椎乃翂毫υ黾?0～30 kPa，被動土壓力也增加了。3)在接收工況第1階段，盾構處于最大推力的時刻，由于是從外向內切削，外部水土壓力幾乎沒有變化。4)在接收工況第2階段，外部水土壓力變化量較小。5)在切削完成后，水土壓力整體變化也不大，切削位置頂部壓力增加160 kPa，此時已進行了部分注漿。6)在注漿工況，頂?shù)讐毫υ黾?0～100 kPa。7)在最終工況，即掘進一段時間后，水土壓力歸于穩(wěn)定，頂部壓力減小50 kPa。

注漿集中在45°和135°范圍，主要在注漿工況下進行注漿，注漿壓力為300 kPa左右。

3.2.2 盾構頂力及內支撐變化規(guī)律

1)盾構頂力在接收階段的變化如圖18所示。第1條豎線前為預撐工況；第1條豎線和第2條豎線之間為接收工況，該階段的頂力較為穩(wěn)定，為5 000 kN左右；第2條豎線后為掘進工況，頂力基本維持在4 000 kN左右。

2)接收端頂撐軸力在接收工況幾乎沒有什么變化，在掘進工況后有開始下降的趨勢，如圖19所示。

3.2.3 襯砌各環(huán)內力變化規(guī)律

3.2.3.1 切削環(huán)內力

1)切削環(huán)不同角度彎矩分布如圖20所示。由圖可知： ①在預撐工況，由于預撐力的影響切削環(huán)頂?shù)?4°和204°位置彎矩減小，腰部290°彎矩減小。②在接收工況第1階段，靠近切削側的頂部彎矩增加40 kN·m左右，這是由于盾構頂力對切削側的內力有較大的影響。③在接收工況第2階段，彎矩變化較小。④在接收工況第3階段，腰部彎矩減小28 kN·m，切削側頂部增大15 kN·m。⑤在注漿工況，腰部彎矩增大80 kN·m左右，頂部彎矩增大30 kN·m。⑥在最終工況，注漿壓力緩慢消散后彎矩恢復至原始值。

圖18 接收端盾構頂力及行程示意圖

Fig.18 Schematic diagram of jacking force and stroke of shield during arriving

圖19 接收端內支撐軸力示意圖

Fig.19 Schematic diagram of inner support axial force during shield arriving

圖20 接收端切削環(huán)不同角度彎矩分布圖

Fig.20 Bending moment distribution of cutting ring with different angles when shield arriving

2)切削環(huán)不同角度軸力分布如圖21所示。由圖可知： ①在預撐工況，由于預撐力的影響切削環(huán)腰部290°軸力減小100 kN。②在接收工況第1階段，腰部軸力增加100 kN，頂部24°軸力增加100 kN，這是由于頂進力的影響。③在接收工況第3階段，頂部與腰部軸力均增大100 kN，而底部增量較少。④在注漿工況，由于荷載的不對稱性，各位置的軸力有較大的變化。⑤在最終工況，軸力慢慢恢復。

圖21 接收端切削環(huán)不同角度軸力分布圖

Fig.21 Axial force distribution of cutting ring with different angles when shield arriving

3.2.3.2 半切削環(huán)內力

1)由于對稱性，這里選取其中一環(huán)半切削環(huán)進行繪制。接收端半切削環(huán)不同角度彎矩如圖22所示。由圖可以看到： ①在預撐工況，半切削環(huán)各位置的彎矩均減少。②在后面的工況，各位置幾乎沒有變化。③在注漿工況，頂部與腰部增大了30 kN·m，在最終工況有所恢復。

圖22 接收端半切削環(huán)不同角度彎矩分布圖

Fig.22 Bending moment distribution of half-cutting ring with different angles when shield arriving

2)半切削環(huán)不同角度軸力分布如圖23所示。由圖可知： ①在預撐工況，由于預撐力的影響切削環(huán)腰部260°和270°軸力減小100 kN。②在接收工況第1階段，腰部軸力增加200 kN左右，頂部軸力增加200 kN左右，這是由于頂進力的影響。③在接收工況第3階段，頂部軸力增大100 kN。④在注漿工況，由于荷載的不對稱性，各位置的軸力有較大的變化。⑤在最終工況，軸力慢慢恢復。

圖23 接收端半切削環(huán)不同角度軸力分布圖

Fig.23 Axial force distribution of half-cutting ring with different angles when shield arriving

3.2.4 縱向變形規(guī)律

縱向環(huán)縫螺栓分為切削環(huán)與半切削環(huán)間的螺栓以及半切削環(huán)與普通環(huán)之間的螺栓。由于對稱性這里選取一側的數(shù)據(jù)進行分析。由于采集時間的間隔，這里選取主要發(fā)生變化的幾個工況進行分析。分別選取初始工況、始發(fā)工況第2階段、始發(fā)工況第3階段、注漿工況以及最終工況進行分析(以半切削環(huán)的分塊角度繪制隧道環(huán))。螺栓軸力如表3和表4所示。

表3接收端不同工況下切削環(huán)和半切削環(huán)間螺栓軸力分布

Table 3 Axial force distributions of bolt between cutting ring and half-cutting ring when shield launching under different working conditions kN

螺栓位置初始工況接收工況2接收工況3注漿工況最終工況45°6144504749202.5°6385964953247.5°2341415455292.5°110129131125122

表4接收端不同工況下半切削環(huán)和普通環(huán)間螺栓軸力分布

Table 4 Axial force distributions of bolt between half-cutting ring and normal ring when shield launching under different working conditions kN

螺栓位置初始工況接收工況2接收工況3注漿工況最終工況135°10093796467270°3251484345315°2442314143

從表3和表4可以看到： ①切削環(huán)與半切削環(huán)之間的螺栓軸力和半切削環(huán)與普通環(huán)之間的螺栓軸力的變化規(guī)律是類似的。②在初始工況，各位置的螺栓軸力預緊力為20～140 kN。③在始發(fā)工況第2階段，即發(fā)生了破洞過程，靠近切削側(90°)的螺栓軸力拉力變小，靠背側(90°)的螺栓軸力拉力變大。整體隧道產生了背向切削側彎曲的現(xiàn)象。軸力變化量較為均勻，為20 kN左右。④在始發(fā)工況第3階段，即完成了切削過程，可以看到這一過程與前一過程的變化規(guī)律是相類似的，變化量較第1階段減小。⑤在注漿工況，各位置的變化不均勻，說明受力的不均勻導致了環(huán)間的螺栓軸力變化不均勻。⑥在最終工況，即在切削完成幾十h后變化量較小，幾乎沒有變化。

4 盾構法T接隧道全過程總結

全過程可以分為始發(fā)和接收2個階段，2個階段的變化規(guī)律是不相同的。

整體來看，始發(fā)端與接收端的變化情況不太相同。1)始發(fā)端主要發(fā)生改變的時刻是始發(fā)工況。①整個始發(fā)過程中，在第1階段，盾構的頂力對3環(huán)的內力影響較大，軸力方面均勻影響，彎矩方面主要影響切削環(huán)；②在第2階段，由于結構體系發(fā)生了變化，外部水進入隧道，全環(huán)的水土荷載均減小，切削環(huán)發(fā)生了懸臂效應，靠近切削側的彎矩增大，腰部彎矩增大，半切削環(huán)的腰部彎矩也增大，即由于水土不平衡和結構體系的發(fā)生變化導致了內力發(fā)生重分布；③在第3階段與第2階段的變化類似。

2)接收端發(fā)生變化主要發(fā)生在接收工況和注漿工況。①接收工況第1階段盾構頂力下，頂部軸力均增大，靠近切削側的彎矩也增大；在第2階段，各環(huán)變化量均不大，且發(fā)生了背向切削側彎曲的現(xiàn)象；在第3階段，切削環(huán)的變化與第1階段類似。②注漿工況，由于荷載不平衡，內力變化較大。

5 結論與討論

通過對寧波地鐵3號線盾構法聯(lián)絡通道的現(xiàn)場研究，可得到以下結論：

1)始發(fā)過程與接收過程的破洞受力響應有較大的不同。始發(fā)過程和接收過程中結構響應變化較大的分別為始發(fā)工況和接收工況。

2)環(huán)內內力上，始發(fā)過程中對結構影響較大的是盾構頂力的變化和結構體系的變化。不同工況下彎矩變化較大的是切削環(huán)，且主要受到盾構切削力和外部荷載的變化，環(huán)間傳力不明顯。在始發(fā)工況第2階段切削環(huán)的彎矩變化是最大的，彎矩變化在25%左右，均為彎矩增大，尤其切削側變化較大。切削環(huán)和半切削環(huán)的軸力均有較大的變化，主要為頂部頂力減少200 kN左右，主要受到盾構頂力的影響，是不利于結構受力的。

3)在環(huán)間作用上，始發(fā)過程中結構體系發(fā)生變化是在始發(fā)工況的第2階段，發(fā)生了外部荷載的變化以及縱向的彎曲效應，發(fā)生了朝向切削側的彎曲。

4)接收過程與始發(fā)過程相類似，內力的變化主要發(fā)生在切削環(huán)，半切削環(huán)影響較小。環(huán)內內力上，接收過程中對結構影響較大的是盾構頂力的變化和外部注漿荷載的變化，即發(fā)生在接收工況的第1階段和注漿工況，接收工況第1階段切削側彎矩增大30%；注漿工況靠背側的彎矩增大50%，應引起注意。

5)在環(huán)間作用上，接收過程中結構體系發(fā)生變化后，即接收工況的第2階段，內力變化不明顯，但是同樣發(fā)生了縱向的彎曲效應，發(fā)生了朝向接收切削側的彎曲。在注漿工況，各環(huán)的內力以及環(huán)間的作用都有較大的響應，應引起注意。

6)從內支撐結構收斂和內力來看，在內支撐體系下，結構在切削過程中較為穩(wěn)定，不需要特殊的破洞荷載下的結構設計。

7)從內支撐結構體系和切削環(huán)靠背側、半切削環(huán)腰部的軸力數(shù)值來看，軸力增量在200 kN以下，破洞位置導致的軸力損失可以由其余位置共同承擔。

目前尚未研究拆撐工況下的結構響應，本文主要通過內支撐的軸力預測拆撐工況后的響應，后續(xù)應繼續(xù)這一研究。