肖明清, 張 憶, 薛光橋

(1. 中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司, 湖北 武漢 430063；2. 水下隧道技術(shù)國家地方聯(lián)合工程研究中心， 湖北 武漢 430063)

0 引言

鋼筋混凝土管片是盾構(gòu)法隧道最常用的結(jié)構(gòu)件。隨著盾構(gòu)法在我國隧道工程中的大量應(yīng)用，出現(xiàn)管片開裂與滲漏水的案例在逐步增多，其中環(huán)縫面不平整是造成開裂的主要原因之一[1]。我國現(xiàn)有設(shè)計(jì)規(guī)范將管片拼裝形成的整體結(jié)構(gòu)受力計(jì)算分為橫向與縱向2部分[2-3]，其中縱向計(jì)算不考慮管片環(huán)縫面不平整對結(jié)構(gòu)受力的影響，也不要求對單塊管片同時(shí)承受橫向彎矩與縱向彎矩進(jìn)行計(jì)算。由于盾構(gòu)法隧道結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性及受施工荷載影響大，一些專家學(xué)者從不同角度探討了施工荷載對內(nèi)力的影響。梁禹等[4]通過對長沙湘江隧道管片由施工期至運(yùn)營期的長期跟蹤監(jiān)測，發(fā)現(xiàn)二次注漿產(chǎn)生的注漿壓力及漿液浮力使得管片內(nèi)力增幅明顯；梁霄等[5]通過對揚(yáng)州瘦西湖盾構(gòu)管片結(jié)構(gòu)內(nèi)力現(xiàn)場試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力由施工期至運(yùn)營期總體隨時(shí)間呈先減低后趨于平穩(wěn)的規(guī)律；許鳴蟬等[6]對虹梅南路越江隧道管片損傷情況進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，發(fā)現(xiàn)管片裂縫主要出現(xiàn)在鄰接塊，提出封頂塊的拼裝精度對結(jié)構(gòu)內(nèi)力有較大影響；王士民等[7]通過封頂塊的不同拼裝點(diǎn)位模型試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)隨封頂塊位置改變，管片成環(huán)后的剛度不同，管片產(chǎn)生裂縫的位置也不同；肖明清[8]分析了管片封頂塊點(diǎn)位及封頂塊拼裝間隙等對管片受力影響，得出盾尾較長時(shí)管片產(chǎn)生的附加應(yīng)力較小，同時(shí)還研究了環(huán)縫面不平整對拼裝階段管片開裂的影響，發(fā)現(xiàn)管片的主拉應(yīng)力與錯(cuò)位量近似成線性關(guān)系，提出了管片制作與拼裝精度的意義；姜敦燦[9]發(fā)現(xiàn)管片腰部出現(xiàn)裂縫與環(huán)縫面不平整度有關(guān)，并提出了采用加厚柔性傳力襯墊方式的預(yù)防措施。環(huán)縫面不平整引起的病害引起了諸多學(xué)者的關(guān)注，但此前的分析研究中未考慮環(huán)縫不平整對運(yùn)營階段的影響，也沒有提出環(huán)縫面不平整的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。

上述既有規(guī)范與研究成果均未將環(huán)縫面不平整作為管片結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)必須考慮的因素。管片為預(yù)制構(gòu)件，尺寸誤差不可避免，為減少尺寸誤差對結(jié)構(gòu)受力與防水的不利影響，GB 50446—2017《盾構(gòu)法隧道施工及驗(yàn)收規(guī)范》[10]提出了管片制作精度要求。而管片制作尺寸誤差的累積，使得拼裝成環(huán)后的環(huán)縫面不平整問題必然存在，在管片設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)予以考慮。本文針對應(yīng)用較為廣泛的錯(cuò)縫拼裝管片，對不同傳力方式情況下，環(huán)縫面不平整對管片結(jié)構(gòu)內(nèi)力及開裂的影響進(jìn)行研究，進(jìn)而提出考慮環(huán)縫面不平整的管片結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法。

1 管片環(huán)縫面?zhèn)髁Ψ绞脚c最不利荷載

1.1 管片環(huán)縫面?zhèn)髁Ψ绞?/h3>

傳力方式1： 在環(huán)縫面迎千斤頂側(cè)設(shè)置局部凸臺、背千斤頂側(cè)為平面，盾構(gòu)推力較大時(shí)，為減小管片與千斤頂接觸區(qū)域的應(yīng)力集中，設(shè)置傳力凸臺，利用凸臺進(jìn)行縱向傳力。凸臺的數(shù)量及分布主要由盾構(gòu)千斤頂設(shè)置決定。管片凸臺主要作用為傳力，有別于凸榫的抗剪作用。凸臺設(shè)置數(shù)量封頂塊一般為1～2個(gè)，標(biāo)準(zhǔn)塊和鄰接塊一般為2～4個(gè)，如圖1(a)所示。由于凸臺面數(shù)量多，難以做到絕對位于同一個(gè)平面，因而凸臺部位混凝土之間的接觸狀態(tài)可能為“硬接觸”，也可能為“脫空”。

傳力方式2： 環(huán)縫面兩側(cè)均為平面，在背千斤頂側(cè)的環(huán)縫面設(shè)置橡膠墊片，利用該墊片進(jìn)行縱向傳力。墊片邊緣距離管片縱縫轉(zhuǎn)角為5～10 cm，厚度一般為管片環(huán)寬尺寸最大允許誤差的3～4倍，如圖1(b)所示。由于環(huán)縫面的不平整，環(huán)縫面兩側(cè)混凝土的接觸狀態(tài)為“軟接觸”或“局部脫空”。

(a) 傳力方式1

(b) 傳力方式2

Fig. 1 Commonly-used load transfer methods for segment concrete with annular joint surface

1.2 管片環(huán)縫面接觸的最不利狀態(tài)與荷載

1.2.1 傳力方式1的最不利狀態(tài)與荷載

對于傳力方式1，千斤頂組數(shù)一般與凸臺數(shù)相同。為簡化計(jì)算，本文假設(shè)每組千斤頂?shù)膫€(gè)數(shù)相同，假設(shè)同一塊管片范圍內(nèi)各組千斤頂?shù)耐屏ο嗤?每組千斤頂?shù)耐屏閜)，則在錯(cuò)縫拼裝時(shí)，標(biāo)準(zhǔn)塊和鄰接塊采用不同凸臺個(gè)數(shù)時(shí)的最不利狀態(tài)與荷載如下。最不利狀態(tài)與荷載的定義為： 管片不平整接觸情況下，縱向荷載通過管片傳遞，在局部產(chǎn)生較大的荷載累積，該累積荷載達(dá)到最大的同時(shí)又正好作用于處于懸臂狀態(tài)的管片一端。

1.2.1.1 每塊管片的凸臺數(shù)為4

當(dāng)凸臺數(shù)為4時(shí)，在拼裝階段，凸臺部位混凝土之間可能有圖2(a)、(b)、(c)所示的多種“硬接觸”狀況，但不管何種狀況，管片縱向最不利荷載均為p；管片拼裝成環(huán)進(jìn)入盾尾區(qū)及脫出盾尾后，出現(xiàn)最不利縱向荷載的管片所對應(yīng)的凸臺部位混凝土之間的“硬接觸”狀況如圖2(d)所示，此時(shí)該管片及相鄰管片迎千斤頂側(cè)與背千斤頂側(cè)的“硬接觸”凸臺正好完全錯(cuò)開，根據(jù)力的平衡容易得出縱向最不利荷載為3p。

1.2.1.2 每塊管片的凸臺數(shù)為3

當(dāng)凸臺數(shù)為3時(shí)，采用與凸臺數(shù)為4時(shí)相同的分析方法，可以得出管片縱向最不利荷載為： 剛拼裝時(shí)為p(見圖3(a)和圖3(b))，進(jìn)入盾尾區(qū)及脫出盾尾后為3p(見圖3(c))。

(a) 背千斤頂側(cè)脫空區(qū)交錯(cuò)

(b) 背千斤頂側(cè)中間連續(xù)脫空

(c) 背千斤頂側(cè)兩邊脫空

(d) 脫空時(shí)縱向荷載傳遞

圖2凸臺數(shù)為4時(shí)管片縱向力最不利狀態(tài)圖

Fig. 2 Most unfavourable state diagrams of longitudinal force of segment with 4 bumps

(a) 背千斤頂側(cè)邊緣脫空

(b) 背千斤頂側(cè)中間脫空

(c) 脫空時(shí)縱向荷載傳遞

圖3凸臺數(shù)為3時(shí)管片縱向力最不利狀態(tài)圖

Fig. 3 Most unfavourable state diagrams of longitudinal force of segment with 3 bumps

1.2.1.3 每塊管片的凸臺數(shù)為2

當(dāng)凸臺數(shù)為2時(shí)，千斤頂作用下凸臺接觸面不均勻反力僅分布在凸臺范圍內(nèi)，在不考慮同一塊管片內(nèi)2組千斤頂?shù)耐屏Σ灰恢碌那闆r下，管片不會(huì)出現(xiàn)“脫空”接觸和端部處于“懸臂狀態(tài)”，其對管片受力的影響要遠(yuǎn)小于3凸臺和4凸臺情況，且縱向最不利荷載的大小不超過p。

1.2.2 傳力方式2的最不利狀態(tài)與荷載

對于傳力方式2，假設(shè)同一塊管片內(nèi)千斤頂組數(shù)及千斤頂推力同傳力方式1，則在錯(cuò)縫拼裝時(shí)，由于墊片的調(diào)節(jié)作用，剛拼裝時(shí)和進(jìn)入盾尾區(qū)及脫出盾尾后的最不利荷載要小于傳力方式1，具體值需要根據(jù)計(jì)算確定。

1.2.3 管片環(huán)縫面不均勻接觸的荷載特性

由同一套模具制作的管片，其環(huán)縫面不平整分布基本為固定值，具有系統(tǒng)性，但由于同一座隧道的管片一般由多套模具制作，可以假設(shè)環(huán)縫面不平整具有隨機(jī)性，其荷載值需要根據(jù)多環(huán)情況綜合分析。對于傳力方式1，當(dāng)連續(xù)2環(huán)在同一凸臺部位為“脫空”接觸時(shí)，則第1“脫空”部位的接觸力僅是施工荷載(見圖4)，否則就是永久荷載。且即使是永久荷載，因?yàn)椴黄秸鹊碾S機(jī)性以及襯砌環(huán)拼裝組合的多樣性，該永久荷載也具有可變荷載的特性，即有可能達(dá)到前述最不利荷載，也可能小于前述最不利荷載。因此，環(huán)縫面混凝土不均勻接觸荷載既可能是施工荷載，也可能是使用階段的一個(gè)可變荷載，在施工階段和運(yùn)營階段均需要考慮該荷載的影響。對于傳力方式2，環(huán)縫面混凝土不均勻接觸荷載是施工荷載還是永久荷載，與環(huán)縫面不平整度及管片變形能力有關(guān)，需要根據(jù)計(jì)算確定。

(a) 施工期管片雙向受力

(b) 施工期縱向荷載傳遞

Fig. 4 State diagrams of longitudinal force as construction load only

2 環(huán)縫面不平整度對管片受力的影響分析

以某越江隧道為案例進(jìn)行分析，該隧道采用泥水盾構(gòu)掘進(jìn)，隧道主要穿越砂層及淤泥質(zhì)軟土，隧道管片外徑為15.0 m，內(nèi)徑為13.7 m，9+1分塊，1/3標(biāo)準(zhǔn)塊角度錯(cuò)縫拼裝，環(huán)寬為2 m，混凝土強(qiáng)度等級為C60。計(jì)算斷面處淤泥質(zhì)土覆蓋厚度為20 m，河床面以上水深6 m。推進(jìn)系統(tǒng)共有28組千斤頂，平均每組千斤頂推力p=3 000 kN。不同施工階段的施工參數(shù)均根據(jù)現(xiàn)場實(shí)測值進(jìn)行取值。

2.1 采用傳力方式1時(shí)的受力分析

以下僅對拱頂部位的標(biāo)準(zhǔn)塊管片進(jìn)行分析。

2.1.1 拼裝階段的受力分析

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)塊管片環(huán)縫面凸臺的接觸狀態(tài)，單塊管片有懸臂(見圖3(a))或簡支(見圖4(b))2種狀態(tài)，以懸臂狀態(tài)更為不利。

采用非線性有限元建立三維管片模型，管片模型為標(biāo)準(zhǔn)塊尺寸(環(huán)寬2 m、弧長5.034 m、厚0.65 m)。千斤頂與管片接觸面積為0.454 m2，千斤頂荷載通過面荷載的方式施加于管片上，面荷載為6.608 MPa，管片混凝土強(qiáng)度等級為C60。依據(jù)阿比爾的等[11]試驗(yàn)研究成果，采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，c=4.69 MPa，φ=52.35°。計(jì)算模型通過彈簧模擬管片間接觸方式，環(huán)縫彈簧剛度取5.652×107kN/m，縱縫彈簧剛度取2.34×107kN/m。利用彈性模量較小的材料來模擬凸臺接觸的脫空部位，通過調(diào)整此材料厚度的方式，實(shí)現(xiàn)凸臺不同的高差。模型示意見圖5。以拉應(yīng)變達(dá)到或超過0.1‰時(shí)為開裂區(qū)[12]。

(a) 模型示意圖

(b) 凸臺計(jì)算模型

不同凸臺面高差情況下，最大拉應(yīng)變計(jì)算結(jié)果見表1，其中高差為0.5 mm時(shí)的管片應(yīng)變云圖見圖6。由表1可知： 拼裝階段當(dāng)凸臺面不平整度≥0.3 mm時(shí)管片開裂，并出現(xiàn)內(nèi)外貫通的裂縫區(qū)。

表1拼裝階段管片受力計(jì)算結(jié)果

Table 1 Calculation results of segment stress during assembly stage

凸臺面高差/mm最大塑性應(yīng)變/‰開裂區(qū)是否貫穿0.10.050否0.20.087否0.30.104是0.40.114是0.50.120是1.00.134是2.00.141是

注： 開裂判據(jù)>0.1‰。

圖6 拼裝階段0.5 mm凸臺面高差管片應(yīng)變云圖

Fig. 6 Strain nephogram of 0.5 mm bump height difference segment in assembling stage

2.1.2 成環(huán)管片不同時(shí)期的受力分析

2.1.2.1 計(jì)算方法

整環(huán)管片進(jìn)入盾尾區(qū)及脫出盾構(gòu)后，理論上應(yīng)按多環(huán)管片共同采用三維彈塑性有限元分析為宜，但由于管片接觸狀態(tài)的隨機(jī)性，計(jì)算工作量很大，本文采用如下簡化計(jì)算方法： 首先采用常規(guī)的梁-彈簧模型進(jìn)行橫向計(jì)算，得出管片橫向的軸力與彎矩；然后進(jìn)行最不利受力狀態(tài)下單塊管片的縱向計(jì)算?？v向計(jì)算時(shí)計(jì)入該管片的邊界影響，即： 在縱縫處導(dǎo)入由橫向計(jì)算所得的軸力、彎矩，并在縱縫和環(huán)縫部位設(shè)置無拉彈簧模擬相鄰管片的影響。與拼裝期不同的是，在管片迎千斤頂面設(shè)置無拉彈簧模擬管片接觸，計(jì)算中取最不利荷載為3p。

2.1.2.2 盾尾刷區(qū)的橫向計(jì)算

盾尾刷區(qū)橫向計(jì)算中，油脂密度取0.9 g/cm3，12點(diǎn)位置油脂壓力取0.8 MPa，計(jì)算所得整環(huán)管片內(nèi)力及拱頂部位標(biāo)準(zhǔn)塊管片內(nèi)力見圖7。計(jì)算最大彎矩為74.5 kN·m，對應(yīng)軸力為6 018 kN。

2.1.2.3 同步注漿區(qū)的橫向計(jì)算

管片脫出盾尾進(jìn)入同步注漿區(qū)時(shí)，計(jì)算所得整環(huán)管片內(nèi)力及拱頂部位標(biāo)準(zhǔn)塊管片內(nèi)力見圖8。計(jì)算最大彎矩為924 kN·m，對應(yīng)軸力為7 083.9 kN。計(jì)算中，同步注漿漿液密度取1 900 kg/m3，12點(diǎn)位置注漿壓力取0.6 MPa。

(a) 軸力(單位： kN)

(b) 彎矩(單位： kN·m)

(a) 軸力(單位： kN)

(b) 彎矩(單位： kN·m)

Fig. 8 Transverse force calculation results of segment in synchronous grouting zone

2.1.2.4 運(yùn)營階段橫向計(jì)算

管片遠(yuǎn)離同步注漿區(qū)并穩(wěn)定后(視為運(yùn)營階段)，計(jì)算所得整環(huán)管片內(nèi)力及拱頂部位標(biāo)準(zhǔn)塊管片內(nèi)力見圖9。計(jì)算最大彎矩為444 kN·m，對應(yīng)軸力為3 940 kN。計(jì)算中，頂部土壓力取160 kPa，水壓力取220 kPa，側(cè)壓力系數(shù)取0.6。

(a) 軸力(單位： kN)

(b) 彎矩(單位： kN·m)

Fig. 9 Transverse force calculation results of segment in operation period

2.1.3 傳力方式1不同工況受力對比

同步注漿區(qū)管片應(yīng)變云圖見圖10，不同環(huán)縫面不平整度和不同施工過程對應(yīng)的最大塑性應(yīng)變計(jì)算結(jié)果見表2。由表2可知： 在縱向最不利荷載3p與橫向計(jì)算彎矩、軸力共同作用下，運(yùn)營期迎千斤頂面塑性拉應(yīng)變達(dá)到最大值，為管片成環(huán)后最不利工況。

圖10 同步注漿區(qū)0.5 mm凸臺面高差管片應(yīng)變云圖

Fig. 10 Strain nephogram of 0.5 mm bump height difference segment in synchronious grouting zone

采用凸臺傳力方式時(shí)，管片塑性應(yīng)變主要集中于管片迎千斤頂面中部，管片不平整度由0.5 mm增加到1.0 mm時(shí)，管片最大塑性應(yīng)變隨之增加，成環(huán)后由于最不利荷載較大，塑性應(yīng)變增加更為顯著。相同平整度、相同縱向荷載作用時(shí)，塑性應(yīng)變關(guān)系為同步注漿區(qū)<盾尾刷區(qū)<運(yùn)營期；拼裝期縱向荷載相對較小，此時(shí)期管片塑性應(yīng)變遠(yuǎn)小于管片成環(huán)后各時(shí)期的塑性應(yīng)變，可見縱向荷載的大小對管片縱向受力有較大影響。

表2 接觸方式1管片受力計(jì)算結(jié)果

注： 開裂判據(jù)>0.1‰。

2.2 采用傳力方式2時(shí)的受力分析

為簡化計(jì)算，假設(shè)環(huán)縫不平整全部集中在縱縫部位，即在縱縫兩側(cè)形成不平整突變，突變值分別取0.5、1.0、2.0 mm。

計(jì)算方法同傳力方式1，墊片采用丁腈軟木橡膠，其硬化本構(gòu)模型見圖11(a)。在受力前因環(huán)縫面不平整而使管片未接觸的部位利用彈性模量較小的材料來模擬，以標(biāo)準(zhǔn)塊為中心，建立其四周的邊界模型與邊界力，模型見圖11(b)和圖11(c)。不同環(huán)縫面不平整度及墊片厚度情況下的計(jì)算結(jié)果見表3。

由表3可以看出: 在1.0 mm環(huán)面不平整度及2.0 mm墊片的情況下，管片會(huì)開裂。根據(jù)橫向計(jì)算結(jié)果，此時(shí)迎千斤頂面的彎矩最大為 543 kN·m，軸力為3 506 kN。根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[13]附錄D計(jì)算得深梁在彎矩作用下配筋面積為As=2 201 mm2，可按4φ28(2 463.2 mm2)進(jìn)行鋼筋配置。再根據(jù)此規(guī)范7.1節(jié)裂縫控制驗(yàn)算，得出裂縫寬度為0.125 mm。即，當(dāng)存在1.0 mm環(huán)縫面不平整度且有2.0 mm襯墊時(shí)，即使在迎千斤頂面增加4根直徑28 mm的鋼筋，管片貫穿裂縫寬度仍超過0.1 mm。

由表3還可以看出： 不平整度分別為1.0 mm和2.0 mm時(shí)，可分別通過調(diào)整墊片厚度至3.0 mm和4.0 mm來控制管片開裂，但目前墊片的使用壽命相對較短，從耐久性角度考慮，不建議使用較厚的墊片。

E50為試驗(yàn)中極限強(qiáng)度50%時(shí)的割線剛度；qa為極限漸近值；qf為破壞值。

(a) 丁腈軟木橡膠本構(gòu)模型示意圖

(b) 模型示意圖

(c) 彈塑性計(jì)算模型

表3 接觸方式2管片受力計(jì)算結(jié)果

注： 開裂判據(jù)>0.1‰。

2.3 綜合分析

1)環(huán)縫面不平整度越大，在縱向荷載作用下管片塑性拉應(yīng)變和產(chǎn)生開裂的可能性也越大。

2)最大塑性拉應(yīng)變隨施工過程而變化，對于成環(huán)管片，最大塑性應(yīng)變排序?yàn)橥阶{區(qū)<盾尾刷區(qū)<運(yùn)營期，即同樣施工荷載下，管片軸力作用有利于減小管片拉應(yīng)變，運(yùn)營期為最不利工況。

3)相同荷載工況和相同不平整度情況下，傳力方式1(凸臺)的管片塑性應(yīng)變遠(yuǎn)大于傳力方式2(墊片)，從減少環(huán)縫面不平整度對結(jié)構(gòu)開裂影響看，傳力方式2要優(yōu)于傳力方式1，但傳力方式2采用的墊片容易老化，耐久性相對較差。

3 對管片縱向設(shè)計(jì)的建議

3.1 對環(huán)縫面不平整度和縱向荷載設(shè)計(jì)值的建議

由上述可見，在縱向荷載作用下管片是否開裂與環(huán)縫面不平整度及最大縱向力有關(guān)，其中環(huán)縫面不平整度主要與管片環(huán)寬制作精度有關(guān)；最大縱向力主要與環(huán)縫面?zhèn)髁Ψ绞郊斑B續(xù)多環(huán)的環(huán)縫面不平整度分布狀態(tài)有關(guān)。

從管片環(huán)寬制作精度看，放寬對環(huán)寬制作精度的要求，雖然可以降低管片模具制作難度，但會(huì)加大環(huán)縫面不平整度，產(chǎn)生貫穿裂縫的風(fēng)險(xiǎn)相應(yīng)增大，需要采用加大墊片厚度或加大配筋的方式進(jìn)行處理，從而對耐久性或經(jīng)濟(jì)性產(chǎn)生不利影響；而過分提高制作精度要求，雖然可以減少環(huán)縫面不平整度，有利于耐久性與經(jīng)濟(jì)性，但會(huì)極大增加施工難度甚至無法滿足設(shè)計(jì)要求。因此，設(shè)計(jì)中需要根據(jù)施工難度、耐久性、經(jīng)濟(jì)性等因素綜合確定環(huán)寬制作精度要求。

管片環(huán)寬制作精度要求一般采用環(huán)寬允許偏差表示(以下采用Δ表示)。GB/T 22082—2017[14]《預(yù)制混凝土襯砌管片》規(guī)定管片寬度允許偏差為±1 mm，環(huán)縫拼裝間隙允許值為2 mm；DGTJ 08-2033—2017[3]《道路隧道設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》規(guī)定，管片寬度允許偏差為±0.5 mm(錯(cuò)縫拼裝時(shí)宜取±0.4 mm)，環(huán)縫拼裝間隙允許值為1 mm。環(huán)寬允許偏差在不同部位可能為正值，也可能為負(fù)值，管片拼裝成環(huán)后，環(huán)縫面不平整度按某一概率曲線為(0～2)Δ分布。

從縱向力看，拼裝階段最不利縱向荷載為p，進(jìn)入盾尾區(qū)及脫出盾尾后的縱向荷載分布為(0～3)p。

綜上，由于縱向力達(dá)到最不利值的概率相對較低，環(huán)縫不平整度達(dá)到最大值(2Δ)的概率也較低，經(jīng)綜合分析比選，建議取1.0Δ作為環(huán)縫面不平整度的設(shè)計(jì)值，并取各傳力方式下縱向最大荷載作為縱向荷載設(shè)計(jì)值。

3.2 對配筋的建議

拼裝狀態(tài)時(shí)管片為深梁，可按GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[13]對深梁配筋要求進(jìn)行設(shè)計(jì)。成環(huán)狀態(tài)時(shí)，管片為雙向偏心受壓，按該規(guī)范對雙向偏壓受力進(jìn)行配筋。當(dāng)環(huán)縫面不平整引起的縱向荷載僅為施工荷載時(shí)，可僅按強(qiáng)度進(jìn)行配筋；當(dāng)其為永久荷載時(shí)，既要滿足強(qiáng)度要求，也要滿足裂縫開展寬度要求。

由于0.1 mm以下的混凝土裂縫存在一定的自愈合性[15-16]，建議因縱向荷載產(chǎn)生的裂縫開展寬度不大于0.1 mm，并據(jù)此進(jìn)行配筋。

4 結(jié)論與建議

本研究主要針對管片的環(huán)縫面不平整對盾構(gòu)管片受力影響進(jìn)行分析，考慮的因素有凸臺接觸、墊片接觸 2種不同接觸方式；拼裝期、盾尾刷區(qū)、同步注漿區(qū)、運(yùn)營期4個(gè)管片所處階段；0.1、0.2、0.3、0.4、0.5、1.0、2.0 mm 7種不平整接觸取值。綜合以上3種因素，通過控制變量、對比分析，主要結(jié)論如下。

1)盾構(gòu)隧道混凝土管片采用模具現(xiàn)澆制作，模具尺寸誤差及澆筑成型誤差使得環(huán)縫面出現(xiàn)不平整是不可避免的。由環(huán)縫面不平整產(chǎn)生的縱向不均勻接觸荷載既可能是施工荷載，也可能是使用階段的一個(gè)可變荷載，在施工階段和運(yùn)營階段均需要考慮該荷載的影響。設(shè)計(jì)階段可通過雙向配筋方法綜合考慮管片所受環(huán)縫不平整引起的縱向荷載與水土壓力及注漿壓力等橫向荷載的作用。

2)因管片環(huán)縫面不平整產(chǎn)生的縱向荷載與襯砌環(huán)分塊與拼裝方式及傳力方式有關(guān)，1/3或1/4標(biāo)準(zhǔn)塊錯(cuò)縫拼裝角度產(chǎn)生的最大縱向荷載要大于1/2標(biāo)準(zhǔn)塊錯(cuò)縫拼裝角度；凸臺傳力方式產(chǎn)生的最大縱向荷載要大于墊片傳力方式。當(dāng)管片分塊與拼裝方式相同時(shí)，凸臺不平整度大于0.3 mm便會(huì)出現(xiàn)迎千斤頂面的內(nèi)外貫通裂縫，環(huán)縫面不平整度大于0.5 mm出現(xiàn)迎千斤頂面貫穿裂縫，凸臺傳力方式更容易使管片產(chǎn)生開裂，且環(huán)縫面采用墊片的方式較凸臺接觸更加有利于減小管片應(yīng)力集中。

3)在采用最不利縱向荷載時(shí)，建議取1.0Δ作為環(huán)縫面不平整度設(shè)計(jì)值，計(jì)算所得管片縱向彎矩與管片橫向內(nèi)力組合后按雙向偏壓構(gòu)件對管片進(jìn)行配筋，在現(xiàn)有配筋方式基礎(chǔ)上合理配置管片腰筋抵抗縱向彎矩，且考慮混凝土的自愈合能力，縱向彎矩產(chǎn)生的裂縫開展寬度不應(yīng)大于0.1 mm。

本文針對環(huán)縫面不平整時(shí)，單塊管片在施工階段和使用階段可能出現(xiàn)的縱向受力最不利情況進(jìn)行了研究，并提出了考慮環(huán)縫面不平整的管片結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的建議方法，可進(jìn)一步提高管片設(shè)計(jì)質(zhì)量。由于環(huán)縫面不平整度是一個(gè)隨機(jī)變量，今后可以進(jìn)一步加強(qiáng)環(huán)縫面不平整度的現(xiàn)場調(diào)查并對其概率分布進(jìn)行研究，以確定更為科學(xué)合理的環(huán)縫面不平整度設(shè)計(jì)值，并對通過多環(huán)管片建立整體模型進(jìn)行更精確的受力分析。