王田宇 田威 關振長

（1.中鐵三局集團第二工程有限公司，石家莊 050001；2.福州大學土木工程學院，福州 350116）

盾構法憑借其掘進速度快、對地面交通影響較小等諸多優(yōu)點，成為地鐵隧道建設的主要施工方法［1]。但盾構法隧道施工過程中襯砌管片常出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，對地鐵隧道的安全性及耐久性產(chǎn)生諸多不利影響［2]。許多學者通過現(xiàn)場調(diào)查、模型試驗、數(shù)值模擬等手段對施工過程中襯砌管片開裂的原因展開了深入研究。

董飛等［3]基于北京地鐵隧道病害檢測結果，分析結構形式、配筋和運營時間對隧道襯砌病害形態(tài)的影響。盧岱岳等［4]對施工過程中管片裂損的形態(tài)特征及分布規(guī)律進行統(tǒng)計分析，認為不良千斤頂推力和管片拼裝精度是導致管片裂損的主要因素。王士民等［5]通過相似模型試驗，分析了盾構隧道襯砌結構病害的發(fā)生及擴展過程，認為封頂塊位于拱腰時，整體剛度較大，同時會產(chǎn)生更多主裂縫和壓潰區(qū)。邱月等［6]基于原型試驗，分析錯縫拼裝時襯砌結構的局部破壞特性，認為結構剛度較大區(qū)域首先開裂并導致整體剛度重分布。朱瑤宏等［7]通過原型試驗研究了凹凸榫環(huán)縫的抗剪性能，認為抗剪強度和剛度主要受接縫間摩擦力和凹凸榫咬合作用的影響。Buco，Molins 等［8-9]通過原型試驗，論證了鋼纖維管片用于防控施工階段管片開裂病害的可行性，并對其環(huán)縫受壓、抗剪及抗彎性能展開了細致分析。

賴金星、盧岱岳等［10-11]通過數(shù)值模擬手段，深入研究管片裂縫開展規(guī)律，認為襯砌背后空洞、推力不均和推力過大是影響管片裂紋產(chǎn)生的主要因素。蘇昂［12]建立襯砌管片三維有限元模型，分析推力不均工況下裂紋形態(tài)特征與擴展規(guī)律，認為千斤頂最大推力位置越靠近上端部，其管片裂損區(qū)域越大，且裂紋擴展呈臺階式遞增。Chen，Mo［13-14]通過精細化數(shù)值模擬方法研究施工階段襯砌管片裂縫的發(fā)展規(guī)律，認為非均勻推力作用下管片裂紋主要發(fā)生在環(huán)縫、手孔及螺栓孔位置。

管片拼裝過程中環(huán)端面難免出現(xiàn)不平整，造成環(huán)端面墊片的局部脫空，導致受力不均進而產(chǎn)生局部剪切裂縫；但目前關于環(huán)端面不平整（墊片局部脫空）條件下襯砌管片開裂的相關研究仍較少。因此，本文通過單管片受力的原型試驗研究，重點探討環(huán)端面不平整條件下襯砌管片的裂縫發(fā)展過程及其抗剪承載力，以期為盾構隧道襯砌管片的設計與盾構施工提供定量參考。

1 襯砌管片的抗剪試驗

1.1 整體試驗方案

以福州地鐵6 號線為工程背景，其每環(huán)襯砌由6 塊管片錯縫拼裝，采用5+1 的通用形式進行布設，即1 個封頂塊、2 個鄰接塊和3 個標準塊。管片厚度3500 mm、外徑6200 mm、內(nèi)徑5500 mm、幅寬1200 mm，根據(jù)不同埋深分別采用P1，P2，P3 型管片。以P2 型標準塊管片（圓心角67.5°）為試驗對象，該管片采用C50 混凝土，彈性模量為3.5 GPa，配筋率為180 kg/m3，抗?jié)B等級為P12。

整體試驗方案如圖1 所示。反力系統(tǒng)由4 根工字鋼柱及其地錨、2 根二級鋼梁和1 根一級鋼梁組成；加載系統(tǒng)采用3 個200 t 級的同步液壓千斤頂模擬實際施工過程中一組千斤頂?shù)捻斖谱饔谩?/p>

圖1 管片抗剪試驗方案

各千斤頂與一級鋼梁之間敷設大面積傳力鋼板，與管片前端面之間敷設鋼撐靴，確保頂推荷載傳遞過程與實際情況一致。

管片后端環(huán)面與地面之間敷設4組橡膠傳力墊片，其敷設位置與實際工況保持一致，如圖1（b）所示。前三組墊片厚度10 mm，第四組墊片厚度取為8/4/0 mm，以模擬后端環(huán)面不平整的三種工況，即脫空高度分別為2，6，10 mm。

1.2 管片測點布置

采用深圳圣狄科技有限公司的BX120-100AA 型號應變片，主要布設在右半側的內(nèi)弧面與前端環(huán)面區(qū)域，如圖2 所示，共計19 組59 個。其中18 組應變片采用直角應變花（45°應變花）布置，其水平方向、豎直方向和斜方向的編號分別為xx-a，xx-b和xx-c；第13組應變片采用一字形布置，其編號依此為13-a—13-e，如圖3所示。

圖2 應變片布設示意（單位：mm）

圖3 應變片編號示意

采用秦皇島市信恒電子有限公司的CML-16 型靜態(tài)電阻應變儀，可直接采集試驗過程中各測點的線應變數(shù)據(jù)。根據(jù)測點三個方向的線應變εxx-a，εxx-b，εxx-c，通過式（1）和式（2）計算該測點的最大主應變εmax、最小主應變εmin及主應力方向α，以便較全面地展現(xiàn)管片裂縫的發(fā)展趨勢。

1.3 加載工況

福州地鐵6 號線區(qū)間隧道的實際頂推過程中，千斤頂最大總推力約為25000 ～27000 kN；則均推工況下單個千斤頂最大推力為1562 ～1687 kN，大致相當于試驗所用200 t 級千斤頂額定最大推力的80%。因此，試驗采用的加載規(guī)則為：從0 開始按50 kN 間隔逐漸增大各千斤頂推力，直至管片出現(xiàn)明顯縱向裂縫，或達到千斤頂額定最大推力的80%（即1600 kN）。試驗加載過程如圖4所示。

圖4 管片剪切試驗加載過程

2 試驗結果及分析

2.1 工況1（脫空2 mm）

右側墊片局部脫空2 mm 工況下，管片內(nèi)弧面12#—7#測點最大主應變及其方向隨千斤頂推力的發(fā)展見圖5。最大主應變方向以水平方向為起始，順（逆）時針為正（負）。將最大荷載作用下的最大主應變方向也標注于圖中。

圖5 12#—7#測點的最大主應變（工況1）

由圖5 可知：千斤頂均勻推力作用下，管片局部（中螺栓孔與右螺栓孔之間的內(nèi)弧面局部區(qū)域）應變水平顯著提高；尤其受到后端環(huán)面不平整（墊片局部脫空）的影響，10#測點的最大主（拉）應變顯著高于其他測點；當推力達到1600 kN 時，10#測點的最大應變?yōu)?21×10-6（根據(jù)彈性模量換算后相當于最大拉應力0.77 MPa），但仍小于鋼筋混凝土的受拉極限應變，管片未出現(xiàn)開裂。

2.2 工況2（脫空6 mm）

右側墊片局部脫空6 mm 工況下，管片內(nèi)弧面12#—7#測點及19#—14#測點最大主應變及其方向隨千斤頂推力的發(fā)展見圖6?？芍呵Ы镯斖屏π∮?00 kN 時，管片內(nèi)弧面各測點的響應規(guī)律與工況1 類似；當千斤頂推力達到1000 kN 時，10#，17#，9#測點的主應變發(fā)生突變（均超過18000×10-6），遠大于鋼筋混凝土的受拉極限應變，管片出現(xiàn)開裂。

圖6 各測點的最大主應變（工況2）

從試驗管片的實物照片上看（圖7），現(xiàn)場觀測到2 條細微（開度約為0.2 mm）的縱向裂縫。1 號裂縫開展貫穿10#，17#測點，長度約為35 cm，延展方向約為86°，與10#，17#測點的最大主應變方向大致垂直。2號裂縫開展僅限于9#測點附近，長度約為10 cm，延展方向約為100°，與9#測點的最大主應變方向大致垂直。

圖7 管片裂縫發(fā)展（工況2）

上述內(nèi)弧面上形成的裂縫未擴展至前端環(huán)面以及外弧面，裂縫發(fā)展情況與試驗測試數(shù)據(jù)基本吻合。

水利施工現(xiàn)場由于具備顯著的復雜性，因此亟待對此予以綜合性的施工管理。通過推行現(xiàn)場施工監(jiān)管的舉措，應當能在根源上消除某些潛在隱患或者其他施工風險，確保水利建筑物應有的安全性并且杜絕某些額外的水利建設成本耗費。由此可見，施工現(xiàn)場管理舉措應當能夠滲透在全過程的水利施工中，其中包含了如下的施工現(xiàn)場管理關鍵技術：

2.3 工況3（脫空10 mm）

右側墊片局部脫空10 mm 工況下，管片內(nèi)弧面12#—7#測點及19#—14#測點最大主應變及其方向隨千斤頂推力的發(fā)展見圖8。可知：墊片10 mm 脫空高度工況下，當千斤頂推力達到600 kN 時，10#和9#測點的主應變已發(fā)展至1200×10-6，即1 號和2 號裂縫再次出現(xiàn)；當千斤頂推力達到1000 kN 時，10#，17#，9#測點的主應變均超過18000 ×10-6，1 號和2 號裂縫的發(fā)展與工況2 基本相同；當千斤頂推力達到1400 kN 時，1 號和2 號裂縫繼續(xù)發(fā)展，同時新出現(xiàn)3 號裂縫，如圖9所示。

圖8 各測點的最大主應變（工況3）

圖9 管片裂縫發(fā)展（工況3）

對1 號裂縫而言，雖然10#，17#測點的主應變不再增大（即裂縫寬度不再增大），但裂縫長度繼續(xù)發(fā)展至內(nèi)弧面中部，長度約為42 cm，延展方向仍為86°，與10#，17#測點的最大主應變方向大致垂直。對2號裂縫而言，除9#測點外，3#，4#，16#測點的主應變亦發(fā)生突變，即2號裂縫繼續(xù)發(fā)展至前端環(huán)面和內(nèi)弧面中部，其長度約為48 cm（內(nèi)弧面）+25 cm（前端環(huán)面）。其中內(nèi)弧面上裂縫延展方向約為110°，與9#，16#測點的最大主應變方向大致垂直。同時1#，2#，8#測點的主應變亦發(fā)生突變，即新發(fā)展出3號裂縫，其長度約為16 cm（內(nèi)弧面）+22 cm（前端環(huán)面）。其中內(nèi)弧面上裂縫延展方向約為120°，與8#測點的最大主應變方向大致垂直。

為進一步探明1 號—3 號裂縫沿線上各測點主應變隨千斤頂推力的發(fā)展過程，繪制了裂縫沿線各點的主應變發(fā)展，見圖10。

圖10 裂縫沿線各測點的最大主應變發(fā)展

結合前述裂縫發(fā)展圖，由圖10（a）可知：千斤頂推力達到600 kN 時1 號裂縫再次產(chǎn)生；加載至800 kN 時裂縫貫穿10#，17#測點；加載至1400 kN 時，裂縫繼續(xù)向管片中部發(fā)展，但并未延伸至前端環(huán)面。由圖10（b）可知：千斤頂推力達到600 kN 時，2 號裂縫再次出現(xiàn)；加載至1200 kN 時，前端環(huán)面4#測點主應變超過1000×10-6；加載至1300 kN 時，內(nèi)弧面16#測點、前端環(huán)面3#測點也相繼發(fā)生突變。上述結果表明2號裂縫的發(fā)展過程大致為：內(nèi)弧面→前端環(huán)面→內(nèi)弧面。由圖10（c）可知：千斤頂推力達到1300 kN 時，前端環(huán)面2#測點和內(nèi)弧面8#測點的主應變同時發(fā)生突變；加載至1400 kN 時，前端環(huán)面1#測點也相繼發(fā)生突變。上述結果表明3#裂縫的出現(xiàn)較為突然，延伸至前端環(huán)面，但并未向管片中部延伸。

2.4 小結

綜合3 個工況的管片剪切試驗結果，可以認為即使后端環(huán)面存在輕微不平整，千斤頂正常推進時管片也不會出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。若后端環(huán)面上不平整情況加劇，則千斤頂推力將使得管片局部（中螺栓與脫空側螺栓之間的內(nèi)弧面區(qū)域）出現(xiàn)較大拉應力區(qū)域，進而出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。

以上縱向裂縫的出現(xiàn)，容易引起滲漿、滲水等危害襯砌結構耐久性的施工質量問題。施工過程中應特別注意控制拼裝誤差的累計，避免后端環(huán)面出現(xiàn)較為嚴重的不平整現(xiàn)象。

此外，還須要說明的是，受試驗條件限制，本文僅針對單個管片開展抗剪試驗，未能考慮其相鄰管片及地層的約束作用，其試驗結果可能偏于保守。后續(xù)可通過精細化數(shù)值模擬方法，深入研究單個管片及單環(huán)襯砌在環(huán)面不平整條件下的裂縫開展過程與分布規(guī)律。

3 結論

1）管片后端環(huán)面存在輕微不平整（即墊片局部脫空高度較小）時，千斤頂推力使脫空快速閉合，管片內(nèi)通常不會產(chǎn)生裂縫。

2）若后端環(huán)面上不平整情況加劇，則千斤頂推力將使得管片局部（中螺栓與脫空側螺栓之間的內(nèi)弧面區(qū)域）出現(xiàn)較大拉應力區(qū)域，進而出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。當后端環(huán)面存在6 mm和10 mm的局部脫空時，其初始開裂的頂推力分別為1000 kN和600 kN。

3）當管片內(nèi)弧面出現(xiàn)初始裂縫后，隨著千斤頂推力的增大，裂縫繼續(xù)向前端環(huán)面與內(nèi)弧面中部發(fā)展，裂縫延展方向約為90° ～120°，與最大主應變方向大致垂直。