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类矩形盾构隧道结构整体安全性试验与分析

文档作者：柳献1 2 叶宇航3 刘震3 杨志豪4 朱瑶宏文档来源： 1．同济大学土木工程国家重点实验室 2．同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室3．同济大学地下建筑与工程系 4．上海市隧道工程轨道交通设计研究院 5．宁波大学建筑工程与环境学院		点击数：	更新时间： 2021年05月09日
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第30卷第8期
2017年8月
中国
China J．
公路学报
Highw．Transp．
V01．30 NO．8
Aug．2017
文章编号：1001—7372(201 7)08—0164—10
类矩形盾构隧道结构整体安全性试验与分析
柳献1’2，叶宇航3，刘震3，杨志豪4，朱瑶宏
(1．同济大学土木工程国家重点实验室，上海200092；2．同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室，
上海200092；3．同济大学地下建筑与工程系，上海200092；4．上海市隧道工程轨道交通设计
研究院，上海200092；5．宁波大学建筑工程与环境学院，浙江宁波310006)
摘要：为研究类矩形盾构隧道结构在意外堆栽工况下的整体安全性，针对2环纵向接缝构造相同，
管片配筋不同的衬砌结构进行整环足尺加载试验。试验通过30点集中荷载模拟类矩形盾构衬砌
结构在意外堆栽工况下的实际受力，利用位移计和电阻应变片等传感器得到类矩形盾构隧道结构
在意外堆载工况下的破坏过程、结构变形、接缝变形及螺栓应变等试验结果，对其进行分析得到了
类矩形盾构隧道结构在意外堆载工况下的破坏机理；并对比分析了2环试验结构试验结果，探究了
不同管片配筋量对结构受力性能的影响。最后，从结构鲁棒性角度出发，分析了意外堆载工况下类
矩形盾构隧道结构的鲁棒性指标，对类矩形盾构隧道结构整体安全性进行评价，并通过对比分析2
环试验结构的鲁棒性指标，为提高类矩形盾构隧道结构整体安全性提出管片优化设计的建议。研
究结果表明：类矩形盾构隧道衬砌结构的薄弱环节为管片间的纵向接缝及T块与中柱连接处；纵
向接缝构造形式相同前提下，管片配筋量增加对纵向接缝受力影响不明显，不能使类矩形盾构隧道
结构的鲁棒性明显提升；管片截面抗剪不足导致结构局部破坏而失去承载力不利于结构的鲁棒性，
可通过优化管片本体截面的抗剪承载力提高类矩形盾构隧道结构的整体安全性。
关键词：盾构隧道；类矩形盾构隧道；整体安全性；足尺试验；破坏机理；鲁棒性
中图分类号：U451 文献标志码：A
Experiment and Analysis on Overall Safety of
Quasi—rectangular Shield Tunnel Structure
LIU Xianl“，YE Yu—han93，LIU Zhen3，YANG Zhi—ha04，ZHU Yao—hon95
(1．State Key Laboratory of Disaster Reduction of Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China；
2．Key Laboratory of Geotechnical and Underground Engineering of Ministry of Education，Tongji University，
Shanghai 200092，China；3．Department of Geotechnical Engineering，Tongii University，Shanghai 200092，
China；4．Shanghai Tunnel Engineering&amp;amp;Rail Transit Design and Research Institute，
Shanghai 200092；5．Facult of Architectural，Civil Engineering and Environment，
Ningbo University，Ningbo 310006，Zhejiang，China)
Abstract：In order to investigate the overall safety of the quasi—rectangular shield tunnel structure
under accidental surcharge loading conditions，full—scale load tests were conducted on lining
structures with identical longitudinal ioint construction but different reinforcement ratios．The
actual forces acting on quasi—rectangular shield tunnel structures under accidental surcharge
loading conditions were simulated by 30 concentrated loads．Whilst the failure process，the
structural deformation，the joint deformation and the bolt strain of quasi—rectangular shield tunnel
收稿日期：2017-03—22
基金项目：上海市科学技术委员会科研计划项目(14DZl207900)；宁波市重大科技攻关项目(2015C110017)
作者简介：柳献(1977一)，男，湖北武汉人，副教授，博士研究生导师，工学博士，E—mail：xian．1iu@tongji．edu．cn。
万方数据
第8期柳献，等：类矩形盾构隧道结构整体安全性试验与分析165
0
structures under accidental surcharge loading conditions were obtained from the tests by dint of
displacement meters and resistance strain gages．The failure mechanism of quasi—rectangular
shield tunnel structures under accidental surcharge loading conditions was obtained．By analyzing
and comparing the results from the two tests，the effect of different reinforcement ratios on the
mechanical properties of the structure was examined．Eventually，the robustness indexes of the
quasi—rectangular shield tunnel structures were compared and analyzed．Whilst the overall safety
was evaluated．On the basis of the analysis of robustness indexes，suggestions for the optimal
design of segments were given．The results show that the longitudinal joints and the junction of
the T segment and the middle column are the two weak points of the lining structure．With the
same longitudinal joint construction，the increment of the reinforcement ratio only has a little
effect on the performance of the longitudinal joints，and the robustness of the quasi—rectangular
shield tunnel structure is not improved significantly．Structure failure is induced by local failure
due tO insufficient shear strength of the segment．Robustness of the structure is influenced by the
absence of bearing capacity．The overall safety of the structure can be improved by raising the
shear capacity of the segments．
Key words：shield tunnel；quasi—rectangular shield tunnel；overall safety；full—scale test；damage
mechanism；robustness
引口
盾构隧道是地铁区间隧道的主要结构形式，隧
道结构安全性关系到地铁正常运营及周边建筑物安
全等，因此成为目前盾构隧道的研究热点。已有研
究主要关注隧道运营期间的安全性或意外事件下衬
砌结构的极限承载力[11]。事实上，盾构隧道安全性
研究不应局限于衬砌结构的极限承载力，还应关注
结构整体收敛变形、结构整体刚度、延性、消能能力
等对隧道结构整体安全性的影响。近年来，地铁周
边邻近工程活动的扰动是带来隧道结构安全隐患的
主要因素，其中意外堆载又是其中重要原因之一[4]。
在意外堆载情况下，隧道结构通常发生横向大变形、
渗漏水、管片开裂、接头破损等病害，极端情况下甚至
可能导致结构失去承载力而引发灾难性事故。因此，
研究意外堆载下盾构隧道的整体安全性十分必要。
宁波轨道交通3号线陈婆渡车站出入段线是中
国首次采用类矩形盾构隧道作为区间隧道结构，衬
砌结构形式新颖，受力性能尚不清楚，结构在意外堆
载下的整体安全性未知。为保证新型结构的安全应
用及推广，针对类矩形盾构隧道衬砌结构整体安全
性的研究亟需加强。整环足尺试验是获取结构整体
安全性相关参数的有效手段，目前，国内外针对盾构
隧道衬砌结构开展了一系列整环足尺试验研究，大
多数试验是为了获得设计荷载下的内力、结构变形
和接缝变形等[5。7]，检验设计可靠性；近年来，以封坤
等[8]、柳献等凹伽为代表的科研团队进行了多次破
坏性试验，主要研究衬砌结构破坏特征和极限承载
力。极限承载力是评价衬砌结构安全性的一个重要
方面，但并不能完全决定衬砌结构整体安全性，结构
延性也是反映衬砌结构整体安全性重要方面。
本文针对类矩形盾构隧道结构，从结构鲁棒性
出发，通过整环足尺试验了解类矩形盾构隧道结构
在意外堆载下破坏过程，得到类矩形隧道结构超载
系数、延性系数、消能能力等鲁棒性指标，对衬砌结
构整体安全性进行评价，同时对比分析不同管片配
筋量的类矩形隧道结构试验结果，研究不同管片配
筋量对类矩形隧道结构整体安全性的影响，以期为
类矩形盾构隧道衬砌结构的优化设计提供建议，为
类矩形盾构隧道安全应用及推广提供依据。
1 试验概况
意外堆载工况模拟隧道结构在正常运营状态
下，地面出现堆载的情况，结构顶部荷载增大，同时
侧向土压力值也相应变大，当堆载增加到一定程度，
作用在衬砌结构上的侧向土压力达到被动土压力，
之后随着堆载继续增加，侧向土压力大小保持不变，
衬砌结构在堆载不断增加的情况下发生破坏。本文
针对类矩形盾构隧道共进行2环意外堆载工况下结
构整环足尺极限试验，2环试验结构纵向接缝构造
相同，管片配筋量不同。
万方数据
166 中国公路学报2017血
1．1 试验试件
试验研究所采用的类矩形盾构隧道衬砌结构如
图1所示。其外包尺寸为11 500 mm×6 937 mm，
环宽为1．2 m。全环由2块T块、3块C块、3块B
块、l块I。块、1块F块以及中立柱(LZ)组成，管片
厚450 mm，中柱宽350 mm。块与块间接头形式为
预埋钢套箱型接头，环向连接采用6．8级M33型螺
栓连接。管片所用混凝土等级为C50。2环试验结
构管片配筋不同，接缝构造形式相同，管片配筋及管
片平均刚度具体如表1所示。第2环结构的配筋率
是第1环结构的1．56倍，其管片平均刚度是第1环
结构的1．07倍。◆鹱9JFl0 JFI《
图1 试验管片示意(单位：mm
ri2．1 Schematic of 7lest Segments(I_：nit：mln
表1 管片配筋及平均刚度
Tab．1 Reinforcementand Average Stiffness of Segments
管片平均刚度／
试验管片主筋配筋率／％ T块管片截面配箍
(105 kN·m2)
第1环1．j1 3．j65 4010@109
第2环2．36 3．799 2韭16@200
1．2加载方案
2环试验结构加载方案相同，试验通过30点集
中荷载模拟类矩形盾构隧道衬砌结构在意外堆载工
况下的实际受力，如图2所示。试验加载装置如图
3所示，试验水平加载装置由千斤顶、分配梁和反力
框架组成。其中：千斤顶的油缸安装于反力框架上
以提供试验荷载；分配梁用于将千斤顶的集中荷载
均匀作用到衬砌结构上；反力框架通过自身平面内
受力平衡为千斤顶提供支撑反力。在试件底部放置
直径为50 mm的钢珠，起滑动支座作用。每个加载
点由2个千斤顶和1块分配梁组成，加载系统所能
提供的最大水平荷载为200 t·点_。，单点最大位移
为300 mm。试验加载采用液压加载系统，组内每
点荷载值相同，加载时完全同步。
试验加载制度如图4所示。加载过程分4个阶
段，荷载P。，P：，P。的具体加载过程如下：
第1加载阶段：如图4中①阶段所示，P。，P：，P3
．D P
1 500
1 200
z
900
《600
300
0
图2试验荷载
Fig．2 Test Loads
图3加载装置
Fig．3 Loading Devices
0 20 30 40 50 60 70 80
加载步7级
图4试验加载制度
Fig．4 Loading Schemes for l est
分10级同步加载至运营工况正常使用极限状态荷
载值，此时P1—300 kN，P2—170 kN，P3—212 kN。
第2加载阶段：如图4中②阶段所示，P。，P。，
P。均匀分10级同步加载至运营工况承载能力极限
状态荷载值，此时P。一480 kN，P。一240．2 kN，
P。一296．6 kN。
第3加载阶段：如图4中③阶段所示，P，，P：，
P。继续按比例分10级加载，直至P。达到被动土压
力值，此时P1—87l kN，P2—394 kN，P。一633 kN。
第4加载阶段：如图4中④阶段所示，保持P。
不变，继续增大P。，P。。P。每级增大10 kN，直到
结构无法继续承载。
1．3测试方案
2环试验结构测点布置相同，试验测量以下物
理量：结构变形、主筋应变、混凝土应变、接缝螺栓应
变、接缝变形，同时观测各级荷载下管片表面裂缝和
万方数据
第8期柳献，等：类矩形盾构隧道结构整体安全性试验与分析167
接缝破损的发展情况。各物理量测试传感器布置原
则如下：
(1)结构变形。在衬砌结构长轴方向和左、右2
个短轴方向布设结构收敛位移测点，每个测点布设
2个拉线位移计进行量测。
(2)主筋应变及混凝土应变。选取10个管片内
力控制截面及1个中柱内力控制截面，布设主筋及
}昆凝土电阻应变片，量测主筋及混凝土应变值。
(3)接缝螺栓应变。在每根接缝螺栓两侧切槽，
并对称布设电阻应变片，量测接缝螺栓应变值。
(4)接缝变形。在管片接缝内、外两侧布设电子
位移计进行量测，其中在接缝张开一侧布设3个电
子位移计，在接缝压紧一侧布设2个电子位移计。
上述测点数值范围、精度与数量汇总于表2。
表2试验测点汇总
Tab．2 Summary of Measuring Points
测点名称量程精度数量
结构收敛变形500 mm 0．01 mm 6
主筋应变20 000×10—6 1×10—6 424
混凝土应变20 f300×10 6 1×10一6 224
连接螺栓应变20 000X10—6 1×10—6 80
接缝变形100 mm 0．01 mm 50
总计784
2破坏过程与结果分析
2．1破坏过程与破坏机理分析
2．1．1 结构破坏过程
结构破坏过程如图5所示。2环试验结构破坏
过程均分为典型的弹性和带裂缝工作2个阶段，在
加载初期，结构处于弹性受力阶段，各接缝处变形及
螺栓应变基本呈线性发展，结构荷载一变形曲线基本
呈线性。第l环试验结构荷载加载到极限荷载的
53．1％时，结构荷载一变形曲线出现拐点，第2环试
验结构荷载加载到极限荷载47．5％时，结构荷载一
变形曲线出现拐点，结构整体刚度逐渐降低。
如图5(a)所示：第1环试验结构先后经历了①
正常使用极限状态一②承载力极限状态一③衬砌结
构表面开始出现裂缝一④试验结构最大短轴收敛达
到设计限值一⑤JFl号接缝受压侧混凝土开裂一⑥
试验结构表面最大裂缝宽度达到0．2 mrlrl，JF5号接
缝受压侧混凝土开裂一⑦JF2号接缝、JF3号接缝
和JF8号接缝受压侧混凝土均开裂一⑧JF3号接缝
和JFl0号接缝螺栓屈服，JFl号接缝受压侧混凝土
裂缝迅速发展一⑨JF9号接缝受压侧混凝土开裂一
图5 两环试验结构破坏过程曲线
Fig．5 Curves of Failure Process of
Two Tested Linings Structures
⑩JF6号接缝螺栓屈服一⑩JF3号接缝和JFl0号
接缝螺栓屈服，JFl号接缝受压侧混凝土裂缝迅速
发展一⑥JF9号接缝螺栓屈服，JF5号接缝受压侧
混凝土压碎一⑩JF5号接缝螺栓屈服，JF8号接缝
受压侧混凝土压碎一⑩T2块管片靠JF6号接缝腋
角发生破坏，箍筋剪断，随后JF6号接缝受压侧混凝
土压碎，螺栓断裂，结构失效，达到最大承载力。第
1环结构极限承载力P。一1 081．90 kN，结构破坏时
荷载一变形曲线未出现平台段，结构破坏属于脆性破
坏，第1环试验结构破坏顺序及最终破坏状态如图
6(a)所示，图中数字代表结构破坏顺序(以下同)。
第2环试验结构在进行顶部意外堆载极限工况
前，JFl号接缝、JF3号接缝及JF8号接缝受压侧混
凝土已开裂。
如图5(b)所示，第2环试验结构荷载一变形曲
线发展和第1环试验结构十分相似，但结构破坏特
征点相比第1环试验结构更加分散。结构先后经历
了①正常使用极限状态一②承载力极限状态一③试
验结构表面开始出现裂缝，长轴变形加速增长一④
JF8号接缝受压侧}昆凝土裂缝发展一⑤试验结构最
大短轴收敛达到设计限值一⑥JF3号接试验缝受压
侧混凝土开裂一⑦试验结构表面最大裂缝宽度达到
o．2 mm一⑧JF6号接缝受压侧混凝土开裂一⑨JF8
号接缝螺栓屈服，JF5号接缝受压侧混凝土崩出，裂
缝发展一⑩JF9号接缝受压侧混凝土开裂，JF6号
万方数据
168 中国公路学报2017血
图6 两环试验结构破坏顺序及最终破坏状态
Fig．6 Structural Failure Sequences and Final Failure
States of Two Tested Linings
接缝螺栓屈服一⑩JF9号接缝螺栓屈服一⑩JFlO
号接缝螺栓屈服一⑩JF9号接缝螺栓屈服，JF5号
接缝受压侧混凝土压碎一⑩JF3号接缝和JF4号接
缝受压侧混凝土压碎一⑩JF3号接缝螺栓屈服，JF8
号接缝受压侧混凝土压碎，JF5号接缝混凝土压碎，
T2块管片靠JF5号接缝腋角箍筋剪断，结构失效，
达到最大承载力。第2环结构极限承载力P。一
1 093．56 kN，结构破坏时荷载一变形曲线未出现平
台段，结构破坏属于脆性破坏，第2环试验结构破坏
顺序及最终破坏状态如图6(b)所示。第2环试验
结构和第1环试验结构特征点荷载虽然不同，但结
构破坏顺序和第1环结构基本一致。
2．1．2破坏机理分析
从2环试验结构破坏过程来看，结构受力分为
弹性受力阶段和带裂缝工作阶段，在结构弹性受力
阶段，结构变形、接缝变形和螺栓应变等基本呈线性
发展。随着荷载不断增加，管片本体和接缝受压侧
混凝土相继开裂，结构整体刚度逐渐下降，但接缝混
凝土开裂和螺栓屈服未使结构整体刚度出现明显拐
点，表明管片本体刚度较接缝刚度大，分担了大部分
结构内力。从试验结构的破坏过程和最终破坏状态
来看，试验结构破坏均始于接缝破坏，最终由于管片
本体截面破坏而导致结构失去承载力。
假设接缝螺栓或管片钢筋屈服且受压混凝土开
裂截面成为塑性铰。第1环试验结构最终破坏时左
半边结构共形成4个塑性铰，右半边结构共形成2
个塑性铰，如图6(a)所示。第1环试验结构破坏是
因为JF8号接缝、JF6号接缝、JF3号接缝、JF9号接
缝、JF5号接缝及T2块
先后形成塑性铰，造成结
构内力重分配，最后T2
块管片在弯矩和剪力共
同作用下发生破坏，左半
边结构成为机构，失去承
载能力。第1环试验结图7 第1环结构，12块管片
构T2块管片破坏截面具端面斜裂缝
有明显的抗剪破坏现象， ng·7 obl‘qu。c。8。k5 of
截面出现大量斜裂缝(图T2
segm。n‘of the
7)，且抗剪箍筋断裂。
。
第2环试验结构破坏过程与第1环试验结构相
似但不尽相同，相比于第1环试验结构，第2环试验
结构的配筋率更大，试验结构本体平均刚度增加到
了1．07倍；在相同试验荷载作用下，试验结构的变
形较小，管片本体承担更多荷载，各接缝处内力相对
较小，接缝转角和螺栓应变发展相对较慢。试验结
果对比如图8所示，可见其基本符合上述规律。因
此，第2环试验结构各接缝开裂及螺栓屈服晚一点，
结构破坏过程中的特征点出现时间也相对较晚。从
2环试验结构的接缝破坏情况和螺栓屈服情况来
看，第2环试验结构的接缝受压侧混凝土压碎情况
及螺栓屈服情况没有第1环结构严重，第2环试验
结构部分接缝仍具有一定承载力，因此理论上若2
环结构的破坏模式相同，则第2环试验结构的极限
承载力应更高，但事实上，2环试验结构极限承载力
试验结果几乎相同。从第2环试验结构最终破坏时
塑性铰数量[图6(b)]也可以看出，第2环试验结构
破坏时尚未成为机构，其发生破坏是由于T2块管
片截面达到了抗剪极限承载力，箍筋剪断，导致结构
发生局部破坏而失去承载力。
根据试验荷载可计算第l环和第2环试验结构
在极限荷载作用下T2块所受到剪力大小，根据《混
凝土设计基本规范》(GB 50010一2010)可计算得
万方数据
第8期柳献，等：类矩形盾构隧道结构整体安全性试验与分析169
接缝转角／rad
(a)接缝转角对比
螺拴心变10“’
(b)螺_|=5：应变对比
图8 两环试验结构接缝试验结果对比
Fig．8 Comparison of Joint Test Results of
Two Tested Linings
T2块截面抗剪承载力，如表3所示。
表3 极限荷载作用下T2块管片剪力
Tab．3 Shear Forces of T2 Segment Under Ultimate Loading
混凝土
试验截面钢筋强T2块剪截面抗剪
抗压强Pl／kN
结构配箍度／MPa 力／kN 承载力／kN
度／MPa
第1环4中10@109 300 55．2 1 081．90 2 325．44 2 169．25
第2环2韭16@200 400 53．8 1 093．56 2 336．54 2 095．77
由表3可知，在极限荷载作用下，2环试验结构T2
块管片的剪力均达到了截面抗剪承载力，试验最终
破坏时，2环试验结构T2块管片抗剪箍筋剪断，如
图9所示，证明了上述计算结果的正确性。因此第
2环试验结构的纵向接缝承载力尚未完全发挥，结
构失去承载力是由于T2块管片截面发生了抗剪破
坏，导致结构局部发生破坏而失效。
2．2试验结果分析讨论
2．2．I 衬砌结构变形
2环试验结构的变形随荷载变化曲线如图10
所示，图10中序号及后续试验结果分析图中序号均
与图5中破坏过程的序号意义相同。根据试验结果
可知，2环试验结构弹性极限荷载较为接近，在试验
荷载达到结构正常使用极限状态荷载前，结构左、右
两侧短轴变形差异性均较小，随着荷载增大，试验结
构左、右两侧变形差异越来越大。当试验荷载达到
结构弹性极限荷载，试验结构表面开始开裂，结构进
图9 两环T2块管片抗剪箍筋剪断情况
Fig．9 Shear Bar Fractures of T2 Segment of
Two Tested Linings
衬砌结构变形／mm
(a)第l环
村砌结构变形／mm
(b)第2环
图lO 两环试验结构荷载-变形曲线
Fig．10 Loading-deformation Curves of Two Tested Linings
入带裂缝工作状态，结构变形增长加快。
2环结构在弹性阶段和极限荷载作用下结构变
形如表4所示。对比可见，第2环试验结构长短轴
变形较第1环试验结构有所减小，减少率为2．2％～
9．3％。说明管片本体配筋量增加使管片本体结构
刚度增加，结构长短轴变形有所减小，但总的来说，
管片本体配筋量增减对结构弹性阶段变形影响较
小。从结构在极限荷载作用下的变形对比来看，2
环试验结构长轴变形基本一致，第2环试验结构长
轴变形比第1环试验结构增加1％；第2环试验结
构短轴变形明显小于第1环试验结构，第2环试验
结构短轴变形比第1环试验结构减小约为25％。
这和2环试验结构破坏模式有一定关系，第2环试
验结构由于局部抗剪破坏失效，结构承载力尚未完
全发挥，变形未进入最后快速发展阶段。
万方数据
170 中国公路学报2017益
表4试验荷载作用下结构变形
Tab．4 StructuraI Deformation Under Test Load
弹性阶段极限荷载作用极限荷载作用
结构
第1环结构变形／mm 第2环结构变形／ram 变化率／％ 第1环结构变形／mm 第2环结构变形／mm 变化率／％
长轴5．49 4．98 —9．3 86．25 87．1 3 1．0
中柱右侧短轴7．34 7．18 —2．2 44．08 32．69 —25．8
中柱左侧短轴8．49 7．90 一6．9 103．61 77．07 —25．6
注：变化翠指第2环相对第1环的增长翠，负值表不减小率。
2．2．2 接缝变形
定义内弧面张开纵向接缝为正弯矩接缝，内弧
面压紧纵向接缝为负弯矩接缝。由试验测试得到的
接缝内外弧面张开闭合量计算得到接缝转角。
2环试验结构正弯矩接缝转角随荷载变化曲线
如图11所示。各接缝荷载一转角曲线呈两阶段或三
阶段发展趋势，基本表现为受力前期线性发展，随后
加速发展，最终随着接缝逐渐破坏快速发展。试验
结束后，受压侧混凝土破坏严重的JF6号接缝和
JF9号接缝荷载一转角即表现为明显的三阶段发展
曲线，而在试验结构后仍然保持完好的JF7号接缝
基本呈线性发展，JFlO号接缝受力曲线基本呈两阶
段发展，其余正弯矩接缝受力曲线介于两阶段曲线
和三阶段曲线之间，接缝受力性能尚未完全发挥。
接缝转角／rad
rb)第2环
图11 两环试验结构正弯矩接缝荷载一转角关系
Fig．1 1 Loading-rotation Relationships at Positive-moment
Joints of Two Tested Linings
2环试验结构负弯矩接缝转角随荷载变化曲线
如图12所示。各接缝荷载一转角曲线和正弯矩接缝
相似呈两阶段或三阶段发展趋势，基本表现为受力
前期线性发展，随后加速发展，最终随着接缝逐渐破
图12 两环试验结构负弯矩接缝荷载-转角关系
Fig．12 Loading-rotation Relationships at Negative-moment
Joints of Two Tested Linings
坏快速发展。相比于正弯矩接缝，负弯矩接缝前期
刚度较高，因此在第1阶段接缝转角发展较慢，且在
进入第3受力阶段仍具有一定的刚度和承载力，这
和本次试验结构纵向接缝采用预埋铸铁手孑L有关，
负弯矩接缝受压侧压应力部分由钢套箱承受。
对比试验结构的接缝受力曲线可知：2环试验
结构接缝转角发展规律较为相似，第1环试验结构
正弯矩接缝受力盐线更为集中，弹性受力阶段转角
发展更快，这和第2环试验结构管片本体刚度更大
且分担了部分接缝内力有关；第1环试验结构部分
接缝受力曲线出现平台段，接缝受力性能充分发挥，
第2环试验结构基本未出现平台段，这和第2环试
验结构破坏是由于局部抗剪破坏导致结构失效有
关，部分接缝的承载力尚未充分发挥。
2．2．3接缝螺栓应变
2环试验结构正弯矩接缝螺栓应变随荷载变
化曲线如图13所示。各接缝荷载一螺栓应变曲线呈
万方数据
第8期柳献，等：类矩形盾构隧道结构整体安全性试验与分析171
图13 两环试验结构正弯矩接缝荷载‘螺栓应变关系
Fig．13 Loading-bolt Strain Relationships at
Positive-moment Joints of Two Tested Linings
两阶段发展趋势，基本表现为受力前期线性发展，随
后快速发展。不同接缝螺栓两阶段螺栓应变发展速
度不同，其中JF6号接缝和JFlo号接缝螺栓应变发
展趋势较为一致且应变发展最快；JF4号接缝和
JF9号接缝螺栓应变发展趋势较为一致，螺栓应变
发展较快；JF2号接缝螺栓应变发展较慢，JF7号接
缝螺栓应变基本不发展。上述规律和接缝位置有
关，JF6号接缝JFlO号接缝受力较大，JF7号接缝
位于结构反弯点附近。试验过程中，第1环试验结
构JF6号接缝、JF9号接缝和JFlO号接缝螺栓屈服；
第2环试验结构JF6号接缝和JF9号接缝螺栓屈服。
2环试验结构负弯矩接缝螺栓应变随荷载变
化曲线如图14所示。各接缝荷载一螺栓应变曲线呈
两阶段发展趋势，基本表现为受力前期线性发展，随
后快速发展。不同接缝螺栓两阶段螺栓应变发展速
度不同，其中：JF8号接缝的螺栓应变发展最快；JF3
号接缝发展较快；JFl号接缝和JF5号接缝螺栓应
变发展趋势较为一致，应变发展较慢。上述规律也
和接缝位置有关，JF3号接缝JF8号接缝受力较大，
JFl号接缝和JF5号接缝受力相对较小。试验过程
中，第1环试验结构JF3号接缝、JF5号接缝和JF8
号接缝螺栓屈服；第2环试验结构JF3号接缝和
JF8号接缝螺栓屈服。
对比结构接缝螺栓受力曲线可知，2环试验结
构接缝螺栓应变发展规律较为相似。第2环试验结
图14 两环试验结构负弯矩接缝荷载‘螺栓应变关系
Fig．14 Loading-bolt Strain Relationships at
Negative-moment Joints of Two Tested Linings
构正弯矩接缝螺栓受力曲线更为集中，第1环试验
结构弹性受力阶段转角发展更快，这和第2环试验
结构管片本体刚度更大且分担了部分接缝内力有
关。相比于第1环试验结构，第2环试验结构出现
螺栓屈服情况更少，说明第2环试验结构接缝受力
性能未完全发挥，这和2环试验结构接缝变形对比
结果相同，说明部分接缝承载力尚未充分发挥。
3整体安全性评价
3．1 盾构隧道鲁棒性定义
鉴于传统的结构安全性评价体系不能充分体现
意外事件下结构整体安全性，本文将从结构鲁棒性
角度出发，对意外堆载工况下类矩形盾构隧道结构
的整体安全性进行评价。现有工程结构设计是基于
结构构件的结构设计，通常是针对一般正常荷载作
用下结构构件的极限状态进行设计，只能满足结构
系统安全的基本要求，并不能反映结构中不同构件
失效或破坏对整体结构系统的影响。相比于工程结
构设计中的结构安全性、适用性和耐久性，工程结构
鲁棒性是指整体结构抵御意外事件的能力，更加关
注整体结构安全性。结构鲁棒性要求结构在偶然、
突发作用引起局部损伤情况下，必须保证结构的整
体稳定性，不致发生不相称破坏，如连续坍塌。在地
上结构中，结构鲁棒性分析关注的是构件失效或破
坏对整体结构系统的影响[1 2”。。在盾构隧道中，考
万方数据
172 中国公路学报20i7盘
为盾构隧道结构鲁棒性评价方法，从衬砌结构极限
承载力、结构变形、延性、能量等宏观指标，来评价衬
砌结构鲁棒性。以下为相应鲁棒性指标的定义口1I：
基于承载力的鲁棒性指标：广义超载系数K
K—F／F。(1)
式中：F为结构某一状态的广义荷载；F。为设计广
义荷载。
基于结构变形的鲁棒性指标：变形系数D
D—d／d。(2)
式中：d为结构某一状态衬砌结构变形量；d。为设
计荷载下结构变形量。
基于延性的鲁棒性指标：延性系数／2
∥一P。／∥， (3)
式中：卢。为结构整体极限变形；／2，为结构首次出现
局部屈服时的整体变形。
基于能量的鲁棒性指标：消能能力J
J—E。／Eo (4)
式中：E。，B分别表示衬砌结构达到极限承载状态
和设计荷载时所消耗的能量。
3．2 类矩形隧道结构整体安全性评价
在隧道顶部意外堆载极限工况下，2环类矩形
试验结构荷载一长轴变形曲线及相应性能点如图15
所示。可见2环结构长轴变形随荷载发展相似，第
1环结构性能点出现相对更早。2环结构相应的鲁
棒性指标及与圆形结构对比见表5，其中圆形结构
鲁棒性指标摘自文献[11]。
图15 试验结构广义衙载。长轴变形曲线
Fig．1 5 Generalized Curves of Loads with Long-axis
Deformation of Two Tested Linings
由表5可知，2环结构鲁棒性指标基本接近，第
2环试验结构相比第1环试验结构略有增加，但延
性系数有所下降。鲁棒性指标比较结果表明，管片
主筋增加并未使结构鲁棒性明显提升，这与盾构隧
道衬砌结构破坏主要是由接缝破坏造成的有关，在
接缝构造未进行优化的前提下，结构鲁棒性得不到
较大程度的提高。另外，由于第2环结构的破坏是
表5 衬砌结构鲁棒性指标对比
Tab．5 Comparison of Robustness Indexes of
Two Tested Linings
鲁棒性指标超载系数K 变形系数D 延性系数“ 消能能力，
第1环3．54 28．75 3．05 162．1 5
第2环3．63 34．88 2．67 202．47
圆形结构2．18 32．20 3．93 70．00
因T2块截面抗剪承载力不足而局部破坏，衬砌结
构接缝未能充分发挥作用而使得结构鲁棒性有所降
低。因此，为保证类矩形隧道结构整体安全性，应充
分重视结构截面抗剪承载力，避免结构截面发生抗
剪破坏而导致结构局部破坏现象出现。相比于传统
圆形盾构隧道，类矩形盾构隧道结构在承载能力和
消能能力方面优于圆形结构，尤其是消能能力指标，
较圆形结构提高2～3倍，耗能性能明显提升。但类
矩形结构的延性系数指标较圆形结构偏低，这与类
矩形结构管片本体截面出现抗剪破坏现象且最终破
坏模式为脆性破坏有关，可通过优化管片本体截面
的抗剪承载力避免出现脆性破坏现象，从而提高类
矩形结构的整体安全性。
4 结语
(1)试验结构的破坏始于管片间接缝破坏，最终
破坏发生在T块管片与中柱连接处，结构的薄弱环
节为管片间的纵向接缝及T块与中柱连接处。
(2)类矩形结构的承载力和消能能力优于圆形
结构，延性较圆形结构偏低，具有脆性破坏特征，可
通过优化管片本体截面抗剪承载力提高类矩形盾构
隧道结构整体安全性。
(3)在接缝构造形式相同前提下，管片配筋率增
加可使纵向接缝内力减小，纵向缝转角及螺栓应变
发展有所减缓但不明显，因此不能使结构鲁棒性明
显提升。
(4)管片截面抗剪不足导致结构局部破坏而失
去承载力不利于结构的鲁棒性，因此应充分重视类
矩形盾构隧道结构抗剪问题，避免抗剪破坏先于结
构整体破坏的现象出现。
(5)本次试验表明管片间接缝破坏是结构破坏
的主要原因，且截面抗剪不足会导致结构发生局部
破坏，具有脆性破坏特征，因此在此基础上可优化管
片抗剪配箍及接缝构造，进行进一步试验研究以得
到整体安全性更好地类矩形盾构隧道衬砌结构。另
外，本次试验为单环结构试验，未考虑结构的错缝效
应，后续在此方面也有待改进。
万方数据
第8期柳献，等：类矩形盾构隧道结构整体安全性试验与分析173
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