苏州轨道交通盾构隧道衬砌结构足尺试验研究

查红星 桂 林 秦奕旻 柳 献

(1.苏州市轨道交通集团有限公司，215004,苏州；2.同济大学地下建筑与工程系，200092，上海∥第一作者，高级工程师)

0 引言

在城市轨道交通领域，对盾构隧道衬砌结构力学性能的理解主要依赖于现行规范，如GB 50446—2018《盾构法隧道施工及验收规范》[2]和CJJT 289—2018《城市轨道交通隧道结构养护技术标准》[3]。考虑到苏州轨道交通盾构隧道衬砌结构形式与其它城市的不尽相同，盾构隧道穿越地层的物理力学性质也具有一定的特殊性，如完全参照上述规范进行建设和运维尚存困难。为了更好理解苏州轨道交通盾构隧道结构的力学性能并应用于建设和运维实践，对苏州轨道交通盾构隧道结构的力学性能开展足尺试验研究十分必要。

对盾构隧道结构力学性能进行足尺试验，国内外已有一定的研究。文献[4]开展了双圆隧道衬砌错缝拼装结构试验，并对结构受力和变形进行了计算分析。文献[5]开展了类矩形盾构隧道衬砌结构足尺试验，对正常运营和施工同步注浆工况下的受力性能进行了分析研究，为新型盾构隧道衬砌结构的设计和施工控制提供了技术支持和依据。以上研究主要针对异型断面形式的盾构隧道结构，重点关注异型断面隧道的施工控制、设计优化等方面。研究结论对于圆形断面隧道的参考价值有限。

在圆形断面盾构隧道结构的足尺试验研究方面，文献[6]对荷兰“绿色心脏”隧道开展了足尺试验研究，分析了荷兰软土大断面隧道的受力机制，并为结构设计提供了依据。文献[7]介绍了外径15 m的上海长江隧道的足尺试验过程，获得了衬砌环结构的实有安全度，为结构设计优化提供了依据。文献[8]针对外径14.5 m的南京长江隧道结构进行了足尺试验研究，对不同拼装方式下的不同破坏特征进行了探讨。文献[9]针对上海轨道交通中埋管片进行了超载工况下盾构隧道结构承载能力的足尺试验研究，对试验结构的承载性能和破坏机理进行了分析。以上研究主要针对大断面或某一具体城市的盾构隧道结构，研究结论对于圆形隧道的力学性能研究有一定价值。但考虑到隧道的结构形式、细部构造及地层性质等差异，以上研究对苏州的地铁盾构隧道衬砌结构的适用性有限。

基于当前苏州轨道交通的建设和运维实践，本文设计和实施了顶部超载工况下的苏州轨道交通盾构隧道衬砌结构足尺试验，旨在掌握苏州轨道交通盾构隧道衬砌结构的受力机制、破坏机理与极限承载力，为苏州轨道交通后续的建设和运维提供试验依据。以下将具体介绍试验方案和主要试验结论，并对结构破坏过程和破坏机理进行分析和讨论。

1 试验方案

1.1 试验试件

本试验的试件参照苏州轨道交通1—5号线错缝拼装盾构隧道原型管片制作。衬砌环外径为6 200 mm，内径为5 500 mm，管片宽度为1 200 mm，管片厚度为350 mm。管片材料采用C50混凝土和HRB400钢筋。衬砌环由1个封顶块K(圆心角为22.5°)、2个邻接块B1和B2(圆心角为67.5°)，以及3个标准块A1、A2和A3(圆心角为67.5°)组成。试验采用环宽1.2 m的中全环和环宽0.6 m的上下半环。中全环与上下半环间采用错缝拼装，封顶块的位置偏离正上方±22.5°，如图1所示。

图1 盾构隧道衬砌环拼装示意图Fig.1 Diagram of shield tunnel lining rings assembly

衬砌环纵缝和环缝均采用5.8级M30弯螺栓连接。每条纵缝设置2根螺栓，每条环缝设置16根螺栓。管片端面采用平面式，环缝和纵缝接触面皆不设凹凸榫槽，如图2～3所示。

图2 盾构隧道衬砌环纵缝构造图

1.2 加载装置

加载装置分水平加载装置和竖向加载装置两部分，如图4所示。水平加载装置用以模拟试验环受到的水土荷载作用，竖向加载装置用以模拟试验环环缝面上的纵向压力。以15°为间隔在水平加载装置上设置24个加载点，加载点均匀分布在试验环外侧并指向圆心。每个加载点由自上而下的4个液压千斤顶组成，分别作用于上半环、中全环和下半环。单个千斤顶能提供的最大荷载为100 t，最大位移为400 mm。

图3 盾构隧道衬砌环缝构造图

图4 盾构隧道衬砌结构足尺试验加载装置全景图

竖向加载装置共有8个加载点，每个加载点由2根加载梁、2个20 t张拉千斤顶和2根钢绞线组成。通过千斤顶张拉钢绞线，在管片环缝面上施加压力。

1.3 加载方案

本试验的加载方案与文献[10-12]的盾构隧道衬砌结构足尺试验保持一致，通过加载装置千斤顶施加集中荷载来模拟作用于隧道结构上的水土荷载和地层抗力等。水平向24个加载点对称分为3组(见图5)：P1组，6个加载点，分布于顶部和底部；P2组，10个加载点，分布于两腰部位；P3组，8个加载点，分布于肩部和趾部。试验前，基于试验结构和实际结构控制截面内力和变形等效的原则，设计P1组、P2组和P3组各加载点集中力的大小。试验时，同组加载点千斤顶的荷载相同。

图5 加载方案的水平加载分组及荷载示意图

竖向荷载F用于模拟盾构机顶进之后管片环缝面上残余的顶推压力。参照苏州轨道交通实际工程经验，盾构机总推力取1 000 t，残余系数取0.15。考虑到本次试验共设置8个竖向加载点，因此每个加载点的竖向荷载F=(1 000 t×0.15)/8=18.75 t。

试验加载过程分为3个阶段，如图6所示。

图6 不同加载阶段的荷载级曲线Fig.6 Curves of loading steps at different loading stages

1) 由零加载至正常运营状态的荷载：在竖向荷载F=187.5 kN施加完成后，P1加载点的荷载FP1由零加载至145 kN，P2加载点的荷载FP2由零加载至94 kN，P3加载点的荷载FP3由零加载至114 kN，达到正常运营状态。

2) 加载至顶部超载：继续增大FP1，模拟隧道顶部承受超载作用，同时维持FP2=0.65FP1，FP3=0.48×(FP1+FP2)。

3) 继续超载至极限状态：FP2达到被动土压力，维持FP2=313 kN不变。继续增大FP1，并保持FP3=0.48×(FP1+FP2)。

为方便后文描述，定义FP=2(FP1-FP2)，用以描述荷载大小[13]。其在量值上等于隧道在1.2 m环宽上所受到的顶部荷载与腰部荷载的差值，反映了试验隧道的受荷状态。

1.4 测试方案

本次试验的测试项目主要有：结构整体位移、纵缝张开、纵缝螺栓应变、管片内外侧主筋应变、管片内外表面混凝土应变、纵缝错台、环缝错台、环缝螺栓应变。在试验全过程中，人工观测管片表面裂缝和破损的发展情况。测试方案中的测试项目、测试传感器及测点数如表1所示，总测点数量为718个。中全环测点布置如图7所示。上半环和下半环的测点布置情况与中全环相同。

表1 测试方案中的测试项目、测试传感器及测点数量

图7 中全环测点布置示意图

2 结构破坏过程及破坏形态

2.1 结构整体破坏情况

当加载至结构破坏(FP=456 kN)时，结构整体破坏情况如图8所示。

隧道圆环结构为三次超静定结构。当形成3个塑性铰时，隧道结构成为静定结构。当形成4个塑性铰时，隧道结构成为机构，丧失继续承载的能力。在加载过程中，中全环依次形成以下4个塑性铰：① 中全环168.75°管片截面的纵缝螺栓屈服、外弧面混凝土压碎(图8中照片①)；② 中全环101.25°管片截面的纵缝内弧面螺栓屈服、混凝土压碎(图8中照片④，混凝土未剥落，但敲击声音清脆，提示已压碎)；③ 中全环11.25°管片截面的纵缝螺栓屈服、外弧面混凝土压碎(图8中照片③)；④ 中全环270°截面管片外侧主筋屈服(图8中照片②，裂缝宽度0.5 mm)。

图8 FP=456 kN时盾构隧道衬砌结构整体破坏情况

由于上半环和下半环的拼装角度关于中全环相对于0°～180°管片截面连线对称。因此，上半环和下半环的破坏情况与中全环相似，且关于中全环相对于0°～180°管片截面连线对称。在本文将着重介绍中全环的试验结果。

2.2 整体变形

中全环结构变形如图9所示。隧道结构整体呈现腰部向外扩、顶底向内缩的“横鸭蛋”变形趋势。定义90°～270°管片截面连线长度相对于设计内径的变化量为腰部收敛，定义0°～180°管片截面连线长度相对于设计内径的变化量为顶底收敛。

图9 中全环结构变形示意图Fig.9 Rose diagram for the overall deformation of middle ring

FP=101 kN时，试验结构处于正常运营状态。中全环腰部收敛为5.73 mm，顶底收敛为11.79 mm，椭圆度为3.19‰。

FP=344 kN时，试验结构形成了3个塑性铰，由超静定结构转变为静定结构。此时，中全环腰部收敛为22.43 mm，顶底收敛为34.55 mm，椭圆度为10.36‰。

FP=456 kN时，试验结构的4个塑性铰全部形成，达到极限状态。此时，中全环腰部收敛为88.97 mm，顶底收敛为99.58 mm，椭圆度为34.28‰。

2.3 纵缝变形

中全环11.25°、101.25°和168.75°管片截面的荷载-纵缝张开曲线如图10所示。

图10 不同管片截面的荷载-纵缝张开曲线

中全环11.25°管片截面的纵缝位于顶部，呈现内侧张开、外侧闭合的变形趋势。FP=344 kN时，内侧张开的变形速率增大，判断此时纵缝螺栓屈服；FP=360 kN时，外侧闭合的变形速率增大，判断此时纵缝受压边缘的混凝土压碎。

中全环101.25°管片截面的纵缝位于隧道右腰，呈现内侧闭合、外侧张开的变形趋势。类似地可判断：FP=334 kN时，纵缝螺栓屈服；FP=392 kN时，纵缝受压边缘的混凝土压碎。

中全环168.75°管片截面的纵缝位于隧道底部，呈现内侧张开、外侧闭合的变形趋势。类似地可判断，FP=294 kN时，纵缝螺栓屈服。

2.4 纵缝螺栓应变

中全环101.25°和168.75°管片截面的荷载-纵缝螺栓应变曲线如图11所示。螺栓应变采用在表面粘贴应变片的方式进行测量。由于弯螺栓的受力状态较为复杂，应变片的粘贴位置不一定正好处于应变最大处。因此，图11中的应变绝对量不能用于判断螺栓屈服与否，但曲线斜率的变化趋势可以用来作为判断依据。

图11 不同管片截面的荷载-纵缝螺栓应变曲线

中全环101.25°管片截面的荷载-纵缝螺栓应变曲线在FP=334 kN处斜率发生变化，表明此时101.25°管片截面的纵缝螺栓屈服。中全环168.75°管片截面的荷载-纵缝螺栓应变曲线在FP=294 kN处斜率发生变化，表明此时168.75°管片截面的纵缝螺栓屈服。上述判断与2.3节纵缝张开的分析结果匹配。

3 试验结果分析

3.1 破坏链与破坏机理

中全环的荷载-收敛变形曲线如图12所示。

图12 中全环荷载-收敛变形曲线Fig.12 Curve of load-convergence deformation of middle ring

中全环的结构破坏过程如下所述：

1)FP从0增加到138.9 kN之前，未观察到破坏现象。监测结果显示荷载和收敛变形基本呈线性关系。

2) 当FP=138.9 kN时，中全环258.75°管片截面外弧面侧出现首条受弯裂缝。中全环初裂裂缝出现位置正好对应上半环和下半环的纵缝所在角度。这是由于错缝效应的存在，中全环258.75°管片截面弯矩较大，更易开裂。

3) 当FP=294 kN时，中全环168.75°管片截面的纵缝螺栓屈服，第一个塑性铰形成。经检查监测数据，168.75°管片截面的纵缝内弧面张开量、接缝螺栓应变变化速率在本级荷载出现拐点，增长速率加快。

4) 当FP=334 kN时，中全环101.25°管片截面的纵缝螺栓屈服，第二个塑性铰形成。经检查监测数据，101.25°管片截面的纵缝外弧面张开量、接缝螺栓应变变化速率在本级荷载出现拐点，增长速率加快。

5) 当FP=344 kN时，中全环11.25°管片截面的纵缝螺栓屈服，第三个塑性铰形成。在同级荷载下，168.75°管片截面的纵缝外弧面混凝土压碎。下一级荷载相对于本级荷载来说，荷载-收敛变形曲线的斜率减小28%，表明结构整体刚度在本级荷载下降。

6) 当FP=360 kN时，中全环11.25°管片截面的纵缝外弧面混凝土压碎。经检查监测数据，11.25°管片截面的纵缝外弧面压紧量在本级荷载出现拐点，增长速率加快。

7) 当FP=392 kN时，中全环101.25°管片截面的纵缝内弧面混凝土压碎。经检查监测数据，101.25°纵缝内弧面压紧量在本级荷载出现拐点，增长速率加快。

8) 当FP=440 kN时，中全环270°管片截面外弧面主筋应变达到2 000 mε，主筋屈服，第四个塑性铰形成。同时，采用塞尺观测到270°管片截面外弧面裂缝最大宽度为0.5 mm。隧道圆环结构为三次超静定结构。当4个塑性铰形成时，隧道结构成为机构，不再具有继续承载的能力。

3.2 错缝效应分析

错缝效应系指错缝拼装盾构隧道相邻环间由于拼装方式不同而产生环间不协调变形，使得环与环之间产生环间剪力和错台，并由此导致与相邻环纵缝正对的管片截面(错缝截面)弯矩有所提高的现象。本节将从裂缝分布、结构内力和环缝破坏来进行分析。

3.2.1 裂缝分布

从裂缝分布的情况来看，裂缝最先出现在顶底和腰部的错缝截面位置。具体包括中全环内弧面191.25°和348.75°管片截面、中全环外弧面258.75°管片截面、上下半环内弧面11.25°和168.75°管片截面、上下半环外弧面101.25°管片截面。停止加载时，裂缝也多分布于上述位置。中全环裂缝照片如图13所示。根据裂缝分布位置可知，由于错缝效应的存在，错缝截面的管片弯矩有所增大。

图13 不同管片截面处中全环裂缝照片Fig.13 Cracks of middle ring of different segment sections

3.2.2 结构内力

基于试验应变监测数据可计算结构内力，并与均质圆环法的计算结果相对比，如图14所示。两者在大部分位置的计算结果较为符合。但在错缝截面处，中全环试验反算内力结果较均质圆环计算结果大约10%左右。由此可知，由于错缝效应的存在，错缝截面的管片弯矩有所增大，且相对均质圆环结果增大约10%左右。

图14 中全环结构内力(FP=101 kN，正常运营状态)

3.2.3 环缝破坏

错缝效应是由于相邻环间的不均匀变形，并经环缝面剪力的传递而产生的相邻环管片的弯矩重分布现象。由于环缝面剪力是错缝效应形成的重要因素，因此环缝面的破坏现象也能够反映错缝效应。

在试验过程中共计发现3处环缝破坏现象，分别位于11.25°管片截面的上半环-中全环环缝、22.5°管片截面的中全环-下半环环缝、236.25°管片截面的中全环-下半环环缝(见图15)。在环缝面压力和剪力的共同作用下，使得上述位置出现了压剪破坏的现象。

图15 不同管片截面处环缝破坏现象照片

4 结语

本文针对苏州轨道交通盾构隧道衬砌结构开展了足尺试验，获取了隧道衬砌结构的破坏模式和承载能力。研究结果表明：

1) 苏州轨道交通盾构隧道衬砌结构的破坏链为：168.75°、101.25°和11.25°管片截面的纵缝螺栓相继屈服，纵缝受压侧混凝土相继压碎。最终导致270°截面管片钢筋屈服，4个塑性铰全部形成，成为几何可变机构。

2) 在形成3个塑性铰时，试验结构由超静定结构转变为静定结构，结构整体刚度下降约28%。此时，中全环腰部收敛为22.43 mm，顶底收敛为34.55 mm，椭圆度为10.36‰。表明，当隧道结构椭圆度超过10.36‰时，结构进入弹塑性阶段，隧道变形对周边环境扰动较为敏感。

3) 在试验过程中，试验结构表现出了一定的错缝效应。与相邻环纵缝正对的管片截面(错缝截面)表现出弯矩增大的现象。裂缝最先在上述截面出现和发展。另外，试验过程中观察到了3处环缝压剪破坏，反映了环间剪力的存在是导致错缝效应的因素。

4) 根据试验应变监测数据反算得到的结构内力与均质圆环的计算结果较为吻合，但在错缝截面处表现出弯矩增大的现象。错缝截面处试验反算内力相对均质圆环计算结果增大约10%。