大斷面異形盾構(gòu)隧道彎矩傳遞系數(shù)原型加載試驗(yàn)研究

朱葉艇

(1. 上海隧道工程有限公司, 上海 200233； 2. 同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系, 上海 200092)

大斷面異形盾構(gòu)隧道彎矩傳遞系數(shù)原型加載試驗(yàn)研究

朱葉艇1, 2

(1. 上海隧道工程有限公司, 上海 200233； 2. 同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系, 上海 200092)

由于異形盾構(gòu)隧道特殊的結(jié)構(gòu)斷面型式，管片設(shè)計(jì)暫無(wú)相關(guān)規(guī)范可循，故基于原型三環(huán)管片力學(xué)加載試驗(yàn)對(duì)異形盾構(gòu)管片環(huán)向接頭彎矩傳遞系數(shù)進(jìn)行研究，研究結(jié)果表明： 1)隨埋深增加，異形盾構(gòu)管片結(jié)構(gòu)整體剛度提升，但由于各接頭剛度與相鄰管片結(jié)構(gòu)剛度比隨埋深增加變化規(guī)律不一致，異形盾構(gòu)管片接頭彎矩傳遞能力呈部分減弱部分增強(qiáng)的現(xiàn)象； 2)同埋深條件下，隨著側(cè)壓力系數(shù)的增加，除右拱腰處接頭外，其余接頭彎矩傳遞能力隨著接頭剛度與相鄰管片結(jié)構(gòu)剛度比的增大而逐漸增強(qiáng)； 3)隨著埋深增加，各接頭彎矩傳遞能力對(duì)側(cè)壓力系數(shù)的敏感程度逐漸減弱； 4)極限破壞后，異形盾構(gòu)管片內(nèi)外弧面裂縫的分布規(guī)律證明了明顯的彎矩傳遞現(xiàn)象。

異形； 盾構(gòu)隧道； 大斷面隧道； 原型試驗(yàn)； 彎矩傳遞系數(shù)； 裂縫

0 引言

盾構(gòu)隧道是一種由環(huán)向螺栓和縱向螺栓將管片拼接成型的結(jié)構(gòu)體，而錯(cuò)縫拼裝方式可顯著提高管片結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能和極限承載能力[1]。研究表明，管片環(huán)向接頭和縱向接頭都具有鉸的功能[2-4]。管片錯(cuò)縫拼裝后內(nèi)力會(huì)發(fā)生一定程度的變化，尤其是在相鄰管片縱縫對(duì)應(yīng)位置。由于縱向接頭和管片環(huán)間摩擦的存在，不可避免地在管片結(jié)構(gòu)縱向上發(fā)生彎矩的傳遞，而彎矩傳遞的效果通過(guò)彎矩傳遞系數(shù)進(jìn)行衡量[5]。現(xiàn)階段對(duì)圓形盾構(gòu)管片彎矩傳遞系數(shù)的研究主要基于原型管片接頭加載試驗(yàn)或整環(huán)管片加載試驗(yàn)。研究發(fā)現(xiàn)，彎矩傳遞系數(shù)的大小主要受管片環(huán)間接觸特性、縱向螺栓強(qiáng)度和管片縱向約束條件等影響[6-7]。

Yukinori Koyama[5]提出了彎矩傳遞系數(shù)的計(jì)算方法?！度毡舅淼罉?biāo)準(zhǔn)規(guī)范(盾構(gòu)篇)及解釋》[8]通過(guò)統(tǒng)計(jì)接頭管片荷載試驗(yàn)結(jié)果，給出了圓形盾構(gòu)隧道彎矩傳遞系數(shù)的建議范圍。蒲奧[9]基于簡(jiǎn)化錯(cuò)縫拼裝計(jì)算模型獲得了管片接頭彎矩傳遞系數(shù)，并由實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了數(shù)據(jù)的合理性。黃正榮等[10]通過(guò)梁-彈簧模型計(jì)算獲得管片接頭和接頭相鄰環(huán)位置管片彎矩值以及彎矩傳遞系數(shù)，并擬合出彎矩傳遞系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式。封坤等[7]基于原型加載試驗(yàn)對(duì)南京長(zhǎng)江隧道和廣州獅子洋隧道管片彎矩傳遞系數(shù)進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)了橫向剛度有效率和彎矩傳遞系數(shù)之間的關(guān)系。閆治國(guó)等[11]以青草沙水源地輸水隧道工程為工程背景，通過(guò)管片接頭原型荷載試驗(yàn)，對(duì)彎矩傳遞系數(shù)進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)彎矩傳遞系數(shù)隨著外荷載的增大而減小。張銀屏[12]基于殼-彈簧模型對(duì)地面出入式超淺埋盾構(gòu)隧道管片結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析計(jì)算，發(fā)現(xiàn)針對(duì)負(fù)覆土地層情況，彎矩傳遞系數(shù)可偏保守地取值為1。

國(guó)內(nèi)外針對(duì)盾構(gòu)管片彎矩傳遞系數(shù)的研究不多，且所得研究成果都是基于圓形隧道。異形盾構(gòu)隧道斷面類圓形且類矩形，未來(lái)主要應(yīng)用于下立交、地鐵車站和出入場(chǎng)線等淺覆土地下工程，其力學(xué)行為和破壞特征較圓形和矩形隧道更為復(fù)雜。由于特殊的斷面型式、分塊方式以及特有的高強(qiáng)度環(huán)向鑄鐵手孔構(gòu)造，其接頭傳力機(jī)制應(yīng)與圓形隧道存在一定差異。本文基于大斷面異形盾構(gòu)管片原型加載試驗(yàn)對(duì)其彎矩傳遞特性進(jìn)行探索研究，并給出各個(gè)接頭位置的彎矩傳遞系數(shù)范圍，以期為將來(lái)異形盾構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供有力的理論支持。

1 原型加載試驗(yàn)

1.1管片設(shè)計(jì)概況

異形盾構(gòu)管片基于上海④號(hào)淤泥質(zhì)黏土地層運(yùn)營(yíng)階段設(shè)計(jì)，根據(jù)規(guī)范[13]要求，管片水土荷載采用水土分算方法，主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 異形盾構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)

異形盾構(gòu)隧道管片布置如圖 1所示，管片寬10.7 m，高8.2 m，由8段弧組成(分別為上、下拱頂、底弧，左、右側(cè)弧和4段角弧)。管片幅寬1.2 m，厚0.5 m，共6分塊(分別為1塊封頂塊F、2塊鄰接塊L1、L2和3塊標(biāo)準(zhǔn)塊B1、B2、B3)，采用錯(cuò)縫拼裝形式(見圖 2)，塊之間采用4根M30直螺栓連接，環(huán)之間采用26根M33彎螺栓連接。接頭序號(hào)的定義見圖 1。

圖1 異形盾構(gòu)隧道管片布置圖

圖2 試驗(yàn)狀態(tài)下管片錯(cuò)縫拼裝

1.2原型加載試驗(yàn)概況

本次異形盾構(gòu)管片原型加載試驗(yàn)將3環(huán)(包括2個(gè)半環(huán)和1個(gè)整環(huán))管片錯(cuò)縫拼裝后放置于可重構(gòu)式鋼結(jié)構(gòu)加載反力架中軸線對(duì)稱的8組顆粒型彈性橡膠支座上，如圖 3所示。

根據(jù)文克勒彈性地基梁模型理論[14]，地基可以看作是由無(wú)數(shù)不相聯(lián)系的彈簧組成的體系。管片底部采用彈性橡膠支墊模擬土彈簧，其設(shè)計(jì)源于橋梁工程中梁與橋墩之間起緩沖和減摩作用的普通板式橡膠支座。每組橡膠支墊共4塊，每塊彈性橡膠支墊平面尺寸為400 mm×580 mm，由38 mm厚的板式橡膠和27顆橡膠顆粒柱組成。顆粒柱直徑80 mm，高度25 mm，采用硬度為68°的橡膠材料。從圖 4橡膠柱的荷載-壓縮曲線可以看出，單顆橡膠柱彈簧剛度具備分段線性特征：當(dāng)壓縮量小于7 mm時(shí)，抗壓剛度為2 046 kN/m，大于7 mm時(shí)為6 604 kN/m。數(shù)值模擬和原型試驗(yàn)結(jié)果顯示管片底部位移量在7 mm范圍內(nèi)，故單顆橡膠柱彈簧剛度取值2 046 kN/m。綜上，彈性支墊的線性特征符合彈性地基梁模型中地基彈簧的理念。

圖3 鋼結(jié)構(gòu)加載框架

圖4 橡膠顆粒柱荷載-壓縮曲線

22組千斤頂加載點(diǎn)(每組4個(gè)千斤頂，半環(huán)1個(gè)，整環(huán)2個(gè)，共88個(gè)千斤頂)關(guān)于中軸線對(duì)稱并環(huán)向分布于管片結(jié)構(gòu)外弧面，采用PLC液壓控制系統(tǒng)精確施加地層荷載，如圖5所示。

30組縱向夾緊裝置(每組由前、后夾板和4根拉桿組成，夾緊力為5 000 kN)環(huán)向分布于管片結(jié)構(gòu)端面以施加管片縱向荷載并確保3環(huán)管片的整體穩(wěn)定性。

為研究異形盾構(gòu)管片彎矩傳遞能力和側(cè)壓力系數(shù)敏感性，本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)7個(gè)試驗(yàn)工況，如表2所示。

圖5 荷載施加示意圖

序號(hào)試驗(yàn)工況1 自重工況2 設(shè)計(jì)狀態(tài)，側(cè)壓力系數(shù)0．43 設(shè)計(jì)狀態(tài)，側(cè)壓力系數(shù)0．54 設(shè)計(jì)狀態(tài)，側(cè)壓力系數(shù)0．65 設(shè)計(jì)狀態(tài)，側(cè)壓力系數(shù)0．76 設(shè)計(jì)狀態(tài)，側(cè)壓力系數(shù)0．87 極限破壞工況

1.3測(cè)試方法

由于國(guó)內(nèi)外暫無(wú)管片環(huán)向接頭彎矩精確測(cè)試或計(jì)算方法，故本次試驗(yàn)在近管片接頭兩側(cè)內(nèi)、外弧面等距布置混凝土應(yīng)變和鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，通過(guò)計(jì)算獲得接頭兩側(cè)斷面彎矩并取平均值的方式獲得該接頭彎矩值。同時(shí)在半環(huán)對(duì)應(yīng)整環(huán)接縫位置內(nèi)弧面布置混凝土和鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，計(jì)算獲取半環(huán)測(cè)試斷面彎矩值。測(cè)點(diǎn)布置如圖6所示。

圖6 測(cè)點(diǎn)布置示意圖

其中，混凝土應(yīng)變通過(guò)箔式應(yīng)變片和振弦式表面應(yīng)變計(jì)測(cè)點(diǎn)，見圖7(a)和7(b)，鋼筋應(yīng)變通過(guò)箔式應(yīng)變片和振弦式鋼筋計(jì)測(cè)定，見圖7(c)。

(a) 整環(huán)接縫兩側(cè)混凝土表面測(cè)點(diǎn)

(b) 半環(huán)對(duì)應(yīng)整環(huán)接縫處混凝土表面測(cè)點(diǎn)

(c) 接頭兩側(cè)鋼筋測(cè)點(diǎn)

2 彎矩傳遞系數(shù)計(jì)算方法

根據(jù)修正慣用法理論[15]，實(shí)體管片截面計(jì)算彎矩Ms和接頭彎矩Mj(見圖8)可分別表示為：

Ms=(1+ξ)Μ；

(1)

Mj=(1-ξ)Μ。

(2)

式中M為實(shí)體管片彎矩Ms和接頭彎矩Mj的平均值，即：

(3)

彎矩傳遞系數(shù)ξ為傳遞的彎矩ξM與平均值M的比值，表達(dá)式為

(4)

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1自重狀態(tài)

自重狀態(tài)下，管片結(jié)構(gòu)不受水土荷載作用，各接頭的彎矩和彎矩傳遞系數(shù)計(jì)算值如表 3所示。

圖8 彎矩傳遞示意圖

接頭序號(hào)接縫兩側(cè)彎矩/(N·m)接頭彎矩計(jì)算值/(N·m)相鄰實(shí)體管片彎矩/(N·m)彎矩傳遞系數(shù)15171161389565501023370．28822514472722839337479950．09913-108612-95695-102154-1543800．203647069165865682781189830．27085711293568553407775350．18436-107732-83306-95519-1282520．1463

管片頂板和底板1號(hào)、2號(hào)、4號(hào)和5號(hào)接頭處于正彎矩區(qū)，3號(hào)和6號(hào)接頭處于負(fù)彎矩區(qū)。正彎矩區(qū)1號(hào)接頭彎矩傳遞系數(shù)最大，為0.288 2，其次為4號(hào)接頭和5號(hào)接頭，最小為2號(hào)接頭。自重狀態(tài)下正彎矩區(qū)接頭彎矩傳遞系數(shù)分布為0.099 1～0.288 2。負(fù)彎矩區(qū)3號(hào)接頭彎矩傳遞系數(shù)大于6號(hào)接頭，其值分別為0.146 3和0.203 6。

3.2設(shè)計(jì)狀態(tài)

設(shè)計(jì)地層運(yùn)營(yíng)階段條件下，各接頭彎矩傳遞系數(shù)隨埋深增加(3、5、8、10 m)的變化規(guī)律如圖9所示。

圖9 各接頭彎矩傳遞系數(shù)隨埋深增加的變化規(guī)律Fig. 9 Variation of bending moment transferring coefficients of every joint with buried depths

設(shè)計(jì)地層運(yùn)營(yíng)階段異形盾構(gòu)管片1號(hào)、2號(hào)、4號(hào)和5號(hào)接頭處于正彎矩區(qū)，3號(hào)和6號(hào)接頭處于負(fù)彎矩區(qū)。2號(hào)、3號(hào)和5號(hào)接頭彎矩傳遞系數(shù)隨覆土增加呈二次曲線增長(zhǎng)趨勢(shì)，而1號(hào)和4號(hào)接頭彎矩傳遞系數(shù)隨覆土增加呈二次曲線下降趨勢(shì)，6號(hào)接頭隨覆土增加呈較弱的線性減小趨勢(shì)。接頭是管片結(jié)構(gòu)最薄弱的位置，接頭剛度對(duì)異形斷面的受力和形變的影響尤為重要。合適的接頭彎矩傳遞既可以發(fā)揮混凝土實(shí)體結(jié)構(gòu)的承載能力，又能起到保護(hù)接頭的作用。隨著埋深的增加，管片外荷載隨之增大，環(huán)向接頭兩側(cè)管片之間咬合更為緊密，接頭端面混凝土的摩擦和抗壓性能以及環(huán)向螺栓的抗拉性能逐漸發(fā)揮，管片接頭軸力增加，管片接頭剛度隨之增大，管片結(jié)構(gòu)整體剛度也得以提升。文獻(xiàn)[7]研究發(fā)現(xiàn)接頭彎矩傳遞現(xiàn)象隨著結(jié)構(gòu)整體剛度的提高而逐漸減弱，而異形管片接頭呈部分減弱部分提升的現(xiàn)象。究其原因，接頭設(shè)置位置的選擇對(duì)彎矩傳遞系數(shù)的影響較為重要，由于異形盾構(gòu)管片采用錯(cuò)縫拼裝方式，整環(huán)管片接頭與相鄰半環(huán)管片接頭距離較近，故相鄰管片結(jié)構(gòu)剛度受自身附近接頭影響較大，而并非常規(guī)意義上的實(shí)體管片截面剛度。當(dāng)環(huán)向接頭位于管片右拱肩、右拱腰和左拱腳(即2號(hào)、3號(hào)和5號(hào)接頭位置)時(shí)，接頭剛度與相鄰管片結(jié)構(gòu)剛度比隨埋深增加而逐漸減小，接頭彎矩傳遞現(xiàn)象趨于明顯。反之，當(dāng)環(huán)向接頭位于左拱肩、右拱腳和左拱腰(即1號(hào)、4號(hào)和6號(hào)接頭)時(shí)彎矩傳遞現(xiàn)象減弱。

總體上，正彎矩區(qū)管片接頭彎矩傳遞系數(shù)為0.232 8 ～ 0.315 7；負(fù)彎矩區(qū)接頭彎矩傳遞系數(shù)為0.153 8 ～ 0.221 1。

3.3側(cè)壓力系數(shù)敏感性分析

各接頭彎矩傳遞系數(shù)在各個(gè)埋深條件下隨側(cè)壓力系數(shù)增加(0.4、0.5、0.6、0.7、0.8)變化規(guī)律如圖 10所示。

從圖10可以看出: 管片覆土小于等于5 m時(shí)，2號(hào)接頭和3號(hào)接頭彎矩傳遞系數(shù)隨側(cè)壓力系數(shù)的增加分別呈二次曲線增長(zhǎng)和下降趨勢(shì); 當(dāng)埋深大于5 m時(shí)，兩者隨側(cè)壓力系數(shù)的增加分別表現(xiàn)為線性增長(zhǎng)和下降趨勢(shì)。而其余接頭(1號(hào)、4號(hào)、5號(hào)和6號(hào)接頭)在各個(gè)埋深下隨側(cè)壓力系數(shù)的增加都表現(xiàn)為線性增長(zhǎng)的趨勢(shì)。分析其原因，設(shè)計(jì)地層運(yùn)營(yíng)階段同埋深條件下，管片結(jié)構(gòu)外荷載隨側(cè)壓力系數(shù)的增加而增加，管片右拱腰位置(即3號(hào)接頭位置)接頭剛度與相鄰管片結(jié)構(gòu)剛度比也隨之增大，接頭彎矩傳遞現(xiàn)象趨于減弱；其余位置接頭(1、2、4、5、6號(hào))隨側(cè)壓力系數(shù)增加，接頭剛度與相鄰管片結(jié)構(gòu)剛度比隨之減小，彎矩傳遞現(xiàn)象逐漸增強(qiáng)。從圖10中還可以看出，隨著覆土增加，各接頭彎矩傳遞能力對(duì)側(cè)壓力系數(shù)的敏感程度逐漸減弱。

(a) 埋深為3 m

(b) 埋深為5 m

(c) 埋深為8 m

(d) 埋深為10 m

3.4彎矩傳遞現(xiàn)象描述

為客觀體現(xiàn)異形盾構(gòu)彎矩傳遞現(xiàn)象的規(guī)律，極限破壞后異形管片內(nèi)外弧面裂縫的分布如圖11所示。從圖中可以明顯地看出裂縫的規(guī)律分布特征：

1)在3環(huán)管片拱頂內(nèi)弧面一定范圍內(nèi)(紅色虛線區(qū)域)分布有較為密集的裂縫，且多為貫通裂縫，此處管片處于正彎矩較大和軸力較小的受力狀態(tài)；

2)在3環(huán)管片左拱肩靠下和右拱肩靠下的外弧面位置(藍(lán)色虛線區(qū)域)分布若干貫通裂縫，此處為管片結(jié)構(gòu)負(fù)彎矩較大位置；

3)在前、后環(huán)縱縫對(duì)應(yīng)的整環(huán)管片位置和整環(huán)管片縱縫所對(duì)應(yīng)的前、后半環(huán)位置(綠色虛線區(qū)域)都分布有裂縫，說(shuō)明縱縫所在位置附近發(fā)生了管片間明顯的彎矩傳遞現(xiàn)象，使得縱縫相鄰實(shí)體管片處的結(jié)構(gòu)內(nèi)力大于縱縫所在位置。

(a) 3環(huán)管片裂縫分布

(b) 內(nèi)弧面

(c) 外弧面

4 結(jié)論與討論

1)自重狀態(tài)下，正彎矩區(qū)管片接頭彎矩傳遞系數(shù)為0.099 1～0.288 2，負(fù)彎矩區(qū)為0.146 3～0.203 6;設(shè)計(jì)狀態(tài)下，正彎矩區(qū)接頭彎矩傳遞系數(shù)為0.232 8～0.315 7，負(fù)彎矩區(qū)為0.153 8～0.221 1。

2)隨隧道埋深增加，當(dāng)環(huán)向接頭位于管片右拱肩、右拱腰和左拱腳時(shí)，接頭剛度與相鄰管片結(jié)構(gòu)剛度比隨埋深增加逐漸減小，接頭彎矩傳遞現(xiàn)象趨于明顯。當(dāng)環(huán)向接頭位于左拱肩、右拱腳和左拱腰時(shí)彎矩傳遞現(xiàn)象減弱。

3)相同埋深條件下，隨側(cè)壓力系數(shù)增加，僅管片右拱腰處由于接頭剛度與相鄰管片結(jié)構(gòu)剛度比逐漸增大而彎矩傳遞能力逐漸減弱，其余接頭增強(qiáng)。隨覆土增加，各接頭彎矩傳遞能力對(duì)側(cè)壓力系數(shù)的敏感程度逐漸減弱。

4)異形盾構(gòu)極限破壞工況裂縫分布規(guī)律的描述證明了異形盾構(gòu)存在明顯的彎矩傳遞現(xiàn)象。

5)與以往圓形隧道研究結(jié)果不同，異形盾構(gòu)接頭彎矩傳遞能力隨管片結(jié)構(gòu)整體剛度提高呈現(xiàn)出部分減弱部分提升的現(xiàn)象，未來(lái)將結(jié)合殼-彈簧模型等有限元方法，針對(duì)接頭剛度和相鄰管片結(jié)構(gòu)剛度比進(jìn)一步研究。

6)本文異形盾構(gòu)隧道彎矩傳遞系數(shù)的研究可為未來(lái)異形盾構(gòu)隧道的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供理論依據(jù)。

[1] 王士民, 申興柱, 何祥凡, 等. 不同拼裝方式下盾構(gòu)隧道管片襯砌受力與破壞模式模型試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2017, 50(6): 114.

WANG Shimin, SHEN Xingzhu, HE Xiangfan, et al.A model test for the mechanical property and failure mode of lining segments with different assembly types of shield tunnel [J]. China Civil Engineering Journal, 2017, 50(6): 114.

[2] 張建剛, 何川, 楊征. 大斷面寬幅盾構(gòu)管片三維內(nèi)力分布分析[J]. 巖土力學(xué), 2009, 30(7): 2058.

ZHANG Jiangang, HE Chuan, YANG Zheng. Analysis of 3D internal forces distribution of wide segment lining for large-section shield tunnel[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(7): 2058.

[3] 鐘小春, 張金榮, 秦建設(shè), 等. 盾構(gòu)隧道縱向等效彎曲剛度的簡(jiǎn)化計(jì)算模型及影響因素分析[J]. 巖土力學(xué), 2011, 32(1): 132.

ZHONG Xiaochun, ZHANG Jinrong, QIN Jianshe, et al. Simplified calculation model for longitudinal equivalent bending stiffness of shield tunnel and its influence factors′ analysis[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(1): 132.

[4] ARNAU O, MOLINS C. Three dimensional structural response of segmental tunnel linings[J]. Engineering Structures, 2012, 44(6): 210.

[5] KOYAMA Y. Present status and technology of shield tunneling method in Japan[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2003, 18(2): 145.

[6] 沈碧偉, 丁文其, 彭益成, 等. 輸水隧道管片環(huán)彎矩調(diào)整系數(shù)試驗(yàn)與分析[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2011, 39(7): 994.

SHEN Biwei, DING Wenqi, PENG Yicheng, et al. Experimental study on moment adjustment factor of water-conveyance tunnel segment lining[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2011, 39(7): 994.

[7] 封坤, 何川, 夏松林. 大斷面盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)橫向剛度有效率的原型試驗(yàn)研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2011, 33(11): 1750.

FENG Kun, HE Chuan, XIA Songlin. Prototype tests on effective bending rigidity ratios of segmental lining structure for shield tunnel with large cross-section[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(11): 1750.

[8] 日本土木工程師協(xié)會(huì). 日本隧道標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范(盾構(gòu)篇)及解釋[M]. 朱偉， 譯. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社， 2001.

Japanese Association of Civil Engineer. Specification and explanation of tunnel (shield tunnel) [M]. Tranlator: ZHU Wei. Beijing: China Architecture & Building Press, 2001.

[9] 蒲奧.纖維混凝土管片設(shè)計(jì)研究及工程應(yīng)用[D]. 成都: 西南交通大學(xué), 2007.

PU Ao. FRC segments design research and project application[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2007.

[10] 黃正榮, 朱偉, 梁精華. 修正慣用法管片環(huán)彎曲剛度有效率η和彎矩提高率ξ的研究[J]. 工業(yè)建筑, 2006, 36(2): 45.

HUANG Zhengrong, ZHU Wei, LIANG Jinghua. Study of effective bending rigidity ratios and moment increasing rates in modified routine method[J]. Industrial Construction, 2006, 36(2): 45.

[11] 閆治國(guó), 彭益成, 丁文其,等. 青草沙水源地原水工程輸水隧道單層襯砌管片接頭荷載試驗(yàn)研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2011, 33(9): 1385.

YAN Zhiguo, PENG Yicheng, DING Wenqi, et al. Load tests on segment joints of single lining structure of shield tunnel in Qingcaosha Water Conveyance Project[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(9): 1385.

[12] 張銀屏. 地面出入式盾構(gòu)隧道修正慣用法計(jì)算參數(shù)研究[J]. 隧道建設(shè), 2014, 34(2): 101.

ZHANG Yinping. Study of ground penetrating shield-bored tunnel calculation parameters in modified routine method[J]. Tunnel Construction, 2014, 34(2): 101.

[13] 地鐵設(shè)計(jì)規(guī)范: GB 50157—2013 [S]. 北京： 中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 2013.

Code for design of metro: GB 50157—2013 [S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2013.

[14] BOWLES J E. Foundation analysis and design [M]. New York: McGraw-Hill, 1988.

[15] Working Group No.2 of International Tunneling Association. Guidelines for the design of shield tunnel lining [J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2000, 15(3): 303.

PrototypeLoadingTestonBendingMomentTransferringCoefficientsofSpecialShieldTunnelswithLargeCross-section

ZHU Yeting1, 2

(1.ShanghaiTunnelEngineeringCo.,Ltd.,Shanghai200233,China;2.DepartmentofGeotechnicalEngineering,TongjiUniversity,Shanghai200092,China)

There is no relevant segment design standard for special shield tunnel due to its special cross-section. As a result, the bending moment transferring coefficients of every radial joint of special shield tunnel segment are studied based on the prototype loading tests. The results show that: 1) The overall stiffness of the special shield tunnel segment structure increases with the buried depth increase; while the bending moment transferring capacities of the joints partially increase and partially decrease due to the structural stiffness ratios between the joints and adjacent segmental structure differ with each other. 2) With the increase of the lateral pressure coefficients, the bending moment transferring capacity of all joints became weaker as the structural stiffness ratio between the joint (not including the joint located in the right arch waist) and adjacent segmental structure decrease under the same buried depth. 3) The sensitivity of the bending moment transferring capacity of each joint to the lateral pressure coefficient decreases gradually while the buried depth increase. 4) The obvious bending moment transferring phenomenon is verified by analyzing the distribution of cracks on both inner and outer surfaces of the segments after ultimate failure.

special shape; shield tunnel; large cross-section tunnel; prototype test; bending moment transferring coefficient; crack

2017-06-20;

2017-09-22

上海市國(guó)資委企業(yè)技術(shù)創(chuàng)新和能級(jí)提升項(xiàng)目(2013017)

朱葉艇(1987—)，男，浙江紹興人，2017年畢業(yè)于同濟(jì)大學(xué)，隧道及地下建筑工程專業(yè)，博士，博士后，主要從事軟土盾構(gòu)隧道及地下工程方面的研究工作。 E-mail： 1210278theronzhu@#edu.cn。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.10.010

U 451

A

1672-741X(2017)10-1269-07