大直徑盾構(gòu)管片在盾殼內(nèi)的力學(xué)行為實(shí)測(cè)分析

王明年，黃海斌，曹金文，劉大剛

(西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031；2.珠海大橫琴股份有限公司，廣東 珠海 519031)

盾構(gòu)隧道襯砌均要經(jīng)歷成環(huán)前拼裝及成環(huán)后承受外部荷載作用兩個(gè)階段，每個(gè)襯砌環(huán)所產(chǎn)生隧道變形又構(gòu)成了后續(xù)襯砌環(huán)拼裝的先期變形條件[1-3]，因此，明確管片結(jié)構(gòu)在盾殼內(nèi)各階段力學(xué)行為及特征是開展結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)、拼裝質(zhì)量控制的前提和基礎(chǔ)。管片在盾殼內(nèi)的力學(xué)行為可分為拼裝階段、后續(xù)環(huán)推進(jìn)階段及相鄰環(huán)管片拼裝階段。

近年來，許多學(xué)者均針對(duì)管片拼裝階段的力學(xué)行為特征開展研究，如Blom等[4]通過對(duì)Heinenoord隧道監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析，指出拼裝階段是影響管片破損的主要階段，設(shè)計(jì)中應(yīng)明確該階段對(duì)管片受力的影響。Sugimoto[5]通過統(tǒng)計(jì)分析，明確了拼裝階段管片破損主要類型及致因，并提出相應(yīng)的工程對(duì)策。文獻(xiàn)[6-7]通過力學(xué)解析及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)等方法，明確了錢江隧道盾構(gòu)管片拼裝全過程結(jié)構(gòu)受力特征及變化規(guī)律。焦齊柱等[8]采用有限元分析方法，分析了盾構(gòu)掘進(jìn)與管片拼裝階段中常見的K塊擠入、壁后注漿缺陷、環(huán)面不平整、盾構(gòu)糾偏或曲線推進(jìn)等不利工況下隧道結(jié)構(gòu)的受力和變形特征。

針對(duì)施工階段管片拼裝成環(huán)后的力學(xué)行為分析，目前主要基于拼裝方式及受力特征兩方面。何川等[9]通過現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，分析了砂性土地層地鐵盾構(gòu)管片拼裝方式對(duì)管片變形及內(nèi)力的影響規(guī)律及特征。王世民等[10]采用室內(nèi)試驗(yàn)方法，分析了獅子洋盾構(gòu)隧道拼裝方式對(duì)管片結(jié)構(gòu)受力及破壞特征的影響。周濟(jì)民等[11]探討了獅子洋隧道盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)過程中同步注漿和千斤頂推力的施工效應(yīng)，得到了襯砌結(jié)構(gòu)在施工期的內(nèi)力分布形態(tài)。封坤等[12]通過原型試驗(yàn)分析了管片在通縫與錯(cuò)縫拼裝條件下結(jié)構(gòu)環(huán)向內(nèi)力分布及錯(cuò)縫拼裝下管片內(nèi)力沿幅寬方向的內(nèi)力分布規(guī)律。宋克志等[3]闡明了盾構(gòu)施工階段管片的受力特點(diǎn)，并提出管片局部破損的主要致因?yàn)榍Ы镯旐斖屏Υ笮?、傾角及偏差。文獻(xiàn)[13-14]采用數(shù)值仿真方法，分析了拼裝過程千斤頂推力、錯(cuò)臺(tái)等因素對(duì)管片受力的影響。

目前對(duì)管片拼裝階段的研究主要基于數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)、數(shù)值計(jì)算及理論分析，對(duì)隧道管片拼裝過程中的現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試分析僅錢江隧道一例[7]，對(duì)拼裝成環(huán)后的管片結(jié)構(gòu)力學(xué)問題的研究主要偏向于脫離盾尾后的管片。針對(duì)盾殼內(nèi)管片拼裝好后盾構(gòu)推進(jìn)對(duì)管片結(jié)構(gòu)受力的影響、相鄰環(huán)管片的拼裝對(duì)成環(huán)管片力學(xué)行為影響的研究目前尚未有相關(guān)的文獻(xiàn)報(bào)道。本文通過對(duì)馬騮洲隧道施工過程中襯砌管片位于盾殼內(nèi)各階段的受力狀態(tài)進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，結(jié)合有限元模擬計(jì)算，分別對(duì)試驗(yàn)環(huán)管片在盾殼內(nèi)的拼裝階段、推進(jìn)階段、相鄰環(huán)管片拼裝階段的彎矩、軸力變化規(guī)律進(jìn)行了分析。研究結(jié)果對(duì)大直徑盾構(gòu)隧道管片結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及拼裝控制具有一定指導(dǎo)意義。

1 工程概況

馬騮洲交通隧道工程連接珠海市南灣城區(qū)和橫琴新區(qū)。隧道盾構(gòu)段長約1.1 km，隧道外徑14.5 m，工程所處地質(zhì)為典型的華南地區(qū)復(fù)合式地層，是國內(nèi)首條海域超大直徑復(fù)合地層盾構(gòu)隧道。

隧道斷面由S1～S10共10塊管片構(gòu)成，管片厚度0.6 m，環(huán)寬2 m，縱向采用錯(cuò)縫拼裝方式。管片混凝土材料強(qiáng)度等級(jí)為C55，管片環(huán)、塊間均采用斜螺栓進(jìn)行連接。

圖1 管片分塊斷面圖(單位:mm)

2 測(cè)試方案

測(cè)試人員在馬騮洲隧道埋設(shè)了四環(huán)試驗(yàn)管片，埋設(shè)位置為隧道西線347環(huán)、348環(huán)(WK2+600附近)，及隧道西線391環(huán)、392環(huán)(WK2+690附近)，各測(cè)試斷面均在拱頂、左右拱肩、左右邊墻、拱底等典型部位布設(shè)水壓計(jì)、土壓計(jì)、混凝土應(yīng)變計(jì)及鋼筋計(jì)等傳感器，以測(cè)試管片的受力情況。實(shí)測(cè)表明四環(huán)試驗(yàn)管片在盾殼內(nèi)的力學(xué)行為呈現(xiàn)相近的變化規(guī)律，限于文章篇幅，本文以347環(huán)試驗(yàn)管片為例分析超大直徑盾構(gòu)管片在盾殼內(nèi)的力學(xué)行為。347環(huán)管片的分塊及測(cè)試元件的分布見圖2。

圖2 347環(huán)管片測(cè)試元件分布圖

管片拼裝順序按照分塊管片S1～S10依次拼裝。在管片拼裝前對(duì)試驗(yàn)管片埋設(shè)的測(cè)試儀器采集初始讀數(shù)，在管片拼裝過程中，每塊管片拼裝好后均對(duì)已拼裝的所有試驗(yàn)管片進(jìn)行1次人工采集數(shù)據(jù)。試驗(yàn)管片拼裝成環(huán)后盾構(gòu)開始向前推進(jìn)，在盾構(gòu)推進(jìn)過程中每隔15 min左右對(duì)所有試驗(yàn)管片進(jìn)行1次人工采集數(shù)據(jù)。同時(shí)在盾構(gòu)推進(jìn)過程中進(jìn)行測(cè)線的布置，測(cè)線布設(shè)好后立即組網(wǎng)并采用YT-2032數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)的自動(dòng)采集，設(shè)定采集頻率為2 min/次。

3 數(shù)值計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果分析

3.1 數(shù)值計(jì)算模型

對(duì)管片在盾殼內(nèi)的各階段的力學(xué)狀態(tài)進(jìn)行有限元分析，以期將理論計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析。模型建立了8環(huán)管片，管片采用SOLID65模擬，混凝土與鋼筋的組合采用整體式模型模擬[15]。管片間的螺栓連接采用彈簧進(jìn)行模擬，管片環(huán)塊間建立接觸面，管片塊與塊之間的摩擦系數(shù)取0.65[16]，管片與土層的相互作用及盾尾刷對(duì)管片的約束作用均采用只受壓的Combin39彈簧模擬，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況管片環(huán)間錯(cuò)開角度為18.75°，有限元計(jì)算模型見圖3。

管片在施工階段的荷載主要包括千斤頂縱向推力、盾尾油脂壓力、盾尾刷徑向擠壓力、注漿壓力及水土壓力?，F(xiàn)場(chǎng)施工期間實(shí)際水壓力見圖4，由圖4可知，該隧道注漿壓力的影響范圍主要為脫離盾尾后的兩環(huán)內(nèi)，之后隨著盾構(gòu)的掘進(jìn)注漿壓力逐漸消散。擬定的理論計(jì)算縱向荷載分布形式見圖5。圖7中，R1～R8為環(huán)管片。

圖4 盾尾脫環(huán)注漿水壓力隨時(shí)間變化關(guān)系

圖5 管片縱向荷載分布形式

千斤頂推力：現(xiàn)場(chǎng)導(dǎo)出的推進(jìn)348環(huán)管片時(shí)各區(qū)域分布及千斤頂推力見圖6。數(shù)值模擬中，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)千斤頂?shù)膶?shí)際作用位置以單元面荷載的形式作用在管片上。取值分別為A區(qū)7 000 kPa，B、F區(qū)8 000 kPa，C、E區(qū)10 000 kPa，D區(qū)15 000 kPa。

圖6 各區(qū)域千斤頂推進(jìn)壓力

油脂壓力及盾尾刷徑向擠壓力：盾構(gòu)機(jī)采用3道盾尾刷和一道鋼板刷，并采用了性能優(yōu)異的盾尾油脂，以實(shí)現(xiàn)可靠盾尾密封和同步注漿。盾尾刷由鋼絲組成，新的盾尾刷剛度小，在盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)一定距離后，盾尾刷空隙填充了相應(yīng)注漿材料。注漿漿液硬化后，盾尾刷的剛度明顯增大，盾尾刷對(duì)管片的徑向擠壓作用隨之增大[13]。在漿液填充盾尾間隙時(shí)，注漿材料在重力作用下流動(dòng)，因此，對(duì)于同一道盾尾刷下部的剛度要大于上部的剛度。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)埋設(shè)的土壓力盒測(cè)試數(shù)據(jù)，將盾尾刷及油脂壓力合并考慮，?。篜d1=80 kPa,Pd2=100 kPa。

同樣，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)埋設(shè)的土壓計(jì)及滲壓計(jì)在施工期間的測(cè)試數(shù)據(jù)，取Pin1=400 kPa，Pin2=500 kPa；P1=250 kPa，P2=480 kPa。其中R3、R4環(huán)管片荷載側(cè)壓力系數(shù)取值為1，R7、R8環(huán)管片荷載側(cè)壓力系數(shù)取值0.5。

在數(shù)值計(jì)算過程中，采用生死單元的方法模擬襯砌管片的拼裝行為，通過改變荷載及約束彈簧分布范圍的方法來模擬盾構(gòu)的推進(jìn)。

3.2 管片拼裝過程中力學(xué)行為分析

管片拼裝過程中，先拼裝的管片在達(dá)到暫時(shí)穩(wěn)定狀態(tài)后，受后續(xù)拼裝管片及施工力擾動(dòng)影響將發(fā)生動(dòng)態(tài)調(diào)整，管片內(nèi)力也隨之不斷調(diào)整[7]。拼裝過程中管片內(nèi)力的變化曲線見圖7(正值表示受壓，由于S8分塊管片內(nèi)側(cè)混凝土應(yīng)變計(jì)損壞，無法準(zhǔn)確得到S8的內(nèi)力值，故圖中無分塊管片S8的實(shí)測(cè)內(nèi)力值，下同)。

圖7 347環(huán)管片拼裝過程中內(nèi)力變化曲線

由圖7(a)可知，拼裝已拼裝管片的左右連接管片時(shí)，先前拼裝的管片內(nèi)力值會(huì)出現(xiàn)較大的變化，這與連接管片的拼裝改變了已拼裝管片的約束條件有關(guān)。

管片在拼裝階段受到的荷載主要包括管片的自重、千斤頂縱向推力及螺栓預(yù)緊力。管片實(shí)測(cè)軸力較小，介于-489.61～926.97 kN之間，管片拼裝過程中計(jì)算值介于-76.48～315.57 kN之間。拼裝過程中實(shí)測(cè)最大軸力值約為計(jì)算最大軸力值的3倍。每塊管片拼裝后的初始階段，各管片的實(shí)測(cè)軸力值波動(dòng)較大，之后隨著后續(xù)拼裝步的進(jìn)行，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)軸力波動(dòng)變小，逐漸趨于計(jì)算值。當(dāng)S10(封頂塊)管片插入后，整環(huán)管片應(yīng)力值發(fā)生了重分布，管片承受的軸力沿環(huán)向分布更為均勻，此時(shí)實(shí)測(cè)軸力值介于-42.76～428.22 kN之間，數(shù)值計(jì)算軸力值介于61.31～315.57 kN之間。

347環(huán)管片拼裝過程中彎矩變化見圖7(b)，由圖7(b)可知，管片在拼裝階段受載小，管片實(shí)測(cè)彎矩值介于-52.80～44.62 kN·m之間，數(shù)值計(jì)算彎矩值介于-21.46～43.02 kN·m之間。相較于軸力，管片彎矩實(shí)測(cè)值與計(jì)算值更為接近。當(dāng)S10管片插入后，實(shí)測(cè)彎矩值介于-52.80～29.17 kN·m之間，計(jì)算值介于-21.4～43.02 kN·m之間。

試驗(yàn)環(huán)管片各分塊管片拼裝成環(huán)后的內(nèi)力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值的環(huán)向分布見圖8。由圖8(a)可知，除個(gè)別測(cè)點(diǎn)(管片S1、S2、S4)外，試驗(yàn)環(huán)管片軸力實(shí)測(cè)值與理論值極為接近。由圖8(b)可知，彎矩值除管片S4、S5、S10外，實(shí)測(cè)值趨于計(jì)算值。

圖8 347環(huán)管片拼裝完成后內(nèi)力圖

上述內(nèi)容驗(yàn)證了超大直徑盾構(gòu)隧道管片拼裝時(shí)隨著管片的拼裝管片實(shí)測(cè)軸力及彎矩經(jīng)歷了平穩(wěn)變化、波動(dòng)或跳躍后逐漸逼近計(jì)算值的變化規(guī)律[7]。

拼裝過程中已拼裝管片隨著拼裝步進(jìn)行的受力簡化見圖9，在不考慮管片自身重力及管片弧度的情況下，隨著已拼裝管片連接塊管片的拼裝，管片受力狀態(tài)逐漸由單軸受壓變成動(dòng)態(tài)雙軸受壓。

圖9 管片隨著拼裝過程的受力簡化圖

受到拼裝誤差、施工操作、管片混凝土收縮徐變、千斤頂推力變動(dòng)等因素的影響，管片在拼裝后所處的相對(duì)位置與理論位置存在一定的偏離，導(dǎo)致管片螺栓固定后在管片內(nèi)存在一定量值的預(yù)應(yīng)力，分析認(rèn)為上述因素也是導(dǎo)致管片拼裝階段計(jì)算值與實(shí)測(cè)值存在差異的主要原因。

3.3 管片推進(jìn)過程中力學(xué)行為分析

管片拼裝好后盾構(gòu)繼續(xù)推進(jìn)，在推進(jìn)348環(huán)管片時(shí)347環(huán)管片內(nèi)力變化曲線見圖10。

圖10 348環(huán)管片推進(jìn)過程中347環(huán)管片內(nèi)力變化曲線

為便于分析推進(jìn)過程中管片的力學(xué)行為，將管片的推進(jìn)過程按推進(jìn)距離分為前半程和后半程，管片推進(jìn)0～1 m為前半程，推進(jìn)第1～2 m的過程視為后半程。管片拼裝后所處的相對(duì)位置與理論位置存在一定的偏差，故試驗(yàn)管片在盾構(gòu)推進(jìn)過程中存在一定的應(yīng)力調(diào)整，但調(diào)整范圍不大。在盾構(gòu)推進(jìn)348環(huán)管片的前半程，試驗(yàn)環(huán)管片受到的荷載主要包括管片自重、千斤頂縱向推力，管片縱向螺栓預(yù)緊力及由縱向連接傳遞的剪切力，這些荷載在盾構(gòu)推進(jìn)的前半程基本維持穩(wěn)定。由圖10(a)可知試驗(yàn)管片實(shí)測(cè)軸力增長較為緩慢，數(shù)值計(jì)算軸力除底部分塊管片S6、S8偏大外與實(shí)測(cè)值呈現(xiàn)相近的變化規(guī)律，由圖10(b)可知前半程管片實(shí)測(cè)彎矩值范圍由-52.8～29.17 kN·m變化為-42.16～32.18 kN·m，彎矩計(jì)算值范圍由9.75～43.02 kN·m變化為-15.15～39.06 kN·m，彎矩變化范圍不大，且實(shí)測(cè)彎矩值以負(fù)彎矩為主而數(shù)值計(jì)算彎矩以正彎矩為主。

在盾構(gòu)推進(jìn)348環(huán)管片的后半程，試驗(yàn)環(huán)管片實(shí)測(cè)軸力和彎矩均開始出現(xiàn)較大的變化。試驗(yàn)環(huán)管片彎矩計(jì)算值從-15.15～39.06 kN·m變?yōu)?10.44～66.23 kN·m，實(shí)測(cè)值從-79.46～27.91 kN·m變?yōu)?201.2～29.99 kN·m，管片彎矩計(jì)算值相較于實(shí)測(cè)值變化范圍要小得多。該階段試驗(yàn)環(huán)管片除受到上述荷載外，管片開始承受盾尾油脂壓力及盾尾刷的徑向擠壓作用。與此同時(shí)，試驗(yàn)環(huán)管片的先行環(huán)管片即346環(huán)管片逐漸脫離盾尾并受到不均勻注漿壓力作用，347環(huán)管片承受的剪切力急劇增長。

盾構(gòu)推進(jìn)停止后管片實(shí)測(cè)內(nèi)力沿環(huán)向分布見圖11。由圖11(a)可知，推進(jìn)停止后管片實(shí)測(cè)軸力值與計(jì)算值存在較大的偏差，管片環(huán)實(shí)測(cè)最大軸力為計(jì)算最大軸力的1.63倍，且試驗(yàn)環(huán)管片豎軸線左側(cè)管片的軸力實(shí)測(cè)值普遍大于計(jì)算值，豎軸線右側(cè)管片軸力實(shí)測(cè)值小于計(jì)算值。管片彎矩實(shí)測(cè)值與計(jì)算值同樣存在較大的偏差。由圖11(b)可知，管片環(huán)實(shí)測(cè)最大彎矩為-201.3 kN·m，計(jì)算最大彎矩為66.23 kN·m，計(jì)算彎矩沿環(huán)向分布均勻，實(shí)測(cè)彎矩沿管片環(huán)向則有較大的跳動(dòng)。

圖11 推進(jìn)停止后347環(huán)管片內(nèi)力圖

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工資料，347環(huán)管片處于隧道高程最小處附近，在盾構(gòu)推進(jìn)過程中存在姿態(tài)調(diào)整。分析認(rèn)為造成試驗(yàn)環(huán)管片內(nèi)力呈現(xiàn)非對(duì)稱分布，且實(shí)測(cè)值與計(jì)算值存在較大的偏差的原因除管片錯(cuò)縫拼裝、盾構(gòu)推進(jìn)過程中千斤頂推力變動(dòng)、先行環(huán)管片受非均勻注漿壓力作用等因素外，由盾構(gòu)姿態(tài)調(diào)整引起的漿液硬化后的盾尾刷對(duì)相應(yīng)位置管片的非均勻擠壓作用是造成盾構(gòu)推進(jìn)階段后半程管片內(nèi)力計(jì)算值與實(shí)測(cè)值存在較大差異的主要原因[13]。

3.4 相鄰環(huán)管片拼裝過程中管片力學(xué)行為分析

根據(jù)347環(huán)管片推進(jìn)階段內(nèi)力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值的對(duì)比分析結(jié)果，考慮到實(shí)際施工中存在盾構(gòu)姿態(tài)調(diào)整等因素使得管片內(nèi)力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值存在較大的偏差，同時(shí)相鄰環(huán)管片拼裝前已實(shí)現(xiàn)了測(cè)試數(shù)據(jù)的自動(dòng)采集，數(shù)據(jù)量大且完整，故文中僅根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)相鄰環(huán)管片拼裝過程中試驗(yàn)環(huán)管片的力學(xué)行為進(jìn)行分析。

拼裝348環(huán)管片時(shí)347環(huán)管片的實(shí)測(cè)內(nèi)力變化曲線見圖12。348環(huán)管片拼裝時(shí)，每拼裝一塊分塊管片伸縮該管片范圍內(nèi)的千斤頂，其它千斤頂維持不變。故拼裝相鄰環(huán)管片時(shí)，各分塊管片的拼裝對(duì)與其相接觸的成環(huán)管片的分塊管片內(nèi)力產(chǎn)生較大的影響，對(duì)已經(jīng)拼裝成環(huán)的其余分塊管片影響較小。

圖12 拼裝348環(huán)管片時(shí)347環(huán)管片實(shí)測(cè)內(nèi)力圖

分塊管片在拼裝過程中，需對(duì)拼裝點(diǎn)位進(jìn)行動(dòng)態(tài)調(diào)整，調(diào)整過程中易與已拼裝的管片產(chǎn)生非常規(guī)接觸(磕碰)，使得已拼裝管片的內(nèi)力短時(shí)間內(nèi)出現(xiàn)跳躍性變化，該調(diào)整過程也是造成管片破損的主要階段。由圖12(a)可知試驗(yàn)環(huán)管片實(shí)測(cè)軸力值在348環(huán)管片各分塊管片拼裝過程中出現(xiàn)極個(gè)別數(shù)值異常突變的情況(如第58 min分塊管片S4軸力由3316.56 kN激增到6264.35 kN)，由圖12(b)可知管片實(shí)測(cè)彎矩在軸力發(fā)生異常突變時(shí)呈現(xiàn)相應(yīng)的狀態(tài)(第58 min分塊管片S4彎矩由-38.94 kN·m變?yōu)?225.13 kN·m)。當(dāng)分塊管片與成環(huán)發(fā)生非常規(guī)常接觸時(shí)，管片應(yīng)力從邊緣傳遞到埋設(shè)于管片中間的測(cè)試儀器處的過程中得到了極大的削弱，可知當(dāng)非正常接觸發(fā)生時(shí)管片邊緣應(yīng)力要遠(yuǎn)大于管片中間的實(shí)測(cè)值。該過程中出現(xiàn)的過高局部應(yīng)力可能導(dǎo)致管片邊角破損及管片內(nèi)部損傷進(jìn)而影響管片結(jié)構(gòu)的耐久性和長期承載性能。實(shí)際上盾構(gòu)管片拼裝過程中并不是每塊管片在拼裝點(diǎn)位調(diào)整過程中都會(huì)與拼裝好的管片發(fā)生非常規(guī)接觸，即表明管片拼裝過程中“非常規(guī)接觸”是可控的，可通過提高作業(yè)人員的作業(yè)水平以控制管片在拼裝過程中的損傷。

348環(huán)管片拼裝前后347環(huán)管片內(nèi)力沿環(huán)向分布見圖13。由圖13(a)可知348環(huán)管片拼裝前后347環(huán)管片軸力存在極大的差異，特別是分塊管片S5，拼裝后的軸力為4534.9 kN，較拼裝前(2527.04 kN)增加了2007.86 kN，由圖13(b)可知拼裝前(-42.68 kN·m)后(-188.53 kN·m)彎矩變化幅值也達(dá)到了145.85 kN·m。故相鄰環(huán)管片的拼裝對(duì)成環(huán)管片結(jié)構(gòu)受力的影響不可忽略，而現(xiàn)有的研究成果主要集中于分塊管片拼裝過程中本身的內(nèi)力變化而忽略了對(duì)既有成環(huán)管片的影響。

圖13 拼裝348環(huán)管片前后347環(huán)管片內(nèi)力實(shí)測(cè)值

4 結(jié)論

文章以珠海馬騮洲交通隧道工程為依托，對(duì)大直徑海底盾構(gòu)隧道襯砌管片位于盾殼內(nèi)各階段的受力狀態(tài)進(jìn)了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，結(jié)合有限元模擬計(jì)算得到以下結(jié)論:

(1)管片拼裝過程中分塊管片實(shí)測(cè)內(nèi)力經(jīng)歷了平穩(wěn)變化、波動(dòng)或急劇跳躍后逐漸逼近計(jì)算值。

(2)管片環(huán)拼裝好后后續(xù)環(huán)管片推進(jìn)的前半程管片內(nèi)力基本維持穩(wěn)定；推進(jìn)后半程，管片受油脂壓力、盾尾刷的徑向擠壓作用及盾尾非均勻注漿壓力的影響，管片內(nèi)力隨著盾構(gòu)的推進(jìn)出現(xiàn)較大的變化。

(3)拼裝相鄰環(huán)管片時(shí)，各分塊管片的拼裝對(duì)與其相接觸的成環(huán)管片的分塊管片內(nèi)力產(chǎn)生較大的影響，對(duì)已拼裝成環(huán)的其余分塊管片影響較小。相鄰環(huán)管片拼裝前后，成環(huán)管片內(nèi)力出現(xiàn)較大的變化，相鄰環(huán)管片的拼裝對(duì)成環(huán)管片內(nèi)力的影響不可忽略。

(4)分塊管片在拼裝點(diǎn)位調(diào)整過程中與拼裝好的管片產(chǎn)生非常規(guī)接觸的行為是可控的，可通過提高作業(yè)人員的作業(yè)水平以控制管片在拼裝過程中的損傷。