朱瑤宏, 高一民, 董子博, 柳 獻(xiàn), *
(1. 寧波大學(xué)建筑工程與環(huán)境學(xué)院, 浙江 寧波 315211; 2. 同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系, 上海 200092;3. 寧波用躬科技有限公司, 浙江 寧波 315000)
聯(lián)絡(luò)通道的修建是盾構(gòu)隧道建設(shè)中必不可少的部分。目前聯(lián)絡(luò)通道的施工修建方法包括明挖法、冷凍法以及機(jī)械法等。其中明挖法采用較少[1],利用明挖法修建聯(lián)絡(luò)通道的有北京地鐵14號(hào)線的聯(lián)絡(luò)通道基坑工程。冷凍法是目前使用較多的工法[2-4],這一工法已在北京、上海、廣州和南京等地鐵工程中得到了成功的應(yīng)用,并且形成了較成熟的理論研究[5-6]。機(jī)械法是一種較為新型的工法,現(xiàn)已應(yīng)用于德國(guó)漢堡第四易北河隧道安全通道、墨西哥Emisor Oriente隧道旁出支線、香港屯門(mén)至赤鱲角連接路橫通道[7]以及南京地鐵盾構(gòu)區(qū)間隧道聯(lián)絡(luò)通道[8]。這些工法中,明挖法適用于地面較為開(kāi)闊的環(huán)境; 冷凍法的工期一般較長(zhǎng),造價(jià)較高[9]; 機(jī)械法是一種較為綠色且效率較高的工法,有較好的應(yīng)用前景。
目前,聯(lián)絡(luò)通道施工過(guò)程的力學(xué)研究均是基于冷凍法施工和靜態(tài)施工過(guò)程分析[10-15],對(duì)于機(jī)械法聯(lián)絡(luò)通道的研究還較少。目前這些研究表明,施工過(guò)程中主隧道破洞后,本身在沒(méi)有其他輔助設(shè)施的情況下難以承受外界荷載。為了解決這一問(wèn)題,無(wú)錫地鐵頂管法聯(lián)絡(luò)通道施工中,利用其他輔助系統(tǒng)來(lái)保證主隧道的安全。本文主要探討其輔助系統(tǒng)和主隧道的共同受力過(guò)程與襯砌環(huán)之間的傳力過(guò)程。
本文通過(guò)模擬機(jī)械法聯(lián)絡(luò)通道破洞過(guò)程的7環(huán)整環(huán)試驗(yàn),獲取各襯砌環(huán)結(jié)構(gòu)在既定荷載條件下的結(jié)構(gòu)裂縫、結(jié)構(gòu)收斂變形、縱縫張開(kāi)、環(huán)縫張開(kāi)及錯(cuò)臺(tái)、結(jié)構(gòu)內(nèi)力等指標(biāo)。試驗(yàn)明確了切削過(guò)程中主隧道襯砌結(jié)構(gòu)的響應(yīng),可為開(kāi)洞分析提供試驗(yàn)依據(jù)。
本試驗(yàn)是依托無(wú)錫地鐵頂管法聯(lián)絡(luò)通道的施工方法進(jìn)行的。該工法的施工過(guò)程如下: 1)主隧道施工完成后達(dá)到初始狀態(tài),頂管下井準(zhǔn)備就緒。2)搭載頂管與內(nèi)支撐體系的臺(tái)車(chē)就位后,內(nèi)支撐體系施加預(yù)頂力,切削管片的準(zhǔn)備階段就緒。3)刀盤(pán)開(kāi)始切削管片,直到整個(gè)刀盤(pán)磨穿管片。4)頂管進(jìn)入土體并進(jìn)行管片安裝。5)進(jìn)行頂管接收,先進(jìn)行預(yù)撐,與始發(fā)階段一樣,刀尖磨穿接收端管片后頂管到達(dá)預(yù)定位置,完成接收端接收; 完成后續(xù)焊接,聯(lián)絡(luò)通道施作完成。6)完成接收后,內(nèi)支撐回收,聯(lián)絡(luò)通道形成。7)在整個(gè)聯(lián)絡(luò)通道施工完成后,聯(lián)絡(luò)通道進(jìn)入正常運(yùn)營(yíng)狀態(tài)。
試驗(yàn)加載系統(tǒng)如圖1所示。共可進(jìn)行7環(huán)管片的加載,加載系統(tǒng)由7環(huán)鋼架以及液壓千斤頂加載點(diǎn)組成。每環(huán)共24個(gè)加載點(diǎn),加載點(diǎn)每15°設(shè)置1個(gè)千斤頂,以裝置中線完全對(duì)稱布置。每個(gè)加載點(diǎn)的液壓千斤頂系統(tǒng)可進(jìn)行3種控制。
圖1 加載裝置示意圖
加載點(diǎn)控制方法共有3種: 荷載控制、位移控制以及荷載-位移曲線控制。荷載控制將液壓千斤頂加載至額定荷載,主要用來(lái)模擬“土柱理論”,計(jì)算頂部的水土壓力。位移控制即控制千斤頂伸縮至固定位移值,主要用來(lái)模擬基地反力在位移不變的情況下,可以被動(dòng)產(chǎn)生相應(yīng)的荷載。荷載-位移曲線控制即根據(jù)土的基床系數(shù),計(jì)算出千斤頂?shù)暮奢d-位移曲線,通過(guò)千斤頂位移確定此時(shí)的對(duì)應(yīng)荷載值進(jìn)行加載的控制方法。被動(dòng)土壓和主動(dòng)土壓是通過(guò)標(biāo)定靜止土壓力的位移后,以此為起點(diǎn),通過(guò)外置千斤頂?shù)膬?nèi)置位移計(jì)測(cè)量管片位移后,判斷該加載點(diǎn)為被動(dòng)土壓力或主動(dòng)土壓力,最終通過(guò)不同的荷載-位移曲線進(jìn)行加載。本文中實(shí)際均為被動(dòng)土壓力。整套加載系統(tǒng)的外部結(jié)構(gòu)如圖2所示。
圖2 加載裝置外部示意圖
試驗(yàn)的試件采用無(wú)錫地鐵原型管片,襯砌環(huán)外徑6 200 mm、內(nèi)徑5 500 mm,管片厚度350 mm,試驗(yàn)的7環(huán)管片采用4環(huán)標(biāo)準(zhǔn)環(huán)(環(huán)寬1 200 mm)和3環(huán)特殊環(huán)(環(huán)寬1 500 mm)。試驗(yàn)7環(huán)管片放置方式如圖3所示。管片混凝土等級(jí)為C55,鋼筋為HRB400鋼筋,全環(huán)由1塊封頂塊(F)、2塊鄰接塊(L1、L2)、3塊標(biāo)準(zhǔn)塊(B1、B2、B3)組成。縱向環(huán)間不設(shè)置凹凸榫。
試驗(yàn)采用的7環(huán)管片,其中: 中間3環(huán)是頂管直接切削的管片,第4環(huán)為切削環(huán),切削完成后處于洞口位置的管片全部被切削掉,第3環(huán)和第5環(huán)為半切削環(huán),切削結(jié)束后只有一半的管片被切削掉; 其余4環(huán)為普通環(huán),試驗(yàn)過(guò)程中不受切削。
管片的拼裝方法和角度如圖4所示。中間3環(huán)采用通縫拼裝,其余4環(huán)采用錯(cuò)縫拼裝。頂部為0°,靠背側(cè)為90°,切削側(cè)為270°。
試驗(yàn)過(guò)程中采用可主動(dòng)施加預(yù)頂力的內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)來(lái)保證切削過(guò)程中主隧道的穩(wěn)定,內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)示意圖如圖5所示。與管片接觸的為剛度較大的月牙板,頂部月牙板稱之為頂撐,前后月牙板為前后撐。頂撐由4組豎向支撐與底板相連,前后撐由4組橫向支撐與豎向支撐相連。各支撐均設(shè)置內(nèi)置千斤頂,可以施加主動(dòng)荷載。
圖5 內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)示意圖
試驗(yàn)按照工況加載的方式進(jìn)行加載,具體工況如下(以切削環(huán)為例)。
1)初始工況。聯(lián)絡(luò)通道的施工位置埋深19 m,側(cè)壓力系數(shù)0.71,主隧道上半部分和下半部分基床系數(shù)不同,上部基床系數(shù)為12 MPa/m,下部基床系數(shù)為44 MPa/m。外部荷載以此進(jìn)行設(shè)計(jì)。首先采用荷載控制的加載方式,使各組千斤頂同步加載至設(shè)計(jì)荷載(即側(cè)邊土壓力為靜止土壓力),作為初始工況的第1階段(如圖6所示)。這里的荷載設(shè)計(jì)是根據(jù)試驗(yàn)前數(shù)值模擬的計(jì)算結(jié)果,保證施加外部結(jié)束后的內(nèi)力與修正慣用法計(jì)算的荷載響應(yīng)結(jié)果基本一致。
圖6 初始工況第1階段示意圖
接著將腰部千斤頂修改為荷載-位移曲線控制的加載方式,模擬被動(dòng)土壓力狀態(tài),作為初始工況的第2階段(如圖7所示)。這里是根據(jù)修正慣用法中側(cè)向土壤抗力的算法進(jìn)行設(shè)計(jì)。依據(jù)溫克爾局部變形理論計(jì)算,抗力圖形呈一等腰三角形,抗力范圍與水平直徑上下呈45°。這里采用這個(gè)范圍內(nèi)的腰部千斤頂進(jìn)行加載方式修改,荷載的大小由遠(yuǎn)離原始隧道位置的距離確定,加載程序根據(jù)荷載-位移曲線自動(dòng)反算出此時(shí)的千斤頂頂力,用以模擬被動(dòng)土壓力。這一模擬過(guò)程與管片的收斂時(shí)時(shí)關(guān)聯(lián),根據(jù)程序自動(dòng)計(jì)算的荷載值進(jìn)行施加,用以模擬變化的被動(dòng)土壓力。根據(jù)被動(dòng)土壓力的計(jì)算,本試驗(yàn)特殊環(huán)上部千斤頂?shù)南禂?shù)為14 608.4 kN/m,特殊環(huán)下部千斤頂?shù)南禂?shù)為53 564.15 kN/m,普通環(huán)的系數(shù)均為特殊環(huán)的0.8倍。
圖7 初始工況第2階段示意圖
2)預(yù)撐工況。為了模擬實(shí)際施工過(guò)程,試驗(yàn)采用內(nèi)支撐預(yù)加頂力的工況。試驗(yàn)進(jìn)行預(yù)加頂力的模擬,模擬過(guò)程如圖8所示。豎向支撐內(nèi)置千斤頂每組預(yù)加頂力700 kN,前后支撐內(nèi)置千斤頂每組預(yù)加頂力50 kN。預(yù)加頂力按照10%總頂力分10級(jí)進(jìn)行同步加載。
圖8 預(yù)撐工況示意圖
3)頂管始發(fā)工況。模擬頂管切削頂進(jìn)的過(guò)程。工況分為3個(gè)階段。第1個(gè)階段為頂管切削切削環(huán);第2個(gè)階段為頂管露頭破洞,此時(shí)結(jié)構(gòu)體系發(fā)生了改變;第3個(gè)階段為開(kāi)始切削半切削環(huán),形成聯(lián)絡(luò)通道開(kāi)口(始發(fā)工況如圖9所示)。頂管刀盤(pán)直徑為3 290 mm,略大于聯(lián)絡(luò)通道直徑(3 150 mm),頂管的頂推力為2 000~3 000 kN,最大為6 000 kN,頂管的轉(zhuǎn)矩為100 kN·m左右。
4)拆撐工況。模擬切削完成后進(jìn)行內(nèi)支撐卸載的過(guò)程。卸載過(guò)程分10級(jí)按照10%內(nèi)支撐頂力進(jìn)行卸載(如圖10所示)。這一過(guò)程中沒(méi)有考慮聯(lián)絡(luò)通道本身結(jié)構(gòu)對(duì)主隧道結(jié)構(gòu)的影響,而聯(lián)絡(luò)通道本身結(jié)構(gòu)的存在是有利于結(jié)構(gòu)受力的,試驗(yàn)工況是更為不利的工況。
圖9 頂管始發(fā)工況示意圖
圖10 拆撐工況示意圖
為探究襯砌結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)響應(yīng),試驗(yàn)中觀測(cè)各級(jí)荷載下管片表面裂縫及接縫破損的發(fā)展情況,同時(shí)測(cè)量和測(cè)試結(jié)構(gòu)收斂變形、縱縫張開(kāi)及錯(cuò)臺(tái)、環(huán)縫張開(kāi)及錯(cuò)臺(tái)、主筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變等。
其中內(nèi)力的計(jì)算根據(jù)有限元預(yù)分析結(jié)果,選取切削環(huán)12個(gè)內(nèi)力控制截面、半切削環(huán)10個(gè)內(nèi)力控制截面布設(shè)電阻應(yīng)變片,量測(cè)主筋及混凝土應(yīng)變。根據(jù)試驗(yàn)監(jiān)測(cè)得到各工況設(shè)計(jì)驗(yàn)算點(diǎn)鋼筋與混凝土應(yīng)變進(jìn)行內(nèi)力計(jì)算,計(jì)算時(shí)假設(shè)各截面應(yīng)變滿足平截面假定。由于傳感器在切削位置無(wú)法進(jìn)行布置,所以試驗(yàn)結(jié)果沒(méi)有切削部分的內(nèi)力分布。
試驗(yàn)結(jié)束時(shí)管片內(nèi)部裂縫主要產(chǎn)生在中間3環(huán),包括拉伸裂縫、壓碎裂縫以及剝落,如圖11所示。第4環(huán)除切削位置外幾乎沒(méi)有產(chǎn)生裂縫;第3環(huán)和第5環(huán)靠近第4環(huán)的300°螺栓位置產(chǎn)生30 cm范圍拉伸裂縫以及剝落,0°頂部螺栓位置出現(xiàn)2處20 cm左右拉伸裂縫;第3環(huán)和第5環(huán)90°和270°出現(xiàn)不同程度的壓碎裂縫;第2環(huán)和第6環(huán)相同位置也出現(xiàn)輕微裂縫。圖11中頂管位置的管片由于頂管的進(jìn)尺原因無(wú)法繼續(xù)向前,導(dǎo)致纖維筋受損的混凝土已失去結(jié)構(gòu)作用,只剩1層保護(hù)層。
圖11 襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)弧面裂縫展開(kāi)圖
如圖12和圖13所示,外部裂縫集中在中間3環(huán)。第4環(huán)封頂塊位置55°產(chǎn)生了壓碎裂縫。第3環(huán)和第5環(huán)切削位置270°的裂縫混凝土脫落位置為外部保護(hù)層,為頂管切削位置。第3環(huán)封頂塊位置55°也產(chǎn)生了壓碎裂縫。
圖12 切削環(huán)外弧面270°位置裂縫示意圖
Fig. 12 Development of external arc surface crack in cutting lining structure(270°)
圖13 切削環(huán)外弧面55°位置裂縫示意圖
Fig. 13 Development of external arc surface crack in cutting lining structure(55°)
根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象和測(cè)試結(jié)果可以看出,除了切削環(huán)的切削側(cè)有較大的位移外,其他工況下各環(huán)沒(méi)有發(fā)生收斂變形??梢酝茢嗲邢鱾?cè)的裂縫主要是在切削時(shí)產(chǎn)生的,而其余裂縫是在拆撐工況時(shí)由于各環(huán)不同的收斂變形,管片進(jìn)行內(nèi)力重分布導(dǎo)致的。
2.2.1 初始工況
初始工況下各環(huán)由于底部的固定,底部幾乎沒(méi)有位移變形。初始工況收斂變形主要集中在頂部,頂部位移均勻下降,收斂在20 mm左右,左右腰部收斂在10 mm左右。在腰部修改加載模式后,由于腰部的土彈簧擠壓作用較大,導(dǎo)致腰部收斂迅速減小,左右收斂達(dá)到5 mm左右,頂部收斂減小至15 mm左右(如圖14所示)。
圖14 初始工況收斂變形
2.2.2 預(yù)撐工況
在預(yù)撐工況下,中間5環(huán)頂部收斂進(jìn)一步減少,減小至10 mm左右,腰部收斂減少至1 mm左右后基本維持不變(如圖15所示)。
圖15 預(yù)撐工況收斂變形
2.2.3 頂管始發(fā)工況
在切削環(huán)切削的工況下,第4環(huán)切削側(cè)受到較大推力向切削側(cè)有偏移,其余各環(huán)收斂變化不大。
在切削環(huán)切削完成后,結(jié)構(gòu)體系發(fā)生改變,切削環(huán)頂部收斂有增加的趨勢(shì),增加幅度為2~3 mm,切削環(huán)整體向切削側(cè)偏移2~3 mm。
在半切削環(huán)切削工況中,切削側(cè)上部有向內(nèi)移動(dòng)的趨勢(shì),增量為3 mm左右。這一過(guò)程即形成了懸臂壓縮段(變形如圖16所示)。半切削環(huán)的收斂主要集中在這一工況,切削側(cè)收斂向外增大3 mm。
2.2.4 拆撐工況
在拆撐工況下,切削環(huán)頂部收斂迅速增加,增量為10 mm左右,比初始工況收斂略大。35°、55°以及325°縱向接縫在拆撐工況下產(chǎn)生了1~2 mm的張開(kāi)與壓緊(如圖17所示)。
圖16 頂管始發(fā)工況收斂變形
Fig. 16 Convergence deformation of starting stage by pipe jacking method
圖17 拆撐工況收斂變形
半切削環(huán)在拆撐工況頂部收斂增加3~5 mm,比初始工況收斂增大,腰部向外增加2 mm左右。其余各環(huán)與初始工況相比變化較小。
試驗(yàn)還統(tǒng)計(jì)了7環(huán)襯砌結(jié)構(gòu)在縱向上的環(huán)縫張開(kāi)狀態(tài)。監(jiān)測(cè)點(diǎn)為切削環(huán)和半切削環(huán)之間135°和225°的環(huán)縫張開(kāi)。
監(jiān)測(cè)結(jié)果顯示,環(huán)縫張開(kāi)量較小,主要產(chǎn)生在頂管始發(fā)工況。在切削側(cè)的225°位置處,始發(fā)工況第1階段半切削環(huán)和切削環(huán)之間的環(huán)縫內(nèi)外均張開(kāi)1 mm左右; 始發(fā)工況第2階段環(huán)縫外部張開(kāi)1 mm,內(nèi)部壓緊2 mm,靠背側(cè)的135°全過(guò)程基本沒(méi)有變化。
試驗(yàn)也統(tǒng)計(jì)了各環(huán)0°、90°和270°的環(huán)縫錯(cuò)動(dòng)。在切削過(guò)程中各環(huán)位置發(fā)生了較大的錯(cuò)動(dòng)。在頂管始發(fā)工況第1階段,第4環(huán)與相鄰2環(huán)切削側(cè)90°的錯(cuò)臺(tái)達(dá)到10 mm左右。在拆撐工況下,頂部的錯(cuò)臺(tái)量較大,第4環(huán)與相鄰2環(huán)間新增了10 mm左右錯(cuò)臺(tái)量。
2.3.1 初始工況
切削環(huán)初始工況頂部正彎矩和腰部負(fù)彎矩大約為250 kN·m,頂?shù)孜恢幂S力最小,腰部軸力最大,頂?shù)纵S力初始工況為1 200 kN左右,腰部軸力初始工況為1 600 kN左右。
在修改腰部控制曲線后,內(nèi)力變化如圖18所示。由于腰部的外荷載增大,頂?shù)缀脱康膹澗鼐鶞p小至170 kN·m,腰部靠上位置的彎矩較大,為負(fù)彎矩190 kN·m,腰部軸力幾乎沒(méi)有變化,頂?shù)纵S力增加100 kN左右。
半切削環(huán)初始工況頂部正彎矩約為250 kN·m,腰部彎矩約為230 kN·m,頂?shù)孜恢幂S力最小,約為1 200 kN,腰部軸力最大,約為1 600 kN。
初始工況第2階段下半切削環(huán)頂?shù)渍龔澗鼐鶞p小至150 kN·m,腰部負(fù)彎矩減小至150 kN·m左右,腰部靠上彎矩減小較少,頂部軸力增大200 kN,腰部軸力幾乎沒(méi)有變化,半切削環(huán)內(nèi)力變化與切削環(huán)相類(lèi)似,不再繪出。
(a) 切削環(huán)初始工況彎矩圖 (單位: kN·m)
(b) 切削環(huán)初始工況軸力圖 (單位: kN)
2.3.2 預(yù)撐工況
在預(yù)撐工況下,內(nèi)力變化如圖19所示。切削環(huán)頂部彎矩進(jìn)一步減小,減小至100 kN·m左右,腰部彎矩也相應(yīng)減少至100 kN·m,腰部靠上位置的彎矩較大,79°位置彎矩比90°位置彎矩大40 kN·m。預(yù)撐工況下,腰部軸力減少200 kN。
半切削環(huán)頂部彎矩進(jìn)一步減小,減小至100 kN·m左右,腰部彎矩也相應(yīng)減少至100 kN·m,靠上位置的彎矩較大,79°位置彎矩比110°位置彎矩大40 kN·m。預(yù)撐工況下,頂部軸力幾乎不變,腰部軸力減少200 kN。半切削環(huán)與切削環(huán)的內(nèi)力變化相類(lèi)似,不再繪出。
(a) 切削環(huán)預(yù)撐工況彎矩圖 (單位: kN·m)
(b) 切削環(huán)預(yù)撐工況軸力圖 (單位: kN)
2.3.3 頂管始發(fā)工況
頂管始發(fā)工況第1階段變化如圖20所示。切削環(huán)靠近切削側(cè)的頂部彎矩迅速下降,下降50 kN·m左右,腰部彎矩受到后部后靠力的影響,彎矩有部分增大,增大30 kN·m左右,頂部軸力減小200 kN左右。
頂管始發(fā)工況第1階段,半切削環(huán)腰部彎矩增大10 kN·m左右,其余位置變化較小,頂部軸力基本不變。
在切削環(huán)完全切削后,即頂管始發(fā)工況第2階段,結(jié)構(gòu)體系發(fā)生了變化,變化結(jié)果如圖21所示。切削環(huán)340°彎矩由正變負(fù),對(duì)應(yīng)于收斂變形中此處有一個(gè)較大的向內(nèi)變形趨勢(shì)。350°彎矩幾乎變?yōu)? kN·m,0°彎矩下降36 kN·m,靠背側(cè)的彎矩也相應(yīng)減小30 kN·m左右,腰部彎矩增大10~20 kN·m。切削側(cè)315°反彎點(diǎn)軸力增大800 kN,靠近靠背側(cè)反彎點(diǎn)的145°軸力減小300 kN,頂部的軸力下降100 kN左右,腰部軸力增大200 kN。
這一過(guò)程中,半切削環(huán)的彎矩變化量較少,頂部軸力增加100 kN,腰部軸力變化不大,靠近靠背側(cè)反彎點(diǎn)45°和135°的軸力減少200 kN左右。
(a) 切削環(huán)頂管始發(fā)第1階段彎矩圖 (單位: kN·m)
(b) 切削環(huán)頂管始發(fā)第1階段軸力圖 (單位: kN)
Fig. 20 Internal forces of cutting ring under first stage of starting stage by pipe jacking method
(a) 切削環(huán)頂管始發(fā)第2階段彎矩圖 (單位: kN·m)
(b) 切削環(huán)頂管始發(fā)第2階段軸力圖 (單位: kN)
Fig. 21 Internal forces of cutting ring under second stage of starting stage by pipe jacking method
始發(fā)工況第3階段內(nèi)力變化如圖22所示。切削環(huán)各位置的變化量較小,基本與前一階段類(lèi)似,彎矩變化在10 kN·m左右,軸力幾乎不變,頂部軸力繼續(xù)減小。
這一過(guò)程中,半切削環(huán)彎矩變化在10 kN·m左右,靠近切削側(cè)的頂部彎矩迅速下降,下降30 kN·m左右。效應(yīng)類(lèi)似于頂管始發(fā)的第1階段,但是沒(méi)有前者明顯。頂部軸力增加100 kN,腰部軸力變化不大,靠近靠背側(cè)反彎點(diǎn)45°和135°的軸力減少200 kN左右。
2.3.4 拆撐工況
拆撐工況切削環(huán)和半切削環(huán)的內(nèi)力變化如圖23所示。切削環(huán)頂部彎矩迅速增大,增大60 kN·m左右,腰部負(fù)彎矩減小20 kN·m左右,頂?shù)纵S力變化較小,腰部軸力增加300 kN,略大于預(yù)撐工況下對(duì)側(cè)腰部軸力,頂部軸力增大300 kN。
拆撐工況下,半切削環(huán)頂部彎矩迅速增大,增大40 kN·m左右,最大正彎矩在頂部,最大負(fù)彎矩在腰部,腰部負(fù)彎矩增大50 kN·m左右。拆撐工況下,頂?shù)纵S力增加100 kN左右,腰部軸力增加400 kN,一部分是預(yù)撐工況的疊加,另一部分是切削環(huán)切削側(cè)管片消失的腰部軸力的分擔(dān)??拷勘硞?cè)反彎點(diǎn)45°和135°的軸力也增大300 kN左右。
整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程經(jīng)歷4個(gè)工況: 初始工況、預(yù)撐工況、頂管始發(fā)工況及拆撐工況。
初始工況主要驗(yàn)證了荷載位移的合理性與7環(huán)加載同步的可靠性。預(yù)撐工況中由于內(nèi)支撐頂部月牙板只與中間5環(huán)接觸,中間5環(huán)與最外圍2環(huán)產(chǎn)生了明顯的不同,中間的5環(huán)頂?shù)资諗吭黾?~5 mm,最外圍2環(huán)基本沒(méi)有變化。
頂管始發(fā)工況第1階段主要為第4環(huán)切削環(huán)受力,這一過(guò)程中切削環(huán)發(fā)生整體向切削側(cè)移動(dòng),且切削側(cè)的收斂變化量大于靠背側(cè),頂部彎矩減小,軸力減小,腰部彎矩增大。
頂管始發(fā)工況第2階段結(jié)構(gòu)體系發(fā)生改變,由于切削位置外部荷載的消失,導(dǎo)致懸臂效應(yīng)的產(chǎn)生,在切削靠上位置的外部荷載作用下懸臂端向內(nèi)收斂移動(dòng),使頂部彎矩變小而腰部彎矩增大。這一過(guò)程中,通過(guò)收斂變形和環(huán)縫錯(cuò)動(dòng)等試驗(yàn)可以判斷傳力主要集中在切削側(cè),其余位置由于內(nèi)支撐體系的保護(hù),相對(duì)位移較小,基本不存在傳力過(guò)程。
頂管始發(fā)工況第3階段切削環(huán)幾乎不受影響,半切削環(huán)的變化規(guī)律是類(lèi)似于始發(fā)工況第1階段切削環(huán)的變化規(guī)律,這一過(guò)程中半切削環(huán)發(fā)生整體向切削側(cè)移動(dòng),且切削側(cè)變化量大于靠背側(cè)的收斂變化,頂部彎矩減小,軸力減小,腰部彎矩增大。但是由于結(jié)構(gòu)沒(méi)有完全破壞,所以沒(méi)有發(fā)生第2步的懸臂效應(yīng)。
拆撐工況中: 各環(huán)整體頂?shù)资諗烤黾?,切削環(huán)增加最多,增大12 mm,半切削環(huán)增大5 mm左右,其余各環(huán)增大2 mm左右; 中間3環(huán)的頂部彎矩均增大,切削環(huán)腰部彎矩減小而半切削環(huán)腰部彎矩增大,各環(huán)腰部軸力均有部分增大。在這一過(guò)程中,發(fā)生了由于位移不同導(dǎo)致的內(nèi)力傳遞。
全過(guò)程來(lái)看主要是以下3個(gè)階段對(duì)于各環(huán)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)有明顯的影響,第1個(gè)階段為頂管的切削始發(fā)過(guò)程,第2個(gè)階段為切削完成后外部荷載向內(nèi)擠壓的過(guò)程,第3個(gè)階段為拆撐后環(huán)間傳力的過(guò)程。
第1個(gè)階段,切削環(huán)切削和半切削環(huán)切削過(guò)程中,由于內(nèi)支撐的結(jié)構(gòu)作用,傳力效應(yīng)不明顯,所以切削只對(duì)本環(huán)的結(jié)構(gòu)內(nèi)力和收斂造成影響。
第2個(gè)階段,切削完成后,由于結(jié)構(gòu)不再完整,外部荷載向內(nèi)擠壓,使內(nèi)力發(fā)生重分布且收斂發(fā)生變化。
第3個(gè)階段,拆撐完成后,由于各環(huán)的收斂位移不同,環(huán)間收斂進(jìn)行協(xié)調(diào)導(dǎo)致內(nèi)力傳遞。
通過(guò)對(duì)無(wú)錫地鐵3號(hào)線頂管法聯(lián)絡(luò)通道模型試驗(yàn)的研究,得到以下結(jié)論。
1)襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力的重分布工況效應(yīng)明顯,環(huán)內(nèi)的內(nèi)力重分布主要發(fā)生在被直接切削的襯砌環(huán),環(huán)間的內(nèi)力傳遞主要集中在切削位置的臨近環(huán),且主要發(fā)生在內(nèi)支撐卸力工況。
2)對(duì)于此襯砌結(jié)構(gòu)來(lái)說(shuō),始發(fā)切削是一個(gè)相對(duì)獨(dú)立的過(guò)程,對(duì)切削的管片影響較大,而對(duì)其余管片影響較小。
3)切削過(guò)程中由于切削側(cè)頂管頂力主要由1環(huán)或者2環(huán)承擔(dān),而后部的反力由5環(huán)共同承擔(dān),所以在切削時(shí)會(huì)發(fā)生切削環(huán)整環(huán)向切削側(cè)整體移動(dòng)的現(xiàn)象。
4)傳力主要發(fā)生在拆撐工況下,傳力是由于各環(huán)之間的收斂不同導(dǎo)致的,傳力基本集中在中間3環(huán),其余4環(huán)的影響較小。
5)整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中,在沒(méi)有考慮聯(lián)絡(luò)通道對(duì)結(jié)構(gòu)的支撐作用的前提下環(huán)間作用較好,7環(huán)的變形與內(nèi)力雖然有差異,但是可以通過(guò)環(huán)間傳遞保持7環(huán)的穩(wěn)定。
6)切削過(guò)程中的結(jié)構(gòu)整體性較好,切削側(cè)的響應(yīng)遠(yuǎn)大于遠(yuǎn)離切削側(cè)的襯砌結(jié)構(gòu),剩余襯砌結(jié)構(gòu)是安全的。
通過(guò)本文的研究,得到了模擬施工過(guò)程中的內(nèi)力重分布與傳力過(guò)程,為機(jī)械法聯(lián)絡(luò)通道提供了理論支持。
在本文的研究中,有一個(gè)問(wèn)題值得繼續(xù)探討,即試驗(yàn)過(guò)程中沒(méi)有考慮聯(lián)絡(luò)通道本身結(jié)構(gòu)對(duì)主隧道結(jié)構(gòu)的影響,聯(lián)絡(luò)通道本身結(jié)構(gòu)的存在使各環(huán)整體性提高,有利于結(jié)構(gòu)受力,后續(xù)可繼續(xù)考慮此影響。