Analytical solution for longitudinal equivalent bending stiffness of quasi-rectangular shield tunnels
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摘要: 结合类矩形盾构隧道截面特点，分别对中性轴位于截面上部边缘（环缝完全闭合）、截面上拱部、截面腰部和截面下拱部4种情况进行分析，并进一步考虑螺栓预紧力和环缝影响范围，推导得到类矩形盾构隧道的纵向等效抗弯刚度解析解，并对影响纵向等效刚度的相关因素进行探究。研究表明：当施加弯矩小于环缝启动弯矩时，环缝全部闭合，等效纵向抗弯刚度有效率为1，中性轴位于截面上部外缘；随着弯矩进一步增加，环缝逐渐张开，同时中性轴位置逐步下移，等效纵向抗弯刚度减小；纵向等效抗弯刚度有效率随环缝作用区系数增大呈现先迅速下降而后缓慢减小的趋势；螺栓预紧力越大，纵向等效刚度越大，中性轴位置随之上移；随宽高比增大，等效纵向抗弯刚度有效率逐渐下降，中性轴位置随之下移，并在中性轴位置角与小圆弧圆心角相等时出现转折点。Abstract: According to the sectional characteristics of quasi-rectangular shield tunnels, the neutral axes located at four different positions, the upper section edge (the ring joint is completely closed), the section vault, the section waist and the section invert, are analyzed, respectively. The analytical solution for the equivalent longitudinal bending stiffness of quasi-rectangular shield tunnels is then derived by further considering the pretightening force of bolts and the influence range of circumferential joints. The relative influencing factors on the longitudinal equivalent stiffness are also investigated. It is shown that when the applied bending moment is smaller than the activating one, the circumferential joint is completely closed, the effective efficiency of equivalent bending stiffness is 1, and the neutral axis is located at the upper edge of the section. By further increasing the applied bending moment, the circumferential joint starts to partially separate. Simultaneously, the position of the neutral axis moves down gradually. The equivalent longitudinal bending stiffness decreases with the increase of the applied bending moment. The effective efficiency of the equivalent longitudinal bending stiffness decreases first rapidly and then slowly with the increase of the coefficient of circumferential seam action zone. The greater the pretightening force of bolts is, the larger the equivalent longitudinal bending stiffness is. Subsequently, the position of the neutral axis moves up. With the increase of width-height ratio, the effective efficiency of the equivalent bending stiffness decreases gradually, the position of the neutral axis moves down subsequently, and a turning point appears when the position angle of the neutral axis is equal to the center angle of small arc.
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0. 引言
岩石脆性作为其材料的基本属性之一，是评价岩石性能的关键指标，准确评价岩石脆性对矿藏油气资源有效开发利用、地下工程建设以及地质灾害防灾减灾具有重要的指导意义[1-2]。脆性是岩石在不同应力状态、不同物理环境下综合力学特征的表现[3-4]。虽然目前对于岩石脆性没有得到大家一致认可的定义，但大量学者基于不同的研究领域，对脆性表征行为给出了各自的描述。代表性学术观点有：从应变角度，Morley[5]和Hetenyi等[6]将脆性定义为材料塑性的缺失；从强度角度，Ramsey[7]认为岩石黏聚力丧失时，材料即发生脆性破坏。另外，岩石脆性也与破裂特征有关，如，李庆辉等[1]从岩石非均质性、应力、破裂特征的角度认为脆性是其综合特性。同时，岩石脆性与其细观结构的非均质性相关[8]。
多年来，根据上述特征学者们提出了许多定量评价岩石脆性的方法，并对其影响因素进行了分析。如，史贵才等[9]获得了大理岩的应力脆性跌落系数，并讨论了其与围压的关系。周辉等[10]通过考虑峰后应力降的相对大小和绝对速率，建立了可评价简单及复杂应力条件下岩石脆性评价指数。夏英杰等[11]从岩石峰后应力跌落速率及能量比的角度建立了新的脆性指数。侯鹏等[12]结合红砂岩和花岗岩试验提出了基于声发射和能量演化规律评价岩石脆性的方法。侯振坤等[13]基于室内页岩提出了包含多参数的综合脆性指标，并从扩容拐点、残余强度、全过程曲线等多角度对脆性指标进行了诠释。
随着岩石起裂的深入研究发现，脆性岩石破坏征兆和断裂能及起裂密切相关[14]。如George[15]指出岩石脆性是指岩石内部微裂纹产生并引起非永久形变而连续变形的能力。据此可知，岩石的脆性与微裂纹产生有关，这就包括起裂时的特征应力和应变。另外，岩石脆性也是指其在特定条件下经能量积累和峰后过程自我维持宏观破坏的能力[16]。从这个定义看出，岩石的脆性和材料弹性能量积累有关。纵观岩石破坏全过程，岩石破坏可以认为是微裂纹压密、起裂、发展、汇合并贯通的过程，同时又是能量积累、消耗的过程。在微裂纹起裂前，或在应力水平低于起裂应力水平前，岩石内部微裂纹不扩展，是弹性能积累的过程；当应力水平高于起裂应力时，岩石内部微裂纹开始起裂和发展，在裂纹起裂初始阶段，外界荷载做功将转化为压缩的弹性能和维持裂纹扩展的消耗能，弹性能持续增加但增长速率降低；当应力水平达到屈服时，岩石内部裂纹快速扩展，外界荷载做功主要转化为消耗能；当岩石破坏时，外界做功总能量均转化为消耗能，亦不存在弹性势能。这就可以认为在微裂纹起裂前，微裂纹闭合，外界做功转化为弹性能；之后微裂纹起裂并扩展，外界做功部分转化为消耗能，直至最后破坏全部转化为消耗能。结合George[15]和Tarasov等[16]对脆性的定义，以及岩石破坏微裂纹发展和能量转化过程，认为可以从岩石起裂以及峰后特征的角度对岩石脆性进行评价。如王宇等[17]从起裂应力的角度建立了新的岩石脆性指数。但从起裂应变的角度建立岩石峰前脆性特征评价指数的研究鲜有报道。本文拟从起裂应变的角度建立岩石峰前脆性评价分量，然后结合峰后应力跌落特征建立峰后评脆性价分量，并综合峰前和峰后脆性评价分量建立基于岩石峰前起裂及峰后应力跌落特征的脆性评价指数。
1. 现有脆性评价方法简述
大量学者从强度、应变、能量、硬度等角度对脆性指数进行了分类评述，详见文献[1，10]。本文简述如下：基于强度的脆性指标因参数获取方便，被广泛地运用于岩石工程脆性评价，但该类指数忽略了应变–强度间的内在联系，存在一定的内在矛盾。大部分基于应变的脆性指标没有综合考虑岩石应力–应变全过程曲线，存在一定局限性。基于应变能的脆性指标是目前的一个发展趋势。基于硬度的脆性指标对非匀质性、各向异性的岩石测定结果差异大。基于莫尔包络线的脆性指标但受试验情况影响。基于特殊试验的脆性指标鉴于各种原因并未被广泛采用。
2. 岩石峰前起裂特征分析方法
目前，关于岩石起裂特征的分析方法主要有观察法，裂纹体积应变法、和声发射方法。其中以裂纹体积应变法运用最为广泛。本文将结合裂纹体积应变法判定岩石起裂特征。
裂纹体积应变法最早由Martin[18]中提出。该方法确定起裂应力的思想为，裂纹体积应变（εV ）由体积应变（εV）减去弹性体积应变（εV elastic）。其中，体积应变（εV）通过试验中测量的轴向（εaxial）和横向（εlateral）应变计算得出，弹性体积应变由试验相应阶段应力状态（σ1，σ3）和弹性参数（E，μ）计算求得，各应变计算公式如下：
εV =εaxial+2εlateral， (1) εV elastic =(1−2μ)(σ1−σ3)/E， (2) εV crack =εV−εV ealstci。 (3) 图 1为裂纹体积应变特征。岩石压密过程中，岩石内部微裂纹、空洞和空隙体积被不断压缩。到线弹性变形阶段，裂纹体积被压缩至极限状态，岩石类似于各向同性材料，仅有弹性体积应变，没有裂纹体积应变。之后，随着应力增加，荷载应力达到岩石起裂应力时，岩石内部裂纹开始扩展，裂纹体积逐渐增大。
3. 基于岩石峰前起裂及峰后跌落特征的脆性评价方法构建
岩石压缩过程中，起裂应力是裂纹压密和扩展的分界点，若脆性表征的是岩石维持裂纹压密状态弹性能聚集的能力，则此时弹性能增长速率达到峰值，之后增长速率降低，微裂纹扩展。若将起裂应变εci表征岩石前期可压密状态的能力，而将峰值应变与起裂应变的差值（Δε=εc-εci）表征裂纹扩展的能力，其应变比（εci/Δε）就可以表征岩石维持内部裂纹压密状态的能力。起裂应变εci越大，表明岩石压缩做功过程越长，弹性能积累越久，裂纹可压密状态能力越强；Δε越小，表明岩石裂纹扩展迅速；εci/Δε越大，表明岩石维持裂纹压密状态的能力越大。可以用εci/Δε来表征岩石峰前的脆性特征（图 2）。
一般而言，岩石在经历压缩试验后，破坏形式有Ⅰ、Ⅱ两种情况，（图 3（a））。通常认为Ⅱ型破坏是非稳定的，脆性较强，脆而坚硬的岩石往往属于此种变形破坏型式。为此，结合岩石破坏后其应力–应变曲线特征，若岩石脆性特征越明显，则其峰后应力跌落越明显。如图 3（b）所示，峰后曲线跌落越陡，则峰后曲线与斜边MN所组成的区域面积S越大，可以用S/S△（S△为图 3（b）中红色和蓝色区域面积）来表征岩石峰后的脆性特征。其中，关于图 3（b）中斜边M、N的确定，M为应力应变曲线峰值点，N为应力应变曲线的终点。同时三角形MCN为直角三角形。
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图 3 岩石峰后特征及峰后脆性表征示意图Figure 3. Post-peak characteristics and schematic diagram of brittleness for post-peak基于岩石起裂及峰后特征的脆性评价方法如下：
（1）根据岩石应力–应变曲线所反映的特征，初步判别其脆性特征。
（2）结合试验结果和式（1）~（3），求解起裂应变εci。具体如下：
根据试验过程中量测的轴向、横向应变和式（1），计算体积应变εV；
根据试验结果，计算弹性模量E和泊松比ν，并结合式（2），计算弹性应变；
最后结合式（3），裂纹体积应变为体积应变减去弹性应变。初始阶段体积被压缩，体积应变逐渐减小。当处于线弹性阶段时，该阶段岩石可视为弹性体，裂纹不再被压缩，体积应变为0，并持续到线弹性阶段结束。在线弹性结束时，开始起裂，裂纹体积应变偏离0，该点也就是起裂点，据该特征确定起裂应变εci。
（3）结合峰值应变εc，求取峰前脆性特征评价值Bi=εci/Δε。
（4）结合峰后特征，求取面积S和面积S△，并计算峰后脆性特征评价值Bii=S/S△。具体过程见下式：
SACMNB=∫σ1dε1， (4) SACNB=σN(εN−εM)， (5) S△=(εN−εM)(σM−σN)/2， (6) S=S△−(SACMNB−SACNB)， (7) 式中，SACMNB为
（5）基于岩石起裂及峰后特征的脆性评价方法其计算表达式如下：
BI=Bi·Bii， (8) 式中，Bi和Bii分别为岩石峰前和峰后脆性特征值。用岩石峰前和峰后特征表征岩石全过程脆性特征有多种组合方式，如Bi+Bii、Bi·Bii或者指数等其他表达形式。将峰前峰后特征评价值之和作为脆性评价指数的有李庆辉等[1]、夏英杰等[11]；采用积的形式作为脆性评价指数的有周辉等[10]。本文采用积的形式表征其脆性评价指数主要是基于以下因素考虑的，Bi=εci/Δε作为峰前脆性评价值是基于其维持裂纹处于压密状态的能力，一般而言，脆性岩石在经历屈服后，在较小应变内，应力快速跌落，Δε较前期起裂应变εci小，其比值Bi通常要大于1；而Bii作为峰后脆性评价值，其通常要小于1。若将两者之和（Bi+Bii）作为脆性评价指数，则主要体现的是峰前脆性特征，因为峰前脆性特征值Bi将明显大于峰后脆性特征值Bii，这显得有失合理。若将两者之积（Bi·Bii）作为脆性评价指数，据前面分析，岩石脆性越大，Bi和Bii值都将越大，两者乘积也越大，这样可以消除两者量值大小明显差异带来的不利影响。
4. 脆性指数验证
结合岩石变形及起裂特征资料，求取Bi和Bii值及其乘积。然后从不同围压、加载方式及岩性的角度对基于岩石起裂及峰后特征脆性评价方法进行验证。
4.1 不同围压下岩石脆性评价方法验证
图 4给出了5~35 MPa（90℃）条件下大理岩三轴压缩试验曲线。据图 4，在90℃条件下大理岩随着围压的增加塑性增强，在5 MPa时，峰后有一小段应力的特征，之后呈现出软化性质。15~35 MPa时，随着围压的增大，塑性变形区间增大，塑性增强。从定性角度认为，大理岩90℃时，塑性随着围压的增大而增大，这与前人研究成果一致。表 1给出了对应条件下脆性指数BI的计算参数及结果，脆性指数BI的值在5~35 MPa下分别为0.152，0.110，0.082，0.078，脆性指数BI值随着围压的增大而逐步降低，计算结果与试验结果吻合，有效地体现了脆性指数随围压的变化。
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图 4 90℃各围压条件下大理岩三轴压缩试验曲线图Figure 4. Curves of conventional triaxial compression tests on marble under various confining pressures at 90℃表 1 大理岩常规三轴压缩试验BI计算结果表(90℃)Table 1. Calculated results of BI of marble under conventional triaxial compression test (90℃)围压MPa 应变比Bi=εci/Δε 面积比Bii 脆性指数BI=Bi·Bii 试验曲线定性分析 5 0.46 0.33 0.152 弹-脆-塑性 15 0.43 0.25 0.110 弹-塑性 25 0.48 0.17 0.082 弹-塑性 35 0.30 0.26 0.078 弹-塑性 4.2 不同加载方式下岩石脆性评价方法验证
图 5和表 2给出了5 MPa围压90℃、130℃条件下三轴压缩和卸荷试验曲线和BI的计算结果。据图 5，在90℃加载条件下，黑色曲线峰值后首先表现出应变软化的特征，然后有一段应力跌落的阶段，最后进入残余阶段，总体表现为应变软化的特征；在90℃卸荷条件下，红色曲线峰后应力垂直跌落，之后进入残余阶段，表现出明显的脆性特征。在130℃加载条件下，绿色曲线总体表现出典型应变软化的特征，表现为应变软化；在130℃卸荷条件下，蓝色曲线峰后应力跌落明显，且曲线“左凸”，脆性特征最为明显。结合曲线变形特征认为这4个试样脆性由大到小分别为卸荷130℃＞卸荷90℃＞加载90℃＞加载130℃, 其BI值分别对应为0.94，0.65，0.44，0.40，计算结果和试验曲线结果一致，有效反映了卸荷条件下岩石脆性比加载条件下岩石脆性强的事实。
表 2 不同加载方式下花岗岩脆性指数BI计算结果表(5 MPa)Table 2. Calculated results of BI of granite under different loading modes (5 MPa)围压 温度/℃ 应变比Bi=εci/Δε 面积比Bii 脆性指数BI=Bi·Bii 试验曲线定性分析 加载
5 MPa90 0.74 0.6 0.44 弹-软-塑性 130 0.93 0.43 0.40 应变软化 卸荷
5 MPa90 0.88 0.74 0.65 弹-脆-塑性 130 1.29 0.73 0.94 脆性 4.3 不同岩性条件下脆性评价方法验证
图 6和表 3给出了60℃、5 MPa条件下各岩性三轴压缩试验曲线和BI的计算结果。据曲线图，蓝色花岗岩曲线峰后应力跌落较砂岩、大理岩明显，同时具有一定“左凸”现象，是脆性特征的表现；黑色砂岩曲线峰后表现出分级跌落的特征，但每次跌落范围较小，整体上显示的是应变软化的特征；红色大理岩曲线为明显的应变软化特征。总体可以认为3种岩性60℃、5 MPa条件下脆性由大到小为花岗岩＞砂岩＞大理岩。表 3给出了脆性指数BI计算参数及结果，BI值由大到小分别为0.684，0.336，0.186，分别对应花岗岩、砂岩、大理岩，计算结果和试验曲线结果一致。
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图 6 不同岩性条件下三轴压缩试验曲线图Figure 6. Curves of conventional triaxial compression tests under different lithologic conditions表 3 不同岩性三轴压缩试验脆性指数BI计算结果表(5 MPa)Table 3. Calculated results of BI for different lithologies under conventional triaxial compression test conditions (5 MPa)岩性 温度
/℃应变比
Bi=εci/Δε面积比
Bii脆性指数
BI=Bi·Bii试验曲线
定性分析花岗岩 60 0.94 0.73 0.684 弹-脆-塑性 砂岩 60 1.40 0.24 0.336 应变软化 大理岩 60 0.84 0.22 0.186 应变软化 5. 讨论
目前，岩石脆性评价指数较多，本文将选取现有常用5种脆性评价指数与新建立的脆性评价指数（BI）进行对比分析。鉴于岩石材料本身的非均质性和各项异性，为此选取基于同一试样或基于应力应变的脆性评价指数作为对比讨论分析的对象。选取的5种脆性指数表达式见下表 4。图 7给为脆性指数B31，B35和B38的计算模型示意图。
表 4 用于对比分析的脆性指数列表Table 4. Brittleness indices for comparative analysis脆性
指数来源 公式 变量含义 B31 刘恩龙等[19] B31=1-exp(M/E) M为软化模量，E为弹性模量 B35 周辉等[10] B35=τp−τrτplg|kac(AC)|10 τp，τr分别为峰值强度和残余强度，kac (AC)为屈服起始点至残余起始点连线的斜率 B36 Altindag
等[20]B36=(τp−τr)/τp τp，τr分别为峰值强度和残余强度 B37 Altindag
等[20]B37=(εp−εr)/εp εP，εr分别为峰值应变和残余应变 B38 史贵才等[9] B38=(εB−εP)(εP−εM) εP，εB分别为峰值应变和残余应变，εM为残余强度对于的峰前应变 ![]()
图 7 部分脆性评价指数计算模型示意图Figure 7. Schematic diagram of some brittleness evaluation indices同时，刘恩龙等[19]基于脆性指数B31的研究结果，建立了相应的脆性评价等级分类建议值，结果分为6个等级，见表 5。
等级 脆性指数B31 脆性描述 1 1 M→-∞，理想脆性 2 0.6321~1 -∞＜M＜-E，脆性很大 3 0.6321 M=-E 4 0~0.6321 -E＜M＜0，脆性很小 5 0 M=0，理想塑性 6 ＜0 M＞0，应变硬化 下面将从不同围压、加载方式、岩性角度对比分析Bm，B31，B35~B38的脆性评价结果。
图 8给出了90℃各围压条件下大理岩三轴压缩试验不同脆性评价方法的结果。B31，B35和B36等3个脆性评价指数随围压增加，总体呈降低特征，能表达出大理岩随围压升高而降低的性质，结合表 5，可知B31的评价和试验结果吻合较好。B37随围压增大呈现增大趋势，据B37表达式可知其值越小脆性越明显，也能在一定程度体现大理岩随围压升高脆性降低的特点。但B38计算值对大理岩在90℃各围压条件下的脆性评价不是十分敏感。对比分析认为BI，B31，B35~B37能用于评价岩石脆性随围压的变化，B38有待进一步分析。
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图 8 大理岩常规三轴压缩试验各脆性指数计算结果图(90℃)Figure 8. Calculated results of each brittleness index for marble under conventional triaxial compression test (90℃)图 9给出了围压5 MPa不同加载方式下花岗岩各脆性评价方法的结果。B31在卸荷条件下其值明显大于压缩条件下计算值，最大最为90℃时的0.73，据表 5可判定其脆性很大。但针对卸荷5 MPa 130℃时的评价与试验实际不符（计算值0.57，据表 5应为脆性很小，实际试验脆性特征明显）。总体上B31能在一定程度上体现不同加载方式对岩石脆性的影响。B35~B38在评价不同加载方式对岩石脆性影响时，计算结果规律性不强，对加卸载条件下岩石脆性评价有一定价值，但规律性不敏感。据图 9可认为，BI和B31可体现不同岩性其脆性的差别。
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图 9 不同加载方式下花岗岩各脆性指数计算结果图Figure 9. Calculated results of each brittleness index for granite under different loading modes图 10给出了5 MPa、60℃三轴压缩条件下不同岩性各脆性评价方法的结果。据试验结果可知，在5 MPa三轴压缩条件下各岩性脆性关系为花岗岩＞砂岩＞大理岩。B31中砂岩计算值最大（0.88），若据表 5可以判断其为理想脆性，与实际试验不符，对花岗岩和大理岩评价准确。B35~B38计算结果规律性不强，计算结果与试验有一定差异，对不同岩性评价不敏感。据图 10可知，BI可体现不同岩性脆性的差别。
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图 10 不同岩性常规三轴压缩试验各脆性计算图(5 MPa)Figure 10. Calculated results of each brittleness index for different lithologies (5 MPa)6. 结论
（1）将起裂应变εci表征岩石前期可压密状态的能力，将峰值应变与起裂应变的差值（Δε=εc-εci）表征裂纹扩展的能力，提出了表征岩石峰前脆性特征的分量Bi（Bi=εci/Δε）。若εci/Δε越大，表明岩石维持裂纹压密状态的能力越大，峰前脆性越大。
（2）基于岩石应力–应变曲线峰后应力跌落越明显其脆性越大的特征，提出了表征岩石峰后脆性特征的分量Bii（Bii=S/S△）。若S/S△越大，表明岩石峰后应力跌落越迅速，峰后脆性越大。
（3）建立了可表征峰前起裂及峰后应力跌落特征的脆性指数BI（BI=Bi·Bii）。
（4）脆性指数BI能有效体现不同加载方式、围压以及岩性对岩石脆性的影响。其他条件相同的情况下，三轴卸荷条件下岩石脆性比三轴压缩条件下大，低围压下岩石脆性比高围压下大。
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图 3 类矩形盾构隧道三维结构图
Figure 3. Three-dimensional structure of quasi-rectangular shield tunnel
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图 6 环缝闭合时的环缝影响范围内纵向应力及变形
Figure 6. Longitudinal stresses and deformations under completely closed circumferential joint
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图 7 环缝闭合时环缝影响范围外的纵向应力及变形
Figure 7. Longitudinal stresses and deformations outside influence range of circumferential joint under completely closed circumferential joint
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图 8 中性轴位于类矩形截面腰部时纵向应力和变形
Figure 8. Longitudinal stresses and deformations under neutral axis located at waist of quasi-rectangular section
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图 9 中性轴位于类矩形截面下拱部时纵向应力和变形
Figure 9. Longitudinal stresses and deformations under neutral axis located at invert of tunnel section
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图 10 中性轴位于类矩形截面上拱部时纵向应力和变形
Figure 10. Longitudinal stresses and deformations under neutral axis located at tunnel vault
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图 11 弯矩与纵向等效抗弯刚度和中性轴位置角的关系
Figure 11. Relationship among bending moment, longitudinal equivalent bending stiffness and neutral axis
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图 12 环缝作用区系数χ对等效抗弯刚度有效率的影响
Figure 12. Effects of coefficient of circumferential seam action zone on effective efficiency of equivalent bending stiffness
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图 13 环缝影响系数对中性轴位置变化的影响
Figure 13. Effects of influence coefficient of circumferential seam on position of neutral axis
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图 14 螺栓预紧力对纵向等效抗弯刚度的影响
Figure 14. Effects of pretightening force of bolt on equivalent longitudinal bending stiffness
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图 15 中性轴位置角φ随着螺栓预紧力变化曲线
Figure 15. Effects of pretightening force of bolt on position angle of neutral axis φ
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图 16 宽高比a/b对纵向等效抗弯刚度有效率η的影响
Figure 16. Effects of width-height ratio a/b on effective efficiency of equivalent bending stiffness
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图 17 中性轴位置角φ随宽高比a/b变化关系
Figure 17. Relationship between width-height ratio a/b and neutral axis position
表 1 类矩形盾构隧道衬砌主要设计参数
Table 1 Design parameters for linings of quasi-rectangular shield tunnel
隧道宽度2a/m 隧道高度2b/m 半径R1/m 半径R2/m 偏移s/m 角α/(°) 角β/(°) 环宽ls/m 管片厚度t/m 弹性模量Es/MPa 11.50 6.937 2.975 15.225 11.98 78 12 1.2 0.45 3.45×104 
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表 2 类矩形隧道纵向接头主要参数
Table 2 Parameters for longitudinal joint of quasi-rectangular shield tunnel
纵向螺栓数量n/个 直径/mm 长度lb/mm 弹性模量Eb/MPa 抗拉刚度/(kN·m-1) 30 30 370 2.06×105 3.12×105
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[1] 朱瑶宏, 朱雁飞, 黄德中, 等. 类矩形盾构法隧道关键技术研究与应用[J]. 隧道建设, 2017, 37(9): 1055–1062. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSSD201709001.htm ZHU Yao-hong, ZHU Yan-fei, HUANG De-zhong, et al. Development and application of key technologies to quasi-rectangular shield tunneling[J]. Tunnel Construction, 2017, 37(9): 1055–1062. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSSD201709001.htm
[2] 小泉淳, 村上博智, 西野健三. ツールドトネルの轴方向特性のモデルイヒにつぃて[C]// 土木学会论文集. 1988: 79–88. KOIZUMI A, MURAKAMI H, NISHINO K. A Model of the Directional Properties of Tool de Tonel[C]// Journal of the Japan Society of Civil Engineers, 1988: 79–88. (in Japanese)
[3] 志波由纪夫, 川岛一彦, 大日方尚己, 等. 应答变位法にょるツ—ルドトンネルの地震时断面力の算定法[C]// 土木学会论文集, 1989: 385–394. SHIWA Y, KAWASHIMA K, ODATEKA N, et al. A method for calculating the seismic cross-sectional force of a tunnel with a negative response method[C]// Journal of the Japan Society of Civil Engineers, 1989: 385–394. (in Japanese)
[4] 林永国. 地铁隧道纵向变形结构性能研究[D]. 上海: 同济大学, 2001. LIN Yong-guo. Study on the Performance of Longitudinal Deformation Structure of Metro Tunnel[D]. Shanghai: Tongji University, 2001. (in Chinese)
[5] 廖少明. 圆形隧道纵向剪切传递效应研究[D]. 上海: 同济大学, 2002. LIAO Shao-ming. Study on Longitudinal Shear Transfer Effect of Circular Tunnel[D]. Shanghai: Tongji University, 2002. (in Chinese)
[6] WU H N, SHEN S L, LIAO S M, et al. Longitudinal structural modelling of shield tunnels considering shearing dislocation between segmental rings[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2015, 50: 317–323. doi: 10.1016/j.tust.2015.08.001
[7] 张文杰, 徐旭, 李向红, 等. 广义的盾构隧道纵向等效连续化模型研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2009, 28(增刊2): 3938–3944. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2009S2098.htm ZHANG Wen-jie, XU Xu, LI Xiang-hong, et al. Research on generalized longitudinal equivalent continuous model of shield tunnels[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(S2): 3938–3944. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2009S2098.htm
[8] 叶飞, 何川, 朱合华, 等. 考虑横向性能的盾构隧道纵向等效刚度分析[J]. 岩土工程学报, 2011, 33(12): 1870–1876. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201112010.htm YE Fei, HE Chuan, ZHU He-hua, et al. Longitudinal equivalent rigidity analysis of shield tunnel considering transverse characteristics[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(12): 1870–1876. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201112010.htm
[9] 李翔宇, 刘国彬, 杨潇, 等. 基于修正纵向等效连续化模型的隧道变形受力研究[J]. 岩土工程学报, 2014, 36(4): 662–670. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201404012.htm LI Xiang-yu, LIU Guo-bin, YANG Xiao, et al. Deformation and stress of tunnel structures based on modified longitudinal equivalent continuous model[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(4): 662–670. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201404012.htm
[10] 耿萍, 陈枰良, 张景, 等. 轴力和弯矩共同作用下盾构隧道纵向非线性等效抗弯刚度研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2017, 36(10): 2522–2534. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201710021.htm GENG Ping, CHEN Ping-liang, ZHANG Jing, et al. Nonlinear longitudinal equivalent bending stiffness of shield tunnel under the combined effect of axial force and bending moment[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2017, 36(10): 2522–2534. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201710021.htm
[11] 徐凌. 软土盾构隧道纵向沉降研究[D]. 上海: 同济大学, 2005. XU Ling. Study on Longitudinal Settlement of Soft Soil Shield Tunnel[D]. Shanghai: Tongji University, 2005. (in Chinese)
[12] 梁荣柱, 夏唐代, 胡军华, 等. 新建隧道近距离上穿对既有地铁隧道纵向变形影响分析[J]. 岩土力学, 2016, 37(增刊1): 391–399. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2016S1051.htm LIANG Rong-zhu, XIA Tang-dai, HU Jun-hua, et al. Analysis of longitudinal displacement of existing metro tunnel due to construction of above-crossing new tunnel in close distance[J]. Rock and Soil Mechanics, 2016, 37(S1): 391–399. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2016S1051.htm
[13] 许有俊, 陶连金, 文中坤, 等. 新建地铁隧道上穿既有隧道引起的结构隆起变形[J]. 中国铁道科学, 2014, 35(6): 48–54. doi: 10.3969/j.issn.1001-4632.2014.06.08 XU You-jun, TAO Lian-jin, WEN Zhong-kun, et al. Upheaval deformation induced by newly-built metro tunnel upcrossing existing tunnel[J]. China Railway Science, 2014, 35(6): 48–54. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1001-4632.2014.06.08
[14] LIANG R Z, XIA T D, HONG Y, et al. Effects of above-crossing tunnelling on the existing shield tunnels[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2016, 58(9): 159–176.
[15] 康成, 叶超, 梁荣柱, 等. 基坑开挖诱发下卧盾构隧道纵向非线性变形研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2020, 39(11): 2341–2350. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX202011017.htm KANG Cheng, YE Chao, LIANG Rong-zhu, et al. Nonlinear longitudinal deformation of underlying shield tunnels induced by foundation excavation[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2020, 39(11): 2341–2350. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX202011017.htm
[16] 张子新, 朱叶艇, 朱雁飞, 等. 大断面异形盾构衬砌结构纵向力学性能[J]. 同济大学学报(自然科学版), 2017, 45(5): 684–691. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TJDZ201705010.htm ZHANG Zi-xin, ZHU Ye-ting, ZHU Yan-fei, et al. Study on the longitudinal mechanical behavior of large shield lining structure with a specialshaped cross-section[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2017, 45(5): 684–691. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TJDZ201705010.htm
[17] 黄亮, 梁荣柱, 吴小建, 等. 类矩形盾构隧道纵向抗弯刚度分析[J]. 岩土工程学报, 2019, 41(11): 2094–2102. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201911017.htm HUANG Liang, LIANG Rong-zhu, WU Xiao-jian, et al. Longitudinal bending stiffness of quasi-rectangular shield tunnels[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2019, 41(11): 2094–2102. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201911017.htm
[18] 鲁志鹏. 基于静态量测数据的盾构法地铁隧道建设和运营安全评价研究[D]. 上海: 同济大学, 2008. LU Zhi-peng. Study on the Safety Evaluation of Tunnel Construction and Operation Based on Static Measurement Data[D]. Shanghai: Tongji University, 2008. (in Chinese)
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