软土HSS模型参数现有试验成果统计分析

陈赟; 罗敏敏; 夏能武; 何鹏

doi:10.11779/CJGE2021S2047

软土HSS模型参数现有试验成果统计分析 English Version

陈赟^{1, 2,},
罗敏敏^{1, 2, ,},
夏能武³,
何鹏³

1.
浙江大学,浙江　杭州　310027
2.
浙江大学建筑设计研究院有限公司,浙江　杭州　310028
3.
上海隧道工程有限公司,上海　200082

基金项目:

浙江省建设科研项目 2019K029

上海隧道工程有限公司专项研究科研项目 2018-SK-14

详细信息

作者简介:
陈赟(1977— ),男,正高级工程师,博士,主要从事岩土工程设计及岩土工程测试工作。E-mail: 727681168@qq.com

通讯作者:
罗敏敏, E-mail: zjluominmin@163.com

中图分类号: TU43
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出版历程
- 收稿日期: 2021-08-15
- 网络出版日期: 2022-12-05
- 刊出日期: 2021-10-31

Statistical analysis of existing test results of HSS model parameters for soft soils

CHEN Yun^{1, 2,},
LUO Min-min^{1, 2, ,},
XIA Neng-wu³,
HE Peng³

1.
Zhejiang University, Hangzhou 310027, China
2.
The Architectural Design and Research Institute of Zhejiang University Co, Ltd, Hangzhou 310028, China
3.
Shanghai Tunnel Engineering Co., Ltd., Shanghai 200082, China

摘要

摘要: 小应变土体硬化模型（HSS模型）因能考虑土体的小应变特性,在模拟和预测软土地区变形控制要求严格的地下工程的变形规律和变形量方面,有着较高的准确度,从而得到广泛应用。但HSS模型的参数较多,试验取值比较麻烦,工程中更多的是经验取值。目前关于软土HSS模型参数的研究有一定的成果积累,但仍有进一步丰富的必要。对现有试验成果进行归纳和统计分析,得到软土的破坏比、参考模量及小应变参数的取值范围或比例关系,可为工程应用提供经验参考。
- 软土 /
- HSS模型 /
- 参数取值 /
- 统计分析
Abstract: The small-strain soil hardening model (HSS model) takes into account the small-strain characteristics of the soil. In terms of simulating and predicting the deformation of underground engineering with strict deformation control standards, the numerical analysis using the HSS model has high accuracy and usually agrees well with the measured data. Therefore, the HSS model has been widely used, but it is difficult and troublesome to select the parameters, and most of them are empirical values at present. The researches on the parameters of HSS model for soft soils has accumulated a certain amount of results, but there is still a need for further enrichment. In this study, the existing test results are summarized and statistically analyzed, and the value range or proportional relationship of the failure ratio, reference modulus and small strain parameters of soft soil are obtained, which may provide empirical reference for engineering applications.
- soft soil /
- HSS model /
- parameter selection /
- statistical analysis

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0.   引言

隧道中联络通道的施工方法包括明挖法、冻结法以及机械法。由于场地的限制,目前较为常用的为冻结法^[1-2]。机械法修建联络通道是近几年新兴的工法,具有施工周期短,环境污染小等优点^[3]。目前应用的案例包括德国汉堡第四易北河隧道安全通道、墨西哥EmisorOriente隧道旁出支线、香港—屯门至赤鱲角连接路横通道^[4]、南京地铁顶管法联络通道、宁波国内第一条盾构法联络通道^[5]和无锡顶管法联络通道^[6]。在这一施工过程中,最被关注的为开洞后主隧道结构受力的安全问题。

针对隧道开洞后的结构受力问题学者们做了不同的研究。Hsiao等^[7]通过计算分析了广义中交叉隧道在不同岩土等级下,主隧道的结构响应,得出其与岩层的强度压力比有关。Mayer等^[8]研究了冰冻法修建联络通道过程,得出了利用复合钢管片有利于增强切削位置的刚度,有利于主隧道的整体稳定的结论。Spyridis等^[9]进行了隧道开洞的二维和三维分析,讨论了开洞过程的应力影响范围和可能损坏的位置。Li等^[10]计算了在地铁车站与隧道交叉口隧道的衬砌变形,并研究了应力变化的影响范围。杨平等^[11]进行了软弱地层联络通道冻结法施工温度及位移场全程实测研究,给出了联络通道开挖的现场试验方法。从目前隧道开洞数值研究来看,大多集中于冰冻法研究,尚没有开展机械法隧道开洞数值研究。在现场试验方面,朱瑶宏等^[12]对中国第一条机械法联络通道进行了现场监测,得到了整个施工过程的最不利工况与最不利位置。从目前现场试验来看,受于现场监测的条件限制,对施工过程中结构受力的机理分析尚不足,对影响因素分析较少。

机械法联络通施工中通常采用机械直接切削主隧道,在主隧道上形成与联络通道连通的破洞。为了确保破洞过程中主隧道结构的稳定性,需在隧道内部设置内支撑等辅助设施,在整个切削过程中辅助承力结构与管片共同受力。衬砌结构的响应是受到环向和纵向重分布的共同影响后的结果,针对这两点当前的研究尚未明确其受力性能,缺乏完善的计算理论,在隧道的结构设计、管片力学性能试验等方面欠缺经验。为了解决这一问题,本文拟通过七环足尺室内试验方法分析获得主隧道破洞过程中各环内力重分布机制。

1.   试验方案

1.1   加载系统

试验加载系统如图1,2所示。加载系统装置中心高10.08 m,内径7.0 m,外径9.7 m。各钢环梁为1.35 m厚的箱型结构,其刚度可保证在计算最大千斤顶反作用力下变形忽略不计。液压千斤顶共24个,每个间隔为15°对称布置,由PID控制器,比例放大器,伺服比例阀,液压缸,和压力/位移传感器构成^[13]。本加载装置利用了荷载位移曲线控制原理。首先通过数值计算和地勘资料确定地层位移和地层抗力之间的关系,将其输入系统。确定此时液压缸顶力和行程,通过迭代调整顶力使得该点位于位移–抗力曲线上,该过程在本文中称之为“荷载–位移平衡控制模式”。

图 1 加载装置整体示意图

Figure 1. Overall schematic of loading devices

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图 2 加载装置局部示意图

Figure 2. Partial schematic of loading devices

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1.2   试验试件

本次试验共进行两组试验,每组试验将七环管片放置于试验加载系统内,七环布置方式如图3所示。其中中间3环采用通缝拼装,其余4环采用错缝拼装。顶部为0°,远离切削方向为90°（靠背侧）,切削方向为270°（切削侧）。

图 3 七环布置示意图

Figure 3. Schematic diagram of seven-ring layout

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两组试验中采用了不同的试件。第一组试验采用钢筋混凝土管片进行加载,衬砌环外径6200 mm,内径5500 mm,管片厚度350 mm。管片混凝土等级为C55,钢筋为HRB400钢筋。全环由封顶块（F）、邻接块（L1,L2）、标准块（B1,B2,B3）组成。其中1/2/6/7环环宽1200 m,其余环环宽1500 mm,环间不设凹凸榫。本试验后文称为钢筋混凝土管片试验。

第二组试验尺寸与第一组试验完全相同,不同的是中间三环的B1和B3块（B1块和B3块的位置参照图3所示）为钢–纤维筋混凝土复合管片,即在开口区域采用纤维筋增强混凝土,其他区域均采用钢结构,示意图如图4所示。试验中将钢结构内部焊接在一起,且各环环间设置凹凸榫,纵间环间凹凸榫的刚度为60 kN/mm^[14]。本试验后文称为复合管片试验。

图 4 第4环复合管片示意图

Figure 4. Schematic diagram of composite segment

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1.3   内支撑体系

内支撑体系是机械法联络通道工法中,为了保证主隧道结构安全的辅助体系。内支撑体系示意图如下图5所示。顶撑正对中间五环顶部0°,纵向长度6900 mm,顶撑通过4组竖向支撑与底板连接；后撑正对靠背侧,纵向长度6900 mm,前撑正对第2、第6环切削侧,纵向长度1200 mm,前后撑通过四组横向支撑与竖向支撑连接。撑弧度均为60°。

图 5 内支撑示意图

Figure 5. Schematic diagram of internal supports

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1.4   加载过程

按照实际工程中的施工工序,试验加载过程的工况包括初始工况,预撑工况,始发工况和拆撑工况。

初始工况模拟运营工况,加载分两个阶段完成：①第一阶段将所有千斤顶荷载分级加载至设计荷载,如图6所示（以第4环为例,其余环荷载根据环宽折减）；②第二阶段,在结构变形稳定后,锁定P_n的位移,将P₁,P₂,P₃改为荷载–位移平衡控制模式,直到结构变形稳定。选用这些荷载的依据是根据温克尔局部变形理论,抗力图形呈一等腰三角形,抗力范围与水平直径上下呈45°^[15]。为了确保这一过程的正确性,试验前利用有限元计算软件进行了相关计算,保证在施加结束后的内力与修正惯用法计算的内力结果基本一致。

图 6 初始工况第一阶段加载示意图

Figure 6. Schematic sketch of initial loading case at first stage

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预撑工况模拟内支撑结构加载至预定支撑力工况。试验中,将内支撑系统与盾构机移动至盾构机正对切削位置后,内支撑结构分级加载至预定支撑力工况。每组竖向支撑最终额定值为700 kN,（取顶撑范围内顶部水土荷载的50%）每组横向支撑最终额定值均为50 kN,预撑工况中外部千斤顶控制方式不变。

始发工况是指盾构机切削顶进主隧道管片的整个过程,“始发”是指联络通道施工的始发工序。整个过程中盾构机对隧道管片的顶推力如图7所示,始发过程中,各千斤顶控制方式不变。

图 7 始发工况盾构推力示意图

Figure 7. Schematic sketch of shield thrust during start load-initiating case

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拆撑工况用来模拟切削完成后等待水土荷载稳定后进行内支撑卸载的过程。卸载过程分为10级进行卸载,直到内支撑全部撑力卸载及隧道稳定,卸载过程中保持各外部千斤顶原有控制方法不变。

虽然这一过程有注浆过程,但是由于其注浆压力的影响范围较小,主要集中在开洞位置周围的小部分区域,对于主体结构影响较小,所以在试验中暂时没有考虑这部分压力。

为了阐明不同模式控制的液压缸不同工况下的压力变化曲线,以第4环顶底腰部的千斤顶的荷载和位移进行绘图,如图8所示。

图 8 第4环千斤顶变化图

Figure 8. Internal forces of 4^th ring

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“位移”控制的千斤顶主要位于底部180°,采用的是位移锁定,可以看到整个过程中位移基本没有变化,而由于工况的变化,其荷载也相应地在底部6个千斤顶发生内力重分布。

“荷载”控制的千斤顶位于顶部0°,采用的是恒定荷载控制,整个过程中荷载基本没有变化,而随着工况的变化位移有一定变化。

“荷载–位移”控制的千斤顶主要位于腰部（靠背侧90°,切削侧270°）荷载和位移均有相应变化,在预撑工况下,由于腰部收敛增加,即千斤顶位移向内运动,相应荷载减小。在始发工况下,由于整体向切削侧发生偏移,靠背侧腰部位移向内运动,荷载减小。而切削侧发生了破坏后均没有数据。在拆撑工况下,由于内支撑撤去,腰部收敛向外运动,荷载增大,即完全符合“荷载–位移”控制的千斤顶。

1.5   测试方案

两次试验的测试方案相类似,为探究不同衬砌结构在设计状态下的结构响应,试验过程中量测的内容包括：结构整体位移、主筋应变、混凝土应变、接缝螺栓应变、纵缝内外侧张开和环缝错动,测量位置如图9所示。同时观测初始和结束时管片表面裂缝和接缝破损的发展情况。各物理量测试传感器布置原则如下：

图 9 测点布置示意图

Figure 9. Schematic diagram of arrangement of measuring points

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（1）结构收敛变形,利用拉线位移计分别测量 0°,45°,90°,135°,225°,270°,315°的收敛量。由于每环千斤顶可以记录相应的位移,拉线位移计主要用于校检。在整个试验过程中各环由于底部的固定,顶部收敛即为顶底的收敛变形。

（2）钢筋与混凝土应变,根据有限元预计算结果,在结构正负弯矩最大处以及对应相邻环接缝处的内外侧主筋和管片沿环向布设箔式应变片。由于切削位置应变片会受影响,第4环和第3、5环该位置附近不布设应变片。

（3）纵缝张开与错动,在每环管片的6个接缝位置处均布置一个纵缝张开与错台的位移计。对应角度为34°,54°,122°,190°,258°,326°。

（4）环缝错动,在0°,90°,270°位置测量各环环间环缝的错动。

（5）环缝张开,在135°,225°位置测量中间三环的环缝张开。

2.   试验结果

2.1   钢筋混凝土管片试验结果

（1）结构裂缝

钢筋混凝土管片试验结束后,对管片裂缝进行观测。管片内侧裂缝如图10所示。第4环管片除开洞位置外,其余部分几乎没有新的裂缝开展。第3环和第5环管片在300°靠近第4环的螺栓位置出现了30 cm拉伸裂缝以及混凝土剥落,0°顶部螺栓位置出现20 cm拉伸裂缝,且靠背侧和切削侧出现不同程度的压碎裂缝。第2环和第6环相同位置也出现压碎裂缝。第1环和第7环没有新增裂缝。

图 10 衬砌结构内弧面裂缝展开图

Figure 10. Development of inner arc surface crack in lining structure

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管片外侧裂缝在第4环封顶块位置55°出现压碎裂缝,且在切削侧产生横向裂缝。其余环外部没有出现新增裂缝。

根据裂缝的情况,可知内力变化明显的部位主要集中在中间三环,集中的位置主要集中在顶部,切削侧以及靠背侧。

（2）结构环内变形

环内变形如图11所示。为描述不同工况下的结构变形,根据顶底收敛变形和衬砌管片被切削深度,将始发工况进一步细化为3阶段：①第一个阶段为盾构机切削管片的阶段,如图7中20 h左右的时刻,以下称为始发工况Ⅰ；②第二个阶段为盾构机切削露头主隧道破洞的阶段,如图7中22～25 h左右的时刻,以下称为始发工况Ⅱ；③第三个阶段为切削完成,如图7中46～50 h所示,以下称为始发工况Ⅲ。

图 11 各环位移及内力变化图

Figure 11. Displacements and internal forces of rings

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第4环在初始工况下顶部位移收敛15 mm,腰部收敛-5 mm。在预撑工况下,顶部减小至10 mm,腰部收敛减少至-1 mm；在始发工况Ⅰ,切削侧向切削侧偏移2 mm,顶部收敛增加1 mm；在始发工况Ⅱ,靠近开口位置上下管片向内收敛2 mm,同时顶部收敛增加3 mm；在始发工况Ⅲ,靠近开口位置上下管片继续向内收敛7 mm,同时带动顶部收敛增加2 mm；在拆撑工况下,顶部收敛迅速增加,增量为10 mm。第1环、第2环和第3环的环内收敛初始工况和预撑工况各环相差较小。始发工况下第1环和第2环现象不明显,第3,5环在始发工况Ⅲ、收敛变形与第4环在始发工况Ⅰ的收敛变形相类似。拆撑工况下,第3、5环顶底收敛增加3 mm,其余各环增加2 mm。

（3）结构内力

根据试验测得到的钢筋与混凝土应变进行内力计算。各工况结构内力分布如图11所示。第4环初始工况顶底和腰部的弯矩为170 kN·m。顶底轴力初始工况为1200 kN,腰部轴力初始工况为1600 kN。在预撑工况下,第4环顶部弯矩减小至100 kN·m,腰部弯矩减少至100 kN·m,腰部轴力减少200 kN。始发工况Ⅰ,第4环靠近切削侧的顶部弯矩下降50 kN·m,腰部弯矩增大30 kN·m,顶部轴力减小300 kN。在始发工况Ⅱ,第4环切削侧形成上下两节悬臂端,由于切削位置外部荷载的消失,切削位置上下部分千斤顶对悬臂端向内挤压,使靠近切削位置弯矩减小,靠背侧弯矩增加,定义此效应为悬臂效应。始发工况Ⅲ第4环弯矩变化在10 kN·m,轴力几乎不变。拆撑工况第4环顶部弯矩增大60 kN·m,腰部负弯矩减小20 kN·m。腰部轴力增加300 kN,顶部轴力增大300 kN。始发工况Ⅰ,第3,5环腰部弯矩增大10 kN·m左右；始发工况Ⅱ,内力没有变化。始发工况Ⅲ,靠近切削侧顶部弯矩下降30 kN·m,顶部轴力增加100kN。拆撑工况下,顶部弯矩增大40 kN·m,腰部靠背侧负弯矩增大50 kN·m,顶底轴力增加100 kN,腰部轴力增加400 kN。普通环响应主要集中在拆撑工况。环间传力主要集中在拆撑工况。

（4）结构环间变形

结构的纵向变形分为环缝的错台与张开,环缝错台反应出环间的不均匀收敛变形。各环特殊位置的环内收敛变形如图12～14所示,其中前一环收敛大于后一环的错台为正,反之则负。

图 12 顶部环间错台变形

Figure 12. Deformations between top circumferential joints

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图 13 靠背环间错台变形

Figure 13. Deformations between rear circumferential joints

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图 14 切削侧下部（即232.5°位置）环间错台变形

Figure 14. Deformations between cut circumferential joints

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顶部的环间错台发生在始发工况Ⅲ,主要集中在拆撑工况,第4环与第3,5环最终错台超过10 mm,而第3,5环与普通环的错台在1 mm左右。靠背侧环间错台也集中在始发工况Ⅱ,靠背侧第4环发生向切削侧位移。切削侧产生的环间错台集中在始发工况Ⅲ,第3、5环向切削侧移动而第4环向内收缩。与结构裂缝对应,可以得到切削侧的环间传力集中在始发工况,而其余位置的环间传力均集中在拆撑工况。

试验还测量了各环225°和135°环缝张开,切削侧的225°在始发工况Ⅰ,第3,5环和第4环之间的环缝内外张开1 mm左右,始发工况Ⅱ外部张开1 mm,内部压紧2 mm。靠背侧的135°全过程基本没有变化。七环发生向切削侧纵向弯曲的现象。

2.2   复合管片试验结果

（1）结构环内变形

复合管片的开洞响应与钢筋混凝土管片结果类似,复合管片由于刚度有所改变,整体收敛较小。环间收敛变形以第4环为例,收敛变形如图15所示,始发工况Ⅰ,收敛变形在0.5 mm以下,始发工况Ⅱ除第4环的开口位置上下管片向内收敛1 mm左右,始发工况Ⅲ收敛变形也在0.5 mm以下。拆撑工况第4环管片的顶底收敛最大,向外依次递减。整体收敛相对较小。

图 15 第4环收敛变化图

Figure 15. Convergence deformations of cutting ring

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（2）结构内力

始发工况第4环全过程与钢筋混凝土管片结果类似。这里以第4环的内力变化为例,如图16所示。始发工况Ⅰ,第4环靠近切削侧顶部弯矩减30 kN· m,第3,5环顶部弯矩减小10 kN·m,第2环与第1环切削侧弯矩增加10 kN·m。始发工况Ⅱ除第4环外其余各环变化均较小,前两阶段弯矩变化占到20%以上。始发工况Ⅲ,各环的变化规律与钢筋混凝土管片结果类似,主要为第3,5环顶部弯矩减小20 kN·m左右,中间三环轴力增大100 kN左右,其余各环的内力变化均较小。拆撑工况下,第4环顶部弯矩增大40 kN·m左右,腰部弯矩变化较小,顶部轴力和腰部轴力增大100～200 kN,第3,5环顶部弯矩增大30 kN·m,腰部弯矩增大50 kN·m,顶部轴力和腰部轴力同时增大200～400 kN,其余各环基本恢复到预撑工况前的内力状态。

图 16 第4环内力工况变化图

Figure 16. Internal forces of 4^th ring

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通过本小节分析可知,钢管片的作用体现在悬臂效应的明显与否。钢筋混凝土管片试验在始发工况的始发工况Ⅱ340°由于悬臂效应弯矩减小100 kN·m左右,350°位置弯矩减小40 kN·m左右,10°位置弯矩增大10 kN·m左右。而复合管片试验350°位置弯矩变化不明显,10°位置弯矩增大40 kN·m左右。

（3）结构环间变形

复合管片各环的特殊位置的收敛变形如图17～19所示。顶部的环间错台在拆撑工况产生,第4环与第3,5环最终错台为2 mm,第3,5环与第2,6环的错台在1 mm。靠背侧环间错台集中在拆撑阶段,靠背侧第4环与钢筋混凝土管片结果不同,向外移动2 mm。切削侧产生的环间错台集中在始发工况Ⅲ。由于环间凹凸榫的存在,纵向环间作用较强,产生错台的工况晚于钢筋混凝土管片相同效应的工况,且现象较为不明显。内支撑结构响应与钢筋混凝土管片试验结果类似,试验过程在拆撑前的外部荷载有较大部分由内支撑承担。

图 17 顶部环间错台变形

Figure 17. Deformations between top circumferential joints

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图 18 靠背侧环间错台变形

Figure 18. Deformations between rear circumferential joints

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图 19 切削侧间错台变形

Figure 19. Deformations between cut circumferential joints

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3.   全过程受力机制

3.1   始发全过程总结

始发工况的3个阶段两组试验的响应相类似。始发工况Ⅰ中,由于切削侧的顶力由第4环单独承担,而靠背侧的反作用力是由五环共同分担,两组试验均发生第4环向切削侧偏移的现象,受影响最大的为第4环,两组试验的第4环均发生顶部弯矩减少,轴力增大。不同的是,钢筋混凝土管片试验主要为第4环受到影响,复合管片试验则传递至第3,5环。

始发工况Ⅱ中,第4环开洞位置上下管片产生了向内收敛的变形,围绕纵向接缝形成悬臂端并向内压缩。但是由于两组试验的结构材性不同,悬臂效应现象不同,钢筋混凝土管片试验结果比复合管片试验结果现象明显。且由于切削影响的减小,环间错台变化量较小,两组试验传力均不明显。

始发工况Ⅲ与前两阶段不同,第3,5环发生的响应与始发工况Ⅰ类似。由于切削位置第4环已经切削完成,这一阶段对第4环几乎没有影响。而从普通环的收敛与内力变化来看,环间新增错台较小,对临近环（普通环）几乎没有影响,两组试验的结果相近。

3.2   顶进力影响

为了了解不同的盾构机切削力在切削过程中的影响,拟分析在始发工况Ⅰ1300,2000 kN切削力下钢筋混凝土管片试验结果,如图20所示。

图 20 第3,4,5环关键工况内力图

Figure 20. Internal forces of 3^rd, 4^th and 5^th rings in different loading cases

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从内力变化来看,第4环靠背侧弯矩大顶力工况比小顶力工况减小30 kN·m,顶部弯矩增大10 kN·m左右,且腰部变化量较大；第3,5环弯矩几乎没有变化；第4环靠背侧轴力减小200 kN；顶部轴力减小50 kN,第3,5环顶部轴力减小50 kN,其余变化较小。

在复合管片的试验过程中（具体数值不再绘出）,第4环顶部弯矩增大20 kN·m左右,第3,5环弯矩增大10 kN·m左右；第4环顶部轴力减小200 kN左右,第3,5环顶部轴力减小100 kN。

从两组的试验来看,对于不同切削力,与始发工况Ⅰ相同,主要受影响的为第4环,其余环基本不受影响,主要是由于内支撑体系的存在。

3.3   纵向传递影响范围

为了研究两组试验不同工况下的内力传递影响范围,这里采用不同工况之间的单因素分析^[16]进行分析。本试验可以看成分析不同环的内力变化受到不同工况这一因素的影响。假设不同环内力受到不同工况影响,内力会发生变换。这里将不同工况 $A_{i}$ $A_{i}$ 下的试验结果各位置的弯矩 $x_{i 1}, x_{i 2}, \dots, x_{i n}$ $x_{i 1}, x_{i 2}, \dots, x_{i n}$ 看作来自第i个正态总体X_i～N(μ_i,σ²)的样本观测值,计算统计函数F的p值（即F函数的上分位点,保证率的数值）,通过p值确定原假设成立,即不同环的内力变化是否由这一工况的变化引起。考虑到本文大体量试验存在一定测量误差,本文以保证率达到95%作为原假设成立条件,即p值小于0.05时支持原假设。结果如图21,22所示。

图 21 钢筋混凝土管片试验p值计算值

Figure 21. Calculated values of p of reinforced concrete segments

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图 22 复合管片试验p值计算值

Figure 22. Calculated values of p of composite segments

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钢筋混凝土管片试验中,第4环在预撑工况、始发工况Ⅰ和始发工况Ⅲ和拆撑工况,95%概率下均发生了弯矩重分布,第3环在预撑工况、始发工况Ⅲ和拆撑工况,95%概率下均发生了弯矩重分布。而第1环和第2环的弯矩重分布现象不明显。

同样的方法可以得到复合管片第4环在预撑工况、始发工况Ⅰ和拆撑工况下发生了弯矩重分布,第3环在预撑工况、始发工况Ⅰ、Ⅲ和拆撑工况下发生了弯矩重分布。而第1,2环的弯矩重分布现象不明显。

通过两组试验的计算来看,在钢筋混凝土管片试验中,预撑工况受影响为中间五环；在始发工况Ⅰ,第3,5环几乎没有传力；拆撑工况的传递范围只集中在中间三环。在复合管片试验中,预撑工况受影响为中间五环；在始发工况Ⅰ,第3,5环受到影响较大；拆撑工况的传递范围集中中间五环。可以得出钢筋混凝土管片的纵向内力传递范围小于复合管片纵向内力传递范围,这主要是由于复合管片环间作用力较强^[14]。

3.4   破洞全过程结构受力响应

从第4环拆撑前的位移与拆撑后的位移的比值上看,盾构机切削造成的影响主要由内支撑承担。

内支撑的作用以第4环的结果予以说明,如图23所示,假设整个过程中除破洞位置外为弹性结构体。以初始工况顶底收敛为起始,拆撑工况结束后的顶底收敛为结束,可以认为是破洞对结构的作用,而从始发工况结束到拆撑工况结束的顶底收敛水平变化可以认为是内支撑对结构的影响。钢筋混凝土管片试验初始工况顶底收敛13.7 mm,始发工况为15.3 mm,拆撑工况为25.1 mm,内支撑影响部分占比85.96%。复合管片试验初始工况顶底收敛14.8 mm,始发工况后为15.6 mm,拆撑工况后为19.6 mm,内支撑影响部分占比83.33%。

图 23 第4环顶底收敛水平

Figure 23. Top-bottom convergences of 4th ring

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4.   结论

（1）机械法联络通道施工全过程中的控制工况为始发工况和拆撑工况。始发工况内力和变形变化较大的为切削侧和第4环顶部,变化量在20%以上,拆撑工况下第3,4,5环和普通环均受到不同程度的影响。

（2）始发工况Ⅰ中,发生第4环向切削侧偏移的现象,受影响最大的为第4环,第4环发生顶部弯矩减少,轴力增大。始发工况Ⅱ中,开洞位置上下管片产生向内收敛,形成悬臂效应。始发工况Ⅲ受力的主要为第3,5环,效应与第4环类似。对第4环和临近环（普通环）几乎没有影响。

（3）不同的切削力大小会对结构响应造成影响,主要影响的为第4环的收敛与内力,1300 kN顶力与2000 kN顶力影响下,内力变化在10%左右而其他环响应较小。不同的切削力影响较大的为腰部的弯矩,而顶部的弯矩影响较小。

（4）不同的衬砌结构的影响也不同,其中包括：始发工况Ⅰ下,钢筋混凝土管片试验只有第4环受到影响,而复合管片试验中第3,5环有不同的响应。始发工况Ⅱ下,悬臂效应的显著与否主要与悬臂端的收敛位移有关。钢筋混凝土管片悬臂效应明显。而复合管片则较为不明显。拆撑工况下,钢筋混凝土管片试验的环间传力主要集中在中间三环,其保证率均在95%以上其他四环影响较小。复合管片试验的环间传力主要集中在中间五环,其保证率均在95%以上,其他两环影响较小,保证率均在95%以下。

（5）通过试验中内支撑的变化来看。全过程为管片与内支撑体系的共同受力的过程,预撑工况下内支撑为衬砌环施加预撑力,内支撑承担受力主要体现在盾构机主动切削管片阶段,用以维持切削过程中的收敛稳定。顶部的竖向支撑吸能结果来看从中间到两边吸能逐渐减少。钢筋混凝土管片试验内支撑承担部分占比85.96%,复合管片占比83.33%。在拆撑工况下,由于内支撑的卸力,第4环的收敛迅速增大,从而带动各环收敛增加,发生纵向的内力传递。

本文研究为下阶段深入分析机械法联络通道施工全过程中的受力机制提供了试验支持。

图 1 参考模量与压缩模量之间的比例关系拟合

Figure 1. Fitting of proportional relationship between reference modulus and compression modulus

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表 1 获取HSS模型参数的常用试验方法

Table 1 Test methods for obtaining HSS model parameters

试验方法	可获得的参数
标准固结试验	$E_{oed}^{ref}$ $E_{oed}^{ref}$
三轴固结排水剪切试验	c',φ',ψ, $E_{50}^{ref}$ $E_{50}^{ref}$ ,R_f,m
三轴固结排水卸载再加载剪切试验	$E_{ur}^{ref}$ $E_{ur}^{ref}$ ,ν_ur
共振柱试验	$G_{0}^{ref}$ $G_{0}^{ref}$ ,γ_0.7

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表 2 试验得到的R_f值统计

Table 2 Statistics of R_f from tests

文献	地点	土体名称	R_f值
文献[8]	泰国曼谷	软黏土	0.72
文献[10]	深圳	③₁淤泥	0.65
文献[12]	上海	③淤泥质粉质黏土	0.58
文献[12]	上海	④淤泥质黏土	0.54
文献[13]	上海	③淤泥质粉质黏土	0.68
文献[13]	上海	④淤泥质黏土	0.72
文献[14]	上海	③淤泥质粉质黏土	0.65
文献[14]	上海	④淤泥质黏土	0.71
文献[16]	上海	③淤泥质粉质黏土	0.53
文献[16]	上海	④淤泥质黏土	0.64
文献[17]	上海	③淤泥质粉质黏土	0.65
文献[17]	上海	④淤泥质黏土	0.71
文献[18]	上海	③淤泥质粉质黏土	0.64
文献[18]	上海	④淤泥质黏土	0.67
文献[19]	上海	③淤泥质粉质黏土	0.68
文献[19]	上海	④淤泥质黏土	0.72
注：除文献[8]是围压138~414 kPa的试验结果的平均值,其它均为围压100 kPa时的试验值。

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表 3 试验得到的参考模量与压缩模量之间的比例关系统计

Table 3 Statistics of ratio of reference modulus to compression modulus from tests

文献	地点	土体名称	比例关系
文献	地点	土体名称	$E_{oed}^{ref}$ $E_{oed}^{ref}$ /E_s1-2	$E_{50}^{ref}$ $E_{50}^{ref}$ / $E_{oed}^{ref}$ $E_{oed}^{ref}$	$E_{50}^{ref}$ $E_{50}^{ref}$ /E_s1-2	$E_{ur}^{ref}$ $E_{ur}^{ref}$ /Eref 50	$E_{ur}^{ref}$ $E_{ur}^{ref}$ / $E_{oed}^{ref}$ $E_{oed}^{ref}$	$E_{ur}^{ref}$ $E_{ur}^{ref}$ /E_s1-2
文献[8]	泰国曼谷	软黏土	ND	0.94	ND	10.00	9.41	ND
文献[10]	深圳	③₁淤泥	0.94	1.42	1.33	5.64	8.02	7.52
文献[11]	杭州	③淤泥质黏土	ND	1.38	ND	3.27	4.50	ND
文献[11]	杭州	⑤淤泥质黏土	ND	1.23	ND	3.88	4.77	ND
文献[12]	上海	③淤泥质粉质黏土	0.92	1.33	1.23	9.31	12.42	11.46
文献[12]	上海	④淤泥质黏土	0.86	1.05	0.91	7.80	8.21	7.09
文献[13]	上海	③淤泥质粉质黏土	1.09	1.20	1.30	11.30	13.56	14.74
文献[13]	上海	④淤泥质黏土	0.84	1.08	0.91	9.38	10.17	8.51
文献[14]	上海	③淤泥质粉质黏土	ND	1.19	ND	6.24	7.43	ND
文献[14]	上海	④淤泥质黏土	ND	1.36	ND	5.60	7.64	ND
文献[15]	上海	④淤泥质黏土	ND	ND	ND	5.59	ND	ND
文献[16]	上海	③淤泥质粉质黏土	0.76	1.21	0.92	4.07	4.92	3.75
文献[16]	上海	④淤泥质黏土	0.76	1.20	0.90	5.69	6.81	5.14
文献[17]	上海	③淤泥质粉质黏土	1.05	1.19	1.25	6.24	7.43	7.80
文献[17]	上海	④淤泥质黏土	0.81	1.36	1.11	5.60	7.64	6.22
文献[18]	上海	③淤泥质粉质黏土	0.92	1.33	1.23	9.31	12.42	11.46
文献[18]	上海	④淤泥质黏土	0.86	1.05	0.91	7.80	8.21	7.09
文献[19]	上海	③淤泥质粉质黏土	1.09	1.20	1.30	11.30	13.56	14.74
文献[19]	上海	④淤泥质黏土	0.84	1.08	0.91	9.38	10.17	8.51

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表 4 试验得到的小应变参数统计

Table 4 Statistics of small strain parameters from tests

文献	地点	土体名称	$G_{0}^{ref}$ $G_{0}^{ref}$ /MPa	$γ_{0.7}$ $γ_{0.7}$ /10^-4
文献[13]	上海	③淤泥质粉质黏土	37.40	2.50
文献[13]	上海	④淤泥质黏土	28.60	2.70
文献[14]	上海	③淤泥质粉质黏土	51.00	2.70
文献[14]	上海	④淤泥质黏土	45.00	2.70
文献[17]	上海	③淤泥质粉质黏土	41.10	3.90
文献[17]	上海	④淤泥质黏土	29.20	3.60
文献[20]	上海	④淤泥质黏土	21.52	ND
文献[21]	上海	③淤泥质粉质黏土	44.50	ND
文献[21]	上海	④淤泥质黏土	35.90	ND
文献[22]	上海	③淤泥质粉质黏土	52.60	ND
文献[22]	上海	④淤泥质黏土	42.00	ND

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参考文献(22)

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