摘  要 以上海软土地区通缝拼装地铁盾构隧道为研究对象，根据隧道管片环缝接头处的详细构造，对管片错台模式下的隧道纵向变形进行了研究， 建立了隧道纵向结构变形安全评估方法， 确定了相应的控制准则和评估流程，形成了一套隧道结构纵向变形的安全评估体系。

关键词 盾构隧道 通缝拼装 纵向变形 管片错台 安全评估

 

      随着国内外地铁盾构隧道的大量建设和运营，盾构隧道纵向变形问题逐渐凸现， 严重影响着隧道结构的安全^[1~3]。 在上海软土地区，地铁隧道的结构形式多为通缝拼装的有凹凸榫衬砌结构， 隧道结构纵向变形形式可分为隧道弯曲和管片错台两种模式。经理论分析和现场测量表明，地铁纵向变形一般以错台变形为主，以刚体转动变形为辅^[4]。 隧道弯曲模式下，林永国^[5]在盾构法隧道纵向等效连续模型的基础上，充分考虑了隧道衬砌环缝的性质、连接螺栓的弹塑性性能、螺栓预紧力等特点，研究了上海地铁隧道处于界限状态时的受力变形值；鲁志鹏^[6]通过引入环缝影响系数和螺栓影响系数， 对隧道纵向等效连续化模型的纵向刚度进行修正， 并分析了地铁隧道的受力变形界限值。 但对于管片错台模式下隧道的界限值目前研究还较少， 本文以上海地铁 1号线盾构隧道为研究背景， 研究了管片沿凹凸榫产生错台滑动的相关理论，得出了管片错台量、螺栓应力，以及混凝土拉应力间的对应关系，建立了一套隧道纵向变形的安全评估体系。

 

      盾构隧道环缝接头处凹凸榫的详细构造如图1所示。在管片环面中部设了较大的凹凸榫槽，凸榫顶的径向厚度分别为 BC＝127 mm、AD=157 mm， 与其相对应的凹槽底分别为 B’C’＝135 mm、A’D’＝165mm。 由于环面装配部位的凹槽比凸榫稍大，存在约8 mm 的极限装配余量。 因此，可允许凸榫在凹槽内沿着径向作微量移动或滑动， 这种环面间的相对移动表现在隧道壁上就是错台现象。

      隧道的纵向沉降可以视作为由一系列环与环之间的不同错台变形量叠加而构成的^[5]。 该纵向变形曲线以最大沉降位置为中心，近似成高斯曲线，且在纵向变形曲线不同阶段受力形式各异（图 2），可分为以下三个阶段： Ⅰ阶段， 向下弯曲段 （沉降加速段）；Ⅱ阶段，直线变形段（沉降均速段）；Ⅲ阶段，向上弯曲段（沉降减速段）。

      图 3 为隧道纵向产生错台变形时， 在凹凸榫接触面上的发展过程。 根据受力及变形发展情况的不同，主要可以分为以下四个阶段。

      （1） 完全正对中的情况（错台量为 δ=0 mm，图3a）。 在此阶段为一理想状态，各衬砌环面紧贴，凹榫和凸榫正对中，隧道产生均匀沉降，即使存在沿隧道纵向的非均匀外力，此外力也小于环缝间的摩擦力。

      （2） 纵向产生小错台量，凹凸榫尚未咬合（错台量为 0 mm＜δ≤4 mm， 图 3b）。 随着非均匀附加外力的增大，其值开始大于环面的静摩擦力，环间产生错动，凹凸榫之间存在一定的空隙，环缝处的结构内力主要为环面动摩擦力。 随着环间错台量的继续增加，凹榫和凸榫之间的空隙闭合，凹榫和凸榫接触面开始产生剪切压力， 但非均匀附加外力小于环面动摩擦力与凹凸榫接触面的剪切抗力之和。

      （3） 凹凸榫开始咬合并产生错动 （错台量为 4mm＜δ≤19 mm，图 3c）。 当非均匀附加外力大于环面动摩擦力与凹凸榫接触面的剪切抗力之和、 同时衬砌环间隙允许环片水平向移动时， 凸榫沿接触面开始滑动，连接螺栓水平拉伸，错台量持续增加，环缝逐渐张开。 当错台量为 6 mm 时，手孔空隙闭合，管片与连接螺栓开始接触；随着错台量的继续增大，连接螺栓产生剪切变形， 错台量达到 19 mm 时，凹凸榫将要分离。在环间错台变化过程中，防水结构可能发生失效， 凹凸榫接触面应力集中也可能导致该处管片开裂。

      （4） 凹凸榫脱离（错台量 δ＞19 mm，图 3d）。 随着非均匀附加外力的继续增大，凹凸榫脱离，连接螺栓完全承担附加外力， 环缝张开量和连接螺栓水平拉伸变形维持不变， 连接螺栓剪切变形和环间错台量随之增加。 密封垫防水已经失效，凹凸榫碎裂，此时隧道已经处于危险状态。

 

      由于管片错台过程中受力较为复杂， 本文对假定为受拉应力作用的管片与螺栓进行分析。 管片受拉力条件下，螺栓变形量与管片环变形量的比较：

式中 δ_b、δ_c———螺栓和管片环的变形量；

        E_b、E_c———螺栓和管片环的弹性模量；

        A_b———纵向接头连接螺栓横截面面积总和；

        A_c———管片环的横截面面积；

        l_b、l———螺栓和管片环的长度。

      根据上海地铁一号线管片环的主要参数 （表 1）代入式（1）中，可计算得出在轴向受拉条件下，螺栓的变形量约为管片变形量的 30 倍。因此在计算管片受拉时，可以忽略管片本身的拉伸变形。假设管片受到均布拉伸，螺栓拉力由混凝土均匀承担（忽略螺栓孔附近的应力集中情况），则可以求得螺栓屈服和破坏时混凝土管片的拉应力分别为：1.2 MPa 和 1.49MPa，尚未达到抗拉设计强度。 因此，相比于混凝土管片整体性，接头处的螺栓受拉是比较薄弱的环节。

      盾构隧道的连接螺栓通常采用弹簧来模拟，力学性能可理想化为受压为完全刚性， 受拉为双线性材料，当螺栓受拉达到屈服强度后，弹性模量变为屈服前的 1%，如图 4 所示。 管片沿凹凸榫的剪切滑动如图 5 所示。根据管片螺栓的力学参数计算得出，当螺栓屈服时的应变为 3.1×10^-3， 此时螺栓伸长量为1.24 mm。 由于凹凸榫之间存在 4 mm 的空隙，因此螺栓屈服时相邻环片的错台量为：

      根据螺栓的 σ-ε 关系及环缝接头处的几何构造，可计算得到管片错台量、螺栓应力，以及混凝土拉应力间的对应关系（表 2）。

      由表 2 计算结果表明，错台量为 0～4 mm 时引起隧道纵向长度的增加非常小，环间缝隙的宽度不变，密封垫一般不会发生渗漏水现象，纵向连接螺栓逐步发挥抗拉作用^[7]。当环间错台量达到 4.93 mm时，隧道的纵向连接螺栓开始屈服，此时混凝土管片所受的平均拉应力较小，约为 1.2 MPa。 随着错台量的不断增加，当环间错台量达到 5.5 mm 时，环缝间产生 2 mm 张开值， 隧道环缝中可能在设计水压力作用下将有泥、水等渗入，环缝缝中的止水措施开始发挥作用。 当错台量为 8.5 mm 时，环缝产生了 6 mm张开值，达到接缝处密封垫层防水的控制标准，螺栓应力为 664.5 MPa。 当错台量超过 8.5 mm 时，由于环缝张开量超过了弹性密封垫的补偿能力， 环间防水体系基本失效，环缝出现渗漏不可避免。 从受力角度来讲， 尽管螺栓在环缝间的错台量达到 4.93 mm 时已经屈服，但此后应力增长缓慢，即使达到最大错台量 19 mm（凹凸榫将要分离）时，螺栓应力也只达到730 MPa，尚未达到破坏应力（800 MPa）。 因此，从防水的角度讲，管片错台量应控制在 8.5 mm 以内。

      基于上节中对管片错台的理论推导及计算，并结合有关弯曲模式下隧道纵向结构变形特性的研究成果^[5，6]，本文提出了地铁盾构法隧道的纵向变形安全控制等级标准（表 3）。

      根据表 3，如果隧道相邻管片错台量、环缝张开值或纵向变形曲率半径低于三级安全级别的要求时，可认为隧道处于正常工作状态，是安全的；达到三级的要求时，隧道仍然可正常工作，但应开始在监测周期内关注相应指标的变化； 如果安全级别达到二级时，就应增加相应监测点的监测频率，并应加强现场观察，此时可作为隧道安全的预警状态；严格意义上， 隧道结构不允许出现超过安全级别为一级的指标要求，因此该级别可作为隧道安全的报警状态，必须采取相应措施缓解隧道的内力和变形增长。

      对于地铁盾构隧道， 其纵向变形安全评估可按照以下流程进行：

      （1） 搜集隧道结构信息，主要包括隧道管片、螺栓的几何特性和材料属性， 以及隧道在管片处的详细构造等。

      （2） 根据隧道结构在接头处的几何尺寸 ，按照本文所述方法计算得出以管片错台模式发展的隧道纵向结构变形的控制值。

      （3） 对隧道纵向沉降监测数据 ，进行合理的曲线拟合， 并获得隧道纵向变形曲线的曲率半径的分布。

      （4） 将隧道纵向沉降监测数据进行曲线拟合求得的曲率半径和量测得到的错台量， 与根据隧道结构参数计算所得的控制标准（表 5）进行对比。

      （5） 根据对比结果评判隧道的安全等级和状态，进而采取相应应对措施。