1、第 29 卷第 6 期 Vol.29 No.6 工 程 力 学 2012 年 6 月 June 2012 ENGINEERING MECHANICS 114 收稿日期： 2010-08-17；修改日期： 2010-10-27 基金项目：高铁联合基金重点项目 (U1134208)；国家杰出青年科学基金项目 (50925830)；国家 973 计划项目 (2010CB732105)；中央高校基本科研业务费专项资金资助 (SWJTU12BR036) 通讯作者：何 川 (1964 )，男，重庆人，教授，博士，博导，地下工程系主任，主要从事公路、铁路及城市地铁隧道的科研、教学及咨询工作 (E-mail:
2、 ). 作者简介：封 坤 (1983 )，男陕西南郑人，讲师，博士，从事盾构隧道的教学与研究工作 (E-mail: )； 邹育麟 (1984 )，男，重庆人，博士生，从事 盾构隧道设计理论方面的研究 (E-mail: zouyulin_). 文章编号： 1000-4750(2012)06-0114-11 大断面越江盾构隧道管片拼装方式 对结构内力的影响效应研究 封 坤1，何 川1，邹育麟2(1. 西南交通大学地下工程系，成都 610031； 2. 长江勘测规划设计研究有限责任公司，武汉 430000) 摘 要： 大断面越江隧道管片拼装方式对结构内力的影响一直引人关注，由于拼装方式的不同将引起管
3、片结构内力的分布与量值的变化。鉴于此，该文对圆形盾构隧道管片拼装效应的产生机理进行了理论分析，着重探讨了纵向相互作用力对管片环向内力的影响，随后以南京长江隧道为工程背景，对其管片在通缝与错缝拼装条件下结构环向内力分布及错缝拼装下目标管片内力沿圆周及幅宽方向的内力分布规律开展了原型试验研究。结果表明，由于环间的相互作用效应，使错缝结构局部区域弯矩呈现出加强的效果。在纵向螺栓作用区域，管片环向弯矩增幅、轴力降幅较大。沿管片幅宽方向，正弯矩呈“凹”型分布，负弯矩呈“凸”型分布，轴力呈“凸”型分布。该研究结果可为大断面水下盾构隧道的设计、施工和相关研究提供重要参考。 关键词： 水下盾构隧道；管片衬砌结
4、构；原型试验；管片拼装效应；拼装方式 中图分类号： U451.4 文献标志码： A doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2010.08.0591 STUDY ON THE EFFECT OF ASSEMBLING METHOD ON THE INNER FORCE OF SEGMENTAL LINING FOR CROSS-RIVER SHIELD TUNNEL WITH LARGE CROSS-SECTION FENG Kun1 , HE Chuan1 , ZOU Yu-lin2(1. Department of Tunnel and Underground Engi
5、neering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2. Changjiang Survey Planning Design and Research Limited Co., Wuhan 430000, China) Abstract: The effect of assembling method on the inner force of segmental lining for cross-river shield tunnel with large cross-section has been concerne
6、d for a long time. Different assembling plan yields different distribution characteristics of inner force. In this paper, theoretical analysis is carried out to discuss the mechanism of assembling effect of circular shield tunnel, especially the effect of longitudinal interaction on circumferential
7、inner force. Then based on Nanjing Yangtze River Shield Tunnel project, a prototype test is conducted to study the mechanical distribution characteristic of circumferential inner force in different assembling plan and the mechanical distribution characteristic of inner force of target segment (B5) a
8、long the circumference and width direction. The results show that, the effect of the interaction intensifies bending moment in local area when using staggered assembling, and the growth of bending moment and decline of axial force become larger near the longitudinal bolts. And along the width direct
9、ion, the positive bending moment distributes as a concave type, the negative bending moment and axial force distribute as a convex type. The result can provide valuable references to design and construction of large-profile underwater shield tunnels; meanwhile it can also provide important reference
10、 to the correlative studies. Key words: underwater shield tunnel; segmental lining structure; prototype test; assembling effect; assembling method 工 程 力 学 115 盾构隧道设计与施工中常常采用不同的拼装方式， 由于拼装方式的变化往往引起管片局部力学效应的复杂化。尤其对于大型水下盾构隧道，由于隧道通常面临断面大、 深度大、 水压高、 距离长等不利条件，其管片衬砌趋向于厚型化、宽幅化1，拼装方式不同所带来的结构力学性态的变化尤为关键2 5。 纵观
11、国内外水下隧道的建设，真正的大型跨江海水下隧道工程不多，依然缺乏大型跨江海水下隧道工程的建设经验，许多设计和施工关键难题还没有获得圆满的解决6。 在对盾构隧道管片不同拼装方式下结构力学特征的研究方面，常常采用模型试验方法，然而，由于模型结构的粗略化及模型材料的离散性， 难以真实反映管片结构的力学分布特点与相互作用机制7 9。 国内外针对盾构隧道宽幅管片的原型试验研究开展不多10 15，鉴于此，采用自行开发的“多功能盾构隧道结构体试验系统”装置，实现了对盾构隧道原型管片衬砌结构承受水压力与土压力的分离控制模拟，对南京长江隧道原型管片衬砌在错缝拼装方式下的力学效应进行了研究。 1 管片拼装效应的产
12、生机理 盾构隧道是由管片和螺栓按照不同的拼装方式组合而成的结构体16。对于通缝拼装结构，与错缝拼装结构相似，均由纵向螺栓联接，如图 1 所示。纵向螺栓为结构提供了预紧作用， 在每个纵向螺栓影响区域， 管片环间的摩擦、 咬合等相互作用效应加强。 (a) 通缝结构 (b) 错缝结构 图 1 通缝与错缝拼装管片结构示意图 Fig.1 Sketch of straight assembling and stagger assembling segmental lining structure 在结构小变形条件下，这种环间的相互作用，引起了环间纵向剪力、轴力和弯矩的传递，进而影响管片环向弯矩、轴力的变化
13、。 环间力的传递方式并非主要通过纵向螺栓的剪切作用，而是主要依靠管片间的相互作用力17 20。如图 2 所示，当环间存在相对位移趋势时，由于结构纵向内力、纵向螺栓预紧力等的存在，环间产生较大的摩擦阻力引起相邻环对应位置处剪应力的变化。 图 2 环间纵向力的传递示意图 Fig.2 Sketch of longitudinal force transmission 其中：zM 为纵向弯矩；zN 为纵向轴力，对于局部管片，zM 产生拉 (压 )力MzF ，则 k 位置处发生相对位移() () ()kk kij 时，沿纵向选取影响区域 L 内截面受力如图 3 所示。 图 3 影响区域内管片结构受力示意
14、图 Fig.3 Mechanical analysis of affected segmental region 则环间纵向力引起结构纵向内力： MzcS zNN FP Fn , MzfS zNQF P Fn , 其中：SP 为螺栓预紧作用力； n 为环间传力面数，而在荷载条件相同的情况下，通缝结构管片间由于无相对位移趋势，并不引起纵向剪力传递。可知，由于SP 与纵向力的存在引起结构内力分布情况复杂，进而引起管片纵向截面正应力、剪应力的分布复杂化，如图 4 所示。 (a) 正应力 con分布 FcFfQNhL 封顶块 纵向螺栓 封顶块 纵向螺栓 封顶块 隧道中线 P1P1P2P2MZ NZ 1
15、2ijMZ NZ y Oz x con (x, y, z) Lh116 工 程 力 学 (b) 剪应力 con分布 图 4 影响区域内截面应力分布示意图 Fig.4 Sketch of sectional stress distribution in affected segmental region 进一步地，探究管片纵向的拼装效应对结构环向内力的影响，在影响区域 L 内，取截面上一点，对其应力状态分析，如图 5 所示。 图 5 影响区域内截面上点的应力状态示意图 Fig.5 The stress state on the section in affected segmental regi
16、on 由于管片拼装引起影响区域内的相互作用，使截面 z 向出现了con 与con ，由广义 Hooke 定律，得出影响区域内任一点沿管片环向的应变： 1( )x rhconE 而环向剪应变yz 未受con 影响，yz 不变，故管片拼装效应引起结构环向应力增量： 112x con ， 0yz 则设影响区域 L 内截面积 上， 管片环向内力增量为： 1dd12yz x yz conM ， 1dd12xconN ， 0Q。 其中，yz 为截面积 上各点到中性轴的距离。 可见，在小变形条件下，由于管片拼装效应产生的环向弯矩、环向轴力增量与环间相互作用力con 密切相关，环向剪力不受影响。环间摩阻力引起
17、的纵向剪应力con 仅仅影响环间纵向力的传递，对于环向弯矩、环向轴力无影响。 对于管片拼装效应引起结构环向弯矩、环向轴力的实际变化规律，还需进行相关试验探索。 2 试验概况 2.1 依托工程简况 南京长江隧道工程是连接南京浦口区与河西新城区的市内快速通道，是南京市主城区“井字加一环”快速路系统跨江成环的重要组成部分。 南京长江隧道采用单层装配式钢筋混凝土管片衬砌，隧道主体结构外直径 14500mm，内直径13300mm，管片厚度 600mm，幅宽 2000mm，衬砌环分成 10 块，封顶块圆心角 12o5125.71，邻接块与标准块圆心角均为 38o3417.14。一环布置 30 颗环向螺栓，
18、 42 颗纵向螺栓，纵向螺栓按 4o27和10o3755.71的角度交替布置，衬砌结构如图 6 所示。 FL1L2B1B2B3B4B5B6B7图 6 南京长江隧道工程管片分块图 Fig.6 Segment layout of Nanjing Yangtze river shield tunnel 隧址区属长江河床及高河漫滩，地形开阔平坦。工程范围内地层主要为第四系全新统冲积层，岩性以粉质粘土、淤泥质粉质粘土、粉细砂为主，隧道主要位于该地层。深部为白垩系下统浦口组地层，岩性以泥岩为主。基岩顶面起伏不大，顶板埋藏深度约 55m60m，见图 7。地表水系主要为长江水系，地下水系主要表现为第四系松散岩
19、类孔隙水和碎屑岩类孔隙裂隙水。 y Oz x con (x, y, z) LhOy z x conconrrhhL1L2 B2B3B1B4 B5 B6B7 工 程 力 学 117 图 7 南京长江隧道工程纵断面示意图 Fig.7 Longitudinal profile of Nanjing Yangtze river shield tunnel 2.2 试验装置 根据南京长江隧道结构特征和荷载条件，采用“多功能盾构隧道结构体试验系统”装置，对隧道结构在通缝及错缝拼装条件下分别进行加载，见图 8图 9。 图 8 南京长江隧道原型管片组合环加载试验概貌 Fig.8 Sketch of stagg
20、ered assembling segmental lining structure test for Nanjing Yangtze river shield tunnel 图 9 南京长江隧道原型管片单环加载试验概貌 Fig.9 Sketch of straight assembling segmental lining structure test for Nanjing Yangtze river shield tunnel 对拉梁为管片环原型试验提供径向对拉力以对结构导入弯矩内力，环箍梁提供环向环箍力以导入轴力模拟水压。每根对拉梁上设 4 孔，钢绞线从孔内穿越，一端锚固于对拉梁，另一
21、端锚固于另一对拉梁上的千斤顶以实现张拉。环箍梁也同样设有孔位，钢绞线绕管片环一圈后张拉端与固定端设在 同一根环箍梁上，见图 10。 图 10 原型盾构隧道管片结构加载示意图 Fig.10 Diagram of load application 2.3 量测系统 试验测试的内容包括：管片衬砌结构内力、变形、接缝张开以及混凝土裂缝的产生和发展，并于关键区域预埋混凝土应变计、钢筋计，以保证测试的准确性。 1) 管片衬砌结构内力。 管片环的内力主要考虑截面的弯矩和轴力，在线弹性阶段，通过管片内外弧面成对的应变片获取，假设内力或应力沿幅宽方向没有变化，以幅宽中线的应变值可推算截面的内力。采用胶基电阻应变
22、片于纵向螺栓对应位置处，在管片环结构内侧、外侧对称布设，测试内外侧应变值，见图 11。 图 11 表面应变测点布置示意图 Fig.11 Layout of surface strain sensor 对于中间环 B5 块目标管片，沿幅宽布置 5 排应变测点，以测试错缝拼装对目标块管片环向内力的影响，见图 12。 (a) 内弧面 盾构隧道 长 江 118 工 程 力 学 (b) 外弧面 图 12 B5 块应变测点布置图 Fig.12 Layout of surface strain sensor on target segment B5 2) 管片衬砌结构径向位移。 管片环位移主要考察中间目标环
23、，沿圆周于管片外弧面分布 18 个径向测点。位移量测采用 0.01mm 精度的差动式位移传感器，如图 13 所示。 图 13 管片径向位移测点布置图 Fig.13 Layout of radial displacement measuring points 3) 管片纵缝张开量。 在管片接缝处的内弧面和外弧面采用钢弦式位移测缝计进行量测，每条纵缝在内外弧面均布置有 2 个测缝计，对接缝的张开进行实时量测，如图 14 所示。 2.4 加载模式 试验针对最不利情况进行加载研究，对于组合环 (错缝 )的情况，分别将上下半环相对中间目标环管片旋转 180o布置，具体加载布置与受力模式见图15。 各项荷
24、载的等效方法如下： 1) 水压的等效。 将水压和土压对结构的作用分开考虑，对于水压，采用环箍模拟，如图 16 所示。 根据力学原理，可推导出环箍力和水压力的转换关系，设每环总环箍力为 F，作用在管片上的平 图 14 管片纵缝张开量测点布置图 Fig.14 Layout of longitudinal seam stretching-amount measurement points (a) 加载模式 (b) 受力模拟 图 15 目标环管片加载布置图 Fig.15 Plan of load mode for segmental lining structure 图 16 环箍力与圆周压力等效示意
25、图 Fig.16 Equivalent circumferential water pressure exerted by hoop force 均压应力为 q， B 为管片幅宽， r 为半径，根据力的平衡关系，可得环箍力与水头 H 的关系为： wF HBr 2) 土压的等效。 从考虑结构受力的角度出发，采用对拉的集中力方式近似模拟土压作用，原理简化如图 17 所示。 根据力学原理，对于上方均布荷载，略去轴力：差动式位移计 F L1 L2 B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B7 FB5 B2 L1 B2 对拉梁 L2 B1 B3 B4 B6 L1 L2 F B1 B3 B4 B5 B6
26、 B7 环箍梁 上、下半环 中间环 q R pwp q p pkpk力的转换 环箍钢绞线 隧道管片 隧道管片 均布力 q F F 工 程 力 学 119 和剪力的高阶影响，视其为均质圆环，则若以变形等效， UyA=UyB，可得： 图 17 土压力与对拉集中力等效示意图 Fig.17 Equivalent earth pressure exerted by radial concentrated force 2221.123( 8)3( 8)0.7018A BBPqRqRM MM若以弯矩等效， MA=MB，可得： 20.785481.4263( 8)ABBPqR qRUy Uy Uy 对于侧向土
27、压，同样采用集中力来等效施加。 3) 地层抗力的等效。 利用另一方向的对拉力导入地层抗力，原理简化如图 18 所示。 图 18 地层抗力与对拉集中力等效示意图 Fig.18 Equivalent strata resistance exerted by radial concentrated force 根据力学原理，可得： 0.2380.655 2kkPpRpR2.5 加载工况 试验分别模拟了 20m、 30m、 40m、 50m、 60m 水压， 10m、 20m、 30m、 40m、 50m 土压等情况，采用若干级小步长分级加载至目标荷载，每级稳载时间不低于 10min，待应变仪和位移计
28、数值显示稳定后开始读数， 试验目标加载工况如表 1 所示。 表 1 试验加载工况 Table 1 Load cases 试验模拟工况 水压 /m 土压 /m 备注 1 20 10 2 30 10 3 40 10 4 50 10 5 60 10 6 20 20 7 30 20 8 40 20 9 50 20 10 60 20 11 20 30 12 30 30 13 40 30 14 50 30 15 60 30 16 30 40 仅错缝 17 40 40 18 50 40 19 60 40 20 30 50 仅错缝 21 40 50 仅错缝 22 50 50 23 水压变化60 50 24 6
29、0 10 25 60 20 26 60 30 27 60 40 28 土压变化高水压下60 50 3 试验结果分析 3.1 通缝与错缝拼装管片结构环向内力分布 错缝结构由于环间的相互作用效应，使结构环向内力的分布不同于通缝结构。在 20m 土压条件下，分别对 30m 水压与 60m 水压，即低水位与高水位情况的加载情况来看，错缝结构与通缝结构内力沿圆周向的分布呈现出较大的不同。 如图 19 所示，在低水压条件下，通缝拼装结构与错缝拼装结构弯矩的分布规律大致相似。在拱顶 (90o)、拱底 (270o)区域出现正弯矩的较大值，而在左侧与右侧腰处出现负弯矩的较大值。而从其量 图 19 低水位时通缝与
30、错缝弯矩分布图 Fig.19 Comparison of bending moment between straight and staggered assembling structure under low water pressure 均布荷载 q qA集中力 P BPpkpkCDP集中力 P 90弯矩/(kNm) 角度 /() 错缝拼装 通缝拼装 120 工 程 力 学 值的变化看，错缝结构弯矩的分布曲线出现了明显的波动，而通缝结构弯矩的分布曲线则较为平滑。可见，由于环间的相互作用效应，使错缝结构局部区域弯矩呈现出加强的效果。 通缝拼装结构最大正弯矩出现于拱底 (270o)附近，为 3
31、36.83kN m，最大负弯矩出现于左侧拱腰(180o)附近，为 253.43kN m。错缝拼装结构最大正弯矩也出现于拱底 (270o)附近，为 542.47kN m，最大负弯矩出现于右侧拱腰 (40o) 附近，为340.56kN m，由于环间的相互作用效应导致最大正弯矩、负弯矩的增幅分别为 61.05%和 34.38%。可见，由于环间的相互作用效应，错缝拼装结构弯矩最值明显大于通缝结构， 其出现位置也有所变化。 从轴力的分布情况看，通缝拼装结构与错缝拼装结构也有所不同。如图 20 所示，在低水压条件下，通缝结构最大轴力出现于拱腰 (180o)附近，但量值小于通缝，为 7460.9kN，最小轴
32、力出现于拱底(270o)附近，但量值大于通缝，为 6763.9kN。错缝结构最大轴力同样出现于拱腰 (180o)附近，为7542kN， 但有明显波动， 最小轴力出现于拱底 (270o)附近，为 6799.8kN。 图 20 低水位时通缝与错缝轴力分布图 Fig.20 Comparison of axial force between straight and staggered assembling structure under low water pressure 可见，通缝拼装结构与错缝拼装结构轴力的分布规律相似，而通缝结构轴力的量值范围大于错缝结构，表明由于错缝拼装，结构整体性增强。
33、在高水压条件下，通缝拼装结构与错缝拼装结构内力的分布仍呈现相似的规律。 如图 21图 22 所示，两种结构最大正弯矩、负弯矩，最大轴力、最小轴力出现区域与低水压条件下相同，但相较之下，由于错缝拼装导致结构相应位置弯矩与轴力的增幅明显减小。 其中，通缝拼装结构最大正弯矩出现于拱底(270o)附近，为 372.21kN m，最大负弯矩出现于右侧拱腰 (40o)附近，为 282.11kN m。错缝拼装结构最大正弯矩也出现于拱底 (270o) 附近，为584.77kN m，最大负弯矩出现于左侧拱腰 (180o)附近，为 378.9kN m，由于环间的相互作用效应导致最大正弯矩、负弯矩的增幅分别为 57
34、.1%和34.3%。可见，高水压对于错缝拼装结构弯矩的增幅的降低有益，尤其是对正弯矩的降低更为有效。 图 21 高水位时通缝与错缝弯矩分布图 Fig.21 Comparison of bending moment between straight and staggered assembling structure under high water pressure 图 22 高水位时通缝与错缝轴力分布图 Fig.22 Comparison of axial force between straight and staggered assembling structure under high
35、 water pressure 3.2 目标管片内力的分布规律 试验选取 B5 块管片，对于其环向内力的分布情况进行了测试，以此考察错缝拼装效应对于局部管片环向内力分布的影响，应变测点分布如图 23所示。 图 23 B5 块目标管片应变测点分布图 Fig.23 Layout of surface strain sensor on target segment B5 1) 环向内力沿圆周方向的变化。 对应目标管片幅宽方向不同位置iz ，测得 20m土压， 30m 水压条件下，目标管片环向弯矩与环向轴力变化曲线如图 24 和图 25 所示。 轴力/kN错缝拼装通缝拼装角度 /() 弯矩/(kNm)
36、角度 /() 错缝拼装 通缝拼装 轴力/kN错缝拼装通缝拼装角度 /() 上半环 下半环 应变测点B4B6 z5zO1z4z3z2z12345工 程 力 学 121 图 24 B5 块目标管片环向弯矩沿环向位置的变化 Fig.24 Changes of circumferential bending moment of target segment along the circumferential direction under low water pressure 图 25 B5 块目标管片环向轴力沿环向位置的变化 Fig.25 Changes of axial force of targ
37、et segment along the circumferential direction under low water pressure 从图 24 可见，最大环向弯矩出现于管片边沿的1z 及5z 位置区域，而中间3z 位置处环向弯矩较 小。 与管片中间3z 位置处弯矩相比， 管片边沿1z 及5z 位置处环向弯矩量值呈普遍的增长， 且增幅较2z及4z 位置处大。 选取增幅较大的1z 处环向弯矩，考察其沿环向位置的分布情况，其最大正弯矩出现于5 位置，为149.84kN m ，与中间3z 位置处最大正弯矩112.24kN m 相比，增长 33.5%；最大负弯矩出现于1 位置，为 207.4
38、1kN m，与中间3z 位置处最大正弯矩 170kN m 相比，增长 22%；中部3 位置处弯矩为 150.72kN m，与中间3z 位置处弯矩123.54kN m 相比，增长 22%。从2z 位置处环向弯矩分布看，其最大正弯矩、负弯矩仍出现于5 与1 位置，分别为 134.69kN m 和 197.75kN m，与中间3z 位置相比， 增长 20%和 10%， 中间位置3处弯矩为 148.25kN m，与中间3z 位置处弯矩相比，增长 20%。 在靠近上半环的4z 与5z 位置， 也呈现出相同的 规律， 但其弯矩量值普遍小于靠近下半环的1z 与2z位置。 可见，在纵向螺栓对应区域的1 、3
39、和5 处，弯矩增幅较大，而其密集区域的5 处增幅最大，且越靠近管片边沿增幅越大。 从轴力的分布来看， 管片边沿1z 及5z 位置处环向轴力明显小于中间3z 位置处， 而2z 及4z 位置处轴力量值介于二者之间，如图 25 所示。 从轴力沿环向位置的分布情况看，与管片中间3z 位置处轴力相比，纵向螺栓对应区域的1 、3 和5 处降幅较大，而2 、4 位置处轴力降幅较小。1z位置最小轴力为5 处的 6850kN，与中间3z 位置处相比，降低 2.7%；最大轴力为1 处的 7068.3kN，与中间3z 位置处相比，降低 2.45%。从靠近管片中部的2z 位置处轴力分布看，其最小轴力为5 处的6930
40、.2kN，与中间3z 位置处相比，降低 1.56%；最大轴力为 7180.6kN，与中间3z 位置处相比，降低0.9%。 在靠近上半环的4z 与5z 位置， 也呈现出相同的规律， 但其轴力量值普遍大于靠近下半环的1z 与2z位置。 可见，轴力沿环向的分布同样受到了环间作用的影响， 但其带来的不均匀性并不明显， 相比之下，环向力作用的影响更为明显。 从偏心距的分布情况看，与环向弯矩呈现出相似的变化规律， 如图 26 所示， 管片边沿的1z 及5z 位置区域偏心距明显较大，而中间3z 位置处环向弯矩较小，2z 及4z 位置处偏心距量值介于二者之间。 图 26 低水位时 B5 块目标管片偏心距沿环向
41、位置的变化 Fig.26 Changes of eccentricity of target segment along the circumferential direction under low water pressure 在相同土压条件，而水压较高 (60m 水压 )的情况下，目标管片环向弯矩、环向轴力及偏心距沿环向位置的变化曲线如图 27图 29 所示。 z2环向弯矩z4环向弯矩z1环向弯矩z3环向弯矩z5环向弯矩角度 /() 弯矩/(kNm) z1环向轴力 z3环向轴力 z5环向轴力 z2环向轴力 z4环向轴力 轴力/kN 角度 /() z3偏心距 z1偏心距 z5偏心距 z2偏
42、心距 z4偏心距 偏心距/m 角度 /() 122 工 程 力 学 图 27 高水位时 B5块目标管片环向弯矩沿环向位置的变化 Fig.27 Changes of circumferential bending moment of target segment along the circumferential direction under high water pressure 图 28 高水位时 B5块目标管片环向轴力沿环向位置的变化 Fig.28 Changes of axial force of target segment along the circumferential dir
43、ection under high water pressure 图 29 高水位时 B5 块目标管片偏心距沿环向位置的变化 Fig.29 Changes of eccentricity of target segment along the circumferential direction under high water pressure 由图 27图 29 可见，在高水压条件下，管片环向弯矩、 环向轴力及偏心距的分布规律与 30m 水压时相同， 但相比之下曲线更为密集， 其相应的增 (降 )幅均较低水位时小。 从管片环向弯矩的增幅看，最大正弯矩增幅出现于管片边沿1z 位置的5 处，为
44、22%；最大正弯矩增幅出现于管片边沿1z 位置的1 处，为 10%。从管片环向轴力的降幅看， 最大降幅出边沿1z 位置的5处，为 22%。从偏心距的增幅看，最大增幅出现于1z 位置的5 处，为 37.2%。 2) 环向内力沿幅宽方向的变化。 从管片环向弯矩沿幅宽方向的变化来看，如图30 所示，管片边沿最大正弯矩、负弯矩与管片中间相比均有明显的增幅，正弯矩呈“凹”型分布，负弯矩呈“凸”型分布。 图 30 低水位时 B5 块目标管片弯矩沿幅宽的变化 Fig.30 Changes of circumferential bending moment of target segment along th
45、e width direction under low water pressure 靠近下半环的1z 处环向弯矩大于靠近上半环的5z 处，这是由于采用卧式加载管片自重的影响，导致下半环环间相互作用力强于上半环管片。 而随着水压增大，管片弯矩沿幅宽的不均匀分布减小，同时上下边沿弯矩的不均匀性也明显降低，如图 31 所示。 图 31 高水位时 B5 块目标管片弯矩沿幅宽的变化 Fig.31 Changes of circumferential bending moment of target segment along the width direction under high water p
46、ressure 从管片环向轴力沿幅宽方向的变化来看，管片边沿轴力小于管片中间值，呈“凸”型分布，见图32。然而，如图 33 所示，随着水压增大，管片轴力沿幅宽的不均匀分布趋于平缓。 z1环向弯矩 z3环向弯矩 z5环向弯矩 角度 /() 弯矩/(kNm) z2环向弯矩 z4环向弯矩 z1环向轴力 z5环向轴力 z2环向轴力 z4环向轴力 轴力/kN角度 /() z3环向轴力 z1偏心距 z5偏心距 z2偏心距 z4偏心距 偏心距/m角度 /() z3偏心距 1环向弯矩 5环向弯矩 沿幅宽方向的位置 /m 弯矩/(kNm)2环向弯矩 4环向弯矩 3环向弯矩 1环向弯矩 5环向弯矩 沿幅宽方向的位
47、置 /m 弯矩/(kNm)4环向弯矩 3环向弯矩 2环向弯矩 工 程 力 学 123 图 32 低水位时 B5 块目标管片轴力 沿幅宽的变化 Fig.32 Changes of axial force of target segment along the width direction under low water pressure 图 33 高水位时 B5 块目标管片轴力 沿幅宽的变化 Fig.33 Changes of axial force of target segment along the width direction under high water pressure 从管
48、片偏心距沿幅宽方向的变化来看，其分布与环向弯矩的分布情况相似，见图 34。同样，随着水压增大，管片偏心距沿幅宽的不均匀分布明显趋于平缓，如图 35 所示。 可见，沿幅宽位置不同，则相应的管片衬砌结构环向弯矩、轴力的分布不同，管片边沿的弯矩、轴力量值明显大于中间值。而对于高水压的情况， 图 34 低水位 B5 块目标管片偏心距沿幅宽的变化 Fig.34 Changes of eccentricity of target segment along the width direction under low water pressure 图 35 高水位时 B5 块目标管片偏心距沿幅宽的变化 Fig.35 Changes of eccentricity of target segment along the width direction under high water pressure 由于管片整体性增强，结构内力沿幅宽的不均匀性大大减弱。 4 结论 (1) 对圆形盾构隧道管片拼装效应的产生机理进行了理论分析，得知在小变形条件下，管片拼装产生的环向弯矩、
