黃大維，周順華，馮青松，羅文俊，張鵬飛

(1.華東交通大學(xué) 鐵路環(huán)境振動(dòng)與噪聲教育部工程研究中心，江西 南昌　330013；2.同濟(jì)大學(xué) 道路與交通工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上?！?01804)

地鐵盾構(gòu)隧道承受的荷載主要為周?chē)貙訅毫Γ?dāng)?shù)貙拥呢Q向土壓力大于水平向土壓力時(shí)，將導(dǎo)致盾構(gòu)隧道發(fā)生橫橢圓變形。在軟土地區(qū)，盾構(gòu)隧道完成施工后，若在隧道正上方地面進(jìn)行堆土、堆放材料設(shè)備或其他工程活動(dòng)導(dǎo)致地表超載時(shí)，極易使盾構(gòu)隧道橫橢圓變形超限，從而引發(fā)管片縱縫接頭破損，嚴(yán)重時(shí)會(huì)出現(xiàn)滲漏水或漏泥漏砂，影響隧道結(jié)構(gòu)的安全。

在盾構(gòu)隧道橫向剛度的選擇過(guò)程中，為了減小隧道結(jié)構(gòu)的內(nèi)力以減少管片配筋，通常采用減小盾構(gòu)隧道的橫向剛度，但這會(huì)加大隧道結(jié)構(gòu)的橫向變形，最終使盾構(gòu)隧道獲得較大的水平地層抗力，即所謂的“柔性襯砌”設(shè)計(jì)理念[1]；同時(shí)為了標(biāo)準(zhǔn)化施工，對(duì)于同一環(huán)管片，所有的管片縱縫接頭采用近似相同的設(shè)計(jì)。然而，該襯砌設(shè)計(jì)理念應(yīng)用于軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道是否合理有待進(jìn)一步探討。

對(duì)于軟土地區(qū)地鐵盾構(gòu)隧道，在地表超載時(shí)將導(dǎo)致隧道發(fā)生橫橢圓變形超限。本文分析因盾構(gòu)隧道橫橢圓變形超限導(dǎo)致的管片縱縫接頭處的病害特征，提出軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道橫向剛度的設(shè)計(jì)理念，研究盾構(gòu)隧道管片縱縫接頭的優(yōu)化措施和優(yōu)化效果，為軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道管片縱縫接頭設(shè)計(jì)提供理論參考。

1　管片縱縫接頭病害分析

1.1　運(yùn)營(yíng)期盾構(gòu)隧道管片縱縫接頭病害的特征

某軟土地區(qū)絕大部分的盾構(gòu)隧道采用通縫拼裝，其管片幅寬為1.2 m，其結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖1所示。其中某隧道因地表堆土的高度約為5～6 m，堆土范圍在線路方向長(zhǎng)度約為86.4 m，垂直線路方向長(zhǎng)度約為50 m，導(dǎo)致隧道結(jié)構(gòu)發(fā)生病害，病害位置如圖2所示。同時(shí)，對(duì)該軟土地區(qū)其他同類(lèi)的運(yùn)營(yíng)期地鐵盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)變形與服役狀態(tài)的調(diào)研與分析表明，在地表堆土作用下隧道極易發(fā)生橫橢圓變形超限，并由此引發(fā)隧道結(jié)構(gòu)破損與滲漏水。類(lèi)似的工程問(wèn)題在以往研究中也有報(bào)道[2-6]。隧道結(jié)構(gòu)的內(nèi)力和變形是由隧道的結(jié)構(gòu)特性及其所處地層特性共同決定的，因此，該軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)病害呈現(xiàn)如下主要特征。

(1)當(dāng)橫橢圓變形超限達(dá)到一定量時(shí)，盾構(gòu)隧道拱頂部縱縫接頭易出現(xiàn)螺栓外露，如圖3(a)所示；當(dāng)橫橢圓變形進(jìn)一步增加時(shí)，將導(dǎo)致封頂塊發(fā)生管片棱角破損，如圖3(b)所示，并同時(shí)發(fā)生結(jié)構(gòu)滲漏水。

(2)當(dāng)橫橢圓變形超限達(dá)到一定量時(shí)，盾構(gòu)隧道拱腰部縱縫接頭極易發(fā)生滲漏水，如圖4所示；當(dāng)橫橢圓變形進(jìn)一步增加時(shí)，拱腰部的縱縫接頭將發(fā)生內(nèi)側(cè)混凝土碎裂。

圖1　盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖(單位：mm)

圖2　結(jié)構(gòu)病害位置示意圖

圖3　盾構(gòu)隧道頂部縱縫張開(kāi)與結(jié)構(gòu)棱角破損

圖4　盾構(gòu)隧道側(cè)部發(fā)生結(jié)構(gòu)滲漏水

(3)盾構(gòu)隧道拱底部縱縫接頭在隧道橫橢圓變形過(guò)程中極少發(fā)生結(jié)構(gòu)破損與滲漏水，是結(jié)構(gòu)保存最好的縱縫接頭。

1.2　盾構(gòu)隧道管片縱縫接頭病害的原因分析

盾構(gòu)隧道管片環(huán)縱縫接頭部位的截面與管片其他主截面比較可知，管片縱縫接頭位置僅2個(gè)螺栓可承受拉力，管片縱縫接頭連接螺栓的截面面積比主截面受拉鋼筋的截面面積小得多，加上縱縫接頭連接螺栓端部需要借助螺紋受力，使得管片縱縫接頭在受力過(guò)程中極易發(fā)生螺紋拉流。此外，在管片縱縫接頭位置設(shè)置了防水密封墊槽、嵌縫槽、定位棒槽、傳力橡膠襯墊等，管片縱縫接頭在承受彎矩時(shí)，其有效的混凝土受壓區(qū)面積遠(yuǎn)小于管片主截面的混凝土受壓區(qū)面積，加上管片縱縫接頭位置混凝土受壓時(shí)極易發(fā)生應(yīng)力集中，由此導(dǎo)致管片縱縫接頭易發(fā)生受壓區(qū)混凝土碎裂，如圖5所示。因此，在接頭彎矩增長(zhǎng)過(guò)程內(nèi)，當(dāng)接頭內(nèi)側(cè)受拉時(shí)，易發(fā)生縱縫張開(kāi)導(dǎo)致螺栓外露，如圖3(a)所示；拱頂部塊為封頂塊，在變形過(guò)程中棱角易出現(xiàn)應(yīng)力過(guò)大，導(dǎo)致在頂部塊管片上易發(fā)生管片結(jié)構(gòu)棱角破損，如圖3(b)所示。當(dāng)接頭外側(cè)受拉時(shí)，位于外側(cè)的防水密封墊有易發(fā)生壓緊力松弛，從而導(dǎo)致接頭發(fā)生滲漏水，如圖4所示。

然而，在現(xiàn)有的計(jì)算理論和設(shè)計(jì)規(guī)范中，均將地表超載視為隧道原有的上覆土層，導(dǎo)致所計(jì)算的隧道的豎向土壓力要小于實(shí)際的豎向土壓力，而計(jì)算的水平土壓力要大于實(shí)際的水平土壓力，從而導(dǎo)致理論計(jì)算的隧道橫向變形要小于實(shí)際的隧道橫向變形[7]。此外，軟土地層的水平地層抗力系數(shù)較小[8-11]，所以在隧道水平直徑增大過(guò)程中導(dǎo)致側(cè)向地層抗力也較小。為此，在軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道橫向剛度設(shè)計(jì)時(shí)，建議加大隧道結(jié)構(gòu)的剛度和強(qiáng)度，即采用“剛性襯砌”的設(shè)計(jì)理念。

在盾構(gòu)隧道發(fā)生橫橢圓變形過(guò)程中，管片縱縫接頭是盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)的最薄弱部位。為了提高盾構(gòu)隧道的橫向變形剛度，應(yīng)優(yōu)化盾構(gòu)隧道管片的縱縫接頭，并加強(qiáng)縱縫接頭的強(qiáng)度和防水能力。

2　盾構(gòu)隧道管片縱縫接頭優(yōu)化分析

首先，采用參考文獻(xiàn)[12—13]中的計(jì)算方法(以下簡(jiǎn)稱(chēng)為文獻(xiàn)[12]的計(jì)算方法)計(jì)算管片縱縫接頭的抗彎剛度。上述軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道管片縱縫接頭構(gòu)造如圖6所示。根據(jù)管片環(huán)足尺試驗(yàn)得到管片縱縫接頭的彎矩M和軸力N[14-15]，分析計(jì)算管片縱縫接頭的受力狀態(tài)可知，管片縱縫接頭均處于“截面部分受壓、螺栓受拉”的受力狀態(tài)。螺栓的總有效截面積A1=1 413.7 mm2，有效長(zhǎng)度lb=40 cm，彈性模量ES=2.0×105MPa，預(yù)緊力T0=100 kN(根據(jù)單環(huán)足尺試驗(yàn)結(jié)果反分析所得[9])；管片的彈性模量Ec=3.55×104MPa。根據(jù)足尺試驗(yàn)得到第7級(jí)荷載條件下縱縫接頭的彎矩M和軸力N[14-16]。

圖6　管片縱縫接頭示意圖(單位：mm)

然后，采用PLAXIS有限元軟件數(shù)值仿真管片縱縫接頭優(yōu)化對(duì)盾構(gòu)隧道管片環(huán)的彎矩和變形的影響，彎矩為正表示管片外側(cè)受拉，變形為正表示隧道直徑增大。隧道穿越土層為④層淤泥質(zhì)黏土，其壓縮模量為2.5 MPa；隧道頂部埋深為1.5D(D為隧道外直徑，為6.2 m)，即隧道上覆土層厚度為9.3 m；隧道下臥土層厚度為5D，即隧道下臥土層厚度為31 m；各土層的相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1　土體參數(shù)

因盾構(gòu)隧道為細(xì)長(zhǎng)結(jié)構(gòu)，隧道縱向長(zhǎng)度的取值對(duì)計(jì)算結(jié)果基本無(wú)影響，為此，在盾構(gòu)隧道縱向取10環(huán)管片環(huán)，即12 m；橫向的兩側(cè)均取5D，即31 m；隧道上覆土層厚度取為9.3 m；隧道下臥土層厚度取為31 m。

在有限元模型中：管片采用板單元，管片縱縫接頭的抗彎剛度首先按照文獻(xiàn)[12]的方法計(jì)算，然后采用文獻(xiàn)[16]中的局部抗彎剛度折減法予以折減；管片與土的接觸面設(shè)置界面虛擬厚度，取δinter=0.1 m，強(qiáng)度折減因子Rinter=0.66(剛性時(shí)強(qiáng)度折減因子Rinter=1)。

仿真時(shí)：首先生成隧道的下臥土層、穿越土層和上覆土層；接著生成盾構(gòu)隧道；然后將隧道變形歸零；再生成地表超載的土層，每次激活0.25D(即1.55 m)，直至地表堆土的厚度為1.25D(即7.75 m)。

2.1　接頭部位管片厚度的增加

接頭部位管片厚度(以下簡(jiǎn)稱(chēng)管片厚度)H分別取0.35，0.45，0.55 m，并且假設(shè)在管片厚度為0.45和0.55 m時(shí)，其有效接觸高度與管片厚度的比例、螺栓孔到管片內(nèi)側(cè)的距離與管片厚度的比例均與管片厚度為350 mm時(shí)保持近似比例關(guān)系。73°與287°位置為外張接頭，其余均為內(nèi)張接頭。采用文獻(xiàn)[12]的方法計(jì)算不同管片厚度H下管片縱縫接頭的抗彎剛度kθ，結(jié)果見(jiàn)表2。由表2可知：通過(guò)增加管片厚度，可以顯著增加管片縱縫接頭的抗彎剛度。

在滿(mǎn)足隧道限界要求的前提下，增加管片接頭部位厚度有管片整體加厚和管片局部加厚2個(gè)方案，其中整體加厚是指保持管片環(huán)的內(nèi)徑不變，通過(guò)增加管片環(huán)的外徑來(lái)實(shí)現(xiàn)，如圖7(a)所示；局部加厚是指在管片內(nèi)側(cè)接頭處局部加厚，如圖7(b)所示。針對(duì)這2種管片加厚方案，仿真模擬盾構(gòu)隧道管片環(huán)的彎矩和收斂變形，結(jié)果見(jiàn)表3，由表3可得如下結(jié)論。

(1)當(dāng)管片整體加厚時(shí)，管片環(huán)的水平變形與豎向變形均有明顯減小，但同時(shí)管片環(huán)的彎矩均有不同程度的加大，如管片厚度由0.35 m增加到0.45 m時(shí)，水平與豎向收斂變形均減小約47%，而拱頂部與拱底部的彎矩增大約12%，拱腰部的彎矩增大約19%；當(dāng)管片厚度由0.45 m增加大0.55 m時(shí)，管片環(huán)的收斂變形減小約25%，拱頂部與拱腰部的彎矩分別增大約為15%與11%，而拱底部的彎矩基本未變。

表2　接頭部位不同厚度時(shí)管片縱縫接頭的抗彎剛度

圖7　管片厚度加大方案

管片狀態(tài)管片厚度/m最大彎矩/(kN·m)變形/mm0°180°90°和270°水平豎向正常0 35-1687 2-2625 61632 0148-156整體加厚0 450 55-1876 8-2156 4-2985 6-2984 41941 62160 07858-82-62局部加厚0 450 55-1868 4-2044 8-2560 8-2485 21900 82012 411294-118-99

(2)當(dāng)管片局部加厚時(shí)，即僅增大管片縱縫接頭的抗彎剛度，管片環(huán)的收斂變形減小量要小于管片整體加厚時(shí)，同時(shí)管片環(huán)的彎矩增大量也要小于管片整體加厚時(shí)，且拱底部出現(xiàn)了彎矩減小的現(xiàn)象。

由此可知，在相同量的地表堆土作用下，管片加厚對(duì)減小管片環(huán)變形的影響很大，而對(duì)管片環(huán)的彎矩增大影響相對(duì)要小。

在此需要補(bǔ)充說(shuō)明的是，當(dāng)對(duì)管片整體加厚時(shí)，因盾構(gòu)隧道外徑增加，盾構(gòu)機(jī)的刀盤(pán)直徑、盾殼直徑等均需要增大，且管片的材料成本增加較多；當(dāng)對(duì)管片局部加厚時(shí)，盾構(gòu)機(jī)基本無(wú)需進(jìn)行改進(jìn)，僅在管片模筑時(shí)設(shè)計(jì)好即可，管片的材料成本增加很少，但需要根據(jù)地鐵列車(chē)類(lèi)型所要求的盾構(gòu)隧道限界進(jìn)行合理設(shè)計(jì)。

2.2　外張管片縱縫接頭連接螺栓的位置優(yōu)化

進(jìn)行盾構(gòu)隧道管片設(shè)計(jì)時(shí)，為了方便標(biāo)準(zhǔn)化施工，將縱縫接頭連接螺栓的位置設(shè)置在靠近隧道內(nèi)側(cè)。然而，對(duì)外張接頭(既拱腰部接頭)而言，由于螺栓靠近混凝土受壓側(cè)，對(duì)接頭抗彎不利。由表2也可以看出，在同一狀態(tài)下，外張接頭的抗彎剛度要小于內(nèi)張接頭的抗彎剛度。為此，分析將縱縫連接螺栓的位置外移對(duì)外張縱縫接頭剛度和隧道變形的影響。如圖8所示，原螺栓位置為1，分別將其外移到位置2和位置3，采用文獻(xiàn)[12]的方法計(jì)算不同螺栓位置時(shí)外張縱縫接頭抗彎剛度，再數(shù)值模擬管片環(huán)的彎矩與變形，結(jié)果見(jiàn)表4和表5。

圖8　外張接頭的3種螺栓位置

方案螺栓至受壓區(qū)外緣的距離d′/m軸力N/kN彎矩M/(kN·m)抗彎剛度kθ/(MN·m·rad-1)10 10285 5084 6315 0820 15285 5084 6335 9430 20285 5084 6366 92

表5　不同螺栓位置時(shí)隧道管片環(huán)的彎矩和變形

由表4可知：方案2相比方案1，接頭抗彎剛度提高了約140%；方案3相比方案1，接頭抗彎剛度提高了約347%。說(shuō)明將外張縱縫接頭的連接螺栓向外移動(dòng)，能有效地提高外張接頭的抗彎剛度。

由表5可知：通過(guò)對(duì)外張接頭連接螺栓位置的優(yōu)化，管片環(huán)的變形明顯減??；同時(shí)拱頂?shù)膹澗販p小，拱底的彎矩稍有減小，而拱腰的彎矩明顯增大。

2.3　管片縱縫接頭位置優(yōu)化

對(duì)于圖1所示的某軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道，采用上述方法模擬管片環(huán)受力時(shí)其彎矩分布總體趨勢(shì)，如圖9所示。從圖9可以看出：拱底部接頭的位置剛好位于彎矩為0處，所以拱底部的接頭所承受的彎矩最小；拱頂部和拱腰部接頭的位置均位于彎矩較大處，導(dǎo)致接頭所承受的彎矩較大。由此設(shè)想，可否改變接頭的位置，即改變管片環(huán)的分塊方式，從而減小管片縱縫接頭的內(nèi)力。

圖9　管片環(huán)彎矩總體分布圖

為此提出3種不同的管片環(huán)分塊方案，見(jiàn)表6，其中方案1主要考慮使封頂塊兩端接頭位于彎矩較小的位置，同時(shí)使鄰接塊與標(biāo)準(zhǔn)塊的連接接頭也位于彎矩較小的位置，方案3是使拱底塊兩端的接頭位于彎矩較大的位置，方案2介于方案1與方案3之間。

本文主要針對(duì)IoT平臺(tái)中存在的數(shù)據(jù)安全性差和傳輸驗(yàn)證效率低的問(wèn)題展開(kāi)了研究和分析，并提出使用區(qū)塊鏈技術(shù)來(lái)解決上述問(wèn)題。體域網(wǎng)作為IoT的一部分，將其與區(qū)塊鏈技術(shù)相結(jié)合實(shí)現(xiàn)身份認(rèn)證，是本文的研究重點(diǎn)。通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)：數(shù)據(jù)能夠有效地實(shí)現(xiàn)防惡意用戶(hù)或者服務(wù)器的篡改，保證數(shù)據(jù)的分散性，符合現(xiàn)實(shí)生活對(duì)數(shù)據(jù)存儲(chǔ)的需求；數(shù)據(jù)間的傳輸、加密、驗(yàn)證過(guò)程不再需要過(guò)于冗雜的計(jì)算，提高了數(shù)據(jù)操作過(guò)程中的計(jì)算效率，節(jié)約了計(jì)算開(kāi)銷(xiāo)。與此同時(shí)，如何保護(hù)在公共信道中的公鑰不被他人用于共謀攻擊等問(wèn)題，仍需要日后解決。此外，隨著IoT平臺(tái)的進(jìn)一步發(fā)展，區(qū)塊鏈技術(shù)實(shí)際應(yīng)用于智能醫(yī)療、智能家居等實(shí)際場(chǎng)景中將是未來(lái)發(fā)展方向。

表6　管片環(huán)的分塊方案　(°)

采用上述相同的方法數(shù)值仿真管片環(huán)的彎矩和變形，結(jié)果見(jiàn)表7。由表7可知：采用方案1時(shí)，管片環(huán)的變形減小，同時(shí)彎矩的分布形狀有所改變；采用方案2時(shí)，管片環(huán)的變形總體稍大于實(shí)際方案，而彎矩的分布狀也有所改變；對(duì)于方案3，管片環(huán)的變形最大。由此說(shuō)明，管片環(huán)的分塊方式對(duì)管片環(huán)的變形影響很大，管片環(huán)分塊時(shí)應(yīng)盡量將縱縫接頭設(shè)計(jì)在彎矩較小的位置，同時(shí)在滿(mǎn)足施工的條件下，盡量減少管片環(huán)的分塊數(shù)量。在盾構(gòu)隧道實(shí)際設(shè)計(jì)過(guò)程中，應(yīng)結(jié)合盾構(gòu)機(jī)的工作性能及隧道內(nèi)部的空間情況進(jìn)行分塊優(yōu)化。

表7　不同分塊方案時(shí)隧道管片環(huán)的彎矩和變形

3　管片縱縫接頭破損與滲漏水的預(yù)防措施

3.1　管片縱縫接頭破損預(yù)防措施

在管片縱縫接頭抗彎剛度計(jì)算過(guò)程中，將管片縱縫接頭位置處近似地視為各向同性的連續(xù)性材料，且假設(shè)材料處于彈性變形階段。然而在實(shí)際中，由于管片環(huán)屬于螺栓連接構(gòu)件，加上管片縱縫接頭位置防水密封墊槽、嵌縫槽、定位棒槽、傳力橡膠襯墊等對(duì)管片縱縫接頭斷面平整性的影響，使管片縱縫接頭在承受彎矩時(shí)管片間界面應(yīng)力分布不均，導(dǎo)致接頭受壓區(qū)混凝土出現(xiàn)局部集中等問(wèn)題。因此，為了提高管片接頭抗破損的能力，應(yīng)采用以下措施對(duì)管片的棱角進(jìn)行局部加強(qiáng)，尤其是受壓區(qū)的棱角。

(1)在管片棱角上合理地配制鋼筋，減小局部受壓時(shí)對(duì)管片棱角的影響。

因混凝土材料抗拉能力差，在復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下當(dāng)拉應(yīng)力過(guò)大時(shí)易發(fā)生開(kāi)裂，建議在局壓影響區(qū)盡可能同時(shí)配置3類(lèi)間接鋼筋，包括提高局壓承載力用的間接鋼筋、控制劈裂裂縫用的間接鋼筋、控制端面裂縫用的間接鋼筋[17]，或采用鋼筋網(wǎng)片對(duì)管片棱角進(jìn)行加強(qiáng)。

(2)采用型鋼對(duì)管片棱角進(jìn)行處理，減小應(yīng)力集中。

管片縱縫接頭承受彎矩時(shí)，受壓區(qū)混凝土易發(fā)生應(yīng)力集中。為將管片間受到的壓力合理地?cái)U(kuò)散出去，可考慮采用型鋼對(duì)管片棱角進(jìn)行處理。當(dāng)型鋼用量受限時(shí)，可以用角鋼對(duì)混凝土棱邊進(jìn)行加強(qiáng)，如圖10(a)所示；當(dāng)型鋼用量不太受限時(shí)時(shí)，可對(duì)整個(gè)管片端頭進(jìn)行加固，如圖10(b)所示。

圖10　型鋼加強(qiáng)管片棱角示意圖

(3)增加管片縱縫接頭連接螺栓的數(shù)量。

管片縱縫接頭通常采用2個(gè)連接螺栓，在結(jié)構(gòu)內(nèi)力較大且管片受壓區(qū)應(yīng)力分布不均勻時(shí)，為了改善管片縱縫接頭的應(yīng)力，尤其對(duì)幅寬較大的管片，建議適當(dāng)增加連接螺栓的數(shù)量。在每個(gè)管片縱縫連接螺栓在預(yù)緊力不變的情況下，通過(guò)增加螺栓，相當(dāng)于增加了管片縱縫接頭的總預(yù)緊力。表8為單個(gè)螺栓預(yù)緊力為100 kN時(shí)，計(jì)算得到不同連接螺栓數(shù)量時(shí)管片縱縫接頭的抗彎剛度。由表8可知，增加管片縱縫接頭連接螺栓的數(shù)量，可以較大地增加管片縱縫接頭的抗彎剛度。

表8　不同螺栓數(shù)量時(shí)管片縱縫接頭的抗彎剛度　MN·m·rad-1

3.2　管片縱縫接頭滲漏水預(yù)防措施

由接頭受力可知，拱腰部接頭屬于外張接頭，而管片防水密封墊槽也剛好設(shè)置在管片偏外側(cè)，因此，在管片環(huán)承受彎矩時(shí)，拱腰部接頭最容易發(fā)生滲漏水。為了提高管片縱縫接頭的防水能力，應(yīng)將外張管片縱縫接頭位置的防水密封墊槽改至內(nèi)側(cè)，而內(nèi)張縱縫接頭的防水密封墊槽仍在外側(cè)。但在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)將每塊管片的防水密封墊設(shè)計(jì)成封閉的防水密封墊圈，且與相鄰管片的防水密封墊能形成對(duì)壓狀態(tài)。因此，當(dāng)某塊管片一端為內(nèi)張接頭，另一端為外張接頭時(shí)，防水密封墊槽應(yīng)在管片的環(huán)縫位置實(shí)現(xiàn)從外側(cè)到內(nèi)側(cè)的過(guò)渡[18]。

(2)合理地設(shè)計(jì)管片防水密封墊的斷面形式，提高管片接頭的抗水壓能力。

圖11所示的現(xiàn)有防水密封墊，經(jīng)對(duì)壓后形成凹槽，在高水壓作用下極易發(fā)生防水密封墊被水擊穿。為此提出如圖12所示的改進(jìn)型防水密封墊的斷面形式[19]，從而合理地利用水壓力，使防水密封墊與管片間，以及防水密封墊與防水密封墊之間均在水壓力作用下越壓越緊。

圖11現(xiàn)有防水密封墊的斷面圖及其承受水壓作用示意圖

圖12改進(jìn)型防水密封墊的斷面及其安裝于管片接縫之間的示意圖

(3)適當(dāng)?shù)丶哟蠊芷浪芊鈮|的寬度，增加防水密封墊間的接觸面積。

在管片發(fā)生錯(cuò)臺(tái)時(shí)，防水密封墊之間的接觸面積減小，導(dǎo)致防水密封墊之間的接觸應(yīng)力也減小，從而降低了管片之間的防水能力。因此建議適當(dāng)加大管片防水密封墊的寬度，從而加大管片防水密封墊之間的接觸面積，提高管片的防滲漏能力。

4　結(jié)　論

(1)軟土地層的水平地層抗力系數(shù)小，在隧道發(fā)生橫向變形過(guò)程中水平抗力增加不多。在地表堆載超載時(shí)，軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道極易發(fā)生橫橢圓變形超限，并引發(fā)結(jié)構(gòu)破損與滲漏水等病害。為此，軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道設(shè)計(jì)時(shí)，建議加大隧道結(jié)構(gòu)的剛度與強(qiáng)度，即采用“剛性襯砌”設(shè)計(jì)理念。管片縱縫接頭是管片環(huán)中的最薄弱部位，在隧道橫向變形剛度加大與結(jié)構(gòu)強(qiáng)度加強(qiáng)過(guò)程中，應(yīng)重點(diǎn)對(duì)管片縱縫接頭進(jìn)行優(yōu)化。

(2)通過(guò)局部或整體增加管片的厚度，可以增加管片縱縫接頭抗彎剛度，從而使盾構(gòu)隧道管片環(huán)的收斂變形明顯減小，雖然管片環(huán)的彎矩總體上有所增大，但管片環(huán)收斂變形減小的幅度遠(yuǎn)大于彎矩增大的幅度。

(3)螺栓位置的優(yōu)化分析表明，將外張縱縫接頭的連接螺栓向外移動(dòng)，能有效地提高外張接頭的抗彎剛度。為此，建議外張縱縫接頭與內(nèi)張縱縫接頭的連接螺栓位置要區(qū)別化設(shè)計(jì)，外張縱縫接頭的連接螺栓應(yīng)靠近外側(cè)，而內(nèi)張縱縫接頭的連接螺栓應(yīng)靠近內(nèi)側(cè)。

(4)管片縱縫接頭位置對(duì)盾構(gòu)隧道管片環(huán)的變形影響較大，在管片環(huán)分塊時(shí)應(yīng)盡量將接頭設(shè)計(jì)在彎矩較小的位置，同時(shí)在滿(mǎn)足施工的條件下，盡量減少管片環(huán)的分塊數(shù)量。

(5)針對(duì)隧道結(jié)構(gòu)縱縫接頭的破損與滲漏水問(wèn)題，提出通過(guò)局部加強(qiáng)縱縫接頭位置的管片棱角，以預(yù)防管片接頭棱角破損；通過(guò)合理設(shè)計(jì)防水密封墊的位置及斷面形式，加強(qiáng)盾構(gòu)隧道管片縱縫接頭的防水能力。

[1]王如路，張冬梅. 超載作用下軟土盾構(gòu)隧道橫向變形機(jī)理及控制指標(biāo)研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào)，2013，35(6)：1092-1101.

(WANG Rulu, ZHANG Dongmei. Mechanism of Transverse Deformation and Assessment Index for Shield Tunnels in Soft Clay under Surface Surcharge[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35(6):1092-1101. in Chinese)

[2]劉建航，侯學(xué)淵. 盾構(gòu)法隧道[M]. 北京：科學(xué)出版社，1991.

[3]王如路. 上海軟土地鐵隧道變形影響因素及變形特征分析[J].地下工程與隧道, 2009(1): 1-6.

(WANG Rulu. Factors Influencing Deformation of Shanghai Soft Soil Metro Tunnel and Deformation Analysis[J]. Underground Engineering and Tunnels, 2009(1): 1-6. in Chinese)

[4]王如路，賈堅(jiān)，廖少明. 上海地鐵監(jiān)護(hù)實(shí)踐[M]. 上海：同濟(jì)大學(xué)出版社，2013.

[5]邵華，黃宏偉，張東明，等. 突發(fā)堆載引起軟土地鐵盾構(gòu)隧道大變形整治研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2016，38(6)：1036-1043.

(SHAO Hua, HUANG Hongwei, ZHANG Dongming, et al. Case Study on Repair Work for Excessively Deformed Shield Tunnel under Accidental Surface Surcharge in Soft Clay[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2016，38(6)：1036-1043. in Chinese)

[6]HUANG Hongwei, ZHANG Dongming. Resilience Analysis of Shield Tunnel Lining under Extreme Surcharge: Characterization and Field Application[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2016(51): 301-312.

[7]張明告，周順華，黃大維，等. 地表超載對(duì)地鐵盾構(gòu)隧道的影響分析[J]. 巖土力學(xué)，2016，37(8)：2271-2278.

(ZHANG Minggao, ZHOU Shunhua, HUANG Dawei, et al. Analysis of Influence of Surface Surcharge on Subway Shield Tunnel under[J]. Rock and Soil Mechanics, 2016, 37(8): 2271-2278. in Chinese)

[8]封坤，劉四進(jìn)，邱月，等. 盾構(gòu)隧道地層抗力系數(shù)的修正計(jì)算方法研究[J]. 鐵道工程學(xué)報(bào)，2014(6)：62-67.

(FENG Kun, LIU Sijin, QIU Yue, et al. Research on the Modified Calculation Method for Ground Resistance Coefficient of Shield Tunnel[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2014(6)：62-67. in Chinese)

[9]MOLLER S. Tunnel Induced Settlements and Structural Forces in Linings [D]. Stuttgart: University of Stuttgart, 2006.

[10]SCHMIDT B. Tunnel Lining Design-Do the Theories Work[C]//Proceedings of the 4th Australia-New Zealand Conference on Geomechanics. Perth, Western Australia：ARRB Group Limited, 1984.

[11]HE Chuan, WANG Bo. Research Progress and Development Trends of Highway Tunnels in China[J]. Journal of Modern Transportation, 2013(4): 209-223.

[12]孫文昊，焦齊柱，蘭宇. 盾構(gòu)管片接頭抗彎剛度影響因素研究[J]. 鐵道工程學(xué)報(bào)，2008(1)：66-71.

(SUN Wenhao, JIAO Qizhu, LAN Yu. Research on the Factors Influencing Flexural Rigidity of Duct Piece Joint of Shield Tunnel[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2008 (1): 66-71. in Chinese)

[13]孫文昊，焦齊柱，薛光橋，等. 盾構(gòu)隧道管片無(wú)襯墊接頭抗彎剛度研究[J]. 地下空間與工程學(xué)報(bào)，2008，4(5)：73-78.

(SUN Wenhao, JIAO Qizhu, XUE Guangqiao, et al. Study on Bending Stiffness of No-liner Segment Joint in Shield Tunnel[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2008, 4(5): 73-78. in Chinese)

[14]魯亮，孫越峰，柳獻(xiàn)，等. 地鐵盾構(gòu)隧道足尺整環(huán)結(jié)構(gòu)極限承載能力試驗(yàn)研究[J]. 結(jié)構(gòu)工程師，2012，28(6)：134-139.

(LU Liang，SUN Yuefeng, LIU Xian, et al. Full-Ring Experimental Study on the Ultimate Bearing Capacity of the Lining Structure of the Metro Shield Tunnel[J]. Structure Engineers，2012，28(6)：134-139. in Chinese)

[15]畢湘利，柳獻(xiàn)，王秀志，等. 通縫拼裝盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)極限承載力的足尺試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào)，2014，47(10)：117-127.

(BI Xiangli, LIU Xian, WANG Xiuzhi, et al. Experimental Investigation on the Ultimate Bearing Capacity of Continuous-Jointed Segmental Tunnel Linings[J]. China Civil Engineering Journal, 2014, 47(10): 117-127. in Chinese)

[16]黃大維，周順華，王秀志，等. 模型盾構(gòu)隧道管片縱縫接頭設(shè)計(jì)方法[J]. 巖土工程學(xué)報(bào)，2015，37(6)：1068-1076.

(HUANG Dawei，ZHOU Shunhua，WANG Xiuzhi, et al. Design Method for Longitudinal Segment Joints of Shield Tunnel Model[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2015, 37(6): 1068-1076. in Chinese)

[17]鄭文忠，趙軍衛(wèi). 混凝土局部受壓的三個(gè)基本問(wèn)題[J].哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，41(8)：1-5.

(ZHENG Wenzhong, ZHAO Junwei. Three Fundamental Problems in Concrete Local Compression[J].Journal of Harbin Institute of Technology，2009，41(8)：1-5. in Chinese)

[18]黃大維，畢宗琦，劉暢，等. 一種盾構(gòu)隧道管片縱縫接頭：中國(guó)，CN104612710A [P]. 2017-01-04.

[19]周順華，黃大維，劉暢，等. 盾構(gòu)隧道管片接縫防水密封結(jié)構(gòu)：中國(guó)，CN104612723A [P]. 2016-11-23.