盾构法T接隧道结构受力现场试验研究——以宁波轨道交通3号线联络通道为例

朱瑶宏， 高一民， 董子博， 柳 献, *

(1. 宁波大学建筑工程与环境学院, 浙江 宁波 315211； 2. 同济大学地下建筑与工程系， 上海 200092； 3. 宁波用躬科技有限公司, 浙江 宁波 315000)

0 引言

联络通道施工方法包括明挖法、冷冻法以及机械法等。目前，冷冻法已经有较成熟的理论研究[1-2]。机械法联络通道在国内外也都已经有一些应用[3-4]，但国内外有关采用机械法施工联络通道的设计计算理论研究以及工程经验相对滞后。盾构法联络通道作为一种比较先进的施工方法，施工过程中的施工工况节点还没有很好的划分方法，施工过程中主隧道外的荷载变化与结构响应等尚未研究清楚。一种全新工法需要积累大量数据才能摸清其变化规律，并反映到盾构隧道的设计与施工中来[5]。

现场原位测试是研究盾构隧道衬砌结构外荷载以及受力特性的有效手段。周文波等[6]进行了施工过程中盾构隧道管片结构内力的现场测试试验；梁禹等[7]和梁霄等[8]对管片衬砌在施工期间和施工后期所受的外荷载和结构内力进行了长期的现场追踪测试；王建等[9]对软土地基大直径地铁盾构隧道运营期衬砌结构受力特性进行了现场测试研究。由于施工荷载等改变导致的结构内力发生变化的机制总结也有较多研究[10-13]。2013年，Armin Strauss等[14]进行了主隧道开挖联络通道的现场研究，得到在冷冻法和支撑的帮助下，主隧道和内部设立的支撑的应变量较小。2016年，Georg Atzl等[15]针对在岩体中利用TBM修建联络通道的过程进行相关检测，研究了复合管片的响应。这些试验给出了不同条件下的现场试验方法及结论，但是目前还没有文献对采用机械法施工联络通道的现场试验进行研究。在该工法下，结构一直处于动态施工状态，而不是非常明确的施工步骤，结构响应有所不同，对工况的划分也是本试验研究的一个重点。

本研究依托宁波轨道交通3号线工程盾构区间联络通道的设计和施工，进行管片外部水土压力、管片结构内力以及螺栓轴力的全过程现场监测试验，获取主隧道衬砌结构施工全过程相关的受力真实数据，并对此过程进行工况划分，以探索采用机械法进行联络通道施工时，盾构隧道衬砌结构在施工阶段的受力特性，明确控制工况和控制截面，对结构设计提出建议。

1 现场试验研究背景

1.1 工程概况

现场试验研究依托工程为宁波轨道交通3号线一期工程儿童公园站—樱花公园站区间联络通道，儿童公园站—樱花公园站起点里程ZDK14+521.0，终点里程为ZDK15+402.266，隧道长度约881.266 m。联络通道里程为左线YDK15+043.000(右线为YDK15+043.000)，隧道中心埋深为18.7 m、线间距为17 m。该联络通道采用盾构法施工。

施工位置的土层如下(见图1)。 ⑤1黏土： 褐黄、灰黄色，层位起伏相对较大，层厚 1.0～10.2 m，平均厚度为 4.2 m，层顶埋深 17.5～31.0 m，层顶标高-15.29～-28.60 m，呈硬可塑状态；⑤3砂质粉土： 灰黄色，广泛分布，层位起伏相对较大，层厚1.9～14.0 m，平均厚度为8.63 m，层顶埋深 21.3～35.2 m，层顶标高-19.11～-32.69 m，呈稍密-中密状态，具有中压缩性。

图1联络通道剖面图

Fig. 1 Profile of connection passage

1.2 施工过程与工况转化

机械法联络通道施工如图2所示。即从始发端开始盾构切削管片到掘进完联络通道到接收端接收盾构，最后进行回收。

图2 机械法联络通道施工概念图 (单位： mm)

Fig.2 Profile of connection passage constructed by machinery (unit: mm)

主隧道特殊环共有3环，为钢-混凝土复合结构，特殊环A-A断面如图3所示，包含1个封顶块、2个相邻块和3个基本块。联络通道管片一共有24环(6环钢管片和18环混凝土管片)，钢管片包括始发端的2环、接收端的4环(最后的23环和24环在完成拼装后进行拆除)。

图3 特殊环A-A断面图 (单位： mm)

联络通道管片衬砌由1个封顶块、2个相邻块以及2个标准块组成。

1.2.1 施工过程

1)2018年7月12日前盾构下井至始发初始状态，是本次开始测量的起点。

2)内支撑体系预支撑阶段。开始时间为2018-07-12 T 14：00，历时106 h，内支撑体系施加预顶力，切削管片的准备阶段就绪，盾构进入始发状态。

3)盾构始发阶段。开始时间为2018-07-17 T 0：00，盾构开始切削始发端管片。

4)刀尖磨穿管片阶段。刀尖磨穿管片，此时发生漏水现象，从外侧涌入大量的水和土。

5)刀盘磨穿管片阶段。开始时间为2018-07-23 T 18：00，这一阶段刀盘继续磨管片，直到整个刀盘磨穿管片。

6)盾构掘进阶段。刀盘磨穿管片即进入盾构开始掘进阶段。盾构整个刀盘磨穿管片后，盾构掘进完成整个隧道，施工过程类似于普通盾构。

7)接收准备工作，接收套筒焊接完成。

8)接收端内支撑预撑阶段。5号台车就位后，先与特殊3环的钢套筒进行焊接；焊接特殊3环之间的环缝；内支撑体系施加预顶力，完成切削管片的准备阶段，进入接收状态。施加撑力的方法与始发相同。

9)刀尖顶住接收端阶段。开始时间为2018-08-10 T 14：30，即将进入接收端，刀尖顶住接收端管片，接收开始。

10)刀尖磨穿接收端管片阶段。开始时间为2018-08-12 T 11：00，类似于始发端。

11)盾构掘进接收阶段。开始时间为2018-08-12 T 11：00，刀尖磨穿管片即进入盾构开始接收阶段。盾构到达预定位置，并进行接收端的接收。后进行注浆，注浆完成后进行卸力。

12)完成接收后进行始发端的内支撑卸力。

1.2.2 工况转化

始发端可分为： 初始工况、预撑工况(步骤2)、盾构始发工况(步骤3/4/5)以及拆撑工况(步骤12)；接收端可分为： 初始工况、预撑工况(步骤8)、盾构接收工况(步骤9/10)以及拆撑工况(步骤11)。

2 现场试验方案

2.1 断面选取及测点布置

盾构法联络通道施工分为始发端与接收端，切削位置均为3环，中间1环为切削环，两边的环为半切削环。试验环管片如图4所示。

为探究新型衬砌结构在设计状态下的结构响应，测试试验过程中测量和测试的内容包括测量结构外部的水土荷载、主筋轴力和螺栓轴力等。始发端和接收端荷载测试截面如图5和图6所示。

内力的计算是根据有限元预分析结果，选取切削环3个内力控制截面、半切削环4个内力控制截面(见图5和图6中标号位置)布设钢筋轴力计，量测主筋轴力。根据试验监测得到各工况设计验算点钢筋轴力并进行内力计算，计算时假设各截面应变满足平截面假定，始发端和接收端内力测试截面如图7和图8所示。

(a) 1/3环始发拼装示意 (b) 2环始发拼装示意

(c) 1/3环接收拼装示意 (d) 2环接收拼装示意

图4试验环管片示意图

Fig. 4 Segment layout of tested ring

图5 始发端荷载测试截面

Fig.5 Load test cross-section at main tunnel of shield launching

图6 接收端荷载测试截面

2.2 传感器埋设安装与采集

传感器采用预埋的方法进行安装，其步骤如下： 1)将传感器组装在预制的角铁或钢板上； 2)将角铁或钢板焊接在近外弧面的钢筋笼上，在传感器表面粘贴纸板等保护材料； 3)传感器电缆线沿钢筋固定，端部涂抹防水胶，接入固定于内弧面的预制铁线盒内； 4)管片浇筑、养护，将管片外弧面保护纸板剥离，从内弧面铁线盒内拉出电缆线。安装过程如图9所示。

图7 始发端内力测试截面

Fig.7 Internal force test cross-section at main tunnel of shield launching

图8 接收端内力测试截面

Fig.8 Internal force test cross-section at main tunnel of shield arriving

(a) 传感器焊接 (b) 钢筋计安装

(c) 水土压力计安装 (d) 传感器接入预制线盒

(e) 试验管片浇筑 (f) 出模后外弧面水土压力计

图9传感器安装过程

Fig. 9 Installation procedure of sensors

在试验环管片拼装前对传感器进行初始读数，接入机箱后采用振弦式动态数据采集仪，每2 min采集一次数据。

3 现场试验数据分析

3.1 始发端数据分析

3.1.1 荷载空间分布变化规律

始发端3环外部压力变化较为类似，这里以具有代表性的中间1环的压力变化规律为例。为了了解各工况之间的变化规律，将上一工况与本工况绘制在同一张图中表示其变化规律，如图10所示。

(a) 初始工况荷载分布

(b) 预撑工况荷载分布

(c) 始发工况第1阶段荷载分布

(d) 始发工况第2阶段荷载分布

(e) 始发工况第3阶段荷载分布

(f) 最终工况荷载分布

图10始发端荷载空间分布(单位： kPa)

Fig.10 Load spatial distributions at main tunnel of shield launching (unit: kPa)

根据划分的受力阶段，取初始工况、预撑工况、始发工况和最终工况的代表性时刻进行外部压力对比。为了说明衬砌内力在不同阶段的变化情况，将始发工况分为3个阶段进行绘制，分别为盾构推力最大(2 500 kN)时刻的工况、管片被切削破洞的工况以及最终切削完成的工况。

理论值计算采用水土分算的方法，计算顶部超载为20 kPa、水位高度地下为1 m，土重度按照实际重度取值进行计算，侧向压力系数取实际数值(这里取0.4)计算得到结果。

1)初始工况，实测值与理论计算值误差较小，在10%以内。2)在预撑工况，由于内支撑顶部撑力增加，顶底的水土压力增加20～30 kPa，其余变化较小。3)在始发工况第1阶段，盾构处于最大推力的时刻，靠近切削侧的水土压力增大40 kPa左右，其余位置变化量较小。4)在始发工况第2阶段，由于管片被切穿，导致外部漏水，切削侧水土压力下降30～100 kPa，靠背侧(90°)下降50 kPa左右，底部的水土压力也下降50 kPa左右。5)在切削完成后的始发工况第3阶段，由于切削侧上部部分注浆导致切削侧上部水土压力增大，其余部分水土压力整体变化不大。6)在最终工况，即掘进一段时间后，水土压力和注浆压力归于稳定，整体水土压力趋于稳定。

注浆过程也为外部荷载变化的一个重要过程，注浆位置为225°和315°的注浆孔，主要为2次注浆，以弥补由于开洞导致的水土压力流失。注浆压力始发工况第2阶段共进行1次补浆，压力为200 kPa；最终工况进行1次补浆，压力为250 kPa。

3.1.2 盾构顶力及内支撑变化规律

1)内部盾构的推力是影响荷载分布较为重要的一个部分。始发端盾构顶力及行程如图11所示。

图11 始发端盾构顶力及行程示意图

Fig.11 Schematic diagram of jacking force and stroke of shield during shield launching

第1条竖线前为预撑工况，尚未开始顶进；第1条竖线和第2条竖线之间为始发工况，这一阶段的顶力较为稳定，为2 000 kN左右；第2条竖线后为掘进工况，顶力较切削管片有所增大，为4 000 kN左右。

2)由于横向支撑力较小且变化不大，这里以竖向支撑的顶力变化为例进行描述，内支撑全过程变化规律如图12所示。

第1条竖线前为预撑工况，人为施加顶撑力至500 kN； 第1条竖线和第2条竖线之间为始发工况，这一阶段在始发工况中缓慢下降至400 kN，后又主动调整至500 kN； 第2条竖线后为掘进工况，顶撑支撑力较为稳定。

图12 内支撑全过程变化规律

3.1.3 衬砌各环内力变化规律

由于内支撑的遮挡存在，收敛变形监测结果均较小，无法满足试验数据的精度。本文主要讨论衬砌内力变化的规律。

3.1.3.1 切削环内力分布

1)切削环不同角度弯矩分布如图13所示。由图可知： ①在预撑工况，由于预撑力的影响，切削环顶底336°和156°位置弯矩减小，腰部70°弯矩减小。②在始发工况第1阶段，靠近切削侧的顶部弯矩减小20 kN·m左右，这是由于盾构顶力对切削侧的内力有较大的影响。③在始发工况第2阶段，由于结构体系发生变化，靠近切削侧顶部336°的弯矩增大30 kN·m左右，且由于外部荷载发生了不均匀的变化，腰部弯矩增大15 kN·m。④在始发工况第3阶段和最终的测量工况，这一趋势保持，且由于底部的水土荷载减少较多且不均匀变化，底部弯矩有较大的减少。在顶部切削位置部分注浆后，顶部和腰部弯矩均增大20 kN·m左右。

图13 始发端切削环不同角度弯矩分布图

Fig.13 Bending moment distribution of cutting ring with different angles when shield launching

2)切削环不同角度轴力分布如图14所示。由图可知： ①在预撑工况，由于预撑力的影响，腰部轴力减小50 kN。②在始发工况第1阶段，顶部轴力减小100 kN，腰部70°轴力减小100 kN，这是由于盾构顶力对切削侧的内力有较大的影响。③在始发工况第3阶段，顶部轴力减小150 kN，腰部轴力增大200 kN。④在最终工况，顶部靠近切削位置注浆后，顶部轴力增大150 kN，其余位置变化较小。

图14 始发端切削环不同角度轴力分布图

Fig.14 Axial force distribution of cutting ring with different angles when shield launching

3.1.3.2 半切削环内力分布

1)由于对称性，这里选取其中一环半切削环进行绘制，半切削环不同角度弯矩如图15所示。由图可知： ①在预撑工况，半切削环各位置的弯矩均减少。 ②在后面的工况，顶部弯矩0°基本没有变化，底部弯矩(180°)在最终工况弯矩有较大的减少。③在接收工况第1阶段，腰部弯矩增大了30 kN·m。④在第2阶段弯矩增加了20 kN·m左右。⑤在最终工况，顶部靠近切削侧注浆后，弯矩增大了20 kN·m。

图15 始发端半切削环不同角度弯矩分布图

Fig.15 Bending moment distribution of half-cutting ring with different angles when shield launching

2)半切削环不同角度轴力分布如图16所示。由图可知： ①在预撑工况，由于预撑力的影响腰部轴力减小100 kN。②在始发工况第1阶段，顶部轴力减小200 kN，这是由于盾构顶力对切削侧的内力有较大的影响。③在始发工况第3阶段，顶部轴力增大150 kN，腰部轴力减小200 kN，主要由于此处的内支撑重新施加轴力的结果。④在最终工况，顶部轴力减小100 kN，其余位置变化较小。

图16 始发端半切削环不同角度轴力分布图

Fig.16 Axial force distribution of half-cutting ring with different angles when shield launching

3.1.4 纵向变形规律

纵向环缝螺栓分为切削环与半切削环间的螺栓以及半切削环与普通环之间的螺栓。由于对称性，这里选取一侧的数据进行分析。由于采集时间的间隔，这里选取主要发生变化的几个工况进行分析。分别选取初始工况、始发工况第2阶段、始发工况第3阶段以及最终工况进行分析(以半切削环的分块角度绘制隧道环)。螺栓轴力分布如表1和表2所示。

表1接收端不同工况下切削环和半切削环间螺栓轴力分布

Table 1 Axial force distributions of bolt between cutting ring and half-cutting ring when shield launching under different working conditions kN

螺栓位置初始工况始发工况2始发工况3最终工况0°5956575745°14642145135°4313116157.5°34183546225°25598265

表2接收端不同工况下半切削环和普通环间螺栓轴力分布

Table 2 Axial force distributions of bolt between half-cutting ring and normal ring when shield launching under different working conditions kN

螺栓位置初始工况始发工况2始发工况3最终工况0°2730242745°4540464490°105787276112.5°53414042135°51515052270°20413989315°45496950

从表1和表2可以看到：

1)切削环与半切削环之间的螺栓轴力和半切削环与普通环之间的螺栓轴力的变化规律是类似的。2)在初始工况，各位置的螺栓轴力预紧力为40～120 kN。3)在始发工况第2阶段，发生了破洞过程。靠近切削侧(270°)的螺栓轴力拉力变大，靠背侧(90°)的螺栓轴力拉力变小，而顶底的变化几乎没有。整体隧道产生了向切削侧弯曲的现象，且切削环与半切削环之间的螺栓轴力的变化量更大，变化量切削侧部分位置达到100 kN左右；而半切削环与普通环之间的螺栓轴力变化量较小，在30 kN以下。4)在始发工况第3阶段，完成了切削过程，可以看到这一过程与前一过程的变化规律是相类似的，变化量较第1阶段减小。5)在最终工况，即在切削完成几十h后螺栓轴力变化量较小，几乎没有变化。

3.2 接收端数据分析

3.2.1 荷载空间分布变化规律

始发端3环外部压力变化较为类似，这里以具有代表性的中间1环的外部压力变化规律为例，接收端荷载空间分布如图17所示。

(a) 初始工况荷载分布

(b) 预撑工况荷载分布

(c) 始发工况第1阶段荷载分布

(d) 始发工况第2阶段荷载分布

(e) 始发工况第3阶段荷载分布

(f) 注浆工况荷载分布

(g) 最终工况荷载分布

图17接收端荷载空间分布

Fig. 17 Load spatial distributions at main tunnel of shield arriving

根据3.1节划分的受力阶段，取初始工况、预撑工况、接收工况和最终工况的代表性时刻进行水土压力对比。为了说明衬砌内力在不同阶段的变化情况，将始发工况分为3个阶段进行绘制，分别为盾构推力最大(5 000 kN)时刻的工况、管片被切削破洞的工况以及最终切削完成的工况。

1)初始工况，实测值与理论计算值误差较小，除底部外均在10%以内，底部水土压力较小。2)在预撑工况，由于内支撑顶部撑力增加，顶底的水土压力增加20～30 kPa，被动土压力也增加了。3)在接收工况第1阶段，盾构处于最大推力的时刻，由于是从外向内切削，外部水土压力几乎没有变化。4)在接收工况第2阶段，外部水土压力变化量较小。5)在切削完成后，水土压力整体变化也不大，切削位置顶部压力增加160 kPa，此时已进行了部分注浆。6)在注浆工况，顶底压力增加40～100 kPa。7)在最终工况，即掘进一段时间后，水土压力归于稳定，顶部压力减小50 kPa。

注浆集中在45°和135°范围，主要在注浆工况下进行注浆，注浆压力为300 kPa左右。

3.2.2 盾构顶力及内支撑变化规律

1)盾构顶力在接收阶段的变化如图18所示。第1条竖线前为预撑工况；第1条竖线和第2条竖线之间为接收工况，该阶段的顶力较为稳定，为5 000 kN左右；第2条竖线后为掘进工况，顶力基本维持在4 000 kN左右。

2)接收端顶撑轴力在接收工况几乎没有什么变化，在掘进工况后有开始下降的趋势，如图19所示。

3.2.3 衬砌各环内力变化规律

3.2.3.1 切削环内力

1)切削环不同角度弯矩分布如图20所示。由图可知： ①在预撑工况，由于预撑力的影响切削环顶底24°和204°位置弯矩减小，腰部290°弯矩减小。②在接收工况第1阶段，靠近切削侧的顶部弯矩增加40 kN·m左右，这是由于盾构顶力对切削侧的内力有较大的影响。③在接收工况第2阶段，弯矩变化较小。④在接收工况第3阶段，腰部弯矩减小28 kN·m，切削侧顶部增大15 kN·m。⑤在注浆工况，腰部弯矩增大80 kN·m左右，顶部弯矩增大30 kN·m。⑥在最终工况，注浆压力缓慢消散后弯矩恢复至原始值。

图18 接收端盾构顶力及行程示意图

Fig.18 Schematic diagram of jacking force and stroke of shield during arriving

图19 接收端内支撑轴力示意图

Fig.19 Schematic diagram of inner support axial force during shield arriving

图20 接收端切削环不同角度弯矩分布图

Fig.20 Bending moment distribution of cutting ring with different angles when shield arriving

2)切削环不同角度轴力分布如图21所示。由图可知： ①在预撑工况，由于预撑力的影响切削环腰部290°轴力减小100 kN。②在接收工况第1阶段，腰部轴力增加100 kN，顶部24°轴力增加100 kN，这是由于顶进力的影响。③在接收工况第3阶段，顶部与腰部轴力均增大100 kN，而底部增量较少。④在注浆工况，由于荷载的不对称性，各位置的轴力有较大的变化。⑤在最终工况，轴力慢慢恢复。

图21 接收端切削环不同角度轴力分布图

Fig.21 Axial force distribution of cutting ring with different angles when shield arriving

3.2.3.2 半切削环内力

1)由于对称性，这里选取其中一环半切削环进行绘制。接收端半切削环不同角度弯矩如图22所示。由图可以看到： ①在预撑工况，半切削环各位置的弯矩均减少。②在后面的工况，各位置几乎没有变化。③在注浆工况，顶部与腰部增大了30 kN·m，在最终工况有所恢复。

图22 接收端半切削环不同角度弯矩分布图

Fig.22 Bending moment distribution of half-cutting ring with different angles when shield arriving

2)半切削环不同角度轴力分布如图23所示。由图可知： ①在预撑工况，由于预撑力的影响切削环腰部260°和270°轴力减小100 kN。②在接收工况第1阶段，腰部轴力增加200 kN左右，顶部轴力增加200 kN左右，这是由于顶进力的影响。③在接收工况第3阶段，顶部轴力增大100 kN。④在注浆工况，由于荷载的不对称性，各位置的轴力有较大的变化。⑤在最终工况，轴力慢慢恢复。

图23 接收端半切削环不同角度轴力分布图

Fig.23 Axial force distribution of half-cutting ring with different angles when shield arriving

3.2.4 纵向变形规律

纵向环缝螺栓分为切削环与半切削环间的螺栓以及半切削环与普通环之间的螺栓。由于对称性这里选取一侧的数据进行分析。由于采集时间的间隔，这里选取主要发生变化的几个工况进行分析。分别选取初始工况、始发工况第2阶段、始发工况第3阶段、注浆工况以及最终工况进行分析(以半切削环的分块角度绘制隧道环)。螺栓轴力如表3和表4所示。

表3接收端不同工况下切削环和半切削环间螺栓轴力分布

Table 3 Axial force distributions of bolt between cutting ring and half-cutting ring when shield launching under different working conditions kN

螺栓位置初始工况接收工况2接收工况3注浆工况最终工况45°6144504749202.5°6385964953247.5°2341415455292.5°110129131125122

表4接收端不同工况下半切削环和普通环间螺栓轴力分布

Table 4 Axial force distributions of bolt between half-cutting ring and normal ring when shield launching under different working conditions kN

螺栓位置初始工况接收工况2接收工况3注浆工况最终工况135°10093796467270°3251484345315°2442314143

从表3和表4可以看到： ①切削环与半切削环之间的螺栓轴力和半切削环与普通环之间的螺栓轴力的变化规律是类似的。②在初始工况，各位置的螺栓轴力预紧力为20～140 kN。③在始发工况第2阶段，即发生了破洞过程，靠近切削侧(90°)的螺栓轴力拉力变小，靠背侧(90°)的螺栓轴力拉力变大。整体隧道产生了背向切削侧弯曲的现象。轴力变化量较为均匀，为20 kN左右。④在始发工况第3阶段，即完成了切削过程，可以看到这一过程与前一过程的变化规律是相类似的，变化量较第1阶段减小。⑤在注浆工况，各位置的变化不均匀，说明受力的不均匀导致了环间的螺栓轴力变化不均匀。⑥在最终工况，即在切削完成几十h后变化量较小，几乎没有变化。

4 盾构法T接隧道全过程总结

全过程可以分为始发和接收2个阶段，2个阶段的变化规律是不相同的。

整体来看，始发端与接收端的变化情况不太相同。1)始发端主要发生改变的时刻是始发工况。①整个始发过程中，在第1阶段，盾构的顶力对3环的内力影响较大，轴力方面均匀影响，弯矩方面主要影响切削环；②在第2阶段，由于结构体系发生了变化，外部水进入隧道，全环的水土荷载均减小，切削环发生了悬臂效应，靠近切削侧的弯矩增大，腰部弯矩增大，半切削环的腰部弯矩也增大，即由于水土不平衡和结构体系的发生变化导致了内力发生重分布；③在第3阶段与第2阶段的变化类似。

2)接收端发生变化主要发生在接收工况和注浆工况。①接收工况第1阶段盾构顶力下，顶部轴力均增大，靠近切削侧的弯矩也增大；在第2阶段，各环变化量均不大，且发生了背向切削侧弯曲的现象；在第3阶段，切削环的变化与第1阶段类似。②注浆工况，由于荷载不平衡，内力变化较大。

5 结论与讨论

通过对宁波地铁3号线盾构法联络通道的现场研究，可得到以下结论：

1)始发过程与接收过程的破洞受力响应有较大的不同。始发过程和接收过程中结构响应变化较大的分别为始发工况和接收工况。

2)环内内力上，始发过程中对结构影响较大的是盾构顶力的变化和结构体系的变化。不同工况下弯矩变化较大的是切削环，且主要受到盾构切削力和外部荷载的变化，环间传力不明显。在始发工况第2阶段切削环的弯矩变化是最大的，弯矩变化在25%左右，均为弯矩增大，尤其切削侧变化较大。切削环和半切削环的轴力均有较大的变化，主要为顶部顶力减少200 kN左右，主要受到盾构顶力的影响，是不利于结构受力的。

3)在环间作用上，始发过程中结构体系发生变化是在始发工况的第2阶段，发生了外部荷载的变化以及纵向的弯曲效应，发生了朝向切削侧的弯曲。

4)接收过程与始发过程相类似，内力的变化主要发生在切削环，半切削环影响较小。环内内力上，接收过程中对结构影响较大的是盾构顶力的变化和外部注浆荷载的变化，即发生在接收工况的第1阶段和注浆工况，接收工况第1阶段切削侧弯矩增大30%；注浆工况靠背侧的弯矩增大50%，应引起注意。

5)在环间作用上，接收过程中结构体系发生变化后，即接收工况的第2阶段，内力变化不明显，但是同样发生了纵向的弯曲效应，发生了朝向接收切削侧的弯曲。在注浆工况，各环的内力以及环间的作用都有较大的响应，应引起注意。

6)从内支撑结构收敛和内力来看，在内支撑体系下，结构在切削过程中较为稳定，不需要特殊的破洞荷载下的结构设计。

7)从内支撑结构体系和切削环靠背侧、半切削环腰部的轴力数值来看，轴力增量在200 kN以下，破洞位置导致的轴力损失可以由其余位置共同承担。

目前尚未研究拆撑工况下的结构响应，本文主要通过内支撑的轴力预测拆撑工况后的响应，后续应继续这一研究。