朱瑤宏， 高一民， 董子博， 柳 獻(xiàn), *

(1. 寧波大學(xué)建筑工程與環(huán)境學(xué)院, 浙江 寧波 315211； 2. 同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系， 上海 200092； 3. 寧波用躬科技有限公司, 浙江 寧波 315000)

0 引言

目前聯(lián)絡(luò)通道的施工方法包括明挖法、冷凍法以及機(jī)械法等，其中明挖法目前采用的較少，冷凍法是目前使用較多的工法[1-2]，且有較為成熟的理論研究[3-4]。機(jī)械法聯(lián)絡(luò)通道在國(guó)外的應(yīng)用較多： 德國(guó)漢堡第四易北河隧道安全通道，墨西哥Emisor Oriente隧道旁出支線。在國(guó)內(nèi)的應(yīng)用主要包括：香港屯門(mén)至赤鱲角連接路橫通道[5]，南京地鐵盾構(gòu)區(qū)間隧道聯(lián)絡(luò)通道施工。明挖法只能適用于地面較為開(kāi)闊的環(huán)境；凍結(jié)法的工期一般較長(zhǎng)，造價(jià)也較高[6]； 而采用機(jī)械法施作的聯(lián)絡(luò)通效率較高，但是相應(yīng)的危險(xiǎn)性也較高。本文主要以此進(jìn)行研究。

國(guó)內(nèi)外對(duì)此也從試驗(yàn)和數(shù)值等方面進(jìn)行了研究。2007年，F(xiàn).Y. Hsiao等[7]進(jìn)行了巖土中隧道開(kāi)洞的研究，提出了不同巖土等級(jí)對(duì)隧道開(kāi)洞后主隧道響應(yīng)的影響。2010年，P.Mayer等[8]研究了利用超前導(dǎo)管進(jìn)行凍結(jié)法修建聯(lián)絡(luò)通道過(guò)程中的工法并利用有限元軟件進(jìn)行了相關(guān)的分析，這一工法中也采用了復(fù)合鋼管片。2013年，A.Strauss等[9]進(jìn)行了主隧道開(kāi)挖聯(lián)絡(luò)通道的現(xiàn)場(chǎng)研究，在凍結(jié)法和支撐的幫助下，主隧道和內(nèi)部設(shè)立的支撐應(yīng)變量較小。2015年，P.Spyridis等[10]進(jìn)行了開(kāi)洞的二維和三維分析，通過(guò)開(kāi)洞大小、約束條件等對(duì)這一問(wèn)題進(jìn)行了研究。2016年，LI等[11]計(jì)算了地鐵車(chē)站隧道與施工隧道交叉口隧道襯砌變形及力學(xué)特性。2016年，A.Georg等[12]在巖體中利用TBM修建聯(lián)絡(luò)通道的過(guò)程中進(jìn)行了相關(guān)檢測(cè)，而且本工程隧道管片采用了復(fù)合管片。國(guó)內(nèi)外對(duì)開(kāi)洞的分析從巖石到軟土，現(xiàn)場(chǎng)和數(shù)值都有較多的分析[13-16]，但是有關(guān)室內(nèi)試驗(yàn)的研究較少。

本試驗(yàn)依托寧波地鐵聯(lián)絡(luò)通道施工新技術(shù)——盾構(gòu)法施作聯(lián)絡(luò)通道的施工方法進(jìn)行研究。通過(guò)研究隧道開(kāi)洞過(guò)程，確定工況的變化以及測(cè)量結(jié)構(gòu)的響應(yīng)；通過(guò)模擬該施工過(guò)程中的出洞過(guò)程而設(shè)計(jì)的7環(huán)整環(huán)試驗(yàn)，可以得到各襯砌環(huán)結(jié)構(gòu)在既定荷載條件下的結(jié)構(gòu)裂縫、結(jié)構(gòu)收斂變形、縱縫張開(kāi)、環(huán)縫張開(kāi)及錯(cuò)臺(tái)、結(jié)構(gòu)內(nèi)力等指標(biāo)。試驗(yàn)得到了切削主隧道襯砌結(jié)構(gòu)這一過(guò)程中的響應(yīng)，以期為后續(xù)工法開(kāi)洞分析提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)方案

1.1 加載系統(tǒng)

試驗(yàn)加載系統(tǒng)一共可以加載7環(huán)管片，每環(huán)包括24個(gè)加載點(diǎn)，每個(gè)加載點(diǎn)為可進(jìn)行3種控制的液壓千斤頂系統(tǒng)。加載裝置如圖1所示。

3種控制方法分別為荷載控制、位移控制以及荷載-位移曲線控制。荷載控制即加載至額定荷載，位移控制即控制千斤頂伸縮至固定位移值，荷載-位移曲線控制即根據(jù)土的基床系數(shù)和千斤頂位移確定此時(shí)的荷載值。

圖1 加載裝置

1.2 加載試件

本試驗(yàn)的試件采用寧波地鐵原型管片，襯砌環(huán)外徑6 200 mm，內(nèi)徑5 500 mm，管片厚350 mm，4環(huán)標(biāo)準(zhǔn)環(huán)寬1 200 mm，3環(huán)特殊環(huán)寬1 500 mm。管片采用C50混凝土與HRB400鋼筋，全環(huán)由1塊封頂塊(F，中心位置為45°)、2塊鄰接塊(L1、L2)、3塊標(biāo)準(zhǔn)塊(B1、B2、B3)組成，封頂塊弧度為20°，其余分塊占據(jù)弧度為68°。特殊環(huán)的B1、B3塊除開(kāi)洞位置外其余部位采用鋼管片。開(kāi)洞位置為可切削混凝土，開(kāi)洞位置為270°正中，開(kāi)洞大小為盾構(gòu)刀盤(pán)直徑(3 290 mm，略大于聯(lián)絡(luò)通道直徑3 150 mm)?？v向環(huán)間凹凸榫的剛度為70～100 kN/mm。管片的構(gòu)造如圖2所示。

圖2 管片結(jié)構(gòu)示意圖

試驗(yàn)采用的7環(huán)管片，中間3環(huán)是盾構(gòu)切削的管片，第4環(huán)為切削環(huán)，切削完成后洞口位置全部被切削掉；第3環(huán)和第5環(huán)為半切削環(huán)，切削結(jié)束后只有一半的管片被切削掉；其余4環(huán)為普通環(huán)。其中中間3環(huán)采用通縫拼裝，其余4環(huán)采用錯(cuò)縫拼裝。拼裝方式和角度如圖3和圖4所示。試驗(yàn)中采用可主動(dòng)施加預(yù)頂力的內(nèi)支撐來(lái)保證隧道的整體穩(wěn)定性，內(nèi)支撐體系如圖5所示。

(a) 試驗(yàn)正視圖

(b) 試驗(yàn)左視圖(選取第4環(huán))

(a) 3/4/5環(huán)拼裝示意圖 (b) 2/7環(huán)拼裝示意圖 (c) 1/6環(huán)拼裝示意圖

圖5 內(nèi)支撐體系示意圖

1.3 測(cè)試方案

為探究新型襯砌結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，試驗(yàn)中測(cè)量和測(cè)試的內(nèi)容包括結(jié)構(gòu)收斂變形、縱縫張開(kāi)及錯(cuò)臺(tái)、環(huán)縫張開(kāi)、主筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變、內(nèi)支撐應(yīng)變等。

1.4 荷載設(shè)計(jì)

試驗(yàn)根據(jù)3號(hào)線埋深14 m，側(cè)壓力系數(shù)取0.71，基床系數(shù)采用18 MPa/m。頂管機(jī)頂力維持在1 000～2 000 kN，最大頂力為2 000 kN。試驗(yàn)采用如下方式加載。

1)按照實(shí)際埋深設(shè)計(jì)，采用荷載控制的加載方式，各組千斤頂同步加載，分別按照設(shè)計(jì)荷載的0.20、0.40、0.60、0.70、0.80、0.85、0.90、0.95、1.00倍分9步加載至設(shè)計(jì)荷載；再將底部千斤頂修改為位移控制，將腰部千斤頂修改為荷載-位移曲線控制的加載方式模擬被動(dòng)土壓力。

2)內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)分級(jí)加載至預(yù)定支撐力工況。按照10%分10級(jí)逐步加載，每根頂撐最終額定值為700 kN，每根前后撐最終額定值為50 kN。

3)模擬盾構(gòu)正常切削，盾構(gòu)開(kāi)始切削管片，直至切削環(huán)破洞結(jié)束。

4)切削結(jié)束后將內(nèi)支撐的撐力進(jìn)行卸載，模擬切削完成后等待水土荷載穩(wěn)定后進(jìn)行內(nèi)支撐卸載的過(guò)程。卸載過(guò)程采用預(yù)撐工況的加載表反向進(jìn)行卸載。

2 試驗(yàn)過(guò)程

2.1 加載過(guò)程

試驗(yàn)過(guò)程選取第4環(huán)、第5環(huán)和第6環(huán)的頂?shù)资諗孔冃芜M(jìn)行描述，如圖6所示。設(shè)計(jì)荷載加載至第9級(jí)后切削環(huán)、半切削環(huán)和普通環(huán)同步頂?shù)资諗拷咏?5 mm(圖中特征點(diǎn)①)；在保壓后進(jìn)行最后一級(jí)加載，各環(huán)頂?shù)资諗吭黾又?7 mm左右(圖中特征點(diǎn)②)；根據(jù)荷載位移曲線，在將腰部改為荷載位移控制后頂?shù)资諗垦杆贉p小至15 mm左右(圖中特征點(diǎn)③)。施加頂撐的預(yù)頂力分為2級(jí)加載，2次均勻施加預(yù)頂力都使頂?shù)资諗繙p少1 mm左右(圖中特征點(diǎn)④和特征點(diǎn)⑤)；在盾構(gòu)切削管片后頂?shù)资諗烤徛黾?，切削盾?gòu)最大頂力達(dá)到1 700 kN(圖中特征點(diǎn)⑥)；在切削過(guò)程中將頂撐進(jìn)行部分卸載，可以看到切削環(huán)的頂?shù)资諗垦杆僭龃? mm(圖中特征點(diǎn)⑦)。在切削完成后(見(jiàn)圖7)進(jìn)行內(nèi)支撐頂撐的卸力，各環(huán)頂?shù)资諗烤鶆蛟黾? mm左右，較初始工況，拆撐工況切削環(huán)的頂?shù)资諗吭龃? mm左右，其余增加不大(圖中特征點(diǎn)⑧)。

圖6 各環(huán)收斂變形曲線

圖7 切削結(jié)束后內(nèi)弧面示意圖

2.2 加載過(guò)程中的結(jié)構(gòu)性能

針對(duì)加載過(guò)程中各環(huán)的收斂變形，選擇特殊工況對(duì)各環(huán)的結(jié)構(gòu)性能進(jìn)行研究。分別選?。?圖6中特征點(diǎn)③，土體改為被動(dòng)土壓力的初始工況；圖6中特征點(diǎn)⑤，內(nèi)支撐施加頂撐撐力后的預(yù)撐工況；圖6中特征點(diǎn)⑧，盾構(gòu)始發(fā)結(jié)束后的工況；圖6中特征點(diǎn)⑨，切削結(jié)束后內(nèi)支撐卸力后的工況，為拆撐工況。

2.2.1 收斂變形

在整個(gè)切削過(guò)程中底部千斤頂采取位移控制，用來(lái)被動(dòng)抵消其余各位置的千斤頂荷載，各環(huán)的底部收斂變化均較小，位移均在0.1 mm以內(nèi)。所以頂?shù)资諗颗c頂部向下的位移基本相同。

切削環(huán)在各工況下的收斂變形如圖8所示。在設(shè)計(jì)荷載下，初始工況頂?shù)资諗孔冃沃禐?7 mm左右，腰部270°收斂變形值為-9 mm，腰部90°收斂變形值為-8 mm；預(yù)撐工況下，頂部收斂變形值減小至15 mm左右，腰部收斂變形值各減小至-8 mm和-7 mm；在盾構(gòu)始發(fā)工況下，切削環(huán)腰部270°收斂變形值增加至-10 mm。盾構(gòu)始發(fā)工況下，切削環(huán)在切削側(cè)(325°)的接縫張開(kāi)量增加2 mm。錯(cuò)臺(tái)的現(xiàn)象與張開(kāi)相似，切削側(cè)(325°)的管片向內(nèi)錯(cuò)臺(tái)1～2 mm；拆撐工況下，切削環(huán)頂部收斂變形值增加至19.5 mm，腰部90°與270°收斂變形值增加至-11 mm和-9 mm。

(a) 切削環(huán)初始工況收斂 (b) 切削環(huán)預(yù)撐工況收斂

(c) 盾構(gòu)始發(fā)工況收斂 (d) 拆撐工況收斂

半切削環(huán)收斂變形采用第3環(huán)為例，在各工況下的收斂變形如圖9所示。在設(shè)計(jì)荷載下，初始工況頂?shù)资諗孔冃沃禐?6 mm左右，腰部270°收斂變形值為-8 mm，腰部90°收斂變形值為-8 mm； 預(yù)撐工況下，頂部收斂變形值減至14 mm，腰部收斂變形值均減少至-7 mm； 在盾構(gòu)始發(fā)工況下，半切削環(huán)收斂變形幾乎沒(méi)有變化； 拆撐工況下，半切削環(huán)頂部收斂變形值增加至18 mm，腰部90°與270°收斂變形值增加至-10 mm；半切削環(huán)的接縫張開(kāi)幾乎沒(méi)有變化。

普通環(huán)收斂變形采用第2環(huán)為例，在各工況下的收斂變形如圖10所示。在設(shè)計(jì)荷載下，初始工況頂?shù)资諗孔冃沃禐?6 mm，腰部270°收斂變形值為-8 mm，腰部90°收斂變形值為-7 mm；預(yù)撐工況下，頂部收斂變形值減小至14 mm，腰部收斂變形值分別減小至-7 mm和-6 mm；在盾構(gòu)始發(fā)工況下，普通環(huán)收斂變形幾乎沒(méi)有變化；拆撐工況下，普通環(huán)頂部收斂變形值增加至17 mm，腰部90°與270°收斂變形值分別增加至-9 mm和-8 mm；普通環(huán)的接縫張開(kāi)量幾乎沒(méi)有變化。

(a) 半切削環(huán)初始工況收斂 (b) 半切削環(huán)預(yù)撐工況收斂

(c) 半切削環(huán)盾構(gòu)始發(fā)工況收斂 (d) 半切削環(huán)拆撐工況收斂

(a) 普通環(huán)初始工況收斂 (b) 普通環(huán)預(yù)撐工況收斂

(c) 普通環(huán)盾構(gòu)始發(fā)工況收斂 (d) 普通環(huán)拆撐工況收斂

除了各環(huán)的收斂變形，還測(cè)量了環(huán)間的環(huán)縫張開(kāi)。各環(huán)環(huán)間環(huán)縫的張開(kāi)量均在2 mm以內(nèi)，中間3環(huán)頂?shù)籽康膹堥_(kāi)在最后3個(gè)工況中變化均不大，整體性較好。

2.2.2 結(jié)構(gòu)內(nèi)力

結(jié)構(gòu)內(nèi)力擬采用2個(gè)工況之間對(duì)比的方式進(jìn)行繪制描述。切削環(huán)內(nèi)力如圖11所示。

切削環(huán)初始工況頂部正彎矩和腰部負(fù)彎矩大約為180 kN·m，頂?shù)孜恢幂S力最小，腰部軸力最大。頂?shù)壮跏驾S力在1 400 kN左右，腰部初始軸力在1 600 kN左右。在預(yù)撐工況下，可以看到由于腰部的外荷載增大，頂部彎矩減小至180 kN·m，腰部彎矩下降20 kN·m左右；預(yù)撐工況下腰部軸力減少400 kN，頂部軸力幾乎不變。盾構(gòu)始發(fā)工況下頂部彎矩靠近切削側(cè)(270°)開(kāi)始減小，減小30 kN·m左右，靠近靠背側(cè)(90°)的彎矩增大10 kN·m左右；頂部軸力減小300 kN左右，從橫鴨蛋形向喇叭形過(guò)渡，軸力整體變化不大。在內(nèi)支撐進(jìn)行卸力后，頂部彎矩增大30 kN·m左右，腰部彎矩增大10 kN·m左右；頂?shù)缀脱枯S力均增大200 kN左右。

(a) 切削環(huán)初始彎矩圖(單位： kN·m) (b) 切削環(huán)初始軸力圖(單位： kN)

(c) 切削環(huán)預(yù)撐工況彎矩圖(單位： kN·m) (d) 切削環(huán)預(yù)撐工況軸力圖(單位： kN)

(e) 切削環(huán)盾構(gòu)始發(fā)工況彎矩圖(單位： kN·m) (f) 切削環(huán)盾構(gòu)始發(fā)工況軸力圖 (單位： kN)

(g) 切削環(huán)拆撐工況彎矩圖(單位： kN·m) (h) 切削環(huán)拆撐工況軸力圖(單位： kN)

半切削環(huán)的內(nèi)力分布如圖12所示，由于對(duì)稱性這里選取了半切削環(huán)第3環(huán)的內(nèi)力進(jìn)行分析。

半切削環(huán)初始工況頂部正彎矩和腰部負(fù)彎矩為180 kN·m左右，頂?shù)孜恢幂S力最小，腰部軸力最大。頂?shù)壮跏驾S力在1 400 kN左右，腰部初始軸力在1 600 kN左右。在預(yù)撐工況下，由于腰部的外荷載增大，頂部彎矩減小至160 kN·m，腰部彎矩下降20 kN·m左右。預(yù)撐工況下腰部軸力減少400 kN，頂部軸力幾乎不變，與切削環(huán)幾乎相同。盾構(gòu)始發(fā)工況下頂部彎矩靠近切削側(cè)(270°)的開(kāi)始減小，減小10 kN·m左右，較切削環(huán)的減少量?。辉谇邢鹘Y(jié)束后，半切削環(huán)的彎矩變化不大，軸力整體變化也不大。在內(nèi)支撐進(jìn)行卸力后，頂部彎矩增大30 kN·m左右，腰部彎矩增大50 kN·m左右，頂?shù)缀脱枯S力均增大200 kN左右。

(a) 半切削環(huán)初始工況彎矩圖(單位： kN·m) (b) 半切削環(huán)初始工況軸力圖(單位： kN)

(c) 半切削環(huán)預(yù)撐工況彎矩圖(單位： kN·m) (d) 半切削環(huán)預(yù)撐工況軸力圖(單位： kN)

(e) 半切削環(huán)盾構(gòu)始發(fā)工況彎矩圖(單位： kN·m) (f) 半切削環(huán)盾構(gòu)始發(fā)工況軸力圖(單位： kN)

(g) 半切削環(huán)拆撐工況彎矩圖(單位： kN·m) (h) 半切削環(huán)拆撐工況軸力圖(單位： kN)

由于對(duì)稱性，選取了普通環(huán)第2環(huán)的內(nèi)力進(jìn)行分析，普通環(huán)的內(nèi)力分布如圖13所示。初始工況下，普通環(huán)頂部正彎矩和腰部負(fù)彎矩約為140 kN·m，頂?shù)孜恢幂S力最小，腰部軸力最大；頂?shù)壮跏驾S力在1 100 kN左右，腰部初始軸力在1 200 kN左右。在預(yù)撐工況下，由于腰部的外荷載增大，頂部彎矩減小至135 kN·m，腰部彎矩下降10 kN·m左右；腰部軸力減少100 kN，頂部軸力幾乎不變，與切削環(huán)幾乎相同。盾構(gòu)始發(fā)工況下頂部彎矩增加5 kN·m，腰部(90°)彎矩增大20 kN·m左右，軸力整體變化較小。在內(nèi)支撐進(jìn)行卸力后，頂部彎矩增大5 kN·m左右，腰部彎矩增大20 kN·m左右；頂?shù)缀脱枯S力均增大200 kN左右。

(a) 普通環(huán)初始工況彎矩圖(單位： kN·m) (b) 普通環(huán)初始工況軸力圖(單位： kN)

(c) 普通環(huán)預(yù)撐工況彎矩圖(單位： kN·m) (d) 普通環(huán)預(yù)撐工況軸力圖(單位： kN)

(e) 普通環(huán)盾構(gòu)始發(fā)工況彎矩圖(單位： kN·m) (f) 普通環(huán)盾構(gòu)始發(fā)工況軸力圖(單位： kN)

(g) 普通環(huán)拆撐工況彎矩圖(單位： kN·m) (h) 普通環(huán)拆撐工況軸力圖(單位： kN)

2.3 內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)響應(yīng)

試驗(yàn)還測(cè)試了內(nèi)支撐系統(tǒng)后撐的受力情況： 后撐內(nèi)側(cè)中心線的縱向應(yīng)變?cè)谑及l(fā)工況前基本在50 με以下，在盾構(gòu)始發(fā)的情況下應(yīng)變達(dá)到100 με左右；在拆撐工況后，應(yīng)變又恢復(fù)到50 με以下，整體應(yīng)力值較??；在環(huán)向方向上，整個(gè)后撐的應(yīng)變變化不明顯，環(huán)向上的彎曲不明顯。由實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)可得，內(nèi)支撐環(huán)向和縱向的彎曲都不明顯。

3 破洞效應(yīng)探究

通過(guò)收斂變形和內(nèi)力的變化規(guī)律，從初始工況、預(yù)撐工況、盾構(gòu)始發(fā)工況與拆撐工況4個(gè)工況總結(jié)破洞效應(yīng)。

1)在沒(méi)有切削的初始工況下，各環(huán)之間的收斂以及內(nèi)力是基本相似的，模擬了在實(shí)際地層中隧道的受力情況。

2)在預(yù)撐工況下，可以看到整體各環(huán)的收斂變形與內(nèi)力變化一致，包括沒(méi)有收到預(yù)撐直接影響的第7環(huán)收斂也有相類似的收斂變形。環(huán)間作用較好，基本可以協(xié)調(diào)變形。

3)在盾構(gòu)始發(fā)工況下，切削環(huán)的切削側(cè)(270°)發(fā)生2 mm向外的收斂變形，其余位置由于內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)的作用變化不大。靠近切削側(cè)(270°)的內(nèi)力發(fā)生較大的變化，其彎矩增大，靠近靠背側(cè)(90°)彎矩減少，半切削環(huán)相應(yīng)位置的彎矩也有部分變化。最終切削完成后，半切削環(huán)的內(nèi)力變化類似于切削環(huán)的內(nèi)力變化，幅度較小，普通環(huán)幾乎沒(méi)有內(nèi)力變化。這一過(guò)程中，結(jié)構(gòu)體系發(fā)生變化，主要是切削環(huán)靠近切削側(cè)(270°)內(nèi)力變化較大，其余變化較少。

4)在拆撐工況下，切削環(huán)的頂部彎矩迅速增大，腰部彎矩也增大。半切削環(huán)受此影響也產(chǎn)生了相同的效應(yīng)，變化方向相同，直至穩(wěn)定。普通環(huán)的變化趨勢(shì)相同，數(shù)值較小。

5)隧道破洞拆撐后整體收斂變形較為穩(wěn)定，變化在5 mm以內(nèi)，主隧道結(jié)構(gòu)內(nèi)力變化維持在80 kN·m以內(nèi)。

綜上所述： 環(huán)間作用較強(qiáng)的隧道局部破洞的過(guò)程中，越靠近切削側(cè)(270°)的內(nèi)力變化越明顯，遠(yuǎn)離切削側(cè)的各環(huán)變形與內(nèi)力(0°～180°)基本協(xié)調(diào)；各個(gè)工況下只有切削環(huán)的切削側(cè)(270°)在盾構(gòu)始發(fā)工況下有較大的內(nèi)力變化，其余位置的其余工況基本為協(xié)調(diào)變化，包括拆撐工況下的切削環(huán)。

4 結(jié)論與建議

通過(guò)對(duì)寧波地鐵3號(hào)線盾構(gòu)法聯(lián)絡(luò)通道1∶1模型試驗(yàn)的研究，研究7環(huán)管片在中間環(huán)破洞后的整體隧道響應(yīng)，可得到以下結(jié)論。

1)隧道局部破洞以后整體隧道的裂縫較小，整體性完好，各環(huán)監(jiān)測(cè)部位內(nèi)力也較小，該工法是安全的。

2)在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，在沒(méi)有考慮聯(lián)絡(luò)通道結(jié)構(gòu)對(duì)結(jié)構(gòu)支撐作用的前提下環(huán)間作用較好，7環(huán)的變形與內(nèi)力雖然有差異，但基本是相互協(xié)調(diào)的。主要發(fā)生的不平衡荷載在于盾構(gòu)始發(fā)階段切削過(guò)程中切削環(huán)切削部位單獨(dú)受力，切削部位對(duì)稱位置是較為均勻的受力狀態(tài)。建議在實(shí)際工程中嚴(yán)格控制盾構(gòu)的頂進(jìn)力，使切削側(cè)的內(nèi)力變化在可控范圍內(nèi)。

3)所有試驗(yàn)環(huán)變形和內(nèi)力變化最大的工況是拆撐工況，由于整體性，切削環(huán)頂?shù)资諗恐槐绕溆喹h(huán)大0.5～1 mm。內(nèi)力頂部彎矩的增加和腰部彎矩的增加與半切削環(huán)基本相似，相差較小；環(huán)間傳力基本集中在中間3環(huán)，其余4環(huán)的影響較小；普通環(huán)幾乎沒(méi)有內(nèi)力的變化。建議在實(shí)際工程中重點(diǎn)關(guān)注監(jiān)測(cè)切削位置中間3環(huán)的變形與內(nèi)力，其余各環(huán)的變化較小，可進(jìn)行一般性監(jiān)測(cè)。

4)在切削過(guò)程中，由于內(nèi)支撐剛度較大，各環(huán)的收斂變形與內(nèi)力變化均較小，環(huán)間傳力現(xiàn)象不明顯。相比較而言，拆撐工況是所有工況中環(huán)間傳遞最為明顯的工況，建議可以通過(guò)修改內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)體系，使全過(guò)程環(huán)間傳力較為均勻。

通過(guò)本文進(jìn)行的盾構(gòu)法聯(lián)絡(luò)通道施工方法的足尺模擬試驗(yàn)，探尋了多環(huán)管片開(kāi)洞后的安全性問(wèn)題，明確了內(nèi)力重分布發(fā)生的主要位置和傳力過(guò)程發(fā)生的主要工況。一方面驗(yàn)證了足尺試驗(yàn)?zāi)M施工過(guò)程的可行性，今后新工法的推廣可以采用類似的模擬方法；另一方面本試驗(yàn)為類似條件下推廣該工法提供了理論支持。但是在本文的研究中，沒(méi)有考慮聯(lián)絡(luò)通道本身結(jié)構(gòu)對(duì)主隧道結(jié)構(gòu)的影響，本質(zhì)上聯(lián)絡(luò)通道本身結(jié)構(gòu)的存在是有利于結(jié)構(gòu)受力的，更有利于環(huán)間傳力，在后續(xù)研究中，應(yīng)該考慮這一影響；同時(shí)，對(duì)于盾構(gòu)法聯(lián)絡(luò)通道進(jìn)洞過(guò)程還需進(jìn)一步研究。