地鐵盾構隧道縱縫接頭螺栓形式對比試驗研究

朱瑤宏，柳獻，張晨光，張宸

(1.寧波市軌道交通工程建設指揮部，浙江 寧波 310006;

2.同濟大學 地下建筑與工程系，上海 200092)

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地鐵盾構隧道縱縫接頭螺栓形式對比試驗研究

朱瑤宏1，柳獻2，張晨光2，張宸2

(1.寧波市軌道交通工程建設指揮部，浙江 寧波 310006;

2.同濟大學 地下建筑與工程系，上海 200092)

摘要:管片接頭是盾構隧道整環結構中的薄弱環節，隧道管片間多以螺栓連接，并有直螺栓、彎螺栓等幾種結構形式。以盾構隧道管片縱縫接頭為試驗對象，采用足尺試驗方法，針對不同螺栓形式的接縫，對盾構隧道縱縫接頭的極限承載性能進行研究，明確不同接頭的破壞過程，并分析比較不同螺栓形式對接縫受力性能的影響規律。

關鍵詞：盾構隧道；縱縫接頭；連接螺栓；極限承載力

盾構隧道襯砌為裝配式結構，接縫多以螺栓連接，從目前已進行的整環足尺試驗來看，結構的破壞始于接縫處，接縫的構造形式及極限承載能力在整環結構承載中占有重要地位。對于接頭的設計，一般近似地將接頭面看作是連續的鋼筋混凝土截面，將螺栓看作受拉鋼筋[1]。然而，不同螺栓形式的接縫受力性能會有所差異，而目前設計計算對此尚未完善。王慎堂[2]對管片常用接頭形式進行了整理，螺栓有單排直螺栓、單排彎螺栓、斜螺栓等幾種連接形式。嚴佳梁[3]對隧道通常采用的接頭形式、構造及適應性進行歸類，短直螺栓與單彎螺栓接頭均有較好的抗彎剛度及防水能力。總體來看，隧道襯砌接頭螺栓形式主要有直螺栓、彎螺栓、斜螺栓等幾種。國內管片連接的螺栓在早期上海地鐵中以直螺栓為主，直螺栓制作簡單，方便施工，得到廣泛使用，但其預留較大的手孔，對管片襯砌削弱較大。彎螺栓接頭對管片截面的削弱小，但鋼材用鋼量大，安裝困難，若管片錯位易造成手孔混凝土開裂。斜螺栓接頭是在一側管片中預埋連接套筒，在另一側設置較小的手孔，其預留手孔小，拼裝時用直螺栓從手孔中斜向插入，與榫槽配合使用。不同螺栓形式的接頭構造見圖1。

(a)直螺栓接頭；(b)彎螺栓接頭；(c)斜螺栓接頭圖1　螺栓接頭Fig.1 Bolted joint

由于接縫受力以及接觸面構造的復雜性，工程上經常采用試驗的方法為設計計算和接頭改進提供依據，國內學者已進行了相關方面的盾構隧道接頭試驗。張厚美等[4]通過管片接頭試驗確定了某一大型隧道管片接頭剛度，研究了接頭受力、變形及破壞過程。蘭學平等[5]針對上海長江隧道襯砌結構接頭，得到斜螺栓縱縫接頭轉角剛度。閆志國等[6]結合青草沙水源地原水工程，通過管片接頭原型荷載試驗，對縱縫轉角剛度、縱縫(環縫)剪切剛度和彎矩傳遞系數進行研究。周海鷹等[7]以盾構隧道襯砌接頭荷載試驗為依據，對彎螺栓接頭抗彎剛度主要影響因素進行了分析。對于目前的接頭試驗，重點研究直螺栓接頭在設計階段下的轉角剛度，對于不同螺栓形式的接頭仍然采用相同的計算方法及計算剛度，缺乏對不同螺栓形式的接頭進行受力性能的比較研究。本文以盾構隧道縱縫接頭為研究對象，針對不同螺栓形式的接縫，開展了頂部超載、周邊卸載2種工況下的接縫極限承載能力試驗，對盾構隧道縱縫接頭的極限承載性能進行了研究，分析得到了接頭破壞的關鍵性能點，比較了不同螺栓形式對接縫受力性能的影響。

1試驗概況

1.1　試驗工況

試驗針對盾構隧道管片縱縫接頭進行模擬加載，試驗工況考慮為盾構隧道管片在地面堆土和周邊基坑開挖，模擬工況分別為頂部超載工況、周邊卸載工況。根據已有通縫拼裝盾構隧道極限承載力的足尺試驗[8]，對其試驗結果進行內力提取得到，地面超載工況中正彎矩接頭處的M/N約為0.3 m，負彎矩接頭處M/N約為0.15 m。卸載工況中，加載至設計荷載后正、負彎矩接頭處軸力變化不大，彎矩逐漸增大。

1.2　試件設計

試驗試件為采用直螺栓和彎螺栓作為接頭連接的盾構隧道管片，直螺栓接頭參照上海地鐵中埋通縫拼裝盾構隧道管片制作，其外直徑為6 200 mm，管片厚350 mm，環寬1 200 mm，混凝土強度等級為C55，管片縱縫采用2根5.8級M30直螺栓連接。彎螺栓接頭參照寧波地鐵中埋錯縫拼裝盾構隧道管片制作，其內外徑及環寬尺寸與上海管片相同，管片縱縫采用2根5.8級M30彎螺栓連接。試驗對原始標準塊試件進行切割，拼接成縱縫接頭，對縱縫接頭進行加載試驗，拼接接頭試件見圖2。根據受力的不同，縱縫接頭可分為正彎矩接縫、負彎矩接縫，以內弧面受拉為正。

(a) 直螺栓接頭；(b) 彎螺栓接頭圖2　縱縫接頭試件Fig.2 Specimen of longitudinal joint

由于接縫內外側嵌縫構造的存在，縱縫接頭可分為外緣混凝土、核心混凝土、內緣混凝土。其中，核心區混凝土是指盾構隧道拼裝完成之后初始狀態下管片間相互密貼的區域，外緣混凝土和內緣混凝土是指在核心區混凝土內外兩側由于構造設計管片間不密貼的區域。直螺栓接頭與彎螺栓接頭的接縫面構造一致，螺栓位置略有不同，直螺栓中心點距內弧面120 mm，彎螺栓中心點距內弧面140 mm，接頭細部構造見圖3。

(a) 直螺栓接頭；(b) 彎螺栓接頭圖3　縱縫接頭細部構造Fig.3 Structure details of longitudinal joint

1.3　加載系統

試驗采用盾構管片接頭試驗加載系統進行加載，加載系統由主加載框架、垂向及水平向加載作動器、加載支座及控制器組成，可以實現對隧道管片襯砌結構的雙向加載。在各試驗工況中，豎向力P由垂向加載制動器施加，然后通過多點等值鋼梁作用在試件上，水平力N由水平向加載制動器施加，通過端部支座作用在試件上，見圖4。

圖4　接頭試驗裝置正視圖Fig.4 View of joint test device

1.4　加載方案

加載系統中通過水平加載制動器施加軸力，通過垂向加載制動器施加豎向力，通過對加載力進行換算得到彎矩。試驗前對整環足尺試驗下縱縫接頭內力進行分析，并基于控制截面內力等效的原則來設計試驗荷載。

頂部超載工況，正、負彎矩接頭試驗加載過程分2個階段，N和Fy的關系如下：

1)正彎矩接頭按照偏心距(M/N)為0.3m進行加載，負彎矩接頭按照偏心距(M/N)為0.15 m進行加載。水平力N每級加載50 kN，對應豎向力P按照偏心距計算得到的彎矩進行加載，加載至水平力達到600 kN；

2)之后水平力每級加載25 kN，對應豎向力按照偏心距計算得到的彎矩進行加載；

周邊卸載工況，正、負彎矩接頭試驗加載過程分2個階段，N和Fy的關系如下：

1)正彎矩接頭按照偏心距(M/N)為0.2 m進行加載。水平力N每級加載50 kN，對應豎向力按照偏心距計算得到的彎矩進行加載，加載至水平力加載到900 kN；1)負彎矩接頭按照偏心距(M/N)為0.15 m進行加載。水平力N每級加載50 kN，對應豎向力按照偏心距計算得到的彎矩進行加載，加載至水平力加載到950 kN；

2)之后水平力保持不變，對應豎向力每級加載5 kN；

3)當試驗荷載位移曲線進入平臺段，達到破壞極限，試驗結束。

縱縫接頭試驗加載示意圖見圖5。

圖5　接頭試驗加載示意圖Fig.5 Riew of joint test device

試驗過程中，加載模式采用荷載控制的加載模式，采用分級加載和數據間隙采集的方式直至試驗結束。

1.5　測量方案

試驗過程中量測的內容包括：構件撓度變形、接縫張開量、混凝土應變、螺栓應變，同時觀測各級荷載下管片表面裂縫和接縫破損的發展情況。

各物理量測試傳感器布置原則如下。

1)構件撓度變形。在接縫位置布置一個千分之一精度差動變壓器式位移傳感器進行量測。

2)接縫張開。在管片接縫內、外側各布置布設3個差動變壓器式位移傳感器進行量測。

3)構件內力。在距接縫150 mm外弧面對稱布設環向電阻應變片，測試外弧面應變值。

4)螺栓內力。每根連接螺栓兩側切槽，并對稱布設應變片，測試接縫螺栓應變值，以此計算連接螺栓內力。

上述測點的數值范圍、精度與數量見表1。

表1　試驗測量內容

除裂縫觀測外，混凝土應變、螺栓應變、構件撓度及接縫張開，都采用靜態應變電測法。由箔式應變計、電子位移傳感器將試件被測機械量(應變、位移等)轉換成相應電信號后，接入DT850動態應變數據采集儀。整套數據采集系統由傳感器、DT850動態應變數據采集儀、計算機與支持軟件等組成。

2試驗過程及破壞形態

2.1　頂部超載工況

2.1.1正彎矩接頭

1)破壞過程及形態

在加載過程中，縱縫正彎矩接頭首先全截面受壓或部分截面受壓但螺栓受力不明顯，之后受壓區混凝土高度減小、螺栓開始受力，隨著接縫繼續張開螺栓應變逐漸增大，之后螺栓達到彈性極限且應變開始快速發展，接縫快速張開使外緣混凝土接觸。之后，螺栓屈服無法繼續承載，位移快速發展，外緣混凝土壓碎，螺栓拉斷，接縫截面達到承載力極限狀態。

2)試驗結果

(a)直螺栓接頭；(b)彎螺栓接頭圖6　接縫最終破壞形態Fig.6 Final failure pattern of the joint

頂部超載工況正彎矩試驗結果見圖7。

(a)構件撓度；(b)混凝土截面應變；(c)螺栓應變；(d)接縫轉角圖7　頂部超載工況正彎矩試驗結果Fig.7 Results of positive joint

由圖7可以得到，直螺栓接頭在彎矩0~90 kN·m階段，構件撓度、混凝土應變、螺栓應變、接縫張角基本成線性發展，在彎矩為90 kN·m時出現拐點，此時壓區混凝土跨過螺栓，螺栓開始受力，接縫張角增加速度相對變快，在彎矩為180 ~202.5 kN·m，構件撓度、螺栓應變、張角快速增加，之后在彎矩202.5 kN·m，外緣混凝土接觸，張角增加速度減緩，在彎矩為240 kN·m時，外緣混凝土壓碎，張角發生突變，在彎矩為249 kN·m時，張角、螺栓應變迅速增加，此時螺栓拉斷，加載結束。

試驗數據可以得到，彎螺栓接頭在彎矩0~75 kN·m階段，構件撓度、混凝土應變、螺栓應變、接縫張角基本成線性發展，在彎矩為75 kN·m時出現拐點，此時壓區混凝土跨過螺栓，螺栓開始受力，接縫張角增加速度相對變快，在彎矩為195~202.5 kN·m時，構件撓度、螺栓應變、張角快速增加，之后在彎矩202.5 kN·m，外緣混凝土接觸，張角增加速度減緩，在彎矩為240 kN·m時，外緣混凝土壓碎，張角發生突變，在彎矩為247.5 kN·m時，張角、螺栓應變迅速增加，此時螺栓拉斷，加載結束。

2.1.2負彎矩接頭

1)破壞模式

在加載過程中，首先，負彎矩縱縫接頭全截面受壓或部分截面受壓但螺栓受力不明顯，之后受壓區混凝土端面出現裂縫，接縫剛度有所減小，裂縫繼續發展至撓度發生突變，此時內緣混凝土壓緊，接縫剛度大幅度提升，之后撓度再次突變，內弧面壓碎，試驗結束。

(a)直螺栓接頭；(b)彎螺栓接頭圖8　接縫最終破壞形態Fig.8 Final failure pattern of the joint

2)試驗結果

直螺栓接頭在彎矩0~127.5 kN·m階段，構件撓度、混凝土應變、螺栓應變、張角基本呈線性發展，之后受壓區混凝土端面出現裂縫，在彎矩127.5~150 kN·m，裂縫繼續發展，張角增加速度逐漸加快，在彎矩為150 kN·m時，撓度發生突變，內緣混凝土壓緊，此時螺栓應變有所滑落，在彎矩164.25 kN·m時，撓度、張角增加速度明顯減小，之后在彎矩為202.5 kN·m時撓度再次突變，內弧面壓碎，試驗結束。

(a)構件撓度；(b)混凝土截面應變；(c)螺栓應變；(d)接縫轉角圖9　頂部超載工況負彎矩試驗結果Fig.9 Sesults of negative joint

彎螺栓接頭在彎矩0~97.5 kN·m階段，構件撓度、混凝土應變、螺栓應變、張角基本呈線性發展，之后螺栓開始受力，撓度增加速度相對變快，在彎矩為195 kN·m時受壓區混凝土端面出現裂縫，張角發生突變，內緣混凝土壓緊，此時螺栓應變有所滑落，在彎矩164.25 kN·m時，撓度、張角增加速度明顯減小，在彎矩為262.5 kN·m時，撓度發生突變，此時內混凝土持續壓碎直至接縫完全破壞。

2.2　周邊卸載工況

2.2.1正彎矩接頭

1)破壞模式

在加載過程中，縱縫正彎矩接頭首先全截面受壓但螺栓受力不明顯，之后受壓區混凝土高度減小、螺栓開始受力，隨著接縫繼續張開螺栓應變逐漸增大，之后螺栓達到彈性極限且應變開始快速發展，接縫快速張開使外緣混凝土接觸，增加了受壓區混凝土高度，接縫剛度提高。之后，外緣混凝土壓碎，位移快速發展，螺栓拉斷，接頭達到極限狀態。

(a)直螺栓接頭；(b)彎螺栓接頭圖10　接縫最終破壞形態Fig.10 Final failure pattern of the joint

2)試驗結果

直螺栓接頭在彎矩0~60 kN·m階段，撓度、張角基本成線性發展，在彎矩為60 kN·m時出現拐點，螺栓開始受力，螺栓應變呈線性發展，撓度、張角增加速度相對變快，在彎矩為160 kN·m時出現拐點，螺栓達到彈性極限，撓度、張角增加速度相對進一步加快，在彎矩為165 kN·m時，外緣混凝土接觸，螺栓應變增速減小，在彎矩為192 kN·m外緣混凝土壓碎，在彎矩為197 kN·m時，螺栓拉斷，撓度發生突變，加載結束。

彎螺栓接頭在彎矩0~60 kN·m階段，撓度、張角基本成線性發展，在彎矩為60 kN·m時出現拐點，螺栓開始受力，螺栓應變呈線性發展，撓度、張角增加速度相對變快，在彎矩為160 kN·m時出現拐點，螺栓達到彈性極限，撓度、張角增加速度相對進一步加快，在彎矩為218 kN·m時，外緣混凝土接觸，在彎矩為264 kN·m外緣混凝土壓碎，螺栓屈服，撓度發生突變，加載結束。

(a)構件撓度；(b)混凝土截面應變；(c)螺栓應變；(d)接縫轉角圖11　周邊卸載工況正彎矩試驗結果Fig.11 Results of positive joint

2.2.2負彎矩接頭

1)破壞模式

在加載過程中，縱縫正彎矩接頭首先全截面受壓或部分截面受壓，之后受壓區混凝土端面出現裂縫，接縫剛度有所減小，裂縫繼續發展至撓度發生突變，此時內緣混凝土壓緊，接縫剛度大幅度提升，之后內弧面壓碎，接頭喪失承載能力，試驗結束。

(a)直螺栓接頭；(b)彎螺栓接頭圖12　接縫最終破壞形態Fig.12 Final failure pattern of the joint

2)試驗結果

直螺栓接頭在彎矩0~142.5 kN·m，撓度、張

角基本呈線性發展，之后接縫端面出現裂縫，在彎矩149.2 kN·m時撓度、張角發生突變，內緣混凝土壓緊，在彎矩149.2 kN·m之后撓度、張角增加速度明顯減小，之后在彎矩為180.3 kN·m時撓度、張角再次突變，內弧面壓碎，試驗結束。混凝土應變在彎矩0~105 kN·m階段，基本呈線性發展，在彎矩105 kN·m至彎矩150 kN·m應變增加速度逐漸加快，在彎矩為150 kN·m時，應變發生突變，之后在彎矩為155.9 kN·m時應變再次突變，內弧面壓碎，試驗結束。螺栓應變在彎矩0~142.5 kN·m呈線性發展，彎矩149.2 kN·m時應變有一定滑落，此時內緣混凝土壓緊，之后螺栓應變繼續線性發展，在180.3 kN·m時內弧面壓碎，螺栓應變減小，加載結束。

(a)構件撓度；(b) 混凝土截面應變；(c)螺栓應變；(d) 接縫轉角圖13　周邊卸載工況負彎矩試驗結果Fig.13 Results of negative joint

彎螺栓接頭在彎矩0~157.5 kN·m，撓度、張角基本呈線性發展，之后軸力開始固定不再增加，撓度、張角增加速度相對變快，在彎矩為216.3 kN·m至彎矩226.1 kN·m之間，受壓混凝土出現裂縫，撓度、張角快速增加，之后剛度有所提升，在彎矩267.0 kN·m時撓度、張角再次發生突變，在彎矩為277.4 kN·m時，內緣混凝土壓緊，接頭剛度相對提升，在彎矩為308.6 kN·m時撓度再次迅速增加，此時內弧面出現持續壓碎直至接縫破壞。

3破壞機理分析與討論

3.1　正彎矩接頭受力全過程

根據試驗數據，正彎矩超載、卸載工況直螺栓、彎螺栓接頭試驗彎矩-轉角曲線如圖14~15所示。結合縱縫接頭的幾何構造，從試驗曲線中可以看出，正彎矩接頭均經歷螺栓開始受力、螺栓屈服或受壓混凝土出現裂縫、外緣混凝土接觸、外緣混凝土壓碎幾個性能點。彎螺栓接頭與直螺栓接頭相比，初始剛度較小，螺栓屈服、外緣混凝土貼緊及外緣混凝土壓碎性能點的彎矩值較接近。

圖14　正彎矩超載工況接頭受力過程Fig.14 Development of positive joint under overload conditions

圖15　正彎矩卸載工況接頭受力過程Fig.15 Development of positive joint under unload conditions

總體來看，在正彎矩超載工況下，彎螺栓接頭與直螺栓接頭的性能點及極限承載力較接近，直螺栓接頭的整體剛度大于彎螺栓接頭。在卸載工況下，彎螺栓接頭外緣混凝土接觸及外緣混凝土壓碎性能點的彎矩值大于直螺栓接頭。

3.2　負彎矩接頭受力全過程

根據試驗數據，負彎矩超載工況直螺栓、彎螺栓接頭試驗彎矩-轉角曲線如圖16~17所示。結合縱縫接頭的幾何構造，從試驗曲線中可以看出，負彎矩超載、卸載工況均經歷受壓區出現裂縫、內緣混凝土壓緊、內緣混凝土壓碎幾個性能點。彎螺栓接頭與直螺栓接頭相比，初始剛度較接近，直螺栓接頭無明顯的螺栓開始受力點，受壓區出現裂縫、內緣混凝土貼緊及內緣混凝土壓碎性能點的彎矩值大于直螺栓接頭。

圖16　負彎矩超載工況接頭受力過程Fig.16 Development of negative joint under overload conditions

圖17　負彎矩卸載工況接頭受力過程Fig.17 Development of negative joint under unload conditions

總體來看，在負彎矩超載工況下，彎螺栓接頭的性能點及極限承載力大于直螺栓接頭，剛度較接近。

3.3　結果對比分析

試驗得到了直螺栓接頭及彎螺栓接頭受力特性及破壞模式，可從承載力、接縫轉角剛度等幾個方面對試驗結果進行比較。其中，接縫混凝土壓碎，接頭無法繼續承載定義為接頭達到極限狀態，此時對應的彎矩值為極限彎矩，加載達到設計荷載時接縫的彎矩值與接縫轉角的比值定義為設計階段接縫轉角剛度。

從結果對比表2、表3中可看出，相對于直螺栓接頭，彎螺栓接頭在正、負彎矩作用下變現出不同的結果。在正彎矩作用下，彎螺栓接頭的極限承載力與直螺栓接頭相近，而轉角剛度僅為直螺栓接頭的0.52倍；對于負彎矩接頭，彎螺栓接頭的極限承載力約為直螺栓接頭的1.5倍，設計階段轉角剛度與直螺栓接頭相近。

表2　極限彎矩對比

表3　設計階段轉角剛度對比

從構造上講，彎螺栓接頭的螺栓中心點距內弧面140 mm，直螺栓接頭的螺栓中心點距內弧面120 mm，其對于負彎矩受力為有利因素。正彎矩作用下，接頭內弧面受拉，由于彎螺栓螺栓對受壓區混凝土力矩臂更小，因此彎螺栓接頭設計階段轉角剛度較小，由于彎螺栓手孔開孔小，對截面削弱小，且手孔位置距內弧面較近，使得彎螺栓接頭極限承載力與直螺栓接頭相差不大。負彎矩作用表現為內弧面受壓，破壞形式為小偏心受壓破壞，螺栓未屈服而內弧面混凝土壓碎，螺栓對受力全過程均有影響，因此彎螺栓接頭極限承載力高出直螺栓接頭，設計階段轉角剛度略大于直螺栓接頭。

4結論

1) 直螺栓接頭與彎螺栓接頭性能點類似：正彎矩均經歷螺栓開始受力、螺栓屈服、外緣混凝土貼緊、外緣混凝土壓碎；負彎矩均經歷受壓區出現裂縫、內緣混凝土壓緊、內緣混凝土壓碎。

2)設計階段下，直螺栓正彎矩接頭轉角剛度約為11 000 kN·m/rad，直螺栓負彎矩接頭轉角剛度約為6 600 kN·m/rad，彎螺栓正彎矩接頭轉角剛度約為6 100 kN·m/rad，彎螺栓負彎矩接頭轉角剛度約為7 000 kN·m/rad。

3)正彎矩作用下，彎螺栓接頭極限承載力與直螺栓相近，而初始轉角剛度較小；負彎矩作用下，彎螺栓接頭極限承載力高出直螺栓接頭，初始轉角剛度略大于直螺栓接頭。

4)彎螺栓接頭螺栓位置更接近內弧面，對于負彎矩為有利因素；彎螺栓手孔開孔小，對截面削弱小，使得正彎矩彎螺栓接頭極限承載力與直螺栓接頭相差不大。

參考文獻：

[1] 錢福元, 侯學淵, 夏明耀，等.土層地下建筑結構[M].北京: 中國建筑工業出版社, 1982: 134-136.

QIAN Fuyuan, HOU Xueyuan, XIA Mingyao.et al.Underground structure[M].Beijing: China Building Industry Press, 1982: 134-136.

[2] 王慎堂．隧道管片通縫拼裝與錯縫拼裝的比較[D]．上海: 同濟大學, 2002．

WANG Shentang.The comparison of shield tunnel with segment seams in sequence and in stagger[D].Shanghai: Tongji University, 2002.

[3] 嚴佳梁.盾構隧道管片接頭性態研究 [D].上海：同濟大學, 2006.

YAN Jialiang.Research on joint of shield tunnel segment[D], Shanghai: Tongji University， 2006.

[4] 張厚美,傅德明,過遲.盾構隧道管片接頭荷載試驗研究[J].現代隧道技術,2002,39(6):28-33.

ZHANG Houmei, FU Deming, Guo Chi.Study on load test of segment joint in shield driven tunnel[J].Modern Tunnel Technology, 2002, 39(6): 28-33.

[5] 蘭學平, 魯亮, 劉利惠，等.超大隧道襯砌管片接頭力學性能試驗研究[J].結構工程師，2009, 25(5): 110-114.

LAN Xueping, LU Liang, LIU Lihui，et al.Experimental study on mechanical properties for segment joints of super tunnel lining[J].Structural Engineers, 2009, 25(5): 110-114.

[6] 閆志國,彭益成,丁文其，等.青草沙水源地原水工程輸水隧道單層襯砌管片接頭荷載試驗研究[J].巖土工程學報，2011,33(9):1385-1390.

YAN Zhiguo, PENG Yicheng, DING Wenqi, et al.Load tests on segment joints of single lining structure of shield tunnel in Qingcaosha Water Conveyance Project[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(9): 1385-1390.

[7] 周海鷹, 陳廷國, 李立新.地鐵區間盾構隧道襯砌接頭的荷載試驗[J].工業建筑, 2010 (4): 79-83.

ZHOU Haiying, CHEN Tingguo, LI Lixin.load test on the metro shield tunnel lining joint [J].Industrial construction, 2010 (4): 79-83.

[8] 畢湘利,柳獻,王秀志,等.通縫拼裝盾構隧道結構極限承載力的足尺試驗研究[J].土木工程學報,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 Engineer Journal, 2014，47(10):117-127.

(編輯陽麗霞)

Contrast test research on longitudinal joint withdifferent forms of bolts in metro shield tunnel

ZHU Yaohong1，LIU Xian2，ZHANG Chenguang2，ZHANG Chen2

(1.Engineering Construction Headquarters of Ningbo Rail Transit， Ningbo 310006，Chana;

2.Department of Geotechnical Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Abstract:Segment joint is the most vulnerable section in Shield tunnel, which is connected by straight bolts or bending bolts.A full-scale test is carried out to study the ultimate bearing capacity of the longitudinal joint which is connected by different bolts.The key performance is analyzed and the influence of different bolts on the longitudinal joint is compared.

Key words:shield tunnel; longitudinal joint; bolts; ultimate bearing capacity

收稿日期：2015-04-02 國家自然科學基金資助項目(51578409)

通訊作者：柳獻(1977-)，男，湖北武漢人，副教授，博士，從事隧道及地下結構服役行為、相關機理與性態控制方面的研究工作；E-mail:xian.liu@tongji.edu.cn

中圖分類號：U451

文獻標志碼：A

文章編號：1672-7029(2015)06-1427-09