同步推拼（STAT）条件下非闭合管片环与螺栓在非对称载荷下的姿态控制准则——基于上海轨道交通机场联络线大直径盾构隧道

《Buildings》：Attitude Control Criteria for Non-Closed Segmental Lining Rings and Bolts Under Asymmetric Loading

　　

同步推拼技术（Synchronous Thrust and Assembly Technology，STAT）可实现盾构推进与管片拼装同步进行，相较传统盾构法能够提高掘进效率并缩短施工工期。然而，在STAT施工过程中，盾尾千斤顶推力直接作用于尚未闭合的非闭合管片环。盾构姿态波动与管片拼装误差引起的千斤顶差动行程，可能诱发局部非对称应力分布，进而导致管片偏转、接缝错台及潜在结构损伤。为评估上述风险，该研究以上海轨道交通机场联络线隧道为工程案例，建立基于案例的评估非对称加载条件下非闭合管片环与螺栓机械安全性的方法框架。建立了精细有限元模型（finite element model，FEM），分析拼装期间承受千斤顶推力的非闭合管片环的临界偏转行为。开展现场测试，监测STAT条件下螺栓力学响应，并为数值结果提供工程验证。此外，依据盾构机最大设计转弯半径与盾尾间隙确定临界差动千斤顶行程。在所模拟的一至三管片拼装阶段内，管片间约束逐渐增强，降低管片变形和螺栓荷载；未声称第三管片之后夹持效应达到饱和。模拟的最大管片偏转角对应差动千斤顶行程低于21.9 cm的盾构运动学极限。为在研究所涉工程条件下保持非闭合管片环的机械安全，管片偏转角应控制在最小损伤起始角0.4^°以下。数值模型评估了单管片阶段螺栓响应；但现场测量仅在第二管片安装后可得，因此未直接验证最不利单管片阶段。通过整合管片损伤阈值、螺栓应力响应、盾尾间隙和千斤顶行程约束，提出了针对所研究大直径盾构隧道的项目特定姿态偏差控制准则。需要注意的是，这些准则源自特定有限元模型和单一工程案例的有限现场测量；在将所提出阈值应用于不同直径、管片几何、地质条件或盾构机配置的盾构隧道前，需重新校准并进一步验证。

研究背景与问题：大直径盾构隧道已成为城市地下交通基础设施的重要组成部分，施工速度与质量、结构韧性和安全性均受到关注。同步推拼技术（Synchronous Thrust and Assembly Technology，STAT）通过盾构推进与管片拼装同步实施提高掘进效率，但在拼装过程中，盾尾千斤顶推力直接作用于尚未闭合的非闭合管片环（incomplete segmental lining rings）。盾构姿态波动与管片拼装误差会造成差动千斤顶行程（differential jack stroke），使管片环产生局部非对称应力分布，进而带来管片偏转、接缝错台、螺栓受力恶化及结构损伤风险。传统盾构姿态控制多依赖盾构轴线偏差、盾尾间隙、千斤顶行程差和实时纠偏等几何指标，主要适用于推力作用于已闭合管片环的情形；对于STAT条件下未闭合管片环的荷载传递路径、管片—螺栓相互作用及损伤演化机制，尚缺乏将姿态偏差、差动行程、管片损伤阈值与螺栓应力安全联系起来的定量控制依据。为此，研究人员以上海轨道交通机场联络线（西段）为工程案例，建立管片—螺栓耦合力学分析框架，将临界管片偏转角转换为允许差动千斤顶行程，进而提出项目特定姿态控制准则。该研究的意义在于为STAT下大直径盾构隧道拼装期结构安全评估、盾构姿态控制和管片拼装质量控制提供定量方法。

关键技术与方法（不超过250字）：工程案例来源为上海轨道交通机场联络线（西段），现场螺栓监测环号为1488。研究人员建立三维精细有限元模型（finite element model，FEM），采用实体单元模拟管片、缓冲层和止水橡胶垫，混凝土采用弹塑性损伤本构，界面采用表面—表面接触，法向为硬接触、切向为罚摩擦，螺栓—预埋插接采用机械耦合约束。模拟一至三管片拼装阶段及2^°偏转比较工况，分析径向向内、径向向外和侧向偏转下管片与螺栓响应。现场采用应变片监测STAT与非STAT模式下螺栓应力演化。依据盾构最大设计转弯半径和盾尾间隙推导临界差动千斤顶行程，并利用几何关系实现偏转角与行程转换。

研究结果：4.1 管片计算与分析：通过FEM模拟冠部、拱腰和仰拱位置的一至三管片拼装，研究人员发现管片在千斤顶推力与自重耦合下发生偏转，拼装位置影响变形模式。4.1.1 径向相互作用：冠部拼装时，止水橡胶垫和缓冲层非对称压缩使管片向内转动，内侧变形大于外侧；拱腰拼装时管片亦向内偏转，但曲线几何上的地基反力差异造成非对称荷载分布；仰拱处初始管片相较顶部和侧部拼装时，其推入端向内偏转趋势最低。4.1.2 轴向相互作用：模拟中未观察到管片直接接触，间隙由缓冲层和止水橡胶垫维持；盾构姿态偏差引起的非对称应力表现为径向偏转和侧向偏转，前者主要受盾构与管片初始位置误差影响，后者直接与超过几何容差阈值的差动千斤顶行程相关。

4.2 基于管片偏转的螺栓计算与分析：通过数值模拟评估不同偏转模式下螺栓应力重分布。4.2.1 向内径向偏转：单管片阶段仅4根纵向螺栓受力，最大螺栓应力位于螺栓—管片接触区；初始管片位于拱腰时右侧两根螺栓杆应力最高，局部出现与挤压一致的压应力和界面附近拉应力。两管片拼装时环向螺栓参与，第一管片位于仰拱时螺栓压/拉应力最大，环向螺栓杆以小幅拉应力为主，螺纹附近出现局部压缩；双管片夹持效应缓解纵向螺栓压应力，管片位置影响较小，纵向螺栓最高应力出现在两管片间最外侧4根螺栓且以压缩为主。第三管片拼装时几何约束使管片活动性降低，应力分布更均匀，压/拉极值缓和，但杆—螺纹过渡区仍有轻微应力集中。4.2.2 向外径向偏转：第一管片位于仰拱时，螺栓杆以压应力为主，最外侧螺栓压缩最大；仰拱处向外变形最严重，螺栓应力最大。两管片和三管片拼装时，最下部环向螺栓出现峰值应力集中；两管片阶段应力分布较均匀，仅螺纹侧局部压缩，环向螺栓参与缓解向外偏转并降低纵向螺栓应力。计算得到的螺栓杆整体应力低于屈服强度，但未评估螺纹根部局部应力。4.2.3 侧向偏转：第一管片拼装后螺栓以压应力为主，最大应力集中在管片受压侧；第二管片拼装后压应力缓解，螺栓杆应力分布更均匀，但最大应力位置仍与单管片阶段一致，出现在纵向螺栓。

4.3 螺栓试验分析：通过现场应变片监测验证数值趋势。4.3.1 STAT模式螺栓受力：按B3、B4、B1、B2顺序拼装，第一管片螺栓在第二管片推进时出现小幅应力降低，可能与荷载重分布有关；第二管片螺栓应力稳定；第三管片拼装引起显著应力波动，与推力突然重分布和盾构振动有关，但三管片形成夹持效应后总体应力较双管片状态降低；环向螺栓应力变化很小。监测环1488未出现应力突增或螺栓失效，但因未独立测量安装预紧力且缺少拧紧扭矩记录，无法确定螺栓绝对总应力和相对640 MPa屈服强度的定量安全裕度，现场结果仅作为单环案例证据。4.3.2 非STAT模式螺栓受力：B3–2应力很小且稳定；B3–1先稳定后升至20 MPa稳态；同一螺栓不同传感器因拼装后非对称荷载路径而记录较低幅值；B4螺栓先稳定，在盾构推进中逐渐升高至峰值15 MPa后稳定并轻微波动，说明持续推力下应力趋于平衡。实测与模拟应力趋势总体一致，为有限元模型提供案例支持，但单环测量不构成统计验证。

4.4 盾构姿态偏转角：盾构偏转形成盾构轴线与设计隧道轴线间的角偏差，并改变各千斤顶与隧道轴线相对距离，产生差动千斤顶行程；偏转角越大，行程差越明显。研究人员结合盾构最大设计转弯半径和盾尾间隙计算临界差动千斤顶行程。原文给出有效纵向距离L₁=28.0 m、盾尾与管片衬砌可用横向间隙L₂=0.47 m，管片外径D_w=13.6 m、厚度0.55 m、内径D_n=12.5 m，并得到项目特定运动学上限21.9 cm；该值属于几何/运动学上限，不是结构损伤阈值。

4.5 盾构姿态偏转控制准则建立：通过有限元模拟识别不同拼装位置临界损伤起始角，并与螺栓应力安全、盾尾间隙和千斤顶行程约束耦合。临界管片角定义为弹塑性损伤模型中局部混凝土损伤首次出现的加载增量，代表损伤起始而非完全结构破坏或实测裂缝宽度限值；螺栓安全以计算和实测应力与640 MPa屈服强度比较，未附加安全系数或概率不确定性系数。模拟显示向外径向偏转在考虑工况中损伤起始阈值最低，最小损伤起始角为0.40^°，对应差动千斤顶行程0.70 cm；该值来自一至三管片未闭合环阶段中最不利构型，应视为所研究项目的保守早期控制阈值，而非已对键管片插入和环闭合等全部阶段验证的阈值。机制上，向外径向偏转降低管片、缓冲层与止水橡胶垫间的有效接触约束，削弱临时夹持效应，同时偏心千斤顶推力路径增加管片边缘和接缝区局部压缩与弯曲，导致其较向内径向或侧向偏转更早出现应力集中和损伤起始。项目管片内半径R₁=6250 mm、外半径R₂=6800 mm、弦长L₄=4912.88 mm、竖向几何距离L₃=1006.91 mm；碰撞分析表明向外偏转管片与隧道衬砌保持安全间隙。控制结果给出初始破坏角0.4^°对应0.7 cm，最大偏转破坏角1.82^°对应15.6 cm，而盾构几何转弯关系下最大允许差动千斤顶行程不超过21.9 cm；模拟破坏角情景未达到该上限，说明在所研究条件下结构损伤可能先于盾构运动学极限发生。原文还给出最小侧向损伤起始角1.37^°、对应11.7 cm。

讨论与结论：讨论指出，向外径向偏转最早损伤可由STAT下非闭合管片环缺乏完整周向约束解释：管片向外转动时趋向远离已拼装环，降低管片—缓冲层—密封垫界面压缩，削弱临时夹持效应并放大千斤顶推力偏心传递，使局部压缩、弯曲和应力集中更早出现；向内径向偏转则趋向压向已拼装环，部分增强接触约束。有限元仅考虑一至三管片阶段，双管片到三管片螺栓荷载降低说明模拟范围内约束增强，但不能证明第三管片后夹持效应饱和；键管片插入和环闭合边界条件不同，需进一步全序列分析。现场实测螺栓应力大于有限元预测，可能受安装预紧、施工容差、安装误差和预埋件位置差异影响，但因缺少预紧力、拧紧扭矩和统计误差分布，无法量化各因素贡献及绝对安全裕度；仅监测环1488，无法统计评估重复性和环间差异。所提准则基于特定大直径盾构工程，阈值可能随隧道直径、管片几何、地质条件、盾构机配置和施工参数变化，应用于其他工程前需校准；角度—行程关系基于确定性刚体几何，未纳入地层变异性、盾—土相互作用、液压系统响应、拼装容差和施工扰动；数值模拟主要考虑静态非对称加载，未显式研究盾构振动动态加载、连续掘进循环加载和长期结构响应；未细化螺纹几何、采用理想化tie约束，可能抑制螺纹根部局部应力集中和螺栓—插接界面滑移，且未进行系统网格独立性研究。

研究结论部分译述：在STAT模式下，关键安全风险来自非闭合管片环的非对称应力分布和过大管片偏转；研究新颖性在于将盾构姿态控制与STAT下非闭合管片环和螺栓机械安全相联系。与传统主要依赖几何偏差指标的姿态控制方法不同，所提框架定量耦合管片损伤阈值、螺栓应力安全、盾尾间隙和千斤顶行程约束，可将临界管片偏转角转换为允许差动千斤顶行程，为同步推进和管片拼装期间姿态控制提供项目特定定量依据。主要结论包括：研究人员分析拼装期间管片临界破坏角和螺栓安全性，环1488现场测量为记录施工条件下模拟螺栓应力趋势提供案例支持；项目特定差动千斤顶行程几何/运动学上限为21.9 cm，模拟条件均低于该值，损伤起始对应差动行程均低于21.9 cm，表明在所研究条件下管片损伤可能先于盾构达到运动学行程极限发生，所得破坏角可为工程施工提供指导。实际盾构姿态偏差具有多维性并导致复杂非对称加载；2^°偏转数值模拟显示螺栓应力仍在安全限内，表明结构安全性足够。实测螺栓应力响应超过有限元预测；由于未测量安装预紧力、拧紧扭矩和统计不确定性，无法定量分解差异，现场结果不应解释为螺栓屈服强度裕度的绝对评估。对所模拟早期非闭合环构型，最小径向损伤起始角为0.4^°（对应0.7 cm），最小侧向损伤起始角为1.37^°（对应11.7 cm），应视为保守的项目特定控制参考，尚待全环拼装序列验证。基于管片破坏机制与盾构机运行约束的相互作用，研究人员建立相应姿态控制准则，为优化拼装程序和提高施工效率提供实践指导。结论应在所研究项目范围内解释：数值模型未显式包含螺栓预紧力，所提阈值为项目特定，且未进行正式不确定性分析，因此应用于其他工程前需进一步验证。