盾构隧道机械法联络通道破洞施工中管片衬砌洞门结构力学响应的数值模拟研究.pdf

引用格式:王儒,翟五洲,倪海波,等.盾构隧道机械法联络通道破洞施工中管片衬砌洞门结构力学响应的数值模拟研究J.隧道建设(中英文),2023,43(增刊 1):178.WANG Ru,ZHAI Wuzhou,NI Haibo,et al.Numerical simulation on mechanical response of tunnel portal with segment lining in mechanized construction of cross passage of shield tunnelJ.Tunnel Construction,2023,43(S1):178.收稿日期:2022-09-19;修回日期:2023-01-03第一作者简介:王儒(1990),男,山东莱阳人,同济大学建筑与土木工程专业在读硕士,研究方向为盾构隧道衬砌病害与防治。E-mail:。通信作者:黄宏伟,E-mail:huanghw 。盾构隧道机械法联络通道破洞施工中管片衬砌洞门结构力学响应的数值模拟研究王 儒1,2,翟五洲1,倪海波2,黄宏伟1,(1.同济大学地下建筑与工程系,上海 200092;2.浙江海宁轨道交通运营管理有限公司,浙江 嘉兴 314400)摘要:为深入探究盾构隧道机械法联络通道破洞响应力学机制,依托足尺试验对“玻璃纤维筋混凝土管片+钢混复合管片”的联络通道洞口结构开展三维有限元数值模拟分析,考虑初始、预撑、切削、成洞及拆撑 5 个关键施工步骤下管片的受力特征,并通过试验数据比对验证模拟结果的准确性。计算结果表明:在联络通道洞口破洞过程中主隧道开洞区域出现明显应力集中,破洞后切削环出现“悬臂”变形,最大弯矩、轴力出现在洞口两侧邻近管片,混凝土损伤主要分布在拱顶内弧面以及开洞侧拱腰的外弧面。在此基础上,依托杭海城际铁路工程实践提出“环梁加固”洞门结构模型,并对比 2 种结构在破洞施工过程中主隧道管片的力学响应,发现2 种不同结构在轴力和弯矩方面的差异较小,但后者衬砌位移更小。认为外浇环梁能够显著提升主隧道纵向结构刚度,通过环梁传力能有效控制管片切削过程中相邻环之间的差异变形。关键词:盾构隧道;机械法联络通道;管片衬砌;洞门结构;数值模拟DOI:10.3973/j.issn.2096-4498.2023.S1.021中图分类号:U 45 文献标志码:A 文章编号:2096-4498(2023)S1-0178-11N Nu um me er ri ic ca al l S Si im mu ul la at ti io on n o on n MMe ec ch ha an ni ic ca al l R Re es sp po on ns se e o of f T Tu un nn ne el l P Po or rt ta al l w wi it th h S Se eg gm me en nt t L Li in ni in ng g i in n MMe ec ch ha an ni iz ze ed d C Co on ns st tr ru uc ct ti io on n o of f C Cr ro os ss s P Pa as ss sa ag ge e o of f S Sh hi ie el ld d T Tu un nn ne el lWANG Ru1,2,ZHAI Wuzhou1,NI Haibo2,HUANG Hongwei1,*(1.Department of Geotechnical Engineering,College of Civil Engineering,Tongji University,Shanghai 200092,China;2.Zhejiang Haining Rail Transit Operation Management Co.,Ltd.,Jiaxing 314400,Zhejiang,China)A Ab bs st tr ra ac ct t:To explore the mechanical response of tunnel portal in mechanized construction of cross passage of shield tunnel,a three-dimensional finite element numerical simulation is conducted on tunnel portal structure of cross passage,i.e.,reinforced concrete segment reinforced by glass fiber+reinforced concrete composite segment,based on full-scale test,which considers the stress characteristics of segment during start,pre-support,cutting,tunnel forming,and support dismantling process.Then the test data is compared with simulation results to validate its accuracy.The calculation results show the following:(1)The opening area at the main tunnel shows obvious stress concentration during cross passage breaking.(2)The cutting deforms after the opening is broken.(3)The maximum bending moment and axial force appear in the adjacent segments on both sides of the opening.(4)The concrete damage is mainly distributed in the inner camber of the arch crown and the outer camber of the arch waist at the opening side.Furthermore,a tunnel portal structure model of ring beam reinforcement is proposed,whose mechanical response during tunnel portal breaking of cross passage is compared with the above-mentioned one.The comparison results show that the axial force and bending moment of the two structures vary little,but the lining displacement of the ring beam reinforcement structure is much 增刊 1王 儒,等:盾构隧道机械法联络通道破洞施工中管片衬砌洞门结构力学响应的数值模拟研究smaller.The results demonstrate that the longitudinal structural stiffness of the tunnel can be improved by ring beam,and the differential deformation between segments can be effectively controlled during segment cutting process.K Ke ey yw wo or rd ds s:shield tunnel;mechanized construction of cross passage;segment lining;portal structure;numerical simulation0 引言机械法联络通道是在建成盾构隧道内部采用盾构机或顶管机在套筒密封下直接切削混凝土管片进而实现平行隧道间联络通道贯通1(见图 1)。相比较传统冷冻工法,机械法联络通道用盾构机/顶管机取代暗挖法,省略了土层冻结过程,极大提高了施工效率,同时掘进过程全程采用套筒密封,实现施工过程全封闭,也提高了施工安全性。该工法 2018 年在宁波地铁 3 号线首次应用后得到业界广泛认可与推广,截至 2021 年已在全国 47 条地铁中应用2。图 1 机械法联络通道示意图Fig.1 Schematic of mechanized cross passage工程实践发现,在盾构隧道联络通道施工过程中,洞门破洞过程往往是最危险的环节,目前机械法联络通道普遍做法是施工前预制钢混复合管片(以钢管片为基础,预留圆形切削区填充混凝土),在主隧道拼装过程中在开洞位置拼装钢混复合管片(见图 2),主隧道成型并稳定后小型盾构机/顶管机直接切削圆形切削区混凝土至贯穿,通过钢混复合管片较高的刚度对圆形开洞区进行加固,避免邻近管片在破洞过程中出现大变形和破损。朱瑶宏等3、杨佳栋等4、柳献等5均对该加固方法进行了大量试验研究,认为该结构能够预防隧道在破洞过程中产生大变形或应力集中。但实际应用情况表明该方法具有局限性,一方面,该复合管片加工周期长、成本较高,另一方面,当前对隧道破洞响应的研究主要是足尺试验,具有成本高、难控制、不易重复使用等问题。Wang 等6采用有限元数值模拟方法,通过建立机械法联络通道主隧道的精细化模型,考虑了螺栓、钢管片与混凝土之间的接触摩擦,进行了主隧道管片在破洞过程中的力学行为分析,但该模型只分析了破洞前后的结构内力特征,并未考虑内支撑以及顶力对结构的影响。图 2 钢混复合管片洞门Fig.2 Reinforced concrete composite segment portal针对上述问题,杭海城际铁路工程机械法联络通道采用了一种新型洞门结构加固方法(见图 3)。该洞门结构省去了钢混复合管片,切削区域直接采用玻璃纤维筋混凝土管片拼装,同时在切削区域内侧外浇钢筋混凝土环梁进行洞门加固。主要优势有 3 点:1)无需定制钢管片,降低施工成本;2)更大程度提升结构整体刚度;3)由于环梁属于后浇结构,可实现主隧道开洞里程重新调整。图 3 环梁加固洞门Fig.3 Ring beam reinforced portal为探究新型洞门结构在掘进过程中管片衬砌的结构力学响应,采用 ABAQUS 精细化有限元数值模拟方法,模拟联络通道开洞施工过程中管片衬砌的结构力学响应,通过与文献中足尺试验数据比对验证模拟结果的准确性,提取衬砌变形和内力分布的数值计算结果,对比分析复合管片和现浇环梁 2 种洞口加固措施的加固效果。1 数值模拟方法1.1 模型设计本研究建立 3 个隧道模型,分别为未加固的钢筋混凝土管片隧道、钢混复合管片加固隧道和环梁加固隧道。971隧道建设(中英文)第 43 卷未加固隧道模型根据试验5设定,选取 5 环 C55钢筋混凝土管片拼装而成,每环内径 5 500 mm,外径6 200 mm,采用通缝拼装。每环由封顶块(F)、邻接块(L1、L2)以及标准块(B1、B2、B3)共计 6 块管片拼装而成。钢筋材质为 HRB400,连接螺栓为 6.8 级 M30弯曲螺栓,其中 B1 和 B3 管片包含圆形切削区域,内部钢筋替换为可切削的玻璃纤维筋。未加固模型示意见图 4。(a)纵断面(b)横断面图 4 未加固模型示意图(单位:mm)Fig.4 Schematic of unreinforced model(unit:mm)钢混复合管片在未加固模型基础上将第 24 环的 B1 和 B3 块替换为钢混复合管片,用以加固切削区域。环梁加固模型在对照组模型的基础上添加环梁加固并考虑叠合面基础属性,环梁采用 C40 现浇混凝土,长度为 6 000 mm,厚度为 400 mm,与开洞侧主隧道 110弧形范围贴合,界面以 150 mm 间距植入钢筋形成叠合结构。环梁模型示意见图 5。本文混凝土实体采用完全积分单元 C3D8,连接螺栓采用线性三维梁单元 B31,钢筋笼选择 T3D2 桁架单元7-10。隧道模型见图 68。螺栓和钢筋笼均通过“Embed”方式嵌入混凝土管片中(见图 9)。为简化模型,忽略管片楔形量、手孔及凹凸榫,衬砌接触法向采用“硬摩擦”,切向采用“罚”函数模拟库仑摩擦力,摩擦因数为 0.3,接触属性为有限滑移11-14。模型网格总数为 100 788(见图 10)。(a)纵断面(b)横断面图 5 环梁模型示意图(单位:mm)Fig.5 Schematic of ring beam model(unit:mm)图 6 未加固隧道Fig.6 Unreinforced model图 7 复合管片模型Fig.7 Composite segment model图 8 环梁加固模型Fig.8 Ring beam reinforcement model081增刊 1王 儒,等:盾构隧道机械法联络通道破洞施工中管片衬砌洞门结构力学响应的数值模拟研究图 9 钢筋笼Fig.9 Reinforcement cage图 10 网格划分Fig.10 Meshing1.2 材料本构模型及参数取值1.2.1 材料本构模型为真实反映管片变形损伤变化,本文采用混凝土塑性损伤模型(CDP)。当材料处于弹性阶段时采用线弹性本构关系描述力学行为,当材料进入屈服阶段后引入损伤因子对材料弹性模量进行折减,应力应变关系如式(1)所示。=(1-d)E0:(-pl)。(1)式中:为应力张量;为总应变张量;d 为混凝土损伤因子(d0,1);E0为混凝土初始弹性模量;pl为混凝土塑性应变;“:”为双点积。损伤因子参照 Najar15经典损伤理论,采用应变能计算方法:d=1-2f()dE02。(2)式中f()d 为混凝土应力应变曲线中原点至峰值应力对应应变的高斯积分。屈服函数采用 Lubliner 等16、Lee17等提出的屈服函数:F=11-(q-3p-+(pl)max-max)-c(plc)。(3)=-c(plc)-t(plt)(1-)-(1+)。(4)=(b0/c0)-12(b0/c0)-1。(5)式中:为无量纲材料参数;b0、c0分别为材料双轴、单轴抗压强度;为应力-塑性应变函数;plc、plt分别为受压和受拉时的等效塑性应变,两者的一阶向量为 pl;-c和-t为有效压力和拉力;max为-c最大特征值;p-为平均静水压力;q-为等效有效应力;为屈服面形状函数。混凝土弹塑性损伤本构模型采用非关联流动法则,势函数 G 遵循 Drucker-Prager 双曲函数:G=(totan)2+q-2-p-tan。(6)式中:为偏心率,描述势函数向渐近线逼近速度,取0.1;to为材料破坏时的单轴应力;为膨胀角,本文取 38。钢筋和玻璃纤维筋采用理想弹塑性本构模型;连接螺栓采用双折线强化本构模型;钢混复合管片简化为短纤维复合材料,等效弹性模量参考经典 Halpin-Tsai 模型18公式获得:E=1+Vf1-VfEm;(7)=Ef/Em-1Ef/Em+。(8)式(7)(8)中:E 为所求等效弹性模量;Em、Ef分别为钢管片和混凝土弹性模量;为钢管片增强度;Vf为钢纤维在管片中的体积比重。1.2.2 环梁与主隧道接触模型环梁加固模型中环梁和主隧道内壁之间采用Cohesive 模型模拟叠合面接触属性,并在界面添加抗剪钢筋(B31)模拟植筋效果。接触面黏结-滑移刚度K 服从如下关系:t=tntstt=KnnKssKttnst=K。(9)式中:Knn为法向刚度,Kss和 Ktt为 2 个切向刚度;tn、ts和 tt为接触面轴向和 2 个切向应力;n、s和 t为对应方向的应变。叠合面损伤启动点是根据最大名义主应力准则(Maxs Damage):当某个方向黏结力首先达到峰值时,启动损伤,表达式为:maxtnt0n,tst0s,ttt0t=1。(10)式中:t0n、t0s和 t0s分别为抗拉强度和 2 个切向抗剪强度;为 Macaulay 括号,当 tn0 时值为 0。1.3 荷载及边界条件模型的荷载和边界严格按照试验加载步进行设定。荷载布置见图 11。为避免出现应力集中现象,将试验集中荷载 p 更改为均布荷载。p4至 p6按照荷载控制法进行加载;试验3中 p1至 p3千斤顶采用“荷载-位移”控制法模拟腰部地基弹簧。为方便起见,本模型在 p1p3建立connector 单元模拟地基弹簧,弹簧系数根据文献3中土层基床系数进行转换,上半部弹簧刚度设定为0.012 MPa/mm,下半部分设定为 0.044 MPa/mm。破181隧道建设(中英文)第 43 卷洞后降低切削侧弹簧刚度,模拟破洞后水土涌入套管密封舱后水土压力减小状态;地基弹簧下部 pn根据试验要求设定为固定端,锁定竖向位移和轴向转动。图 11 荷载布置图Fig.11 Load layout diagram1.4 破洞施工过程模拟破洞施工过程的模拟包括 5 个步骤:1)初始状态,模拟主隧道在水土压力作用下自然变形至稳定状态,水土压力根据试验千斤顶作用换算为均布荷载;2)预撑状态,模拟内支撑千斤顶对主隧道内壁的支撑作用,支撑体系横向和竖向均为 4 组均布荷载;3)切削状态,模拟顶管机始发时对主隧道内壁的顶进作用,此处假设顶管机刀盘弧度与隧道内壁完全贴合,对切削圆区域施加等值均布荷载;4)成洞状态,模拟切削区域被贯穿(通过 model change 实现),切削环管片不连续,出现内力重分布现象;5)拆撑状态,模拟联络通道完全贯穿,内支撑拆除后主隧道变形状态。荷载施加步骤见表 1。表 1 荷载加载步骤Table 1 Loading steps分析步步骤荷载1初始p4=0.33 MPa;p5=0.35 MPa;p6=0.36 MPa2预撑横撑 0.021 MPa;竖撑 0.13 MPa3切削顶力 0.6 MPa;反力相同4成洞顶力移除5拆撑内支撑力移除2 模拟结果验证为简化计算,忽略切入的振动引起的偏差,采用上文模型进行了隐式静力学计算,提取未加固钢筋混凝土管片隧道模拟结果进行分析。2.1 管片结构响应主隧道收敛和最大主应力云图(极坐标系)见表 2。表 2 主隧道管片结构响应Table 2 Structural response of main tunnel segment步骤工况收敛/mm最大主应力/MPa1初始状态2预撑状态3切削状态281增刊 1王 儒,等:盾构隧道机械法联络通道破洞施工中管片衬砌洞门结构力学响应的数值模拟研究表 2(续)步骤工况收敛/mm最大主应力/MPa4成洞状态5拆撑状态 根据模拟结果,隧道整体变形呈现“扁鸭蛋”形状,最大变形出现在第 3 环拆撑阶段,最大收敛值约29 mm;最大主应力(正值)出现在拱顶内弧面以及拱腰的外弧面,表明该位置混凝土产生拉伸应力,除预撑阶段外,其余正值最大主应力均超过 C55 混凝土抗拉强度,结构出现拉伸伤损;最大主应力(负值)出现在拱顶外弧面以及拱腰内弧面,表明该位置混凝土产生压缩应力,但各阶段数值均未超过混凝土抗压强度,结构不出现压缩损伤。内力方面,各环贯穿前弯矩和轴力呈现左右对称状态,贯穿后第 3 环管片出现内力重分布现象,切削区域内力骤降至 0,同时伴随产生“悬臂”现象,邻近螺栓应力激增,悬臂段螺栓出现屈服(见图 12)。随着螺栓对切削区内力的传递作用,邻近管片内力出现不同程度增长。总结认为隧道破洞过程中第 3 环(切削环)刚度迅速下降,整环出现应力重分布现象,拆撑阶段拆除内支撑后管片和螺栓变形及受力达到最大状态,为最不利工况。图 12 螺栓 Mises 应力云图(单位:MPa)Fig.12 Bolt Mises stress contour(unit:MPa)2.2 收敛及内力结果对比为进一步验证模型准确性,提取第 3 环在极坐标系下的收敛值、弯矩和轴力。各工况收敛及内力结果对比见表 3。表 3 各工况收敛及内力结果对比Table 3 Comparison of convergence internal force among various working conditions步骤收敛/mm弯矩/(kNm)轴力/kN初始预撑381隧道建设(中英文)第 43 卷表 3(续)步骤收敛/mm弯矩/(kNm)轴力/kN切削成洞拆撑 由表 3 可知:1)收敛方面,各个工况下模拟值与试验值基本吻合,均呈现上宽下窄的“扁鸭蛋”形状,腰部变形较试验结果略大,最大偏差出现在成洞阶段90附近,最大偏差值为 10 mm;2)弯矩方面,各工况模拟值与试验值吻合度较高,整体变化趋势一致,平均偏差约 20 kNm,最大偏差出现在初始工况的拱顶和拱腰位置,约 80 kNm,其余工况偏差较小;3)轴力方面,不同工况对比情况差异较大,在初始、预撑和切削工况下模拟值和试验值吻合度较好,但在成洞和拆撑工况下偏差较大,最大误差达到约 400 kN。综上所述,模拟结果与试验结果基本吻合,但在成洞和拆撑阶段出现了一定程度偏差,分析原因是试验中千斤顶与管片存在摩擦力,在隧道贯穿后该摩擦力一定程度限制管片轴向旋转和纵向位移,但模拟过程中若按此施加边界约束会导致计算不收敛,因此模拟过程中未考虑纵向边界条件限制,放开隧道头尾两端纵向自由度,这导致腰部管片纵向接缝摩擦力减小,对变形约束不足。2.3 管片损伤为验证混凝土开裂位置的准确性,提取混凝土损伤,见图 1316。由图13 和图15 可知:内弧面0(拱顶)位置和外弧面 80(拱腰)位置均出现明显拉伸损伤,与表 2 最大主应力位置相对应,这与试验结果相吻合。图 13 内弧拉伸损伤Fig.13 Internal arc tensile damage图 14 试验内弧面损伤5Fig.14 Arc surface damage in test5图 15 外弧面 80拉伸损伤Fig.15 80 tensile damage of outer arc surface481增刊 1王 儒,等:盾构隧道机械法联络通道破洞施工中管片衬砌洞门结构力学响应的数值模拟研究图 16 试验外弧 80拉伸损伤3Fig.16 80 tensile damage of outer arc in test32.4 错台分析通过分析,得到管片接缝错台和张开最大发生在拆撑阶段。提取第 3 环环内错台量,见图 17。图 17 第 3 环错台量Fig.17 Dislocation amount of the third ring根据模拟结果可知,封顶块 34和邻接块 326环缝受到顶部荷载挤压错缝最大,错台量约 2 mm,而其余位置错缝差异较小,错台量约 0.5 mm。文献5提出顶部接缝内错台为 2 mm,其余接缝错台约 1 mm,此结果与试验结果基本吻合。综上所述,本文数值模拟结果与试验结果较为吻合,隧道收敛值、弯矩、轴力以及错台量均与试验值基本一致,局部区域出现误差主要是由于试验过程存在不确定性摩擦因数导致,结果可以用于更深层次分析。3 工法传力机制对比3.1 收敛及内力分布在未加固隧道模型的基础上,分别进行如下模型变化:1)将第 24 环的 B1 和 B3 块替换为钢混复合管片,采用线弹性本构模型,等效弹性模量根据式(7)和式(8)计算取 57 GPa,得到钢混复合管片加固洞门结构;2)在主隧道第 24 环内壁开洞侧添加 400 mm厚钢筋混凝土环梁,环梁与主隧道内壁采用 Cohesive接触模型,得到环梁加固洞门结构。根据上述 2 种模型数值模拟结果,提取最不利工况(拆撑)下第 3 环(切削环)的收敛及内力数据,见图1820。图 18 收敛对比Fig.18 Comparison of convergence图 19 弯矩对比Fig.19 Comparison of bending moment图 20 轴力对比Fig.20 Comparison of axial force由图 1820 可知:3 种模型内力分布特征一致,环梁加固模型和钢混复合管片加固模型的弯矩和轴力大小基本一致,但相比而言,环梁加固模型的收敛变形更小,整体刚度更大。3.2 内力传递性为对比 2 种工法在内力传递效应的差异,现提取拆撑阶段第 13 环开洞侧 180240(弯矩变化最大581隧道建设(中英文)第 43 卷段)弯矩均值,结果见图 21。图 21 各环弯矩均值对比Fig.21 Comparison of average bending moment of each ring由图 21 可知:1)未加固模型第 3 环与第 2 环弯矩差异较大,而第 2 环与第 1 环弯矩几乎相等,说明切削环 180 240破洞后内力骤降至 0,其原有内力只有少部分分摊至邻近管片,第 2 环和第 1 环管片保持原有内力基本不变,传力效果不明显;2)钢混复合管片加固模型第 3 环与第 2 环之间差异增大,第 2 环与第 1 环出现明显差值,说明该模型切削环管片在破洞后内力大部分传递至邻近半切削环,半切削环弯矩激增,传力效果明显;3)环梁加固模型各环弯矩均值普遍偏低,各环之间没有明显差异,主要因为环梁承担了切削区域部分内力,各环之间传力效应不明显,开洞对周围管片的影响较小。3.3 环间变形为对比 2 种工法环间变形的差异,提取 2 种模型在拆撑阶段下环间的收敛差值,即 2 环间错台量,收敛差值=i-j。(11)式中:i、j为不同环收敛值,i、j 为环号,此处定义 i=3、j=2。环间变形差异对比见图 22。图 22 环间变形差异对比Fig.22 Comparison of deformation difference between rings由图 22 可知:1)在隧道背靠侧各模型的差异较小,在开洞侧变形出现突变,无加固模型切削环和邻近环的收敛差值最大,二者形成较大错台量,最大错台达到 16 mm;2)复合管片加固模型开洞侧收敛差异缩小,最大错台约 10 mm,整体性好于无加固模型;3)环梁加固模型收敛差值最小,最大错台约 5 mm,说明环梁与主隧道叠合面提供了足够高的抗剪强度,二者产生了协调变形,提高了开洞侧的整体刚度,变形差异进一步减少。其结论也与内力传递效应一致。3.4 混凝土损伤根据 CDP 模拟结果,混凝土管片损伤形式主要是拉伸损伤。为对比不同工法衬砌损伤开裂的差异,提取 3 个模型混凝土拉伸损伤云图,见图 2325。图 23 无加固管片拉伸损伤Fig.23 Tensile damage of unreinforced segment图 24 复合管片拉伸损伤Fig.24 Tensile damage of composite segment reinforcement图 25 环梁加固管片拉伸损伤Fig.25 Tensile damage of ring beam reinforced segment由图 2325 可知:1)混凝土损伤位置主要集中在腰部的外弧面,复合管片和环梁加固 2 种工法的损伤均小于无加固模型;2)相比而言,复合管片加固由于刚度变化存在突变,局部更容易产生应力集中,而环梁加固由于整体刚度更大,几乎不发生混凝土损伤。4 结论与讨论本研究进行了机械法联络通道破洞响应的精细化681增刊 1王 儒,等:盾构隧道机械法联络通道破洞施工中管片衬砌洞门结构力学响应的数值模拟研究数值模拟,经过与足尺试验结果对比验证了模型的准确性,随后在此基础上模拟环梁加固工法,并与传统钢混复合管片在破洞施工过程中力学行为进行对比研究,主要结论如下:1)对照组模型模拟结果与足尺试验结果基本吻合,隧道出现最大变形与最大内力均发生在拆撑阶段,位置均在受切削面积最大的第 3 环,混凝土拉伸裂缝出现在拱顶内弧面以及切削侧外弧面。2)在对照组模型基础上建立了钢混复合管片加固洞门模型和环梁加固洞门模型。经过对比认为环梁加固结构在弯矩以及轴力等力学性能方面与钢混复合管片结构差异较小,但在断面收敛和衬砌损伤方面优于复合管片加固效果。3)比较环梁加固和钢混复合管片加固 2 种工法变形差异,证明环梁加固后,环梁与主隧道形成叠合结构,隧道纵向刚度更大,环间变形差异小。需要指出的是,本研究过程采用了隐式静力学求解器,限于收敛性问题无法充分考虑刀盘切削混凝土时振动偏差引发连带破坏,因此洞口周围局部管片的损伤及开裂情况与实际略有偏差,后续设计过程中建议添加刀盘对混凝土切削的动力学模拟。参考文献(R Re ef fe er re en nc ce es s):1 朱瑶宏,董子博,尹铁锋,等.地下空间联络通道微加固机械法 T 接技术探索C/中国土木工程学会学术年会.北京:中国土木工程协会,2017:138.ZHU Yaohong,DONG Zibo,YIN Tiefeng,et al.Probe into the T-connection technology of mechanical method of micro reinforcement for connecting passage in underground spaceC/Annual Academic Meeting of China Civil Engineering Society.Beijing:China Civil Engineering Association,2017:138.2 朱瑶宏,张付林.机械法联络通道工程技术研究与应用M.北京:中国建筑工业出版社,2022:220.ZHU Yaohong,ZHANG Fulin.Research and application of mechanical connecting passage engineering technologyM.Beijing:China Architecture&Building Press,2022:220.3 朱瑶宏,高一民,董子博,等.顶管法 T 接隧道结构受力足尺试验研究J.隧道建设(中英文),2019,39(9):1392.ZHU Yaohong,GAO Yimin,DONG Zibo,et 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