地铁盾构隧道在运营期间长期受到列车运行振动及周边工程活动的扰动，易诱发纵向不均匀沉降，进而产生轨道平顺性降低、管片接头破损等病害，严重威胁行车安全
［1-3］。针对此类不均匀沉降问题，多采用注浆抬升技术进行整治
［4-5］，但整治过程中环缝连接螺栓将承受较大附加拉力，可能导致其预紧力衰减或受力状态发生不利变化，而复拧是恢复螺栓预紧力的重要技术手段；但盾构隧道施工完成后管片螺栓手孔通常已被密封，又会导致注浆抬升作业后难对管片接头螺栓实施复拧作业。因此，对于已完成不均匀沉降整治的隧道来说，是否有必要破除手孔砂浆、对环缝连接螺栓进行复拧，目前尚无明确的技术依据和评估标准。
盾构隧道由预制管片拼装而成，隧道的纵向力学特性很大程度上会受到管片接头的影响
［6-7］。志波由纪夫等
［8］最早提出基于管片与螺栓的变形协调及力平衡关系，推导出弯矩与轴力共同作用下的隧道等效刚度。此后，臧小龙
［9］、卢慈荣
［10］、叶飞等
［11］和张文杰等
［12］进一步将螺栓预紧力、接头螺栓弹塑性状态和横向刚度等纳入考量，对原理论模型进行拓展，显著提升了等效刚度计算模型的普适性；耿萍等
［13］进一步考虑轴力和弯矩的共同作用，提出盾构隧道可能出现的5类弯曲模式，建立了相应的非线性等效抗弯刚度计算模型；王祖贤等
［14］不再将盾构隧道衬砌管环视为一均质环，而是根据实际考虑了隧道横向性能对纵向性能的影响。尽管理论分析具有着逻辑缜密的优势，对纵向刚度机理的理解有重要指导意义，但现有理论模型普遍对管片接头进行了不同程度的简化处理，难以准确反映盾构隧道纵向刚度对隧道整体的影响。
为弥补理论模型的不足，一些学者采用数值仿真与模型试验的方法对盾构隧道纵向刚度开展深入研究，以聚焦核心问题，通过模拟分析并筛选得出关键变量的方式，使研究成果能够更精准地贴合实际工程。因而也有众多学者采用数值仿真与模型试验的方法对纵向刚度进行深入研究。刘洪清等
［15］考虑接头构造与接头处的相互作用，采用非线性有限元法深入考察单个管片的静力响应特性，进一步研究了管片纵向接头力学特性随各关键因素变化规律；刘议文等
［16］针对新型套筒-直螺栓环间接头开展足尺试验，探明了这种新型直螺栓的破坏形态，分析了套筒对于微小错台的控制能力；黄大维等
［17］设计并开展相似比为1∶10的缩尺试验，探究了螺栓预紧力对盾构隧道纵向刚度的影响；朱瑶宏等
［18］针对不同螺栓接头形式的纵缝开展足尺试验，明确了几种螺栓接头形式的破坏模式以及不同螺栓对接缝处的力学性能影响；任璐瑶等
［19］开展相似比为1∶6的缩尺试验，发现纵向等效抗弯刚度的有效率会随着轴力的增大而呈指数型增长。
综上所述，在对管片接头纵向刚度的研究中，理论模型、数值模拟及模型试验等方法各有优势，分别形成了一系列对工程实践具有重要实用价值和借鉴意义的成果。但目前尚未形成关于环缝接头复拧影响的充分研究，包括复拧对盾构隧道力学性能、接头抗拉刚度和隧道纵向刚度等的具体影响。为此，本文设计并开展盾构隧道环缝接头足尺拉伸试验，重点分析直螺栓复拧前后环缝接头的力学性能与抗拉刚度变化规律，量化复拧对不均匀沉降整治后的地铁盾构隧道纵向刚度的增强作用。研究成果可为优化不均匀沉降整治措施提供试验依据。
1 管片接头足尺试验
1.1 管片与试验装置
依托某地铁盾构隧道设计并开展足尺试验，该隧道管片上被封堵的螺栓手孔如
图1所示，管片外径6.20 m，厚0.35 m，环宽1.20 m。衬砌采用高强混凝土，混凝土强度等级为C55，抗渗等级为P10，弹性模量为35.5 GPa。隧道初衬由1块封顶块（TF）、2块邻接块（TL1和TL2）、2块标准块（TB1和TB2）和1块拱底（TD）组成，盾构隧道断面如
图2所示。图中：
R为不同位置处的半径，取管片内径、外径分别为2 750和3 100 mm。衬砌环间通过17个M30环缝连接螺栓，纵缝通过12个M30纵缝连接螺栓，均采用机械强度为6.8级的高强度螺栓，管片大样上的螺栓及螺栓孔尺寸如
图3所示。其中：螺栓孔呈锥形，接缝端直径为42.00 mm；螺栓孔中线位置距内、外弧面表面分别为0.10和0.25 m。管片接缝处设计了凹凸榫结构，通过凹凸结合的连接方式实现管片的紧密拼接，因此试验所用管片在接缝面的几何形状上存在差异。为更好分辨试验所用的2块管片，以接缝面为凹形榫头的管片为1号管片，凸形榫头的为2号管片。
为开展盾构隧道环缝接头足尺拉伸试验，采用自主研制的环缝接头拉伸试验装置进行加载，装置截面如
图4所示。为约束管片在受力过程中的侧向位移，设计并安装了1套钢轨-小车系统，如
图5（a）所示。为使管片环缝张开，在管片螺栓手孔处钻取4个贯穿孔，每个圆孔相距约0.4 m；后插入长1 m、直径50 mm的螺杆并使用配套的垫片、螺母及钢套筒，将螺杆固定在管片上，后将管片放置在减模小车上，如
图5（b）所示。为便于千斤顶的顶推力作用于管片，将钢板、工字钢焊接在钢套筒上形成反力支座，将2个千斤顶安装在同一块管片内、外弧面的反力支座上，轴力计安装于另一块管片反力支座与千斤顶的接触面上，保证千斤顶产生的轴力能够通过轴力计传递到反力支座上，如
图5（c）所示。
1.2 试验监测装置
试验主要对管片环缝张开量、千斤顶顶推力、管片混凝土应变及直螺栓应变进行监测，对应的监测装置及工作情况如
图6所示。环缝张开通过布置在管片环缝两侧的位移计进行监测，布设方式如
图6（a）所示，内、外弧面2个位移计的布置位置与管片环圆心保持在同一条轴线上，确保监测数据的准确性。顶推力则采用已经标定好的轴力计进行监测，如
图6（b）所示，加载过程中分别记录2个轴力计的计读数，并依据相应的换算公式将读数转化为顶推力。管片混凝土应变与直螺栓应变则通过应变采集仪采集数据，如
图6（c）所示，通过DH3816N静态应变测试系统实时监测试验过程中混凝土与螺栓的应变。
1.3 测量点位布设
为探究拉伸后管片的应变规律，2块管片的内弧面与接缝面均布设了2排应变片。应变片的编号如
图7所示；应变片实物布设位置如
图8（a）和
图8（b）所示。考虑到在螺栓的安装拧紧过程中，布置过多应变片易导致应变片的损坏，因此仅在直螺栓端头的两侧布设应变片，以监测螺栓应变。同时对其编号，1号管片端头处螺栓应变片为3-1、2号管片端头处螺栓应变片为3-2，直螺栓应变片实物布设如
图8（c）所示。
1.4 试验加载方案
应变片布设完毕后，安装并拧紧直螺栓。对于试验采用的6.8级M30环缝连接螺栓，其屈服强度对应的螺栓预紧力为269.30 kN，此时拧紧扭矩约为972.00 N · m。螺栓拧紧的主要目的并非追求螺栓本身的强度极限，而是为了让相邻管片紧密贴合，压缩中间的弹性密封垫，获得足够的密封垫压缩量以实现防水功能。施工扭矩通常是基于对密封垫压缩量的要求确定的，这个值会远低于使螺栓屈服的扭矩，即实际拧紧过程中的施工扭矩并不会达到极限值，而是控制在极限值的40%~60%，因此对该范围取中间值50%并将其作为试验扭矩。将扭矩扳手调节至实际工程考虑的扭矩值，再使用扭矩扳手对两端螺栓进行拧紧，直至直螺栓两端扭矩达到试验所需的486.00 N · m。
为确保试验结果在力学上的合理性，在具体试验中遵循以下3项基本前提。
（1）在试验涉及的荷载范围内，螺栓材料处于线弹性工作阶段。
（2）由弯矩在螺栓截面上引起的最大弯曲应力，与由轴力引起的平均拉应力之比应小于0.1。当满足此条件时，弯曲效应可被视为次要影响因素。
（3）参考隧道工程中螺栓连接常设置的垫片等构造，试验所模拟的连接节点在受荷时允许发生微小的转动与变形。
试验中需严格控制管片所受拉伸荷载，确保其始终处于正常使用范围内的安全阈值以下。已知直螺栓管片的破坏极限约为330.00 kN，为确保管片在试验中不受损伤，同时有效检验复拧效果，最终将单个千斤顶的最大顶推力定为120.00 kN。该取值既远离破坏极限，留有充分安全余量，又能有效施加荷载以评估复拧后的结构响应。试验时，通过加载系统中的液压泵施加顶推力，共完成2次加卸载操作并记录试验数据。将两组数据进行对比分析，从而实现螺栓复拧对环缝接头力学性能的影响研究。
第1次加卸载。初始顶推力为0 kN，后以8.00 kN为一级逐级加载，每级加载完成后记录1次数据，包括管片应变与环缝张开量等，直至顶推力到达240.00 kN时停止加载。试验时，上下2个千斤顶的顶推力差值控制在0.40 kN内，接头的拉伸荷载按2个千斤顶的顶推力总和进行计算。加载完成并记录数据后进行卸载，直至轴力计读数为0，卸载完毕。
第2次加卸载。使用相同扭矩（486.00 N · m）对直螺栓环缝接头进行复拧，再加载至前次加载的最大值240.00 kN，仍如前记录相应数据并完成相应卸载操作。
2 环缝直螺栓拉伸试验
2.1 复拧前直螺栓管片应变
第1次加卸载结束后，复拧前管片各测点应变与加载关系如
图9所示。图中：应变为正表示受拉，为负表示受压。从
图9可以得出以下结论。
（1）在加载过程中，内弧面测点的应变增长相对较为平稳，说明在加载过程中内弧面应力分布相对均匀。而接缝面设置了凹凸榫、螺栓孔等构造，配筋较为复杂，导致接缝面测点的应变变化相对复杂，容易出现应力重分布，导致接缝面测点应变复杂。1号管片的测点1-7，1-13和1-20，2号管片的测点2-12均在加载过程中损坏。
（2）管片内弧面处混凝土出现了拉压2种应变，测点1-6—1-9以及测点2-5—2-7应变均为负值，说明混凝土处于受压状态，而其余测点则均处于正值，说明混凝土处于受拉状态。值得注意的是，测点1-10与测点2-4应变变化较小，而测点1-4与测点2-8应变变化较大，说明试验过程中，千斤顶顶推力偏向了测点1-4与测点2-8方向。测点1-2并未有明显变化，即应变未随着加载的增加而增加；但测点2-2的应变会随着加载的增加而增加，可以判断加载过程中测点1-2处的应变片遭到了破坏。
（3）在加载初期，管片应变并无明显变化，这表明管片可能还未进入明显的受力变形阶段，测点处于相对刚性的区域。加载至90.00 kN及之后，部分测点如1-18以及2-16等仍存在应变为0的现象，这些测点位于管片凹凸榫处，说明管片所采取的加强筋或构造钢筋等布置改变了该区域的应力分布，导致测点处的应变接近0。此时只有测点1-11—1-15与测点2-17—2-20为负值，其余测点（除0值外）均为正值。
接缝面与内弧面同时出现拉压并存，是因为管片环缝接头螺栓孔位置更靠近内弧面，拉力没有通过管片接缝面的形心，产生了偏心加载。拉伸试验过程中，2种加载下管片螺栓与螺栓孔壁的位置演变如
图10所示，图中箭头为千斤顶加载方向。
结合
图9与
图10可知：2种管片最大拉应变出现的位置及数值均差异明显，其根本原因在于二者接缝面的几何形状不同，1号管片接缝面为凹形榫槽，而2号为凸形榫头，这种几何差异直接影响了应变分布；对于凹形榫槽的1号管片，在拉伸力作用下，荷载作用更容易在曲面过渡区域集中，导致最大拉应变出现在几何不连续处，且集中效应可能更为显著，数值较高；对于凸形榫槽的2号管片，凸面结构改变了应变的传递方向，使其应变峰值位置转移，同时由于受力面积与应力传递方向不同，拉应变峰值也会与凹形榫槽的1号管片产生明显区别。
2.2 复拧前后直螺栓管片应变对比
在完成第1次拉伸试验后，对环缝连接螺栓进行复拧操作。复拧时，保持原设定扭矩（486.00 N · m）不变，将直螺栓两端进一步拧紧并开展复拧后的拉伸试验。复拧后，各测点混凝土管片应变-加载曲线如
图11所示。由
图9与
图11对比复拧前后的应变关系，可以得到如下结论。
（1）对于2块管片内弧面，接头在第1次受拉后，垫片会发生一定的塑性变形，这会改善复拧后垫片与混凝土表面的吻合度，使螺栓杆身产生更大的轴向拉力（预紧力）。该拉力将管片与相邻管片紧密压合，显著增大了螺栓与管片接触面之间的正压力。管片接缝面各测点应变均有小幅度的增大，内弧面应变趋势与复拧前基本一致。复拧前，各测点应变变化趋势波动较大；而复拧后，尤其在管片加载初期，各测点应变变化较为平稳。
（2）对于1号管片接缝面，螺栓复拧前，当应变加载到100.00 kN时，测点1-14，1-16，1-17和1-19处的应变才开始加速增长；螺栓复拧后，应变加载到60.00 kN时4个测点处的应变就开始加速增长，对比复拧前，管片应变提前出现大幅增长。
（3）对于2号管片接缝面，当加载超过一定阈值（如100~150 kN），应变曲线分化明显，部分测点应变持续增长，如
图9（d）的测点2-13；部分测点应变出现波动甚至反向变化，如
图11（d）的测点2-19，这反映了接缝面材料内部的应力重分布。测点2-13等部分测点的曲线波动大，应变受加载的影响更强，由压应变转变为拉应变。
综上所述，管片与螺栓之间的接触面积较复拧前有所增加，且接触匹配度更加良好；管片接缝面的受拉区域也更大，除测点2-13之外，应变曲线变化总体较为稳定。同时，螺栓在进行复拧后，混凝土管片会更早出现抵抗荷载，导致管片应变大幅度增长提前出现。
3 纵向刚度分析
3.1 螺栓应变和环缝张开量
环缝直螺栓复拧前后，直螺栓测点应变和管片环缝张开量与加载量的关系如
图12所示。由
图12可得到如下结论。
（1）在螺栓复拧前，2处测点的应变均随加载呈近似线性增长，但测点3-1处始终为正值，意味着此测点一直处于受拉状态；测点3-2在加载初期表现为一定的受压状态，随着加载的增大逐渐由压应变转化为拉应变，并且在加载到达210.00 kN时应变超过测点3-1。这表明初始预紧螺栓导致螺栓局部受压，随着加载的增加，使压应变转化为拉应变。
（2）螺栓复拧完毕后，2处测点的应变均大于复拧前的，且螺栓应变始终表现为拉应变，并未出现压应变。在加载到达180.00 kN时，测点3-2处的应变超过测点3-1。这表明复拧操作会强化螺栓与管片的整体连接刚度，复拧后，连接更紧密、刚度更高，荷载更直接地传递给螺栓，导致应变发展规律随之改变，表现为相同加载下应变数值和增长趋势不同。
（3）螺栓复拧前后，环缝张开量均呈现近似线性增长。但在相同加载的情况下，复拧前的张开量增长率显著高于复拧后的。这表明复拧有效改善了直螺栓连接结构的初始状态，环缝张开量显著减小。
3.2 隧道纵向刚度计算方法
基于文献［
20］提出的盾构隧道纵向刚度计算方法，对复拧前后隧道的纵向刚度值进行计算与比较，以定量分析螺栓复拧对隧道纵向结构刚度的影响。
由
图12（c）可知，复拧前后的环缝张开最终为3.24和2.63 mm；将环缝张开代入环缝接头的拉伸刚度计算式，可得拉伸刚度分别为：7.4×10
7和9.1×10
7 N · m
-1。又由
图2可知，环缝连接螺栓中心线至管片环顶点的竖向距离分别为：0.250，0.422，0.885，1.718，2.852，3.789，4.775，5.568和5.907 m。
将上述拉伸刚度与竖向距离代入纵向刚度计算式，可得到螺栓复拧前后隧道的纵向刚度分别为2.04×1010和2.52×1010 N · m2；盾构隧道作为管片环拼装而成的衬砌结构，其理论纵向刚度可视为在均质圆环管纵向刚度的基础上，引入环缝张开进行折减后的等效刚度。将上述接头螺栓张开导致的盾构隧道刚度，代入理论盾构隧道纵向刚度计算方法，即可得到螺栓复拧前后隧道的理论纵向刚度分别为2.0×1010和2.46×1010 N · m2。
由上述数据可知，螺栓复拧能够使得该地铁盾构隧道的纵向刚度提升约18.3%，环缝接头拉伸刚度提升约23%。对于已完成不均匀沉降整治的隧道，建议破除手孔砂浆实施螺栓复拧，通过螺栓复拧可显著增强隧道纵向刚度，进而提升接头耐久性与隧道长期服役性能。
4 结论
（1）在相同拉伸荷载工况下，相邻管片的接缝面几何形态不同，其应变分布存在差异，最大应变值出现位置也不同。加载过程中，由于接头螺栓孔位置靠近内弧面，因拉力未通过管片接缝面形心而出现偏心加载，造成接缝面与内弧面同时出现拉压并存。
（2）螺栓复拧后，管片与螺栓之间的接触面积较复拧前有所增加，管片接缝面的受拉区域也相应更大，接触面上各测点处的应变均有小幅增加，其应变显著增长阶段有所提前，但应变的整体变化趋势与复拧前的基本一致。
（3）计算发现，对于试验所依托的盾构隧道，环缝连接直螺栓复拧后，管片与螺栓的接触更加良好，当复拧扭矩取486.00 N · m时，复拧后接头拉伸刚度提升约23%，盾构隧道纵向刚度提升约18.3%。
（4）对于已完成不均匀沉降整治的隧道，应破除手孔砂浆，对隧道环缝连接螺栓进行复拧，以提升盾构隧道的纵向刚度。
国家自然科学基金资助项目(52378398)
江西省主要学科学术和技术带头人领军人才项目(20232BCJ22009)
江西省自然科学基金资助项目(20242BAB26077)
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