加工工藝對盾構隧道環(huán)間錨式接頭受力影響的數值研究

張穩(wěn)軍， 張高樂， 蘇　忍， 金明明

(1. 天津大學建筑工程學院， 天津　300072； 2. 天津大學濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室， 天津　300072)

?

加工工藝對盾構隧道環(huán)間錨式接頭受力影響的數值研究

張穩(wěn)軍1,2， 張高樂1， 蘇忍1， 金明明1

(1. 天津大學建筑工程學院， 天津300072； 2. 天津大學濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室， 天津300072)

摘要：為研究加工工藝對盾構隧道環(huán)間錨式接頭受力特性的影響，基于錨式接頭荷載試驗，采用ABAQUS有限元軟件建立錨式接頭的精細化模型。首先，通過與試驗結果進行比較，驗證數值模型的合理性與可靠性，并分析得出錨式接頭各部件間的摩擦因數參考值。其次，研究錨式接頭在拼裝過程中所需的壓力、接頭達到破壞荷載時的張開量隨摩擦因數和套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差的變化規(guī)律。最后，數值分析結果表明： 部件間的摩擦因數參考值取0.50比較合理；為保證錨式接頭正常工作，加工時部件間的摩擦因數應為0.46～0.52，套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差應為-0.05～0.01 mm；錨式接頭在加工過程中的加工精度要求較高。

關鍵詞：盾構隧道； 錨式接頭； 數值研究； 加工工藝； 受力特性

0引言

盾構隧道管片接頭在很大程度上控制著襯砌結構整體的變形和承載力，是襯砌管環(huán)的薄弱環(huán)節(jié)[1]；因此，接頭的力學性能一直是國內外學者研究的重點。目前，常用的接頭連接形式有無螺栓連接、螺栓連接及其他方式連接3種[2]。國內管片主要采用螺栓接頭，此類接頭需設置手孔，管片截面被削弱，且增加了滲水路徑[2-3]。螺栓孔與螺栓之間存在空隙，這為相鄰管片間的相互錯動創(chuàng)造了條件[4]。為滿足深長大盾構隧道的性能要求，已開發(fā)出各種新型接頭和復合管片,并投入使用[5-8]。此外，由于新型接頭結構形式復雜、加工精度要求較高，完全采用試驗手段研究其在復雜受力狀態(tài)下的力學性能存在技術和經濟限制。基于數值分析的經濟性、易操作性等，前人已針對管片接頭進行了相關的數值分析研究。文獻[9-12]建立了常規(guī)接頭的簡化、精細化模型，對接頭抗彎剛度、應力-應變分布等進行了研究；文獻[8]和文獻[13]給出的盾構隧道環(huán)間錨式接頭具有地層適應性強、無截面削弱、抗?jié)B性好、剛度大且拼裝快捷等特點，并進行了該接頭的性能確認原型試驗，原型試驗結果表明： 套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差對接頭力學性能有顯著影響。上述試驗對錨式接頭力學性能影響因素的研究十分有限。因此，本文基于文獻[8]和文獻[13]給出的試驗結果，采用數值分析軟件ABAQUS，建立錨式接頭的精細化模型，對該接頭的拼裝、張拉過程進行模擬，并通過與試驗結果比較，驗證數值模型的合理性，重點考查接觸面摩擦因數和套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差對其力學性能的影響。通過對錨式接頭力學機制的研究，可為該接頭的設計和加工提供理論依據。

1數值模型

1.1接頭構造及尺寸

錨式接頭由套環(huán)、套桿和套筒組成(如圖1所示)，接頭通過千斤頂擠壓拼裝，拼裝完成后，依靠各部件間的摩擦力保持整體狀態(tài)。圖2和圖3為3種類型的錨式接頭尺寸(黑色陰影部分表示接頭底座；淺藍色陰影部分表示接頭拼裝、張拉過程中發(fā)生摩擦接觸的主要部位，加工過程中提高其表面的粗糙程度；d1為插入間隙；d2為套環(huán)壁厚)。

(a) 套桿、套筒

(b) 套環(huán)

(a) A型

(b) B型

(c) C型

(a) A型

(b) B型

(c) C型

1.2材料參數

接頭所用材質： 底座均為普通鋼，其余部件使用表1所示的同種材料。A型為FCD900A球墨鑄鐵、B型和C型為SCM435合金鋼。

表1　數值研究材料參數取值

1.3網格劃分

數值模型中的所有單元采用C3D8R，即八節(jié)點六面體線性減縮積分單元。由于模型中存在大量接觸部位，因此在網格劃分時應調整種子密度以保證各接觸部位的主、從面網格相互協(xié)調。圖4為錨式接頭的數值模型及網格劃分示意圖。

1.4影響因素

1)螺栓緊固力。本文為模擬實際工程中施加在螺栓上的緊固扭矩，在ABAQUS中將其換算成等效面力施加在螺栓截面上。各強度指標下的螺栓緊固力如表2所示。

(a) 整體

(b) 套筒

(c) 套桿

(d) 套環(huán)

(e) 套桿底座

(f) 套環(huán)底座

螺栓直徑D/mm螺栓的機械性能等級8.8緊固力Fv/N標準扭矩Ma/(N·m)10.9預緊力Fv/N標準扭矩Ma/(N·m)M22146000580208000 820M241680007302400001050M2722200011003160001550

2)接觸屬性。從錨式接頭的工作原理可知，各部件間的接觸設定是影響該接頭受力性能的主要因素，接觸屬性應符合實際；因此，法線方向采用允許接觸面分離的硬接觸，切線方向考慮摩擦作用，采用罰函數接觸算法。

2模型驗證

2.1邊界條件和加載方式

基于文獻[13]給出的A型錨式接頭(圖2(a)和圖3(a))的原型試驗，數值模型分析采用分步加載: step1表示拼裝過程；step2表示張拉過程。數值模型采用的邊界條件和加載方式如圖5所示。

1)邊界條件。約束接頭右側底座3個方向的自由度、左側底座豎向和垂直紙面方向(垂直接頭軸向)的自由度。此外，為了消除接觸分析過程中剛體位移的影響，需約束套筒、套環(huán)和套桿豎向和垂直紙面方向的自由度。

2)加載方式。采用位移加載，具體施加方式是分別在step1、step2中沿接頭軸線方向對左側底座施加+32 mm、-5 mm的位移荷載。其中，正值表示接頭拼裝，負值表示接頭張拉。拉壓過程中的荷載可通過監(jiān)測加載面的反力獲得。

為研究接觸面摩擦因數(粗糙程度)的影響， 以及獲取與試驗結果相符的參數值，數值分析中將摩擦因數設定為變量。由于錨式接頭加工過程中對接觸面進行了粗糙度提高處理，設摩擦因數為μ，基于工程經驗其取值為0.30～0.70；因此，分別取摩擦因數為0.30、0.35、0.40、0.45、0.50、0.55、0.60、0.65及0.70進行研究。

2.2結果分析

圖6為step1、step2完成時的接頭變形圖。計算結果如圖7所示。由圖7可知，摩擦因數取0.50時的數值計算結果與試驗結果吻合較好。

(a) 邊界條件

(b) step1加載

(c) step2加載

(a) step1

(b) step2

結果表明，所建模型具有合理性與可靠性。因此，可采用該數值模型模擬錨式接頭在各工況條件下的受力情況，同時可把0.50作為摩擦因數的參考值。

(a) step1

(b) step2

3加工工藝對錨式接頭受力的影響

基于上述對A型錨式接頭的數值模型驗證和結果分析，發(fā)現該數值模型具有合理性和適用性。同時，錨式接頭的拼裝過程和張拉過程受加工工藝影響顯著。因此，下文主要針對B型和C型錨式接頭的上述過程，進行摩擦因數和套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差對其受力影響的研究。

3.1摩擦因數的影響

錨式接頭各部件間存在大量接觸面，摩擦力是各部件相對運動的主要阻力。因此，摩擦因數很大程度上控制著錨式接頭拼裝、張拉過程所需的拉壓荷載?；谏鲜龇治龅贸龅哪Σ烈驍祬⒖贾导肮こ探涷?，摩擦因數取值設定為0.45～0.55。針對摩擦因數對接頭受力特性的影響研究，以0.01為間隔，建立11組模型進行計算分析。邊界條件與加載方式如圖5所示，計算結果如圖8所示。

(a) B型接頭的step1

(b) B型接頭的step2

Fig. 8Displacement vs. load of anchor joints with different friction coefficients

錨式接頭是通過千斤頂擠壓拼裝，最大壓荷載應小于千斤頂的最大推力。因此，文獻[8]將200 kN作為壓荷載的上限。此外，錨式接頭在張拉過程中達到接頭破壞荷載時的張開量應小于3 mm。B型錨式接頭的破壞荷載為376 kN；C型錨式接頭的破壞荷載為477 kN。基于上述分析，對計算結果進行分析匯總，如表3所示。

表3考慮摩擦因數影響的計算結果分析

Table 3Calculation results considering influence of friction coefficient

摩擦因數拼裝過程是否滿足要求B型接頭C型接頭張拉過程是否滿足要求B型接頭C型接頭接頭是否能正常工作B型接頭C型接頭0.45√√×√×√0.46√√√√√√0.47√√√√√√0.48√√√√√√0.49√√√√√√0.50√√√√√√0.51√√√√√√0.52√√√√√√0.53×√√√×√0.54××√√××0.55××√√××

注：×表示不滿足要求； √表示滿足要求。

數值分析表明： 摩擦因數的增大將導致錨式接頭拼裝過程所需的壓荷載增大，張拉過程達到接頭破壞荷載時的張開量減??；摩擦因數的減小將導致該接頭拼裝過程所需的壓荷載減小，張拉過程達到接頭破壞荷載時的張開量增大甚至無法達到破壞荷載。同時，決定該接頭能否正常工作的因素有：μ>0.50時，為拼裝所需的最大壓荷載；μ<0.50時，為達到接頭破壞荷載時的張開量。錨式接頭正常工作時的摩擦因數取值如下： B型接頭為0.46～0.52；C型接頭為0.45～0.53?；谏鲜瞿Σ烈驍涤绊懙姆治鼋Y果，得出保證錨式接頭能正常工作的摩擦因數取值應為0.46～0.52。

3.2套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差的影響

錨式接頭在千斤頂推力或拉力作用下，套環(huán)壁沿插入間隙滑動直至拼裝或張拉完成。套環(huán)壁內、外表面是錨式接頭各部件間產生摩擦力的主要部位，因此，套環(huán)壁厚與插入間隙的尺寸差將直接影響該接頭拼裝、張拉過程所需的拉壓荷載。將插入間隙和套環(huán)壁厚分別定義為d1、d2，則其尺寸差

Δd=d2-d1。

由于管環(huán)結構防水和接頭拼裝精度的要求，接頭加工引起的誤差不能過大?；诠こ探涷?，尺寸差Δd的取值一般為-0.3～0.3 mm。為研究套環(huán)壁厚與插入間隙的尺寸差對錨式接頭受力特性的影響，數值分析中以0.1 mm為間隔，建立7組模型進行計算。改變尺寸差Δd的具體方式為： 保持插入間隙d1不變，增大或減小套環(huán)壁厚d2的數值。計算結果如圖9所示。

(a) B型接頭的step1

(b) B型接頭的step2

(c) C型接頭的step1

(d) C型接頭的step2

由圖9(a)和圖9(c)可知，錨式接頭在Δd>0工況下不滿足正常工作要求，因此，圖9(b)和圖9(d)只給出了Δd<0工況下的計算結果。分析可知，套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差Δd的增大將導致錨式接頭拼裝過程所需的壓荷載和張拉過程所能達到的拉荷載增加。決定該接頭能否正常工作的因素有：Δd>0時，為拼裝所需的最大壓荷載；Δd<0時，為張開量允許范圍內能達到的最大拉荷載。此外，計算結果表明Δd的取值范圍考慮偏大，保證錨式接頭正常工作的尺寸差Δd取值應為-0.1～0.1 mm。因此，以0.01 mm為間隔，重新建立9組模型進行計算?；谏鲜龇治鼋Y果，只需考察Δd>0工況下的壓荷載和Δd<0工況下的拉荷載(計算結果如圖10所示)。對計算結果進行分析匯總，如表4所示。

由圖10及表4可知，小數量級尺寸差條件下錨式接頭的位移-荷載曲線變化規(guī)律與大數量級尺寸差條件下的基本一致。錨式接頭正常工作時的套環(huán)壁厚與插入間隙的尺寸差取值如下： B型接頭為-0.06～0.03 mm；C型接頭為-0.05～0.01 mm。基于上述尺寸差影響的分析結果，得出保證錨式接頭能正常工作的尺寸差取值應為-0.05～0.01 mm。

4結論與討論

本文針對錨式接頭進行了加工工藝對其力學特性影響的分析研究，研究表明本文提出的數值模型可用于該新型接頭的力學機制研究，并具有合理性和可靠性。得到相關結論總結如下。

1)部件間的摩擦因數參考值取0.50比較合理，且能縮短參數反演所需的時間。

2)摩擦因數的增大將導致錨式接頭拼裝所需的壓荷載增加，張拉過程中達到接頭破壞荷載時的張開量減小。摩擦因數大于參考值時，決定該接頭能否正常工作的因素為拼裝所需的最大壓荷載；摩擦力小于參考值時，決定該接頭能否正常工作的因素為達到接頭破壞荷載時的最大張開量。保證錨式接頭能正常工作的摩擦因數取值應為0.46～0.52。

3)套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差的增大將導致錨式接頭拼裝所需的壓荷載和張拉過程所能達到的拉荷載增加。套環(huán)壁厚大于插入間隙時，決定該接頭能否正常工作的因素為拼裝所需的最大壓荷載；套環(huán)壁厚小于插入間隙時，決定該接頭能否正常工作的因素為張開量允許范圍內所能達到的最大拉荷載。保證錨式接頭能正常工作的尺寸差取值應為-0.05～0.01 mm。

(a) B型接頭的step1

(c) C型接頭的step1

(d) C型接頭的step2

Fig. 10Displacement vs. load of anchor joints with fractional size difference

表4考慮尺寸差影響的計算結果分析

Table 4Calculation results considering influence of size difference

尺寸差Δd/mm拼裝過程是否滿足要求B型接頭C型接頭張拉過程是否滿足要求B型接頭C型接頭接頭是否能正常工作B型接頭C型接頭-0.07√√××××-0.06√√×√×√-0.05√√√√√√-0.04√√√√√√0.00√√√√√√0.01√√√√√√0.02√×√√√√0.03√×√√√√0.04××√√×√0.05××√√×√

注：×表示不滿足要求； √表示滿足要求。

4)保證錨式接頭正常工作的摩擦因數及套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差的取值范圍均較小，分析結果表明錨式接頭在加工過程中的加工精度要求較高。

本文的研究成果可作為進一步研究錨式接頭的基礎，并為錨式接頭的設計與加工提供技術參考；但本文僅研究了加工工藝對錨式接頭拼裝、張拉過程的受力影響，而加工工藝對錨式接頭在復雜荷載模式下的受力影響則有待進一步研究。由于錨式接頭的結構形式復雜，影響其受力及變形的其他因素也需要進一步研究。

參考文獻(References):

[1]張厚美, 張正林, 王建華.盾構隧道裝配式管片接頭三維有限元分析[J]. 上海交通大學學報，2003, 37(4): 566-569.(ZHANG Houmei, ZHANG Zhenglin, WANG Jianhua. 3-D FEM analysis on prefabricated segment joints of shield tunnel[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2003, 37(4): 566-569.(in Chinese))

[2]嚴佳梁. 盾構隧道管片接頭形式的探討與選擇[J]. 建筑技術, 2009, 40(3): 269-272.(YAN Jialiang. Discussion and selection of segment joint type of shield tunnel[J]. Architecture Technology, 2009, 40(3): 269-272.(in Chinese))

[3]嚴佳梁. 盾構隧道管片接頭性態(tài)研究[D]. 上海： 同濟大學, 2006. (YAN Jialiang. Research on the behavior of the segment joint in shield tunnel[D]. Shanghai: Tongji University, 2006.(in Chinese))

[4]王夢恕. 中國隧道及地下工程修建技術[M]. 北京： 人民交通出版社, 2010.(WANG Mengshu. Chinese construction technology of tunnel and underground engineering[M].Beijing: China Communications Press, 2010.(in Chinese))

[5]ZHANG Wenjun, KOIZUMI Atsushi. Behavior of composite segment for shield tunnel [J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2010, 25(4): 325-332.

[6]ZHANG Wenjun. Study on mechanical behavior and design of composite segment for shield tunnel [D]. Tokyo: Waseda University, 2009.

[7]ZHANG W J, GUO X, KOIZUMI A. Mechanical analysis and design approach of composite segment for shield tunnel linings [J]. Geotechnical Special Publication of ASCE, 2014, 242： 514-524.

[8]Shirato M, Furuichi K, Takimoto K, et al. Development of new composite segment and application to the tunneling project [J]. Journal of JSCE, 2003, 728: 157-174.

[9]陳俊生, 莫海鴻. 盾構隧道管片接頭抗彎剛度的三維數值計算[J]. 鐵道學報, 2009, 31(4): 87-91.(CHEN Junsheng, MO Haihong. Three-dimensional FEM analysis on flexural rigidity of segment joints in shield tunnel[J]. Journal of The China Railway Society, 2009, 31(4): 87-91.(in Chinese))

[10]葛世平, 謝東武, 丁文其, 等. 盾構管片接頭簡化數值模擬方法[J]. 巖土工程學報，2013, 35(9): 1600-1605.(GE Shiping, XIE Dongwu, DING Wenqi, et al. Simplified numerical simulation method for segment joints of shield tunnels[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2013, 35(9): 1600-1605.(in Chinese))

[11]廖少明, 閆治國, 宋博, 等. 鋼纖維管片接頭局部應力的數值模擬試驗[J]. 巖土工程學報,2006, 28(5): 653-659.(LIAO Shaoming, YAN Zhiguo, SONG Bo, et al. Numerical modeling tests on local stress of SFRC tunnel segment joints[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2006, 28(5): 653-659.(in Chinese))

[12]郭瑞, 何川, 蘇宗賢, 等. 盾構隧道管片接頭抗剪力學性能研究[J]. 現代隧道技術, 2011, 48(4): 72-77.(GUO Rui, HE Chuan, SU Zongxian, et al. Study of shearing mechanical properties of segment joints of shield tunnels[J]. Modern Tounnelling Technology, 2011, 48(4): 72-77.(in Chinese))

[13]中島誠三, 秋山真次, 八坂光洋, 等. トンネル軸方向挿入組立ダクタイルセグメントの開発[C]// トンネル工學研究論文報告集. 東京： 日本土木學會，1998, 8(6): 39-46.(NAKAJIMA Seizou, AKIYAMA Sinji, YASAKA Mitsuhiro, et al. Development of the Axial-Slide ductile segment[C]//Tunnel Engineering Research Report.Tykyo: Journal of Japan Society of Civil Engineers, 1998, 8(6): 39-46.(in Japanese))

Numerical Study on Influence of Manufacturing Process on Mechanical Properties of Longitudinal Anchor Joint for Shield Tunnel

ZHANG Wenjun1,2, ZHANG Gaole1, SU Ren1, JIN Mingming1

(1.SchoolofCivilEngineering,TianjinUniversity,Tianjin300072,China;2.TianjinUniversityKeyLaboratoryofCoastCivilStructureSafetyofEducationMinistry,Tianjin300072,China)

Abstract:A refined model of anchor joint is established by means of ABAQUS finite element software based on loading test of anchor joint, so as to study the influence of manufacturing process on mechanical properties of longitudinal anchor joint for shield tunnel. The rationality and reliability of the numerical model is testified by means of comparing with testing results. The reference value of friction coefficient of anchor joint is obtained. The relationship among stress needed for installation of anchor joint, opening amount of anchor joint when failure load reached, friction coefficient, thickness of sleeve and inserting size is studied. The results indicate that: 1) The reference value of friction coefficient should be 0.50. 2) The reference values of friction coefficient for normal operation of anchor joint should be 0.46-0.52 and the reference values of the difference between sleeve thickness and inserting size should be -0.05-0.01 mm. 3) High accuracy should be guaranteed during the manufacturing process of anchor joint. The study results can provide technical reference for design and manufacture of anchor joint.

Keywords:shield tunnel; anchor joint; numerical study; manufacturing process; mechanical property

中圖分類號：U 45

文獻標志碼：A

文章編號：1672-741X(2016)02-0150-08

DOI:10.3973/j.issn.1672-741X.2016.02.005

作者簡介：第一 張穩(wěn)軍(1975—)，男，甘肅平涼人，2008年畢業(yè)于日本早稻田大學，建設工學專業(yè)，博士，副教授，主要從事隧道與地下工程施工及設計新理論研究工作。E-mail: wjzhang@tju.edu.cn。

基金項目：國家自然科學基金面上項目(51378342)； 高等學校博士學科點專項科研基金新教師類資助課題(20120032120050)

收稿日期：2015-08-24; 修回日期: 2015-09-28