基于子模型法的盾構(gòu)隧道縱向接頭地震力學(xué)特性研究

耿 萍，郭翔宇，王 琦，廖峻斌，何 川，張艷陽(yáng)

(1.西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,四川 成都 610031;2.中建壹品投資發(fā)展有限公司,四川 成都 610031)

盾構(gòu)隧道是由管片及連接螺栓組成的裝配式結(jié)構(gòu)，在地震荷載作用下縱向接頭會(huì)發(fā)生往復(fù)的拉壓變形。因此，盾構(gòu)隧道縱向接頭往往是震害的高發(fā)區(qū)，產(chǎn)生管片的拉壓破壞、螺栓的剪斷及接縫的滲漏水等震害[1-3]。

現(xiàn)有研究多集中于盾構(gòu)隧道橫斷面的抗震性能，對(duì)盾構(gòu)隧道縱向地震響應(yīng)特性的研究較少，且多集中于理論分析、數(shù)值模擬及部分試驗(yàn)方面。劉學(xué)山[4]將盾構(gòu)隧道簡(jiǎn)化為一維桿系，將其周圍的土體看作是黏彈性材料，將隧道縱向抗震簡(jiǎn)化為黏彈性地基中彈性桿系的振動(dòng)問(wèn)題。耿萍等[5]考慮軸力和彎矩共同作用對(duì)盾構(gòu)隧道縱向彎曲變形的影響，在經(jīng)典的志波模型基礎(chǔ)上建立盾構(gòu)隧道縱向等效抗彎剛度計(jì)算模型。邵潤(rùn)萌等[6]將盾構(gòu)隧道簡(jiǎn)化為與其縱向變形一致的等價(jià)梁，采用反應(yīng)位移法進(jìn)行盾構(gòu)隧道縱向彈塑性地震反應(yīng)分析，結(jié)果顯示輸入角度和輸入地震動(dòng)水準(zhǔn)是縱向抗震分析的重要影響因素。張景等[7]采用振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)方法研究穿越軟硬突變地層盾構(gòu)隧道縱向地震響應(yīng)規(guī)律，結(jié)果表明：軟硬突變地層不僅增大了隧道縱向內(nèi)力，而且改變了其縱向整體彎曲方向。禹海濤等[8]考慮不同地震動(dòng)輸入方向、不同地震動(dòng)類型等因素，開展盾構(gòu)隧道-工作井節(jié)點(diǎn)振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)，結(jié)果顯示地震作用下盾構(gòu)隧道-工作井節(jié)點(diǎn)會(huì)使工作井模型產(chǎn)生較大環(huán)向應(yīng)變，但不會(huì)造成節(jié)點(diǎn)處盾構(gòu)隧道模型的環(huán)向變形增大。

以上研究成果多集中于合理的盾構(gòu)隧道縱向模型化方法，或采用模型試驗(yàn)的方式研究接頭受力變形特征。但由于建模方法或試驗(yàn)相似比的限制，無(wú)法表征縱向接頭細(xì)部的具體受力形態(tài)。本文基于子模型分析方法，依托實(shí)際工程分析了縱向接頭的受力危險(xiǎn)區(qū)，進(jìn)而以足尺試驗(yàn)的方式研究危險(xiǎn)區(qū)的分布及破壞形態(tài)。

1 子模型法

盾構(gòu)隧道沿縱向彎曲時(shí)，縱向接頭在環(huán)向會(huì)受到所處管片環(huán)相鄰管片的支撐與約束[9]，即需考慮環(huán)向邊界對(duì)縱向接頭受力與變形的影響,見(jiàn)圖1。

圖1 環(huán)向邊界受力特征

為考慮環(huán)向邊界的影響，采用子模型法對(duì)接頭細(xì)部進(jìn)行分析。子模型法是一種基于有限元法的分步分析方法，首先建立網(wǎng)格及幾何特征較粗糙的全局模型，然后建立關(guān)鍵區(qū)域的精細(xì)子模型，將全局模型中對(duì)應(yīng)驅(qū)動(dòng)節(jié)點(diǎn)處的位移值作為子模型的附加邊界條件[10-12]。

以平面四邊形單元模型為例，見(jiàn)圖2，對(duì)位于單元內(nèi)部的子模型驅(qū)動(dòng)節(jié)點(diǎn)i的位移，可采用單元的四個(gè)節(jié)點(diǎn)j對(duì)其進(jìn)行插值，見(jiàn)圖3[13]。

圖2 子模型方法[10-12]

圖3 全局模型單元

則四邊形全局模型單元的形函數(shù)為[13]

(1)

式中：Nj為全局模型單元的形函數(shù)；ξ、η為全局模型單元節(jié)點(diǎn)j的坐標(biāo)。

子模型驅(qū)動(dòng)節(jié)點(diǎn)i在t時(shí)刻的位移為[13]

δi(t)=[δix(t)δiy(t)]T

(2)

式中：δi(t)為子模型驅(qū)動(dòng)節(jié)點(diǎn)i在t時(shí)刻的位移。

使用形函數(shù)對(duì)位移進(jìn)行插值，有[13]

(3)

式中：δj(t)為整體模型中節(jié)點(diǎn)j的位移矩陣。

動(dòng)力有限元基本方程為[14]

(4)

式中：M為質(zhì)量矩陣；C為阻尼矩陣；K為剛度矩陣；δ(t)為節(jié)點(diǎn)位移矩陣；F為荷載矩陣。

則有[14]

(5)

對(duì)式(5)整理得

(6)

式中：i、j、b分別為切割邊界上節(jié)點(diǎn)、子模型外全局模型節(jié)點(diǎn)、子模型內(nèi)節(jié)點(diǎn)。

由式(6)可知，子模型驅(qū)動(dòng)節(jié)點(diǎn)的位移，是求解子模型內(nèi)部節(jié)點(diǎn)位移平衡方程的荷載項(xiàng)的一部分。

2 全局模型分析

對(duì)于子模型法，最關(guān)鍵的是經(jīng)由全局模型獲取切割邊界的位移。一般而言，子模型法的全局模型只有一個(gè)[15-16]，但由于盾構(gòu)隧道縱向較長(zhǎng)，建立考慮盾構(gòu)隧道縱向接頭的整體模型進(jìn)行復(fù)雜地層條件下的三維動(dòng)力時(shí)程分析計(jì)算成本過(guò)高。在此為盡量簡(jiǎn)化模型，提高計(jì)算效率，設(shè)立兩個(gè)全局模型：①基于“等效剛度梁-地層模型”獲取環(huán)間內(nèi)力；②將獲取的環(huán)間內(nèi)力施加到“縱向整體模型”上，得到子模型所需要的切割邊界上的位移。其具體過(guò)程如下：對(duì)“等效剛度梁-地層模型”輸入地震荷載，獲取環(huán)間內(nèi)力；將環(huán)間內(nèi)力施加在“縱向整體模型”的縱向，得到整體模型各節(jié)點(diǎn)的位移；對(duì)“縱向整體模型”中的局部研究區(qū)域精細(xì)化建模，將整體模型切割邊界上節(jié)點(diǎn)位移施加到精細(xì)化模型邊界上。

2.1 基于縱向等效剛度梁模型的地震響應(yīng)分析

隧道結(jié)構(gòu)對(duì)地層振動(dòng)具有明顯的追隨性[17-18]，在此將盾構(gòu)隧道考慮為追隨地層變形的等效剛度梁[19]。本盾構(gòu)隧道內(nèi)徑10.5 m，外徑11.6 m，管片厚度55 cm，幅寬2 m。每環(huán)管片環(huán)分成8塊，各塊均采用C60鋼筋混凝土澆筑。環(huán)間設(shè)有22根縱向斜螺栓，螺栓長(zhǎng)度70 cm，直徑40 mm，機(jī)械強(qiáng)度10.9級(jí)。管片采用錯(cuò)縫拼裝，封頂塊不位于拱頂及拱底[20]，拱頂正中間未設(shè)置縱向螺栓。依照志波等效剛度理論，在此不考慮環(huán)間接頭的預(yù)緊力[21]，求得隧道縱向抗彎、抗拉及抗壓等效剛度折減系數(shù)分別為0.069、0.027、1，以分別計(jì)算縱向彎矩、拉力、壓力。

本盾構(gòu)隧道為高壓輸電城市管廊工程，主要穿越第四紀(jì)淤泥質(zhì)黏土、粉土、砂層等軟弱覆蓋層。依照實(shí)際工程建立三維地層模型見(jiàn)圖4，模型尺寸為600 m×110 m×80 m(長(zhǎng)×寬×高)。其中，盾構(gòu)隧道穿越地層變化處。

圖4 三維地層模型

土體采用彈性本構(gòu)建模，地層物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 物理力學(xué)參數(shù)

依照GB 50838—2015《城市綜合管廊工程技術(shù)規(guī)范》[22]及GB 50223—2008《建筑工程抗震設(shè)防分類標(biāo)準(zhǔn)》[23]，綜合管廊工程結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)使用年限應(yīng)為100 a，按照乙類(重點(diǎn)設(shè)防)建筑物進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)。又高壓電力隧道結(jié)構(gòu)復(fù)雜，對(duì)縱向接頭受力變形性能要求極高，需要進(jìn)行專門的地震響應(yīng)分析。依據(jù)場(chǎng)地地震安全性評(píng)價(jià)報(bào)告，100 a超越概率2%(罕遇地震)對(duì)應(yīng)地震峰值加速度為0.213g，輸入地震動(dòng)見(jiàn)圖5，據(jù)此分別計(jì)算隧道縱向接頭在橫向及縱向激勵(lì)下的地震動(dòng)響應(yīng)。

圖5 輸入地震動(dòng)(已基線校正)

從相關(guān)研究成果來(lái)看[7,24]，當(dāng)隧道穿越地層條件變化處時(shí)縱向內(nèi)力最大。在此采用有限差分程序FLAC3D進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析，在圖4所示模型底部分別沿隧道橫向及縱向輸入圖5所示地震動(dòng)。依照相關(guān)研究成果[7,24]，統(tǒng)計(jì)環(huán)間內(nèi)力最大位置即盾構(gòu)隧道穿越地層變化處的環(huán)間內(nèi)力，結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 穿越地層變化處縱向內(nèi)力極值

由表2可知，當(dāng)?shù)卣饎?dòng)沿隧道縱向激勵(lì)時(shí)，隧道主要承受縱向拉壓及水平彎矩；當(dāng)沿隧道橫向激勵(lì)時(shí)，隧道受力以豎向彎矩為主。將表2中內(nèi)力施加至 “實(shí)體管片-梁?jiǎn)卧菟ā笨v向整體模型，可獲得研究區(qū)域的邊界位移。

2.2 縱向整體模型受力分析

葉飛等[25]研究成果顯示，錯(cuò)縫及通縫拼裝對(duì)盾構(gòu)隧道縱向變形性能影響不明顯。在此忽略盾構(gòu)隧道的管片接頭，在環(huán)向采用等效圓環(huán)模型，混凝土彈性模量折減系數(shù)取0.85，建立“實(shí)體管片-梁?jiǎn)卧菟ā笨v向整體模型。模型共計(jì)10環(huán)，環(huán)與環(huán)之間采用梁?jiǎn)卧菟ㄟB接，見(jiàn)圖6。模型一端采用固定約束，另一端對(duì)模型施加縱向力。

圖6 縱向整體模型

沿橫縱向激勵(lì)時(shí)隧道受力特征不同，則需要考慮不同受力特征對(duì)隧道縱向局部的影響。相關(guān)研究成果顯示，環(huán)間張開時(shí)接頭受力更為危險(xiǎn)[26]，故在此僅考慮接頭張開工況。顯然，縱向激勵(lì)時(shí)，“縱向受拉+縱向受彎”工況組合會(huì)在環(huán)間最大張開位置產(chǎn)生受拉危險(xiǎn)區(qū)；橫向激勵(lì)時(shí)，“縱向受彎”會(huì)在受拉區(qū)的最外側(cè)產(chǎn)生受拉危險(xiǎn)區(qū)。不同條件下工況組合見(jiàn)表3。

表3 最不利工況組合

對(duì)縱向整體模型施加對(duì)應(yīng)的力，可得到管片的受力狀態(tài)，進(jìn)而為局部細(xì)化模型提供相應(yīng)邊界條件。

3 局部細(xì)化模型分析

由于縱向螺栓位置及地震荷載下縱向受力特征不同，兩種工況下的危險(xiǎn)區(qū)域不盡相同。環(huán)間接縫面一共有22根縱向螺栓，認(rèn)為接頭張開時(shí)單根螺栓影響面積為管片環(huán)向的1/22，則每種工況均取管片環(huán)向的1/22建模，模型每側(cè)長(zhǎng)度取幅寬一半，即1 m，見(jiàn)圖7。

圖7 局部細(xì)化模型計(jì)算工況(單位：m)

對(duì)于工況①，由于張開量最大位置(拱頂)沒(méi)有縱向螺栓，接縫面頂部的拉力由兩側(cè)的兩根對(duì)稱螺栓所承擔(dān)，在此選擇其中一側(cè)進(jìn)行分析。

其中，管片結(jié)構(gòu)采用C60混凝土彈性本構(gòu)，螺栓采用雙線性彈塑性本構(gòu)，見(jiàn)圖8。

圖8 螺栓雙線性彈塑性本構(gòu)

將圖6各工況對(duì)應(yīng)位置的邊界位移施加到圖7所示局部細(xì)化模型的切割邊界上，即在切割邊界上施加對(duì)應(yīng)的邊界位移。施加方法為：先將表3中所對(duì)應(yīng)的拉力和彎矩施加到縱向整體模型(圖6)中，計(jì)算完成后，提取邊界節(jié)點(diǎn)位移施加到圖7模型對(duì)應(yīng)的切割邊界上，則可以得到縱向不同狀態(tài)下接頭的受力變形特征。

顯然，對(duì)于工況①、工況②而言，當(dāng)環(huán)間接縫張開時(shí)，螺栓聯(lián)合局部混凝土受力，則管片及螺栓的受力特征見(jiàn)圖9、圖10。

圖9 工況① 結(jié)構(gòu)受力(單位：MPa)

圖10 工況② 結(jié)構(gòu)受力(單位：MPa)

由圖9、圖10可知，當(dāng)盾構(gòu)隧道發(fā)生“縱向拉彎”及“縱向彎曲”時(shí)，其受拉區(qū)受力特征基本保持一致。

對(duì)于管片結(jié)構(gòu)，其最大主應(yīng)力主要分布于手孔、接縫面及套筒周邊。手孔位置受到螺栓向外的拉力且?guī)缀涡螒B(tài)不規(guī)整，在幾何形態(tài)變化處出現(xiàn)明顯拉應(yīng)力區(qū)，兩工況中手孔位置受拉區(qū)范圍為手孔向管片內(nèi)擴(kuò)展40～50 mm深度。對(duì)于套筒周邊而言，螺栓受拉即套筒有向外拔出趨勢(shì)，套筒周邊混凝土有較大拉應(yīng)力區(qū)，兩工況中套筒位置受拉區(qū)范圍為套筒向周邊擴(kuò)展40～60 mm深度。套筒鄰近管片外表面，極限狀態(tài)下接縫面鄰近外表面的區(qū)域更易破壞。斜螺栓兩端被管片固定，斜螺栓可以傳遞剪力，在接頭張開的過(guò)程中螺栓形態(tài)有趨向水平的趨勢(shì)。此過(guò)程中，螺桿擠壓接縫面混凝土，螺桿伸長(zhǎng)過(guò)程中在摩擦力的作用下接縫面混凝土被向外牽引，出現(xiàn)部分拉應(yīng)力區(qū)。

對(duì)于螺栓而言，其兩側(cè)固定且形態(tài)有趨向水平的趨勢(shì)，則伸長(zhǎng)過(guò)程中在靠近套筒及手孔位置螺栓會(huì)發(fā)生彎曲，即螺桿上出現(xiàn)兩處應(yīng)力集中區(qū)。

對(duì)比工況①、工況②的應(yīng)力極值，管片結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力均位于套筒周邊混凝土上，工況①(4.12 MPa)>工況②(2.30 MPa)；螺栓最大應(yīng)力出現(xiàn)在鄰近套筒口的螺桿上，工況①(25.80 MPa)>工況②(13.20 MPa)。從管片及螺栓應(yīng)力極值可見(jiàn)，對(duì)于縱向接頭，其在地震荷載縱向激勵(lì)下更加危險(xiǎn)。工況①縱向彎矩(0.054 2 MN·m)遠(yuǎn)小于工況②縱向彎矩(1.45 MN·m)，但其受力卻更加危險(xiǎn)，這說(shuō)明對(duì)于縱向接頭，縱向軸力對(duì)其受力起主導(dǎo)作用。

考慮邊界位移帶來(lái)的應(yīng)力擾動(dòng)，隱藏邊界處若干層單元，提取管片結(jié)構(gòu)內(nèi)外表面鄰近接縫面位置沿隧道縱向的應(yīng)力及縱向接頭張開量。

提取計(jì)算結(jié)果時(shí)，以接縫面螺栓孔處為坐標(biāo)軸原點(diǎn)，以沿盾構(gòu)隧道徑向?yàn)樽鴺?biāo)豎軸，以管片內(nèi)外表面的實(shí)際長(zhǎng)度(弧長(zhǎng))為橫軸(計(jì)算觀測(cè)點(diǎn)位置)，則管片表面鄰近接縫面位置沿隧道縱向的應(yīng)力分布形式見(jiàn)圖11。

圖11 受拉區(qū)管片表面縱向應(yīng)力

由圖11可知，盾構(gòu)隧道發(fā)生“縱向拉彎”及“縱向彎曲”時(shí)，管片表面縱向應(yīng)力分布特征基本一致。

手孔側(cè)管片外表面分布有廣泛的拉應(yīng)力區(qū)，而內(nèi)表面中部有較大的壓應(yīng)力區(qū)，向兩側(cè)逐步變?yōu)槔瓚?yīng)力，這是由于接頭張開過(guò)程中螺栓頭擠壓管片所導(dǎo)致。套筒側(cè)管片由于內(nèi)表面距離螺栓錨固端較遠(yuǎn)，故應(yīng)力較小，而外表面距離螺栓錨固端較近，在套筒帶動(dòng)周邊混凝土受拉過(guò)程中，外表面表現(xiàn)出廣泛的拉應(yīng)力區(qū)。

對(duì)比管片內(nèi)外應(yīng)力，可見(jiàn)工況①表面最大縱向應(yīng)力為0.056 MPa，遠(yuǎn)小于其最大主應(yīng)力極值4.12 MPa；工況②表面最大縱向應(yīng)力為0.031 MPa，遠(yuǎn)小于其最大主應(yīng)力極值2.30 MPa。這說(shuō)明盾構(gòu)隧道在縱向受拉時(shí)，其拉應(yīng)力危險(xiǎn)區(qū)主要位于管片內(nèi)部，對(duì)表面影響有限。

當(dāng)盾構(gòu)隧道縱向存在彎矩時(shí)，縱向接頭張開量最大處位于管片外側(cè)，提取工況①、工況②接縫面外側(cè)接頭張開量，見(jiàn)圖12。

圖12 縱向接頭張開量

當(dāng)盾構(gòu)隧道遭遇縱向激勵(lì)時(shí)，沿縱向有水平彎矩產(chǎn)生，由圖7可知，工況①位于管片頂部的一側(cè)，則接頭在張開過(guò)程中縱向接頭張開量出現(xiàn)非對(duì)稱特征，最大張開量出現(xiàn)在管片拱頂。

隧道遭遇橫向激勵(lì)時(shí)，盾構(gòu)隧道沿縱向發(fā)生水平彎曲，對(duì)照?qǐng)D7可知，工況②位于管片拱腰，且螺栓恰好位于水平線上，則張開量出現(xiàn)左右對(duì)稱特征。又螺栓位于局部細(xì)化模型的正中間，在接頭張開過(guò)程中鄰近混凝土受到拉力較大，變形較為明顯，故工況②模型中部張開量較小，向兩側(cè)逐步增大。

對(duì)比兩種工況張開量最值，工況①(0.122 mm)>工況②(0.045 mm)，可見(jiàn)縱向激勵(lì)下盾構(gòu)隧道縱向變形更加明顯。

由圖11、圖12可知，對(duì)于工況①，其管片表面縱向應(yīng)力為對(duì)稱分布，而張開量呈現(xiàn)非對(duì)稱特征，說(shuō)明相對(duì)表面應(yīng)力，接頭變形對(duì)地震荷載更加敏感。

4 縱向接頭破壞試驗(yàn)

由以上數(shù)值模擬研究成果來(lái)看，盾構(gòu)隧道縱向接頭承受地震荷載時(shí)，其薄弱部位位于管片內(nèi)部，環(huán)繞套筒。在此采取破壞試驗(yàn)的方式研究縱向接頭的受力變形特征。

當(dāng)盾構(gòu)隧道沿縱向承受縱向拉力時(shí)，縱向接頭僅受拉。當(dāng)盾構(gòu)隧道縱向承受彎矩時(shí)，可由等效剛度梁模型[21]計(jì)算環(huán)間應(yīng)力，公式為

(5)

式中：M為縱向彎矩；Is為管片橫斷面慣性矩；φ為表示中性軸位置的角度；x為中性軸至管片橫斷面應(yīng)力計(jì)算位置的距離。

結(jié)合工程背景，管片厚度為0.55 m，可得受縱向彎矩時(shí)張開量最大處管片內(nèi)外側(cè)應(yīng)力差Δσt=5.6%，相差較小，說(shuō)明此處受彎效果不明顯。由圖9、圖10可知，對(duì)于縱向拉力主導(dǎo)工況與縱向彎矩主導(dǎo)工況，張開量最大處管片及螺栓受力特征基本一致，即張開量最大區(qū)域在一定程度上可認(rèn)為僅受拉力，故破壞試驗(yàn)中僅對(duì)管片施加縱向拉力。

由數(shù)值計(jì)算可見(jiàn)，縱向荷載作用下管片內(nèi)受拉區(qū)為手孔或套筒向管片內(nèi)拓展40～60 mm，影響范圍相對(duì)較小。故試驗(yàn)采用C60混凝土足尺平直試件，手孔側(cè)及套筒側(cè)試驗(yàn)構(gòu)件尺寸均為1 m×0.6 m×0.55 m(長(zhǎng)×寬×厚)。試驗(yàn)構(gòu)件設(shè)計(jì)詳圖見(jiàn)圖13，共分為兩部分：試驗(yàn)管片為試驗(yàn)端，進(jìn)行接頭的破壞試驗(yàn)研究；支座點(diǎn)與加載設(shè)備連接，將試驗(yàn)管片固定在加載設(shè)備上，為試驗(yàn)管片提供縱向力。

圖13 試件尺寸(單位：mm)

試件在盾構(gòu)隧道管片結(jié)構(gòu)加載試驗(yàn)系統(tǒng)上進(jìn)行加載，在縱向上試件與設(shè)備連接，為固定端。在環(huán)向，試件邊界臨空。

相關(guān)研究成果[1-3]顯示受拉破壞為縱向接頭的主要破壞形式。本研究采用足尺模型，在靜力狀態(tài)下為接頭施加縱向拉力以至破壞。加載方式如下：為試驗(yàn)構(gòu)件逐步施加縱向拉力荷載，直至構(gòu)件破壞，記錄構(gòu)件破壞時(shí)的螺栓及混凝土應(yīng)變極值。

加載初期，接頭持續(xù)張開，螺栓應(yīng)變?cè)黾?，接頭混凝土無(wú)明顯變化。當(dāng)縱向加載力接近323.2 kN時(shí)，裂紋從接縫面螺栓口處開始迅速擴(kuò)展，接頭位置發(fā)出致密而沉悶的破裂聲，同時(shí)伴有混凝土碎屑掉落，構(gòu)件發(fā)生破壞。此時(shí)螺栓應(yīng)變?yōu)? 860.6×10-6，折合應(yīng)力為600.6 MPa，未達(dá)到屈服強(qiáng)度(900 MPa)。

試驗(yàn)構(gòu)件的破壞發(fā)生在套筒側(cè)接縫面鄰近外表面位置，即套筒受力外拔，帶動(dòng)鄰近混凝土受拉，套筒周邊最大主應(yīng)力分布區(qū)逐步擴(kuò)大，最終向鄰近外表面的接縫面貫通，最終破壞形式以向外表面拓展的裂縫為主。試驗(yàn)構(gòu)件手孔側(cè)及套筒側(cè)管片的接縫面螺栓孔位置均有裂縫出現(xiàn)，說(shuō)明接頭張開過(guò)程中螺栓對(duì)接縫面螺栓孔周邊有擠壓摩擦作用。

相對(duì)而言，手孔位置破壞較為輕微，在手孔兩側(cè)內(nèi)表面上均有輕微裂紋。

除套筒側(cè)外表面由于套筒受拉引起的裂縫擴(kuò)展而有裂縫產(chǎn)生外，試驗(yàn)構(gòu)件的內(nèi)外表面均無(wú)裂縫出現(xiàn)，說(shuō)明縱向接頭在受力張開時(shí)，受力危險(xiǎn)區(qū)主要位于管片內(nèi)部，對(duì)表面影響有限。

記錄構(gòu)件破壞時(shí)管片混凝土應(yīng)變，其內(nèi)外表面靠近接縫處縱向應(yīng)力分布見(jiàn)圖14。

圖14 破壞時(shí)接頭混凝土縱向應(yīng)變

由圖14可知，構(gòu)件破壞時(shí)接頭混凝土縱向受力顯著的表現(xiàn)出套筒側(cè)外表面拉應(yīng)變較大，手孔側(cè)內(nèi)表面壓應(yīng)變較大且以豎軸為對(duì)稱軸呈對(duì)稱分布的特點(diǎn)。

手孔側(cè)外表面及套筒側(cè)內(nèi)表面應(yīng)變較小，手孔側(cè)內(nèi)表面由于螺栓頭擠壓管片出現(xiàn)較大壓應(yīng)變分布區(qū)，壓應(yīng)變極值為130×10-6。而套筒側(cè)外表面由于套筒受拉帶動(dòng)鄰近混凝土變形出現(xiàn)較大的拉應(yīng)變，拉應(yīng)變極值為277×10-6。同時(shí)可見(jiàn)，試驗(yàn)中套筒受拉對(duì)鄰近混凝土受力影響范圍較小，拉應(yīng)變分布區(qū)較窄，套筒側(cè)外表面的邊緣與中部受力不協(xié)調(diào)，使得外表面外側(cè)出現(xiàn)部分壓應(yīng)變區(qū)。

5 結(jié)論

以實(shí)際工程為依托，基于子模型法研究了盾構(gòu)隧道縱向接頭在地震荷載作用下的受力變形特征，采用破壞試驗(yàn)的方式對(duì)其進(jìn)行了驗(yàn)證，得到如下結(jié)論：

(1)對(duì)于盾構(gòu)隧道縱向內(nèi)力而言，當(dāng)?shù)卣饎?dòng)沿隧道縱向激勵(lì)時(shí)，以軸力和水平彎矩為主；當(dāng)沿隧道橫向激勵(lì)時(shí)，以豎向彎矩為主。

(2)從數(shù)值結(jié)果來(lái)看，“縱向拉彎”及“縱向彎曲”兩種工況下，接頭受拉區(qū)的受力特征基本一致，均在手孔、接縫面及套筒周邊出現(xiàn)最大主應(yīng)力集中區(qū)，其中最大主應(yīng)力極值出現(xiàn)在套筒周邊。兩種工況下管片表面縱向應(yīng)力均為對(duì)稱分布，但“縱向拉彎”工況下，張開量呈現(xiàn)非對(duì)稱性，相對(duì)表面應(yīng)力而言，接頭變形對(duì)地震荷載更加敏感。

(3)受拉區(qū)的管片最大主應(yīng)力、螺栓應(yīng)力及接頭張開量等，均顯示地震荷載縱向激勵(lì)時(shí)縱向接頭受力變形更加危險(xiǎn)，且縱向軸力對(duì)接頭受力起主導(dǎo)作用。

(4)足尺試驗(yàn)中，接頭破壞特征與數(shù)值結(jié)果基本一致，在套筒周邊鄰近外表面的接縫面區(qū)域出現(xiàn)較大破壞，手孔區(qū)域有輕微裂紋產(chǎn)生。內(nèi)、外表面應(yīng)變相對(duì)較小，手孔側(cè)管片結(jié)構(gòu)內(nèi)表面出現(xiàn)較大壓應(yīng)變區(qū)，而套筒側(cè)管片結(jié)構(gòu)外表面出現(xiàn)較大拉應(yīng)變區(qū)。

(5)接頭破壞試驗(yàn)中，管片結(jié)構(gòu)首先破壞，此時(shí)螺栓應(yīng)力未達(dá)屈服強(qiáng)度。