盾構(gòu)隧道環(huán)向快速連接件力學(xué)性能試驗(yàn)研究

官林星， 孫 巍， 張孟喜， 方 濤， 張桂揚(yáng)

(1. 上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院(集團(tuán))有限公司， 上海 200092； 2. 上海大學(xué)土木工程系， 上海 200444)

0 引言

盾構(gòu)隧道在國(guó)內(nèi)外的市政工程中得到了廣泛應(yīng)用[1]。國(guó)內(nèi)的盾構(gòu)隧道一般采用斜螺栓、彎螺栓、直螺栓等連接形式。在需要承受內(nèi)水壓的輸水隧洞中，為了提高接頭的承載能力與防水能力，通常采用鑄鐵連接件與短直螺栓的組合形式，其具有施工方便、經(jīng)驗(yàn)成熟、造價(jià)便宜的優(yōu)點(diǎn)，在上海青草沙原水工程陸域段[2-3]與上海蘇州河深層排水調(diào)蓄系統(tǒng)[4-5]中得到了應(yīng)用。盾構(gòu)隧道的螺栓安裝不同于地面鋼結(jié)構(gòu)螺栓的安裝，需要在有限狹小空間中進(jìn)行，同時(shí)需要考慮管片的拼裝誤差。為了施工方便，螺栓孔通常與螺栓之間存在安裝間隙，一般為3～6 mm，而這容易導(dǎo)致管片之間的錯(cuò)臺(tái)，影響隧道的防水效果。螺栓的緊固作業(yè)需要人工完成，在施工過(guò)程中尚需對(duì)螺栓進(jìn)行復(fù)緊，作業(yè)工序多、質(zhì)量不易控制。螺栓安裝手孔的存在削弱了隧道截面的整體剛度，手孔周?chē)幕炷寥菀组_(kāi)裂與漏水[6]。經(jīng)過(guò)統(tǒng)計(jì)，內(nèi)徑2.44 m輸水盾構(gòu)隧洞的手孔開(kāi)孔面積約占整個(gè)內(nèi)表面的13%。在輸水隧洞中，為了降低隧洞內(nèi)表面的糙率、提高隧洞的過(guò)流能力，隧洞內(nèi)表面的螺栓手孔均要封堵，需要耗費(fèi)大量的人工與物力，且有在水流的沖擊下脫落的風(fēng)險(xiǎn)。

新型管片連接件相比普通螺栓接頭，拼裝時(shí)間短，拼裝完成后無(wú)需再人工擰緊，這代表著盾構(gòu)隧道技術(shù)的發(fā)展方向。拼裝完成后的隧道真圓度高，管片錯(cuò)臺(tái)與張開(kāi)量小，防水性能高。國(guó)內(nèi)對(duì)新型管片連接件開(kāi)展了研究，并成功應(yīng)用于上海地鐵18號(hào)線外徑6.6 m的盾構(gòu)隧道中[7-8]。日本開(kāi)發(fā)了數(shù)量眾多的連接件，開(kāi)展了廣泛的研究與應(yīng)用[9-11]，但由于國(guó)內(nèi)所使用的材料、加工工藝與之不同，不能直接應(yīng)用日本的數(shù)據(jù)，需要對(duì)新型連接件開(kāi)展基礎(chǔ)研究。

本文以15 m級(jí)的大直徑公路盾構(gòu)隧道與10 m級(jí)超深覆土高內(nèi)水壓作用下的排水調(diào)蓄盾構(gòu)隧洞為研究對(duì)象，在管片厚度為650 mm的條件下，設(shè)計(jì)了新型環(huán)向連接件，并開(kāi)展了抗拉試驗(yàn)，為新型快速接頭的應(yīng)用提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。采用試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬的方法，對(duì)連接件的結(jié)構(gòu)形式、材料性能、連接件與錨筋之間的連接、連接件與混凝土管片之間力的傳遞做了詳細(xì)研究。

1 試件、試驗(yàn)裝置和加載方案

1.1 試件

新型環(huán)向快速連接件如圖1所示。該新型環(huán)向快速連接件由一個(gè)公頭連接件(T型件)和一個(gè)母頭連接件(C型件)2部分組成。尾部錨筋為直徑32 mm、長(zhǎng)530 mm、帶有錨板的HRB400鋼筋，通過(guò)螺紋與鑄鐵連接件連接。管片澆注時(shí)，分別將這2個(gè)連接件預(yù)埋在管片內(nèi)，拼裝時(shí)將T型構(gòu)件對(duì)準(zhǔn)滑入到C型構(gòu)件中，二者相互嵌合，完成管片的拼裝。環(huán)向快速連接件在管片中的布置如圖2所示。

圖1 環(huán)向連接件

圖2 環(huán)向快速連接件布置圖

為了確定該環(huán)向快速連接件的力學(xué)性能和承載力，對(duì)該接頭連接件進(jìn)行抗拉試驗(yàn)。根據(jù)環(huán)向快速連接件的實(shí)際尺寸，設(shè)計(jì)混凝土T型加載梁。加載梁采用C60混凝土，縱向鋼筋、箍筋全部采用HRB400鋼筋?？焖侪h(huán)向連接件抗拉試驗(yàn)共2組，每組由公頭與母頭2個(gè)試件組成。T型梁長(zhǎng)度為1 500 mm，寬度為1 000 mm，厚度為650 mm，如圖3所示。

(a) 公頭 (b) 母頭

按照公頭腹板拉斷破壞的原則進(jìn)行環(huán)向連接件及混凝土試件的設(shè)計(jì)。公頭鑄鐵連接件橫截面為梯形截面，面積為1 548 mm2，采用鑄鐵件QT500-7制成，屈服強(qiáng)度Rp0.2=320 MPa，試件的屈服荷載為495 kN，以此作為本次的試驗(yàn)指標(biāo)。

1.2 試驗(yàn)裝置

采用在試件的肩部進(jìn)行加載的方式，無(wú)需額外反力梁，試驗(yàn)加載實(shí)景如圖4所示。其中，混凝土試件采用鋼模板在管片生產(chǎn)車(chē)間進(jìn)行制作。T型梁兩翼分別設(shè)置噸位為100 t的液壓千斤頂A、B。為了保證構(gòu)件不會(huì)出現(xiàn)偏心荷載，2個(gè)液壓千斤頂采用同一個(gè)液壓泵進(jìn)行供壓，保證二者合力的中心線位于T型梁的中心處。

圖4 試驗(yàn)加載實(shí)景圖

1.3 加載方案

試驗(yàn)采用勻速分級(jí)加載，經(jīng)前期計(jì)算，預(yù)計(jì)連接件在700 kN左右發(fā)生破壞。荷載分級(jí)及加載方案按圖5進(jìn)行，圖中所示荷載為2個(gè)千斤頂?shù)暮狭?。在?shí)際加載過(guò)程中，上下2個(gè)千斤頂施加的荷載并不能保持完全同步，有所偏差，取每級(jí)荷載施加后的穩(wěn)定值作為該級(jí)荷載。在荷載達(dá)到320 kN后，每級(jí)荷載分級(jí)的增量由原先的40 kN/級(jí)改為20 kN/級(jí)。加載過(guò)程中，每級(jí)加載完后靜止10 min，待試件受力穩(wěn)定后再進(jìn)行下一級(jí)加載。

1.4 數(shù)據(jù)采集

為監(jiān)測(cè)試件在加載過(guò)程中的應(yīng)變分布情況，在連接件、錨筋、試件鋼筋、試件表面混凝土等部位粘貼應(yīng)變片。為方便說(shuō)明，對(duì)試件中所粘貼的應(yīng)變片進(jìn)行編號(hào)，編號(hào)說(shuō)明如下： 公頭構(gòu)件使用字母A表示，母頭構(gòu)件使用字母B表示，鋼筋及連接件上的測(cè)點(diǎn)用字母S表示，混凝土上的測(cè)點(diǎn)用字母C表示。公頭與母頭連接件及錨筋應(yīng)變片布置如圖6所示。為了監(jiān)測(cè)連接件周?chē)炷恋拈_(kāi)裂情況，在連接件周?chē)贾昧嘶ㄊ綉?yīng)變片，如圖7所示。

圖5 試驗(yàn)加載步序圖

(a) 公頭

(b) 母頭

圖7 公頭試件端部應(yīng)變花布置(單位: mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試件破壞現(xiàn)象

第1組試驗(yàn)當(dāng)荷載達(dá)到650.5 kN時(shí)，連接件發(fā)生破壞，破壞模式為母頭試件C型連接件一側(cè)槽壁發(fā)生斷裂。被拉斷一側(cè)混凝土出現(xiàn)大面積的脫落，另一側(cè)混凝土有較為明顯的裂縫產(chǎn)生。裂縫沿母頭連接件呈45°角向外側(cè)發(fā)展。第1組試驗(yàn)?zāi)割^試件端部混凝土裂縫與預(yù)埋件破壞如圖8所示。公頭試件整體上完好，試件端部未出現(xiàn)混凝土脫落，有3條微裂縫產(chǎn)生，連接件發(fā)生頸縮現(xiàn)象，連接件與混凝土之間出現(xiàn)空隙。第1組試驗(yàn)公頭試件端部混凝土裂縫如圖9所示。

(a)(b)

(a)(b)

第2組試驗(yàn)當(dāng)荷載達(dá)到644.5 kN時(shí)，連接件發(fā)生破壞，破壞模式為公頭試件T型連接件腹板被拉斷。試件整體性完好，公頭試件連接件周?chē)a(chǎn)生2條水平的微裂縫，母頭試件端部混凝土出現(xiàn)局部脫落，連接件附近出現(xiàn)45°方向的斜裂縫。試驗(yàn)公頭試件端部混凝土裂縫及公頭拉斷如圖10所示。母頭試件端部混凝土裂縫如圖11所示。

(a)(b)

2組試件表現(xiàn)出不一樣的破壞現(xiàn)象，第1組為母頭凹槽的側(cè)壁破壞，母頭上方的混凝土發(fā)生較大面積的剝落。初步分析原因?yàn)楣割^拼裝完成后，母頭C型連接件的側(cè)壁受到復(fù)合應(yīng)力的作用，公頭T型件兩翼受到的拉力不平衡造成的，這與初始拼裝公頭T型件與母頭C型件形成的接觸有關(guān)。試驗(yàn)結(jié)果表明，在快速接頭連接件用于實(shí)際工程中，需要嚴(yán)格控制公頭的拼裝位置，使公頭T型件的兩翼受力均勻。第2組試件為公頭腹板拉斷，與預(yù)期的設(shè)計(jì)目標(biāo)一致。初步推測(cè)，開(kāi)展第2組試驗(yàn)時(shí)，有了第1組的經(jīng)驗(yàn)，拼裝質(zhì)量得到了提高，連接件的受力狀態(tài)得到改善。

(a)(b)

2.2 試件荷載位移曲線

第2組試驗(yàn)在第1組試驗(yàn)的經(jīng)驗(yàn)基礎(chǔ)上進(jìn)行，這里以第2組試驗(yàn)為例進(jìn)行說(shuō)明。荷載位移曲線如圖12所示。第2組接頭連接件極限承載力為644.5 kN，上部A點(diǎn)最終相對(duì)位移為5.2 mm，下部B點(diǎn)最終相對(duì)位移為4.8 mm。當(dāng)荷載小于400 kN時(shí)，荷載位移曲線基本呈線性關(guān)系，此階段接頭處于彈性階段。當(dāng)加載到512 kN時(shí)，連接件到達(dá)屈服荷載，與計(jì)算屈服荷載495 kN接近。此后，隨著荷載的增長(zhǎng)，連接件位移發(fā)展較快，直至最后發(fā)生破壞。

圖12 第2組試驗(yàn)荷載位移曲線

2.3 錨筋應(yīng)變變化

以第2組試驗(yàn)數(shù)據(jù)為研究對(duì)象進(jìn)行分析，公頭與母頭錨筋應(yīng)變?nèi)鐖D13—14所示。隨著荷載增加，公頭和母頭連接件上錨筋的拉應(yīng)變逐漸增加。公頭錨筋應(yīng)變最大測(cè)點(diǎn)為SA1和SA5，應(yīng)變值分別為1 730με和1 535με，母頭錨筋應(yīng)變最大測(cè)點(diǎn)為SB5，應(yīng)變值為1 738με，公、母頭錨筋測(cè)點(diǎn)均未發(fā)生屈服。在同一荷載下，每根錨筋的應(yīng)變隨著與連接件距離的增加而減小；對(duì)于公接頭，不同的錨筋在與連接件距離相同的測(cè)點(diǎn)處，其應(yīng)變大小和變化規(guī)律大致相同；對(duì)于母接頭，位于口部錨筋(SB5所在錨筋)的應(yīng)變要大于位于尾部錨筋(SB1所在錨筋)的應(yīng)變。試驗(yàn)中4根錨筋的最大應(yīng)力值為348 MPa，達(dá)到HRB400錨筋抗拉屈服強(qiáng)度的87%，接近其抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值360 MPa。

圖13 第2組試驗(yàn)公頭錨筋應(yīng)變

2.4 連接件本體抗拉性能

第2組試驗(yàn)公頭連接件和母頭連接件的應(yīng)變分別如圖15—16所示。公頭連接件在測(cè)點(diǎn)處承受拉應(yīng)力，母頭連接件在測(cè)點(diǎn)處承受壓應(yīng)力。公頭的T型件在受拉過(guò)程中，母頭C型件的開(kāi)口受到壓力而張開(kāi)，側(cè)壁外側(cè)受到混凝土的約束而產(chǎn)生壓應(yīng)力。對(duì)于公頭連接件，當(dāng)荷載小于400 kN時(shí)，拉應(yīng)變處于線性增長(zhǎng)狀態(tài)；當(dāng)荷載大于400 kN時(shí)，拉應(yīng)變出現(xiàn)陡增現(xiàn)象；當(dāng)荷載大于512 kN時(shí)，應(yīng)變片發(fā)生損壞。對(duì)于母頭連接件，當(dāng)荷載小于400 kN時(shí)，壓應(yīng)變處于線性增長(zhǎng)狀態(tài)，增長(zhǎng)速率相對(duì)平緩，測(cè)點(diǎn)SB10的壓應(yīng)變略大于測(cè)點(diǎn)SB9的壓應(yīng)變；當(dāng)荷載大于400 kN時(shí)，壓應(yīng)變出現(xiàn)較為明顯的陡增現(xiàn)象，且測(cè)點(diǎn)SB10處增長(zhǎng)速率遠(yuǎn)大于測(cè)點(diǎn)SB9處增長(zhǎng)速率，這與圖14中錨筋SB5處的應(yīng)力最大可以相互驗(yàn)證與說(shuō)明。

圖15 第2組試驗(yàn)公頭連接件應(yīng)變

圖16 第2組試驗(yàn)?zāi)割^連接件應(yīng)變

3 數(shù)值模擬分析

3.1 模型概況

根據(jù)試件建立對(duì)應(yīng)的數(shù)值分析模型，如圖17所示。為保證加載面上受力均勻，在試件中心點(diǎn)位置建立參考點(diǎn)，與加載面采取耦合約束，單個(gè)構(gòu)件每側(cè)加載350 kN，總荷載700 kN，模型主要施加豎向位移及垂直受力方向邊界位移，避免加載初期局部荷載不平衡導(dǎo)致構(gòu)件偏移。

3.2 材料參數(shù)

混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C60，有限元模擬時(shí)采用混凝土塑性損傷本構(gòu)模型，如圖18所示。鑄鐵接頭采用QT500-7，錨筋采用HRB400，鑄鐵與錨筋采用彈塑性模型。材料力學(xué)參數(shù)如表1所示。

圖17 數(shù)值模型

圖18 混凝土塑性損傷模型

表1 材料力學(xué)參數(shù)

3.3 接觸定義

分析模型各部件在工作過(guò)程中可能發(fā)生相互作用的區(qū)域，創(chuàng)建接觸對(duì)。結(jié)構(gòu)分析中，接觸對(duì)可實(shí)現(xiàn)不同部件間在接觸位置進(jìn)行力和位移的傳遞。公頭與母頭之間、錨筋與混凝土之間建立接觸對(duì)，主要需設(shè)置法向和切向接觸行為。法向使用默認(rèn)的硬接觸行為，切向使用罰函數(shù)模擬接觸行為，設(shè)置摩擦因數(shù)為0.2。

3.4 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬分析結(jié)果對(duì)比

3.4.1 連接件位移與應(yīng)力分布

在荷載達(dá)到490 kN時(shí)，連接件的應(yīng)力分布如圖19所示，圖中的灰色區(qū)域?yàn)閼?yīng)力大于450 MPa的部位，公頭腹板出現(xiàn)屈服，同時(shí)表現(xiàn)出一定程度的頸縮，頸縮量大約在2 mm。連接件的最終破壞為公頭腹板拉斷，拉斷形狀和部位與數(shù)值分析基本相同。數(shù)值分析與第2組試驗(yàn)結(jié)果都表明連接件的薄弱部位為公頭腹板，這與設(shè)計(jì)的指導(dǎo)原則是一致的。

試件的位移試驗(yàn)值與模擬值的對(duì)比如圖20所示，在荷載小于400 kN時(shí)，連接件處于彈性階段，隨后連接件進(jìn)入塑性狀態(tài)。數(shù)值模擬與試驗(yàn)表現(xiàn)出相同的變化趨勢(shì)。在具體量值上，數(shù)值模擬的位移值要小于試驗(yàn)值。

3.4.2 連接件抗拉性能分析

公頭連接件應(yīng)變?cè)囼?yàn)值與數(shù)值模擬值如圖21所示，數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果受力特征及變化趨勢(shì)基本相同。對(duì)于公頭連接件，當(dāng)荷載小于400 kN時(shí)，拉應(yīng)變基本屬于線性增長(zhǎng)狀態(tài)，應(yīng)變曲線吻合較好，誤差小于20%；荷載大于400 kN后，試驗(yàn)及仿真均出現(xiàn)較大的彈塑性特征。數(shù)值模擬基本再現(xiàn)了公頭腹板的受力情況。

圖19 連接件的斷裂與應(yīng)力分布(單位： MPa)

圖20 試件位移試驗(yàn)值與模擬值

圖21 公頭連接件應(yīng)變?cè)囼?yàn)值與模擬值

母頭連接件應(yīng)變?cè)囼?yàn)值與數(shù)值模擬值如圖22所示。與公頭試件相比，數(shù)值分析對(duì)試驗(yàn)的模擬精度降低，這與母頭外形與受力復(fù)雜有關(guān)。測(cè)點(diǎn)SB10的應(yīng)變大于測(cè)點(diǎn)SB9的應(yīng)變，說(shuō)明了凹槽側(cè)壁受力的不均勻性，與試驗(yàn)表現(xiàn)出同樣的規(guī)律。測(cè)點(diǎn)SB9位于母頭的末端，應(yīng)力較小。數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果都表明母頭連接件側(cè)壁在開(kāi)口處要承受更大的壓力。

圖22 母頭連接件應(yīng)變?cè)囼?yàn)值與模擬值

3.4.3 錨筋的錨固性能分析

公頭連接件錨筋拉應(yīng)變?cè)囼?yàn)值與數(shù)值模擬值如圖23所示。分析表明： 公頭錨筋應(yīng)變最大測(cè)點(diǎn)為SA1與SA5，試驗(yàn)及數(shù)值分析結(jié)果吻合較好，荷載達(dá)到650 kN時(shí)，試驗(yàn)總拉應(yīng)變分別為1 940με和2 155με，數(shù)值仿真總拉應(yīng)變分別為1 800με和2 300με。數(shù)值模擬較好地表現(xiàn)了連接件錨筋的受力狀態(tài)。試驗(yàn)結(jié)果中其他測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變均隨著與公頭連接件的距離增加而減小，數(shù)值仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果均呈現(xiàn)相同的變化規(guī)律和特征。隨著錨筋應(yīng)力的減小，錨筋的端部試驗(yàn)值與模擬值表現(xiàn)出較大的差異，如圖24所示。

圖23 公頭連接件錨筋前端應(yīng)變?cè)囼?yàn)值與模擬值

圖24 公頭連接件錨筋末端應(yīng)變?cè)囼?yàn)值與模擬值

4 結(jié)論與討論

基于盾構(gòu)隧道快速連接件抗拉試驗(yàn)與數(shù)值分析的結(jié)果，主要結(jié)論如下：

1)本次試驗(yàn)所采用的鑄鐵連接件屈服承載能力為512 kN，滿足了試驗(yàn)指標(biāo)要求。彈性階段的承載力為400 kN，極限承載力為645 kN，可以應(yīng)用于指導(dǎo)盾構(gòu)隧道的設(shè)計(jì)。

2)試驗(yàn)破壞發(fā)生在連接件本體部位，錨筋與連接件之間的連接設(shè)計(jì)合理可靠。試驗(yàn)終止時(shí)，4根錨筋的最大應(yīng)力值為348 MPa，達(dá)到HRB400錨筋抗拉屈服強(qiáng)度的87%，接近其抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值360 MPa。

3)連接件在軸心拉力作用下，連接件本體與錨筋的受力是不均勻的，在連接件設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮這種不均勻性，進(jìn)行合理的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

4)數(shù)值分析較好地模擬了公頭與母頭的本體、錨筋的受力性能，再現(xiàn)了連接件在荷載作用下的變形過(guò)程。

在本次設(shè)計(jì)試驗(yàn)過(guò)程中，只采用了2組連接件進(jìn)行試驗(yàn)，試件的破壞形式有所差異。為此下一階段追加連接件本體抗拉試驗(yàn)，進(jìn)一步研究快速接頭連接件本體的受力性能與破壞形式，開(kāi)展接頭的抗彎剛度試驗(yàn)，為環(huán)向接頭快速連接件應(yīng)用提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。