卯榫接頭裝配式矩形隧道靜力行為及抗爆性分析

黃 震， 張陳龍， 白海文， 馬少坤

(1.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 廣西 南寧 530004； 2.廣西大學(xué) 工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 廣西 南寧 530004)

矩形裝配式隧道因具有空間利用率高、速度快和質(zhì)量易控制等優(yōu)點(diǎn)，在市政隧道、地鐵隧道、管廊等地下工程中應(yīng)用越來越廣泛.這類裝配式矩形隧道襯砌通過各類接頭連接而成，其結(jié)構(gòu)屬于一個非連續(xù)體，使得隧道的受力機(jī)理非常復(fù)雜.接頭是矩形隧道建設(shè)和運(yùn)營階段最為薄弱的部位，其設(shè)計不合理和力學(xué)性能不佳均影響整個隧道的結(jié)構(gòu)安全.此外，裝配式矩形隧道通常位于人口密集區(qū)，容易受到汽車爆炸、可燃?xì)饣蛞后w泄漏爆炸以及恐怖爆炸襲擊等威脅，導(dǎo)致人員傷亡和結(jié)構(gòu)破壞.因此，矩形裝配式隧道接頭在具備良好承載性能的同時，還需要考慮其在爆炸荷載作用下的抗災(zāi)能力.

近年來，國內(nèi)外學(xué)者采用試驗(yàn)方法和數(shù)值模擬方法對裝配式隧道接頭的力學(xué)行為和抗爆性開展了系列研究.在試驗(yàn)方面，Li等[1]對盾構(gòu)隧道分段襯砌縱向接頭進(jìn)行了抗彎破壞試驗(yàn)，認(rèn)為縱向接頭的彎矩可分為下垂彎矩和拱起彎矩；黃大維等[2]通過縮尺試驗(yàn)確定了盾構(gòu)隧道管片縱縫接頭設(shè)計方法；Meng等[3]利用全尺寸試驗(yàn)研究隧道結(jié)構(gòu)構(gòu)件對爆炸荷載的響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)高性能混凝土能更好地抵抗爆炸荷載作用；Wang等[4]通過試驗(yàn)對瓦斯爆炸進(jìn)行了研究，確定了超壓和氣流速度在發(fā)生爆炸后呈先增大后減小的趨勢；Yu等[5]通過爆炸試驗(yàn)對混凝土板的破壞過程進(jìn)行研究，認(rèn)為纖維增強(qiáng)鋼筋可以提高混凝土板抗爆性能.上述試驗(yàn)方法是研究隧道接頭力學(xué)性能最直接的方法，但足尺模型的試驗(yàn)成本昂貴、周期長；縮尺試驗(yàn)雖然能降低成本，但難以還原試件真實(shí)受力狀態(tài)與力學(xué)性能；此外，隧道接頭抗爆性評價的試驗(yàn)具有危險性，且實(shí)施程序復(fù)雜.

數(shù)值方法在解決隧道結(jié)構(gòu)復(fù)雜力學(xué)非線性問題上具有很好的優(yōu)勢，因而被眾多學(xué)者采用.如Osinov等[6]基于數(shù)值方法建立了隧道與地層耦合模型，發(fā)現(xiàn)地表爆炸會引起周圍土體和隧道襯砌的大變形，襯砌變形程度取決于土壤的力學(xué)性質(zhì)、水力條件以及爆炸當(dāng)量等因素；張穩(wěn)軍等[7]研究了隧道復(fù)合材料接頭的抗剪性能，提出了一定軸力條件下不同破壞形式對應(yīng)的接頭布置范圍及最佳布置方式；趙德博等[8]對既有隧道在內(nèi)爆炸作用下進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)偏心爆炸工況的沖擊波在爆炸遠(yuǎn)區(qū)產(chǎn)生較長時間匯集，此區(qū)域受爆炸影響較大；高盟等[9]采用三維有限元模型研究了內(nèi)源爆炸作用下隧道襯砌的動力響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)隧道動力響應(yīng)隨時間而迅速減小，動力響應(yīng)在隧道徑向和軸向上呈指數(shù)衰減.

綜上，隧道接頭力學(xué)行為和抗爆性研究已取得豐碩成果，但在接頭力學(xué)行為方面，研究的接頭結(jié)構(gòu)多屬于盾構(gòu)隧道接頭，且大多以單一接頭構(gòu)件為研究載體；抗爆性研究中均視隧道襯砌為整體結(jié)構(gòu)，未考慮隧道接頭效應(yīng)的影響；此外關(guān)于裝配式矩形隧道抗爆性評價研究甚少.基于此，設(shè)計一種針對裝配式矩形隧道的接頭，采用混凝土塑性損傷模型， 建立反映新型接頭裝配式矩形隧道非線性力學(xué)特征的三維精細(xì)化數(shù)值模型，并利用流固耦合分析實(shí)現(xiàn)TNT爆炸模擬.通過與現(xiàn)澆接頭矩形隧道進(jìn)行對比分析，評價新型接頭隧道的抗壓彎承載能力和抗爆性，揭示靜力荷載和爆炸荷載作用下新型接頭隧道結(jié)構(gòu)損傷演化規(guī)律.

1 裝配式矩形隧道接頭設(shè)計與分析

1.1 現(xiàn)有接頭構(gòu)造

圖1為現(xiàn)有的4種裝配式隧道接頭(卯榫式、直縫式、現(xiàn)澆和鋼箱)構(gòu)造形式，其中，卯榫式和直縫式接頭主要應(yīng)用于盾構(gòu)隧道，具有較高的拼裝精度和較快的拼裝速度等優(yōu)點(diǎn)，同時可實(shí)現(xiàn)荷載有效傳遞并保證隧道的整體剛度[10].目前裝配式矩形隧道建設(shè)過程中多數(shù)采用現(xiàn)澆和鋼箱接頭連接，現(xiàn)澆接頭有利于隧道裝配式構(gòu)件的分塊預(yù)制和運(yùn)輸，且預(yù)制成型后隧道的整體性強(qiáng).鋼箱接頭具有較好的抗剪能力，施工效率高.

圖1 裝配式隧道已有的接頭類型

1.2 接頭設(shè)計與分析

結(jié)合裝配式矩形隧道的施工特性，設(shè)計了一種用于裝配式矩形隧道的新型卯榫式接頭(以下簡稱本文接頭)，幾何構(gòu)造如圖2所示.隧道在起重設(shè)備的作用下，通過鋼柱實(shí)現(xiàn)上下卯榫連接，上段鋼柱采用圓柱形，錨固在隧道上部，下端鋼柱采用類圓錐形結(jié)構(gòu)，同時在隧道下部預(yù)制了類圓錐形結(jié)構(gòu)對應(yīng)的凹槽.從結(jié)構(gòu)形式來看，本文接頭結(jié)構(gòu)能更好地限制隧道縱向位移，具有一定抗剪切能力；與現(xiàn)澆接頭和鋼箱接頭相比，該種結(jié)構(gòu)形式拼裝工序少、工作量低，且對周邊環(huán)境影響小.但本文接頭結(jié)構(gòu)在靜力荷載和爆破荷載作用下，其具體力學(xué)行為、抗爆性和損傷規(guī)律需深入探討.

圖2 接頭鉚合方式及尺寸(單位：cm)

2 數(shù)值模擬

現(xiàn)澆接頭是目前應(yīng)用最為廣泛的裝配式矩形隧道接頭類型，在接頭處預(yù)留鋼筋并現(xiàn)場澆筑混凝土，其隧道整體性和結(jié)構(gòu)受力性能較好，因此選定現(xiàn)澆接頭作為本文接頭的比較對象.此外，本文著重考慮圍壓荷載和爆炸荷載，采用靜力加載的方式模擬圍壓荷載，采用動力加載的方式模擬爆炸荷載.

2.1 本構(gòu)模型

2.1.1 本構(gòu)方程選取

數(shù)值模擬采用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行非線性分析.合理的本構(gòu)模型能準(zhǔn)確反映材料應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系，且本構(gòu)模型的選擇既要考慮模型的非線性特征，又要兼顧計算效率和收斂性.本文將采用塑性損傷本構(gòu)模型模擬接頭混凝土材料；鋼筋和鋼柱采用彈塑性本構(gòu)模型來模擬；底部支座采用剛性體，模擬地層支撐作用.裝配式隧道相關(guān)材料屬性見表1.

表1 材料屬性

塑性損傷本構(gòu)模型是基于各向同性彈性損傷和各向同性拉伸與壓縮塑性理論來反映材料的非彈性變形，表征損傷帶來的剛度退化，通過引入損傷變量d來量化混凝土損傷演化與塑性滑移之間的相互作用[11]. 《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010—2010)中給定了混凝土單軸損傷本構(gòu)方程.

混凝土單軸受壓本構(gòu)方程：

(1)

σc=(1-dc)Ecε

.

(2)

混凝土單軸受拉本構(gòu)方程：

(3)

σt=(1-dt)Ecε

.

(4)

2.1.2 狀態(tài)方程選取

選擇TNT炸藥爆炸作用作為矩形隧道爆炸荷載.為準(zhǔn)確反映爆炸荷載對不同接頭形式裝配式矩形隧道的動力響應(yīng)，利用ABAQUS中流體(空氣)-固體(隧道)耦合分析方法.相比靜力荷載，爆炸荷載需設(shè)置歐拉域來實(shí)現(xiàn)對空氣和TNT炸藥的仿真，因此需要確定氣體和TNT炸藥的本構(gòu)方程(即狀態(tài)方程).參考秦文瑾等[12]和陳晨等[13]研究成果，確定了理想氣體的狀態(tài)方程為

(5)

式中，pa為氣體壓力，N/m2；ρ為氣體密度，kg/m3；R為氣體常數(shù)；W為分子量；T為氣體的熱力學(xué)溫度，K.

借鑒陳華等[14]、Lee等[15]和Wescott等[16]研究成果，確定了TNT炸藥的JWL(Jones-Wilkins-Lee)狀態(tài)方程為

(6)

式中：p為壓強(qiáng)，N/m2；γc為相對比熱容；ev為初始體積能量，J/m3；A，B，R1，R2和ω為材料常數(shù).參考Wojciech[17]所測定的理想氣體和TNT參數(shù)，給定輸入?yún)?shù)見表2.

表2 狀態(tài)方程輸入?yún)?shù)

2.2 加載方式

按照《公路隧道設(shè)計規(guī)范》(JTG 3370.1—2018)中規(guī)定淺埋隧道圍巖壓力計算方法，確定圍巖壓力為

(7)

式中：Q為矩形隧道豎向圍巖壓力，kPa；γ為上覆圍巖重度，kN/m3，考慮裝配式矩形隧道多用于淺埋地層，巖體強(qiáng)度和穩(wěn)定性較差，選圍巖等級為V級，重度為20 kN/m3；E為側(cè)向圍巖壓力，kPa；Ht為隧道高度，為7.9 m；H為隧道埋深；φc為圍巖計算摩擦角，V級圍巖選定為45°.

數(shù)值模擬中施加的豎向壓力q和側(cè)向壓力e滿足式(7)，即豎向壓力q=Q時，對應(yīng)的側(cè)向壓力e=E.TNT爆炸位置處于隧道斷面中心.本文接頭和現(xiàn)澆接頭除了接頭結(jié)構(gòu)有區(qū)別外，兩者所承受的荷載大小、方向、位置、邊界條件以及材料屬性均一致.底部支座完全固定，以此模擬實(shí)際施工過程中隧道底板混凝土或基巖對隧道的支撐作用；動力學(xué)分析中，設(shè)置歐拉域的邊界條件為無反射，以此避免反射波接觸歐拉邊界后來回震蕩造成計算結(jié)果失穩(wěn)[18].本文接頭隧道數(shù)值模型的荷載及邊界條件如圖3所示.

圖3 加載模式及邊界條件

為評價本文接頭隧道的承載性能及抗爆性能，將靜力荷載和爆炸荷載分開施加，荷載施加工況如圖4所示.豎向壓力q從25 kPa遞增至225 kPa，TNT當(dāng)量考慮為10，20，30，40 kg 共4個級別.

圖4 荷載施加工況

2.3 接觸及網(wǎng)格劃分

由于矩形隧道接頭構(gòu)造形式不同，接觸設(shè)置方式不同.嵌固混凝土中的鋼柱尾端和現(xiàn)澆接頭的現(xiàn)澆面設(shè)定為綁定接觸；混凝土與混凝土之間、混凝土和鋼柱非緊固區(qū)域之間以及混凝土和支座間采用可相對滑移接觸.依據(jù)已有文獻(xiàn)研究成果，混凝土之間的摩擦系數(shù)設(shè)定為0.55[19]，混凝土和鋼鐵之間的摩擦系數(shù)設(shè)定為0.45[20].鋼筋和混凝土之間的接觸關(guān)系設(shè)定為嵌入接觸，裝配鋼筋籠時考慮到結(jié)構(gòu)的受力特性和計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，以及計算效率和收斂性，僅考慮主筋，主筋直徑為28 mm，以133 mm為間隔進(jìn)行裝配，混凝土保護(hù)層厚度設(shè)置為50 mm，并滿足《公路隧道設(shè)計規(guī)范》(JTG 3370.1—2018)中對配筋率不低于0.6%的要求.同時基于工程實(shí)際，在現(xiàn)澆接頭區(qū)域中心位置內(nèi)置直徑為28 mm的縱向鋼筋來實(shí)現(xiàn)隧道構(gòu)件之間的連接.

結(jié)合隧道幾何尺寸，采用ABAQUS軟件構(gòu)建三維精細(xì)化數(shù)值模型.在數(shù)值模型的單元類型中，8節(jié)點(diǎn)六面體減縮積分單元(C3D8R)對位移求解比較精確，在網(wǎng)格變形時分析精度不會受到影響；2節(jié)點(diǎn)線性桿單元(T3D2)能夠有效地反映單元軸向應(yīng)力的變化，適合模擬鋼筋；4節(jié)點(diǎn)三維雙線性剛性單元(R3D4)能夠有效模擬混凝土板和基巖對隧道的支撐作用.綜上，本文將采用C3D8R模擬接頭混凝土和鋼柱部件，利用T3D2模擬鋼筋，利用R3D4模擬剛體支座.在模擬爆炸時，將隧道置于長、寬、高為50 m×20 m×40 m的歐拉域正中心，實(shí)現(xiàn)流固耦合模擬，單元類型選擇為8節(jié)點(diǎn)線性歐拉六面體單元(EC3D8R)，EC3D8R單元能有效模擬出氣體變形及TNT爆炸波的傳遞.隧道模型接觸關(guān)系及網(wǎng)格劃分如圖5所示.

圖5 接觸關(guān)系及網(wǎng)格劃分

3 模型驗(yàn)證分析

3.1 靜力學(xué)驗(yàn)證

為驗(yàn)證采用矩形隧道接頭數(shù)值模型的準(zhǔn)確性和適用性，以Gong等[21]開展的隧道接頭足尺試驗(yàn)為基礎(chǔ)，采用與足尺試驗(yàn)相同的模型尺寸和邊界條件進(jìn)行計算.選取足尺試驗(yàn)中編號為SJ3的試驗(yàn)工況進(jìn)行模擬驗(yàn)證.整個接頭部件的尺寸見表3.

表3 接頭部件尺寸

采用本文建模方法，建立足尺試驗(yàn)的數(shù)值模型，其建模過程中的單元選擇、本構(gòu)關(guān)系、接觸關(guān)系等與本文模型保持一致.由于試驗(yàn)不同，裝配鋼筋籠時僅考慮直徑28 mm的主筋，即分別在接頭結(jié)構(gòu)受拉和受壓側(cè)各設(shè)立7根主筋，混凝土保護(hù)層厚度為50 mm.足尺試驗(yàn)的數(shù)值模型將下部支座設(shè)定為完全固定，整個模型裝配過程及接觸關(guān)系如圖6所示.

圖6 接頭數(shù)值模型裝配關(guān)系及加載方式

混凝土材料按照足尺試驗(yàn)要求選定為C60混凝土；螺栓選擇強(qiáng)度等級為6.8的M36型螺栓，屈服強(qiáng)度為480 MPa；主筋直徑28 mm，箍筋直徑10 mm，按照足尺試驗(yàn)要求分別賦值屈服強(qiáng)度475和421 MPa；其余材料屬性與表1保持一致.

將本文方法構(gòu)建的數(shù)值模型和足尺試驗(yàn)進(jìn)行比較，選定能夠反映接頭變形特征的撓度和接頭轉(zhuǎn)角值，得到接頭撓度隨豎向荷載和接頭轉(zhuǎn)角隨彎矩的變化曲線，如圖7所示.接頭轉(zhuǎn)角定義如下：

(8)

式中：Δ1為接頭張開量，mm；Δ2為接頭壓縮量，mm；Hj為接頭厚度，mm.

從圖7中可看出，豎向荷載-撓度關(guān)系與彎矩-接頭轉(zhuǎn)角關(guān)系的模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果整體變化規(guī)律一致，但數(shù)值上仍然存在一定差異，數(shù)值模擬的結(jié)果較足尺試驗(yàn)值偏大.

圖7 接頭變形對比

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文本構(gòu)模型的合理性，將接頭破壞和變形云圖進(jìn)行對比，如圖8所示.從圖8中可看出，足尺試驗(yàn)中螺栓、螺栓孔、手孔等細(xì)部結(jié)構(gòu)的破壞變形與數(shù)值模擬中模型的細(xì)部結(jié)構(gòu)損傷部位一致，進(jìn)一步說明本文數(shù)值建模方法能有效反映足尺試驗(yàn)的損傷破壞特征.

圖8 接頭損傷特征對比

3.2 動力學(xué)驗(yàn)證

結(jié)合Yu等[5]鋼筋混凝土板的接觸爆炸試驗(yàn)，驗(yàn)證本文裝配式矩形隧道爆炸動力數(shù)值計算可靠性.數(shù)值模型尺寸與足尺試驗(yàn)的尺寸相同，數(shù)值模型中材料屬性與足尺試驗(yàn)一致.采用本文動力數(shù)值建模方法，建立足尺試驗(yàn)的數(shù)值模型，其建模過程中的單元選擇、本構(gòu)模型、接觸及網(wǎng)格劃分等與矩形隧道模型保持一致.選取1.9 kg TNT當(dāng)量爆炸荷載作為計算工況.數(shù)值模型與足尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D9所示.

圖9 數(shù)值模型與足尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

圖10為爆炸荷載作用后混凝土板損傷數(shù)值模擬和足尺試驗(yàn)結(jié)果的比較.從圖中可看出，數(shù)值模擬中混凝土板的破壞特征與足尺試驗(yàn)是一致的，混凝土板各個側(cè)面的破壞形狀與足尺試驗(yàn)吻合度很高，說明本文數(shù)值建模方法能有效反映足尺試驗(yàn)的損傷破壞特征.

圖10 數(shù)值模擬和足尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膿p傷特征對比結(jié)果

為量化損傷范圍，測量了數(shù)值模型中混凝土板正反面剝落直徑尺寸，并與足尺試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果見表4.在ФC1和ФS1中，符號Ф表示剝落直徑，下標(biāo)C和S代表混凝土板剝落的正面和反面，數(shù)字1—4表示剝落表面的4個方向，ФC和ФS表示混凝土板剝落的正面和反面4個方向剝落直徑的平均值.由表4可知，數(shù)值模擬和足尺試驗(yàn)結(jié)果剝落直徑尺寸存在一定差異，模擬結(jié)果整體偏大，但4個方向大小趨勢基本一致.模擬結(jié)果偏大的原因在于足尺試驗(yàn)測量的混凝土板表面的真實(shí)剝落直徑不包括裂隙，而數(shù)值模型測量的損傷直徑不僅包括剝落區(qū)域，還包含裂隙損傷區(qū)域等，因此，數(shù)值模擬結(jié)果得到的剝落直徑偏大.綜上，從損傷特征和剝落直徑變化情況來看，動力數(shù)值建模過程是合理和可靠的.

表4 混凝土剝落尺寸對比結(jié)果

4 結(jié)果與分析

4.1 隧道靜力力學(xué)行為

按照前文靜力加載工況，分析本文接頭和現(xiàn)澆接頭矩形隧道抗壓彎力學(xué)行為，得到了隧道撓度隨壓力的關(guān)系曲線，如圖11所示，其中豎向撓度是豎向壓力q產(chǎn)生的最大撓度，側(cè)向撓度是側(cè)向壓力e產(chǎn)生的最大撓度.

本文接頭和現(xiàn)澆接頭矩形隧道結(jié)構(gòu)變形特征存在顯著差異.從圖11a中可看出，在壓力相同情況下，現(xiàn)澆接頭隧道豎向撓度大于本文接頭隧道豎向撓度.在壓力q小于50 kPa時，現(xiàn)澆接頭隧道豎向撓度和本文接頭的數(shù)值大小相近；當(dāng)壓力q超過50 kPa時，本文接頭隧道豎向撓度開始明顯小于現(xiàn)澆接頭，且現(xiàn)澆接頭的非線性行為越發(fā)明顯；當(dāng)壓力q達(dá)到225 kPa和175 kPa時，本文接頭隧道和現(xiàn)澆接頭隧道分別達(dá)到最大承載力，本文接頭隧道最大承載力略大于現(xiàn)澆接頭隧道.

從圖11b中可知，采用本文接頭的矩形隧道因在邊墻中部利用鋼柱實(shí)現(xiàn)卯榫連接，相比較整體預(yù)制的上板-墻結(jié)點(diǎn)，此處更為薄弱，易產(chǎn)生較大的側(cè)向撓度；采用現(xiàn)澆接頭的矩形隧道相比較預(yù)制的邊墻，現(xiàn)澆的上板-墻結(jié)點(diǎn)位置結(jié)構(gòu)剛度更低，易產(chǎn)生較大側(cè)向撓度.此外，本文接頭的隧道側(cè)向撓度整體小于現(xiàn)澆接頭隧道側(cè)向撓度，本文接頭和現(xiàn)澆接頭隧道在側(cè)向壓力e達(dá)到150 kPa 時都開始加速變形.

圖11 撓度-壓力關(guān)系曲線

綜上，在相同壓力下，本文接頭隧道豎向撓度和側(cè)向撓度均小于現(xiàn)澆接頭隧道.原因可能是現(xiàn)澆接頭著重考慮整環(huán)的橫向連接，但環(huán)與環(huán)之間的縱向連接大多靠螺栓或鋼筋完成，造成了隧道整體剛度相對較低.而本文接頭同時考慮了整環(huán)隧道橫向與縱向的卯榫連接，其整體結(jié)構(gòu)剛度高于現(xiàn)澆接頭隧道.此外，在隧道板墻結(jié)點(diǎn)部位中，本文接頭在此位置用預(yù)制方式連接梁柱，其剛度高于現(xiàn)澆接頭.因此，本文接頭隧道側(cè)向撓度小于現(xiàn)澆接頭.

Mises應(yīng)力是一種等效應(yīng)力，用應(yīng)力等值線來表示模型內(nèi)部應(yīng)力分布情況，其考慮了第一、第二、第三主應(yīng)力，可用來對疲勞和破壞等結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)行性能評價[22].考慮到鋼筋作為桿單元只能反映拉壓的S11方向應(yīng)力，因此提取隧道模型Mises應(yīng)力最大值和鋼筋S11應(yīng)力最大值，得到應(yīng)力隨豎向壓力q關(guān)系曲線，如圖12所示.

從圖12 a中可看出，本文接頭隧道Mises應(yīng)力整體要大于現(xiàn)澆接頭隧道，但隨著壓力q不斷增加，兩種隧道Mises應(yīng)力不斷接近，當(dāng)壓力q為175 kPa時，現(xiàn)澆接頭隧道Mises應(yīng)力大于本文接頭隧道.本文接頭隧道Mises應(yīng)力較高的原因是由于鋼柱構(gòu)件的存在，導(dǎo)致在隧道卯榫鋼柱位置易產(chǎn)生應(yīng)力集中，Mises應(yīng)力過高，但隨著現(xiàn)澆接頭隧道的變形不斷增大，導(dǎo)致其Mises應(yīng)力超過本文接頭隧道.從圖12b中可看出，當(dāng)壓力q小于75 kPa時，現(xiàn)澆接頭隧道的鋼筋應(yīng)力小于本文接頭隧道，但隨著壓力q的不斷增加，現(xiàn)澆接頭隧道的鋼筋應(yīng)力大于本文接頭隧道，這與接頭變形特征保持一致.

圖12 應(yīng)力與壓力q關(guān)系曲線

4.2 靜力荷載下裂縫損傷規(guī)律

為分析不同接頭隧道襯砌混凝土裂縫損傷規(guī)律，用拉伸損傷DAMAGET參數(shù)來評估裂縫的發(fā)展.靜力荷載下不同接頭裝配式矩形隧道的損傷發(fā)展如圖13、圖14所示.兩種接頭隧道襯砌混凝土的裂縫發(fā)展規(guī)律可描述為以下3個階段.

階段Ⅰ：屬于無裂縫階段.在這一過程中，本文接頭隧道和現(xiàn)澆接頭隧道中混凝土和鋼筋等材料都處于彈性階段，混凝土并沒有裂縫的產(chǎn)生.隨著壓力q的不斷施加，混凝土拉應(yīng)變不斷增長.

階段Ⅱ：屬于裂縫出現(xiàn)和發(fā)展階段.混凝土開始進(jìn)入塑性階段，鋼筋應(yīng)力大幅度增加.當(dāng)豎向壓力q分別達(dá)到5.88 kPa和38.24 kPa時，本文接頭隧道和現(xiàn)澆接頭隧道中混凝土拉應(yīng)變將達(dá)到極限，混凝土中產(chǎn)生裂縫.從圖13a,13b中可看出，本文接頭隧道拉伸損傷最先出現(xiàn)在鋼柱卯榫位置，此處產(chǎn)生了明顯的應(yīng)力集中；現(xiàn)澆接頭隧道拉伸損傷最先出現(xiàn)在中墻的梁柱結(jié)點(diǎn)位置.

隨著壓力q的增加，混凝土裂縫在隧道中不斷增加和擴(kuò)展.當(dāng)壓力q分別達(dá)到150 kPa和100 kPa時，本文接頭隧道和現(xiàn)澆接頭隧道分別達(dá)到允許撓度極限，隧道表面裂縫數(shù)量增加，在本文接頭隧道和現(xiàn)澆接頭隧道中的邊墻和中墻梁柱結(jié)點(diǎn)位置、上板中部位置、邊墻中部位置產(chǎn)生大量拉伸損傷，如圖13c，13d所示.

圖13 拉伸損傷階段Ⅱ

階段Ⅲ：屬于大量裂縫貫穿性發(fā)展階段.當(dāng)本文接頭和現(xiàn)澆接頭隧道超過允許撓度后，隨著壓力q增加，混凝土裂縫寬度和深度迅速發(fā)展，隧道變形加速，如圖14所示.當(dāng)壓力q分別施加到225 kPa和175 kPa時，本文接頭隧道和現(xiàn)澆接頭隧道開始失效.

圖14 拉伸損傷階段Ⅲ

4.3 爆炸荷載下襯砌變形特征

圖15為本文接頭隧道在40 kg TNT爆炸后隧道位移時變結(jié)果.在t=0 ms時，爆炸開始，此時沖擊波尚未接觸到隧道接頭，其壓力主要分布在爆炸產(chǎn)生的氣體周邊，隧道未變形；隨沖擊波的傳遞，在t=2 ms時，沖擊波開始接觸隧道結(jié)構(gòu)襯砌上下側(cè)，因下側(cè)存在剛性支座，隧道襯砌變形主要發(fā)生在隧道襯砌上側(cè)；在t=4 ms時，沖擊波接觸到隧道結(jié)構(gòu)的邊墻和中墻， 此時爆炸源兩端的襯砌變形未有顯著差異，隧道結(jié)構(gòu)內(nèi)側(cè)完全受到?jīng)_擊波的影響；在t=16 ms時，沖擊波基本傳遞完成，隧道襯砌結(jié)構(gòu)變形顯著.

圖15 爆炸后隧道位移云圖

為揭示本文接頭隧道變形演化規(guī)律，同時比較現(xiàn)澆接頭和本文接頭在爆炸荷載作用下的抗變形能力，分別在本文接頭隧道和現(xiàn)澆接頭隧道爆炸源的左右邊墻及頂板位置取X1，X2和X3三點(diǎn)，如圖15所示.獲取X1，X2和X3三點(diǎn)位移時程曲線如圖16所示.

圖16 不同部位的時間-位移關(guān)系曲線

從圖16中可看出，隨著TNT當(dāng)量增加，X1，X2和X3位移增大；相同TNT當(dāng)量作用下，本文接頭隧道在X2點(diǎn)位移較大，而現(xiàn)澆接頭隧道在X1點(diǎn)位移較大，兩者數(shù)值大小差異不大；本文接頭和現(xiàn)澆接頭隧道在X3點(diǎn)位移存在顯著差異，現(xiàn)澆接頭隧道在X3點(diǎn)的位移明顯大于本文接頭隧道；綜上，本文接頭隧道的抗爆變形能力較現(xiàn)澆接頭有一定優(yōu)勢.此外，爆炸源左右邊墻的位移方向相反，X1點(diǎn)向左位移值較X2點(diǎn)向右位移值略大.但在實(shí)際的地層環(huán)境中，左側(cè)邊墻會因土體存在，其位移會受到約束，而X2點(diǎn)為隧道中隔墻，則在工程實(shí)際中需要加強(qiáng)抗爆防護(hù)能力.

4.4 爆炸荷載下隧道動力響應(yīng)

圖17為在40 kg TNT爆炸后不同時間的本文接頭隧道損傷變化結(jié)果.當(dāng)t=0 ms時爆炸開始，沖擊壓力主要分布在爆炸產(chǎn)生的氣體周邊，此時隧道結(jié)構(gòu)未產(chǎn)生損傷；隨著沖擊波的傳遞，在t=2 ms時，沖擊波接觸到隧道結(jié)構(gòu)的襯砌上下側(cè)，在隧道襯砌上下側(cè)出現(xiàn)塑性損傷；當(dāng)t=4 ms時，沖擊波接觸到隧道結(jié)構(gòu)的邊墻和中墻，邊墻和中墻位置開始出現(xiàn)塑性損傷，襯砌上下側(cè)產(chǎn)生明顯的拉伸損傷，并伴隨裂縫出現(xiàn)；在t=16 ms時，沖擊波基本傳遞完成，在頂板-墻連接處、鋼柱區(qū)域產(chǎn)生明顯的拉伸損傷，裂縫發(fā)展成貫穿性裂縫.

圖17 爆炸后本文接頭隧道損傷演化規(guī)律

為探究現(xiàn)澆接頭和本文接頭隧道在爆炸荷載作用下的動力響應(yīng)差異性，分別在本文接頭隧道和現(xiàn)澆接頭隧道爆炸源的左右邊墻、頂板中部及頂板拐角部位取S1，S2，S3，S4和S5五個Mises應(yīng)力監(jiān)測點(diǎn)，如圖17所示.得到S1，S2，S3，S4和S5的Mises應(yīng)力時程曲線如圖18所示.

從圖18中可看出，隨著TNT當(dāng)量增加，S1，S2，S4和S5的應(yīng)力都存在不同幅度的增加；在爆炸源左右邊墻中部S1和S2點(diǎn)位置，本文接頭隧道也會因?yàn)殇撝鶚?gòu)件導(dǎo)致應(yīng)力集中現(xiàn)象，因此本文接頭隧道Mises應(yīng)力大于現(xiàn)澆接頭隧道Mises應(yīng)力；在爆炸源的左右邊墻的頂板拐角位置的S4和S5點(diǎn)位置，現(xiàn)澆接頭隧道Mises應(yīng)力大于本文接頭隧道Mises應(yīng)力；在頂板中部的S3點(diǎn)位置，現(xiàn)澆接頭隧道Mises峰值應(yīng)力顯著大于本文接頭隧道Mises峰值應(yīng)力；因此，本文接頭隧道在爆炸荷載作用下的抗爆性能略強(qiáng).

圖18 不同部位Mises應(yīng)力時程曲線

為揭示本文接頭矩形隧道在爆炸荷載作用下局部結(jié)構(gòu)破壞特征，提取40 kg TNT爆炸后隧道損傷及應(yīng)力結(jié)果，如圖19所示.從圖19中可看出，本文接頭隧道在爆炸荷載作用下，在接頭部位出現(xiàn)明顯損傷，損傷大都集中在鋼柱周圍，混凝土破損程度較為嚴(yán)重，鋼柱應(yīng)力也超過了300 MPa；此外，從鋼筋應(yīng)力和頂部襯砌損傷可看出，頂板-墻連接部位產(chǎn)生了損傷破壞.因此，本文接頭在實(shí)際工程應(yīng)用中，仍需采取措施來改善鋼柱部位的應(yīng)力集中現(xiàn)象，降低頂板-墻連接部位的損傷程度.

圖19 矩形隧道破壞特征

5 結(jié) 論

1) 利用桁架和三維實(shí)體單元精細(xì)化模擬了鋼筋和鋼柱構(gòu)件與混凝土的相互作用，用塑性損傷本構(gòu)模型模擬了混凝土的損傷破壞過程，并通過足尺試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值建?？煽啃?選定合理參數(shù)所構(gòu)建的數(shù)值模型，為裝配式隧道力學(xué)行為和抗爆性研究提供了一種實(shí)用方法.

2) 靜力荷載作用下本文接頭裝配式隧道的裂縫發(fā)展過程可分為3個階段：無裂縫階段、裂縫出現(xiàn)與發(fā)展階段、大量裂縫貫穿性發(fā)展階段.

3) 受靜力荷載作用時，在相同豎向壓力q下，本文接頭隧道的抗壓彎能力略高于現(xiàn)澆接頭隧道，但混凝土易在鋼柱區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象；受爆炸荷載作用時，在相同當(dāng)量TNT炸藥下，本文接頭隧道抗爆性能整體優(yōu)于現(xiàn)澆接頭隧道.

4) 新型接頭隧道損傷破壞主要發(fā)生在鋼柱和頂板-墻結(jié)點(diǎn)區(qū)域，現(xiàn)澆接頭隧道損傷破壞主要發(fā)生在頂板-墻結(jié)點(diǎn)區(qū)域.新型接頭隧道在實(shí)際工程應(yīng)用中，還需對鋼柱和頂板-墻結(jié)點(diǎn)區(qū)域進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計或采取技術(shù)措施加以改善.