輸水盾構(gòu)隧洞管片環(huán)縫抗剪機(jī)制試驗研究
——以三門核電站取排水隧洞為例

柳 獻(xiàn)，趙佶彬，陶 靜，鐘潤輝，張 帆

(1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092；2.三門核電有限公司，浙江 三門 317100；3.中國電力工程顧問集團(tuán)華東電力設(shè)計院有限公司，上海 200063)

0 引言

盾構(gòu)隧道施工過程中一般會穿越較多不同地層，由于不同地層的性質(zhì)存在差異，且沿隧道縱向地表荷載條件差異也較大，因此容易造成地基不均勻沉降問題。而置于土層內(nèi)的隧道，會因地基的不均勻沉降而產(chǎn)生非均勻變形，這種變形的影響往往通過隧道管片環(huán)間的錯動而抵消，一旦不能抵消，則會導(dǎo)致隧道襯砌結(jié)構(gòu)破壞。

對于盾構(gòu)隧道縱向受力的問題，一般重點關(guān)注的是環(huán)縫抗剪性能[1-3]，且目前已有不少研究人員開展了試驗研究。蘭學(xué)平等[4]針對上海長江隧道襯砌結(jié)構(gòu)接縫，開展了超大隧道襯砌管片接頭足尺試驗及環(huán)縫接頭抗剪試驗，分析得到了環(huán)縫接頭的徑向、切向抗剪性能。郭瑞等[5]對南京長江盾構(gòu)隧道環(huán)向接頭進(jìn)行了3組原型抗剪試驗，分析研究了環(huán)縫接頭的受力和變形特征，得到了管片接頭混凝土接觸面的靜摩擦因數(shù)，并得出了接頭剪力主要由混凝土接觸面承擔(dān)、破壞形式為連接斜螺栓剪切延性破壞的結(jié)論。李冬梅等[6]進(jìn)行了管片足尺抗剪試驗，獲取了錯動量隨荷載的變化規(guī)律，提出了管片環(huán)縫剪切剛度計算公式及接觸面的摩擦因數(shù)值。閆治國等[7]以青草沙水源地原水工程為背景，通過管片接縫原型荷載試驗，對縱縫(環(huán)縫)剪切剛度進(jìn)行研究，結(jié)果表明管片間的錯動隨荷載變化的過程分為3個階段，其中，錯動主要發(fā)生在第2階段。Buco等[8]對地下混凝土管道環(huán)縫的受壓、抗剪及抗彎性能進(jìn)行了足尺試驗，通過試驗提出了一種簡單的變雙線性模型，該模型計算結(jié)果與試驗結(jié)果具有較好的吻合性。蔣首超等[9]通過盾構(gòu)管片接頭的現(xiàn)場抗剪試驗，對矩形盾構(gòu)管片接頭在復(fù)合抗剪、考慮安裝誤差、凹凸榫單獨抗剪3種工況下的受力性能進(jìn)行研究，并得到在凹凸榫抗剪時有無螺栓對接頭抗剪影響很小的結(jié)論。Putke等[10]通過構(gòu)件試驗研究了凹凸榫的凹榫和凸榫以及剪切鍵的剪切剛度和強度，同時也研究了不同的鋼筋構(gòu)造對剪力鍵抗剪的影響。Salemi等[11]提出接觸剛度對管片的內(nèi)力和設(shè)計有著重要影響，并進(jìn)行了不同正應(yīng)力下的直剪試驗，得到接觸的軸向剛度和切向剛度，研究了正應(yīng)力與接觸剛度之間的關(guān)系。朱瑤宏等[12]以寧波地鐵通用環(huán)管片為研究對象，進(jìn)行了帶凹凸榫的環(huán)縫抗剪試驗，得到了錯臺量與剪力的2階段關(guān)系曲線以及不同階段的剪切剛度，并分析了環(huán)縫內(nèi)不同構(gòu)造對環(huán)縫剛度及強度的貢獻(xiàn)。肖時輝等[13]對縱向螺栓的受剪狀態(tài)進(jìn)行了理論分析，得到了縱向連接剪切剛度，并利用工程實例的數(shù)據(jù)進(jìn)行了驗證。

在這些試驗研究中，有關(guān)環(huán)縫徑向抗剪性能的研究成果較多，而對環(huán)縫切向抗剪性能的分析較少，并且對于接縫剪切剛度，至今仍然缺少公認(rèn)的公式或解析模型。因此，一旦接縫形式有所改變，便難以確定其剛度，只有通過試驗才能較好地獲取所需的參數(shù)。為探究三門核電站2期取排水盾構(gòu)隧洞工程管片環(huán)縫的抗剪性能，本文通過接頭足尺試驗，研究了環(huán)縫的徑向、切向抗剪性能，得到剪切剛度、強度等參數(shù)，并通過分析得到了環(huán)縫剪切過程中的力學(xué)機(jī)制，以期研究結(jié)果為類似研究提供參考。

1 工程背景

工程擬建的排水構(gòu)筑物區(qū)段位于核電廠區(qū)內(nèi)東部及相應(yīng)海域，包括排水隧洞、排水頭部、排水溝及排水工作井；而取水構(gòu)筑物區(qū)段則由2個單獨構(gòu)筑物組成，包括循環(huán)水取水頭部和自流引水管。取水構(gòu)筑物(含取水頭部、自流引水管)和排水構(gòu)筑物(含排水頭部、排水隧洞)中需建的水工隧洞，擬采用盾構(gòu)法施工。

擬建取水、排水隧洞位于土層工程特性差異較大且層位起伏波動較大的不均勻地基。此外，排水隧洞地基存在巖土接觸面，局部軟土較厚，所以易產(chǎn)生不均勻沉降，對構(gòu)筑物不利。

2 試驗設(shè)計

2.1 試件設(shè)計

試驗構(gòu)件采用直螺栓連接的鋼筋混凝土管片(簡稱普通管片)。普通管片的外直徑為7.1 m，管片厚度為450 mm，環(huán)寬為1 200 mm，混凝土強度等級為C55。管片配筋見圖1。內(nèi)外弧面主筋為14根直徑25 mm的HRB400鋼筋，其中，內(nèi)弧面手孔與環(huán)縫端面之間設(shè)置4根鋼筋，外弧面手孔與環(huán)縫端面之間設(shè)置3根鋼筋；箍筋采用直徑10 mm的HPB300鋼筋，同時使用HPB300鋼筋在螺栓孔處設(shè)置直徑為6 mm的環(huán)箍和直徑為10 mm的U形筋，在凸榫內(nèi)設(shè)置3根直徑12 mm的HRB400鋼筋。

(a)俯視圖

管片環(huán)與環(huán)之間以沿圓周均勻分布的16根8.8級的M30直螺栓連接，螺栓墊片厚10 mm，螺栓間隔22.5°。管片采用的環(huán)縫構(gòu)造示意如圖2所示。環(huán)縫螺栓中心距離內(nèi)弧面為160 mm，環(huán)縫端面具有連續(xù)凹凸榫，凸榫頂部厚度為152 mm,凹榫底部厚度為160 mm，在凸榫和凹榫對中貼合時，內(nèi)外弧面兩側(cè)的凹凸榫傾斜面之間各有4 mm的裝配盈余量。螺栓孔直徑為40 mm，因此安裝螺栓后螺栓與孔壁之間存在5 mm的間隙。螺栓手孔為梯形體空腔，內(nèi)弧面尺寸為222 mm×150 mm，內(nèi)部尺寸為120 mm×178 mm。

(a)環(huán)縫螺栓分布 (b)環(huán)縫凹凸榫環(huán)向分布

盡管實際工程中管片為錯縫拼裝，但為了單獨、細(xì)致地研究環(huán)縫的抗剪性能，本文研究不考慮錯縫拼裝的影響，即忽略縱縫的作用。

此外，為了盡量減小管片曲率對環(huán)縫受力狀態(tài)的影響，以助于分別探討環(huán)縫的徑向、切向抗剪能力，同時考慮到每根螺栓分擔(dān)荷載的范圍有限(簡單認(rèn)為其為螺栓布置間距)，結(jié)合類似研究經(jīng)驗，最終確定試件沿環(huán)縫的弧長約為1 m。試件拼裝后示意圖如圖3所示。螺栓在沿圓環(huán)方向處于居中位置，手孔中心距環(huán)縫約275 mm。

(a)仰視圖

2.2 試驗工況

試驗包括徑向順剪、徑向逆剪和切向剪切3種類型。本文定義當(dāng)構(gòu)件以內(nèi)弧面朝下、外弧面朝上的狀態(tài)受徑向剪切作用時為徑向順剪工況，反之為徑向逆剪工況；相應(yīng)地，構(gòu)件環(huán)縫受到切向剪切作用時為切向剪切工況。

徑向順剪、逆剪均用于模擬當(dāng)某環(huán)管片與相鄰兩側(cè)管片發(fā)生相對沉降時的環(huán)縫受力情況。而環(huán)縫的凹凸榫間有初始的裝配盈余量，其是否被消弭嚴(yán)重影響著環(huán)縫的受力性能。為了探究這種影響，在本次試驗中，對理想拼裝狀態(tài)和考慮拼裝誤差的狀態(tài)(凹凸榫完全搭接)分別進(jìn)行了分析。受限于實際條件，只有通過逆剪拼裝方式才可達(dá)到理想拼裝狀態(tài)，即中間環(huán)管片與兩端環(huán)管片的凹凸榫傾斜面之間的間距保持為初始盈余量4 mm。由于凹凸榫的存在，環(huán)縫螺栓的貢獻(xiàn)相對較小，且內(nèi)、外2道止水構(gòu)造尺寸基本一致，可認(rèn)為在理想拼裝狀態(tài)下，受到相同荷載作用時，順剪、逆剪的強度和剛度一致。因此，以順剪工況模擬考慮拼裝誤差的狀態(tài)，以逆剪工況模擬理想拼裝狀態(tài)。

而當(dāng)某環(huán)管片出現(xiàn)沉降、橫向位移或者相對轉(zhuǎn)動時，環(huán)間除了產(chǎn)生沿徑向的相對錯臺，還存在切向剪切行為。故通過切向抗剪試驗分析當(dāng)管片環(huán)間局部發(fā)生切向剪切時管片的剪切強度和剪切剛度。

由于在運營過程中千斤頂施加于管片環(huán)間的作用力不能完全消散，故對施工中的頂推力進(jìn)行合理折減，將其作為運營中沿縱向的環(huán)間作用力，取值為千斤頂推力乘以小于1的殘余系數(shù)。同一工況下內(nèi)力組合的縱向力殘余系數(shù)為固定值，縱向力取值如表1所示。

表1 試驗縱向力取值

由三門核電站1期工程可知，千斤頂推力為10 000～20 000 kN。根據(jù)經(jīng)驗，對每延米頂推力的上限值957.32 kN/m和下限值478.66 kN/m分別取2種折減系數(shù)(0.15和0.30)，得到3組值。其次，補充了另外4種折減系數(shù)1.00、0.94、0.63、0.32，將折減系數(shù)乘以頂推力的平均值718 kN/m，得到4組值。根據(jù)計算，得出試驗工況如表2所示。

表2 試驗工況設(shè)計

2.3 加載方案

2.3.1 加載系統(tǒng)

試驗加載裝置如圖4所示。在徑向抗剪試驗中，通過水平加載制動器施加橫向力N，以模擬隧洞縱向力；通過豎向加載制動器施加豎向力p，以模擬環(huán)縫徑向剪切力。在切向抗剪試驗中，通過水平加載制動器施加隧洞橫向力N，通過縱向加載制動器施加縱向力F，以模擬環(huán)縫切向剪切力。

圖4 試驗加載裝置

2.3.2 加載設(shè)計

試驗包括徑向順剪(考慮拼裝誤差)、徑向逆剪(理想拼裝狀態(tài))和切向剪切3種類型。其加載步驟基本一致，即先分級加載隧洞縱向力到目標(biāo)值，然后開始剪切力(豎向力p或縱向力F)的加載，加載到設(shè)計值即止(極限工況加載至發(fā)生破壞)。

為了設(shè)計抗剪試驗的荷載，需要對試驗加載和計算模型進(jìn)行一定程度的簡化，如圖5所示。基于此可以得出，試驗中環(huán)縫的剪切力為豎向力p(或縱向力F)的1/2，且有一定程度的彎矩，但可忽略不計。

(a)仰視圖(徑向抗剪試驗)

3 徑向抗剪試驗

3.1 理想拼裝狀態(tài)

3.1.1 破壞情況

理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗破壞過程主要為：1)環(huán)縫1上部凹凸榫搭接；2)環(huán)縫2下部凹凸榫搭接；3)環(huán)縫2下部凹榫出現(xiàn)垂直于傾斜面的斜裂縫；4)環(huán)縫2下部凹榫全部剪壞、脫落掉塊，無法繼續(xù)承載。由此可知，環(huán)縫1受剪薄弱處在凹榫近上表面處，環(huán)縫2受剪薄弱處在凹榫近下表面處。

理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗破壞情況如圖6所示。各處具體破壞情況為：1)環(huán)縫2的下部受剪凹榫沿環(huán)寬方向全部剪切破壞；2)環(huán)縫2的上部凹凸榫有摩擦產(chǎn)生的破壞痕跡；3)螺栓基本保持原狀；4)手孔內(nèi)基本無裂縫。

圖6 理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗破壞情況

3.1.2 測試結(jié)果

3.1.2.1 環(huán)縫錯臺量

理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗剪切力-環(huán)縫錯臺量變化曲線如圖7所示。在理想拼裝狀態(tài)下環(huán)縫的受剪過程具有明顯的階段性，大致分為3個階段：1)在剪切力V=0～180 kN時，錯臺量保持在0附近，基本可以忽略。2)在V=180 kN附近，環(huán)縫兩側(cè)開始相對錯動；在V=180～220 kN時，中間環(huán)相對兩側(cè)管片持續(xù)快速向下移動，錯臺量增速基本保持穩(wěn)定。3)在V=240～380 kN時，錯臺量線性增加，其增長速度明顯低于前一階段，增長很小。

圖7 理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗剪切力-環(huán)縫錯臺量變化曲線

除環(huán)縫破壞之后，環(huán)縫錯臺量在整個過程中均較小，最大不超過4.5 mm，說明錯臺量主要是由凹凸榫之間的間隙彌合產(chǎn)生的。而凹榫剛度較大，受剪凹榫破壞之前，其產(chǎn)生的變形均較小。

3.1.2.2 螺栓應(yīng)變

理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗螺栓應(yīng)變?nèi)鐖D8所示。螺栓應(yīng)變值在全過程中保持在140 με以下，且變化趨勢不明顯，說明螺栓受力不大。這是因為環(huán)縫剪切力被摩擦力和凹凸榫承擔(dān)了。

圖8 理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗螺栓應(yīng)變

3.2 考慮拼裝誤差工況

3.2.1 破壞情況

考慮拼裝誤差工況下徑向抗剪試驗破壞過程主要為：1)環(huán)縫1下部凹凸榫出現(xiàn)斜裂縫，與環(huán)縫呈約45°；2)環(huán)縫1下部凹榫被剪壞，無法承載，同時環(huán)縫2上部受剪凹榫出現(xiàn)斜裂縫。由此可知，環(huán)縫1受剪薄弱處在凹榫近下表面處，環(huán)縫2受剪薄弱處在凹榫近上表面處。

考慮拼裝誤差工況下徑向抗剪試驗破壞情況如圖9所示。各處具體破壞情況為：1)環(huán)縫1的下部受剪凹榫沿環(huán)寬方向全部剪切破壞；2)環(huán)縫1的上部凹凸榫有摩擦產(chǎn)生的破壞痕跡；3)環(huán)縫2的上部受剪凹榫出現(xiàn)斜裂縫，但未完全破壞；4)螺栓在長度方向中心截面處有輕微彎曲；5)手孔基本無裂縫。

圖9 考慮拼裝誤差工況下徑向抗剪試驗破壞情況

3.2.2 試驗結(jié)果

3.2.2.1 環(huán)縫錯臺量

考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗剪切力-環(huán)縫錯臺量變化曲線如圖10所示。在考慮拼裝誤差狀態(tài)下環(huán)縫的受剪過程大致分為3個階段：1)在剪切力V=0～280 kN時，環(huán)縫錯臺量增長緩慢。2)在V=280 kN附近，受剪內(nèi)弧面凹榫開裂，兩側(cè)開始相對錯動；在V=280～360 kN時，錯臺量持續(xù)增加，且增速不斷增大。3)在V=360 kN附近，凹凸榫局部破壞，錯臺量迅速增加；在V=380 kN時，錯臺量發(fā)展至13 mm左右，環(huán)縫1凹榫全部被剪掉。

圖10 考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗剪切力-環(huán)縫錯臺量變化曲線

3.2.2.2 螺栓應(yīng)變

考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗的螺栓應(yīng)變?nèi)鐖D11所示。由此可知，螺栓始終受拉，參與了抗剪全過程，這與理想拼裝狀態(tài)下螺栓的狀態(tài)不同。在V=80 kN之前，應(yīng)變值略有增加，但數(shù)值很小，即此時螺栓基本不受力；在V=80 kN之后，螺栓應(yīng)變繼續(xù)正向增加，速率明顯增大，且基本穩(wěn)定。螺栓應(yīng)變最大值為2 058 με，即螺栓未屈服。

圖11 考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗的螺栓應(yīng)變

3.3 徑向抗剪機(jī)制分析

3.3.1 徑向抗剪過程分析

環(huán)縫抗剪能力主要來源于環(huán)縫間混凝土摩擦力、凹凸榫抗剪能力以及螺栓抗剪能力。環(huán)縫徑向抗剪過程如圖12所示。若理想拼裝，在凹凸榫接觸前有4 mm的位移量是僅有摩擦力作用導(dǎo)致的。但由于管片拼裝的誤差，在管片拼裝完成后凸榫和凹榫之間的間隙通常為0～8 mm，甚至有極端情況為“非0 mm即8 mm”。

圖12 環(huán)縫徑向抗剪過程

隨著剪切力增大，環(huán)縫抗剪具有明顯的階段性。在理想狀態(tài)下，主要階段如下：

1)第1階段，剪切力小于180 kN時，環(huán)縫基本無變形，螺栓不受力。根據(jù)相關(guān)規(guī)范[14-15]，混凝土間摩擦因數(shù)可取值為0.8，在極限工況下環(huán)縫軸向壓力為233 kN，單條環(huán)縫的最大摩擦力fu=186.3 kN。因此，此階段抗剪主體完全由管片間的摩擦力充當(dāng)。

2)第2階段，環(huán)縫滑動直至凹凸榫搭接，環(huán)縫錯臺量增大至裝配量值，約為4 mm，此階段由摩擦力和凹凸榫提供抗剪能力。

3)第3階段，從環(huán)縫的受剪凹榫面出現(xiàn)裂縫開始，部分凹凸榫退出工作，抗剪能力主要由摩擦力和其余完好的凹凸榫承擔(dān)。

4)第4階段，受剪凹榫沿環(huán)寬方向全部剪切破壞，對縱向螺栓產(chǎn)生突然的沖擊。

而在考慮拼裝誤差的狀態(tài)下，并不存在抗剪能力完全由環(huán)間摩擦力承擔(dān)的階段，初始抗剪主體由摩擦力和凹凸榫初始接觸點影響區(qū)域共同構(gòu)成，之后與理想狀態(tài)下無較大差異。2種工況下結(jié)構(gòu)均在V=350～380 kN時產(chǎn)生破壞。

3.3.2 剪切剛度分析

3.3.2.1 拼裝誤差影響

如圖7所示，理想拼裝狀態(tài)下，環(huán)縫錯臺量隨剪切力的發(fā)展可分為3個階段，因此可將環(huán)縫剪切剛度的變化分為3個階段。經(jīng)計算，第1階段的剪切剛度為2.28×109N/m；第2階段剪切剛度為1.60×107N/m；第3階段的剪切剛度為內(nèi)弧面凹榫完全搭接之后的剛度，為4.42×108N/m。如圖10所示，考慮拼裝誤差狀態(tài)下，環(huán)縫錯臺量隨剪切力的發(fā)展也可分為3個階段。但最后的平臺段為凹榫受剪掉落造成的，已無實際意義，因此環(huán)縫剪切剛度的變化階段可分2部分。經(jīng)計算，第1階段的剪切剛度為3.54×108N/m；第2階段為出現(xiàn)剪切裂縫之后，剪切剛度為5.35×107N/m。

因此，凹凸榫初始是否完全搭接，顯著影響了環(huán)縫的抗剪過程，拼裝誤差使得摩擦力和凹凸榫共同發(fā)揮作用的時間提前。從試驗來看，凹凸榫與摩擦力共同發(fā)揮作用階段的剪切剛度約為4.00×108N/m。

3.3.2.2 縱向力影響

由于理想拼裝狀態(tài)下，環(huán)縫初始抗剪能力主要來源于摩擦力，此階段中環(huán)縫幾乎不產(chǎn)生相對位移。因此，僅對考慮拼裝誤差的環(huán)縫剪切剛度結(jié)果進(jìn)行匯總，如圖13所示。由圖可知，在縱向力為70～720 kN的條件下，當(dāng)環(huán)縫未產(chǎn)生明顯的相對剪切位移時，對應(yīng)的徑向剪切剛度為4.67×108～1.42×109N/m，并且通過對離散點進(jìn)行線性擬合可以發(fā)現(xiàn)，其線性相關(guān)性非常高。由此可推測出，縱向力越大，剪切剛度越大。

圖13 不同縱向力下的徑向剪切剛度

4 切向抗剪試驗

4.1 破壞情況及試驗結(jié)果

4.1.1 破壞情況

切向抗剪試驗破壞情況如圖14所示。具體為：環(huán)縫側(cè)面附近表層混凝土有較大程度的剝落；環(huán)縫側(cè)面的混凝土壓剪破壞區(qū)沿圓環(huán)方向向內(nèi)發(fā)展了一定的深度；手孔內(nèi)基本無裂縫，手孔破壞不明顯；螺栓在長度方向的中心截面附近有較為明顯的彎曲和扭曲變形。

圖14 切向抗剪試驗破壞情況

4.1.2 試驗結(jié)果

理想拼裝狀態(tài)下切向抗剪試驗剪切力-環(huán)縫錯臺量曲線如圖15所示。由圖可以看出，切向抗剪全過程可以大致分為5個階段：

圖15 理想拼裝狀態(tài)下切向抗剪試驗剪切力-環(huán)縫錯臺量曲線

1)在剪切力V=0～220 kN時，環(huán)縫基本不產(chǎn)生切向錯動。

2)在剪切力V=220～240 kN時，環(huán)縫的兩側(cè)開始相對錯動；在V=240～280 kN時，環(huán)縫錯臺量增速保持穩(wěn)定，且速度較快。

3)在剪切力V=300～400 kN時，錯臺量仍呈線性增加，但其增長速度明顯低于前一階段。

4)在剪切力V=420～620 kN時，錯臺量增速近似為一固定值，其明顯大于前一階段，但變化曲線整體仍近似呈直線。

5)在剪切力V=620 kN以后，環(huán)縫錯臺量基本保持不變。這是由于螺栓變形過大導(dǎo)致受力模式完全改變造成的。

切向抗剪試驗螺栓應(yīng)變?nèi)鐖D16所示。由圖可知：1)在V=240 kN之前，2個測點的應(yīng)變變化曲線十分接近，此時螺栓受拉程度不大。2)在V=240 kN附近，中間管片相對兩側(cè)滑動，螺栓受到剪切力作用而產(chǎn)生彎曲，2個測點的應(yīng)變線性增加，變化速率明顯增大，但方向相反。3)在V=420 kN附近，測點2的應(yīng)變又變?yōu)檎蛟鲩L，而測點1的應(yīng)變繼續(xù)增長，且量值接近屈服應(yīng)變值，說明在這個過程中，螺栓彎曲變形很大，表現(xiàn)為截面受拉占絕對優(yōu)勢。4)在V=620 kN時，測點2的應(yīng)變變化趨勢再次轉(zhuǎn)變，之后其量值變化速率基本為0，量值基本保持不變，這與環(huán)縫達(dá)成新的平衡，與圖15中錯臺量基本不再增長的現(xiàn)象對應(yīng)。但此時，測點1的應(yīng)變值仍然不斷增加，這表明當(dāng)螺栓扭曲變形過大時，其受力模式將由受剪為主變?yōu)槭芾瓰橹?，因此，抵抗切向力的能力增大?/p>

圖16 切向抗剪試驗螺栓應(yīng)變

4.2 破壞機(jī)制分析

4.2.1 切向抗剪過程分析

1)由于存在著環(huán)縫兩側(cè)混凝土之間的摩擦力(約為186.3 kN)和凹凸榫間因圓弧形式產(chǎn)生的咬合力，在V=220 kN前，環(huán)縫面兩側(cè)基本不產(chǎn)生切向錯動，螺栓不受力。

2)環(huán)縫兩側(cè)開始錯動后，螺栓開始受力，但此時以拉為主，直至螺栓產(chǎn)生明顯的彎曲變形，其軸線發(fā)生了變化，這種幾何形狀上的改變使得縱向螺栓的受力模式不再是完全的“直桿受剪”。這導(dǎo)致螺栓直接通過拉力承擔(dān)了一部分水平方向的切向力，而螺栓的抗拉剛度相對其抗彎剛度較大，所以產(chǎn)生的變形增長速率相應(yīng)減小。

3)當(dāng)V=420 kN后，螺栓各點拉、壓應(yīng)變逐漸超過3 000 με，陸續(xù)進(jìn)入屈服狀態(tài)，并且螺栓彎曲變形程度進(jìn)一步增加，螺桿中間段軸線與切向力的夾角逐步減小，使螺桿上拉應(yīng)力區(qū)增長速率增加。這些原因使圖15中剪切力-環(huán)縫錯臺量曲線發(fā)生轉(zhuǎn)折，剪切剛度有明顯的降低，螺栓的受力模式逐步變?yōu)椤罢蹢U受拉”。

4)螺栓變形過大導(dǎo)致了受力模式完全改變。此時，螺栓主要受拉，且“拉緊”了手孔兩端，使得手孔附近混凝土參與受力。由于手孔到環(huán)縫的距離較大，混凝土較厚，其能提供的強度較大，使得環(huán)縫截面在靜摩擦力、螺栓強度、混凝土強度3者的協(xié)調(diào)下達(dá)到了新的平衡。

本次切向抗剪試驗僅考慮了理想拼裝狀態(tài)，參考徑向抗剪試驗理想拼裝狀態(tài)和存在拼裝誤差時試驗結(jié)果的區(qū)別，對存在拼裝誤差時切向抗剪試驗的抗剪過程進(jìn)行推導(dǎo)。當(dāng)存在拼裝誤差時，假設(shè)環(huán)縫凹凸榫在受力前已搭接，則環(huán)縫在受到切向剪切力時，剪切力由靜摩擦力、螺栓以及凹凸榫混凝土共同承擔(dān)，該狀態(tài)與理想拼裝狀態(tài)試驗的第5個過程相似，因此在該階段環(huán)縫剪切剛度極大，環(huán)縫切向錯臺量較小。當(dāng)由螺栓承擔(dān)或由凹凸榫承擔(dān)的環(huán)間剪切力超過各自強度時，螺栓將屈服或凹凸榫混凝土將破壞，切向錯臺將快速發(fā)展，剪切剛度與第1階段相比將降低。但螺栓屈服與凹凸榫混凝土開裂哪一個先發(fā)生有待進(jìn)一步試驗確定。

4.2.2 剪切剛度分析

由圖15可知，環(huán)縫切向抗剪試驗過程可分為5個階段。在加載過程中，第1階段的剪切剛度最大，是其余階段剪切剛度的10～102倍；此外，環(huán)縫1、2第1階段剪切剛度的絕對值差異較大，但處于同一量級。這是由此階段的位移量很微小、剪切剛度對位移變化十分敏感導(dǎo)致的。其余階段環(huán)縫1、2的剪切剛度基本相等，如表3所示。

表3 不同階段剪切剛度

5 結(jié)論與展望

本文對具有凹凸榫的環(huán)縫進(jìn)行了徑向、切向抗剪試驗，分析了環(huán)縫抗剪的性能和機(jī)制，得出了如下結(jié)論。

1)當(dāng)拼裝理想時，環(huán)縫徑向抗剪過程為：①摩擦力單獨起作用；②摩擦力和凹凸榫共同起作用；③摩擦力和部分凹凸榫共同起作用，縱向螺栓抗剪。當(dāng)拼裝存在搭接時，徑向抗剪過程為：①摩擦力和凹凸榫共同作用；②部分凹凸榫失效，縱向螺栓參與作用；③凹凸榫完全破壞，失去抗剪能力。當(dāng)凹榫完全破壞后，縱向螺栓一般無法承擔(dān)突然增大的剪切力。

2)縱向力對環(huán)縫剪切剛度有一定程度的影響，在一定范圍內(nèi)，縱向力越大，剪切剛度越大。

3)環(huán)縫切向抗剪能力主要來自于摩擦力、螺栓強度。其切向抗剪過程為：①摩擦力單獨起作用；②摩擦力和螺栓共同作用，螺栓的受力模式為“直桿受剪”；③螺栓變形較大，受力模式逐步變?yōu)椤罢蹢U受拉”，繼續(xù)與摩擦力共同作用；④摩擦力、螺栓抗拉、混凝土強度共同作用，達(dá)到新的平衡。

4)在環(huán)縫錯動之前，環(huán)縫徑向剪切剛度為4.67×108～1.42×109N/m，而切向剪切剛度可取為4.23×108～8.43×108N/m。

本次未能開展存在拼裝誤差時環(huán)縫的切向抗剪試驗，僅根據(jù)已有試驗結(jié)果進(jìn)行了推導(dǎo)，應(yīng)進(jìn)行進(jìn)一步研究。