矩形頂管隧道F型承插接頭剪切性能研究

許有俊，龐躍魁，張朝，康佳旺，黃正東

(1.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010；2.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 礦山安全與地下工程院士專家工作站，內(nèi)蒙古包頭 014010；3.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 內(nèi)蒙古自治區(qū)高?！俺鞘械叵鹿こ碳夹g(shù)研究中心”，內(nèi)蒙古 包頭 014010)

隨著我國(guó)對(duì)地下空間開發(fā)強(qiáng)度的不斷加大，矩形頂管法在修建地下過(guò)街通道、地鐵車站和地下綜合管廊等中短城市隧道工程中得到推廣應(yīng)用.矩形頂管通常采用F型承插接頭，其接頭部位剛度遠(yuǎn)小于管體自身剛度，屬于薄弱環(huán)節(jié)，在地鐵隧道交叉穿越、地下水位變化、隧道上方荷載劇變等諸多因素作用下，極易對(duì)矩形頂管隧道接頭造成防水失效甚至破壞，從而導(dǎo)致隧道縱向產(chǎn)生過(guò)度的不均勻變形，危及隧道運(yùn)營(yíng)安全.

朱合華等[1]針對(duì)曲線矩形頂管提出梁—接頭模型，用以模擬管節(jié)接頭的不連續(xù)性及其地層施工中的力學(xué)性態(tài).丁文其等[2]建立管節(jié)—接頭模型并結(jié)合彈性地基梁法對(duì)頂管施工進(jìn)行計(jì)算分析.劉文俊等[3]采用FLAC3D對(duì)地鐵隧道下穿既有矩形頂管進(jìn)行了水壓力、土體變形等分析.筆者等[4]采用ABAQUS以數(shù)值模擬的方式分析矩形頂管接頭進(jìn)行剪切剛度及影響因素.矩形頂管隧道與盾構(gòu)隧道、地下綜合管廊縱向均存在諸多接縫，都屬于縱向非連續(xù)結(jié)構(gòu)，因此，可借鑒現(xiàn)有盾構(gòu)隧道與綜合管廊關(guān)于縱向變形的研究思路，對(duì)矩形頂管接頭展開進(jìn)一步研究.在盾構(gòu)隧道方面，梁坤等[5]就水壓對(duì)管片及接頭力學(xué)性能進(jìn)行模型試驗(yàn)研究.封坤等[6-7]對(duì)高水壓盾構(gòu)隧道下的軸壓與管片接頭力學(xué)性能進(jìn)行研究.Zuo等[8]對(duì)高水壓下盾構(gòu)隧道開展1∶1原型試驗(yàn)，分析螺栓受力與接頭變形之間的關(guān)系以及接頭破壞特征.李新星等[9]對(duì)大斷面盾構(gòu)隧道的接頭受力性能與變形規(guī)律開展1∶3縮尺試驗(yàn).Liu等[10]通過(guò)足尺試驗(yàn)，研究了地鐵隧道管片接頭的承載能力，并對(duì)其失效機(jī)理進(jìn)行分析.Shen等[11]對(duì)盾構(gòu)隧道長(zhǎng)期沉降和不均勻沉降造成的嚴(yán)重縱向不均勻變形進(jìn)行分析.劉鵬等[12]通過(guò)盾構(gòu)隧道管節(jié)受力特征，對(duì)盾構(gòu)隧道接頭剛度進(jìn)行理論解推導(dǎo).徐國(guó)文等[13-15]采用數(shù)值模擬的方式，對(duì)盾構(gòu)隧道接頭受力特征及力學(xué)性能進(jìn)行研究.對(duì)于綜合管廊這方面，胡翔等[16]對(duì)施加預(yù)應(yīng)力的預(yù)制綜合管接頭受力性能、接頭變形、接頭剛度等進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，趙文昊等[17]通過(guò)數(shù)值模擬研究綜合管廊在不均勻沉降下接頭錯(cuò)位變形對(duì)接頭受力性能的影響.

目前國(guó)內(nèi)對(duì)于矩形頂管F型承插接頭的研究仍然偏少，針對(duì)該接頭特有受力性能與變形規(guī)律、受力破壞特征等研究欠缺.因此，采用室內(nèi)大型矩形頂管管節(jié)接頭試驗(yàn)，通過(guò)設(shè)置彈簧模擬地基與頂管結(jié)構(gòu)的相互作用，進(jìn)行在不同地層情況下的接頭剪切試驗(yàn)，對(duì)結(jié)構(gòu)自身以及地層影響下的F型承插接頭受力、變形及破壞等相關(guān)規(guī)律展開研究.

1 試驗(yàn)概況

1.1 管節(jié)構(gòu)造及材料指標(biāo)

考慮到研究目標(biāo)及試驗(yàn)加載條件，矩形頂管試驗(yàn)管節(jié)尺寸為1500 mm×1625 mm×1075 mm（長(zhǎng)×寬×高），接頭構(gòu)造如圖1所示，主要包含管體混凝土以及鋼套環(huán)2部分，管節(jié)截面尺寸及配筋如圖2所示.在裝配過(guò)程中通過(guò)鋼套環(huán)擠壓插口橡膠圈套裝完成，從而達(dá)到接頭防水以及抵抗變形的目的，橡膠圈斷面如圖3所示.管節(jié)采用C50混凝土澆筑成型，鋼套環(huán)采用厚度為10 mm的Q235鋼成環(huán)制作，并在澆筑時(shí)埋置于管節(jié)承口端.各材料性能參數(shù)如表1所示，E為彈性模量，fcu為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度，fy為屈服強(qiáng)度，fu為極限強(qiáng)度，HA為橡膠材料邵爾A型硬度，λ為橡膠材料拉斷伸長(zhǎng)率，C為橡膠材料壓縮永久變形，是影響橡膠材料彈性與恢復(fù)能力的一項(xiàng)因素.

表1 不同材料性能參數(shù)Tab.1 Different material performance parameters

圖1 F型承插接頭構(gòu)造示意圖Fig.1 Structural diagram of F-type socket joint

圖2 矩形頂管截面尺寸及配筋Fig.2 Section size and reinforcement

圖3 鷹嘴氯丁橡膠斷面及尺寸Fig.3 Olecranon chloroprene rubber section size

1.2 加載工況與試驗(yàn)方法

矩形頂管F型承插接頭剪切試驗(yàn)每組工況采用3管節(jié)拼裝而成，全長(zhǎng)為4.5 m.對(duì)兩端管節(jié)通過(guò)反力架進(jìn)行豎向固定，再通過(guò)反力架上端千斤頂施加豎向反力于中間關(guān)節(jié)，從而完成接頭剪切試驗(yàn)，加載實(shí)況如圖4所示.

圖4 F型承插接頭剪切試驗(yàn)示意圖Fig.4 Diagram for shear test of F-type socket joints

為了模擬在實(shí)際工程中的不同地層條件，本試驗(yàn)采用在中部管節(jié)下均勻布置彈簧的形式來(lái)實(shí)現(xiàn)不同地層對(duì)管節(jié)的支撐作用.所制作彈簧根據(jù)加載測(cè)得單根彈簧剛度k=1.734kN/mm，彈簧數(shù)目按照9、6、4這3種數(shù)目均勻布置，按照地基發(fā)生單位位移所產(chǎn)生的地基反力相等的原則，即n·k=Kv·S，可計(jì)算得到等效地基剛度，其中，n為等效地基彈簧數(shù)目，S為頂管底板面積，Kv為等效地基剛度，布置形式如圖5所示.

圖5 等效地基彈簧布置形式Fig.5 Equivalent foundation spring arrangements

為了研究加載過(guò)程中管節(jié)接頭鋼套環(huán)以及橫斷面變形，在兩接頭處布置有環(huán)向應(yīng)變片以及三道拉線式位移計(jì)，布置形式如圖6所示.拉線式位移計(jì)采用JTM-U7000型金土木生產(chǎn)，測(cè)量范圍為0～1250 mm，線性度為±0.5%，變形計(jì)算公式為

圖6 鋼套環(huán)應(yīng)變與艙室變形測(cè)點(diǎn)Fig.6 Measuring points for steel ring strain and cabin deformation

式中：L為拉線式位移計(jì)位移量，單位為mm；K為儀器標(biāo)定系數(shù)；Ui為拉線式位移計(jì)實(shí)時(shí)數(shù)值；U0為拉線式位移計(jì)初始數(shù)值.

表2為加載工況設(shè)計(jì)，試驗(yàn)加載采用位移控制完成接頭剪切試驗(yàn)，加載制度共分為14級(jí).考慮到加載初期接頭受力及變形較小而后期較大，故前4級(jí)每級(jí)增量為5 mm，從第5級(jí)開始每級(jí)增加3 mm，加載至接頭產(chǎn)生較大破壞停止試驗(yàn).在試驗(yàn)過(guò)程中，兩加載千斤頂采用位移同步增長(zhǎng)，且對(duì)矩形頂管接頭進(jìn)行剪切試驗(yàn)，防止中間管節(jié)兩側(cè)豎向位移產(chǎn)生較大差異而導(dǎo)致接頭發(fā)生彎曲變形.

表2 F型承插接頭剪切試驗(yàn)工況Tab.2 Shear test conditions of F-type socket joint

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

在試驗(yàn)過(guò)程中，剪切試驗(yàn)中包含左、右2個(gè)接頭、受加載點(diǎn)以及結(jié)構(gòu)兩端管節(jié)的約束不同影響，左、右兩接頭的受力以及變形表現(xiàn)不同，為了保證實(shí)驗(yàn)結(jié)論更加明確，對(duì)兩接頭進(jìn)行對(duì)比分析.

2.1 接頭剪力變化

每組工況下中間管節(jié)的受力情況如圖7所示，并根據(jù)豎向受力平衡及=0可以得到兩側(cè)接頭處剪力Qs隨上方加載位移 Δ的變化情況.其中，F(xiàn)1與F2為上部千斤頂反力，F(xiàn)3為左側(cè)接頭處剪力，F(xiàn)4為右側(cè)接頭處剪力，kixj(i=j=1,2,3)項(xiàng)為等效地基下彈簧反力，k1=k2=5.202kN/mm，k3=3.468kN/mm.在各工況下，接頭剪力Qs隨加載位移 Δ變化情況如圖8所示.

圖7 管節(jié)受力簡(jiǎn)圖Fig.7 Force diagram of tunnel joint

圖8 頂管接頭剪力變化Fig.8 Shear force variety of pipe jacking joints

在9彈簧工況下，隨著加載位移的不斷增加，左右兩接頭處剪力呈正向增加.當(dāng)加載位移至11 mm左右時(shí)，如圖9所示，右接頭鋼套環(huán)焊縫處出現(xiàn)開裂，焊縫強(qiáng)度未達(dá)到要求，鋼套環(huán)由于出現(xiàn)巨大變形導(dǎo)致一部分剪力轉(zhuǎn)由底部彈簧支撐，進(jìn)而導(dǎo)致加載位移超過(guò)11 mm時(shí)左右兩接頭剪力差異加大.在后續(xù)工況中，對(duì)鋼套環(huán)焊縫采用二保焊工藝進(jìn)行加固處理，接縫焊接形式如圖10所示.

圖9 鋼套環(huán)焊縫開裂示意圖Fig.9 Weld cracking diagram

圖10 鋼套環(huán)焊縫形式Fig.10 Weld form of steel ring

為了減小焊縫對(duì)鋼套環(huán)性能的影響，采用焊縫與母材等強(qiáng)匹配進(jìn)行焊接，焊縫應(yīng)力公式為

式中：P為焊縫所受拉力，l為鋼套環(huán)寬度，h為鋼套環(huán)厚度.

在6彈簧下，左右兩接頭剪力隨著加載位移增大而逐漸加大，并且受加載點(diǎn)位置影響.當(dāng)加載位移達(dá)到13 mm時(shí)，左接頭處剪力增加趨勢(shì)大于右接頭；當(dāng)加載至28 mm時(shí)，如圖11所示，左右兩接頭處鋼套環(huán)開始發(fā)生翹曲，說(shuō)明此時(shí)鋼套環(huán)開始進(jìn)入屈服階段，兩接頭處剪力隨加載位移的增長(zhǎng)趨勢(shì)有稍微減緩.

圖11 鋼套環(huán)翹曲變形示意圖Fig.11 Steel ring warping diagram

在加載位移小于26 mm時(shí)，在4彈簧下左右兩接頭的剪力變化趨勢(shì)也表現(xiàn)為正向增加，且左接頭剪力同樣大于右接頭.當(dāng)加載至26 mm時(shí)，左右兩接頭剪力表現(xiàn)為增速減緩，與此同時(shí)，兩接頭處鋼套環(huán)出現(xiàn)翹曲，表明加載至26 mm時(shí)鋼套環(huán)發(fā)生屈服并進(jìn)入強(qiáng)化階段，其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系斜率降低，從而表現(xiàn)為左右兩接頭剪力較加載位移增速降低.當(dāng)加載至31 mm時(shí)，左接頭處鋼套環(huán)焊縫出現(xiàn)開裂，鋼套環(huán)應(yīng)力釋放，上一部分荷載轉(zhuǎn)由管節(jié)底部彈簧所承擔(dān)，從而接頭剪力表現(xiàn)為下降.

從以上各工況下接頭剪力的變化趨勢(shì)看出，在加載過(guò)程中，鋼套環(huán)未達(dá)到屈服階段之前，左右兩接頭處剪力會(huì)隨著上部荷載的增大呈正向增加；當(dāng)鋼套環(huán)達(dá)到屈服階段以后，接頭處剪力增加速度會(huì)有所減緩，鋼套環(huán)在屈服后繼續(xù)加載至產(chǎn)生裂縫，則鋼套環(huán)所提供的接頭剪力會(huì)有所損失并下降.

2.2 接頭錯(cuò)臺(tái)量變化

接頭部位錯(cuò)臺(tái)量S隨加載位移 Δ變化情況如圖12所示.在9彈簧下，加載位移在11 mm之前左右兩接頭錯(cuò)臺(tái)量變化趨勢(shì)相同，其增速也保持一致.當(dāng)加載至11 mm左右時(shí)，右接頭鋼套環(huán)出現(xiàn)開裂并隨著加載裂縫逐步擴(kuò)展加大，提供于左接頭的約束作用減弱，鋼套環(huán)變形趨勢(shì)加大致使右接頭錯(cuò)臺(tái)量增加速度開始大于左接頭.

圖12 頂管接頭錯(cuò)臺(tái)量變化Fig.12 Dislocation change of pipe jacking joints

在6彈簧下，當(dāng)加載量小于10 mm時(shí)，左右兩接頭錯(cuò)臺(tái)量基本一致.當(dāng)加載位移在10～28 mm時(shí)，受管節(jié)兩側(cè)約束差異影響，左接頭錯(cuò)臺(tái)量增加速度開始大于右接頭，但兩者差異較小.當(dāng)加載至28 mm時(shí)，左右兩接頭鋼套環(huán)發(fā)生翹曲，此時(shí)鋼套環(huán)已發(fā)生屈服，且右接頭翹曲程度大于左接頭，接頭錯(cuò)臺(tái)量增加速度表現(xiàn)為右接頭大于左接頭.

在加載位移小于26 mm時(shí)，4彈簧工況下左右兩接頭錯(cuò)臺(tái)量隨著加載位移穩(wěn)步增加，兩接頭錯(cuò)臺(tái)量基本相等.當(dāng)加載至26 mm時(shí)，左右兩接頭處鋼套環(huán)發(fā)生翹曲，此時(shí)鋼套環(huán)已達(dá)到屈服階段，進(jìn)而隨著加載位移的增大，左右兩接頭錯(cuò)臺(tái)量增速有所增大.當(dāng)加載位移達(dá)到33 mm時(shí)，左接頭處鋼套環(huán)焊縫開始出現(xiàn)裂縫，此時(shí)，左接頭錯(cuò)臺(tái)量隨著加載位移增加速度加快.各工況下接頭處錯(cuò)臺(tái)量與上部加載位移呈正向增加，接頭錯(cuò)臺(tái)量均小于上部加載位移，表明管節(jié)橫斷面方向發(fā)生變形，加載位移與錯(cuò)臺(tái)量之間的差值即為管節(jié)豎向變形值.在各工況下，管節(jié)豎向變形值不同，表明除管節(jié)自身剛度及上部荷載影響外，管節(jié)豎向變形還受地基剛度影響.

2.3 接頭剪切剛度變化

通過(guò)接頭處剪力以及剪切錯(cuò)臺(tái)量的變化情況，可以得出接頭處剪切剛度的變化，圖13為接頭剪切剛度變化曲線.在9彈簧情況下，當(dāng)加載量小于11 mm時(shí)，即錯(cuò)臺(tái)量在小于7 mm時(shí)，左右兩接頭剪切剛度大小差距微小，表現(xiàn)為左接頭剪切剛度略大于右接頭.當(dāng)錯(cuò)臺(tái)量達(dá)到7 mm時(shí)，受右接頭鋼套環(huán)焊縫開裂影響，右接頭處剪力減小且錯(cuò)臺(tái)量增速加快，從而使得右接頭剪切剛度降低，左右兩接頭剪切剛度差距逐漸加大.在6彈簧工況下，當(dāng)加載位移小于28 mm時(shí)，即錯(cuò)臺(tái)量小于18 mm時(shí)，鋼套環(huán)未達(dá)到屈服，左接頭剪切剛度要略大于右接頭，當(dāng)錯(cuò)臺(tái)量達(dá)到18 mm后，左右兩接頭鋼套環(huán)均達(dá)到屈服，接頭處鋼套環(huán)所提供的約束情況基本相同，左右兩接頭剪切剛度大小基本相同.在4彈簧工況下，當(dāng)加載位移小于26 mm時(shí)，即錯(cuò)臺(tái)量達(dá)到18 mm前，鋼套環(huán)也未發(fā)生屈服，左接頭剪切剛度同樣略大于右接頭且兩者差距微小.當(dāng)錯(cuò)臺(tái)量在18～22 mm時(shí)，鋼套環(huán)達(dá)到屈服，左右兩接頭剪切剛度大小基本相同.當(dāng)錯(cuò)臺(tái)量大于22 mm時(shí)，左接頭由于鋼套環(huán)焊縫開裂，接頭剪力降低且錯(cuò)臺(tái)量增速加快，為此左接頭剪切剛度曲線表現(xiàn)斜率為負(fù).

圖13 接頭剪力—錯(cuò)臺(tái)量關(guān)系曲線Fig.13 Relationship between Shear force and dislocation of joints

總的來(lái)看，接頭剪切剛度主要由鋼套環(huán)自身強(qiáng)度以及地基剛度這一結(jié)構(gòu)外因所決定.在鋼套環(huán)強(qiáng)度一定的情況下，接頭構(gòu)造相同的兩接頭最終剪切剛度表現(xiàn)基本相同，并且通過(guò)各工況接頭剪切剛度對(duì)比發(fā)現(xiàn)，隨著地基剛度的增大，接頭剛度也隨之增大.

接頭抗剪承載力如表3所示.其中，KS1為左側(cè)接頭剪切剛度，KS2為右側(cè)接頭剪切剛度.在6彈簧與4彈簧下，由于地基剛度差異較小，且鋼套環(huán)焊縫強(qiáng)度都達(dá)標(biāo)，因此兩者的接頭抗剪承載力差異較小.在9彈簧下，由于焊縫強(qiáng)度過(guò)低，焊縫開裂使得接頭抗剪承載力較6彈簧與4彈簧下下降了29.5%～51.5%，表明焊縫強(qiáng)度嚴(yán)重制約著接頭抗剪承載力.

表3 頂管接頭抗剪承載力Tab.3 Shearing capacity of pipe jacking joints

2.4 接頭橫斷面變形

接 頭處 拉線 式 位 移 計(jì) 變 形 量 Δl隨加 載位 移Δ變化關(guān)系如圖14所示，根據(jù)拉線式位移計(jì)變化可判斷出接頭橫斷面變形情況.在9彈簧下，當(dāng)加載位移在0～10 mm時(shí)，三條拉線式位移計(jì)均未產(chǎn)生過(guò)大數(shù)值變化，表明加載0～10 mm內(nèi)管節(jié)接頭橫斷面并未產(chǎn)生較大變形.當(dāng)加載位移大于10 mm時(shí)，豎直向拉線式位移計(jì)A-A′與水平向拉線式位移計(jì)B-B′變化，表現(xiàn)為A-A′縮短，B-B′拉長(zhǎng)，斜對(duì)角方向拉線式位移計(jì)C-C′始終維持在0左右.

圖14 頂管接頭拉線式位移計(jì)變形Fig.14 Deformation of wire displacement gauge at joints

在6彈簧下，加載位移在15 mm之內(nèi)時(shí)，3條拉線式位移計(jì)數(shù)值變化較小.當(dāng)加載位移在15～22 mm時(shí)，豎直向的拉線式位移計(jì)A-A′產(chǎn)生近1.8 mm的縮短變形.當(dāng)加載大于22 mm時(shí)，豎直向的拉線式位移計(jì)A-A′拉伸量持續(xù)增大，水平向拉線式位移計(jì)B-B′開始產(chǎn)生拉伸變形并不斷增大，而斜對(duì)角方向拉線式位移計(jì)C-C′只產(chǎn)生微小的壓縮變形.在4彈簧下，當(dāng)加載位移在7 mm之前，3條拉線式位移計(jì)數(shù)值均為產(chǎn)生較大變形.在加載大于7 mm之后，豎直向的拉線式位移計(jì)A-A′不斷發(fā)生縮短變形，水平向拉線式位移計(jì)B-B′產(chǎn)生增速逐漸減小的拉伸變形，斜對(duì)角方向拉線式位移計(jì)CC′為細(xì)微的先縮短后拉伸變形.

從圖14各個(gè)方向的拉線式位移計(jì)變形情況可以看出，隨著上部加載逐漸加大，豎直向的拉線式位移計(jì)A-A′都表現(xiàn)為縮短，水平向拉線式位移計(jì)B-B′都表現(xiàn)為拉伸，而斜對(duì)角方向拉線式位移計(jì)C-C′只產(chǎn)生細(xì)微的變形.在剪切加載過(guò)程中，管節(jié)橫截面有被壓扁的變形趨勢(shì)，并且在不同彈簧支承下，管節(jié)所產(chǎn)生的橫向變形也不同.

2.5 混凝土破壞特征

在剪切加載過(guò)程中，管節(jié)承口端鋼套環(huán)與插口混凝土為主要受力部位，隨著上部荷載的持續(xù)增大，鋼套環(huán)與插口混凝土逐漸接觸且接觸壓力不斷增加，最終會(huì)導(dǎo)致與鋼套環(huán)接觸面附近的混凝土被壓碎，破壞特征如圖15(a)所示.在剪切作用下，在鋼套環(huán)與混凝土接觸面邊緣位置處，該部位混凝土?xí)霈F(xiàn)諸多細(xì)微斜裂縫，并且隨著加載的進(jìn)行，細(xì)微裂縫逐漸開展擴(kuò)大，部分裂縫相互發(fā)展貫通，該部位混凝土開裂破壞如圖15(b).根據(jù)矩形頂管斷面受力可知，在上部荷載作用下，倒角處彎矩值最大，該位置混凝土相較于頂板及側(cè)墻更容易開裂破壞.在加載過(guò)程中，如圖15(c)所示，頂管倒角位置處沿縱向出現(xiàn)諸多裂縫，并隨著加載而連接貫通.

圖15 混凝土剪切破壞特征Fig.15 Concrete shear failure characteristics

2.6 鋼套環(huán)變形及破壞特性

在接頭抵抗剪切變形過(guò)程中，鋼套環(huán)為主要受力構(gòu)件，圖16為各工況下鋼套環(huán)主要受力部位應(yīng)變 ε 隨加載位移Δ 的變化規(guī)律，με為微應(yīng)變.在地基剛度為9彈簧情況下，左接頭測(cè)點(diǎn)1處鋼套環(huán)未發(fā)生明顯變形，測(cè)點(diǎn)2、4處鋼套環(huán)表現(xiàn)為受拉，測(cè)點(diǎn)3處鋼套環(huán)表現(xiàn)為受壓.當(dāng)右接頭鋼套環(huán)在加載位移小于11 mm時(shí)，所有測(cè)點(diǎn)均為受拉狀態(tài).當(dāng)加載至11 mm時(shí)，鋼套環(huán)測(cè)點(diǎn)4處產(chǎn)生裂縫，鋼套環(huán)應(yīng)力釋放，測(cè)點(diǎn)4處應(yīng)變恢復(fù)至0左右，相應(yīng)的鋼套環(huán)受插口混凝土擠壓下彎變形，測(cè)點(diǎn)1、2、3位于彎曲受壓測(cè)，表現(xiàn)為受壓.

圖16 頂管接頭鋼套環(huán)應(yīng)變Fig.16 Pipe jacking joints steel ring strain

在6彈簧下，左接頭處測(cè)點(diǎn)2、3、4應(yīng)變均隨著加載穩(wěn)步受拉增長(zhǎng)，測(cè)點(diǎn)1處先受壓后受拉，可能為鋼套環(huán)焊接誤差或管節(jié)裝配不平整所致.右接頭測(cè)點(diǎn)2、3表現(xiàn)為受拉，角部測(cè)點(diǎn)1、4表現(xiàn)為受壓.在4彈簧下，左右兩接頭各測(cè)點(diǎn)都表現(xiàn)為受壓形態(tài)，表明鋼套環(huán)有被壓扁的變形趨勢(shì)，與接頭混凝土變形形式一致.從鋼套環(huán)各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變變化情況可以看出，頂?shù)装逯胁繉?duì)應(yīng)鋼套環(huán)應(yīng)變規(guī)律與拉線式位移計(jì)所得結(jié)論有著密切聯(lián)系，多數(shù)情況下鋼套環(huán)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)均表現(xiàn)出頂?shù)装逑騻}(cāng)內(nèi)發(fā)生彎曲變形，管節(jié)接頭趨于壓扁狀態(tài).

對(duì)于進(jìn)行二保焊加固接縫的鋼套環(huán)，加載過(guò)程中除了發(fā)生翹曲變形外，在大變形下，焊縫邊緣母材也會(huì)發(fā)生撕裂，該現(xiàn)象主要為鋼套環(huán)接縫焊接熱影響所致，使得焊縫邊緣母材性能發(fā)生變化而強(qiáng)度降低，破壞特征如圖17所示.

圖17 焊縫邊緣撕裂破壞示意圖Fig.17 Diagram of weld edge tear damage

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)矩形頂管F型承插接頭開展了接頭剪切試驗(yàn)，對(duì)F型承插接頭的受力性能、變形規(guī)律、破壞特征等進(jìn)行了研究，得出了以下結(jié)論.

1）當(dāng)鋼套環(huán)達(dá)到屈服階段時(shí)，接頭處剪力增加速度會(huì)有所減緩，鋼套環(huán)在屈服后繼續(xù)加載至產(chǎn)生裂縫，接頭剪力會(huì)有所損失并下降.

2）當(dāng)鋼套環(huán)達(dá)到屈服之后，錯(cuò)臺(tái)量的增加速度會(huì)逐漸加快；當(dāng)鋼套環(huán)焊縫開裂后，錯(cuò)臺(tái)量增加速度又會(huì)進(jìn)一步加快.

3）在各等效地基下，接頭錯(cuò)臺(tái)量均小于上部加載位移，表明管節(jié)橫斷面方向有被壓扁的變形趨勢(shì)，加載位移與錯(cuò)臺(tái)量之間的差值即為管節(jié)豎向變形值.

4）在管節(jié)發(fā)生剪切變形過(guò)程中，鋼套環(huán)與管節(jié)插口擠壓部位受力最為明顯，該部位混凝土被壓碎且邊緣管體部位受剪切作用有諸多斜裂縫.此外，接頭腋角處由于應(yīng)力集中，會(huì)使得鋼套環(huán)發(fā)生翹曲.