張穩(wěn)軍， 張高樂， 蘇　忍， 金明明

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院， 天津　300072； 2. 天津大學(xué)濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 天津　300072)

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加工工藝對盾構(gòu)隧道環(huán)間錨式接頭受力影響的數(shù)值研究

張穩(wěn)軍1,2， 張高樂1， 蘇忍1， 金明明1

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院， 天津300072； 2. 天津大學(xué)濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 天津300072)

摘要：為研究加工工藝對盾構(gòu)隧道環(huán)間錨式接頭受力特性的影響，基于錨式接頭荷載試驗(yàn)，采用ABAQUS有限元軟件建立錨式接頭的精細(xì)化模型。首先，通過與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證數(shù)值模型的合理性與可靠性，并分析得出錨式接頭各部件間的摩擦因數(shù)參考值。其次，研究錨式接頭在拼裝過程中所需的壓力、接頭達(dá)到破壞荷載時的張開量隨摩擦因數(shù)和套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差的變化規(guī)律。最后，數(shù)值分析結(jié)果表明： 部件間的摩擦因數(shù)參考值取0.50比較合理；為保證錨式接頭正常工作，加工時部件間的摩擦因數(shù)應(yīng)為0.46～0.52，套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差應(yīng)為-0.05～0.01 mm；錨式接頭在加工過程中的加工精度要求較高。

關(guān)鍵詞：盾構(gòu)隧道； 錨式接頭； 數(shù)值研究； 加工工藝； 受力特性

0引言

盾構(gòu)隧道管片接頭在很大程度上控制著襯砌結(jié)構(gòu)整體的變形和承載力，是襯砌管環(huán)的薄弱環(huán)節(jié)[1]；因此，接頭的力學(xué)性能一直是國內(nèi)外學(xué)者研究的重點(diǎn)。目前，常用的接頭連接形式有無螺栓連接、螺栓連接及其他方式連接3種[2]。國內(nèi)管片主要采用螺栓接頭，此類接頭需設(shè)置手孔，管片截面被削弱，且增加了滲水路徑[2-3]。螺栓孔與螺栓之間存在空隙，這為相鄰管片間的相互錯動創(chuàng)造了條件[4]。為滿足深長大盾構(gòu)隧道的性能要求，已開發(fā)出各種新型接頭和復(fù)合管片,并投入使用[5-8]。此外，由于新型接頭結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜、加工精度要求較高，完全采用試驗(yàn)手段研究其在復(fù)雜受力狀態(tài)下的力學(xué)性能存在技術(shù)和經(jīng)濟(jì)限制?；跀?shù)值分析的經(jīng)濟(jì)性、易操作性等，前人已針對管片接頭進(jìn)行了相關(guān)的數(shù)值分析研究。文獻(xiàn)[9-12]建立了常規(guī)接頭的簡化、精細(xì)化模型，對接頭抗彎剛度、應(yīng)力-應(yīng)變分布等進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[8]和文獻(xiàn)[13]給出的盾構(gòu)隧道環(huán)間錨式接頭具有地層適應(yīng)性強(qiáng)、無截面削弱、抗?jié)B性好、剛度大且拼裝快捷等特點(diǎn)，并進(jìn)行了該接頭的性能確認(rèn)原型試驗(yàn)，原型試驗(yàn)結(jié)果表明： 套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差對接頭力學(xué)性能有顯著影響。上述試驗(yàn)對錨式接頭力學(xué)性能影響因素的研究十分有限。因此，本文基于文獻(xiàn)[8]和文獻(xiàn)[13]給出的試驗(yàn)結(jié)果，采用數(shù)值分析軟件ABAQUS，建立錨式接頭的精細(xì)化模型，對該接頭的拼裝、張拉過程進(jìn)行模擬，并通過與試驗(yàn)結(jié)果比較，驗(yàn)證數(shù)值模型的合理性，重點(diǎn)考查接觸面摩擦因數(shù)和套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差對其力學(xué)性能的影響。通過對錨式接頭力學(xué)機(jī)制的研究，可為該接頭的設(shè)計和加工提供理論依據(jù)。

1數(shù)值模型

1.1接頭構(gòu)造及尺寸

錨式接頭由套環(huán)、套桿和套筒組成(如圖1所示)，接頭通過千斤頂擠壓拼裝，拼裝完成后，依靠各部件間的摩擦力保持整體狀態(tài)。圖2和圖3為3種類型的錨式接頭尺寸(黑色陰影部分表示接頭底座；淺藍(lán)色陰影部分表示接頭拼裝、張拉過程中發(fā)生摩擦接觸的主要部位，加工過程中提高其表面的粗糙程度；d1為插入間隙；d2為套環(huán)壁厚)。

(a) 套桿、套筒

(b) 套環(huán)

(a) A型

(b) B型

(c) C型

(a) A型

(b) B型

(c) C型

1.2材料參數(shù)

接頭所用材質(zhì)： 底座均為普通鋼，其余部件使用表1所示的同種材料。A型為FCD900A球墨鑄鐵、B型和C型為SCM435合金鋼。

表1　數(shù)值研究材料參數(shù)取值

1.3網(wǎng)格劃分

數(shù)值模型中的所有單元采用C3D8R，即八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元。由于模型中存在大量接觸部位，因此在網(wǎng)格劃分時應(yīng)調(diào)整種子密度以保證各接觸部位的主、從面網(wǎng)格相互協(xié)調(diào)。圖4為錨式接頭的數(shù)值模型及網(wǎng)格劃分示意圖。

1.4影響因素

1)螺栓緊固力。本文為模擬實(shí)際工程中施加在螺栓上的緊固扭矩，在ABAQUS中將其換算成等效面力施加在螺栓截面上。各強(qiáng)度指標(biāo)下的螺栓緊固力如表2所示。

(a) 整體

(b) 套筒

(c) 套桿

(d) 套環(huán)

(e) 套桿底座

(f) 套環(huán)底座

螺栓直徑D/mm螺栓的機(jī)械性能等級8.8緊固力Fv/N標(biāo)準(zhǔn)扭矩Ma/(N·m)10.9預(yù)緊力Fv/N標(biāo)準(zhǔn)扭矩Ma/(N·m)M22146000580208000 820M241680007302400001050M2722200011003160001550

2)接觸屬性。從錨式接頭的工作原理可知，各部件間的接觸設(shè)定是影響該接頭受力性能的主要因素，接觸屬性應(yīng)符合實(shí)際；因此，法線方向采用允許接觸面分離的硬接觸，切線方向考慮摩擦作用，采用罰函數(shù)接觸算法。

2模型驗(yàn)證

2.1邊界條件和加載方式

基于文獻(xiàn)[13]給出的A型錨式接頭(圖2(a)和圖3(a))的原型試驗(yàn)，數(shù)值模型分析采用分步加載: step1表示拼裝過程；step2表示張拉過程。數(shù)值模型采用的邊界條件和加載方式如圖5所示。

1)邊界條件。約束接頭右側(cè)底座3個方向的自由度、左側(cè)底座豎向和垂直紙面方向(垂直接頭軸向)的自由度。此外，為了消除接觸分析過程中剛體位移的影響，需約束套筒、套環(huán)和套桿豎向和垂直紙面方向的自由度。

2)加載方式。采用位移加載，具體施加方式是分別在step1、step2中沿接頭軸線方向?qū)ψ髠?cè)底座施加+32 mm、-5 mm的位移荷載。其中，正值表示接頭拼裝，負(fù)值表示接頭張拉。拉壓過程中的荷載可通過監(jiān)測加載面的反力獲得。

為研究接觸面摩擦因數(shù)(粗糙程度)的影響， 以及獲取與試驗(yàn)結(jié)果相符的參數(shù)值，數(shù)值分析中將摩擦因數(shù)設(shè)定為變量。由于錨式接頭加工過程中對接觸面進(jìn)行了粗糙度提高處理，設(shè)摩擦因數(shù)為μ，基于工程經(jīng)驗(yàn)其取值為0.30～0.70；因此，分別取摩擦因數(shù)為0.30、0.35、0.40、0.45、0.50、0.55、0.60、0.65及0.70進(jìn)行研究。

2.2結(jié)果分析

圖6為step1、step2完成時的接頭變形圖。計算結(jié)果如圖7所示。由圖7可知，摩擦因數(shù)取0.50時的數(shù)值計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

(a) 邊界條件

(b) step1加載

(c) step2加載

(a) step1

(b) step2

結(jié)果表明，所建模型具有合理性與可靠性。因此，可采用該數(shù)值模型模擬錨式接頭在各工況條件下的受力情況，同時可把0.50作為摩擦因數(shù)的參考值。

(a) step1

(b) step2

3加工工藝對錨式接頭受力的影響

基于上述對A型錨式接頭的數(shù)值模型驗(yàn)證和結(jié)果分析，發(fā)現(xiàn)該數(shù)值模型具有合理性和適用性。同時，錨式接頭的拼裝過程和張拉過程受加工工藝影響顯著。因此，下文主要針對B型和C型錨式接頭的上述過程，進(jìn)行摩擦因數(shù)和套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差對其受力影響的研究。

3.1摩擦因數(shù)的影響

錨式接頭各部件間存在大量接觸面，摩擦力是各部件相對運(yùn)動的主要阻力。因此，摩擦因數(shù)很大程度上控制著錨式接頭拼裝、張拉過程所需的拉壓荷載。基于上述分析得出的摩擦因數(shù)參考值及工程經(jīng)驗(yàn)，摩擦因數(shù)取值設(shè)定為0.45～0.55。針對摩擦因數(shù)對接頭受力特性的影響研究，以0.01為間隔，建立11組模型進(jìn)行計算分析。邊界條件與加載方式如圖5所示，計算結(jié)果如圖8所示。

(a) B型接頭的step1

(b) B型接頭的step2

Fig. 8Displacement vs. load of anchor joints with different friction coefficients

錨式接頭是通過千斤頂擠壓拼裝，最大壓荷載應(yīng)小于千斤頂?shù)淖畲笸屏ΑＲ虼?，文獻(xiàn)[8]將200 kN作為壓荷載的上限。此外，錨式接頭在張拉過程中達(dá)到接頭破壞荷載時的張開量應(yīng)小于3 mm。B型錨式接頭的破壞荷載為376 kN；C型錨式接頭的破壞荷載為477 kN?；谏鲜龇治?，對計算結(jié)果進(jìn)行分析匯總，如表3所示。

表3考慮摩擦因數(shù)影響的計算結(jié)果分析

Table 3Calculation results considering influence of friction coefficient

摩擦因數(shù)拼裝過程是否滿足要求B型接頭C型接頭張拉過程是否滿足要求B型接頭C型接頭接頭是否能正常工作B型接頭C型接頭0.45√√×√×√0.46√√√√√√0.47√√√√√√0.48√√√√√√0.49√√√√√√0.50√√√√√√0.51√√√√√√0.52√√√√√√0.53×√√√×√0.54××√√××0.55××√√××

注：×表示不滿足要求； √表示滿足要求。

數(shù)值分析表明： 摩擦因數(shù)的增大將導(dǎo)致錨式接頭拼裝過程所需的壓荷載增大，張拉過程達(dá)到接頭破壞荷載時的張開量減??；摩擦因數(shù)的減小將導(dǎo)致該接頭拼裝過程所需的壓荷載減小，張拉過程達(dá)到接頭破壞荷載時的張開量增大甚至無法達(dá)到破壞荷載。同時，決定該接頭能否正常工作的因素有：μ>0.50時，為拼裝所需的最大壓荷載；μ<0.50時，為達(dá)到接頭破壞荷載時的張開量。錨式接頭正常工作時的摩擦因數(shù)取值如下： B型接頭為0.46～0.52；C型接頭為0.45～0.53?；谏鲜瞿Σ烈驍?shù)影響的分析結(jié)果，得出保證錨式接頭能正常工作的摩擦因數(shù)取值應(yīng)為0.46～0.52。

3.2套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差的影響

錨式接頭在千斤頂推力或拉力作用下，套環(huán)壁沿插入間隙滑動直至拼裝或張拉完成。套環(huán)壁內(nèi)、外表面是錨式接頭各部件間產(chǎn)生摩擦力的主要部位，因此，套環(huán)壁厚與插入間隙的尺寸差將直接影響該接頭拼裝、張拉過程所需的拉壓荷載。將插入間隙和套環(huán)壁厚分別定義為d1、d2，則其尺寸差

Δd=d2-d1。

由于管環(huán)結(jié)構(gòu)防水和接頭拼裝精度的要求，接頭加工引起的誤差不能過大?；诠こ探?jīng)驗(yàn)，尺寸差Δd的取值一般為-0.3～0.3 mm。為研究套環(huán)壁厚與插入間隙的尺寸差對錨式接頭受力特性的影響，數(shù)值分析中以0.1 mm為間隔，建立7組模型進(jìn)行計算。改變尺寸差Δd的具體方式為： 保持插入間隙d1不變，增大或減小套環(huán)壁厚d2的數(shù)值。計算結(jié)果如圖9所示。

(a) B型接頭的step1

(b) B型接頭的step2

(c) C型接頭的step1

(d) C型接頭的step2

由圖9(a)和圖9(c)可知，錨式接頭在Δd>0工況下不滿足正常工作要求，因此，圖9(b)和圖9(d)只給出了Δd<0工況下的計算結(jié)果。分析可知，套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差Δd的增大將導(dǎo)致錨式接頭拼裝過程所需的壓荷載和張拉過程所能達(dá)到的拉荷載增加。決定該接頭能否正常工作的因素有：Δd>0時，為拼裝所需的最大壓荷載；Δd<0時，為張開量允許范圍內(nèi)能達(dá)到的最大拉荷載。此外，計算結(jié)果表明Δd的取值范圍考慮偏大，保證錨式接頭正常工作的尺寸差Δd取值應(yīng)為-0.1～0.1 mm。因此，以0.01 mm為間隔，重新建立9組模型進(jìn)行計算?；谏鲜龇治鼋Y(jié)果，只需考察Δd>0工況下的壓荷載和Δd<0工況下的拉荷載(計算結(jié)果如圖10所示)。對計算結(jié)果進(jìn)行分析匯總，如表4所示。

由圖10及表4可知，小數(shù)量級尺寸差條件下錨式接頭的位移-荷載曲線變化規(guī)律與大數(shù)量級尺寸差條件下的基本一致。錨式接頭正常工作時的套環(huán)壁厚與插入間隙的尺寸差取值如下： B型接頭為-0.06～0.03 mm；C型接頭為-0.05～0.01 mm?；谏鲜龀叽绮钣绊懙姆治鼋Y(jié)果，得出保證錨式接頭能正常工作的尺寸差取值應(yīng)為-0.05～0.01 mm。

4結(jié)論與討論

本文針對錨式接頭進(jìn)行了加工工藝對其力學(xué)特性影響的分析研究，研究表明本文提出的數(shù)值模型可用于該新型接頭的力學(xué)機(jī)制研究，并具有合理性和可靠性。得到相關(guān)結(jié)論總結(jié)如下。

1)部件間的摩擦因數(shù)參考值取0.50比較合理，且能縮短參數(shù)反演所需的時間。

2)摩擦因數(shù)的增大將導(dǎo)致錨式接頭拼裝所需的壓荷載增加，張拉過程中達(dá)到接頭破壞荷載時的張開量減小。摩擦因數(shù)大于參考值時，決定該接頭能否正常工作的因素為拼裝所需的最大壓荷載；摩擦力小于參考值時，決定該接頭能否正常工作的因素為達(dá)到接頭破壞荷載時的最大張開量。保證錨式接頭能正常工作的摩擦因數(shù)取值應(yīng)為0.46～0.52。

3)套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差的增大將導(dǎo)致錨式接頭拼裝所需的壓荷載和張拉過程所能達(dá)到的拉荷載增加。套環(huán)壁厚大于插入間隙時，決定該接頭能否正常工作的因素為拼裝所需的最大壓荷載；套環(huán)壁厚小于插入間隙時，決定該接頭能否正常工作的因素為張開量允許范圍內(nèi)所能達(dá)到的最大拉荷載。保證錨式接頭能正常工作的尺寸差取值應(yīng)為-0.05～0.01 mm。

(a) B型接頭的step1

(c) C型接頭的step1

(d) C型接頭的step2

Fig. 10Displacement vs. load of anchor joints with fractional size difference

表4考慮尺寸差影響的計算結(jié)果分析

Table 4Calculation results considering influence of size difference

尺寸差Δd/mm拼裝過程是否滿足要求B型接頭C型接頭張拉過程是否滿足要求B型接頭C型接頭接頭是否能正常工作B型接頭C型接頭-0.07√√××××-0.06√√×√×√-0.05√√√√√√-0.04√√√√√√0.00√√√√√√0.01√√√√√√0.02√×√√√√0.03√×√√√√0.04××√√×√0.05××√√×√

注：×表示不滿足要求； √表示滿足要求。

4)保證錨式接頭正常工作的摩擦因數(shù)及套環(huán)壁厚與插入間隙尺寸差的取值范圍均較小，分析結(jié)果表明錨式接頭在加工過程中的加工精度要求較高。

本文的研究成果可作為進(jìn)一步研究錨式接頭的基礎(chǔ)，并為錨式接頭的設(shè)計與加工提供技術(shù)參考；但本文僅研究了加工工藝對錨式接頭拼裝、張拉過程的受力影響，而加工工藝對錨式接頭在復(fù)雜荷載模式下的受力影響則有待進(jìn)一步研究。由于錨式接頭的結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜，影響其受力及變形的其他因素也需要進(jìn)一步研究。

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Numerical Study on Influence of Manufacturing Process on Mechanical Properties of Longitudinal Anchor Joint for Shield Tunnel

ZHANG Wenjun1,2, ZHANG Gaole1, SU Ren1, JIN Mingming1

(1.SchoolofCivilEngineering,TianjinUniversity,Tianjin300072,China;2.TianjinUniversityKeyLaboratoryofCoastCivilStructureSafetyofEducationMinistry,Tianjin300072,China)

Abstract:A refined model of anchor joint is established by means of ABAQUS finite element software based on loading test of anchor joint, so as to study the influence of manufacturing process on mechanical properties of longitudinal anchor joint for shield tunnel. The rationality and reliability of the numerical model is testified by means of comparing with testing results. The reference value of friction coefficient of anchor joint is obtained. The relationship among stress needed for installation of anchor joint, opening amount of anchor joint when failure load reached, friction coefficient, thickness of sleeve and inserting size is studied. The results indicate that: 1) The reference value of friction coefficient should be 0.50. 2) The reference values of friction coefficient for normal operation of anchor joint should be 0.46-0.52 and the reference values of the difference between sleeve thickness and inserting size should be -0.05-0.01 mm. 3) High accuracy should be guaranteed during the manufacturing process of anchor joint. The study results can provide technical reference for design and manufacture of anchor joint.

Keywords:shield tunnel; anchor joint; numerical study; manufacturing process; mechanical property

中圖分類號：U 45

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1672-741X(2016)02-0150-08

DOI:10.3973/j.issn.1672-741X.2016.02.005

作者簡介：第一 張穩(wěn)軍(1975—)，男，甘肅平?jīng)鋈耍?008年畢業(yè)于日本早稻田大學(xué)，建設(shè)工學(xué)專業(yè)，博士，副教授，主要從事隧道與地下工程施工及設(shè)計新理論研究工作。E-mail: wjzhang@tju.edu.cn。

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目(51378342)； 高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金新教師類資助課題(20120032120050)

收稿日期：2015-08-24; 修回日期: 2015-09-28