梁 坤,孫 崗,封 坤,張曉陽(yáng),方若全

(1.西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610031； 2.國(guó)家電網(wǎng)有限公司,北京 100031)

引言

盾構(gòu)隧道管片接頭抗彎力學(xué)行為分析是管片結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和承載性能評(píng)估的重要組成部分之一[1]。針對(duì)管片接頭的抗彎性能展開(kāi)數(shù)值模擬研究，可以基于大量計(jì)算結(jié)果進(jìn)行深入的數(shù)據(jù)分析，供實(shí)際工程施工、設(shè)計(jì)和科研所用，對(duì)于提升管片接頭力學(xué)性能分析效率和分析方法拓展具有積極意義。

接頭力學(xué)行為的主要分析方法可以分為接頭試驗(yàn)[2-9]和數(shù)值模擬[10-18]，也有部分學(xué)者采用理論分析研究接頭抗彎剛度等力學(xué)參數(shù)與接頭內(nèi)力之間的關(guān)系[19-23]。從上述研究成果可以看出，對(duì)于構(gòu)造不同的管片接頭，豎向位移、接頭轉(zhuǎn)角、抗彎剛度等接頭力學(xué)參數(shù)隨著接頭彎矩的變化規(guī)律基本一致，但是對(duì)于接頭力學(xué)參數(shù)曲線(xiàn)細(xì)部規(guī)律的描述不盡相同，如對(duì)于接頭轉(zhuǎn)角與彎矩之間的關(guān)系，有學(xué)者(張厚美、于寧)認(rèn)為采用二次多項(xiàng)式模型可以使得計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差最小，而有學(xué)者(朱合華)認(rèn)為彎矩與轉(zhuǎn)角之間關(guān)系的確定需要視接頭偏心距而定，同時(shí)也有學(xué)者用雙線(xiàn)性或三段線(xiàn)性來(lái)描述轉(zhuǎn)角與彎矩之間的關(guān)系?？梢?jiàn)，對(duì)于不同的接頭構(gòu)造，接頭力學(xué)參數(shù)隨接頭內(nèi)力變化曲線(xiàn)的分段數(shù)等特征不同，因此有必要針對(duì)依托工程管片接頭構(gòu)造，深入分析其力學(xué)行為，同時(shí)為深入數(shù)據(jù)挖掘如回歸方程等提供依據(jù)，使研究成果更好的應(yīng)用于工程設(shè)計(jì)和施工中。

以蘇通GIL綜合管廊盾構(gòu)隧道工程為主要依托，采用ANSYS對(duì)其管片接頭力學(xué)行為進(jìn)行分析。模型中，混凝土的力學(xué)行為采用拋物線(xiàn)-直線(xiàn)本構(gòu)和Willam-Warnke五參數(shù)強(qiáng)度模型描述，螺栓的本構(gòu)曲線(xiàn)為雙線(xiàn)性模型，計(jì)算并分析豎向位移、接頭轉(zhuǎn)角和抗彎剛度隨接頭內(nèi)力的變化規(guī)律和接頭的破壞過(guò)程等，再通過(guò)接頭試驗(yàn)的方法對(duì)接頭力學(xué)行為進(jìn)行研究，與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析。

1 接頭數(shù)值模擬

以蘇通GIL綜合管廊工程原型管片接頭為研究對(duì)象開(kāi)展數(shù)值模擬，其細(xì)部構(gòu)造如圖1所示。數(shù)值模擬中對(duì)原型管片接頭進(jìn)行了兩方面的簡(jiǎn)化，一方面是為方便接頭內(nèi)力的計(jì)算以及更簡(jiǎn)便地實(shí)現(xiàn)正負(fù)彎矩，采用以直代曲的方法將弧形管片接頭等效為直接頭，如圖2所示；另一方面是考慮到結(jié)構(gòu)的對(duì)稱(chēng)性，選取1/3幅寬進(jìn)行計(jì)算。在開(kāi)展接頭荷載試驗(yàn)時(shí)，也常常采用這兩方面的方法進(jìn)行簡(jiǎn)化[4]。

圖1 原型管片接頭構(gòu)造(單位：mm)

圖2 原型管片接頭和直接頭加載方式

蘇通GIL綜合管廊工程原型管片幅寬為2 m，管片厚度為0.55 m，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C60。每2塊管片之間通過(guò)3顆螺栓進(jìn)行連接，螺栓長(zhǎng)度為665.8 mm，直徑為36 mm，強(qiáng)度等級(jí)為10.9，與豎向夾角為60°，由于數(shù)值模擬中只選取幅寬的1/3進(jìn)行分析，所以模型中接頭處只設(shè)1顆螺栓。

1.1 數(shù)值模型

整體數(shù)值模型如圖3(a)所示，為了消除邊界效應(yīng)，單塊管片的長(zhǎng)度取為接頭核心區(qū)長(zhǎng)度的3倍左右，即2 000 mm。同時(shí)，對(duì)模型中接頭手孔和接縫面構(gòu)造等接頭細(xì)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了精細(xì)化的建模，如圖3(a)和3(c)所示。螺栓模型如圖3(b)所示，只建立了螺栓主體部分，將螺栓兩端與混凝土單元進(jìn)行連接，可以模擬螺栓實(shí)際力學(xué)效果。

混凝土管片采用Solid65單元進(jìn)行模擬，該單元能反映混凝土抗壓性能和抗拉性能差異較大的力學(xué)特性，同時(shí)通過(guò)設(shè)置多項(xiàng)參數(shù)，較為真實(shí)地模擬混凝土破壞后產(chǎn)生裂縫等情況。螺栓采用Beam188單元進(jìn)行模擬，由于螺栓孔的存在，螺栓主體與混凝土在受力過(guò)程中一般不會(huì)接觸，因此螺栓采用梁?jiǎn)卧M(jìn)行模擬即可。

圖3 數(shù)值模型示意(單位：mm)

1.2 材料參數(shù)

(1)混凝土材料

混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用Hongnestad[19]提出的混凝土本構(gòu)模型，該曲線(xiàn)由拋物線(xiàn)和斜率為負(fù)的直線(xiàn)組成，如圖4(a)所示?；炷翉?qiáng)度準(zhǔn)則采用William-Warnke五參數(shù)強(qiáng)度模型[22]，其屈服面如圖4(b)所示?；炷翉椥阅Ａ繛?6.5 GPa，泊松比為0.19，密度為2 600 kg/m3，混凝土抗拉強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度分別為32.071 MPa和2.374 MPa，張開(kāi)裂縫的剪切傳遞系數(shù)為0.5，閉合裂縫的剪切傳遞系數(shù)為1.0，其余混凝土屈服參數(shù)可由計(jì)算軟件自動(dòng)生成。

圖4 混凝土材料參數(shù)

(2)鋼筋和螺栓材料

ANSYS中模擬鋼筋混凝土中的鋼筋有3種方法：分離式、組合式和整體式。本次模擬中采用整體式模型，將鋼筋彌散在混凝土單元中，通過(guò)配筋率表示鋼筋的用量，根據(jù)原型管片配筋情況計(jì)算得到配筋率為0.02。螺栓的應(yīng)力-應(yīng)變模型為雙直線(xiàn)，當(dāng)鋼筋應(yīng)力達(dá)到屈服應(yīng)力后，其應(yīng)力保持不變。鋼筋和螺栓的材料參數(shù)如表1所示。

1.3 接觸關(guān)系與邊界條件

混凝土與混凝土之間的接觸關(guān)系采用面面接觸單元進(jìn)行模擬，接觸面法向的接觸為硬接觸，切向的摩擦關(guān)系通過(guò)Coulomb摩擦模型進(jìn)行定義，摩擦系數(shù)為0.65。數(shù)值模型中兩塊管片之間接縫面的各個(gè)部位均設(shè)置了接觸關(guān)系，對(duì)應(yīng)的接觸單元分別為CONTA173單元和TARGE170單元。

表1 鋼筋與螺栓計(jì)算參數(shù)

為保證接縫面只承受壓彎荷載，使接縫面處于純壓彎狀態(tài)，將管片遠(yuǎn)離接縫面的兩個(gè)端面中心部位的水平和豎向位移進(jìn)行約束，確保模型邊界處可以自由轉(zhuǎn)動(dòng)。

1.4 荷載施加

數(shù)值模型的荷載施加和管片直接頭試驗(yàn)加載方式保持一致，模型荷載施加圖示如圖5所示，在模型兩側(cè)施加水平力N模擬軸力，在模型的上表面施加豎向力Fy，兩個(gè)豎向力之間的距離為d=1.2 m，則接頭位置的彎矩為M=Fy·d。

圖5 模型荷載情況

1.5 計(jì)算工況

本工程中隧道所處地層的水壓較高(最高0.8 MPa)，通過(guò)修正慣用法計(jì)算得到管片接頭所承受的軸壓范圍為3 000～12 000 kN。以1 000 kN為增量，共進(jìn)行10組工況的計(jì)算。由于數(shù)值模型中管片幅寬為原型管片幅寬的1/3，所以模型中水平荷載(軸壓)的范圍為1 000～4 000 kN，增量取為333.3 kN，豎向荷載增量為20 kN。

2 計(jì)算結(jié)果分析

接頭豎向位移、接頭張開(kāi)量、接頭轉(zhuǎn)角和接頭抗彎剛度是管片接頭重要力學(xué)參數(shù)，就上述4個(gè)參數(shù)進(jìn)行接頭力學(xué)行為分析，并選取正彎工況進(jìn)行接頭破壞分析。

2.1 接頭豎直位移

盾構(gòu)隧道管片接頭存在的作用之一是通過(guò)弱化整體剛度而提升管片變形能力，接頭豎向位移反映了管片的變形性能。不同軸壓下接頭豎向位移隨彎矩變化曲線(xiàn)如圖6所示。

從圖6可以看出，相同軸壓和彎矩下，接頭承受正彎矩時(shí)的接頭豎向位移比承受負(fù)彎矩時(shí)大；相同軸壓時(shí)，接頭豎向位移隨彎矩的變化表現(xiàn)出明顯的非線(xiàn)性特征，彎矩小于某一閾值時(shí)，接頭豎向位移隨彎矩的變化規(guī)律近似線(xiàn)性，而當(dāng)彎矩高于該閾值后，接頭豎向位移迅速增大，軸力越大，該閾值越大；相同彎矩下，隨著軸力的增大，接頭豎向位移呈非線(xiàn)性減小，軸力小于2 333 kN時(shí)，接頭豎向位移較小的幅度較大，軸力大于2 333 kN時(shí)，接頭豎向位移變化幅度隨軸壓增大逐漸減小?？梢?jiàn)，接頭豎向位移隨軸力和彎矩的變化規(guī)律均具有非線(xiàn)性特征。

圖6 接頭豎向位移隨接頭內(nèi)力變化情況

2.2 接頭張開(kāi)量

各組軸力下接頭的張開(kāi)量隨彎矩的變化情況如圖7所示，可見(jiàn)，在彎矩較小時(shí)，接頭張開(kāi)量很小或未見(jiàn)張開(kāi)，隨著彎矩的增大管片接頭張開(kāi)迅速增大，且呈現(xiàn)非線(xiàn)性變化，變化率越來(lái)越大，軸力對(duì)管片接頭張開(kāi)影響較大，軸力越大，對(duì)接頭的壓緊效果越明顯，接頭出現(xiàn)張開(kāi)的彎矩越大，正彎和負(fù)彎接頭張開(kāi)情況基本一致。

圖7 接頭張開(kāi)量隨接頭內(nèi)力變化情況

2.3 接頭轉(zhuǎn)角

圖8 接頭轉(zhuǎn)角隨接頭內(nèi)力變化情況

接頭轉(zhuǎn)角隨彎矩的變化如圖8所示?？梢钥闯觯宇^轉(zhuǎn)角與彎矩的關(guān)系可以分為3段，第一段中為彎矩較小階段，接縫面沒(méi)有張開(kāi)或者張開(kāi)較小，接頭轉(zhuǎn)角幾乎為零；第二段中為接頭轉(zhuǎn)角線(xiàn)性增長(zhǎng)階段，在軸壓較小時(shí)，該階段不明顯，而隨著軸壓的增大，該階段越長(zhǎng)；第三階段中接頭轉(zhuǎn)角隨彎矩增長(zhǎng)迅速增長(zhǎng)，表明此時(shí)管片接頭抵抗彎矩的能力已經(jīng)相對(duì)較弱，管片接頭已接近破壞。

接頭轉(zhuǎn)角相同時(shí)，曲線(xiàn)之間的稠密程度不同，反映了不同軸壓范圍內(nèi)接頭轉(zhuǎn)動(dòng)變形能力的差異。軸壓范圍在1 000～2 333 kN時(shí)，曲線(xiàn)較為稀疏，表明該軸壓范圍內(nèi)接頭轉(zhuǎn)角受軸壓的影響較大；反之，當(dāng)軸壓超過(guò)2 333 kN后，軸壓對(duì)于接頭轉(zhuǎn)角的影響較小。

2.4 接頭抗彎剛度

接頭抗彎剛度分為切線(xiàn)抗彎剛度和割線(xiàn)抗彎剛度，切線(xiàn)抗彎剛度即彎矩-轉(zhuǎn)角曲線(xiàn)上某一點(diǎn)的切線(xiàn)的斜率，割線(xiàn)抗彎剛度為彎矩-轉(zhuǎn)角曲線(xiàn)上某一點(diǎn)與原點(diǎn)連線(xiàn)的斜率。文中所述接頭抗彎剛度為割線(xiàn)抗彎剛度，其隨接頭內(nèi)力變化的曲線(xiàn)如圖9所示。

圖9 接頭抗彎剛度隨接頭內(nèi)力變化情況

可見(jiàn)，接頭抗彎剛度對(duì)于彎矩的變化十分敏感，彎矩較小時(shí)，接頭未出現(xiàn)張開(kāi)變形，此時(shí)接頭抗彎剛度為無(wú)窮大。隨著彎矩的增大，接頭抗彎剛度迅速減小，并逐漸趨于平穩(wěn)，抗彎剛度-彎矩曲線(xiàn)可以根據(jù)變化的劇烈程度分為兩段。從曲線(xiàn)的位置分布上可以看出，軸力對(duì)于抗彎剛度的影響近似為線(xiàn)性。

2.5 螺栓受力

圖10 螺栓應(yīng)力隨接頭內(nèi)力變化情況

螺栓受力情況如圖10所示，可見(jiàn)，螺栓隨彎矩的變化可以分為兩個(gè)階段，緩慢增長(zhǎng)狀態(tài)和迅速增長(zhǎng)階段，當(dāng)彎矩達(dá)到某一閾值時(shí)，接頭的連接螺栓受力迅速增大，軸力越大該閾值越大，結(jié)合前面接頭張開(kāi)的情況可知，接頭連接螺栓的應(yīng)力和接縫張開(kāi)有很大聯(lián)系，當(dāng)彎矩較小時(shí)，接頭張開(kāi)量很小或基本沒(méi)有張開(kāi)，此時(shí)，連接螺栓的應(yīng)力也較小，而隨著彎矩的增大，管片連接螺栓應(yīng)力增大，軸力越大，在相同的彎矩下連接螺栓應(yīng)力越小?？梢?jiàn)，軸力對(duì)接頭張開(kāi)量有很大影響，進(jìn)而影響螺栓受力。

2.6 接頭破壞分析

選取軸力為2 000 kN的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行正彎接頭破壞分析，接頭在各彎矩作用下的破壞情況如圖11所示。在軸力2 000 kN正彎條件下，當(dāng)彎矩達(dá)到100 kN·m時(shí)，管片外弧面靠近螺栓孔位置已經(jīng)出現(xiàn)少量裂紋，同樣在管片內(nèi)幕面靠近螺栓頭部處也產(chǎn)生少量裂紋；逐漸增大彎矩，當(dāng)彎矩達(dá)到300 kN·m，外弧面接縫逐漸擴(kuò)展；彎矩達(dá)到500 kN·m時(shí)，接頭外弧面接縫進(jìn)一步擴(kuò)展，同時(shí)，管片內(nèi)弧面裂紋也開(kāi)始擴(kuò)展；彎矩達(dá)到600 kN·m時(shí)，管片內(nèi)外弧面出現(xiàn)多條拉裂紋，并且裂紋逐漸向接縫內(nèi)部擴(kuò)展，混凝土大量被壓潰，最終導(dǎo)致接頭破壞。

圖11 不同彎矩作用下接頭破壞情況

可見(jiàn)，接頭的破壞過(guò)程大致分為：接頭內(nèi)弧面出現(xiàn)少量裂紋→內(nèi)弧面裂紋發(fā)展，同時(shí)外弧面出現(xiàn)裂紋→內(nèi)外弧面裂紋繼續(xù)發(fā)展、貫穿→裂紋向管片中部擴(kuò)展→大量混凝土壓潰、拉裂，接頭最終破壞。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)裝置及布置情況

試驗(yàn)采用管片試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)直管片結(jié)構(gòu)進(jìn)行加載，試驗(yàn)的加載裝置和加載實(shí)況如圖12和圖13所示。試驗(yàn)過(guò)程中先施加軸力，當(dāng)軸力加到預(yù)期軸力后再逐級(jí)加大彎矩荷載，直至加載至預(yù)期彎矩值。

圖12 試驗(yàn)裝置

圖13 試驗(yàn)實(shí)況

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬的可信度，選用正彎條件下高低軸力2組試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析，2組試驗(yàn)的軸力分別為1 333 kN和3 667 kN。

3.2.1 接頭豎向位移

試驗(yàn)得到的兩組工況下的接頭豎向位移和數(shù)值計(jì)算的結(jié)果比較如圖14所示。

圖14 接頭豎向位移變化情況

由圖14可知，在2組正彎情況下，試驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬計(jì)算的接頭豎直位移呈現(xiàn)相同的規(guī)律，軸力一定時(shí)，當(dāng)荷載較小時(shí)，接頭結(jié)構(gòu)豎向位移變化很小，隨著荷載的加大，接頭豎向位移迅速增大，且軸力越大時(shí)接頭的豎向位移越小，可見(jiàn)，軸力對(duì)接頭起到很好的壓緊作用，能夠明顯地減小接頭的豎向位移。當(dāng)軸力為3 667 kN時(shí)，數(shù)值計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合度更好，而當(dāng)軸力為1 333 kN時(shí)，數(shù)值計(jì)算的結(jié)果相比試驗(yàn)結(jié)果更大，但差值較小，且接頭豎向位移隨內(nèi)力的變化規(guī)律基本相同。

3.2.2 接頭張開(kāi)量

試驗(yàn)的接頭張開(kāi)量和數(shù)值計(jì)算的接縫張開(kāi)量如圖15所示，可見(jiàn)，試驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬計(jì)算的規(guī)律也基本相同，在荷載較小時(shí)，接頭張開(kāi)量很小，隨著荷載的增大，管片接頭張開(kāi)量迅速增大，且軸力越大接頭張開(kāi)量增速增大的閾值越大。

圖15 接頭張開(kāi)量變化情況

3.2.3 接頭轉(zhuǎn)角

接頭轉(zhuǎn)角隨荷載的變化情況如圖16所示，可見(jiàn)，在2組正彎情況下，在彎矩較小時(shí)，接頭轉(zhuǎn)角變化很小，在彎矩為120 kN·m時(shí)，軸力為1 333 kN試驗(yàn)接頭的轉(zhuǎn)角開(kāi)始快速增大，當(dāng)彎矩在180 kN·m時(shí)，軸力為3 667 kN的接頭轉(zhuǎn)角才開(kāi)始快速增大，而計(jì)算接頭轉(zhuǎn)角增速明顯增大時(shí)，彎矩的閾值相比試驗(yàn)更大。但大致規(guī)律基本相同，軸力越大，該閾值越大，可見(jiàn)，軸力對(duì)接頭轉(zhuǎn)角有較大影響。

圖16 接頭轉(zhuǎn)角變化情況

3.2.4 接頭抗彎剛度

圖17 接頭抗彎剛度內(nèi)力變化情況

2組工況下，試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算的接頭抗彎剛度如圖17所示，可見(jiàn)，在軸力較小時(shí)，試驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值計(jì)算結(jié)果吻合度較好，軸力越大時(shí)，接頭的抗彎剛度越大，隨著荷載的增大，接頭的抗彎剛度迅速減小。而軸力較大時(shí)，計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果有較大差距，計(jì)算得到的抗彎剛度更大，但抗彎剛度隨內(nèi)力的變化規(guī)律基本相同。因此，進(jìn)一步驗(yàn)證了軸力和彎矩都對(duì)接頭的抗彎剛度有很大影響。當(dāng)荷載較小時(shí)，接頭抗彎剛度較大，而當(dāng)彎矩增大到某一閾值時(shí)，接頭抗彎剛度迅速減小，接頭張開(kāi)量也迅速增大，如果繼續(xù)加大荷載管片將會(huì)加速破壞。

3.2.5 接頭破壞情況

試驗(yàn)對(duì)管片接頭受彎破壞過(guò)程進(jìn)行研究，破壞試驗(yàn)在正彎條件下進(jìn)行，軸力選為2 000 kN。試驗(yàn)過(guò)程中，逐級(jí)加大彎矩荷載，在每一步彎矩荷載施加完成，待各項(xiàng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)穩(wěn)定后，再施加下一步彎矩荷載，在管片接頭接近破壞時(shí)，減小每一步彎矩荷載增量，直至接頭破壞。

破壞試驗(yàn)中接頭破壞時(shí)表現(xiàn)為上表面混凝土受壓破壞，圖18為管片接頭破壞情況，分析可知，正彎矩作用下管片接頭的破壞過(guò)程為:接縫面外弧面壓緊，內(nèi)弧面張開(kāi)，靠近外弧面部分的混凝土產(chǎn)生微裂紋，靠近外弧面部分的混凝土裂縫發(fā)展，混凝土裂縫貫通，混凝土剝離掉塊，接頭結(jié)構(gòu)破壞。因此，管片的破壞從外弧面產(chǎn)生微裂紋開(kāi)始，逐步向管片中部及內(nèi)弧面擴(kuò)展，這和數(shù)值模擬計(jì)算的結(jié)果基本保持。進(jìn)一步驗(yàn)證了數(shù)值模擬的可靠度。

圖18 接頭最終破壞情況

總結(jié)來(lái)看，通過(guò)試驗(yàn)的方法對(duì)接頭的豎向位移、接頭轉(zhuǎn)角、接頭抗彎剛度及管片最終破壞情況進(jìn)行分析，并與前文的數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果表明，數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合度較好，規(guī)律基本一致，接頭最終的破壞和計(jì)算的破壞模式也基本相同，驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算的可信度。

4 結(jié)論

采用ANSYS軟件建立三維精細(xì)化模型，對(duì)蘇通GIL綜合管廊工程盾構(gòu)隧道管片接頭力學(xué)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算和分析，并采用接頭試驗(yàn)的方法對(duì)管片接頭力學(xué)行為進(jìn)行研究。主要得到如下結(jié)論。

(1)在選取合適的混凝土、螺栓材料參數(shù)，并考慮接縫面細(xì)部構(gòu)造和接觸的前提下，建立了三維精細(xì)化模型，對(duì)正負(fù)彎矩情況下接頭豎向位移、接頭張開(kāi)量、接頭轉(zhuǎn)角和接頭抗彎剛度等接頭力學(xué)參數(shù)進(jìn)行了精確計(jì)算。

(2)軸力對(duì)接頭的各項(xiàng)參數(shù)均有不同的影響，軸力越大時(shí)，在相同彎矩下，接頭的抗彎剛度更大，而管片接頭豎向位移、接頭張開(kāi)量、接頭轉(zhuǎn)角更小及連接螺栓的應(yīng)力則更小。隨著彎矩的增大，接頭抗彎剛度明顯減小，軸力越大時(shí)彎矩的閾值越大。在較高軸力條件下，正彎接頭破壞始于管片外弧面的受壓破壞。

(3)通過(guò)試驗(yàn)方法對(duì)管片直接頭的力學(xué)性能和接頭破壞過(guò)程進(jìn)行分析，并與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果表明，試驗(yàn)得到的接頭力學(xué)參數(shù)的變化規(guī)律和數(shù)值計(jì)算得到的結(jié)果吻合度較好，進(jìn)一步驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算的可靠性。