趙佶彬，吳 雋，唐 丹，柳 獻(xiàn)，朱建龍

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

盾構(gòu)隧道使用功能逐漸多樣化，由傳統(tǒng)的地鐵區(qū)間隧道向給排水隧道、過江隧道、燃?xì)馑淼赖榷喾N方向拓展。由于使用工況不同，盾構(gòu)隧道所處的荷載條件也不完全相同，這使得它們的設(shè)計(jì)不可完全互相照搬經(jīng)驗(yàn)。而作為一種裝配式建筑，盾構(gòu)隧道設(shè)計(jì)的關(guān)鍵之處在于接頭，這是襯砌受力的薄弱環(huán)節(jié)，容易發(fā)生破壞，控制著整環(huán)的承載力[1-2]。

目前，研究裝配式建筑結(jié)構(gòu)的重點(diǎn)一般在于連接節(jié)點(diǎn)，即接頭的性能。而分析接頭力學(xué)性能的手段，以接頭足尺試驗(yàn)和數(shù)值模擬為主[3-6]，也有一些研究人員采用原型足尺結(jié)構(gòu)試驗(yàn)或縮尺模型試驗(yàn)[7-8]。

作為輸水用的水工隧道，其設(shè)計(jì)路線所經(jīng)位置一般包含自然水域，即輸水隧道常會(huì)越江(河)。而越江盾構(gòu)隧道一般處于地面以下較深位置，所承受的水、土壓力均較大，這對(duì)設(shè)計(jì)提出了較高的要求，尤其是接頭的設(shè)計(jì)。蘭學(xué)平等[9]基于上海長江隧道工程的背景，對(duì)其襯砌接縫進(jìn)行了足尺試驗(yàn)，得到了縱縫接頭抗彎剛度在不同軸力和彎矩組合下的變化規(guī)律。研究發(fā)現(xiàn)，在承受負(fù)彎矩的小偏心受壓狀態(tài)下，接頭轉(zhuǎn)角與彎矩成線性關(guān)系，在承受正彎矩的大偏心受壓狀態(tài)下，接頭的轉(zhuǎn)角與所承受的彎矩成非線性關(guān)系變化。封坤等[10]依托獅子洋隧道工程，對(duì)構(gòu)造復(fù)雜的接縫進(jìn)行了抗彎性能研究，給出了一些結(jié)論：斜螺栓對(duì)接頭正、負(fù)彎曲特性影響微?。恍澗刈饔孟翸-θ曲線呈近似線性變化，之后明顯非線性變化，并且軸力水平越大線性段越長。郭瑞等[11]采用有限元分析手段，以獅子洋水下鐵路盾構(gòu)隧道為對(duì)象，開展了接頭抗彎剛度的研究，并進(jìn)一步分析了其對(duì)管片內(nèi)力的影響。

此外，輸水隧道一般具備高內(nèi)水壓的特性，而內(nèi)水壓將導(dǎo)致襯砌內(nèi)環(huán)向軸力減小，增大了接頭內(nèi)力的偏心距，導(dǎo)致接頭的抗彎剛度顯著減小，這使得對(duì)接縫的要求更高。閆治國等[12-13]通過原型荷載試驗(yàn)，對(duì)青草沙水源地原水工程隧道的縱縫轉(zhuǎn)角剛度進(jìn)行了研究。研究表明，正彎矩作用下縱縫接頭轉(zhuǎn)角剛度符合雙直線模型，負(fù)彎矩作用下轉(zhuǎn)角剛度近似成線性。并在此基礎(chǔ)上，建立了一個(gè)新的接頭力學(xué)計(jì)算模型。彭益成等[14]利用足尺試驗(yàn)及三維非線性彈塑性數(shù)值模擬，對(duì)上海青草沙輸水隧道(島嶼陸域段)管片接頭，進(jìn)行了詳細(xì)研究，包括不同軸力、不同彎矩、不同螺栓預(yù)緊力條件下的接頭剛度變化規(guī)律。

金瑞等[15]對(duì)采用高剛性口字型接頭預(yù)埋件的深埋輸水盾構(gòu)隧道管片接頭開展了正彎矩抗壓彎性能試驗(yàn)，得到了這種特殊形式接頭的其承載能力、變形特性和破壞特征。趙瑞[16]針對(duì)水下盾構(gòu)隧道管片縱縫的兩種連接螺栓形式，利用數(shù)值模擬手段，分析了不同軸力水平下管片接頭的承載能力，并對(duì)比了不同形式接頭的抗彎剛度和承載性能。羅冬冬[17]專門針對(duì)城市排水盾構(gòu)隧道的接頭力學(xué)特性進(jìn)行了研究，分別建立了單層、雙層襯砌接頭有限元模型進(jìn)行模擬加載，得出了接縫變形和接觸應(yīng)力與內(nèi)力的變化關(guān)系，并對(duì)比分析了兩種接頭的力學(xué)性能，給出了采用雙層襯砌接頭的建議。

綜合而言，輸水盾構(gòu)隧道接頭一般剛度要求較大，為此，人們從不同角度出發(fā)設(shè)計(jì)了許多不同形式構(gòu)造的高剛度接頭，以抵抗復(fù)雜的受力狀態(tài)。然而，目前針對(duì)輸水盾構(gòu)隧道接頭特性的研究依然較少，且對(duì)于常規(guī)直徑(6 m級(jí))的厚管片襯砌的接頭在大偏心距內(nèi)力作用下的受力性能尚未完全明晰。因此，本文依托三門核電站取排水盾構(gòu)隧道工程，對(duì)所采用的不同接頭形式開展了室內(nèi)接頭足尺試驗(yàn)，旨在對(duì)輸水盾構(gòu)隧道接頭的受力性能及相關(guān)影響因素進(jìn)行研究，得到接頭的剛度、強(qiáng)度等參數(shù)，并通過分析研究接頭受力全過程，得到接頭剛度隨荷載的變化規(guī)律及不同因素對(duì)剛度的作用，以期對(duì)設(shè)計(jì)和研究提供相關(guān)參考依據(jù)和經(jīng)驗(yàn)。

1 研究背景

浙江三門核電廠擬建取水構(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、排水隧道)中需建的水工隧道，計(jì)劃采用盾構(gòu)法進(jìn)行建造。

取水隧道擬采用內(nèi)徑為Φ6 200 mm的盾構(gòu)法隧道兩根，平均單根長度約900 m，管頂覆土約10 m?；A(chǔ)持力層為：②層淤泥、③2層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土，③5層黏土、⑤1層黏土、⑤2層粉質(zhì)黏土、局部為⑥1層粉質(zhì)黏土與⑥2層黏土。而排水隧道地基排水隧道經(jīng)過的主要地層為：②層淤泥、③a層粉質(zhì)黏土夾粉細(xì)砂、③1層淤泥質(zhì)黏土、⑤2層粉質(zhì)黏土、⑧2層粉質(zhì)黏土、層含礫粉質(zhì)黏土、2中等風(fēng)化英安流紋質(zhì)含角礫玻屑熔結(jié)凝灰?guī)r、3微風(fēng)化英安流紋質(zhì)含角礫玻屑熔結(jié)凝灰?guī)r。

在設(shè)計(jì)中，存在標(biāo)準(zhǔn)段和特殊段的區(qū)別，在特殊段盾構(gòu)隧道中，采用了鋼與混凝土復(fù)合管片。由于復(fù)合管片在接縫處的構(gòu)造與鋼筋混凝土管片有較大的差別，兩者的接縫受力性能存在較大的差異，因此，本文對(duì)兩種接頭形式均作了研究。

2 試驗(yàn)概述

2.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)構(gòu)件為鋼筋混凝土管片(以下簡稱普通管片)和鋼-混凝土復(fù)合管片(以下簡稱復(fù)合管片)。為了增強(qiáng)試驗(yàn)結(jié)果的可信度，同時(shí)，又考慮到試驗(yàn)成本和工程時(shí)間要求，每種管片分別制作了相同的6組試驗(yàn)試件(其中3組用于正彎矩試驗(yàn)，3組用于負(fù)彎矩試驗(yàn))，共計(jì)12組試件，以進(jìn)行重復(fù)性試驗(yàn)。由于相同條件下的試驗(yàn)結(jié)果十分相近，本文最終給出的各工況試驗(yàn)結(jié)果均為平均值。

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，混凝土等級(jí)為C55，受力主筋等級(jí)為HRB400，其余鋼筋為HPB300級(jí)，管片的塊與塊之間均以2根10.9級(jí)的M39直螺栓連接。復(fù)合管片外直徑為7.1 m，管片厚度為450 mm，環(huán)寬為1 225 mm，混凝土等級(jí)為C55，縱縫采用3對(duì)8.8級(jí)M42短直螺栓連接，且接縫面本身全部為Q235B鋼板。普通管片縱縫有止水帶、嵌縫等構(gòu)造，而復(fù)合管片縱縫無相關(guān)構(gòu)造，為平面。兩種接頭的具體構(gòu)造形式如圖1所示。

2.2 試驗(yàn)工況

兩種形式管片試件均進(jìn)行正彎矩加載試驗(yàn)和負(fù)彎矩加載試驗(yàn)(彎矩以內(nèi)弧面受拉為正)。試驗(yàn)先按照接頭內(nèi)力偏心距的不同進(jìn)行數(shù)個(gè)設(shè)計(jì)工況的加載，根據(jù)整環(huán)襯砌內(nèi)力的初期計(jì)算結(jié)果，正彎矩試驗(yàn)偏心距取值包括0.03、0.09、0.21、0.57、1.26。負(fù)彎矩試驗(yàn)偏心距取值包括0.04、0.08、0.16、0.32。

設(shè)計(jì)工況加載完成后，管片卸載至原始狀態(tài)后進(jìn)行極限工況加載直至試件破壞。考慮到試件有限，選取了更能反映本文所研究內(nèi)水壓隧道襯砌內(nèi)力特性的較大偏心距值作為極限工況加載偏心距，對(duì)于普通管片接頭，其正彎矩極限工況的偏心距固定為1.26，負(fù)彎矩極限工況則固定偏心距為0.32。

而對(duì)于復(fù)合管片接頭，在普通管片正彎矩極限工況加載路徑的基礎(chǔ)上，先逐級(jí)加載使豎向荷載達(dá)到限制值3 000 kN，此時(shí)橫向加載為850 kN，在保持豎向荷載不變的同時(shí)逐級(jí)減小橫向荷載，此過程中，接縫彎矩基本不變，但軸力減小至0，即偏心距(M/N)從1.26不斷增大至加載能力限值；在普通管片負(fù)彎矩極限工況加載路徑的基礎(chǔ)上，先逐級(jí)加載使橫向荷載達(dá)到限制值2 000 kN，在保持其不變的同時(shí)逐級(jí)增大豎向荷載，直至豎向合力達(dá)到3 000 kN，此過程中，接縫彎矩逐級(jí)增加，但軸力不變，即偏心距(M/N)從0.32逐漸增大至0.47。

圖1 接頭具體構(gòu)造形式(單位：mm)

2.3 加載系統(tǒng)

試驗(yàn)采用同濟(jì)大學(xué)自主研發(fā)的TJ-GPJ2000盾構(gòu)管片接頭試驗(yàn)加載系統(tǒng)進(jìn)行試驗(yàn)加載，加載系統(tǒng)由主加載框架、電液伺服加載作動(dòng)器、試樣座、試樣裝配與縱向加載裝置和POP-M工控PC電液伺服多通道控制器組成，可實(shí)現(xiàn)對(duì)隧道管片襯砌結(jié)構(gòu)(包括梁、板等)的三向加載。

本次縱縫壓彎試驗(yàn)僅需用到雙向加載裝置，通過水平加載制動(dòng)器施加軸力N，通過豎向加載制動(dòng)器和剛性加載梁施加豎向力P，并利用二者間的配合，使得接縫面產(chǎn)生設(shè)計(jì)彎矩M。

3 試驗(yàn)過程及破壞模式

3.1 正彎矩加載工況

3.1.1 破壞模式

(1) 普通管片接頭。破壞過程主要為：接頭截面全部受壓或者絕大部分受壓，接縫內(nèi)緣張開，接縫外緣接觸，接縫外緣貼緊，接縫外緣壓裂，接縫外緣壓碎，試驗(yàn)結(jié)束。

破壞現(xiàn)象如圖2所示，外弧面混凝土被壓碎得較為嚴(yán)重，許多部位產(chǎn)生了塊狀的翹起和脫落。在手孔內(nèi)螺栓位置附近向外輻射發(fā)展了許多裂縫。這是在加載過程中，螺栓逐漸承受較大拉力，擠壓混凝土所致。

圖2 普通接頭最終狀態(tài)

(2) 復(fù)合管片接頭。復(fù)合接頭最終狀態(tài)如圖3所示。在荷載作用下僅產(chǎn)生接縫內(nèi)弧面分離，接縫附近混凝土始終無肉眼可見的裂縫。在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，手孔及其附近均無明顯現(xiàn)象。6根螺栓基本保持原有性狀，無明顯彎曲，且均未發(fā)生螺紋滑絲的情況。

圖3 復(fù)合接頭最終狀態(tài)

3.1.2 監(jiān)測結(jié)果

(1) 縱縫張開。在圖4中，描繪了兩種接頭外弧面張開量的發(fā)展曲線，并標(biāo)識(shí)出了普通接頭的3個(gè)性能點(diǎn)，按順序依次是：①外弧面混凝土接觸；②外弧面混凝土貼緊；③外弧面混凝土壓裂。

圖4 接縫張開量

在彎矩為0～315 kN·m階段，普通管片接縫外弧面閉合量和內(nèi)弧面張開量基本呈線性發(fā)展。而在1 071 kN·m之前，復(fù)合管片接縫處張開或閉合則基本呈線性發(fā)展，在同樣的荷載下，其值遠(yuǎn)小于普通管片接縫處的張開值，在1 071 kN·m之后，加載偏心距逐步增加，曲線斜率變化。

隨著荷載的增加，兩種接縫的張開或閉合量的差值呈逐步增加的趨勢(shì)。普通管片接縫內(nèi)弧面張開量最大為-19.50 mm，相同彎矩下的復(fù)合管片接縫內(nèi)弧面張開量為-1.74 mm，前者約為后者的1 120.7%。而復(fù)合管片的接縫內(nèi)弧面張開量最大為-4.88 mm。

(2) 螺栓應(yīng)變。如圖5所示，在M=425 kN·m前，螺栓處于線彈性階段，始終受拉。在M=425 kN·m時(shí)，螺栓應(yīng)變的增加速率明顯減慢，這是外緣混凝土貼緊，混凝土分擔(dān)外荷載的比例增加導(dǎo)致的。之后，受外緣混凝土壓裂的影響，螺栓短時(shí)間承擔(dān)較多荷載，應(yīng)變速率增加。

圖5 螺栓應(yīng)變

在M=1 071 kN·m前，復(fù)合管片接縫處螺栓受拉，且處于線彈性階段。在M=1 071 kN·m之后，復(fù)合管片接縫處螺栓應(yīng)變值朝正向的增速明顯增大。

在同樣的荷載下，普通管片接縫處的螺栓應(yīng)變遠(yuǎn)大于復(fù)合管片接縫處的螺栓應(yīng)變，前者與后者的比值百分比范圍約為290%～360%。普通管片接縫處的螺栓應(yīng)變最大值約為3 089.8 με，對(duì)應(yīng)的拉應(yīng)力約為617.96 MPa，約為屈服應(yīng)力的68.66%，而復(fù)合管片接縫的螺栓應(yīng)變最大值為2 672.0 με，對(duì)應(yīng)的拉應(yīng)力約為534.4 MPa，約為屈服應(yīng)力的83.5%。即普通管片處的螺栓和復(fù)合管片接縫處螺栓最終未達(dá)到受拉屈服狀態(tài)。

3.2 負(fù)彎矩加載工況

3.2.1 破壞模式

(1) 普通管片接頭。破壞過程主要為：全截面受壓——接縫外緣張開——接縫內(nèi)緣混凝土壓裂——接縫內(nèi)緣壓碎——試驗(yàn)結(jié)束。主裂縫為接縫上側(cè)受壓裂縫，裂縫最深位置為止水帶上部位置。接縫上表面破碎，混凝土大量壓碎翹起，接縫在下表面處張開明顯。接縫截面最終狀態(tài)如圖6所示。

圖6 普通接頭最終狀態(tài)

(2) 復(fù)合管片接頭。破壞過程主要為：全截面受壓——接縫外緣張開——接縫內(nèi)緣混凝土壓裂——接縫內(nèi)緣壓碎——試驗(yàn)結(jié)束。由于管片接觸面為鋼板，在試驗(yàn)荷載作用下不會(huì)破壞，也未產(chǎn)生較大變形，因此，其現(xiàn)象不明顯。最終，僅在內(nèi)弧面的手孔鋼板間的混凝土中出現(xiàn)壓裂破壞，且接縫在下表面處張開明顯。復(fù)合接頭最終狀態(tài)如圖7所示。

圖7 復(fù)合接頭最終狀態(tài)

3.2.2 監(jiān)測結(jié)果

(1) 縱縫張開。如圖8所示，描繪了兩種接頭外弧面張開量的發(fā)展曲線，并標(biāo)識(shí)出了普通接頭的3個(gè)性能點(diǎn)，按順序依次是：① 外弧面接縫張開；② 內(nèi)弧面混凝土壓裂；③ 內(nèi)弧面混凝土壓碎。

復(fù)合接頭張開量在按固定偏心距加載到限值(640 kN·m)之前為一個(gè)階段，其曲線呈線性發(fā)展，在640 kN·m之后，張開或閉合量呈非線性發(fā)展，這是不斷改變加載偏心距所致。

圖8 接縫張開量

普通管片接縫處的張開或閉合量遠(yuǎn)大于復(fù)合管片的。普通管片接縫內(nèi)弧面閉合量最大為4.11 mm，相同彎矩下的復(fù)合管片接縫縫外弧面閉合量為1.68 mm，前者約為后者的244.6%；普通管片接縫外弧面張開量最大為-20.33 mm，相同彎矩下的復(fù)合管片接縫縫內(nèi)弧面張開量為-6.95 mm，前者約為后者的292.5%。復(fù)合管片的接縫外弧面閉合量最大為7.51 mm，復(fù)合管片的接縫內(nèi)弧面張開量最大為-26.57 mm。

(2) 螺栓應(yīng)變。如圖9所示，在彎矩為79 kN·m之前，普通接頭螺栓處于線彈性階段，在荷載作用下受拉。在此之后，螺栓應(yīng)變?cè)鲩L速率明顯減慢，原因應(yīng)是內(nèi)弧面混凝土有所接觸，受壓區(qū)面積增大，使得混凝土承擔(dān)的外荷載比重增加。在彎矩為272 kN·m時(shí)，螺栓應(yīng)變?cè)鲩L速率再次加快，此時(shí)，內(nèi)緣混凝土壓裂，受壓區(qū)面積減小，需要螺栓承擔(dān)更多的荷載。與接縫張開反映的規(guī)律一致，復(fù)合接頭螺栓應(yīng)變發(fā)展曲線在按固定偏心距加載到限值(640 kN·m)之前為一個(gè)階段，其增速基本為固定值。

圖9 螺栓應(yīng)變

在相同荷載條件下，與正彎矩試驗(yàn)時(shí)不同的是，兩種管片接縫處螺栓應(yīng)變數(shù)值相當(dāng)接近。普通管片接縫處的螺栓應(yīng)變最大值約為2 427.0 με，對(duì)應(yīng)的拉應(yīng)力約為485.4 MPa，約為屈服應(yīng)力的53.93%，而復(fù)合管片接縫的螺栓應(yīng)變最大值超過3 500 με。即普通管片處的螺栓最終未達(dá)到受拉屈服狀態(tài)，復(fù)合管片接縫處螺栓已達(dá)到受拉屈服狀態(tài)。

4 力學(xué)性能對(duì)比分析

4.1 不同偏心距抗彎剛度

4.1.1 正彎矩接頭

當(dāng)偏心距較小時(shí)，接縫全截面受壓，而當(dāng)接縫截面有所轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，管片縱縫接頭的轉(zhuǎn)角隨著彎矩呈直線增長，且轉(zhuǎn)角剛度數(shù)值均較大。對(duì)比各設(shè)計(jì)工況直線段的轉(zhuǎn)角剛度，如表1所示。

表1 設(shè)計(jì)工況抗彎剛度對(duì)比

可以發(fā)現(xiàn)，隨著偏心距的增大，兩種接頭的轉(zhuǎn)角剛度均逐漸減小，即偏心距與轉(zhuǎn)角剛度呈負(fù)相關(guān)。普通管片接頭在工況4與工況5的轉(zhuǎn)角剛度的比值為1.86，略小于工況5與工況4的偏心距比值2.21，但基本相當(dāng)，而復(fù)合管片接頭在工況4與工況5的轉(zhuǎn)角剛度的比值為1.36，小于偏心距比值的程度較大，即隨偏心距程度的增大，復(fù)合管片接頭的減小程度是明顯小于普通管片接頭的；在同一偏心距下，復(fù)合管片接頭的轉(zhuǎn)角剛度遠(yuǎn)大于普通管片接頭的轉(zhuǎn)角剛度，其程度隨著偏心距的增大有增大的趨勢(shì)。

4.1.2 負(fù)彎矩接頭

在4個(gè)設(shè)計(jì)工況中，當(dāng)偏心距較小時(shí)，接縫全截面受壓。對(duì)比設(shè)計(jì)工況的轉(zhuǎn)角剛度，如表2所示。

表2 設(shè)計(jì)工況抗彎剛度對(duì)比

與正彎矩工況反映的規(guī)律相同，隨著偏心距的增大，兩種接頭的轉(zhuǎn)角剛度均逐漸減小，即偏心距與轉(zhuǎn)角剛度呈負(fù)相關(guān)。普通管片接頭在工況3與工況4的轉(zhuǎn)角剛度的比值為1.80，略小于工況4與工況3的偏心距比值2.00，但基本相當(dāng)，而復(fù)合管片接頭在工況3與工況4的轉(zhuǎn)角剛度的比值為1.36。這也與正彎矩時(shí)的差異程度相當(dāng)。

4.2 不同接頭承載能力

4.2.1 正彎矩工況

由圖10可以看出，復(fù)合管片接頭的抗彎剛度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于普通管片接頭，其在整個(gè)加載過程中產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角都很微小，且曲線始終保持線彈性狀態(tài)。

圖10 正彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

從普通接頭的曲線可得到，在外緣混凝土接觸至貼緊的第二階段的抗彎剛度是相對(duì)最小的，其比第一階段的抗彎剛度減小了43.4%。而對(duì)比于第二階段的抗彎剛度，第三階段的抗彎剛度的量值是增加的，且變化幅度較大，為120.7%。這與外緣混凝土貼緊有關(guān)，其參與了截面受壓，增大了受壓區(qū)面積，分擔(dān)了外荷載的作用，同時(shí)，這也與這一階段的軸力水平有關(guān)。兩者抗彎剛度的對(duì)比如表3所示。

表3 不同接頭抗彎剛度對(duì)比

4.2.2 負(fù)彎矩工況

由圖11可以發(fā)現(xiàn)，在外弧面接縫張開至內(nèi)弧面混凝土壓裂的第1階段，接縫抗彎剛度是相對(duì)較小的，第2階段的抗彎剛度相對(duì)第1階段的抗彎剛度，其量值是增加的，且變化幅度較大，為206.6%。這說明在外弧面接縫張開較大的同時(shí)，靠近內(nèi)弧面的混凝土接觸甚至貼緊，內(nèi)弧面附近的混凝土分擔(dān)較大壓力和螺栓分擔(dān)較大拉力，這對(duì)剛度增加的貢獻(xiàn)是較大的，使得剛度提升較顯著。

圖11 負(fù)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

復(fù)合管片接縫的轉(zhuǎn)角-彎矩發(fā)展曲線十分明顯地具有兩個(gè)階段，在按固定偏心距加載到彎矩限值(受限于試驗(yàn)機(jī)加載范圍，為640 kN·m)之前為一個(gè)階段，呈線性發(fā)展。之后，接頭內(nèi)力偏心距不斷增大，曲線呈非線性發(fā)展。

復(fù)合接頭的抗彎剛度大于普通管片接頭在外弧面接縫張開前的剛度值，但差別相對(duì)正彎矩工況時(shí)較小。兩種接頭形式抗負(fù)彎矩剛度對(duì)比如表4所示。

表4 不同接頭抗彎剛度對(duì)比

5 結(jié) 論

(1) 普通管片接頭在承受正彎矩作用時(shí)，存在從外弧面混凝土接觸到貼緊的階段，前后變化幅度為120.7%。而承受負(fù)彎矩作用時(shí)，存在內(nèi)弧面的混凝土接觸、貼緊的時(shí)刻，前后抗彎剛度增加的幅度較大，為206.6%。

(2) 在相同荷載路徑下，復(fù)合管片接頭強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于普通管片接頭；復(fù)合管片接頭的抗正彎矩剛度遠(yuǎn)大于普通管片接頭，前者與后者的比值最小為5.05；而兩者的抗負(fù)彎矩剛度基本相當(dāng)，復(fù)合管片接頭的抗負(fù)彎矩剛度略大。

(3) 隨著偏心距的增大，兩種接頭的轉(zhuǎn)角剛度均逐漸減小，即偏心距與轉(zhuǎn)角剛度呈負(fù)相關(guān)。但是，在相同條件下，復(fù)合管片接頭的減小程度是明顯小于普通管片接頭的減小程度。