官林星， 孫 巍， 張孟喜， 方 濤， 張桂揚

(1. 上海市政工程設計研究總院(集團)有限公司， 上海 200092； 2. 上海大學土木工程系， 上海 200444)

0 引言

盾構(gòu)隧道在國內(nèi)外的市政工程中得到了廣泛應用[1]。國內(nèi)的盾構(gòu)隧道一般采用斜螺栓、彎螺栓、直螺栓等連接形式。在需要承受內(nèi)水壓的輸水隧洞中，為了提高接頭的承載能力與防水能力，通常采用鑄鐵連接件與短直螺栓的組合形式，其具有施工方便、經(jīng)驗成熟、造價便宜的優(yōu)點，在上海青草沙原水工程陸域段[2-3]與上海蘇州河深層排水調(diào)蓄系統(tǒng)[4-5]中得到了應用。盾構(gòu)隧道的螺栓安裝不同于地面鋼結(jié)構(gòu)螺栓的安裝，需要在有限狹小空間中進行，同時需要考慮管片的拼裝誤差。為了施工方便，螺栓孔通常與螺栓之間存在安裝間隙，一般為3～6 mm，而這容易導致管片之間的錯臺，影響隧道的防水效果。螺栓的緊固作業(yè)需要人工完成，在施工過程中尚需對螺栓進行復緊，作業(yè)工序多、質(zhì)量不易控制。螺栓安裝手孔的存在削弱了隧道截面的整體剛度，手孔周圍的混凝土容易開裂與漏水[6]。經(jīng)過統(tǒng)計，內(nèi)徑2.44 m輸水盾構(gòu)隧洞的手孔開孔面積約占整個內(nèi)表面的13%。在輸水隧洞中，為了降低隧洞內(nèi)表面的糙率、提高隧洞的過流能力，隧洞內(nèi)表面的螺栓手孔均要封堵，需要耗費大量的人工與物力，且有在水流的沖擊下脫落的風險。

新型管片連接件相比普通螺栓接頭，拼裝時間短，拼裝完成后無需再人工擰緊，這代表著盾構(gòu)隧道技術(shù)的發(fā)展方向。拼裝完成后的隧道真圓度高，管片錯臺與張開量小，防水性能高。國內(nèi)對新型管片連接件開展了研究，并成功應用于上海地鐵18號線外徑6.6 m的盾構(gòu)隧道中[7-8]。日本開發(fā)了數(shù)量眾多的連接件，開展了廣泛的研究與應用[9-11]，但由于國內(nèi)所使用的材料、加工工藝與之不同，不能直接應用日本的數(shù)據(jù)，需要對新型連接件開展基礎研究。

本文以15 m級的大直徑公路盾構(gòu)隧道與10 m級超深覆土高內(nèi)水壓作用下的排水調(diào)蓄盾構(gòu)隧洞為研究對象，在管片厚度為650 mm的條件下，設計了新型環(huán)向連接件，并開展了抗拉試驗，為新型快速接頭的應用提供基礎數(shù)據(jù)。采用試驗研究與數(shù)值模擬的方法，對連接件的結(jié)構(gòu)形式、材料性能、連接件與錨筋之間的連接、連接件與混凝土管片之間力的傳遞做了詳細研究。

1 試件、試驗裝置和加載方案

1.1 試件

新型環(huán)向快速連接件如圖1所示。該新型環(huán)向快速連接件由一個公頭連接件(T型件)和一個母頭連接件(C型件)2部分組成。尾部錨筋為直徑32 mm、長530 mm、帶有錨板的HRB400鋼筋，通過螺紋與鑄鐵連接件連接。管片澆注時，分別將這2個連接件預埋在管片內(nèi)，拼裝時將T型構(gòu)件對準滑入到C型構(gòu)件中，二者相互嵌合，完成管片的拼裝。環(huán)向快速連接件在管片中的布置如圖2所示。

圖1 環(huán)向連接件

圖2 環(huán)向快速連接件布置圖

為了確定該環(huán)向快速連接件的力學性能和承載力，對該接頭連接件進行抗拉試驗。根據(jù)環(huán)向快速連接件的實際尺寸，設計混凝土T型加載梁。加載梁采用C60混凝土，縱向鋼筋、箍筋全部采用HRB400鋼筋?？焖侪h(huán)向連接件抗拉試驗共2組，每組由公頭與母頭2個試件組成。T型梁長度為1 500 mm，寬度為1 000 mm，厚度為650 mm，如圖3所示。

(a) 公頭 (b) 母頭

按照公頭腹板拉斷破壞的原則進行環(huán)向連接件及混凝土試件的設計。公頭鑄鐵連接件橫截面為梯形截面，面積為1 548 mm2，采用鑄鐵件QT500-7制成，屈服強度Rp0.2=320 MPa，試件的屈服荷載為495 kN，以此作為本次的試驗指標。

1.2 試驗裝置

采用在試件的肩部進行加載的方式，無需額外反力梁，試驗加載實景如圖4所示。其中，混凝土試件采用鋼模板在管片生產(chǎn)車間進行制作。T型梁兩翼分別設置噸位為100 t的液壓千斤頂A、B。為了保證構(gòu)件不會出現(xiàn)偏心荷載，2個液壓千斤頂采用同一個液壓泵進行供壓，保證二者合力的中心線位于T型梁的中心處。

圖4 試驗加載實景圖

1.3 加載方案

試驗采用勻速分級加載，經(jīng)前期計算，預計連接件在700 kN左右發(fā)生破壞。荷載分級及加載方案按圖5進行，圖中所示荷載為2個千斤頂?shù)暮狭?。在實際加載過程中，上下2個千斤頂施加的荷載并不能保持完全同步，有所偏差，取每級荷載施加后的穩(wěn)定值作為該級荷載。在荷載達到320 kN后，每級荷載分級的增量由原先的40 kN/級改為20 kN/級。加載過程中，每級加載完后靜止10 min，待試件受力穩(wěn)定后再進行下一級加載。

1.4 數(shù)據(jù)采集

為監(jiān)測試件在加載過程中的應變分布情況，在連接件、錨筋、試件鋼筋、試件表面混凝土等部位粘貼應變片。為方便說明，對試件中所粘貼的應變片進行編號，編號說明如下： 公頭構(gòu)件使用字母A表示，母頭構(gòu)件使用字母B表示，鋼筋及連接件上的測點用字母S表示，混凝土上的測點用字母C表示。公頭與母頭連接件及錨筋應變片布置如圖6所示。為了監(jiān)測連接件周圍混凝土的開裂情況，在連接件周圍布置了花式應變片，如圖7所示。

圖5 試驗加載步序圖

(a) 公頭

(b) 母頭

圖7 公頭試件端部應變花布置(單位: mm)

2 試驗結(jié)果

2.1 試件破壞現(xiàn)象

第1組試驗當荷載達到650.5 kN時，連接件發(fā)生破壞，破壞模式為母頭試件C型連接件一側(cè)槽壁發(fā)生斷裂。被拉斷一側(cè)混凝土出現(xiàn)大面積的脫落，另一側(cè)混凝土有較為明顯的裂縫產(chǎn)生。裂縫沿母頭連接件呈45°角向外側(cè)發(fā)展。第1組試驗母頭試件端部混凝土裂縫與預埋件破壞如圖8所示。公頭試件整體上完好，試件端部未出現(xiàn)混凝土脫落，有3條微裂縫產(chǎn)生，連接件發(fā)生頸縮現(xiàn)象，連接件與混凝土之間出現(xiàn)空隙。第1組試驗公頭試件端部混凝土裂縫如圖9所示。

(a)(b)

(a)(b)

第2組試驗當荷載達到644.5 kN時，連接件發(fā)生破壞，破壞模式為公頭試件T型連接件腹板被拉斷。試件整體性完好，公頭試件連接件周圍產(chǎn)生2條水平的微裂縫，母頭試件端部混凝土出現(xiàn)局部脫落，連接件附近出現(xiàn)45°方向的斜裂縫。試驗公頭試件端部混凝土裂縫及公頭拉斷如圖10所示。母頭試件端部混凝土裂縫如圖11所示。

(a)(b)

2組試件表現(xiàn)出不一樣的破壞現(xiàn)象，第1組為母頭凹槽的側(cè)壁破壞，母頭上方的混凝土發(fā)生較大面積的剝落。初步分析原因為公母頭拼裝完成后，母頭C型連接件的側(cè)壁受到復合應力的作用，公頭T型件兩翼受到的拉力不平衡造成的，這與初始拼裝公頭T型件與母頭C型件形成的接觸有關(guān)。試驗結(jié)果表明，在快速接頭連接件用于實際工程中，需要嚴格控制公頭的拼裝位置，使公頭T型件的兩翼受力均勻。第2組試件為公頭腹板拉斷，與預期的設計目標一致。初步推測，開展第2組試驗時，有了第1組的經(jīng)驗，拼裝質(zhì)量得到了提高，連接件的受力狀態(tài)得到改善。

(a)(b)

2.2 試件荷載位移曲線

第2組試驗在第1組試驗的經(jīng)驗基礎上進行，這里以第2組試驗為例進行說明。荷載位移曲線如圖12所示。第2組接頭連接件極限承載力為644.5 kN，上部A點最終相對位移為5.2 mm，下部B點最終相對位移為4.8 mm。當荷載小于400 kN時，荷載位移曲線基本呈線性關(guān)系，此階段接頭處于彈性階段。當加載到512 kN時，連接件到達屈服荷載，與計算屈服荷載495 kN接近。此后，隨著荷載的增長，連接件位移發(fā)展較快，直至最后發(fā)生破壞。

圖12 第2組試驗荷載位移曲線

2.3 錨筋應變變化

以第2組試驗數(shù)據(jù)為研究對象進行分析，公頭與母頭錨筋應變?nèi)鐖D13—14所示。隨著荷載增加，公頭和母頭連接件上錨筋的拉應變逐漸增加。公頭錨筋應變最大測點為SA1和SA5，應變值分別為1 730με和1 535με，母頭錨筋應變最大測點為SB5，應變值為1 738με，公、母頭錨筋測點均未發(fā)生屈服。在同一荷載下，每根錨筋的應變隨著與連接件距離的增加而減??；對于公接頭，不同的錨筋在與連接件距離相同的測點處，其應變大小和變化規(guī)律大致相同；對于母接頭，位于口部錨筋(SB5所在錨筋)的應變要大于位于尾部錨筋(SB1所在錨筋)的應變。試驗中4根錨筋的最大應力值為348 MPa，達到HRB400錨筋抗拉屈服強度的87%，接近其抗拉強度設計值360 MPa。

圖13 第2組試驗公頭錨筋應變

2.4 連接件本體抗拉性能

第2組試驗公頭連接件和母頭連接件的應變分別如圖15—16所示。公頭連接件在測點處承受拉應力，母頭連接件在測點處承受壓應力。公頭的T型件在受拉過程中，母頭C型件的開口受到壓力而張開，側(cè)壁外側(cè)受到混凝土的約束而產(chǎn)生壓應力。對于公頭連接件，當荷載小于400 kN時，拉應變處于線性增長狀態(tài)；當荷載大于400 kN時，拉應變出現(xiàn)陡增現(xiàn)象；當荷載大于512 kN時，應變片發(fā)生損壞。對于母頭連接件，當荷載小于400 kN時，壓應變處于線性增長狀態(tài)，增長速率相對平緩，測點SB10的壓應變略大于測點SB9的壓應變；當荷載大于400 kN時，壓應變出現(xiàn)較為明顯的陡增現(xiàn)象，且測點SB10處增長速率遠大于測點SB9處增長速率，這與圖14中錨筋SB5處的應力最大可以相互驗證與說明。

圖15 第2組試驗公頭連接件應變

圖16 第2組試驗母頭連接件應變

3 數(shù)值模擬分析

3.1 模型概況

根據(jù)試件建立對應的數(shù)值分析模型，如圖17所示。為保證加載面上受力均勻，在試件中心點位置建立參考點，與加載面采取耦合約束，單個構(gòu)件每側(cè)加載350 kN，總荷載700 kN，模型主要施加豎向位移及垂直受力方向邊界位移，避免加載初期局部荷載不平衡導致構(gòu)件偏移。

3.2 材料參數(shù)

混凝土強度等級為C60，有限元模擬時采用混凝土塑性損傷本構(gòu)模型，如圖18所示。鑄鐵接頭采用QT500-7，錨筋采用HRB400，鑄鐵與錨筋采用彈塑性模型。材料力學參數(shù)如表1所示。

圖17 數(shù)值模型

圖18 混凝土塑性損傷模型

表1 材料力學參數(shù)

3.3 接觸定義

分析模型各部件在工作過程中可能發(fā)生相互作用的區(qū)域，創(chuàng)建接觸對。結(jié)構(gòu)分析中，接觸對可實現(xiàn)不同部件間在接觸位置進行力和位移的傳遞。公頭與母頭之間、錨筋與混凝土之間建立接觸對，主要需設置法向和切向接觸行為。法向使用默認的硬接觸行為，切向使用罰函數(shù)模擬接觸行為，設置摩擦因數(shù)為0.2。

3.4 試驗結(jié)果與數(shù)值模擬分析結(jié)果對比

3.4.1 連接件位移與應力分布

在荷載達到490 kN時，連接件的應力分布如圖19所示，圖中的灰色區(qū)域為應力大于450 MPa的部位，公頭腹板出現(xiàn)屈服，同時表現(xiàn)出一定程度的頸縮，頸縮量大約在2 mm。連接件的最終破壞為公頭腹板拉斷，拉斷形狀和部位與數(shù)值分析基本相同。數(shù)值分析與第2組試驗結(jié)果都表明連接件的薄弱部位為公頭腹板，這與設計的指導原則是一致的。

試件的位移試驗值與模擬值的對比如圖20所示，在荷載小于400 kN時，連接件處于彈性階段，隨后連接件進入塑性狀態(tài)。數(shù)值模擬與試驗表現(xiàn)出相同的變化趨勢。在具體量值上，數(shù)值模擬的位移值要小于試驗值。

3.4.2 連接件抗拉性能分析

公頭連接件應變試驗值與數(shù)值模擬值如圖21所示，數(shù)值模擬與試驗結(jié)果受力特征及變化趨勢基本相同。對于公頭連接件，當荷載小于400 kN時，拉應變基本屬于線性增長狀態(tài)，應變曲線吻合較好，誤差小于20%；荷載大于400 kN后，試驗及仿真均出現(xiàn)較大的彈塑性特征。數(shù)值模擬基本再現(xiàn)了公頭腹板的受力情況。

圖19 連接件的斷裂與應力分布(單位： MPa)

圖20 試件位移試驗值與模擬值

圖21 公頭連接件應變試驗值與模擬值

母頭連接件應變試驗值與數(shù)值模擬值如圖22所示。與公頭試件相比，數(shù)值分析對試驗的模擬精度降低，這與母頭外形與受力復雜有關(guān)。測點SB10的應變大于測點SB9的應變，說明了凹槽側(cè)壁受力的不均勻性，與試驗表現(xiàn)出同樣的規(guī)律。測點SB9位于母頭的末端，應力較小。數(shù)值模擬與試驗結(jié)果都表明母頭連接件側(cè)壁在開口處要承受更大的壓力。

圖22 母頭連接件應變試驗值與模擬值

3.4.3 錨筋的錨固性能分析

公頭連接件錨筋拉應變試驗值與數(shù)值模擬值如圖23所示。分析表明： 公頭錨筋應變最大測點為SA1與SA5，試驗及數(shù)值分析結(jié)果吻合較好，荷載達到650 kN時，試驗總拉應變分別為1 940με和2 155με，數(shù)值仿真總拉應變分別為1 800με和2 300με。數(shù)值模擬較好地表現(xiàn)了連接件錨筋的受力狀態(tài)。試驗結(jié)果中其他測點的應變均隨著與公頭連接件的距離增加而減小，數(shù)值仿真結(jié)果與試驗結(jié)果均呈現(xiàn)相同的變化規(guī)律和特征。隨著錨筋應力的減小，錨筋的端部試驗值與模擬值表現(xiàn)出較大的差異，如圖24所示。

圖23 公頭連接件錨筋前端應變試驗值與模擬值

圖24 公頭連接件錨筋末端應變試驗值與模擬值

4 結(jié)論與討論

基于盾構(gòu)隧道快速連接件抗拉試驗與數(shù)值分析的結(jié)果，主要結(jié)論如下：

1)本次試驗所采用的鑄鐵連接件屈服承載能力為512 kN，滿足了試驗指標要求。彈性階段的承載力為400 kN，極限承載力為645 kN，可以應用于指導盾構(gòu)隧道的設計。

2)試驗破壞發(fā)生在連接件本體部位，錨筋與連接件之間的連接設計合理可靠。試驗終止時，4根錨筋的最大應力值為348 MPa，達到HRB400錨筋抗拉屈服強度的87%，接近其抗拉強度設計值360 MPa。

3)連接件在軸心拉力作用下，連接件本體與錨筋的受力是不均勻的，在連接件設計中應考慮這種不均勻性，進行合理的優(yōu)化設計。

4)數(shù)值分析較好地模擬了公頭與母頭的本體、錨筋的受力性能，再現(xiàn)了連接件在荷載作用下的變形過程。

在本次設計試驗過程中，只采用了2組連接件進行試驗，試件的破壞形式有所差異。為此下一階段追加連接件本體抗拉試驗，進一步研究快速接頭連接件本體的受力性能與破壞形式，開展接頭的抗彎剛度試驗，為環(huán)向接頭快速連接件應用提供基礎數(shù)據(jù)。