柳 獻(xiàn)，趙佶彬，陶 靜，鐘潤(rùn)輝，張 帆

(1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092；2.三門(mén)核電有限公司，浙江 三門(mén) 317100；3.中國(guó)電力工程顧問(wèn)集團(tuán)華東電力設(shè)計(jì)院有限公司，上海 200063)

0 引言

盾構(gòu)隧道施工過(guò)程中一般會(huì)穿越較多不同地層，由于不同地層的性質(zhì)存在差異，且沿隧道縱向地表荷載條件差異也較大，因此容易造成地基不均勻沉降問(wèn)題。而置于土層內(nèi)的隧道，會(huì)因地基的不均勻沉降而產(chǎn)生非均勻變形，這種變形的影響往往通過(guò)隧道管片環(huán)間的錯(cuò)動(dòng)而抵消，一旦不能抵消，則會(huì)導(dǎo)致隧道襯砌結(jié)構(gòu)破壞。

對(duì)于盾構(gòu)隧道縱向受力的問(wèn)題，一般重點(diǎn)關(guān)注的是環(huán)縫抗剪性能[1-3]，且目前已有不少研究人員開(kāi)展了試驗(yàn)研究。蘭學(xué)平等[4]針對(duì)上海長(zhǎng)江隧道襯砌結(jié)構(gòu)接縫，開(kāi)展了超大隧道襯砌管片接頭足尺試驗(yàn)及環(huán)縫接頭抗剪試驗(yàn)，分析得到了環(huán)縫接頭的徑向、切向抗剪性能。郭瑞等[5]對(duì)南京長(zhǎng)江盾構(gòu)隧道環(huán)向接頭進(jìn)行了3組原型抗剪試驗(yàn)，分析研究了環(huán)縫接頭的受力和變形特征，得到了管片接頭混凝土接觸面的靜摩擦因數(shù)，并得出了接頭剪力主要由混凝土接觸面承擔(dān)、破壞形式為連接斜螺栓剪切延性破壞的結(jié)論。李冬梅等[6]進(jìn)行了管片足尺抗剪試驗(yàn)，獲取了錯(cuò)動(dòng)量隨荷載的變化規(guī)律，提出了管片環(huán)縫剪切剛度計(jì)算公式及接觸面的摩擦因數(shù)值。閆治國(guó)等[7]以青草沙水源地原水工程為背景，通過(guò)管片接縫原型荷載試驗(yàn)，對(duì)縱縫(環(huán)縫)剪切剛度進(jìn)行研究，結(jié)果表明管片間的錯(cuò)動(dòng)隨荷載變化的過(guò)程分為3個(gè)階段，其中，錯(cuò)動(dòng)主要發(fā)生在第2階段。Buco等[8]對(duì)地下混凝土管道環(huán)縫的受壓、抗剪及抗彎性能進(jìn)行了足尺試驗(yàn)，通過(guò)試驗(yàn)提出了一種簡(jiǎn)單的變雙線性模型，該模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有較好的吻合性。蔣首超等[9]通過(guò)盾構(gòu)管片接頭的現(xiàn)場(chǎng)抗剪試驗(yàn)，對(duì)矩形盾構(gòu)管片接頭在復(fù)合抗剪、考慮安裝誤差、凹凸榫單獨(dú)抗剪3種工況下的受力性能進(jìn)行研究，并得到在凹凸榫抗剪時(shí)有無(wú)螺栓對(duì)接頭抗剪影響很小的結(jié)論。Putke等[10]通過(guò)構(gòu)件試驗(yàn)研究了凹凸榫的凹榫和凸榫以及剪切鍵的剪切剛度和強(qiáng)度，同時(shí)也研究了不同的鋼筋構(gòu)造對(duì)剪力鍵抗剪的影響。Salemi等[11]提出接觸剛度對(duì)管片的內(nèi)力和設(shè)計(jì)有著重要影響，并進(jìn)行了不同正應(yīng)力下的直剪試驗(yàn)，得到接觸的軸向剛度和切向剛度，研究了正應(yīng)力與接觸剛度之間的關(guān)系。朱瑤宏等[12]以寧波地鐵通用環(huán)管片為研究對(duì)象，進(jìn)行了帶凹凸榫的環(huán)縫抗剪試驗(yàn)，得到了錯(cuò)臺(tái)量與剪力的2階段關(guān)系曲線以及不同階段的剪切剛度，并分析了環(huán)縫內(nèi)不同構(gòu)造對(duì)環(huán)縫剛度及強(qiáng)度的貢獻(xiàn)。肖時(shí)輝等[13]對(duì)縱向螺栓的受剪狀態(tài)進(jìn)行了理論分析，得到了縱向連接剪切剛度，并利用工程實(shí)例的數(shù)據(jù)進(jìn)行了驗(yàn)證。

在這些試驗(yàn)研究中，有關(guān)環(huán)縫徑向抗剪性能的研究成果較多，而對(duì)環(huán)縫切向抗剪性能的分析較少，并且對(duì)于接縫剪切剛度，至今仍然缺少公認(rèn)的公式或解析模型。因此，一旦接縫形式有所改變，便難以確定其剛度，只有通過(guò)試驗(yàn)才能較好地獲取所需的參數(shù)。為探究三門(mén)核電站2期取排水盾構(gòu)隧洞工程管片環(huán)縫的抗剪性能，本文通過(guò)接頭足尺試驗(yàn)，研究了環(huán)縫的徑向、切向抗剪性能，得到剪切剛度、強(qiáng)度等參數(shù)，并通過(guò)分析得到了環(huán)縫剪切過(guò)程中的力學(xué)機(jī)制，以期研究結(jié)果為類(lèi)似研究提供參考。

1 工程背景

工程擬建的排水構(gòu)筑物區(qū)段位于核電廠區(qū)內(nèi)東部及相應(yīng)海域，包括排水隧洞、排水頭部、排水溝及排水工作井；而取水構(gòu)筑物區(qū)段則由2個(gè)單獨(dú)構(gòu)筑物組成，包括循環(huán)水取水頭部和自流引水管。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、排水隧洞)中需建的水工隧洞，擬采用盾構(gòu)法施工。

擬建取水、排水隧洞位于土層工程特性差異較大且層位起伏波動(dòng)較大的不均勻地基。此外，排水隧洞地基存在巖土接觸面，局部軟土較厚，所以易產(chǎn)生不均勻沉降，對(duì)構(gòu)筑物不利。

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)構(gòu)件采用直螺栓連接的鋼筋混凝土管片(簡(jiǎn)稱普通管片)。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，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C55。管片配筋見(jiàn)圖1。內(nèi)外弧面主筋為14根直徑25 mm的HRB400鋼筋，其中，內(nèi)弧面手孔與環(huán)縫端面之間設(shè)置4根鋼筋，外弧面手孔與環(huán)縫端面之間設(shè)置3根鋼筋；箍筋采用直徑10 mm的HPB300鋼筋，同時(shí)使用HPB300鋼筋在螺栓孔處設(shè)置直徑為6 mm的環(huán)箍和直徑為10 mm的U形筋，在凸榫內(nèi)設(shè)置3根直徑12 mm的HRB400鋼筋。

(a)俯視圖

管片環(huán)與環(huán)之間以沿圓周均勻分布的16根8.8級(jí)的M30直螺栓連接，螺栓墊片厚10 mm，螺栓間隔22.5°。管片采用的環(huán)縫構(gòu)造示意如圖2所示。環(huán)縫螺栓中心距離內(nèi)弧面為160 mm，環(huán)縫端面具有連續(xù)凹凸榫，凸榫頂部厚度為152 mm,凹榫底部厚度為160 mm，在凸榫和凹榫對(duì)中貼合時(shí)，內(nèi)外弧面兩側(cè)的凹凸榫傾斜面之間各有4 mm的裝配盈余量。螺栓孔直徑為40 mm，因此安裝螺栓后螺栓與孔壁之間存在5 mm的間隙。螺栓手孔為梯形體空腔，內(nèi)弧面尺寸為222 mm×150 mm，內(nèi)部尺寸為120 mm×178 mm。

(a)環(huán)縫螺栓分布 (b)環(huán)縫凹凸榫環(huán)向分布

盡管實(shí)際工程中管片為錯(cuò)縫拼裝，但為了單獨(dú)、細(xì)致地研究環(huán)縫的抗剪性能，本文研究不考慮錯(cuò)縫拼裝的影響，即忽略縱縫的作用。

此外，為了盡量減小管片曲率對(duì)環(huán)縫受力狀態(tài)的影響，以助于分別探討環(huán)縫的徑向、切向抗剪能力，同時(shí)考慮到每根螺栓分擔(dān)荷載的范圍有限(簡(jiǎn)單認(rèn)為其為螺栓布置間距)，結(jié)合類(lèi)似研究經(jīng)驗(yàn)，最終確定試件沿環(huán)縫的弧長(zhǎng)約為1 m。試件拼裝后示意圖如圖3所示。螺栓在沿圓環(huán)方向處于居中位置，手孔中心距環(huán)縫約275 mm。

(a)仰視圖

2.2 試驗(yàn)工況

試驗(yàn)包括徑向順剪、徑向逆剪和切向剪切3種類(lèi)型。本文定義當(dāng)構(gòu)件以內(nèi)弧面朝下、外弧面朝上的狀態(tài)受徑向剪切作用時(shí)為徑向順剪工況，反之為徑向逆剪工況；相應(yīng)地，構(gòu)件環(huán)縫受到切向剪切作用時(shí)為切向剪切工況。

徑向順剪、逆剪均用于模擬當(dāng)某環(huán)管片與相鄰兩側(cè)管片發(fā)生相對(duì)沉降時(shí)的環(huán)縫受力情況。而環(huán)縫的凹凸榫間有初始的裝配盈余量，其是否被消弭嚴(yán)重影響著環(huán)縫的受力性能。為了探究這種影響，在本次試驗(yàn)中，對(duì)理想拼裝狀態(tài)和考慮拼裝誤差的狀態(tài)(凹凸榫完全搭接)分別進(jìn)行了分析。受限于實(shí)際條件，只有通過(guò)逆剪拼裝方式才可達(dá)到理想拼裝狀態(tài)，即中間環(huán)管片與兩端環(huán)管片的凹凸榫傾斜面之間的間距保持為初始盈余量4 mm。由于凹凸榫的存在，環(huán)縫螺栓的貢獻(xiàn)相對(duì)較小，且內(nèi)、外2道止水構(gòu)造尺寸基本一致，可認(rèn)為在理想拼裝狀態(tài)下，受到相同荷載作用時(shí)，順剪、逆剪的強(qiáng)度和剛度一致。因此，以順剪工況模擬考慮拼裝誤差的狀態(tài)，以逆剪工況模擬理想拼裝狀態(tài)。

而當(dāng)某環(huán)管片出現(xiàn)沉降、橫向位移或者相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，環(huán)間除了產(chǎn)生沿徑向的相對(duì)錯(cuò)臺(tái)，還存在切向剪切行為。故通過(guò)切向抗剪試驗(yàn)分析當(dāng)管片環(huán)間局部發(fā)生切向剪切時(shí)管片的剪切強(qiáng)度和剪切剛度。

由于在運(yùn)營(yíng)過(guò)程中千斤頂施加于管片環(huán)間的作用力不能完全消散，故對(duì)施工中的頂推力進(jìn)行合理折減，將其作為運(yùn)營(yíng)中沿縱向的環(huán)間作用力，取值為千斤頂推力乘以小于1的殘余系數(shù)。同一工況下內(nèi)力組合的縱向力殘余系數(shù)為固定值，縱向力取值如表1所示。

表1 試驗(yàn)縱向力取值

由三門(mén)核電站1期工程可知，千斤頂推力為10 000～20 000 kN。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，對(duì)每延米頂推力的上限值957.32 kN/m和下限值478.66 kN/m分別取2種折減系數(shù)(0.15和0.30)，得到3組值。其次，補(bǔ)充了另外4種折減系數(shù)1.00、0.94、0.63、0.32，將折減系數(shù)乘以頂推力的平均值718 kN/m，得到4組值。根據(jù)計(jì)算，得出試驗(yàn)工況如表2所示。

表2 試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)

2.3 加載方案

2.3.1 加載系統(tǒng)

試驗(yàn)加載裝置如圖4所示。在徑向抗剪試驗(yàn)中，通過(guò)水平加載制動(dòng)器施加橫向力N，以模擬隧洞縱向力；通過(guò)豎向加載制動(dòng)器施加豎向力p，以模擬環(huán)縫徑向剪切力。在切向抗剪試驗(yàn)中，通過(guò)水平加載制動(dòng)器施加隧洞橫向力N，通過(guò)縱向加載制動(dòng)器施加縱向力F，以模擬環(huán)縫切向剪切力。

圖4 試驗(yàn)加載裝置

2.3.2 加載設(shè)計(jì)

試驗(yàn)包括徑向順剪(考慮拼裝誤差)、徑向逆剪(理想拼裝狀態(tài))和切向剪切3種類(lèi)型。其加載步驟基本一致，即先分級(jí)加載隧洞縱向力到目標(biāo)值，然后開(kāi)始剪切力(豎向力p或縱向力F)的加載，加載到設(shè)計(jì)值即止(極限工況加載至發(fā)生破壞)。

為了設(shè)計(jì)抗剪試驗(yàn)的荷載，需要對(duì)試驗(yàn)加載和計(jì)算模型進(jìn)行一定程度的簡(jiǎn)化，如圖5所示。基于此可以得出，試驗(yàn)中環(huán)縫的剪切力為豎向力p(或縱向力F)的1/2，且有一定程度的彎矩，但可忽略不計(jì)。

(a)仰視圖(徑向抗剪試驗(yàn))

3 徑向抗剪試驗(yàn)

3.1 理想拼裝狀態(tài)

3.1.1 破壞情況

理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗(yàn)破壞過(guò)程主要為：1)環(huán)縫1上部凹凸榫搭接；2)環(huán)縫2下部凹凸榫搭接；3)環(huán)縫2下部凹榫出現(xiàn)垂直于傾斜面的斜裂縫；4)環(huán)縫2下部凹榫全部剪壞、脫落掉塊，無(wú)法繼續(xù)承載。由此可知，環(huán)縫1受剪薄弱處在凹榫近上表面處，環(huán)縫2受剪薄弱處在凹榫近下表面處。

理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗(yàn)破壞情況如圖6所示。各處具體破壞情況為：1)環(huán)縫2的下部受剪凹榫沿環(huán)寬方向全部剪切破壞；2)環(huán)縫2的上部凹凸榫有摩擦產(chǎn)生的破壞痕跡；3)螺栓基本保持原狀；4)手孔內(nèi)基本無(wú)裂縫。

圖6 理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗(yàn)破壞情況

3.1.2 測(cè)試結(jié)果

3.1.2.1 環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量

理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗(yàn)剪切力-環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量變化曲線如圖7所示。在理想拼裝狀態(tài)下環(huán)縫的受剪過(guò)程具有明顯的階段性，大致分為3個(gè)階段：1)在剪切力V=0～180 kN時(shí)，錯(cuò)臺(tái)量保持在0附近，基本可以忽略。2)在V=180 kN附近，環(huán)縫兩側(cè)開(kāi)始相對(duì)錯(cuò)動(dòng)；在V=180～220 kN時(shí)，中間環(huán)相對(duì)兩側(cè)管片持續(xù)快速向下移動(dòng)，錯(cuò)臺(tái)量增速基本保持穩(wěn)定。3)在V=240～380 kN時(shí)，錯(cuò)臺(tái)量線性增加，其增長(zhǎng)速度明顯低于前一階段，增長(zhǎng)很小。

圖7 理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗(yàn)剪切力-環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量變化曲線

除環(huán)縫破壞之后，環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量在整個(gè)過(guò)程中均較小，最大不超過(guò)4.5 mm，說(shuō)明錯(cuò)臺(tái)量主要是由凹凸榫之間的間隙彌合產(chǎn)生的。而凹榫剛度較大，受剪凹榫破壞之前，其產(chǎn)生的變形均較小。

3.1.2.2 螺栓應(yīng)變

理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗(yàn)螺栓應(yīng)變?nèi)鐖D8所示。螺栓應(yīng)變值在全過(guò)程中保持在140 με以下，且變化趨勢(shì)不明顯，說(shuō)明螺栓受力不大。這是因?yàn)榄h(huán)縫剪切力被摩擦力和凹凸榫承擔(dān)了。

圖8 理想拼裝狀態(tài)下徑向抗剪試驗(yàn)螺栓應(yīng)變

3.2 考慮拼裝誤差工況

3.2.1 破壞情況

考慮拼裝誤差工況下徑向抗剪試驗(yàn)破壞過(guò)程主要為：1)環(huán)縫1下部凹凸榫出現(xiàn)斜裂縫，與環(huán)縫呈約45°；2)環(huán)縫1下部凹榫被剪壞，無(wú)法承載，同時(shí)環(huán)縫2上部受剪凹榫出現(xiàn)斜裂縫。由此可知，環(huán)縫1受剪薄弱處在凹榫近下表面處，環(huán)縫2受剪薄弱處在凹榫近上表面處。

考慮拼裝誤差工況下徑向抗剪試驗(yàn)破壞情況如圖9所示。各處具體破壞情況為：1)環(huán)縫1的下部受剪凹榫沿環(huán)寬方向全部剪切破壞；2)環(huán)縫1的上部凹凸榫有摩擦產(chǎn)生的破壞痕跡；3)環(huán)縫2的上部受剪凹榫出現(xiàn)斜裂縫，但未完全破壞；4)螺栓在長(zhǎng)度方向中心截面處有輕微彎曲；5)手孔基本無(wú)裂縫。

圖9 考慮拼裝誤差工況下徑向抗剪試驗(yàn)破壞情況

3.2.2 試驗(yàn)結(jié)果

3.2.2.1 環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量

考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗(yàn)剪切力-環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量變化曲線如圖10所示。在考慮拼裝誤差狀態(tài)下環(huán)縫的受剪過(guò)程大致分為3個(gè)階段：1)在剪切力V=0～280 kN時(shí)，環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量增長(zhǎng)緩慢。2)在V=280 kN附近，受剪內(nèi)弧面凹榫開(kāi)裂，兩側(cè)開(kāi)始相對(duì)錯(cuò)動(dòng)；在V=280～360 kN時(shí)，錯(cuò)臺(tái)量持續(xù)增加，且增速不斷增大。3)在V=360 kN附近，凹凸榫局部破壞，錯(cuò)臺(tái)量迅速增加；在V=380 kN時(shí)，錯(cuò)臺(tái)量發(fā)展至13 mm左右，環(huán)縫1凹榫全部被剪掉。

圖10 考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗(yàn)剪切力-環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量變化曲線

3.2.2.2 螺栓應(yīng)變

考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗(yàn)的螺栓應(yīng)變?nèi)鐖D11所示。由此可知，螺栓始終受拉，參與了抗剪全過(guò)程，這與理想拼裝狀態(tài)下螺栓的狀態(tài)不同。在V=80 kN之前，應(yīng)變值略有增加，但數(shù)值很小，即此時(shí)螺栓基本不受力；在V=80 kN之后，螺栓應(yīng)變繼續(xù)正向增加，速率明顯增大，且基本穩(wěn)定。螺栓應(yīng)變最大值為2 058 με，即螺栓未屈服。

圖11 考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗(yàn)的螺栓應(yīng)變

3.3 徑向抗剪機(jī)制分析

3.3.1 徑向抗剪過(guò)程分析

環(huán)縫抗剪能力主要來(lái)源于環(huán)縫間混凝土摩擦力、凹凸榫抗剪能力以及螺栓抗剪能力。環(huán)縫徑向抗剪過(guò)程如圖12所示。若理想拼裝，在凹凸榫接觸前有4 mm的位移量是僅有摩擦力作用導(dǎo)致的。但由于管片拼裝的誤差，在管片拼裝完成后凸榫和凹榫之間的間隙通常為0～8 mm，甚至有極端情況為“非0 mm即8 mm”。

圖12 環(huán)縫徑向抗剪過(guò)程

隨著剪切力增大，環(huán)縫抗剪具有明顯的階段性。在理想狀態(tài)下，主要階段如下：

1)第1階段，剪切力小于180 kN時(shí)，環(huán)縫基本無(wú)變形，螺栓不受力。根據(jù)相關(guān)規(guī)范[14-15]，混凝土間摩擦因數(shù)可取值為0.8，在極限工況下環(huán)縫軸向壓力為233 kN，單條環(huán)縫的最大摩擦力fu=186.3 kN。因此，此階段抗剪主體完全由管片間的摩擦力充當(dāng)。

2)第2階段，環(huán)縫滑動(dòng)直至凹凸榫搭接，環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量增大至裝配量值，約為4 mm，此階段由摩擦力和凹凸榫提供抗剪能力。

3)第3階段，從環(huán)縫的受剪凹榫面出現(xiàn)裂縫開(kāi)始，部分凹凸榫退出工作，抗剪能力主要由摩擦力和其余完好的凹凸榫承擔(dān)。

4)第4階段，受剪凹榫沿環(huán)寬方向全部剪切破壞，對(duì)縱向螺栓產(chǎn)生突然的沖擊。

而在考慮拼裝誤差的狀態(tài)下，并不存在抗剪能力完全由環(huán)間摩擦力承擔(dān)的階段，初始抗剪主體由摩擦力和凹凸榫初始接觸點(diǎn)影響區(qū)域共同構(gòu)成，之后與理想狀態(tài)下無(wú)較大差異。2種工況下結(jié)構(gòu)均在V=350～380 kN時(shí)產(chǎn)生破壞。

3.3.2 剪切剛度分析

3.3.2.1 拼裝誤差影響

如圖7所示，理想拼裝狀態(tài)下，環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量隨剪切力的發(fā)展可分為3個(gè)階段，因此可將環(huán)縫剪切剛度的變化分為3個(gè)階段。經(jīng)計(jì)算，第1階段的剪切剛度為2.28×109N/m；第2階段剪切剛度為1.60×107N/m；第3階段的剪切剛度為內(nèi)弧面凹榫完全搭接之后的剛度，為4.42×108N/m。如圖10所示，考慮拼裝誤差狀態(tài)下，環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量隨剪切力的發(fā)展也可分為3個(gè)階段。但最后的平臺(tái)段為凹榫受剪掉落造成的，已無(wú)實(shí)際意義，因此環(huán)縫剪切剛度的變化階段可分2部分。經(jīng)計(jì)算，第1階段的剪切剛度為3.54×108N/m；第2階段為出現(xiàn)剪切裂縫之后，剪切剛度為5.35×107N/m。

因此，凹凸榫初始是否完全搭接，顯著影響了環(huán)縫的抗剪過(guò)程，拼裝誤差使得摩擦力和凹凸榫共同發(fā)揮作用的時(shí)間提前。從試驗(yàn)來(lái)看，凹凸榫與摩擦力共同發(fā)揮作用階段的剪切剛度約為4.00×108N/m。

3.3.2.2 縱向力影響

由于理想拼裝狀態(tài)下，環(huán)縫初始抗剪能力主要來(lái)源于摩擦力，此階段中環(huán)縫幾乎不產(chǎn)生相對(duì)位移。因此，僅對(duì)考慮拼裝誤差的環(huán)縫剪切剛度結(jié)果進(jìn)行匯總，如圖13所示。由圖可知，在縱向力為70～720 kN的條件下，當(dāng)環(huán)縫未產(chǎn)生明顯的相對(duì)剪切位移時(shí)，對(duì)應(yīng)的徑向剪切剛度為4.67×108～1.42×109N/m，并且通過(guò)對(duì)離散點(diǎn)進(jìn)行線性擬合可以發(fā)現(xiàn)，其線性相關(guān)性非常高。由此可推測(cè)出，縱向力越大，剪切剛度越大。

圖13 不同縱向力下的徑向剪切剛度

4 切向抗剪試驗(yàn)

4.1 破壞情況及試驗(yàn)結(jié)果

4.1.1 破壞情況

切向抗剪試驗(yàn)破壞情況如圖14所示。具體為：環(huán)縫側(cè)面附近表層混凝土有較大程度的剝落；環(huán)縫側(cè)面的混凝土壓剪破壞區(qū)沿圓環(huán)方向向內(nèi)發(fā)展了一定的深度；手孔內(nèi)基本無(wú)裂縫，手孔破壞不明顯；螺栓在長(zhǎng)度方向的中心截面附近有較為明顯的彎曲和扭曲變形。

圖14 切向抗剪試驗(yàn)破壞情況

4.1.2 試驗(yàn)結(jié)果

理想拼裝狀態(tài)下切向抗剪試驗(yàn)剪切力-環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量曲線如圖15所示。由圖可以看出，切向抗剪全過(guò)程可以大致分為5個(gè)階段：

圖15 理想拼裝狀態(tài)下切向抗剪試驗(yàn)剪切力-環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量曲線

1)在剪切力V=0～220 kN時(shí)，環(huán)縫基本不產(chǎn)生切向錯(cuò)動(dòng)。

2)在剪切力V=220～240 kN時(shí)，環(huán)縫的兩側(cè)開(kāi)始相對(duì)錯(cuò)動(dòng)；在V=240～280 kN時(shí)，環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量增速保持穩(wěn)定，且速度較快。

3)在剪切力V=300～400 kN時(shí)，錯(cuò)臺(tái)量仍呈線性增加，但其增長(zhǎng)速度明顯低于前一階段。

4)在剪切力V=420～620 kN時(shí)，錯(cuò)臺(tái)量增速近似為一固定值，其明顯大于前一階段，但變化曲線整體仍近似呈直線。

5)在剪切力V=620 kN以后，環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量基本保持不變。這是由于螺栓變形過(guò)大導(dǎo)致受力模式完全改變?cè)斐傻摹?/p>

切向抗剪試驗(yàn)螺栓應(yīng)變?nèi)鐖D16所示。由圖可知：1)在V=240 kN之前，2個(gè)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變變化曲線十分接近，此時(shí)螺栓受拉程度不大。2)在V=240 kN附近，中間管片相對(duì)兩側(cè)滑動(dòng)，螺栓受到剪切力作用而產(chǎn)生彎曲，2個(gè)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變線性增加，變化速率明顯增大，但方向相反。3)在V=420 kN附近，測(cè)點(diǎn)2的應(yīng)變又變?yōu)檎蛟鲩L(zhǎng)，而測(cè)點(diǎn)1的應(yīng)變繼續(xù)增長(zhǎng)，且量值接近屈服應(yīng)變值，說(shuō)明在這個(gè)過(guò)程中，螺栓彎曲變形很大，表現(xiàn)為截面受拉占絕對(duì)優(yōu)勢(shì)。4)在V=620 kN時(shí)，測(cè)點(diǎn)2的應(yīng)變變化趨勢(shì)再次轉(zhuǎn)變，之后其量值變化速率基本為0，量值基本保持不變，這與環(huán)縫達(dá)成新的平衡，與圖15中錯(cuò)臺(tái)量基本不再增長(zhǎng)的現(xiàn)象對(duì)應(yīng)。但此時(shí)，測(cè)點(diǎn)1的應(yīng)變值仍然不斷增加，這表明當(dāng)螺栓扭曲變形過(guò)大時(shí)，其受力模式將由受剪為主變?yōu)槭芾瓰橹?，因此，抵抗切向力的能力增大?/p>

圖16 切向抗剪試驗(yàn)螺栓應(yīng)變

4.2 破壞機(jī)制分析

4.2.1 切向抗剪過(guò)程分析

1)由于存在著環(huán)縫兩側(cè)混凝土之間的摩擦力(約為186.3 kN)和凹凸榫間因圓弧形式產(chǎn)生的咬合力，在V=220 kN前，環(huán)縫面兩側(cè)基本不產(chǎn)生切向錯(cuò)動(dòng)，螺栓不受力。

2)環(huán)縫兩側(cè)開(kāi)始錯(cuò)動(dòng)后，螺栓開(kāi)始受力，但此時(shí)以拉為主，直至螺栓產(chǎn)生明顯的彎曲變形，其軸線發(fā)生了變化，這種幾何形狀上的改變使得縱向螺栓的受力模式不再是完全的“直桿受剪”。這導(dǎo)致螺栓直接通過(guò)拉力承擔(dān)了一部分水平方向的切向力，而螺栓的抗拉剛度相對(duì)其抗彎剛度較大，所以產(chǎn)生的變形增長(zhǎng)速率相應(yīng)減小。

3)當(dāng)V=420 kN后，螺栓各點(diǎn)拉、壓應(yīng)變逐漸超過(guò)3 000 με，陸續(xù)進(jìn)入屈服狀態(tài)，并且螺栓彎曲變形程度進(jìn)一步增加，螺桿中間段軸線與切向力的夾角逐步減小，使螺桿上拉應(yīng)力區(qū)增長(zhǎng)速率增加。這些原因使圖15中剪切力-環(huán)縫錯(cuò)臺(tái)量曲線發(fā)生轉(zhuǎn)折，剪切剛度有明顯的降低，螺栓的受力模式逐步變?yōu)椤罢蹢U受拉”。

4)螺栓變形過(guò)大導(dǎo)致了受力模式完全改變。此時(shí)，螺栓主要受拉，且“拉緊”了手孔兩端，使得手孔附近混凝土參與受力。由于手孔到環(huán)縫的距離較大，混凝土較厚，其能提供的強(qiáng)度較大，使得環(huán)縫截面在靜摩擦力、螺栓強(qiáng)度、混凝土強(qiáng)度3者的協(xié)調(diào)下達(dá)到了新的平衡。

本次切向抗剪試驗(yàn)僅考慮了理想拼裝狀態(tài)，參考徑向抗剪試驗(yàn)理想拼裝狀態(tài)和存在拼裝誤差時(shí)試驗(yàn)結(jié)果的區(qū)別，對(duì)存在拼裝誤差時(shí)切向抗剪試驗(yàn)的抗剪過(guò)程進(jìn)行推導(dǎo)。當(dāng)存在拼裝誤差時(shí)，假設(shè)環(huán)縫凹凸榫在受力前已搭接，則環(huán)縫在受到切向剪切力時(shí)，剪切力由靜摩擦力、螺栓以及凹凸榫混凝土共同承擔(dān)，該狀態(tài)與理想拼裝狀態(tài)試驗(yàn)的第5個(gè)過(guò)程相似，因此在該階段環(huán)縫剪切剛度極大，環(huán)縫切向錯(cuò)臺(tái)量較小。當(dāng)由螺栓承擔(dān)或由凹凸榫承擔(dān)的環(huán)間剪切力超過(guò)各自強(qiáng)度時(shí)，螺栓將屈服或凹凸榫混凝土將破壞，切向錯(cuò)臺(tái)將快速發(fā)展，剪切剛度與第1階段相比將降低。但螺栓屈服與凹凸榫混凝土開(kāi)裂哪一個(gè)先發(fā)生有待進(jìn)一步試驗(yàn)確定。

4.2.2 剪切剛度分析

由圖15可知，環(huán)縫切向抗剪試驗(yàn)過(guò)程可分為5個(gè)階段。在加載過(guò)程中，第1階段的剪切剛度最大，是其余階段剪切剛度的10～102倍；此外，環(huán)縫1、2第1階段剪切剛度的絕對(duì)值差異較大，但處于同一量級(jí)。這是由此階段的位移量很微小、剪切剛度對(duì)位移變化十分敏感導(dǎo)致的。其余階段環(huán)縫1、2的剪切剛度基本相等，如表3所示。

表3 不同階段剪切剛度

5 結(jié)論與展望

本文對(duì)具有凹凸榫的環(huán)縫進(jìn)行了徑向、切向抗剪試驗(yàn)，分析了環(huán)縫抗剪的性能和機(jī)制，得出了如下結(jié)論。

1)當(dāng)拼裝理想時(shí)，環(huán)縫徑向抗剪過(guò)程為：①摩擦力單獨(dú)起作用；②摩擦力和凹凸榫共同起作用；③摩擦力和部分凹凸榫共同起作用，縱向螺栓抗剪。當(dāng)拼裝存在搭接時(shí)，徑向抗剪過(guò)程為：①摩擦力和凹凸榫共同作用；②部分凹凸榫失效，縱向螺栓參與作用；③凹凸榫完全破壞，失去抗剪能力。當(dāng)凹榫完全破壞后，縱向螺栓一般無(wú)法承擔(dān)突然增大的剪切力。

2)縱向力對(duì)環(huán)縫剪切剛度有一定程度的影響，在一定范圍內(nèi)，縱向力越大，剪切剛度越大。

3)環(huán)縫切向抗剪能力主要來(lái)自于摩擦力、螺栓強(qiáng)度。其切向抗剪過(guò)程為：①摩擦力單獨(dú)起作用；②摩擦力和螺栓共同作用，螺栓的受力模式為“直桿受剪”；③螺栓變形較大，受力模式逐步變?yōu)椤罢蹢U受拉”，繼續(xù)與摩擦力共同作用；④摩擦力、螺栓抗拉、混凝土強(qiáng)度共同作用，達(dá)到新的平衡。

4)在環(huán)縫錯(cuò)動(dòng)之前，環(huán)縫徑向剪切剛度為4.67×108～1.42×109N/m，而切向剪切剛度可取為4.23×108～8.43×108N/m。

本次未能開(kāi)展存在拼裝誤差時(shí)環(huán)縫的切向抗剪試驗(yàn)，僅根據(jù)已有試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了推導(dǎo)，應(yīng)進(jìn)行進(jìn)一步研究。