王海峰，高曉靜，李鵬飛，賈子琦

（1.南通鐵建建設(shè)構(gòu)件有限公司，江蘇 南通 226000；2.北京工業(yè)大學(xué)城市安全與災(zāi)害工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京市 100124）

盾構(gòu)法隧道襯砌結(jié)構(gòu)是由若干弧形管片通過(guò)螺栓連接而成的預(yù)制拼裝結(jié)構(gòu)，目前的工程實(shí)踐與相關(guān)研究表明：管片接縫是盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，接頭的受力特性直接決定了隧道結(jié)構(gòu)的承載能力與安全性能［1-6］.根據(jù)管片縱向接縫的幾何構(gòu)造、接縫內(nèi)外側(cè)的嵌縫，可將縱縫接縫面分為外緣混凝土、核心混凝土、螺栓、內(nèi)緣混凝土［7］.

目前，盾構(gòu)管片接頭的力學(xué)性能一般通過(guò)管片接頭相關(guān)的試驗(yàn)、解析推導(dǎo)和數(shù)值模擬進(jìn)行研究.張厚美等［8-10］通過(guò)管片接縫試驗(yàn)，研究了管片接縫的受力、變形及破壞過(guò)程，分析了各影響因素對(duì)接縫強(qiáng)度和剛度的影響，建立了管片接頭抗彎剛度的經(jīng)驗(yàn)公式，并進(jìn)行了相應(yīng)的三維有限元分析.閆志國(guó)等［11］基于某輸水隧道工程，進(jìn)行了管片接頭原型荷載試驗(yàn)研究，明確了管片接縫剛度具有一定的階段性，并為管片接頭關(guān)鍵力學(xué)參數(shù)給定了相關(guān)取值范圍.朱合華等［12］基于管片接縫試驗(yàn)的結(jié)果和理論分析，歸納了適用于描述接縫轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的線性、雙線性和非線性模型.Li等［13-14］采用盾構(gòu)隧道原型管片接頭試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法，研究了不同軸力水平下接頭的變形性能.莊曉瑩等［15］分別采用彈塑性本構(gòu)和彈塑性損傷本構(gòu)，建立盾構(gòu)管片接頭三維有限元模型，模擬正負(fù)彎矩下接頭壓彎破壞全過(guò)程，并依據(jù)模擬結(jié)果給出了接頭健康評(píng)價(jià)指標(biāo).Liu等［16-18］依托于整環(huán)試驗(yàn)研究結(jié)論，以盾構(gòu)隧道管片縱縫為研究對(duì)象，對(duì)不同運(yùn)營(yíng)工況下管片接縫的承載性能進(jìn)行了足尺試驗(yàn)研究，研究了結(jié)構(gòu)破壞機(jī)理和承載性能，推導(dǎo)了縱縫的受力模型.Jin等［19］針對(duì)某復(fù)雜輸水隧道接頭斷面，采用原型試驗(yàn)和有限元模擬的方法，研究了正負(fù)彎矩荷載下接頭的變形和接頭抗彎剛度.Feng等［20］進(jìn)行了足尺的管片接頭試驗(yàn)，并建立了相應(yīng)的三維有限元模型，分析了管片接頭破壞的發(fā)展過(guò)程，其模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有較好的對(duì)應(yīng)關(guān)系，但數(shù)值模型中螺栓采用的梁?jiǎn)卧M(jìn)行模擬，且未考慮螺栓與管片混凝土之間的接觸.上述已開(kāi)展的研究中的理論分析多為管片的接頭剛度的研究，集中于對(duì)管片接頭承載過(guò)程中某一特定狀態(tài)的分析，對(duì)于接縫受力全過(guò)程、管片的極限承載能力以及管片接頭在不同受力階段的力學(xué)狀態(tài)關(guān)注較少.

本文以盾構(gòu)隧道管片縱縫為研究對(duì)象，針對(duì)當(dāng)前運(yùn)營(yíng)地鐵盾構(gòu)隧道常規(guī)管片結(jié)構(gòu)，建立了管片縱縫受力性能的解析模型，描述了盾構(gòu)隧道管片縱縫承壓全過(guò)程的力學(xué)特性，分析了管片縱縫的受力性能和破壞機(jī)理，可為盾構(gòu)管片接頭設(shè)計(jì)和接頭病害預(yù)判及處理提供理論依據(jù).

1 管片縱縫受力全過(guò)程理論分析

1.1 基本假定

在對(duì)接頭受力全過(guò)程的分析過(guò)程中，需要對(duì)截面模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，并做出5個(gè)基本假定.

1）采用直接頭型式來(lái)代替真實(shí)管片的弧形接頭，并假定接縫斷面在受力過(guò)程中始終保持為平面，接縫處的變形主要是由螺栓的變形、接縫面混凝土的壓縮變形引起的，為簡(jiǎn)化理論推導(dǎo)，將混凝土及螺栓簡(jiǎn)化為彈性體，接縫轉(zhuǎn)角θ定義為

式中：δ1、δ2分別表示接縫內(nèi)、外側(cè)張開(kāi)量；H為接縫面高度.

2）假定管片接縫防水墊、定位孔及定位棒對(duì)接縫抗彎剛度無(wú)貢獻(xiàn).

3）管片接頭的變形直接影響隧道結(jié)構(gòu)的變形特性，且作為地下結(jié)構(gòu)隧道的允許變形量較小，正常使用隧道管片接頭大多處于彈性階段，因此為簡(jiǎn)化理論推導(dǎo)過(guò)程，假設(shè)管片接頭的混凝土及螺栓均為線彈性體，為確定接頭的極限抗彎剛度，認(rèn)為當(dāng)混凝土壓應(yīng)力超過(guò)其極限抗壓強(qiáng)度時(shí)混凝土壓碎.

4）根據(jù)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)受力特性，管片接頭在核心混凝土全截面受壓階段的截面壓應(yīng)力分布呈線性，在接頭具有張開(kāi)角后，壓區(qū)混凝土表現(xiàn)出較強(qiáng)的非線性，假設(shè)此時(shí)壓區(qū)混凝土的壓應(yīng)力分布圖為標(biāo)準(zhǔn)的二次拋物線，且拋物線的頂點(diǎn)在受壓區(qū)邊緣.考慮到解析解的連貫性，假設(shè)核心混凝土全截面受壓階段截面的壓應(yīng)力呈矩形+拋物線形分布.

5）為簡(jiǎn)化相關(guān)計(jì)算，接頭受壓區(qū)邊緣混凝土的壓縮變形量δc為［21-22］

式中：σc為接頭受壓區(qū)邊緣混凝土的壓應(yīng)力；E為混凝土的變形模量；l為壓縮應(yīng)變的影響深度，取為受壓區(qū)高度.

1.2 接縫截面受力全過(guò)程理論解析模型

以正彎矩為例，將縱向接縫受力狀態(tài)分為4個(gè)階段：核心混凝土全截面受壓階段、螺栓以下部分核心混凝土受壓階段、螺栓以上部分核心混凝土受壓階段、外緣混凝土與核心混凝土共同承壓階段.通過(guò)對(duì)縱向接縫受力狀態(tài)的劃分以及各階段的力學(xué)分析，建立其全過(guò)程力學(xué)模型.

1.2.1 核心混凝土全截面受壓階段

在核心混凝土全截面受壓階段，混凝土受壓區(qū)高度y等于核心混凝土高度h，且螺栓不受力，即Tb=0.核心混凝土處于彈性階段，在軸力N及彎矩M作用下其應(yīng)力分布圖如圖1所示.

圖1 核心混凝土全截面受壓階段模型計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.1 Calculation schematic diagram at the compression stage of the full-section core concrete

根據(jù)受力圖建立相應(yīng)的力學(xué)平衡為

根據(jù)假設(shè)，將受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)力劃分為矩形及拋物線形分布，并分別用C1、C2來(lái)代表各部分應(yīng)力合力，故有

式中：σc、σc′分別為核心混凝土受壓區(qū)上邊緣及下邊緣的壓應(yīng)力；b為管片厚度；d為密封襯墊嵌縫下邊緣到螺栓的距離；h1為管片中性軸到密封襯墊嵌縫下邊緣距離.

當(dāng)給定接縫面所受軸力及彎矩，根據(jù)式（7）、式（8）即可求解出核心混凝土全截面受壓階段接縫處的受力狀態(tài).且根據(jù)假設(shè)，核心混凝土全截面受壓階段應(yīng)滿足σc′≥0，即可知核心混凝土全截面受壓階段的判定條件為

1.2.2 螺栓以下部分核心混凝土受壓階段

隨著外荷載進(jìn)一步增大，接縫的受力狀態(tài)由核心混凝土全截面受壓階段逐漸過(guò)渡到螺栓以下部分核心混凝土受壓階段，此時(shí)接頭具有一定的張開(kāi)角，壓區(qū)混凝土表現(xiàn)出較大的非線性，受力分析如圖2所示，此階段混凝土受壓區(qū)高度范圍為d≤y＜h，且螺栓仍不受力，即Tb=0.

圖2 螺栓以下部分核心混凝土受壓階段計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.2 Calculation schematic diagram at the compression stage of the partial core concrete below bolts

根據(jù)受力圖建立相應(yīng)的力學(xué)平衡為

根據(jù)假設(shè)，受壓區(qū)混凝土的壓應(yīng)力分布圖為二次拋物線，且頂點(diǎn)位于受壓區(qū)邊緣處，故有

由混凝土變形關(guān)系及相關(guān)假設(shè)，受壓區(qū)邊緣混凝土的變形δc為

根據(jù)管片接縫處所受軸力N及彎矩M，由式（16）可求解出接縫處的受壓區(qū)高度y，然后將所求y代入式（15），即可求解出接縫處應(yīng)力σc，進(jìn)而根據(jù)式（14）可求解出接縫轉(zhuǎn)角θ.

根據(jù)假設(shè)，螺栓處接縫面混凝土仍受壓的臨界狀態(tài)為受壓區(qū)高度y=d.因此可以給定螺栓處混凝土受壓的臨界狀態(tài)判定公式為

1.2.3 螺栓以上部分核心混凝土受壓階段

當(dāng)接頭張開(kāi)度進(jìn)一步發(fā)展，混凝土受壓區(qū)將跨過(guò)螺栓，使得螺栓開(kāi)始受拉，此時(shí)的混凝土受壓區(qū)高度范圍為0＜y＜d，受力分析如圖3所示.

圖3 螺栓以上部分核心混凝土受壓模型計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.3 Calculation schematic diagram at the compressionstage of the partial core concrete above bolts

從圖3可知，該階段與上階段的區(qū)別僅在于螺栓參與承力，根據(jù)假定可知螺栓處接頭面張開(kāi)量δb為

由螺栓變形的物理關(guān)系得

式中：k表示螺栓剛度，聯(lián)立式（14）、式（18）及式（19），并令

在該受力階段中存在一臨界狀態(tài)，使得外緣混凝土接觸，根據(jù)相關(guān)假設(shè)，當(dāng)外緣混凝土剛接觸時(shí)應(yīng)滿足條件

聯(lián)立式（18）及式（23），可得

聯(lián)立式（23）、式（24），可得外緣混凝土接觸時(shí)核心混凝土受壓區(qū)高度為

式中：h2、h3分別表示外緣混凝土厚度及密封襯墊嵌縫寬度.

1.2 .4外緣與核心混凝土共同承壓階段

隨著外荷載的繼續(xù)增大，接縫的外弧面將繼續(xù)壓緊，外緣混凝土參與承壓，與核心混凝土共同工作.此階段核心混凝土受壓區(qū)高度進(jìn)一步減小，外緣混凝土受壓區(qū)高度逐漸增大，直至外緣混凝土超過(guò)承載力極限.該階段體現(xiàn)了接縫構(gòu)造形式對(duì)接縫受力特性的影響，其力學(xué)分析的影響因素較多，針對(duì)該階段本文重點(diǎn)分析了外緣混凝土壓碎時(shí)的臨界力學(xué)性能，并引入了外緣混凝土受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α，認(rèn)為該系數(shù)與外緣混凝土高度h2的乘積即為外緣混凝土壓碎時(shí)外緣混凝土受壓區(qū)高度，該狀態(tài)的受力分析如圖4所示.

圖4 外緣混凝土壓碎時(shí)模型計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.4 Calculation schematic diagram when the outer concrete is crushed

根據(jù)受力圖建立相應(yīng)的力學(xué)平衡為

式中：C′表示外緣混凝土壓應(yīng)力合力；σcmax表示混凝土的抗壓強(qiáng)度，根據(jù)假設(shè)及變形關(guān)系可知，外緣混凝土及核心混凝土受壓區(qū)邊緣的壓縮變形分別為

同理，螺栓處接頭面張開(kāi)量及螺栓變形為

聯(lián)立式（26）～式（33），并令β=2σcmaxαh2+EΔ，可得

由以上分析可知，在該受力階段當(dāng)確定了外緣混凝土受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α后即可求出外緣混凝土壓碎時(shí)，核心混凝土受壓區(qū)高度y，然后再分別根據(jù)式（34）～式（37）可求解出此時(shí)θ、Tb及σc.

2 外緣受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α

2.1 α計(jì)算方案

在盾構(gòu)管片縱縫受力全過(guò)程理論分析中，外緣混凝土與核心混凝土共同承壓階段需明確外緣混凝土壓碎時(shí)外緣混凝土受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α，進(jìn)而才能確定該階段管片縱縫的力學(xué)性能.α受多因素影響，為明確不同工況下α的取值，利用有限元軟件建立盾構(gòu)管片縱縫承壓的三維實(shí)體模型，對(duì)系數(shù)α的相關(guān)影響因素進(jìn)行正交分析，選取五因素四水平正交表L16（45）進(jìn)行正交分析，選取的影響因素及水平見(jiàn)表1.

表1 正交分析因素水平表Tab.1 Factor levels for orthogonal analysis

計(jì)算模型依據(jù)目前地鐵盾構(gòu)隧道常用管片形式建立，接縫采用5.8級(jí)M30直螺栓連接，混凝土等級(jí)C50，襯砌環(huán)外徑6.4 m，內(nèi)徑5.8 m，幅寬1.2 m，忽略定位槽、定位棒及彈性密封墊的影響，見(jiàn)圖5，圖5中，螺栓長(zhǎng)度為2t.由于管片為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，因此為簡(jiǎn)化計(jì)算，計(jì)算模型取為管片幅寬方向的半結(jié)構(gòu)并設(shè)置對(duì)稱面進(jìn)行分析，計(jì)算模型接縫面幾何尺寸如表2所示.

表2 混凝土管片幾何參數(shù)表Tab.2 Geometric parameters of the segment mm

圖5 管片接縫數(shù)值模型及剖面圖Fig.5 Numerical model and sectional view of the segment joint

模型中混凝土與螺栓均采用彈性本構(gòu)，模型中螺栓與螺栓孔、管片與管片間設(shè)置摩擦接觸，摩擦系數(shù)分別取為0.55和0.15.模型前后面為對(duì)稱面，并設(shè)置對(duì)應(yīng)的對(duì)稱邊界，左右兩側(cè)底部的約束為簡(jiǎn)支.模型接頭處各管片設(shè)置彎矩M，并分別與接縫處各管片界面運(yùn)動(dòng)耦合，不同工況下彎矩值均取為600kN·m，模型的左右側(cè)面受到面荷載軸力N的作用，軸力N的取值需依據(jù)不同工況中的M/N來(lái)確定.模型計(jì)算共分兩個(gè)荷載步進(jìn)行，首先在第一步均勻施加管片軸力至最大值，然后保持軸力不變進(jìn)行第二步管片彎矩的施加，直至管片破壞.

2.2 α影響因素分析

選取五因素四水平正交表L16（45）進(jìn)行正交模擬分析，具體各組模擬參數(shù)及外緣混凝土受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α如表3所示，其中空白列作為誤差列，以定量分析各因素對(duì)模擬結(jié)果的影響程度.

表3 模擬正交表及模擬結(jié)果Tab.3 Simulation orthogonal and simulation results

對(duì)正交表模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行極差分析，確定各影響因素的優(yōu)水平、最優(yōu)水平組合及主次順序，分析結(jié)果列于表4.其中，K1～K4為各因素不同水平下模擬結(jié)果總和的平均值，其大小可以判斷各因素的優(yōu)水平及模擬的優(yōu)組合.R為各因素的極差，模擬結(jié)果的變動(dòng)幅度可通過(guò)該列因素的極差反映，R越大說(shuō)明該因素對(duì)模擬指標(biāo)的影響越大，即該因素為主要影響因素.

由表4可知，接頭空隙對(duì)外緣混凝土受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α影響最大，其次是M/N、d1及h3，且在M/N為0.32，h3為50 m，d1為110 mm，Δ為4 mm的組合下，外緣混凝土受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α達(dá)到最佳.

表4 極差分析Tab.4 Range analysis

為彌補(bǔ)極差分析不能區(qū)分因素各水平所對(duì)應(yīng)模擬結(jié)果差異來(lái)源的不足，采用方差分析法對(duì)模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行進(jìn)一步分析，以定量估計(jì)各因素對(duì)模擬結(jié)果的影響程度，方差分析結(jié)果列于表5.該正交表各因素自由度為3，將空白列作為誤差列，則誤差自由度為3，查F分布表可得F0.01（3，3）=29.46，F(xiàn)0.05（3，3）=9.28，F(xiàn)0.10（3，3）=5.36.M/N的F值FA=1.96＜F0.10（3，3），h3的F值FB=0.24＜F0.10（3，3），螺栓距管片內(nèi)緣距離的F值FC=0.62＜F0.10（3，3），接頭空隙的F值FD=20.33＞F0.05（3，3）.由方差分析結(jié)果可知：接頭空隙對(duì)外緣混凝土受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α具有強(qiáng)顯著影響，M/N、密封襯墊嵌縫寬度h3及螺栓距管片內(nèi)緣距離對(duì)外緣混凝土受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α影響不顯著.

表5 方差分析Tab.5 Variance analysis

因此，綜合考慮極差和方差分析結(jié)果可知，在分析各因素對(duì)外緣混凝土受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α的影響時(shí)，可忽略M/N、h3及d1的作用效果，著重考慮接頭空隙的影響.

“沒(méi)關(guān)系的，”青辰道，“族人們很快就會(huì)發(fā)現(xiàn)咱們的失蹤，他們很快就能找過(guò)來(lái)。最多傍晚，他們一定能找過(guò)來(lái)?！?/p>

為進(jìn)一步分析外緣混凝土受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α與接頭空隙的關(guān)系，取M/N、h3及d1為最優(yōu)水平，即M/N為0.32，h3為50 mm，d1為110 mm，接頭空隙依據(jù)現(xiàn)有工程數(shù)據(jù)，取值范圍設(shè)為1～10 mm，梯度取為1 mm，建立相應(yīng)的數(shù)值模擬模型并進(jìn)行計(jì)算，模型基本設(shè)置與正交分析模型設(shè)置相同，計(jì)算結(jié)果如圖6.

圖6 接頭空隙與α關(guān)系圖Fig.6 Relationship between joint gap andα

由以上分析可知，針對(duì)不同工況下外緣混凝土受壓區(qū)高度調(diào)整系數(shù)α僅與接頭間隙關(guān)系密切，并經(jīng)過(guò)大量數(shù)值模擬，可初步建立α與接頭間隙Δ的關(guān)系式為

我國(guó)地鐵盾構(gòu)隧道接頭空隙一般處于2～6 mm，因此針對(duì)我國(guó)絕大多數(shù)地鐵盾構(gòu)隧道，α可近似取為0.2.

3 接頭受力全過(guò)程理論解的驗(yàn)證

3.1 數(shù)值模型的建立

為驗(yàn)證盾構(gòu)管片接縫受力全過(guò)程理論分析的合理性，依托北京某地鐵盾構(gòu)隧道管片尺寸，利用Abaqus有限元軟件建立了盾構(gòu)管片接縫受力三維實(shí)體模型.管片接縫采用5.8級(jí)M30直螺栓連接，彈性模量取為210 GPa，混凝土等級(jí)C50，其抗壓強(qiáng)度為32.4 MPa，彈性模量取為3.45 GPa.襯砌環(huán)外徑6.4 m，內(nèi)徑5.8 m，幅寬1.2 m，忽略定位槽、定位棒及彈性密封墊的影響.由于管片為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，因此為簡(jiǎn)化計(jì)算，計(jì)算模型取為管片幅寬方向的半結(jié)構(gòu)并設(shè)置對(duì)稱面進(jìn)行分析，接縫面幾何尺寸見(jiàn)圖7.

圖7 數(shù)值模型接頭基本尺寸（單位：mm）Fig.7 Basic dimensions of joint numerical model(Unit:mm)

模型中混凝土與螺栓均采用彈性本構(gòu)，模型的接觸、邊界條件及荷載施加方式均與正交分析中的模型設(shè)置一致.該模型接頭處各管片的彎矩M取為600 kN·m，軸力N取為600 kN.

3.2 理論與模擬驗(yàn)證結(jié)果

表6 接縫受力全過(guò)程各階段典型理論與模擬值Tab.6 Typical theory and simulation values of all stages in joint stress process

為明確數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，選取文獻(xiàn)［7］中接頭壓彎試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果，如圖8所示.由于接頭受力特性的影響因素眾多，文獻(xiàn)［7］中各試驗(yàn)條件與本文有所差異，造成試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的定量分析差異性較大，但接頭受力特性的試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的變化規(guī)律具有一致性，因此可認(rèn)為本文的數(shù)值模擬結(jié)果具有合理性.

圖8 管片接頭試驗(yàn)的彎矩-轉(zhuǎn)角變化關(guān)系[7]Fig.8 Relationship between bending moment and angle of segment joint in the test[7]

為進(jìn)一步分析數(shù)值模擬結(jié)果與理論解的差異性，將管片接縫受壓區(qū)高度及轉(zhuǎn)角隨彎矩變化曲線繪制如圖9所示.由圖9可知，理論與模擬的變化趨勢(shì)整體一致，驗(yàn)證了理論解的可靠性.在螺栓未發(fā)揮作用時(shí)，理論推導(dǎo)與模擬結(jié)果變化規(guī)律一致，整體來(lái)看，螺栓未發(fā)揮作用前，理論推導(dǎo)結(jié)果對(duì)于隧道結(jié)構(gòu)來(lái)說(shuō)是偏于安全的.當(dāng)螺栓產(chǎn)生拉力后，其對(duì)管片接縫的進(jìn)一步張開(kāi)具有抑制作用，螺栓孔附近混凝土壓力較大形成應(yīng)力集中區(qū)，管片接縫界面難以保持平截面.此階段理論推導(dǎo)中的平截面假定與實(shí)際情況相差較大，從而造成螺栓明顯受力后管片接頭抗彎剛度的理論解比模擬值要小，且受壓區(qū)高度理論解要小于模擬值.綜合分析螺栓明顯受力后管片接頭的力學(xué)性能，理論解對(duì)于隧道結(jié)構(gòu)來(lái)說(shuō)偏于安全，且理論解能夠較好地推導(dǎo)出管片接頭的承載性能.因此，本文推導(dǎo)的盾構(gòu)管片縱縫螺栓連接壓彎承載力的理論模型能夠較好地計(jì)算出接頭承壓全過(guò)程的力學(xué)性能，從而可為管片接頭設(shè)計(jì)和管片接頭病害預(yù)警及處理提供理論依據(jù).

圖9 接頭力學(xué)特性的理論值與模擬值對(duì)比Fig.9 Comparison between theoretical and simulation jointsmechanical properties

4 結(jié)論

1）正彎矩作用下，將管片縱縫的承壓過(guò)程劃分為4個(gè)階段，依次為核心混凝土全截面受壓階段、螺栓以下部分核心混凝土受壓階段、螺栓以上部分核心混凝土受壓階段、外緣混凝土與核心混凝土共同承壓階段.

2）通過(guò)正交分析，外緣混凝土壓碎時(shí)外緣混凝土的受壓區(qū)高度受接頭空隙的影響顯著，而與接頭截面其他的構(gòu)造特性相關(guān)性不強(qiáng).

3）通過(guò)對(duì)接頭空隙與外緣混凝土受壓區(qū)高度關(guān)系的進(jìn)一步細(xì)化模擬研究，總結(jié)出外緣混凝土壓碎時(shí)，外緣混凝土受壓區(qū)高度影響系數(shù)的計(jì)算公式，且對(duì)于我國(guó)絕大多數(shù)地鐵盾構(gòu)隧道來(lái)說(shuō)，α可近似取為0.2.

4）基于管片縱縫承壓過(guò)程的4個(gè)階段及外緣混凝土受壓區(qū)高度影響系數(shù)的理論公式，提出了計(jì)算盾構(gòu)隧道管片螺栓連接縱縫承壓全過(guò)程的理論解析模型，利用該模型可分析任意荷載作用下管片接頭的力學(xué)狀態(tài)，且模擬結(jié)果與理論解吻合程度較好，可為接頭設(shè)計(jì)及病害預(yù)測(cè)提供理論依據(jù).