李守巨, 王志云, 杜洪澤

(1.大連理工大學(xué) 工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 遼寧 大連116024; 2.大連海洋大學(xué) 海洋與土木工程學(xué)院， 遼寧 大連 116023)

0 引 言

地鐵隧道混凝土管片用來(lái)承擔(dān)土層傳遞的土水壓力荷載和隔離土層中地下水流入隧道空間，為地下隧道中火車的安全運(yùn)行提供空間。隨著盾構(gòu)機(jī)的向前推進(jìn)，隧道的混凝土管片襯砌一環(huán)接一環(huán)向前安裝鋪設(shè)。在一環(huán)混凝土管片襯砌中，往往由多個(gè)(例如6個(gè)、9個(gè))獨(dú)立的混凝土管片經(jīng)過(guò)螺栓連接拼接而成。混凝土管片接頭的承載能力，直接影響到襯砌環(huán)的強(qiáng)度、剛度和變形特性。如何確定混凝土管片接頭的變形特性和極限承載能力，是混凝土管片襯砌設(shè)計(jì)中的一個(gè)重要環(huán)節(jié)。實(shí)驗(yàn)室足尺模型實(shí)驗(yàn)方法是解決該問(wèn)題的有效方法之一。H.B.Jiang等采用模型實(shí)驗(yàn)方法研究了預(yù)制混凝土管片接頭的力學(xué)特性[1]。G.W.Meng等[2]利用全尺寸實(shí)驗(yàn)研究鋼纖維對(duì)預(yù)制混凝土隧道管片力學(xué)性能的影響。盡管，鋼纖維作為替代材料能夠提高隧道襯砌的性能，但是對(duì)于這種代替條件下管片接頭的研究卻不多，C.J.Gong等[3]對(duì)常規(guī)鋼筋混凝土和鋼纖維混凝土接頭在不同載荷條件下的極限承載力做了較為全面的研究。T.D.Le等[4]的研究表明，用碳纖維增強(qiáng)聚合物筋替代預(yù)制分段梁上的鋼筋，可以使梁既具有高強(qiáng)度又具有高延展性。 L.Zhou等[5]針對(duì)不同結(jié)構(gòu)形式球鐵接頭面板的變形結(jié)構(gòu)、錨固特性和破壞模式，進(jìn)行了全面的拉伸試驗(yàn)。Z.G.Yan等[6]以1∶3的比例對(duì)13個(gè)管片接頭進(jìn)行了測(cè)試，實(shí)驗(yàn)研究高溫條件下接頭性能的變化對(duì)盾構(gòu)隧道襯砌性能的影響。艾輝軍等[7]針對(duì)道床-管片-圍巖之間的非線性接觸問(wèn)題，建立了三維力學(xué)模型，深入分析了在靜土壓力和動(dòng)載之下管片接頭的變形。郭瑞等[8]通過(guò)對(duì)盾構(gòu)隧道環(huán)向管片接頭進(jìn)行抗剪加載試驗(yàn)，分析了在剪力作用下管片接頭的力學(xué)特性。為了滿足襯砌管片在高內(nèi)水壓和高水土壓力工作的要求，金瑞等[9]對(duì)一種特殊的管片接頭連接方式展開了接頭力學(xué)實(shí)驗(yàn)，分析了該接頭結(jié)構(gòu)形式的變形特征、承載力以及破壞形式。李守巨等[10]結(jié)合工程實(shí)例，對(duì)隧道管片接頭接觸特性進(jìn)行精細(xì)三維有限元建模，并分析其力學(xué)特性。劉四進(jìn)[11]、楊釗[12]、K.Feng[13]等通過(guò)對(duì)比管片接頭抗彎力學(xué)模型和管片接頭抗彎實(shí)驗(yàn)，研究了盾構(gòu)管片接頭抗彎剛度力學(xué)特性。J.Chen等[14]開發(fā)了一種新穎的測(cè)試裝置，用于盾構(gòu)隧道分段節(jié)的結(jié)構(gòu)測(cè)試，并將其用于研究深埋隧道縱垂和彎矩共同作用下的縱向節(jié)點(diǎn)的撓曲行為。J.Wang等[15]提出了一種采用以自由長(zhǎng)度跨接在接頭上的大范圍電應(yīng)變計(jì)的方法，解決了盾構(gòu)隧道模型尺寸小且埋在土壤中，很難監(jiān)測(cè)到接頭開口的問(wèn)題。從以上參考文獻(xiàn)中可以看出，混凝土管片接頭的極限承載力問(wèn)題，已經(jīng)引起了國(guó)內(nèi)外廣泛關(guān)注，但是對(duì)于管片厚度700 mm和 C80混凝土管片接頭極限承載力實(shí)驗(yàn)研究鮮有報(bào)道。實(shí)驗(yàn)研究目的在于采用實(shí)驗(yàn)室原型實(shí)驗(yàn)方法，研究軸力對(duì)混凝土管片接頭極限承載力的影響，分析管片接頭的破壞模式。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

針對(duì)瓊州海峽海底隧道，80 m水深，50 m覆土厚度，13.5 m隧道內(nèi)徑，管片厚度700 mm，高水壓大埋深地質(zhì)條件，實(shí)驗(yàn)混凝土管片選定C80混凝土?；炷凉芷宇^實(shí)驗(yàn)試件分為上下兩部分，上部高度900 mm，下部高度900 mm，總高度900 mm×2=1 800 mm，寬度500 mm，管片截面厚度700 mm，如圖1所示?；炷凉芷鹘畈捎肏RB400鋼筋，φ36 mm@84，每側(cè)6根鋼筋，對(duì)稱配筋?；炷帘Ｗo(hù)層厚度20 mm，箍筋采用HPB300光面鋼筋，φ8@100。接頭連接螺栓的直徑D=38 mm，其屈服強(qiáng)度為400 MPa。為了準(zhǔn)確了解混凝土管片材料的基本力學(xué)性能，事先進(jìn)行了混凝土立方體試件的基本力學(xué)參數(shù)實(shí)驗(yàn)?；炷凉芷宇^承載力特性實(shí)驗(yàn)試件如表1所示，其中正彎矩表示螺栓手孔位于圖的左側(cè)，負(fù)彎矩表示螺栓手孔位于圖的右側(cè)。

表1 混凝土管片接頭承載力特性實(shí)驗(yàn)試件

Table 1 Specimen of bearing capacity of concrete segmental joints

編號(hào)彎矩方向FN/kND/mmT1030-2正彎矩1 00038T1030-1正彎矩2 00038T1030-3正彎矩3 00038T1031-1負(fù)彎矩1 00038T1031-2負(fù)彎矩2 00038

混凝土管片接頭承載能力實(shí)驗(yàn)加載分為軸力和彎矩兩部分，如圖1所示。實(shí)驗(yàn)裝置頂部為1號(hào)軸力液壓加載油缸，右側(cè)為2號(hào)彎矩加載油缸。管片接頭實(shí)驗(yàn)首先通過(guò)頂部油缸施加預(yù)先確定的軸力(例如1 000 kN)，然后，通過(guò)右側(cè)的油缸對(duì)管片進(jìn)行彎矩加載。為了補(bǔ)償在彎矩加載過(guò)程中2號(hào)油缸向上推力的增加，導(dǎo)致管片軸力減小，維持管片軸力為事先設(shè)定的常數(shù)(例如1 000、2 000、3 000 kN),需要同步調(diào)整1號(hào)油缸的向下推力。為了監(jiān)測(cè)混凝土管片在加載過(guò)程中接頭附近應(yīng)變變化以及計(jì)算管片受壓區(qū)高度和曲率，在管片高度方向上均勻布置6個(gè)應(yīng)變片。同時(shí)，布置3個(gè)裂縫開度計(jì)，監(jiān)測(cè)接頭開度和估算受壓區(qū)高度，如圖2所示。除此之外，在管片寬度方向上，在受壓區(qū)均勻布置3個(gè)應(yīng)變片；在試件右側(cè)面布置2個(gè)裂縫開度計(jì)，監(jiān)測(cè)接頭開度隨彎矩的變化。

圖1 混凝土管片接頭承載能力實(shí)驗(yàn)臺(tái)Fig. 1 Experimental table for bearing capacity of concrete segmental joints

圖2 混凝土管片接頭螺栓和應(yīng)變片等布置斷面Fig. 2 Layout of linking bolt and strain gauges in concrete segmental joints

如圖2所示，在管片頂部施加恒定軸力FN，管片右側(cè)通過(guò)偏心力FM實(shí)現(xiàn)加載彎矩。管片接頭預(yù)留2個(gè)防水密封圈槽，預(yù)埋的連接螺栓錨固套筒位于實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷南掳氩浚趯?shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷纳习氩款A(yù)留螺栓孔和手孔。在管片接頭處布置6個(gè)應(yīng)變片及3個(gè)位移計(jì)，用于檢測(cè)混凝土的應(yīng)變及管片接頭開度。在連接螺栓上粘貼應(yīng)變片，用于監(jiān)測(cè)螺栓的應(yīng)變，螺栓應(yīng)變片的導(dǎo)線通過(guò)在螺栓上的預(yù)制切槽引出。為了保護(hù)螺栓上的應(yīng)變片，在應(yīng)變片粘貼之后用環(huán)氧樹脂涂抹防護(hù)。

2 管片接頭承載力特性

2.1 極限承載力

考慮到瓊州海峽海底隧道大埋深和高水壓受力特性，設(shè)計(jì)管片的軸力分別為1 000、2 000和3 000 kN，實(shí)驗(yàn)研究管片的軸力對(duì)管片接頭極限彎矩的影響，分析管片接頭的破壞模式。參考偏心受壓混凝土構(gòu)件相對(duì)受壓區(qū)高度(ξ)定義方法

(1)

式中：x——受壓區(qū)高度；

h0——截面的有效高度，對(duì)于實(shí)驗(yàn)的管片接頭，連接螺栓的位置布置在截面中心，h0=700-350=350 mm。

偏心受壓混凝土構(gòu)件極限狀態(tài)時(shí)的偏心距為

(2)

式中：Mu——管片接頭的極限彎矩，由實(shí)驗(yàn)確定,見表2;

FN——管片接頭施加的固定不變軸力。

參考偏心受壓混凝土構(gòu)件截面破壞形態(tài)初步判斷準(zhǔn)則

(3)

其中截面接頭的有效高度h0=350 mm。從表2中可以看出，管片接頭極限狀態(tài)的偏心距大于0.3h0=105 mm，試件都是屬于大偏心受壓破壞。

表2 管片接頭的承載力特性

圖3和圖4分別為接頭受壓區(qū)高度和極限變矩隨軸力的變化。從圖3中可以看出，隨著軸力的增加，受壓區(qū)高度逐漸增大。根據(jù)管片截面力的平衡方程[16]

N=α1fcbx-σsAs,

(4)

式中：α1——混凝土受壓區(qū)等效矩形應(yīng)力系數(shù)；

fc——混凝土抗壓強(qiáng)度的設(shè)計(jì)值；

x——受壓區(qū)高度；

b——截面寬度；

σs——螺栓應(yīng)力；

As——螺栓的直徑。

從式(4)可以看出，受壓區(qū)高度與軸力相關(guān)，實(shí)驗(yàn)得到的結(jié)論與理論分析結(jié)果基本一致。

從表2和圖4中可以看出，管片接頭的極限彎矩隨軸力的增加而增加，符合大偏心受壓構(gòu)件的極限承載力特性。由于管片螺栓的位置靠近截面形心時(shí)，管片的極限正彎矩與極限負(fù)彎矩近似相等，因此在實(shí)際地鐵隧道管片設(shè)計(jì)時(shí)，為了提高管片接頭的極限彎矩，應(yīng)根據(jù)有限元模型計(jì)算的不同位置(圓周上)管片彎矩分布圖進(jìn)行個(gè)性化設(shè)計(jì)，對(duì)于不同圓周位置上的管片，有針對(duì)性改變螺栓在截面上的位置，使得當(dāng)受壓區(qū)混凝土達(dá)到極限應(yīng)變(0.33%)時(shí)，連接螺栓應(yīng)力達(dá)到屈服狀態(tài)，最大限度提高管片接頭的極限彎矩。

圖3 接頭受壓區(qū)高度隨軸力的變化Fig. 3 Variation of neutral axis depth versus axial force

圖4 接頭極限彎矩隨軸力的變化Fig. 4 Variation of ultimate bearing capachty versus axial force

管片接頭的最大開度和張開角度隨軸力的變化如圖5、圖6所示。

圖5 接頭最大開度隨軸力的變化 Fig. 5 Variation of maximum aperture of joints versus axial force

從圖5中可以看出，管片接頭的最大開度隨著軸力的增加近似線性減少。較大的軸力能夠有效的限制管片接頭的張開角度，有利于提供接頭的止水性能。

圖6 接頭張開角度隨軸力的變化 Fig. 6 Variation of opening angle of joints versus axial force

為了分析管片接頭張開角度與彎矩和軸力的關(guān)系，定義接頭張開角度為

(5)

式中:Δh——接頭的最大開度；

ΔL——接頭張開的長(zhǎng)度。

高強(qiáng)混凝土管片接頭極限承載力特性如表3所示，從表3和圖6中可以看出，接頭的最大張開角度隨著軸力的增加而減小。

從表3中可以看出，在極限狀態(tài)下(最大彎矩時(shí))，管片接頭混凝土受壓區(qū)高度150～340 mm，混凝土管片接頭的最大開度達(dá)到了19 mm。因此，在設(shè)計(jì)和選擇防水密封墊時(shí)，必須考慮到材料遇水膨脹時(shí)有與之相適應(yīng)的自膨脹性能，保證管片襯砌具有良好的防水性能。從表3中可以看出，當(dāng)軸力為1 000 kN時(shí)，管片接頭螺栓的應(yīng)力達(dá)到了屈服強(qiáng)度。當(dāng)軸力為2 000和3 000 kN時(shí)，管片接頭螺栓沒有屈服。因此，當(dāng)管片的軸力較大時(shí)，螺栓的面積和材料屈服強(qiáng)度并未影響到管片接頭的極限承載力，螺栓僅僅起到管片形狀固定的作用，輔助管片襯砌環(huán)的保圓特性。

表3 混凝土管片接頭的實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.2 破壞特征

混凝土管片接頭破壞特征如圖7所示，螺栓孔口附近混凝土的破壞形態(tài)如圖8所示。

圖7 混凝土管片接頭破壞特征Fig. 7 Fracture patterns of concrete segmental joints

圖8 螺栓孔口附近混凝土的破壞形態(tài)Fig. 8 Fracture patterns of concrete segmental joints near linking bolt hole

從圖7a中可以看出，在極限狀態(tài)下，混凝土管片接頭受壓區(qū)混凝土被壓碎，管片接頭受壓區(qū)高度310 mm，螺栓的位置幾乎靠近中和軸，受拉螺栓遠(yuǎn)遠(yuǎn)沒有達(dá)到屈服，這與常規(guī)的混凝土構(gòu)件的破壞形態(tài)不完全一樣。從圖7b中可以看出，有一條主裂紋，距離管片外表面大約200 mm的位置，從接頭處向上幾乎平行于管片的側(cè)面擴(kuò)展，最后，導(dǎo)致混凝土管片接頭失去了承載能力而破壞。

由于在螺栓手孔附近受到應(yīng)力集中的影響，局部發(fā)生了崩裂破壞現(xiàn)象(圖8)。并且在螺栓孔口表面，有一條主裂紋一直擴(kuò)展到混凝土管片的表面。螺栓手孔的存在，在某種程度上削弱了管片接頭的極限承載能力。

3 結(jié) 論

(1)在實(shí)驗(yàn)條件下，混凝土管片接頭的極限承載力隨著軸力的增加而增加，符合偏心受壓構(gòu)件大偏心破壞模式，管片接頭的極限承載力主要受混凝土抗壓強(qiáng)度和構(gòu)件尺寸以及螺栓的面積和屈服強(qiáng)度控制。

(2)在極限狀態(tài)時(shí)，混凝土管片接頭的最大開度達(dá)到了19 mm。因此，在設(shè)計(jì)和選擇防水密封墊時(shí)，必須考慮到材料遇水膨脹時(shí)有與之相適應(yīng)的自膨脹性能，保證管片襯砌具有良好的防水性能。

(3)在極限狀態(tài)下，混凝土管片接頭受壓區(qū)混凝土被壓碎，受壓區(qū)的高度隨著軸力的增加而最大，接頭張開角度隨著軸力增加而減小，受拉螺栓屈服與否與軸力相關(guān)，與常規(guī)的混凝土構(gòu)件的破壞形態(tài)不完全一樣。

(4)螺栓手孔的存在，在某種程度上削弱了管片接頭的極限承載能力。合理設(shè)計(jì)螺栓手孔的形狀和位置，對(duì)于提高管片接頭的極限承載力也是非常重要的。

(5)管片接頭附近應(yīng)變觀測(cè)值分散性較大，與預(yù)期結(jié)果相差較大，根據(jù)應(yīng)變觀測(cè)值求出受壓區(qū)高度和中和軸的高度比較困難，受壓區(qū)高度只能通過(guò)接頭開度3個(gè)觀測(cè)點(diǎn)觀測(cè)值進(jìn)行估算，這需要在以后的實(shí)驗(yàn)中進(jìn)一步研究。