申昊沖 王欣杰 李翀 趙慧玲

1.上海大學(xué)力學(xué)與工程科學(xué)學(xué)院，上海 200444；2.上海申通地鐵集團有限公司，上海 200122；3.同濟大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092

頂管法是一種非開挖隧道施工技術(shù)，因其對周圍環(huán)境影響小，而被應(yīng)用于建筑密度大、環(huán)境敏感區(qū)域的隧道施工中［1-3］，目前已有超大斷面類矩形頂管應(yīng)用于地鐵車站建設(shè)中［4］。接頭作為頂管縱向連接的重要環(huán)節(jié)，其剛度與頂管管身剛度相比較小，是頂管的薄弱部位。因此接頭的力學(xué)性能及破壞形式成為工程界關(guān)注的重點。

頂管接頭受力性能的研究方法主要有理論分析、物理實驗和有限元數(shù)值計算。針對接頭的理論分析需要對接頭進行簡化假設(shè)，適用于頂管隧道的整體分析。朱合華等［5］通過幾何與數(shù)值分析的方法計算了頂管管節(jié)的接縫張開量，并與監(jiān)測結(jié)果進行了對比，得出有限元計算誤差為12.6%，幾何計算誤差為33.8%。朱啟銀等［6］利用有限元計算得到了鋼套環(huán)壁厚對接頭的影響及頂力和頂管轉(zhuǎn)角間相互影響的規(guī)律，承載力以鋼套環(huán)與混凝土管片接觸為荷載臨界點，但未考慮接頭的極限承載力。陳建中［7］、厲揚戈［8］分別對φ2.3 m、φ2.6 m 的小直徑頂管隧道接頭進行了足尺試驗，前者進行了兩個整環(huán)管節(jié)接頭偏轉(zhuǎn)角試驗，發(fā)現(xiàn)承口環(huán)安全可靠，后者分析了頂管接頭在受拉、受壓及受彎下力學(xué)性能及破壞形式，得出接頭的破壞主要是由鋼板與混凝土脫開引起的。上述均是針對小斷面頂管的整環(huán)接頭進行受力研究，而超大斷面頂管更易遭受局部荷載作用，因此需要對大斷面頂管接頭局部開展受力性能研究。目前，局部隧道接頭研究尚多針對盾構(gòu)隧道［9-10］和沉管隧道［11］。梁坤等［12］對大斷面盾構(gòu)隧道選取局部建立平板式接頭試件，進行預(yù)埋螺栓式接頭的極限承載試驗，發(fā)現(xiàn)破壞形式為接頭受壓區(qū)混凝土大量壓碎。曾東洋等［13］采用有限元分析對盾構(gòu)隧道管片預(yù)埋螺栓式接頭的局部進行受彎模擬，在較大彎矩作用下端面混凝土受壓區(qū)和局部分離區(qū)形成后，接頭變形由受壓混凝土和受拉螺栓承擔(dān)。超大斷面類矩形鋼頂管隧道采用承插坡口焊接縱向接頭，提高了結(jié)構(gòu)整體剛度及承載能力，但這類接頭的極限承載性能與破壞機制研究尚未見報道。因此，本文選取承插坡口焊接頂管縱向接頭局部，設(shè)計了平板式接頭進行加載試驗，研究極限承載性能，并對接頭展開優(yōu)化設(shè)計，采用驗證后的有限元模型分析優(yōu)化后接頭受彎時的傳力機制及極限承載能力，為大斷面類矩形頂管接頭設(shè)計提供依據(jù)。

1 頂管承插坡口焊接接頭受彎試驗

1.1 接頭形式

鋼頂管承插坡口焊接縱向接頭是指兩管節(jié)在頂進時采用承插連接，頂進后在兩管節(jié)內(nèi)圈采用坡口焊全縫，以提高頂管連接的整體性。本文針對的鋼頂管為類矩形斷面，橫斷面尺寸為9.90 m × 8.65 m，管節(jié)環(huán)寬為2 m。承口圈與插口圈之間有三道鋼環(huán)，承口內(nèi)端板和插口內(nèi)端板間采用8.8 級M30 螺栓定位連接，兩端板內(nèi)側(cè)接縫全縫采用坡口焊，焊縫高25 mm。管節(jié)本身設(shè)有橫向、縱向加勁肋板，接頭處的縱向加勁肋板見圖1。

圖1 鋼頂管承插坡口焊接縱向接頭（單位：mm）

1.2 試件設(shè)計

為研究鋼頂管承插坡口焊接縱向接頭局部的極限受彎性能，設(shè)計并制作了接頭試件，沿管節(jié)頂進方向截取長度3 490 mm，寬度1 000 mm 的平板式接頭試件，截取長度與原頂管的兩管節(jié)寬度相同，見圖2。

圖2 承插式接頭平板試件（單位：mm）

試件內(nèi)側(cè)布置有縱向加勁肋板及其翼緣，縱向加勁肋板關(guān)于試件縱軸對稱布置，間距為500 mm，厚30 mm，加勁肋翼緣厚45 mm，寬120 mm。接頭處的螺栓布置于縱向加勁肋板中間。加勁肋板有開孔，接頭承口處開孔φ100 mm，插口處開孔φ80 mm。

1.3 試件加載

接頭試件采用兩個200T豎向千斤頂對稱加載，通過多點等值鋼梁分別作用于試件承口和插口的頂部，加載間距為630 mm。支座兩端設(shè)有滾軸，視為簡支。加載方式采用單調(diào)靜力加載，初始每級加載50 kN，加載至屈服階段后，每級加載降至10 kN，加載直至試件破壞，無法繼續(xù)承載。

1.4 試件承載與破壞形式

承插坡口焊接縱向接頭試件加載過程基本分為三個階段。彎矩-撓度曲線見圖3實線所示。

圖3 彎矩-跨中撓度曲線

第一階段為彎矩與撓度的線性增長階段，試件基本處于彈性狀態(tài)。螺栓在此階段屈服，達到了定位設(shè)計的目的。第二階段為塑性發(fā)展階段，接頭處發(fā)生局部屈服，接頭變形加快，但焊縫未出現(xiàn)明顯裂紋。第三階段為破壞階段，試件底部焊縫被拉裂，接頭變形迅速，荷載無法繼續(xù)施加。坡口使得插口端板底部變薄，導(dǎo)致此處與翼緣的焊接強度降低，試件最終破壞形式表現(xiàn)為插口端板底部與翼緣之前的焊縫被拉裂，見圖4。因此承口與插口端板坡口焊縫是影響接頭承載能力的重要部位。

圖4 試件破壞形式

2 鋼頂管縱向接頭優(yōu)化方案

2.1 優(yōu)化方案提出

大斷面鋼管節(jié)頂進后，承插接頭內(nèi)側(cè)接縫全縫進行坡口焊，焊接長度長，工作量大、耗時較長，局限空間內(nèi)實施焊接的質(zhì)量較難保證，同時大范圍焊接工作時溫度高，對承插口界面處的防水橡膠墊性能產(chǎn)生一定影響。但是，根據(jù)試驗研究發(fā)現(xiàn)接頭端板內(nèi)側(cè)坡口焊縫是試件受力的主要控制部位。因此，本文提出采用鋼板連接代替坡口焊縫連接，鋼板與試件之間采用焊接連接，優(yōu)化后的連接方式焊接量減少，且焊接位置與橡膠防水墊的距離增加，對防水墊的影響減小。同時，鋼板連接不僅增大了承插截面的有效面積，而且增加了拉應(yīng)力合力的力臂，有效提高連接效能。

2.2 優(yōu)化接頭連接形式

本文提出的優(yōu)化連接接頭構(gòu)造如圖5所示。采用厚為30 mm、長為690 mm 的Q345B 鋼板，對稱布置在縱向加勁肋翼緣正下方，b為鋼板寬度。

圖5 鋼板連接接頭構(gòu)造（單位：mm）

3 承插鋼板連接接頭性能分析

3.1 有限元模型建立

根據(jù)坡口焊接頭試驗結(jié)果驗證有限元接頭模型的可靠性，進而利用有限元探究鋼板連接接頭的受力機制。內(nèi)縫坡口焊接與內(nèi)側(cè)鋼板連接兩種承插式接頭的有限元模型見圖6。有限元模型中的鋼管節(jié)、螺栓、鋼板和焊縫均采用六面體減縮積分實體單元C3D8R。在接頭模型內(nèi)側(cè)預(yù)留25 mm 高的V 形坡口，將焊縫條裝配在接頭模型中。接頭承插口內(nèi)端板、螺栓與鋼板、焊縫與鋼板之間均為面-面接觸，接觸由法線方向的“硬接觸”和切線方向的“罰接觸”組成，其中摩擦系數(shù)根據(jù)文獻［14-15］確定。

圖6 承插式接頭有限元模型

3.2 計算參數(shù)

選用螺栓的屈服強度為600 MPa，抗拉強度為800 MPa，螺栓采用雙折線模型。模型中鋼板的屈服強度及抗拉強度按材料性能試驗取值，見表1。接頭接縫處防水橡膠墊和彈性密封墊的彈性模量遠小于鋼板，故在建模中未考慮。

表1 鋼板材料參數(shù)

3.3 計算結(jié)果分析

3.3.1 承插坡口焊接接頭結(jié)果分析

坡口焊接接頭試件破壞形態(tài)與計算的最大塑性應(yīng)變云圖見圖7。最大塑性應(yīng)變位置在插口端板與其翼緣的連接部位，與坡口接頭試驗結(jié)果吻合，有限元模擬的彎矩-跨中撓度曲線也與試驗結(jié)果吻合。因此本文的有限元計算分析可進一步用于對優(yōu)化后的鋼板連接接頭受力性能分析，研究優(yōu)化接頭的極限承載力、變形、破壞部位等特征。

3.3.2 承插鋼板連接接頭結(jié)果分析

采用承插連接鋼板接頭，通過兩塊局部鋼板連接達到與全縫坡口焊接接頭相同剛度與強度。有限元模擬中，采用的連接鋼板厚為30 mm，兩鋼板間距為500 mm，鋼板寬度b分別為110、120、130、140 mm四種情況。不同寬度鋼板連接接頭的極限受彎承載力見表2。

采用長690 mm×寬120 mm×厚30 mm 的連接鋼板連接的接頭模型其極限受彎承載力達到1 313 kN·m，達到了全縫坡口焊接接頭的極限受彎承載力1 210 kN·m。

鋼板連接縱向接頭模擬得出的彎矩-跨中撓度曲線參見圖3 中的點線，可知，曲線可以分為三段，第一段曲線斜率隨著彎矩的增大幾乎不變，呈線性增長，接頭基本處于彈性狀態(tài)，第一階段終點的彎矩為930 kN·m，對應(yīng)的跨中撓度約為14 mm。第二階段為塑性發(fā)展階段，撓度增長速度增大，接頭處局部發(fā)生屈服，并不斷擴展。當(dāng)彎矩達到1 313 kN·m 時跨中撓度為43 mm。第三階段為破壞階段，彎矩?zé)o法繼續(xù)增加，且很快下降，跨中撓度迅速增大。此時接頭底部連接鋼板已經(jīng)達到極限強度，接頭因連接鋼板失效，無法繼續(xù)承載而發(fā)生破壞。鋼板連接縱向接頭的屈服承載力為930 kN·m，極限承載力為1 313 kN·m，接頭的強屈比為1.41。

不同彎矩作用下鋼板連接接頭底部局部Mises 應(yīng)力云圖見圖8?？芍?dāng)彎矩達到800 kN·m 時，連接鋼板的最大Mises 應(yīng)力為331 MPa。彎矩增加至1 000 kN·m 時，連接鋼板開始局部屈服，最大 Mises 應(yīng)力為362 MPa，這與彎矩-跨中撓度曲線的變化特征相吻合。當(dāng)彎矩加載到1 300 kN·m 時連接鋼板的最大Mises應(yīng)力為470 MPa，達到其極限強度。

圖8 鋼板連接縱向接頭底部局部應(yīng)力圖（單位：Pa）

由接頭局部應(yīng)力的變化可知，當(dāng)接頭采用鋼板連接時，接頭所承受的拉力直接由連接鋼板分別向兩端的承口與插口管節(jié)傳遞，而相對薄弱的承口端板與插口端板的應(yīng)力明顯小于承插坡口焊接接頭，連接鋼板有效提高了接頭的整體性，有利于荷載的傳遞。

3.3.3 兩種連接方式的對比分析

坡口焊接接頭和鋼板連接接頭達到屈服狀態(tài)和極限狀態(tài)時抗彎承載力和對應(yīng)的跨中撓度見表3。采用鋼板連接的縱向接頭，其整體剛度和抗彎承載力得到了顯著提高。坡口焊接縱向接頭的受力控制部位在焊縫處，而鋼板連接縱向接頭的受力控制部位則是連接鋼板。焊縫采用多道多層焊，會引起一定程度的殘余變形，實際工程應(yīng)用會影響接頭的受力性能。優(yōu)化后的鋼板連接縱向接頭受彎承載力和剛度得到了顯著提高，并且便于施工定位，避免了在接縫密封件周圍的大量焊接。

表3 兩種連接接頭抗彎承載力及對應(yīng)跨中撓度對比

4 結(jié)論

在既有承插坡口焊接縱向接頭受彎試驗結(jié)果基礎(chǔ)上，采用有限元模擬對承插縱向接頭形式進行優(yōu)化，提出一種新型連接方案，即采用鋼板連接替代全縫坡口焊連接。通過數(shù)值模擬獲得優(yōu)化接頭的承載機制、破壞模式及極限承載力，與坡口焊接縱向接頭進行對比分析。結(jié)論如下：

1）坡口焊縫是承插坡口焊接縱向接頭抗彎承載力的重要控制部位，當(dāng)焊縫被拉裂時，接頭承載力降低，并無法繼續(xù)承載而發(fā)生破壞。有限元模擬結(jié)果與試驗吻合，可用于接頭的優(yōu)化分析。

2）承插鋼板連接縱向接頭的鋼板尺寸是影響接頭抗彎承載力的主要影響因素，采用長690 mm × 寬120 mm×厚30 mm 的連接鋼板時，鋼板連接縱向接頭的抗彎極限承載力超出坡口焊接縱向接頭的5.5%。

3）綜合分析得出，采用鋼板連接的縱向接頭，初期剛度大，整體性能好，且施工方便。本文為頂管縱向連接接頭的優(yōu)化設(shè)計提供參考。