徐培凱,封 坤,肖明清,張 力,何 川,謝 俊

(1.西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點實驗室,成都 610031； 2.中鐵第四勘察設(shè)計院集團有限公司,武漢 430063)

引言

盾構(gòu)隧道以裝配式管片襯砌作為主體受力結(jié)構(gòu)，而環(huán)間接頭常常是隧道結(jié)構(gòu)變形的主要區(qū)域，并承受復(fù)雜的壓、彎、剪、扭等環(huán)間作用。根據(jù)環(huán)間接頭的構(gòu)造方式可分為有/無螺栓接頭、有無榫槽接頭等。隨著復(fù)合地層、全斷面巖層中盾構(gòu)隧道建設(shè)量增多，環(huán)間錯臺、張開變形的情況屢屢發(fā)生，靜載作用下環(huán)縫抗剪的問題也越來越得到關(guān)注。如翟五洲等[1]添加外置鋼板對環(huán)縫抗剪進行加固，并通過數(shù)值模擬對其可行性進行了驗證；朱瑤宏等[2]通過原型試驗對帶榫環(huán)縫接頭的抗剪性能進行研究，并得到了不同構(gòu)造對抗剪剛度、強度的貢獻；郭瑞等[3]通過原型抗剪加載試驗分析了帶螺栓管片接頭受力，得到混凝土摩擦系數(shù)和接頭抗剪破壞形式。

目前，加強環(huán)間抗剪措施主要有加強縱向螺栓、增設(shè)凹凸榫，但其效果尚未無清晰的評價[4]。鑒于此，以實際工程為背景，采用有限元模型對同時考慮縱向斜螺栓與分布式凹凸榫的盾構(gòu)隧道環(huán)間接頭進行數(shù)值模擬并輔以試驗驗證，分析管片環(huán)間接頭在壓剪作用下的受力性能。

1 工程背景

蘇通GIL綜合管廊工程(圖1)位于長江下游三角洲前緣地帶，起于南岸(蘇州)引接站，止于北岸(南通)引接站，是淮南—南京—上海1 000 kV交流特高壓輸變電工程的關(guān)鍵單體工程。盾構(gòu)段總長約5 466.5 m，主要穿越第四紀(jì)淤泥質(zhì)黏土、粉土、砂層等軟弱覆蓋層，隧道底面最低點高程-74.83 m，水土壓力超過0.9 MPa，隧道頂板埋深20.4～47.8 m，含水層較厚，滲透性強，具有埋深大、水壓高的特點。

圖1 蘇通GIL綜合管廊工程斷面示意

蘇通GIL綜合管廊隧道外徑11.6 m，厚550 mm，幅寬2 000 mm，管片混凝土強度等級C60，彈性模量為36.5×104MPa。環(huán)間連接采用斜螺栓+凹凸榫形式，詳細構(gòu)造如圖2所示。

圖2 GIL管片環(huán)間接頭結(jié)構(gòu)(單位：mm)

2 接頭抗剪數(shù)值模型

以國家電網(wǎng)蘇通GIL綜合管廊工程為背景，采用有限元軟件ABAQUS/CAE建立3環(huán)管片模型，如圖3(a)所示，模型各參數(shù)按工程中實際參數(shù)選取。建模時考慮環(huán)間接頭構(gòu)造，不考慮環(huán)向接頭構(gòu)造[5]。

圖3 管片數(shù)值模擬

加載模型如圖3(b)所示。對兩側(cè)環(huán)外端施加縱向力及豎向位移約束，對中間環(huán)頂部施加剪切力。管片變形如圖3(c)所示。隨著剪切力增大，中間環(huán)發(fā)生明顯的豎向位移，且頂部位移遠大于底部位移；兩側(cè)管片也發(fā)生一定下降和轉(zhuǎn)動，且頂部轉(zhuǎn)動明顯。因此，可將管片頂部環(huán)間接頭視為危險部位，作為本次研究對象[6]。

2.1 數(shù)值模型

管片接頭采用C60混凝土，由于混凝土主體對接頭部位抗剪性能影響較小，故不直接建立鋼筋。環(huán)間接頭的主要抗剪構(gòu)造為斜螺栓+分布式凹凸榫，其中，螺栓等級為M40型8.8級，用聚酰胺套筒固定在螺栓孔內(nèi)；榫槽是管片的一部分，由混凝土澆筑而成[7]。

接頭實體模型分左右兩片，左側(cè)管片設(shè)螺栓手孔和凹槽，凹槽深31.5 mm，并設(shè)左支座、上支座、下支座與其相接，用于施加荷載和約束條件；右側(cè)管片設(shè)厚度29.5 mm的凸榫，右接右支座。具體模型如圖4所示。

圖4 接頭有限元模型組成

模型選用高精度三維六面體單元建立螺栓、套筒和墊片，采用三維四面體單元建立接頭試體，并對受力較為復(fù)雜的區(qū)域進行加密處理[9]。

模型不同部分之間通過特定接觸關(guān)系連接為整體，包括面面接觸和綁定接觸[10]。其中，綁定接觸將兩個部分理想地綁定在一起，不發(fā)生相對位移；面面接觸模擬真實的接觸面，其接觸力學(xué)行為可分為切向和法向，分別選用基于罰函數(shù)和硬接觸的接觸關(guān)系。硬接觸中摩擦本構(gòu)采用Mohr-Coulomb模型，并根據(jù)工程實測結(jié)果取用摩擦系數(shù)[11]。具體接觸關(guān)系對照見表1。

表1 模型中接觸關(guān)系

2.2 材料參數(shù)

環(huán)間接頭的組成部分主要有混凝土管片及螺栓，此外還包含聚酰胺套筒、螺栓墊片、輔助支座等[12]。為便于計算的同時充分考慮材料非線性，三維精細化有限元模型中螺栓與混凝土采用理想彈塑性模型，聚酰胺則采用線彈性模型[13]。具體材料參數(shù)結(jié)合規(guī)范和實際測量選取，見表2。

表2 主要材料參數(shù)

其中，混凝土管片及輔助支座均以C60混凝土為材料，選取拋物線+直線的應(yīng)力應(yīng)變曲線，如式(1)、式(2)所示。

(1)

(2)

螺栓按GB50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》取雙折線彈塑性本構(gòu)，其本構(gòu)曲線由彈性段和強化段組成，彈性段對應(yīng)彈性模量Es=210 GPa，強化段AB的彈性模量取0.01Es=2.1 GPa。

2.3 邊界條件

為模擬理想條件下的剪切工況，引入大剛度支座來限制接頭錯臺和轉(zhuǎn)動[14]。對左支座施加水平向位移約束；對上支座、下支座和右支座均施加豎向位移約束，使左側(cè)試體在水平和豎向被限制位移和轉(zhuǎn)動；使右側(cè)試體在水平向被限制位移，支座與接頭間不設(shè)摩擦力。

2.4 加載方式

加載模型如圖5所示，其中，逆剪加載和順剪加載分別對應(yīng)圖3中順剪和逆剪加載。具體加載方案為：先從右側(cè)以均布荷載的形式施加縱向力N，其值在單次計算中為固定值；縱向力N施加完成后，從右側(cè)試體頂部或底部，由0開始逐級施加豎向剪切力PQ至5 000 kN。具體計算工況見表3。

圖5 數(shù)值模擬加載示意

表3 計算工況

3 試驗驗證

3.1 試驗概況

針對蘇通GIL綜合管廊工程環(huán)間接頭，開展相應(yīng)的足尺試驗。接頭模型尺寸與數(shù)值模擬一致，如圖6所示。試驗設(shè)備實現(xiàn)壓剪工況加載，如圖7所示。

圖6 直管片試件

圖7 試驗用加載裝置

試驗中，接頭通過裝置固定，水平千斤頂從側(cè)面導(dǎo)入縱向力N；豎向千斤頂從底部施加剪切力PQ。加載過程與數(shù)值模擬相似，首先施加縱向壓力N，然后按照一定增量從零開始逐步施加剪切力PQ，直到達到設(shè)計值[15]。接頭錯臺量通過管片底部位移測點間接測量。

3.2 對比分析

將所受剪切力PQ=1 000 kN時有限元分析結(jié)果與足尺試驗數(shù)據(jù)成果進行對比，對照數(shù)值分析的規(guī)律。不同剪切方向下兩者抗剪剛度對比如圖8所示。

圖8 剪切剛度對比(以剪切力PQ=1000 kN為例)

其中，抗剪剛度按下式計算

(3)

式中，PQ1、PQ2分別取995，1 005 kN；D1、D2分別取剪切力為PQ1、PQ2時所對應(yīng)的錯臺量。

由圖8可知，數(shù)值模擬與試驗結(jié)果存在差異，相比數(shù)值模擬，試驗中接頭剛度略小，偏差在10%左右。這是因為，接頭的實際剛度會受到裝配間隙、混凝土變形磨損、受力不均等外部因素影響?？傮w而言，數(shù)值模擬與試驗規(guī)律吻合[16]。

4 數(shù)值模擬結(jié)果分析

4.1 接頭錯臺量曲線分析

接頭受荷發(fā)生豎向位移，相鄰管片間發(fā)生相對錯動。稱相鄰管片的豎向位移差為錯臺量，令錯臺量沿加載方向為正，不同壓剪組合作用下接頭錯臺量曲線如圖9所示。

圖9 管片錯臺量曲線

隨著剪切力PQ增長，接頭錯臺量不斷變化，對順剪加載下的曲線進行分析，呈現(xiàn)如下規(guī)律。

(1)錯臺量值與縱向力N大小呈負相關(guān)，與剪切力PQ大小呈正相關(guān)。

(2)錯臺量曲線存在明顯的摩擦階段：當(dāng)剪切力PQ小于摩擦力f，即剪軸比小于環(huán)間混凝土摩擦系數(shù)時，錯臺量幾乎為0，對應(yīng)的接頭抗剪剛度為正無窮。

(3)錯臺量曲線增長時，存在明顯的2個階段：第一階段，當(dāng)錯臺量≤t，錯臺量沿拋物線增長；第二階段，當(dāng)錯臺量達到t后，開始沿近似直線增長。其中，t為與接頭結(jié)構(gòu)參數(shù)有關(guān)的常量。

順剪和逆剪加載條件下，斜螺栓受力模式有一定區(qū)別，分別承受拉彎和壓彎作用[17]，體現(xiàn)在二者的錯臺曲線中，呈現(xiàn)如下規(guī)律。

(1)逆剪加載過程中，錯臺量較順剪時有一定增長，在同樣壓剪組合下錯臺量增長比例可達20%，這表明逆剪工況下接頭抗剪能力比順剪工況低20%；但進入直線增長階段所對應(yīng)的錯臺量t有所減小[18]。

(2)不同加載方向下，錯臺量曲線整體走向相似，變化規(guī)律相近。

4.2 接頭轉(zhuǎn)動角分析

環(huán)間接頭在錯動變形的同時，將在豎直面內(nèi)發(fā)生轉(zhuǎn)動，可用轉(zhuǎn)動角θ衡量[19]。令轉(zhuǎn)動角θ取受剪管片兩端位移差與管片縱向長度(L=1 m)的比值，可繪制剪切力加至5 000 kN時變化規(guī)律，如圖10所示。

圖10 管片轉(zhuǎn)動角曲線(剪切力加至5 000 kN時)

定義軸剪比T為縱向力N和剪切力PQ的比值，縱向力對轉(zhuǎn)動角θ的影響可從2個階段闡述。

(1)軸剪比T≤0.8：縱向力N為0時，接頭轉(zhuǎn)動不受水平力限制，轉(zhuǎn)動幅度較大，可達到0.11 rad；施加縱向力后，轉(zhuǎn)動角θ大大減小，此時，縱向力的增長能有效抑制接頭轉(zhuǎn)動。

(2)軸剪比T>0.8：剪切產(chǎn)生的彎矩已被大量抵消，縱向力抵抗彎矩作用減小。此時縱向力增大所引入的偏心彎矩大于其抵消的剪切彎矩，轉(zhuǎn)動角θ有小幅度增長。

順剪工況下，接頭轉(zhuǎn)動角θ比逆剪工況始終大0%～80%。其原因在于，順剪加載下斜螺栓受拉，其對于管片轉(zhuǎn)動的限制作用有所減弱。

不論順剪加載或逆剪加載，隨著縱向力N增大，接頭錯臺引起的轉(zhuǎn)動角θ均呈先減小后增大趨勢。

4.3 有無凹凸榫對接頭抗剪剛度影響

抗剪剛度是衡量管片接頭抗剪性能的直觀參數(shù)和重要指標(biāo)[20]，對于接頭抗剪研究及相關(guān)力學(xué)計算有重要意義[21]。為探究凹凸榫對于接頭抗剪性能的影響，在原數(shù)值模型的基礎(chǔ)上去掉凹凸榫結(jié)構(gòu)，如圖11所示。

圖11 去榫模型

對計算成果進行整理后，為便于分析研究，取較大軸力8 000 kN和較小軸力2 000 kN時，對應(yīng)工況下有無凹凸榫的抗剪剛度進行分析，結(jié)果如表4所示。

分析表4可知，凹凸榫對于接頭抗剪性能有明顯的強化作用，具體如下。

(1)相較于無榫接頭，帶榫接頭的抗剪剛度可提升10%左右，但此提升效果會隨著縱向力增大而減弱。

(2)從提升幅度看，凹凸榫對接頭抗剪剛度的強化效果不受剪切方向影響，在順剪和逆剪加載下抗剪剛度的提升幅度幾乎一致；從數(shù)值方面看，由于逆剪加載下接頭抗剪剛度絕對值較低，其對應(yīng)的抗剪剛度提升值也較低。

表4 有無凹凸榫時接頭抗剪剛度 MN/m

5 結(jié)論

為研究盾構(gòu)隧道斜螺栓-凹凸榫式新型環(huán)間接頭的抗剪性能，首先，通過3環(huán)管片數(shù)值模擬確定了環(huán)間接頭抗剪存在的危險部位；然后，建立了環(huán)間接頭的三維精細化數(shù)值模型，對不同的壓剪工況進行了計算分析，并輔以足尺試驗進行對比驗證。得到主要結(jié)論如下。

(1)通過3環(huán)管片數(shù)值模擬確定了環(huán)間接頭抗剪存在的危險部位，考慮斜螺栓-凹凸榫式新型接頭的細部構(gòu)造并建立三維精細化盾構(gòu)隧道環(huán)間接頭模型，以用于抗剪性能計算，其計算準(zhǔn)確度通過接頭抗剪足尺試驗得到驗證。

(2)接頭錯臺量曲線存在明顯的摩擦階段，順剪逆剪工況下，錯臺量曲線的整體走向相似。逆剪工況下接頭抗剪能力比順剪工況低20%。

(3)環(huán)間接頭受到剪切作用時會產(chǎn)生轉(zhuǎn)動，最大達0.11 rad，而非只受純剪作用。轉(zhuǎn)動角θ隨軸力N增大而先減后增。順剪工況下，轉(zhuǎn)動角θ比逆剪工況大0%～80%。

(4)凹凸榫對接頭抗剪性能有明顯的強化作用，且不受剪切方向影響。相較于無榫接頭，帶榫接頭抗剪剛度可提升10%左右，但此提升效果會隨著縱向力增大而減弱。