何歷超，姜 瑜,2

(1.北京市首發(fā)高速公路建設(shè)管理有限責(zé)任公司，北京 100161; 2.清華大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 北京 100084)

0 引言

目前針對(duì)直徑6 m左右的地鐵隧道研究較多，管片接頭力學(xué)特性更加明確。通過理論研究、試驗(yàn)研究及數(shù)值模擬分析，可以更好地了解接頭的服役性能。其中，接頭的極限承載力、剛度和非線性變形特征是研究人員重點(diǎn)關(guān)注的領(lǐng)域。Liu等[1-2]以盾構(gòu)隧道管片縱向螺栓接頭為研究對(duì)象,借助試驗(yàn)方法全面分析了隧道管片縱縫的破壞機(jī)理,并揭示了錯(cuò)縫拼裝對(duì)結(jié)構(gòu)的影響。周海鷹等[3]基于襯砌結(jié)構(gòu)荷載試驗(yàn)，對(duì)影響接頭抗彎剛度的主要因素進(jìn)行分析，并建立縱向接頭抗彎剛度計(jì)算模型。張穩(wěn)軍等[4-7]對(duì)螺栓形式、螺栓等級(jí)、螺栓預(yù)緊力等因素對(duì)盾構(gòu)隧道接頭力學(xué)性能和變形規(guī)律進(jìn)行數(shù)值模擬研究。張景[8]以志波模型為基礎(chǔ)，采用解析方法推導(dǎo)了純彎、拉彎條件下環(huán)間接頭抗彎剛度的解析公式，并對(duì)各影響因素的敏感程度及影響方式進(jìn)行深入研究。Li等[9-10]采用三維有限元法研究分析倫敦地鐵中螺栓鑄鐵隧道的受力特性，考慮了外部荷載、錨桿預(yù)緊力等實(shí)際工程因素下隧道行為，對(duì)實(shí)際工程具有一定的指導(dǎo)意義。

隨著隧道斷面尺寸的增大，管片厚度增大，接頭數(shù)量增多，造成接縫面構(gòu)造趨于復(fù)雜，材料非線性和幾何非線性特征愈發(fā)明顯[11]。因此，不少專家學(xué)者針對(duì)大斷面盾構(gòu)隧道接頭進(jìn)行了深入研究。張力等[12]對(duì)獅子洋隧道和長江隧道的管片接頭抗彎剛度進(jìn)行計(jì)算，并據(jù)此建立大斷面隧道管片接頭抗彎剛度取值經(jīng)驗(yàn)公式。鄭慶坂等[13]將橫向剛度和縱向剛度聯(lián)合起來，推導(dǎo)得到大斷面矩形盾構(gòu)隧道縱向等效抗彎剛度解析解，并對(duì)管片寬厚比、管片厚度等因素的影響進(jìn)行了研究。張力等[14-17]結(jié)合理論分析、數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究等多種方法分析了手孔及螺栓數(shù)量及布設(shè)位置、尺寸等對(duì)管片接頭抗彎性能及設(shè)計(jì)參數(shù)的影響。鄭勇波等[18]探究了混凝土碳化深度對(duì)接頭抗彎性能的不利影響。目前，小直徑盾構(gòu)隧道接頭力學(xué)性能研究成果無法較好地適用于大直徑盾構(gòu)隧道，因此，大直徑盾構(gòu)隧道接頭力學(xué)性能及影響因素研究是必要且具有意義的。

綜上所述，目前針對(duì)管片接頭力學(xué)性能的研究大多局限于小直徑盾構(gòu)隧道，而本研究依托北京東六環(huán)改造工程，通過ABAQUS有限元軟件建立超大直徑盾構(gòu)隧道管片-接頭三維精細(xì)化模型，對(duì)超大直徑盾構(gòu)隧道接頭抗彎性能的影響因素進(jìn)行研究。

1 工程概況

東六環(huán)改造工程起于京哈高速施園橋南2 km，終于潞苑北大街，全線長度16 km，采用明挖法與盾構(gòu)法相結(jié)合的施工方法。其中，盾構(gòu)段隧道內(nèi)徑14.1 m，襯砌厚度650 mm，環(huán)寬2 000 mm，屬于超大直徑盾構(gòu)隧道。襯砌采用“1+2+7”式分塊，錯(cuò)縫拼裝。襯砌管片為C60鋼筋混凝土，混凝土抗?jié)B等級(jí)為P12。管片間采用斜螺栓連接，管片環(huán)向通過30顆M36螺栓，縱向通過56顆M36螺栓連接，螺栓等級(jí)為8.8級(jí)。

2 管片-接頭三維精細(xì)化數(shù)值模型

以盾構(gòu)隧道標(biāo)準(zhǔn)塊為研究對(duì)象，建立管片-接頭三維數(shù)值模型，如圖1所示。管片內(nèi)徑為14 100 mm，厚度為650 mm，環(huán)寬2 000 mm，圓心角為38.57°。管片間通過3根8.8級(jí)M36斜螺栓連接，手孔采用左二右一等間距交錯(cuò)布置。為了便于收斂，忽略榫槽及密封墊的影響。

圖1 力學(xué)模型圖Fig.1 Mechanical model

混凝土材料等級(jí)為C60，彈性模量為36.2 GPa，泊松比為0.2?；炷敛捎盟苄該p傷本構(gòu)模型，塑性損傷本構(gòu)通過引入損傷因子，能夠較好地模擬混凝土材料剛度退化的現(xiàn)象[19]。以文獻(xiàn)[19]的公式計(jì)算混凝土參數(shù)，混凝土計(jì)算參數(shù)如表1所示。螺栓采用雙線性彈塑性本構(gòu)，彈性模量采用210 GPa。

表1 C60混凝土計(jì)算參數(shù)Tab.1 C60 concrete calculation parameters

管片加載采用四點(diǎn)彎曲加載方式，左側(cè)設(shè)置固定鉸支座，右側(cè)設(shè)置活動(dòng)鉸支座。管片兩側(cè)施加均布面力模擬軸力作用，豎向通過在管片上分割出小區(qū)域施加面力近似模擬集中力。接縫面附近施加豎向位移荷載，螺栓處施加預(yù)緊力。模型的邊界條件及加載方式如圖1所示。

管片與螺桿、管片與管片之間采用面-面接觸關(guān)系，管片混凝土之間摩擦系數(shù)為0.5，管片與螺桿間的摩擦系數(shù)為0.46.單元設(shè)置為C3D10。螺帽與混凝土之間采用Tie連接。圖2為管片和螺栓的三維精細(xì)化模型。

圖2 管片-接頭三維精細(xì)化模型Fig.2 Segment-joint 3D refinement model

3 接頭抗彎性能分析

3.1 軸力對(duì)接頭抗彎性能的影響

依據(jù)東六環(huán)地層荷載情況及設(shè)計(jì)說明書，分別施加軸力為3 000，6 000 kN及9 000 kN來探究軸力對(duì)于盾構(gòu)隧道接頭抗彎性能的影響。提取接頭的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線如圖3所示?？梢钥闯觯芷宇^的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線大致呈現(xiàn)“三折線”階段。第1階段是施加軸力時(shí)管片閉合，接縫面全斷面受壓，接頭處呈現(xiàn)較大的抗彎剛度。隨著彎矩的進(jìn)一步增大，管片發(fā)生張開，接縫面受壓面積減小，螺栓進(jìn)入受拉狀態(tài)，此時(shí)管片接頭的抗彎剛度下降。當(dāng)彎矩大于極限彎矩時(shí)，發(fā)生屈服，接頭的彎矩-張開度曲線呈現(xiàn)下降趨勢。

圖3 不同軸力作用下的管片接頭彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.3 Curves of bending moment vs. rotation angle of segment joint under different axial forces

提取張開量6 mm時(shí)螺栓應(yīng)力云圖如圖4所示?？梢钥闯?，斜螺栓應(yīng)力最大處均位于接縫面處，其次螺帽處同樣出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象。隨著軸力的增大，螺栓應(yīng)力增大。當(dāng)軸力為9 000 kN時(shí)，螺栓的最大Mises應(yīng)力達(dá)到了603.7 MPa，接近了螺栓的屈服極限。

圖4 不同軸力條件下螺栓應(yīng)力應(yīng)變云圖(單位:Pa)Fig.4 Stress-strain nephograms of bolt under different axial forces(unit:Pa)

表2 抗彎剛度計(jì)算表Tab.2 Bending stiffness calculation table

管片接頭的極限抗彎承載力如表3所示，當(dāng)軸力從3 000 kN上升到6 000 kN時(shí)，極限抗彎承載力提高了86.2%，當(dāng)軸力從6 000 kN上升到9 000 kN時(shí)，極限承載力提高了26.9%。隨著軸力的提高，管片接頭的極限抗彎承載力也相應(yīng)地提高，但受到軸力的影響卻在顯著下降。

表3 極限抗彎承載力Tab.3 Ultimate flexural capacity

3.2 斜螺栓角度對(duì)接頭抗彎性能的影響

目前斜螺栓角度通常依據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)確定，但斜螺栓角度的變化可能會(huì)引起管片接頭力學(xué)性能的變化。保持斜螺栓在管片接縫面位置不變，工程調(diào)研結(jié)果顯示，目前國內(nèi)常用的斜螺栓角度分別為52°～60°，建立不同斜螺栓角度的管片接頭模型，探究斜螺栓角度對(duì)盾構(gòu)隧道接頭抗彎性能的影響。接頭的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線如圖5所示，可以看出，接頭的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線均呈現(xiàn)“三折線”趨勢?？箯潉偠扰c斜螺栓角度呈現(xiàn)先增后減的趨勢，當(dāng)斜螺栓角度為56°時(shí)，接頭的抗彎剛度最大。隨著斜螺栓角度的增大，管片接頭的極限抗彎承載力在不斷地提高。當(dāng)斜螺栓角度從52°增長到60°時(shí)，極限抗彎承載力從1 246 kN·m 增長到1 440 kN·m，提高了15.56%。

圖5 不同斜螺栓角度作用下的管片接頭彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.5 Curves of bending moment vs. rotation angle of segment joint under different inclined bolt angles

由圖5可以看出，當(dāng)轉(zhuǎn)角達(dá)到0.003 8時(shí)，管片達(dá)到極限承載能力。進(jìn)一步提取轉(zhuǎn)角為0.003 8時(shí)中間螺栓桿上側(cè)節(jié)點(diǎn)的Mises應(yīng)力，如圖6所示?？梢钥闯?，斜螺栓應(yīng)力呈現(xiàn)雙線性趨勢。隨著斜螺栓角度的增加，螺栓應(yīng)力最大位置從接縫面附近向螺帽處移動(dòng)。當(dāng)角度過大時(shí)，螺栓最大應(yīng)力位置回到接縫面附近。當(dāng)斜螺栓角度為56°時(shí)，螺栓應(yīng)力達(dá)到最大值，為288 MPa，螺栓仍處于彈性階段，說明螺栓受力狀態(tài)良好。

圖6 不同斜螺栓角度作用下的螺栓Mises應(yīng)力曲線Fig.6 Mises stress curves of bolts under different inclined bolt angles

3.3 螺栓預(yù)緊力對(duì)接頭抗彎性能的影響

螺栓預(yù)緊力可以提高螺栓的使用壽命和可靠性，但過高的預(yù)緊力可能會(huì)造成管片局部壓潰，甚至導(dǎo)致連接的失效，因此探究螺栓預(yù)緊力對(duì)接頭抗彎性能的影響是十分必要的。分別對(duì)單根螺栓施加預(yù)緊力0，50，100 kN，接頭的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線如圖7所示?？梢钥闯?，螺栓預(yù)緊力對(duì)管片接頭的極限承載能力影響不大，但對(duì)管片接頭的抗彎剛度卻有著明顯的影響。當(dāng)螺栓的預(yù)緊力增加時(shí)，管片接頭的抗彎剛度也會(huì)隨之增加。當(dāng)無預(yù)應(yīng)力時(shí)，管片達(dá)到極限狀態(tài)的轉(zhuǎn)角為0.003 9，而提高螺栓預(yù)緊力到100 kN 時(shí)，轉(zhuǎn)角則下降到0.002 1，下降了46.2%，也可以有效地避免管片接頭的防水失效。

圖7 不同螺栓預(yù)緊力作用下的管片接頭彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.7 Curves of bending moment vs. rotation angle of segment joint under different bolt preload

4 結(jié)論

為了研究超大直徑盾構(gòu)隧道接頭抗彎性能的影響因素，建立超大直徑盾構(gòu)隧道管片-接頭三維精細(xì)化模型。通過數(shù)值計(jì)算結(jié)果可以得出以下結(jié)論：

(1)在壓彎荷載作用下，管片接頭的彎矩-張開度曲線呈現(xiàn)“三折線”階段。

(2)隨著軸力的增大，接頭的抗彎剛度呈現(xiàn)增長趨勢，且軸力較小時(shí)增速較快。軸力的增大也會(huì)引起管片接頭極限抗彎承載能力的提升。

(3)抗彎剛度與斜螺栓角度呈現(xiàn)先增后減的趨勢，當(dāng)斜螺栓角度為56°時(shí)，接頭的抗彎剛度最大。隨著斜螺栓角度的增大，管片接頭的極限抗彎承載力在不斷地提高。

(4)螺栓預(yù)緊力對(duì)管片接頭的極限抗彎承載力影響不大，但對(duì)抗彎剛度卻有著顯著的影響，抗彎剛度隨著預(yù)緊力的增大而增大。