許有俊, 龐躍魁, *, 張 朝, 聶緒致, 張 旭, 劉天宇

(1. 內(nèi)蒙古科技大學(xué)土木工程學(xué)院, 內(nèi)蒙古 包頭 014010; 2. 內(nèi)蒙古科技大學(xué)礦山安全與地下工程院士專家工作站, 內(nèi)蒙古 包頭 014010; 3. 內(nèi)蒙古科技大學(xué)內(nèi)蒙古自治區(qū)高校“城市地下工程技術(shù)研究中心”, 內(nèi)蒙古 包頭 014010)

0 引言

近年來(lái),矩形頂管法在修建地下過(guò)街通道、地鐵車站、地下商業(yè)街等城市隧道工程中得到了廣泛應(yīng)用,具有斷面利用率高、不中斷地面交通、對(duì)周圍環(huán)境影響小等特點(diǎn),發(fā)展前景廣闊。矩形頂管接頭構(gòu)造通常采用F型承插接頭,該接頭構(gòu)造能夠滿足隧道對(duì)防水及細(xì)微變形的需求。與盾構(gòu)隧道、地下綜合管廊等地下結(jié)構(gòu)類似,接頭處由于結(jié)構(gòu)的不連續(xù)性以及接頭自身剛度較小,屬于薄弱部位,在施工擾動(dòng)、地下水位變化、隧道上方荷載劇變等一系列因素作用下,易導(dǎo)致接頭發(fā)生彎曲變形,從而使得接頭防水失效甚至結(jié)構(gòu)破壞,危及隧道運(yùn)營(yíng)安全。

目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)頂管、盾構(gòu)隧道、地下綜合管廊等相關(guān)結(jié)構(gòu)的接頭開(kāi)展了諸多的研究工作,并取得了較為豐碩的成果。朱合華等[1]針對(duì)曲線矩形頂管提出梁-接頭模型,用以模擬管節(jié)接頭的不連續(xù)性及其施工中的力學(xué)性態(tài)。丁文其等[2]建立管節(jié)-接頭模型,并結(jié)合彈性地基梁法對(duì)頂管施工進(jìn)行計(jì)算分析。許有俊等[3-4]采用ABAQUS對(duì)矩形頂管接頭剪切性能進(jìn)行分析,并就接頭彎曲變形下防水橡膠圈的受力特性和密封性展開(kāi)研究。張鵬等[5]對(duì)曲線鋼頂管接頭的防水橡膠圈進(jìn)行數(shù)值模擬,分析橡膠圈的受力變化、接觸壓力和接頭安裝力。封坤等[6-7]開(kāi)展了大型模型試驗(yàn),對(duì)高水壓作用下盾構(gòu)隧道接頭的抗彎力學(xué)性能、接頭破壞形式進(jìn)行研究。Zuo等[8]對(duì)高水壓下盾構(gòu)隧道接頭開(kāi)展1∶1原型彎曲試驗(yàn),分析螺栓受力、接頭變形及接頭破壞特征。Liu等[9]通過(guò)足尺試驗(yàn),研究地鐵隧道管片接頭的彎曲承載能力,并對(duì)其失效機(jī)制進(jìn)行分析。李兆平等[10]通過(guò)數(shù)值模擬,對(duì)預(yù)制裝配式地鐵車站榫槽式接頭的力學(xué)性能進(jìn)行研究。胡翔等[11]對(duì)預(yù)制綜合管廊承插式接頭的受力性能、接頭變形、接頭剛度等進(jìn)行試驗(yàn)研究。王鵬宇等[12]對(duì)現(xiàn)澆型綜合管廊進(jìn)行數(shù)值模擬研究,并將所得承插型接頭的變形情況與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比分析。

現(xiàn)有盾構(gòu)隧道與綜合管廊的接頭研究可為開(kāi)展矩形頂管接頭抗彎性能分析提供一定思路,但由于接頭構(gòu)造及接頭連接形式等存在顯著差異,且在地基與結(jié)構(gòu)相互作用的影響下,矩形頂管隧道F型承插接頭彎曲變形時(shí)的接頭抗彎性能、變形規(guī)律、破壞特征等可能存在顯著差異。為此,本文通過(guò)設(shè)置等效地基彈簧來(lái)模擬地基與頂管間的相互作用,開(kāi)展矩形頂管隧道F型承插接頭抗彎試驗(yàn),對(duì)F型承插接頭彎曲變形下的相關(guān)性能進(jìn)行研究。

1 試驗(yàn)概況

1.1 管節(jié)構(gòu)造及材料指標(biāo)

試驗(yàn)管節(jié)原型為包頭市某地下過(guò)街通道,采用頂管法修建完成?？紤]到研究目標(biāo)及試驗(yàn)加載條件,矩形頂管試驗(yàn)管節(jié)尺寸為1 500 mm×1 625 mm×1 075 mm(長(zhǎng)×寬×高),其F型承插接頭構(gòu)造如圖1所示。管節(jié)截面尺寸及配筋如圖2所示。裝配過(guò)程中通過(guò)鋼套環(huán)擠壓插口橡膠圈套裝完成,從而達(dá)到接頭防水以及抵抗變形的目的,其橡膠圈斷面尺寸如圖3所示。管節(jié)采用C50混凝土澆筑成型,鋼套環(huán)采用10 mm厚Q235鋼成環(huán)制作,并在澆筑時(shí)埋置于管節(jié)承口端。接頭在裝配前先于插口端套設(shè)防水橡膠圈,再通過(guò)軸向頂力頂進(jìn)完成裝配。

(b) 接頭承口端

(c) 接頭插口端圖1 接頭構(gòu)造(單位: mm)Fig. 1 Joint structure (unit: mm)

圖2 管節(jié)截面尺寸及配筋(單位: mm)Fig. 2 Cross-section size and reinforcement (unit: mm)

圖3 鷹嘴橡膠圈斷面尺寸(單位: mm)Fig. 3 Olecranon rubber section size (unit: mm)

混凝土材料力學(xué)性能指標(biāo)如表1所示,鋼材力學(xué)性能指標(biāo)如表2所示,鷹嘴橡膠圈力學(xué)性能指標(biāo)如表3所示。

表1 混凝土材料力學(xué)性能指標(biāo)Table 1 Mechanical properties of concrete

表2 鋼材力學(xué)性能指標(biāo)Table 2 Mechanical properties of steel

表3 鷹嘴橡膠圈力學(xué)性能指標(biāo)Table 3 Material properties of rubber ring

1.2 試驗(yàn)方法與加載工況

矩形頂管F型承插接頭彎曲試驗(yàn)每組工況采用2個(gè)管節(jié)拼裝而成,全長(zhǎng)3 m。管節(jié)兩側(cè)壁外側(cè)布置有水平限位裝置,防止裝配誤差過(guò)大導(dǎo)致加載過(guò)程中管節(jié)受荷載偏心作用而發(fā)生接頭扭轉(zhuǎn)或側(cè)翻。試驗(yàn)中通過(guò)反力架上端千斤頂施加荷載,并通過(guò)分配梁等荷傳遞至接頭兩側(cè)管節(jié),從而完成接頭彎曲加載。接頭彎曲試驗(yàn)如圖4所示。

圖4 接頭彎曲試驗(yàn)Fig. 4 Bending test of joint

為模擬實(shí)際工程中地層對(duì)管節(jié)的豎向約束作用,采用在管節(jié)底部均勻布置等效地基彈簧的方式來(lái)實(shí)現(xiàn)地層對(duì)管節(jié)的豎向支撐[13],并通過(guò)改變等效地基彈簧的數(shù)量,來(lái)模擬不同的地層條件。根據(jù)加載測(cè)得所制作的單根等效地基彈簧剛度k=1 734 kN/m,根據(jù)地層條件的差異,設(shè)計(jì)3種加載工況,試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)如表4所示。彈簧數(shù)量根據(jù)9、6、4個(gè)3種形式均勻布置,按照地基發(fā)生單位位移所產(chǎn)生的地基反力相等的原則,即n·k=Kv·S,可計(jì)算得到等效地基剛度。其中,n為等效地基彈簧數(shù)量,S為頂管底板面積,Kv為等效基床系數(shù)。彈簧支承布置形式如圖5所示。此外,彈簧上部套設(shè)有鋼蓋板以增大彈簧與管節(jié)的接觸面積,防止應(yīng)力集中造成破壞。

表4 試驗(yàn)工況Table 4 Test conditions

(a) 9個(gè)彈簧

(b) 6個(gè)彈簧

(c) 4個(gè)彈簧

(d) 彈簧布置實(shí)況圖圖5 彈簧支承布置形式Fig. 5 Spring support

試驗(yàn)中接頭為主要變形部位,故在接頭處混凝土和鋼套環(huán)布置環(huán)向應(yīng)變片,用以觀測(cè)接頭處頂?shù)装濉?cè)壁以及腋角處的變形規(guī)律。為研究加載過(guò)程中管節(jié)接頭橫斷面變形情況,在接頭處布置有水平向、垂直向和斜對(duì)角方向的3道拉線式位移計(jì)。此外,沿管節(jié)縱向在等效地基彈簧處布設(shè)有豎向位移計(jì),用以研究管節(jié)彎曲變形。應(yīng)變測(cè)點(diǎn)與位移計(jì)布置形式如圖6所示。拉線式位移計(jì)相關(guān)技術(shù)指標(biāo)如表5所示。

(a) 鋼套環(huán)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)

(b) 承口端混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)

(c) 插口端混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)

(d) 拉線式位移計(jì)

(e) 位移計(jì)布設(shè)圖6 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)與位移計(jì)布置Fig. 6 Measuring point layout

表5 拉線式位移計(jì)相關(guān)技術(shù)指標(biāo)Table 5 Wire displacement gauge index

拉線式位移計(jì)變形計(jì)算公式為

L=K(Ui-U0)。

式中:L為拉線式位移計(jì)的位移量,mm;K為儀器標(biāo)定系數(shù);Ui為拉線式位移計(jì)的實(shí)時(shí)數(shù)值;U0為拉線式位移計(jì)的初始數(shù)值。

試驗(yàn)加載采用位移控制完成接頭彎曲試驗(yàn),考慮到加載初期接頭試驗(yàn)現(xiàn)象細(xì)微,故加載制度前4級(jí)每級(jí)增量為5 mm,從第5級(jí)開(kāi)始每級(jí)增量控制為3 mm,加載至接頭產(chǎn)生較大破壞,則停止試驗(yàn)。本試驗(yàn)旨在研究F型承插接頭在彎曲變形下的受力性能與變形特征,為了避免管節(jié)接頭兩側(cè)彎曲效果差異過(guò)大,在加載過(guò)程中通過(guò)分配梁將上部荷載均勻傳遞至接頭兩側(cè),使管節(jié)接頭部位盡可能接近為純彎曲。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 接頭受力變形

管節(jié)受力簡(jiǎn)圖如圖7所示。其中:F為上部千斤頂荷載,可根據(jù)傳感器直接得到;kyi(i=1,2,3)為等效地基彈簧反力;Fs為接頭剪力。根據(jù)受力平衡∑M=0可以求得接頭彎矩M,接頭彎矩變化如圖8所示。

(a) 9個(gè)彈簧(Kv=10.16×103kN/m3)

(b) 6個(gè)彈簧(Kv=6.77×103kN/m3)

(c) 4個(gè)彈簧(Kv=4.52×103kN/m3)圖7 管節(jié)受力簡(jiǎn)圖(單位: mm)Fig. 7 Force diagram of pipe joint (unit: mm)

圖8 接頭彎矩變化Fig. 8 Joint bending moment curves

可以看出,在相同的加載位移下,地基剛度越大,管節(jié)接頭所承受的彎矩就越大。

在彎曲變形過(guò)程中,接頭部位會(huì)產(chǎn)生明顯的張開(kāi)變形,接頭張開(kāi)示意圖如圖9(a)所示。其中,A、B、D為等效地基彈簧布設(shè)位置,E為接頭部位。由于試驗(yàn)中管節(jié)加載傾斜程度較小,故而豎向位移按照直線近似處理,根據(jù)A、B、D3點(diǎn)豎向位移,可擬合出管節(jié)變形曲線,對(duì)曲線E點(diǎn)求導(dǎo)即可得到單側(cè)管節(jié)張開(kāi)角θ,則接頭張開(kāi)量為2θ。

(a) 接頭張開(kāi)示意圖

(b) 接頭張開(kāi)變形圖9 接頭張開(kāi)量變化Fig. 9 Joint opening variety

接頭張開(kāi)變形如圖9(b)所示?？梢钥闯?接頭張開(kāi)量隨著加載位移的增大而持續(xù)增大。在9個(gè)彈簧下,當(dāng)加載至15 mm時(shí),接頭張開(kāi)量變化趨勢(shì)減緩,與此同時(shí),觀察到管節(jié)頂?shù)装逯胁靠拷撌覂?nèi)側(cè)處開(kāi)始出現(xiàn)細(xì)微裂縫,隨著加載位移增大,微裂縫持續(xù)擴(kuò)展并貫通。表明管節(jié)上部施加位移時(shí),除了使接頭產(chǎn)生張開(kāi)變形外,還有一部分位移量轉(zhuǎn)由管節(jié)自身變形所承擔(dān),從而接頭張開(kāi)量增加速率減緩。

同樣,在6個(gè)彈簧下,當(dāng)加載至20 mm時(shí),管節(jié)頂?shù)装逯胁刻庨_(kāi)始出現(xiàn)細(xì)微裂縫,接頭張開(kāi)量變化速率減緩。在4個(gè)彈簧下,當(dāng)加載至30 mm時(shí),管節(jié)頂?shù)装逯胁刻庨_(kāi)始出現(xiàn)細(xì)微裂縫,接頭張開(kāi)量變化速率也出現(xiàn)減緩。

以上結(jié)果表明,當(dāng)荷載達(dá)到某一量值時(shí),管節(jié)頂?shù)装鍖㈤_(kāi)始出現(xiàn)裂縫,其變形速度加快,使得接頭張開(kāi)量變化曲線增速減緩。此外,由于地基剛度不同,使得達(dá)到這一荷載所需要施加的加載位移也表現(xiàn)出差異,地基剛度越大,施加位移就越小,反之亦然。

根據(jù)接頭處彎矩及張開(kāi)量的變化,可進(jìn)一步得出接頭彎曲剛度變化曲線,如圖10所示。

圖10 接頭彎曲剛度變化曲線Fig. 10 M-θ curves

接頭彎曲剛度大致可分為2個(gè)階段。1)當(dāng)張開(kāi)量小于等于0.007 rad時(shí),管節(jié)自身混凝土未產(chǎn)生開(kāi)裂,接頭張開(kāi)變形主要為鋼套環(huán)變形產(chǎn)生,此時(shí)接頭剛度主要由鋼套環(huán)剛度控制,各等效地基下接頭彎曲剛度差異較小。2)當(dāng)張開(kāi)量大于0.007 rad時(shí),結(jié)合張開(kāi)量變化曲線可知,此時(shí)管節(jié)頂?shù)装逯胁块_(kāi)始出現(xiàn)細(xì)微裂縫,并隨著上部加載位移持續(xù)增大,微裂縫進(jìn)一步擴(kuò)展并貫通,管節(jié)自身開(kāi)始產(chǎn)生較大變形,從而導(dǎo)致接頭張開(kāi)量變化減緩,進(jìn)一步導(dǎo)致接頭彎曲剛度變化曲線斜率增大。

由圖10可得到各等效地基下2個(gè)階段的接頭抗彎承載力,如表6所示。

2.2 接頭橫斷面變形

2.2.1 拉線式位移計(jì)變化

通過(guò)拉線式位移計(jì)可以觀測(cè)到加載過(guò)程中接頭處橫斷面的變形情況,其中拉線式位移計(jì)拉伸時(shí)數(shù)值為正,縮短時(shí)數(shù)值為負(fù)。接頭處水平向、豎直向以及斜對(duì)角方向3個(gè)方向的接頭橫斷面變形如圖11所示。

(a) 水平向

(b) 豎直向

(c) 斜對(duì)角方向圖11 接頭橫斷面變形Fig. 11 Joint cross-section deformation

各等效地基下水平向拉線式位移計(jì)表現(xiàn)為不同程度的拉伸變形,當(dāng)加載位移達(dá)到30 mm后,側(cè)墻發(fā)生向外彎曲,與此相對(duì)應(yīng),側(cè)墻中部外側(cè)混凝土開(kāi)始出現(xiàn)細(xì)微裂縫。此外,在相同加載位移下,地基剛度越大,管節(jié)產(chǎn)生的水平向變形就越大。

豎直向拉線式位移計(jì)表現(xiàn)為不同程度的縮短變形,其變形特征同樣表現(xiàn)出地基剛度越大,管節(jié)產(chǎn)生的變形越大,并且上部加載位移達(dá)到15 mm后,頂?shù)装逡验_(kāi)始發(fā)生變形,表明加載過(guò)程中頂?shù)装灞葌?cè)墻受力更加明顯。

管節(jié)橫斷面受力情況如圖12(a)所示。取某一橫斷面進(jìn)行受力分析,根據(jù)其受力情況,認(rèn)為壓梁是絕對(duì)剛性的,地基抗力也等效為均布荷載,那么根據(jù)豎向的受力平衡,并忽略管節(jié)腋角,其大致受力如圖12(b)所示?；炷两Y(jié)構(gòu)由于抗拉強(qiáng)度低,為此主要考慮彎矩作用,其彎矩變化如圖12(c)所示。可以看出頂?shù)装逯胁?、腋角、?cè)墻彎矩最大,但實(shí)際情況中壓梁并非絕對(duì)剛性,荷載主要集中在頂板中部,腋角和側(cè)墻彎矩由頂?shù)装鍌鬟f而來(lái),相應(yīng)地,其余部位彎矩小于頂?shù)装逯胁繌澗?。所以在試?yàn)過(guò)程中,頂?shù)装鍍?nèi)側(cè)中部混凝土先開(kāi)裂。

(a) 管節(jié)受力

(b) 受力簡(jiǎn)化

(c) 管節(jié)彎矩圖12 橫斷面受力情況Fig. 12 Cross-section stress

在斜對(duì)角方向,9個(gè)彈簧下管節(jié)未發(fā)生明顯變形,6個(gè)彈簧與4個(gè)彈簧下斜對(duì)角均隨著加載位移而產(chǎn)生不同程度的壓縮變形。在水平向與豎直向拉線式位移計(jì)變形較小的前提下,若斜對(duì)角拉線式位移計(jì)變形較大,表明加載過(guò)程中管節(jié)發(fā)生了扭轉(zhuǎn)變形。結(jié)合3道拉線式位移計(jì)可以判斷出,在9個(gè)彈簧下管節(jié)未發(fā)生明顯扭轉(zhuǎn),而在6個(gè)彈簧和4個(gè)彈簧下,受荷載偏心影響,管節(jié)發(fā)生了一定的扭轉(zhuǎn)變形。該原因可能為千斤頂與管節(jié)橫斷面中心線不一致所致,千斤頂與分配梁在同一截面處,在人為裝配誤差下,會(huì)使得分配梁傳力與管節(jié)橫斷面中心線有初始偏差Δx,從而使得管節(jié)上部荷載產(chǎn)生額外的偏心矩Me,大小為Me=F×Δx,即使初始偏差很小,但當(dāng)加載位移較大時(shí),施加于管節(jié)上部的荷載F也較大,從而使得偏心矩Me作用影響增大,使得管節(jié)出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象。偏心距作用如圖13所示。該現(xiàn)象也反映出當(dāng)上部荷載為偏心荷載作用時(shí),管節(jié)受力非對(duì)稱將使得管節(jié)發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形。

圖13 偏心距作用Fig. 13 Eccentric moment action

2.2.2 接頭混凝土應(yīng)變

1)試驗(yàn)過(guò)程中對(duì)接頭承插口兩端的混凝土應(yīng)變進(jìn)行觀測(cè),各等效地基下承口端混凝土應(yīng)變?nèi)鐖D14所示。由圖14可以看出,各等效地基工況下,頂?shù)装逯胁績(jī)?nèi)側(cè)表現(xiàn)為受拉,側(cè)墻中部?jī)?nèi)側(cè)及腋角內(nèi)側(cè)各部位均表現(xiàn)為受壓。此外,頂?shù)装逯胁繎?yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率最快,側(cè)墻中部測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率次之,而腋角處應(yīng)變變化幅度較小,表明上部荷載作用下,頂?shù)装逯胁考皞?cè)墻中部為主要受力變形區(qū)域,且頂?shù)装迨芰ψ冃胃用舾小?/p>

在定義2.1(1)和(2)中，令x = y, 便可得定義1.6(HF2)和(HF3),于是下列結(jié)論成立：

(a) 9個(gè)彈簧

(b) 6個(gè)彈簧

(c) 4個(gè)彈簧圖14 承口端混凝土應(yīng)變Fig. 14 Socket concrete strain

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)加載情況,在9個(gè)彈簧下,當(dāng)位移加載至15 mm時(shí),頂?shù)装逯胁块_(kāi)始出現(xiàn)細(xì)微裂縫,與此相對(duì)應(yīng),可以看出此時(shí)頂?shù)装鍛?yīng)變?cè)黾铀俾拭黠@加快。同樣,在6個(gè)彈簧下,當(dāng)位移加載至20 mm時(shí),頂?shù)装宄霈F(xiàn)細(xì)微裂縫且應(yīng)變?cè)鏊偌涌?。?個(gè)彈簧下,當(dāng)位移加載至30 mm時(shí),頂?shù)装彘_(kāi)裂且應(yīng)變?cè)鏊偌涌臁?/p>

2)插口端混凝土應(yīng)變?nèi)鐖D15所示。由圖15可以看出,插口端與承口端混凝土相同位置處的應(yīng)變變化規(guī)律相似,在管節(jié)承受上部荷載發(fā)生彎曲變形過(guò)程中,頂?shù)装逯胁績(jī)?nèi)側(cè)表現(xiàn)為受拉,側(cè)墻中部?jī)?nèi)側(cè)以及各腋角內(nèi)側(cè)均表現(xiàn)為受壓,且頂?shù)装逯胁颗c側(cè)墻中部受力較為突出,該位置處應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)最為明顯。

(a) 9個(gè)彈簧

(b) 6個(gè)彈簧

(c) 4個(gè)彈簧圖15 插口端混凝土應(yīng)變Fig. 15 Jack concrete strain

根據(jù)以上承插口兩端各測(cè)點(diǎn)混凝土應(yīng)變可以判斷出,管節(jié)在彎曲加載中接頭橫斷面表現(xiàn)為“被壓扁”的變形趨勢(shì),其所得規(guī)律與拉線式位移計(jì)所測(cè)結(jié)果一致。加載初期管節(jié)混凝土應(yīng)變與拉線式位移計(jì)變形較小,表明上部荷載作用對(duì)管節(jié)結(jié)構(gòu)變形影響較小。隨著加載位移的持續(xù)增大,更多的測(cè)點(diǎn)表現(xiàn)出應(yīng)變速率加快的趨勢(shì),拉線式位移計(jì)數(shù)值變化速率也相應(yīng)增大,管節(jié)開(kāi)始出現(xiàn)裂縫,表明隨著管節(jié)混凝土的開(kāi)裂及裂縫的擴(kuò)展,更多的變形開(kāi)始由管節(jié)結(jié)構(gòu)自身承擔(dān)。

2.2.3 鋼套環(huán)變形

加載過(guò)程中接頭處鋼套環(huán)為主要受力部位。隨著加載位移的持續(xù)增大,鋼套環(huán)與插口端混凝土逐漸接觸且其接觸壓力不斷增加,使得鋼套環(huán)各部位發(fā)生不同程度的翹曲變形。各等效地基下鋼套環(huán)應(yīng)變?nèi)鐖D16所示。

(a) 9個(gè)彈簧

(b) 6個(gè)彈簧

鋼套環(huán)變形主要集中在側(cè)墻中部及頂?shù)装逯胁?側(cè)墻中部應(yīng)變變化幅度最為明顯,且多處于受拉狀態(tài),頂?shù)装逄庝撎篆h(huán)變形也較為明顯,且多表現(xiàn)為受壓。

此外,可以看出當(dāng)加載位移小于等于10 mm時(shí),鋼套環(huán)各部位應(yīng)變變化較小,而當(dāng)加載位移大于10 mm時(shí),鋼套環(huán)各部位應(yīng)變變化幅度增大。通過(guò)接頭構(gòu)造可知,其原因主要為加載初期鋼套環(huán)與接頭橡膠圈擠壓所致,插口端混凝土并未與鋼套環(huán)產(chǎn)生接觸,從而擠壓導(dǎo)致鋼套環(huán)變形較小,隨著加載位移的持續(xù)增大,鋼套環(huán)與插口端混凝土接觸建立,其接觸壓力不斷增大致使鋼套環(huán)產(chǎn)生較大變形。

根據(jù)接頭處鋼套環(huán)變形規(guī)律可以看出,其表現(xiàn)出“被壓扁”的變形趨勢(shì),原因可能與對(duì)應(yīng)位置的混凝土變形有關(guān)。澆筑管節(jié)時(shí),鋼套環(huán)埋置于接頭承口端,沿長(zhǎng)度方向一半長(zhǎng)度內(nèi)表面與接頭混凝土存在粘接作用,因此,使得鋼套環(huán)變形規(guī)律與對(duì)應(yīng)位置處混凝土變形規(guī)律有著密切聯(lián)系。

2.3 彎曲破壞特征

接頭混凝土頂?shù)装逯胁考皞?cè)墻中部為主要受力部位,且頂?shù)装迨芰ψ冃巫顬槊黠@,該部位撓曲應(yīng)力最大。在加載過(guò)程中,頂?shù)装逯胁績(jī)?nèi)側(cè)將率先出現(xiàn)細(xì)微裂縫,隨著加載位移不斷增大,微裂縫不斷擴(kuò)展且相互貫通,并且側(cè)墻中部外側(cè)混凝土也將出現(xiàn)細(xì)微裂縫。此外,在彎曲變形過(guò)程中,承插口兩端頂板混凝土?xí)l(fā)生相互擠壓,從而導(dǎo)致頂板處混凝土被壓碎。各部位混凝土破壞特征如圖17所示。

(a) 頂板混凝土裂縫

(b) 底板混凝土裂縫

(c) 側(cè)墻混凝土裂縫

(d) 頂板混凝土被壓碎圖17 混凝土破壞特征Fig. 17 Concrete failure characteristics

隨著接頭彎曲變形不斷加大,插口端混凝土與鋼套環(huán)的相互作用逐漸增強(qiáng),接頭彎曲變形主要由鋼套環(huán)變形所主導(dǎo),在插口端混凝土與鋼套環(huán)擠壓過(guò)程中,會(huì)使鋼套環(huán)發(fā)生翹曲。鋼套環(huán)翹曲變形如圖18所示。

圖18 鋼套環(huán)翹曲變形Fig. 18 Steel collar warping

3 結(jié)論與討論

通過(guò)對(duì)矩形頂管F型承插接頭開(kāi)展彎曲試驗(yàn),對(duì)不同等效地基下F型承插接頭的受力性能、變形規(guī)律及破壞特征等進(jìn)行研究,得出以下結(jié)論。

1)在接頭發(fā)生彎曲變形初期,接頭彎曲變形主要為鋼套環(huán)變形。隨著加載位移不斷增大,管節(jié)頂?shù)装逯胁炕炷翆l(fā)生開(kāi)裂,由于管節(jié)自身變形使得接頭張開(kāi)量隨著加載位移的增大出現(xiàn)減緩,接頭抗彎剛度變化曲線斜率增大。

2)與接頭張開(kāi)變形相對(duì)應(yīng),接頭抗彎剛度以張開(kāi)量0.007 rad為界限大致分為2個(gè)階段。第1階段主要表現(xiàn)為鋼套環(huán)變形,各等效地基下抗彎剛度差異較小。第2階段管節(jié)開(kāi)始出現(xiàn)明顯的自身變形,表現(xiàn)為地基剛度越大,抗彎剛度越大。

3)頂?shù)装逯胁亢蛡?cè)墻中部為主要受力部位。頂?shù)装逯胁績(jī)?nèi)側(cè)受力最為明顯,該部位撓曲應(yīng)力最大,加載過(guò)程中會(huì)率先開(kāi)裂。隨著荷載不斷增大,側(cè)墻中部外側(cè)隨后也會(huì)出現(xiàn)開(kāi)裂。

4)拉線式位移計(jì)變形、混凝土應(yīng)變和鋼套環(huán)應(yīng)變變化規(guī)律具有一致性,均表明彎曲加載過(guò)程中管節(jié)有“被壓扁”的變形趨勢(shì)。

5)鋼套環(huán)與插口端混凝土接觸的建立會(huì)使得鋼套環(huán)受擠壓產(chǎn)生的變形加快,且受擠壓作用,頂板處混凝土?xí)粔核椤?/p>

本試驗(yàn)由于加載條件的限制,未考慮管節(jié)間軸力約束的影響,使試驗(yàn)所得相關(guān)結(jié)果與實(shí)際可能略有差異,有待進(jìn)一步的補(bǔ)充研究。此外,試驗(yàn)采用等效地基彈簧模擬地基的方式屬于彈性地基梁局部變形理論,忽略了實(shí)際各部分土體之間的相互作用,有待進(jìn)一步的深化研究。