盾構隧道斜螺栓-凹凸榫新型環間接頭抗剪性能分析

徐培凱,封 坤,肖明清,張 力,何 川,謝 俊

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

引言

盾構隧道以裝配式管片襯砌作為主體受力結構，而環間接頭常常是隧道結構變形的主要區域，并承受復雜的壓、彎、剪、扭等環間作用。根據環間接頭的構造方式可分為有/無螺栓接頭、有無榫槽接頭等。隨著復合地層、全斷面巖層中盾構隧道建設量增多，環間錯臺、張開變形的情況屢屢發生，靜載作用下環縫抗剪的問題也越來越得到關注。如翟五洲等[1]添加外置鋼板對環縫抗剪進行加固，并通過數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縫接頭的抗剪性能進行研究，并得到了不同構造對抗剪剛度、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和接頭抗剪破壞形式。

目前，加強環間抗剪措施主要有加強縱向螺栓、增設凹凸榫，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隧道環間接頭進行數值模擬并輔以試驗驗證，分析管片環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鍵單體工程。盾構段總長約5 466.5 m，主要穿越第四紀淤泥質黏土、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。環間連接采用斜螺栓+凹凸榫形式，詳細構造如圖2所示。

圖2 GIL管片環間接頭結構(單位：mm)

2 接頭抗剪數值模型

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

圖3 管片數值模擬

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

2.1 數值模型

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。環間接頭的主要抗剪構造為斜螺栓+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；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，左側管片設螺栓手孔和凹槽，凹槽深31.5 mm，并設左支座、上支座、下支座與其相接，用于施加荷載和約束條件；右側管片設厚度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，并對受力較為復雜的區域進行加密處理[9]。

模型不同部分之間通過特定接觸關系連接為整體，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，不發生相對位移；面面接觸模擬真實的接觸面，其接觸力學行為可分為切向和法向，分別選用基于罰函數和硬接觸的接觸關系。硬接觸中摩擦本構采用Mohr-Coulomb模型，并根據工程實測結果取用摩擦系數[11]。具體接觸關系對照見表1。

表1 模型中接觸關系

2.2 材料參數

環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]。具體材料參數結合規范和實際測量選取，見表2。

表2 主要材料參數

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+直線的應力應變曲線，如式(1)、式(2)所示。

(1)

(2)

螺栓按GB50010—2010《混凝土結構設計規范》取雙折線彈塑性本構，其本構曲線由彈性段和強化段組成，彈性段對應彈性模量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，使左側試體在水平和豎向被限制位移和轉動；使右側試體在水平向被限制位移，支座與接頭間不設摩擦力。

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圖3中順剪和逆剪加載。具體加載方案為：先從右側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綜合管廊工程環間接頭，開展相應的足尺試驗。接頭模型尺寸與數值模擬一致，如圖6所示。試驗設備實現壓剪工況加載，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，水平千斤頂從側面導入縱向力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時有限元分析結果與足尺試驗數據成果進行對比，對照數值分析的規律。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時所對應的錯臺量。

由圖8可知，數值模擬與試驗結果存在差異，相比數值模擬，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。總體而言，數值模擬與試驗規律吻合[16]。

4 數值模擬結果分析

4.1 接頭錯臺量曲線分析

接頭受荷發生豎向位移，相鄰管片間發生相對錯動。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，呈現如下規律。

(1)錯臺量值與縱向力N大小呈負相關，與剪切力PQ大小呈正相關。

(2)錯臺量曲線存在明顯的摩擦階段：當剪切力PQ小于摩擦力f，即剪軸比小于環間混凝土摩擦系數時，錯臺量幾乎為0，對應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，當錯臺量≤t，錯臺量沿拋物線增長；第二階段，當錯臺量達到t后，開始沿近似直線增長。其中，t為與接頭結構參數有關的常量。

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

(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，變化規律相近。

4.2 接頭轉動角分析

環間接頭在錯動變形的同時，將在豎直面內發生轉動，可用轉動角θ衡量[19]。令轉動角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時變化規律，如圖10所示。

圖10 管片轉動角曲線(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，接頭轉動不受水平力限制，轉動幅度較大，可達到0.11 rad；施加縱向力后，轉動角θ大大減小，此時，縱向力的增長能有效抑制接頭轉動。

(2)軸剪比T>0.8：剪切產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，轉動角θ有小幅度增長。

順剪工況下，接頭轉動角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和重要指標[20]，對于接頭抗剪研究及相關力學計算有重要意義[21]。為探究凹凸榫對于接頭抗剪性能的影響，在原數值模型的基礎上去掉凹凸榫結構，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，對應工況下有無凹凸榫的抗剪剛度進行分析，結果如表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 結論

為研究盾構隧道斜螺栓-凹凸榫式新型環間接頭的抗剪性能，首先，通過3環管片數值模擬確定了環間接頭抗剪存在的危險部位；然后，建立了環間接頭的三維精細化數值模型，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。得到主要結論如下。

(1)通過3環管片數值模擬確定了環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造并建立三維精細化盾構隧道環間接頭模型，以用于抗剪性能計算，其計算準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)環間接頭受到剪切作用時會產生轉動，最大達0.11 rad，而非只受純剪作用。轉動角θ隨軸力N增大而先減后增。順剪工況下，轉動角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。