輸水盾構隧洞管片環縫抗剪機制試驗研究
——以三門核電站取排水隧洞為例

柳 獻，趙佶彬，陶 靜，鐘潤輝，張 帆

(1.同濟大學土木工程學院，上海 200092；2.三門核電有限公司，浙江 三門 317100；3.中國電力工程顧問集團華東電力設計院有限公司，上海 200063)

0 引言

盾構隧道施工過程中一般會穿越較多不同地層，由于不同地層的性質存在差異，且沿隧道縱向地表荷載條件差異也較大，因此容易造成地基不均勻沉降問題。而置于土層內的隧道，會因地基的不均勻沉降而產生非均勻變形，這種變形的影響往往通過隧道管片環間的錯動而抵消，一旦不能抵消，則會導致隧道襯砌結構破壞。

對于盾構隧道縱向受力的問題，一般重點關注的是環縫抗剪性能[1-3]，且目前已有不少研究人員開展了試驗研究。蘭學平等[4]針對上海長江隧道襯砌結構接縫，開展了超大隧道襯砌管片接頭足尺試驗及環縫接頭抗剪試驗，分析得到了環縫接頭的徑向、切向抗剪性能。郭瑞等[5]對南京長江盾構隧道環向接頭進行了3組原型抗剪試驗，分析研究了環縫接頭的受力和變形特征，得到了管片接頭混凝土接觸面的靜摩擦因數，并得出了接頭剪力主要由混凝土接觸面承擔、破壞形式為連接斜螺栓剪切延性破壞的結論。李冬梅等[6]進行了管片足尺抗剪試驗，獲取了錯動量隨荷載的變化規律，提出了管片環縫剪切剛度計算公式及接觸面的摩擦因數值。閆治國等[7]以青草沙水源地原水工程為背景，通過管片接縫原型荷載試驗，對縱縫(環縫)剪切剛度進行研究，結果表明管片間的錯動隨荷載變化的過程分為3個階段，其中，錯動主要發生在第2階段。Buco等[8]對地下混凝土管道環縫的受壓、抗剪及抗彎性能進行了足尺試驗，通過試驗提出了一種簡單的變雙線性模型，該模型計算結果與試驗結果具有較好的吻合性。蔣首超等[9]通過盾構管片接頭的現場抗剪試驗，對矩形盾構管片接頭在復合抗剪、考慮安裝誤差、凹凸榫單獨抗剪3種工況下的受力性能進行研究，并得到在凹凸榫抗剪時有無螺栓對接頭抗剪影響很小的結論。Putke等[10]通過構件試驗研究了凹凸榫的凹榫和凸榫以及剪切鍵的剪切剛度和強度，同時也研究了不同的鋼筋構造對剪力鍵抗剪的影響。Salemi等[11]提出接觸剛度對管片的內力和設計有著重要影響，并進行了不同正應力下的直剪試驗，得到接觸的軸向剛度和切向剛度，研究了正應力與接觸剛度之間的關系。朱瑤宏等[12]以寧波地鐵通用環管片為研究對象，進行了帶凹凸榫的環縫抗剪試驗，得到了錯臺量與剪力的2階段關系曲線以及不同階段的剪切剛度，并分析了環縫內不同構造對環縫剛度及強度的貢獻。肖時輝等[13]對縱向螺栓的受剪狀態進行了理論分析，得到了縱向連接剪切剛度，并利用工程實例的數據進行了驗證。

在這些試驗研究中，有關環縫徑向抗剪性能的研究成果較多，而對環縫切向抗剪性能的分析較少，并且對于接縫剪切剛度，至今仍然缺少公認的公式或解析模型。因此，一旦接縫形式有所改變，便難以確定其剛度，只有通過試驗才能較好地獲取所需的參數。為探究三門核電站2期取排水盾構隧洞工程管片環縫的抗剪性能，本文通過接頭足尺試驗，研究了環縫的徑向、切向抗剪性能，得到剪切剛度、強度等參數，并通過分析得到了環縫剪切過程中的力學機制，以期研究結果為類似研究提供參考。

1 工程背景

工程擬建的排水構筑物區段位于核電廠區內東部及相應海域，包括排水隧洞、排水頭部、排水溝及排水工作井；而取水構筑物區段則由2個單獨構筑物組成，包括循環水取水頭部和自流引水管。取水構筑物(含取水頭部、自流引水管)和排水構筑物(含排水頭部、排水隧洞)中需建的水工隧洞，擬采用盾構法施工。

擬建取水、排水隧洞位于土層工程特性差異較大且層位起伏波動較大的不均勻地基。此外，排水隧洞地基存在巖土接觸面，局部軟土較厚，所以易產生不均勻沉降，對構筑物不利。

2 試驗設計

2.1 試件設計

試驗構件采用直螺栓連接的鋼筋混凝土管片(簡稱普通管片)。普通管片的外直徑為7.1 m，管片厚度為450 mm，環寬為1 200 mm，混凝土強度等級為C55。管片配筋見圖1。內外弧面主筋為14根直徑25 mm的HRB400鋼筋，其中，內弧面手孔與環縫端面之間設置4根鋼筋，外弧面手孔與環縫端面之間設置3根鋼筋；箍筋采用直徑10 mm的HPB300鋼筋，同時使用HPB300鋼筋在螺栓孔處設置直徑為6 mm的環箍和直徑為10 mm的U形筋，在凸榫內設置3根直徑12 mm的HRB400鋼筋。

(a)俯視圖

管片環與環之間以沿圓周均勻分布的16根8.8級的M30直螺栓連接，螺栓墊片厚10 mm，螺栓間隔22.5°。管片采用的環縫構造示意如圖2所示。環縫螺栓中心距離內弧面為160 mm，環縫端面具有連續凹凸榫，凸榫頂部厚度為152 mm,凹榫底部厚度為160 mm，在凸榫和凹榫對中貼合時，內外弧面兩側的凹凸榫傾斜面之間各有4 mm的裝配盈余量。螺栓孔直徑為40 mm，因此安裝螺栓后螺栓與孔壁之間存在5 mm的間隙。螺栓手孔為梯形體空腔，內弧面尺寸為222 mm×150 mm，內部尺寸為120 mm×178 mm。

(a)環縫螺栓分布 (b)環縫凹凸榫環向分布

盡管實際工程中管片為錯縫拼裝，但為了單獨、細致地研究環縫的抗剪性能，本文研究不考慮錯縫拼裝的影響，即忽略縱縫的作用。

此外，為了盡量減小管片曲率對環縫受力狀態的影響，以助于分別探討環縫的徑向、切向抗剪能力，同時考慮到每根螺栓分擔荷載的范圍有限(簡單認為其為螺栓布置間距)，結合類似研究經驗，最終確定試件沿環縫的弧長約為1 m。試件拼裝后示意圖如圖3所示。螺栓在沿圓環方向處于居中位置，手孔中心距環縫約275 mm。

(a)仰視圖

2.2 試驗工況

試驗包括徑向順剪、徑向逆剪和切向剪切3種類型。本文定義當構件以內弧面朝下、外弧面朝上的狀態受徑向剪切作用時為徑向順剪工況，反之為徑向逆剪工況；相應地，構件環縫受到切向剪切作用時為切向剪切工況。

徑向順剪、逆剪均用于模擬當某環管片與相鄰兩側管片發生相對沉降時的環縫受力情況。而環縫的凹凸榫間有初始的裝配盈余量，其是否被消弭嚴重影響著環縫的受力性能。為了探究這種影響，在本次試驗中，對理想拼裝狀態和考慮拼裝誤差的狀態(凹凸榫完全搭接)分別進行了分析。受限于實際條件，只有通過逆剪拼裝方式才可達到理想拼裝狀態，即中間環管片與兩端環管片的凹凸榫傾斜面之間的間距保持為初始盈余量4 mm。由于凹凸榫的存在，環縫螺栓的貢獻相對較小，且內、外2道止水構造尺寸基本一致，可認為在理想拼裝狀態下，受到相同荷載作用時，順剪、逆剪的強度和剛度一致。因此，以順剪工況模擬考慮拼裝誤差的狀態，以逆剪工況模擬理想拼裝狀態。

而當某環管片出現沉降、橫向位移或者相對轉動時，環間除了產生沿徑向的相對錯臺，還存在切向剪切行為。故通過切向抗剪試驗分析當管片環間局部發生切向剪切時管片的剪切強度和剪切剛度。

由于在運營過程中千斤頂施加于管片環間的作用力不能完全消散，故對施工中的頂推力進行合理折減，將其作為運營中沿縱向的環間作用力，取值為千斤頂推力乘以小于1的殘余系數。同一工況下內力組合的縱向力殘余系數為固定值，縱向力取值如表1所示。

表1 試驗縱向力取值

由三門核電站1期工程可知，千斤頂推力為10 000～20 000 kN。根據經驗，對每延米頂推力的上限值957.32 kN/m和下限值478.66 kN/m分別取2種折減系數(0.15和0.30)，得到3組值。其次，補充了另外4種折減系數1.00、0.94、0.63、0.32，將折減系數乘以頂推力的平均值718 kN/m，得到4組值。根據計算，得出試驗工況如表2所示。

表2 試驗工況設計

2.3 加載方案

2.3.1 加載系統

試驗加載裝置如圖4所示。在徑向抗剪試驗中，通過水平加載制動器施加橫向力N，以模擬隧洞縱向力；通過豎向加載制動器施加豎向力p，以模擬環縫徑向剪切力。在切向抗剪試驗中，通過水平加載制動器施加隧洞橫向力N，通過縱向加載制動器施加縱向力F，以模擬環縫切向剪切力。

圖4 試驗加載裝置

2.3.2 加載設計

試驗包括徑向順剪(考慮拼裝誤差)、徑向逆剪(理想拼裝狀態)和切向剪切3種類型。其加載步驟基本一致，即先分級加載隧洞縱向力到目標值，然后開始剪切力(豎向力p或縱向力F)的加載，加載到設計值即止(極限工況加載至發生破壞)。

為了設計抗剪試驗的荷載，需要對試驗加載和計算模型進行一定程度的簡化，如圖5所示。基于此可以得出，試驗中環縫的剪切力為豎向力p(或縱向力F)的1/2，且有一定程度的彎矩，但可忽略不計。

(a)仰視圖(徑向抗剪試驗)

3 徑向抗剪試驗

3.1 理想拼裝狀態

3.1.1 破壞情況

理想拼裝狀態下徑向抗剪試驗破壞過程主要為：1)環縫1上部凹凸榫搭接；2)環縫2下部凹凸榫搭接；3)環縫2下部凹榫出現垂直于傾斜面的斜裂縫；4)環縫2下部凹榫全部剪壞、脫落掉塊，無法繼續承載。由此可知，環縫1受剪薄弱處在凹榫近上表面處，環縫2受剪薄弱處在凹榫近下表面處。

理想拼裝狀態下徑向抗剪試驗破壞情況如圖6所示。各處具體破壞情況為：1)環縫2的下部受剪凹榫沿環寬方向全部剪切破壞；2)環縫2的上部凹凸榫有摩擦產生的破壞痕跡；3)螺栓基本保持原狀；4)手孔內基本無裂縫。

圖6 理想拼裝狀態下徑向抗剪試驗破壞情況

3.1.2 測試結果

3.1.2.1 環縫錯臺量

理想拼裝狀態下徑向抗剪試驗剪切力-環縫錯臺量變化曲線如圖7所示。在理想拼裝狀態下環縫的受剪過程具有明顯的階段性，大致分為3個階段：1)在剪切力V=0～180 kN時，錯臺量保持在0附近，基本可以忽略。2)在V=180 kN附近，環縫兩側開始相對錯動；在V=180～220 kN時，中間環相對兩側管片持續快速向下移動，錯臺量增速基本保持穩定。3)在V=240～380 kN時，錯臺量線性增加，其增長速度明顯低于前一階段，增長很小。

圖7 理想拼裝狀態下徑向抗剪試驗剪切力-環縫錯臺量變化曲線

除環縫破壞之后，環縫錯臺量在整個過程中均較小，最大不超過4.5 mm，說明錯臺量主要是由凹凸榫之間的間隙彌合產生的。而凹榫剛度較大，受剪凹榫破壞之前，其產生的變形均較小。

3.1.2.2 螺栓應變

理想拼裝狀態下徑向抗剪試驗螺栓應變如圖8所示。螺栓應變值在全過程中保持在140 με以下，且變化趨勢不明顯，說明螺栓受力不大。這是因為環縫剪切力被摩擦力和凹凸榫承擔了。

圖8 理想拼裝狀態下徑向抗剪試驗螺栓應變

3.2 考慮拼裝誤差工況

3.2.1 破壞情況

考慮拼裝誤差工況下徑向抗剪試驗破壞過程主要為：1)環縫1下部凹凸榫出現斜裂縫，與環縫呈約45°；2)環縫1下部凹榫被剪壞，無法承載，同時環縫2上部受剪凹榫出現斜裂縫。由此可知，環縫1受剪薄弱處在凹榫近下表面處，環縫2受剪薄弱處在凹榫近上表面處。

考慮拼裝誤差工況下徑向抗剪試驗破壞情況如圖9所示。各處具體破壞情況為：1)環縫1的下部受剪凹榫沿環寬方向全部剪切破壞；2)環縫1的上部凹凸榫有摩擦產生的破壞痕跡；3)環縫2的上部受剪凹榫出現斜裂縫，但未完全破壞；4)螺栓在長度方向中心截面處有輕微彎曲；5)手孔基本無裂縫。

圖9 考慮拼裝誤差工況下徑向抗剪試驗破壞情況

3.2.2 試驗結果

3.2.2.1 環縫錯臺量

考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗剪切力-環縫錯臺量變化曲線如圖10所示。在考慮拼裝誤差狀態下環縫的受剪過程大致分為3個階段：1)在剪切力V=0～280 kN時，環縫錯臺量增長緩慢。2)在V=280 kN附近，受剪內弧面凹榫開裂，兩側開始相對錯動；在V=280～360 kN時，錯臺量持續增加，且增速不斷增大。3)在V=360 kN附近，凹凸榫局部破壞，錯臺量迅速增加；在V=380 kN時，錯臺量發展至13 mm左右，環縫1凹榫全部被剪掉。

圖10 考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗剪切力-環縫錯臺量變化曲線

3.2.2.2 螺栓應變

考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗的螺栓應變如圖11所示。由此可知，螺栓始終受拉，參與了抗剪全過程，這與理想拼裝狀態下螺栓的狀態不同。在V=80 kN之前，應變值略有增加，但數值很小，即此時螺栓基本不受力；在V=80 kN之后，螺栓應變繼續正向增加，速率明顯增大，且基本穩定。螺栓應變最大值為2 058 με，即螺栓未屈服。

圖11 考慮拼裝誤差下徑向抗剪試驗的螺栓應變

3.3 徑向抗剪機制分析

3.3.1 徑向抗剪過程分析

環縫抗剪能力主要來源于環縫間混凝土摩擦力、凹凸榫抗剪能力以及螺栓抗剪能力。環縫徑向抗剪過程如圖12所示。若理想拼裝，在凹凸榫接觸前有4 mm的位移量是僅有摩擦力作用導致的。但由于管片拼裝的誤差，在管片拼裝完成后凸榫和凹榫之間的間隙通常為0～8 mm，甚至有極端情況為“非0 mm即8 mm”。

圖12 環縫徑向抗剪過程

隨著剪切力增大，環縫抗剪具有明顯的階段性。在理想狀態下，主要階段如下：

1)第1階段，剪切力小于180 kN時，環縫基本無變形，螺栓不受力。根據相關規范[14-15]，混凝土間摩擦因數可取值為0.8，在極限工況下環縫軸向壓力為233 kN，單條環縫的最大摩擦力fu=186.3 kN。因此，此階段抗剪主體完全由管片間的摩擦力充當。

2)第2階段，環縫滑動直至凹凸榫搭接，環縫錯臺量增大至裝配量值，約為4 mm，此階段由摩擦力和凹凸榫提供抗剪能力。

3)第3階段，從環縫的受剪凹榫面出現裂縫開始，部分凹凸榫退出工作，抗剪能力主要由摩擦力和其余完好的凹凸榫承擔。

4)第4階段，受剪凹榫沿環寬方向全部剪切破壞，對縱向螺栓產生突然的沖擊。

而在考慮拼裝誤差的狀態下，并不存在抗剪能力完全由環間摩擦力承擔的階段，初始抗剪主體由摩擦力和凹凸榫初始接觸點影響區域共同構成，之后與理想狀態下無較大差異。2種工況下結構均在V=350～380 kN時產生破壞。

3.3.2 剪切剛度分析

3.3.2.1 拼裝誤差影響

如圖7所示，理想拼裝狀態下，環縫錯臺量隨剪切力的發展可分為3個階段，因此可將環縫剪切剛度的變化分為3個階段。經計算，第1階段的剪切剛度為2.28×109N/m；第2階段剪切剛度為1.60×107N/m；第3階段的剪切剛度為內弧面凹榫完全搭接之后的剛度，為4.42×108N/m。如圖10所示，考慮拼裝誤差狀態下，環縫錯臺量隨剪切力的發展也可分為3個階段。但最后的平臺段為凹榫受剪掉落造成的，已無實際意義，因此環縫剪切剛度的變化階段可分2部分。經計算，第1階段的剪切剛度為3.54×108N/m；第2階段為出現剪切裂縫之后，剪切剛度為5.35×107N/m。

因此，凹凸榫初始是否完全搭接，顯著影響了環縫的抗剪過程，拼裝誤差使得摩擦力和凹凸榫共同發揮作用的時間提前。從試驗來看，凹凸榫與摩擦力共同發揮作用階段的剪切剛度約為4.00×108N/m。

3.3.2.2 縱向力影響

由于理想拼裝狀態下，環縫初始抗剪能力主要來源于摩擦力，此階段中環縫幾乎不產生相對位移。因此，僅對考慮拼裝誤差的環縫剪切剛度結果進行匯總，如圖13所示。由圖可知，在縱向力為70～720 kN的條件下，當環縫未產生明顯的相對剪切位移時，對應的徑向剪切剛度為4.67×108～1.42×109N/m，并且通過對離散點進行線性擬合可以發現，其線性相關性非常高。由此可推測出，縱向力越大，剪切剛度越大。

圖13 不同縱向力下的徑向剪切剛度

4 切向抗剪試驗

4.1 破壞情況及試驗結果

4.1.1 破壞情況

切向抗剪試驗破壞情況如圖14所示。具體為：環縫側面附近表層混凝土有較大程度的剝落；環縫側面的混凝土壓剪破壞區沿圓環方向向內發展了一定的深度；手孔內基本無裂縫，手孔破壞不明顯；螺栓在長度方向的中心截面附近有較為明顯的彎曲和扭曲變形。

圖14 切向抗剪試驗破壞情況

4.1.2 試驗結果

理想拼裝狀態下切向抗剪試驗剪切力-環縫錯臺量曲線如圖15所示。由圖可以看出，切向抗剪全過程可以大致分為5個階段：

圖15 理想拼裝狀態下切向抗剪試驗剪切力-環縫錯臺量曲線

1)在剪切力V=0～220 kN時，環縫基本不產生切向錯動。

2)在剪切力V=220～240 kN時，環縫的兩側開始相對錯動；在V=240～280 kN時，環縫錯臺量增速保持穩定，且速度較快。

3)在剪切力V=300～400 kN時，錯臺量仍呈線性增加，但其增長速度明顯低于前一階段。

4)在剪切力V=420～620 kN時，錯臺量增速近似為一固定值，其明顯大于前一階段，但變化曲線整體仍近似呈直線。

5)在剪切力V=620 kN以后，環縫錯臺量基本保持不變。這是由于螺栓變形過大導致受力模式完全改變造成的。

切向抗剪試驗螺栓應變如圖16所示。由圖可知：1)在V=240 kN之前，2個測點的應變變化曲線十分接近，此時螺栓受拉程度不大。2)在V=240 kN附近，中間管片相對兩側滑動，螺栓受到剪切力作用而產生彎曲，2個測點的應變線性增加，變化速率明顯增大，但方向相反。3)在V=420 kN附近，測點2的應變又變為正向增長，而測點1的應變繼續增長，且量值接近屈服應變值，說明在這個過程中，螺栓彎曲變形很大，表現為截面受拉占絕對優勢。4)在V=620 kN時，測點2的應變變化趨勢再次轉變，之后其量值變化速率基本為0，量值基本保持不變，這與環縫達成新的平衡，與圖15中錯臺量基本不再增長的現象對應。但此時，測點1的應變值仍然不斷增加，這表明當螺栓扭曲變形過大時，其受力模式將由受剪為主變為受拉為主，因此，抵抗切向力的能力增大。

圖16 切向抗剪試驗螺栓應變

4.2 破壞機制分析

4.2.1 切向抗剪過程分析

1)由于存在著環縫兩側混凝土之間的摩擦力(約為186.3 kN)和凹凸榫間因圓弧形式產生的咬合力，在V=220 kN前，環縫面兩側基本不產生切向錯動，螺栓不受力。

2)環縫兩側開始錯動后，螺栓開始受力，但此時以拉為主，直至螺栓產生明顯的彎曲變形，其軸線發生了變化，這種幾何形狀上的改變使得縱向螺栓的受力模式不再是完全的“直桿受剪”。這導致螺栓直接通過拉力承擔了一部分水平方向的切向力，而螺栓的抗拉剛度相對其抗彎剛度較大，所以產生的變形增長速率相應減小。

3)當V=420 kN后，螺栓各點拉、壓應變逐漸超過3 000 με，陸續進入屈服狀態，并且螺栓彎曲變形程度進一步增加，螺桿中間段軸線與切向力的夾角逐步減小，使螺桿上拉應力區增長速率增加。這些原因使圖15中剪切力-環縫錯臺量曲線發生轉折，剪切剛度有明顯的降低，螺栓的受力模式逐步變為“折桿受拉”。

4)螺栓變形過大導致了受力模式完全改變。此時，螺栓主要受拉，且“拉緊”了手孔兩端，使得手孔附近混凝土參與受力。由于手孔到環縫的距離較大，混凝土較厚，其能提供的強度較大，使得環縫截面在靜摩擦力、螺栓強度、混凝土強度3者的協調下達到了新的平衡。

本次切向抗剪試驗僅考慮了理想拼裝狀態，參考徑向抗剪試驗理想拼裝狀態和存在拼裝誤差時試驗結果的區別，對存在拼裝誤差時切向抗剪試驗的抗剪過程進行推導。當存在拼裝誤差時，假設環縫凹凸榫在受力前已搭接，則環縫在受到切向剪切力時，剪切力由靜摩擦力、螺栓以及凹凸榫混凝土共同承擔，該狀態與理想拼裝狀態試驗的第5個過程相似，因此在該階段環縫剪切剛度極大，環縫切向錯臺量較小。當由螺栓承擔或由凹凸榫承擔的環間剪切力超過各自強度時，螺栓將屈服或凹凸榫混凝土將破壞，切向錯臺將快速發展，剪切剛度與第1階段相比將降低。但螺栓屈服與凹凸榫混凝土開裂哪一個先發生有待進一步試驗確定。

4.2.2 剪切剛度分析

由圖15可知，環縫切向抗剪試驗過程可分為5個階段。在加載過程中，第1階段的剪切剛度最大，是其余階段剪切剛度的10～102倍；此外，環縫1、2第1階段剪切剛度的絕對值差異較大，但處于同一量級。這是由此階段的位移量很微小、剪切剛度對位移變化十分敏感導致的。其余階段環縫1、2的剪切剛度基本相等，如表3所示。

表3 不同階段剪切剛度

5 結論與展望

本文對具有凹凸榫的環縫進行了徑向、切向抗剪試驗，分析了環縫抗剪的性能和機制，得出了如下結論。

1)當拼裝理想時，環縫徑向抗剪過程為：①摩擦力單獨起作用；②摩擦力和凹凸榫共同起作用；③摩擦力和部分凹凸榫共同起作用，縱向螺栓抗剪。當拼裝存在搭接時，徑向抗剪過程為：①摩擦力和凹凸榫共同作用；②部分凹凸榫失效，縱向螺栓參與作用；③凹凸榫完全破壞，失去抗剪能力。當凹榫完全破壞后，縱向螺栓一般無法承擔突然增大的剪切力。

2)縱向力對環縫剪切剛度有一定程度的影響，在一定范圍內，縱向力越大，剪切剛度越大。

3)環縫切向抗剪能力主要來自于摩擦力、螺栓強度。其切向抗剪過程為：①摩擦力單獨起作用；②摩擦力和螺栓共同作用，螺栓的受力模式為“直桿受剪”；③螺栓變形較大，受力模式逐步變為“折桿受拉”，繼續與摩擦力共同作用；④摩擦力、螺栓抗拉、混凝土強度共同作用，達到新的平衡。

4)在環縫錯動之前，環縫徑向剪切剛度為4.67×108～1.42×109N/m，而切向剪切剛度可取為4.23×108～8.43×108N/m。

本次未能開展存在拼裝誤差時環縫的切向抗剪試驗，僅根據已有試驗結果進行了推導，應進行進一步研究。