矩形頂管隧道F型承插接頭剪切性能研究

許有俊，龐躍魁，張朝，康佳旺，黃正東

(1.內蒙古科技大學 土木工程學院，內蒙古 包頭 014010；2.內蒙古科技大學 礦山安全與地下工程院士專家工作站，內蒙古包頭 014010；3.內蒙古科技大學 內蒙古自治區高?！俺鞘械叵鹿こ碳夹g研究中心”，內蒙古 包頭 014010)

隨著我國對地下空間開發強度的不斷加大，矩形頂管法在修建地下過街通道、地鐵車站和地下綜合管廊等中短城市隧道工程中得到推廣應用.矩形頂管通常采用F型承插接頭，其接頭部位剛度遠小于管體自身剛度，屬于薄弱環節，在地鐵隧道交叉穿越、地下水位變化、隧道上方荷載劇變等諸多因素作用下，極易對矩形頂管隧道接頭造成防水失效甚至破壞，從而導致隧道縱向產生過度的不均勻變形，危及隧道運營安全.

朱合華等[1]針對曲線矩形頂管提出梁—接頭模型，用以模擬管節接頭的不連續性及其地層施工中的力學性態.丁文其等[2]建立管節—接頭模型并結合彈性地基梁法對頂管施工進行計算分析.劉文俊等[3]采用FLAC3D對地鐵隧道下穿既有矩形頂管進行了水壓力、土體變形等分析.筆者等[4]采用ABAQUS以數值模擬的方式分析矩形頂管接頭進行剪切剛度及影響因素.矩形頂管隧道與盾構隧道、地下綜合管廊縱向均存在諸多接縫，都屬于縱向非連續結構，因此，可借鑒現有盾構隧道與綜合管廊關于縱向變形的研究思路，對矩形頂管接頭展開進一步研究.在盾構隧道方面，梁坤等[5]就水壓對管片及接頭力學性能進行模型試驗研究.封坤等[6-7]對高水壓盾構隧道下的軸壓與管片接頭力學性能進行研究.Zuo等[8]對高水壓下盾構隧道開展1∶1原型試驗，分析螺栓受力與接頭變形之間的關系以及接頭破壞特征.李新星等[9]對大斷面盾構隧道的接頭受力性能與變形規律開展1∶3縮尺試驗.Liu等[10]通過足尺試驗，研究了地鐵隧道管片接頭的承載能力，并對其失效機理進行分析.Shen等[11]對盾構隧道長期沉降和不均勻沉降造成的嚴重縱向不均勻變形進行分析.劉鵬等[12]通過盾構隧道管節受力特征，對盾構隧道接頭剛度進行理論解推導.徐國文等[13-15]采用數值模擬的方式，對盾構隧道接頭受力特征及力學性能進行研究.對于綜合管廊這方面，胡翔等[16]對施加預應力的預制綜合管接頭受力性能、接頭變形、接頭剛度等進行實驗研究，趙文昊等[17]通過數值模擬研究綜合管廊在不均勻沉降下接頭錯位變形對接頭受力性能的影響.

目前國內對于矩形頂管F型承插接頭的研究仍然偏少，針對該接頭特有受力性能與變形規律、受力破壞特征等研究欠缺.因此，采用室內大型矩形頂管管節接頭試驗，通過設置彈簧模擬地基與頂管結構的相互作用，進行在不同地層情況下的接頭剪切試驗，對結構自身以及地層影響下的F型承插接頭受力、變形及破壞等相關規律展開研究.

1 試驗概況

1.1 管節構造及材料指標

考慮到研究目標及試驗加載條件，矩形頂管試驗管節尺寸為1500 mm×1625 mm×1075 mm（長×寬×高），接頭構造如圖1所示，主要包含管體混凝土以及鋼套環2部分，管節截面尺寸及配筋如圖2所示.在裝配過程中通過鋼套環擠壓插口橡膠圈套裝完成，從而達到接頭防水以及抵抗變形的目的，橡膠圈斷面如圖3所示.管節采用C50混凝土澆筑成型，鋼套環采用厚度為10 mm的Q235鋼成環制作，并在澆筑時埋置于管節承口端.各材料性能參數如表1所示，E為彈性模量，fcu為混凝土立方體抗壓強度，fy為屈服強度，fu為極限強度，HA為橡膠材料邵爾A型硬度，λ為橡膠材料拉斷伸長率，C為橡膠材料壓縮永久變形，是影響橡膠材料彈性與恢復能力的一項因素.

表1 不同材料性能參數Tab.1 Different material performance parameters

圖1 F型承插接頭構造示意圖Fig.1 Structural diagram of F-type socket joint

圖2 矩形頂管截面尺寸及配筋Fig.2 Section size and reinforcement

圖3 鷹嘴氯丁橡膠斷面及尺寸Fig.3 Olecranon chloroprene rubber section size

1.2 加載工況與試驗方法

矩形頂管F型承插接頭剪切試驗每組工況采用3管節拼裝而成，全長為4.5 m.對兩端管節通過反力架進行豎向固定，再通過反力架上端千斤頂施加豎向反力于中間關節，從而完成接頭剪切試驗，加載實況如圖4所示.

圖4 F型承插接頭剪切試驗示意圖Fig.4 Diagram for shear test of F-type socket joints

為了模擬在實際工程中的不同地層條件，本試驗采用在中部管節下均勻布置彈簧的形式來實現不同地層對管節的支撐作用.所制作彈簧根據加載測得單根彈簧剛度k=1.734kN/mm，彈簧數目按照9、6、4這3種數目均勻布置，按照地基發生單位位移所產生的地基反力相等的原則，即n·k=Kv·S，可計算得到等效地基剛度，其中，n為等效地基彈簧數目，S為頂管底板面積，Kv為等效地基剛度，布置形式如圖5所示.

圖5 等效地基彈簧布置形式Fig.5 Equivalent foundation spring arrangements

為了研究加載過程中管節接頭鋼套環以及橫斷面變形，在兩接頭處布置有環向應變片以及三道拉線式位移計，布置形式如圖6所示.拉線式位移計采用JTM-U7000型金土木生產，測量范圍為0～1250 mm，線性度為±0.5%，變形計算公式為

圖6 鋼套環應變與艙室變形測點Fig.6 Measuring points for steel ring strain and cabin deformation

式中：L為拉線式位移計位移量，單位為mm；K為儀器標定系數；Ui為拉線式位移計實時數值；U0為拉線式位移計初始數值.

表2為加載工況設計，試驗加載采用位移控制完成接頭剪切試驗，加載制度共分為14級.考慮到加載初期接頭受力及變形較小而后期較大，故前4級每級增量為5 mm，從第5級開始每級增加3 mm，加載至接頭產生較大破壞停止試驗.在試驗過程中，兩加載千斤頂采用位移同步增長，且對矩形頂管接頭進行剪切試驗，防止中間管節兩側豎向位移產生較大差異而導致接頭發生彎曲變形.

表2 F型承插接頭剪切試驗工況Tab.2 Shear test conditions of F-type socket joint

2 試驗結果分析

在試驗過程中，剪切試驗中包含左、右2個接頭、受加載點以及結構兩端管節的約束不同影響，左、右兩接頭的受力以及變形表現不同，為了保證實驗結論更加明確，對兩接頭進行對比分析.

2.1 接頭剪力變化

每組工況下中間管節的受力情況如圖7所示，并根據豎向受力平衡及=0可以得到兩側接頭處剪力Qs隨上方加載位移 Δ的變化情況.其中，F1與F2為上部千斤頂反力，F3為左側接頭處剪力，F4為右側接頭處剪力，kixj(i=j=1,2,3)項為等效地基下彈簧反力，k1=k2=5.202kN/mm，k3=3.468kN/mm.在各工況下，接頭剪力Qs隨加載位移 Δ變化情況如圖8所示.

圖7 管節受力簡圖Fig.7 Force diagram of tunnel joint

圖8 頂管接頭剪力變化Fig.8 Shear force variety of pipe jacking joints

在9彈簧工況下，隨著加載位移的不斷增加，左右兩接頭處剪力呈正向增加.當加載位移至11 mm左右時，如圖9所示，右接頭鋼套環焊縫處出現開裂，焊縫強度未達到要求，鋼套環由于出現巨大變形導致一部分剪力轉由底部彈簧支撐，進而導致加載位移超過11 mm時左右兩接頭剪力差異加大.在后續工況中，對鋼套環焊縫采用二保焊工藝進行加固處理，接縫焊接形式如圖10所示.

圖9 鋼套環焊縫開裂示意圖Fig.9 Weld cracking diagram

圖10 鋼套環焊縫形式Fig.10 Weld form of steel ring

為了減小焊縫對鋼套環性能的影響，采用焊縫與母材等強匹配進行焊接，焊縫應力公式為

式中：P為焊縫所受拉力，l為鋼套環寬度，h為鋼套環厚度.

在6彈簧下，左右兩接頭剪力隨著加載位移增大而逐漸加大，并且受加載點位置影響.當加載位移達到13 mm時，左接頭處剪力增加趨勢大于右接頭；當加載至28 mm時，如圖11所示，左右兩接頭處鋼套環開始發生翹曲，說明此時鋼套環開始進入屈服階段，兩接頭處剪力隨加載位移的增長趨勢有稍微減緩.

圖11 鋼套環翹曲變形示意圖Fig.11 Steel ring warping diagram

在加載位移小于26 mm時，在4彈簧下左右兩接頭的剪力變化趨勢也表現為正向增加，且左接頭剪力同樣大于右接頭.當加載至26 mm時，左右兩接頭剪力表現為增速減緩，與此同時，兩接頭處鋼套環出現翹曲，表明加載至26 mm時鋼套環發生屈服并進入強化階段，其應力-應變關系斜率降低，從而表現為左右兩接頭剪力較加載位移增速降低.當加載至31 mm時，左接頭處鋼套環焊縫出現開裂，鋼套環應力釋放，上一部分荷載轉由管節底部彈簧所承擔，從而接頭剪力表現為下降.

從以上各工況下接頭剪力的變化趨勢看出，在加載過程中，鋼套環未達到屈服階段之前，左右兩接頭處剪力會隨著上部荷載的增大呈正向增加；當鋼套環達到屈服階段以后，接頭處剪力增加速度會有所減緩，鋼套環在屈服后繼續加載至產生裂縫，則鋼套環所提供的接頭剪力會有所損失并下降.

2.2 接頭錯臺量變化

接頭部位錯臺量S隨加載位移 Δ變化情況如圖12所示.在9彈簧下，加載位移在11 mm之前左右兩接頭錯臺量變化趨勢相同，其增速也保持一致.當加載至11 mm左右時，右接頭鋼套環出現開裂并隨著加載裂縫逐步擴展加大，提供于左接頭的約束作用減弱，鋼套環變形趨勢加大致使右接頭錯臺量增加速度開始大于左接頭.

圖12 頂管接頭錯臺量變化Fig.12 Dislocation change of pipe jacking joints

在6彈簧下，當加載量小于10 mm時，左右兩接頭錯臺量基本一致.當加載位移在10～28 mm時，受管節兩側約束差異影響，左接頭錯臺量增加速度開始大于右接頭，但兩者差異較小.當加載至28 mm時，左右兩接頭鋼套環發生翹曲，此時鋼套環已發生屈服，且右接頭翹曲程度大于左接頭，接頭錯臺量增加速度表現為右接頭大于左接頭.

在加載位移小于26 mm時，4彈簧工況下左右兩接頭錯臺量隨著加載位移穩步增加，兩接頭錯臺量基本相等.當加載至26 mm時，左右兩接頭處鋼套環發生翹曲，此時鋼套環已達到屈服階段，進而隨著加載位移的增大，左右兩接頭錯臺量增速有所增大.當加載位移達到33 mm時，左接頭處鋼套環焊縫開始出現裂縫，此時，左接頭錯臺量隨著加載位移增加速度加快.各工況下接頭處錯臺量與上部加載位移呈正向增加，接頭錯臺量均小于上部加載位移，表明管節橫斷面方向發生變形，加載位移與錯臺量之間的差值即為管節豎向變形值.在各工況下，管節豎向變形值不同，表明除管節自身剛度及上部荷載影響外，管節豎向變形還受地基剛度影響.

2.3 接頭剪切剛度變化

通過接頭處剪力以及剪切錯臺量的變化情況，可以得出接頭處剪切剛度的變化，圖13為接頭剪切剛度變化曲線.在9彈簧情況下，當加載量小于11 mm時，即錯臺量在小于7 mm時，左右兩接頭剪切剛度大小差距微小，表現為左接頭剪切剛度略大于右接頭.當錯臺量達到7 mm時，受右接頭鋼套環焊縫開裂影響，右接頭處剪力減小且錯臺量增速加快，從而使得右接頭剪切剛度降低，左右兩接頭剪切剛度差距逐漸加大.在6彈簧工況下，當加載位移小于28 mm時，即錯臺量小于18 mm時，鋼套環未達到屈服，左接頭剪切剛度要略大于右接頭，當錯臺量達到18 mm后，左右兩接頭鋼套環均達到屈服，接頭處鋼套環所提供的約束情況基本相同，左右兩接頭剪切剛度大小基本相同.在4彈簧工況下，當加載位移小于26 mm時，即錯臺量達到18 mm前，鋼套環也未發生屈服，左接頭剪切剛度同樣略大于右接頭且兩者差距微小.當錯臺量在18～22 mm時，鋼套環達到屈服，左右兩接頭剪切剛度大小基本相同.當錯臺量大于22 mm時，左接頭由于鋼套環焊縫開裂，接頭剪力降低且錯臺量增速加快，為此左接頭剪切剛度曲線表現斜率為負.

圖13 接頭剪力—錯臺量關系曲線Fig.13 Relationship between Shear force and dislocation of joints

總的來看，接頭剪切剛度主要由鋼套環自身強度以及地基剛度這一結構外因所決定.在鋼套環強度一定的情況下，接頭構造相同的兩接頭最終剪切剛度表現基本相同，并且通過各工況接頭剪切剛度對比發現，隨著地基剛度的增大，接頭剛度也隨之增大.

接頭抗剪承載力如表3所示.其中，KS1為左側接頭剪切剛度，KS2為右側接頭剪切剛度.在6彈簧與4彈簧下，由于地基剛度差異較小，且鋼套環焊縫強度都達標，因此兩者的接頭抗剪承載力差異較小.在9彈簧下，由于焊縫強度過低，焊縫開裂使得接頭抗剪承載力較6彈簧與4彈簧下下降了29.5%～51.5%，表明焊縫強度嚴重制約著接頭抗剪承載力.

表3 頂管接頭抗剪承載力Tab.3 Shearing capacity of pipe jacking joints

2.4 接頭橫斷面變形

接 頭處 拉線 式 位 移 計 變 形 量 Δl隨加 載位 移Δ變化關系如圖14所示，根據拉線式位移計變化可判斷出接頭橫斷面變形情況.在9彈簧下，當加載位移在0～10 mm時，三條拉線式位移計均未產生過大數值變化，表明加載0～10 mm內管節接頭橫斷面并未產生較大變形.當加載位移大于10 mm時，豎直向拉線式位移計A-A′與水平向拉線式位移計B-B′變化，表現為A-A′縮短，B-B′拉長，斜對角方向拉線式位移計C-C′始終維持在0左右.

圖14 頂管接頭拉線式位移計變形Fig.14 Deformation of wire displacement gauge at joints

在6彈簧下，加載位移在15 mm之內時，3條拉線式位移計數值變化較小.當加載位移在15～22 mm時，豎直向的拉線式位移計A-A′產生近1.8 mm的縮短變形.當加載大于22 mm時，豎直向的拉線式位移計A-A′拉伸量持續增大，水平向拉線式位移計B-B′開始產生拉伸變形并不斷增大，而斜對角方向拉線式位移計C-C′只產生微小的壓縮變形.在4彈簧下，當加載位移在7 mm之前，3條拉線式位移計數值均為產生較大變形.在加載大于7 mm之后，豎直向的拉線式位移計A-A′不斷發生縮短變形，水平向拉線式位移計B-B′產生增速逐漸減小的拉伸變形，斜對角方向拉線式位移計CC′為細微的先縮短后拉伸變形.

從圖14各個方向的拉線式位移計變形情況可以看出，隨著上部加載逐漸加大，豎直向的拉線式位移計A-A′都表現為縮短，水平向拉線式位移計B-B′都表現為拉伸，而斜對角方向拉線式位移計C-C′只產生細微的變形.在剪切加載過程中，管節橫截面有被壓扁的變形趨勢，并且在不同彈簧支承下，管節所產生的橫向變形也不同.

2.5 混凝土破壞特征

在剪切加載過程中，管節承口端鋼套環與插口混凝土為主要受力部位，隨著上部荷載的持續增大，鋼套環與插口混凝土逐漸接觸且接觸壓力不斷增加，最終會導致與鋼套環接觸面附近的混凝土被壓碎，破壞特征如圖15(a)所示.在剪切作用下，在鋼套環與混凝土接觸面邊緣位置處，該部位混凝土會出現諸多細微斜裂縫，并且隨著加載的進行，細微裂縫逐漸開展擴大，部分裂縫相互發展貫通，該部位混凝土開裂破壞如圖15(b).根據矩形頂管斷面受力可知，在上部荷載作用下，倒角處彎矩值最大，該位置混凝土相較于頂板及側墻更容易開裂破壞.在加載過程中，如圖15(c)所示，頂管倒角位置處沿縱向出現諸多裂縫，并隨著加載而連接貫通.

圖15 混凝土剪切破壞特征Fig.15 Concrete shear failure characteristics

2.6 鋼套環變形及破壞特性

在接頭抵抗剪切變形過程中，鋼套環為主要受力構件，圖16為各工況下鋼套環主要受力部位應變 ε 隨加載位移Δ 的變化規律，με為微應變.在地基剛度為9彈簧情況下，左接頭測點1處鋼套環未發生明顯變形，測點2、4處鋼套環表現為受拉，測點3處鋼套環表現為受壓.當右接頭鋼套環在加載位移小于11 mm時，所有測點均為受拉狀態.當加載至11 mm時，鋼套環測點4處產生裂縫，鋼套環應力釋放，測點4處應變恢復至0左右，相應的鋼套環受插口混凝土擠壓下彎變形，測點1、2、3位于彎曲受壓測，表現為受壓.

圖16 頂管接頭鋼套環應變Fig.16 Pipe jacking joints steel ring strain

在6彈簧下，左接頭處測點2、3、4應變均隨著加載穩步受拉增長，測點1處先受壓后受拉，可能為鋼套環焊接誤差或管節裝配不平整所致.右接頭測點2、3表現為受拉，角部測點1、4表現為受壓.在4彈簧下，左右兩接頭各測點都表現為受壓形態，表明鋼套環有被壓扁的變形趨勢，與接頭混凝土變形形式一致.從鋼套環各測點應變變化情況可以看出，頂底板中部對應鋼套環應變規律與拉線式位移計所得結論有著密切聯系，多數情況下鋼套環應變測點均表現出頂底板向倉內發生彎曲變形，管節接頭趨于壓扁狀態.

對于進行二保焊加固接縫的鋼套環，加載過程中除了發生翹曲變形外，在大變形下，焊縫邊緣母材也會發生撕裂，該現象主要為鋼套環接縫焊接熱影響所致，使得焊縫邊緣母材性能發生變化而強度降低，破壞特征如圖17所示.

圖17 焊縫邊緣撕裂破壞示意圖Fig.17 Diagram of weld edge tear damage

3 結論

通過對矩形頂管F型承插接頭開展了接頭剪切試驗，對F型承插接頭的受力性能、變形規律、破壞特征等進行了研究，得出了以下結論.

1）當鋼套環達到屈服階段時，接頭處剪力增加速度會有所減緩，鋼套環在屈服后繼續加載至產生裂縫，接頭剪力會有所損失并下降.

2）當鋼套環達到屈服之后，錯臺量的增加速度會逐漸加快；當鋼套環焊縫開裂后，錯臺量增加速度又會進一步加快.

3）在各等效地基下，接頭錯臺量均小于上部加載位移，表明管節橫斷面方向有被壓扁的變形趨勢，加載位移與錯臺量之間的差值即為管節豎向變形值.

4）在管節發生剪切變形過程中，鋼套環與管節插口擠壓部位受力最為明顯，該部位混凝土被壓碎且邊緣管體部位受剪切作用有諸多斜裂縫.此外，接頭腋角處由于應力集中，會使得鋼套環發生翹曲.