盾构隧道斜螺栓-凹凸榫新型环间接头抗剪性能分析

徐培凯,封 坤,肖明清,张 力,何 川,谢 俊

(1.西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,成都 610031； 2.中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430063)

引言

盾构隧道以装配式管片衬砌作为主体受力结构，而环间接头常常是隧道结构变形的主要区域，并承受复杂的压、弯、剪、扭等环间作用。根据环间接头的构造方式可分为有/无螺栓接头、有无榫槽接头等。随着复合地层、全断面岩层中盾构隧道建设量增多，环间错台、张开变形的情况屡屡发生，静载作用下环缝抗剪的问题也越来越得到关注。如翟五洲等[1]添加外置钢板对环缝抗剪进行加固，并通过数值模拟对其可行性进行了验证；朱瑶宏等[2]通过原型试验对带榫环缝接头的抗剪性能进行研究，并得到了不同构造对抗剪刚度、强度的贡献；郭瑞等[3]通过原型抗剪加载试验分析了带螺栓管片接头受力，得到混凝土摩擦系数和接头抗剪破坏形式。

目前，加强环间抗剪措施主要有加强纵向螺栓、增设凹凸榫，但其效果尚未无清晰的评价[4]。鉴于此，以实际工程为背景，采用有限元模型对同时考虑纵向斜螺栓与分布式凹凸榫的盾构隧道环间接头进行数值模拟并辅以试验验证，分析管片环间接头在压剪作用下的受力性能。

1 工程背景

苏通GIL综合管廊工程(图1)位于长江下游三角洲前缘地带，起于南岸(苏州)引接站，止于北岸(南通)引接站，是淮南—南京—上海1 000 kV交流特高压输变电工程的关键单体工程。盾构段总长约5 466.5 m，主要穿越第四纪淤泥质黏土、粉土、砂层等软弱覆盖层，隧道底面最低点高程-74.83 m，水土压力超过0.9 MPa，隧道顶板埋深20.4～47.8 m，含水层较厚，渗透性强，具有埋深大、水压高的特点。

图1 苏通GIL综合管廊工程断面示意

苏通GIL综合管廊隧道外径11.6 m，厚550 mm，幅宽2 000 mm，管片混凝土强度等级C60，弹性模量为36.5×104MPa。环间连接采用斜螺栓+凹凸榫形式，详细构造如图2所示。

图2 GIL管片环间接头结构(单位：mm)

2 接头抗剪数值模型

以国家电网苏通GIL综合管廊工程为背景，采用有限元软件ABAQUS/CAE建立3环管片模型，如图3(a)所示，模型各参数按工程中实际参数选取。建模时考虑环间接头构造，不考虑环向接头构造[5]。

图3 管片数值模拟

加载模型如图3(b)所示。对两侧环外端施加纵向力及竖向位移约束，对中间环顶部施加剪切力。管片变形如图3(c)所示。随着剪切力增大，中间环发生明显的竖向位移，且顶部位移远大于底部位移；两侧管片也发生一定下降和转动，且顶部转动明显。因此，可将管片顶部环间接头视为危险部位，作为本次研究对象[6]。

2.1 数值模型

管片接头采用C60混凝土，由于混凝土主体对接头部位抗剪性能影响较小，故不直接建立钢筋。环间接头的主要抗剪构造为斜螺栓+分布式凹凸榫，其中，螺栓等级为M40型8.8级，用聚酰胺套筒固定在螺栓孔内；榫槽是管片的一部分，由混凝土浇筑而成[7]。

接头实体模型分左右两片，左侧管片设螺栓手孔和凹槽，凹槽深31.5 mm，并设左支座、上支座、下支座与其相接，用于施加荷载和约束条件；右侧管片设厚度29.5 mm的凸榫，右接右支座。具体模型如图4所示。

图4 接头有限元模型组成

模型选用高精度三维六面体单元建立螺栓、套筒和垫片，采用三维四面体单元建立接头试体，并对受力较为复杂的区域进行加密处理[9]。

模型不同部分之间通过特定接触关系连接为整体，包括面面接触和绑定接触[10]。其中，绑定接触将两个部分理想地绑定在一起，不发生相对位移；面面接触模拟真实的接触面，其接触力学行为可分为切向和法向，分别选用基于罚函数和硬接触的接触关系。硬接触中摩擦本构采用Mohr-Coulomb模型，并根据工程实测结果取用摩擦系数[11]。具体接触关系对照见表1。

表1 模型中接触关系

2.2 材料参数

环间接头的组成部分主要有混凝土管片及螺栓，此外还包含聚酰胺套筒、螺栓垫片、辅助支座等[12]。为便于计算的同时充分考虑材料非线性，三维精细化有限元模型中螺栓与混凝土采用理想弹塑性模型，聚酰胺则采用线弹性模型[13]。具体材料参数结合规范和实际测量选取，见表2。

表2 主要材料参数

其中，混凝土管片及辅助支座均以C60混凝土为材料，选取抛物线+直线的应力应变曲线，如式(1)、式(2)所示。

(1)

(2)

螺栓按GB50010—2010《混凝土结构设计规范》取双折线弹塑性本构，其本构曲线由弹性段和强化段组成，弹性段对应弹性模量Es=210 GPa，强化段AB的弹性模量取0.01Es=2.1 GPa。

2.3 边界条件

为模拟理想条件下的剪切工况，引入大刚度支座来限制接头错台和转动[14]。对左支座施加水平向位移约束；对上支座、下支座和右支座均施加竖向位移约束，使左侧试体在水平和竖向被限制位移和转动；使右侧试体在水平向被限制位移，支座与接头间不设摩擦力。

2.4 加载方式

加载模型如图5所示，其中，逆剪加载和顺剪加载分别对应图3中顺剪和逆剪加载。具体加载方案为：先从右侧以均布荷载的形式施加纵向力N，其值在单次计算中为固定值；纵向力N施加完成后，从右侧试体顶部或底部，由0开始逐级施加竖向剪切力PQ至5 000 kN。具体计算工况见表3。

图5 数值模拟加载示意

表3 计算工况

3 试验验证

3.1 试验概况

针对苏通GIL综合管廊工程环间接头，开展相应的足尺试验。接头模型尺寸与数值模拟一致，如图6所示。试验设备实现压剪工况加载，如图7所示。

图6 直管片试件

图7 试验用加载装置

试验中，接头通过装置固定，水平千斤顶从侧面导入纵向力N；竖向千斤顶从底部施加剪切力PQ。加载过程与数值模拟相似，首先施加纵向压力N，然后按照一定增量从零开始逐步施加剪切力PQ，直到达到设计值[15]。接头错台量通过管片底部位移测点间接测量。

3.2 对比分析

将所受剪切力PQ=1 000 kN时有限元分析结果与足尺试验数据成果进行对比，对照数值分析的规律。不同剪切方向下两者抗剪刚度对比如图8所示。

图8 剪切刚度对比(以剪切力PQ=1000 kN为例)

其中，抗剪刚度按下式计算

(3)

式中，PQ1、PQ2分别取995，1 005 kN；D1、D2分别取剪切力为PQ1、PQ2时所对应的错台量。

由图8可知，数值模拟与试验结果存在差异，相比数值模拟，试验中接头刚度略小，偏差在10%左右。这是因为，接头的实际刚度会受到装配间隙、混凝土变形磨损、受力不均等外部因素影响。总体而言，数值模拟与试验规律吻合[16]。

4 数值模拟结果分析

4.1 接头错台量曲线分析

接头受荷发生竖向位移，相邻管片间发生相对错动。称相邻管片的竖向位移差为错台量，令错台量沿加载方向为正，不同压剪组合作用下接头错台量曲线如图9所示。

图9 管片错台量曲线

随着剪切力PQ增长，接头错台量不断变化，对顺剪加载下的曲线进行分析，呈现如下规律。

(1)错台量值与纵向力N大小呈负相关，与剪切力PQ大小呈正相关。

(2)错台量曲线存在明显的摩擦阶段：当剪切力PQ小于摩擦力f，即剪轴比小于环间混凝土摩擦系数时，错台量几乎为0，对应的接头抗剪刚度为正无穷。

(3)错台量曲线增长时，存在明显的2个阶段：第一阶段，当错台量≤t，错台量沿抛物线增长；第二阶段，当错台量达到t后，开始沿近似直线增长。其中，t为与接头结构参数有关的常量。

顺剪和逆剪加载条件下，斜螺栓受力模式有一定区别，分别承受拉弯和压弯作用[17]，体现在二者的错台曲线中，呈现如下规律。

(1)逆剪加载过程中，错台量较顺剪时有一定增长，在同样压剪组合下错台量增长比例可达20%，这表明逆剪工况下接头抗剪能力比顺剪工况低20%；但进入直线增长阶段所对应的错台量t有所减小[18]。

(2)不同加载方向下，错台量曲线整体走向相似，变化规律相近。

4.2 接头转动角分析

环间接头在错动变形的同时，将在竖直面内发生转动，可用转动角θ衡量[19]。令转动角θ取受剪管片两端位移差与管片纵向长度(L=1 m)的比值，可绘制剪切力加至5 000 kN时变化规律，如图10所示。

图10 管片转动角曲线(剪切力加至5 000 kN时)

定义轴剪比T为纵向力N和剪切力PQ的比值，纵向力对转动角θ的影响可从2个阶段阐述。

(1)轴剪比T≤0.8：纵向力N为0时，接头转动不受水平力限制，转动幅度较大，可达到0.11 rad；施加纵向力后，转动角θ大大减小，此时，纵向力的增长能有效抑制接头转动。

(2)轴剪比T>0.8：剪切产生的弯矩已被大量抵消，纵向力抵抗弯矩作用减小。此时纵向力增大所引入的偏心弯矩大于其抵消的剪切弯矩，转动角θ有小幅度增长。

顺剪工况下，接头转动角θ比逆剪工况始终大0%～80%。其原因在于，顺剪加载下斜螺栓受拉，其对于管片转动的限制作用有所减弱。

不论顺剪加载或逆剪加载，随着纵向力N增大，接头错台引起的转动角θ均呈先减小后增大趋势。

4.3 有无凹凸榫对接头抗剪刚度影响

抗剪刚度是衡量管片接头抗剪性能的直观参数和重要指标[20]，对于接头抗剪研究及相关力学计算有重要意义[21]。为探究凹凸榫对于接头抗剪性能的影响，在原数值模型的基础上去掉凹凸榫结构，如图11所示。

图11 去榫模型

对计算成果进行整理后，为便于分析研究，取较大轴力8 000 kN和较小轴力2 000 kN时，对应工况下有无凹凸榫的抗剪刚度进行分析，结果如表4所示。

分析表4可知，凹凸榫对于接头抗剪性能有明显的强化作用，具体如下。

(1)相较于无榫接头，带榫接头的抗剪刚度可提升10%左右，但此提升效果会随着纵向力增大而减弱。

(2)从提升幅度看，凹凸榫对接头抗剪刚度的强化效果不受剪切方向影响，在顺剪和逆剪加载下抗剪刚度的提升幅度几乎一致；从数值方面看，由于逆剪加载下接头抗剪刚度绝对值较低，其对应的抗剪刚度提升值也较低。

表4 有无凹凸榫时接头抗剪刚度 MN/m

5 结论

为研究盾构隧道斜螺栓-凹凸榫式新型环间接头的抗剪性能，首先，通过3环管片数值模拟确定了环间接头抗剪存在的危险部位；然后，建立了环间接头的三维精细化数值模型，对不同的压剪工况进行了计算分析，并辅以足尺试验进行对比验证。得到主要结论如下。

(1)通过3环管片数值模拟确定了环间接头抗剪存在的危险部位，考虑斜螺栓-凹凸榫式新型接头的细部构造并建立三维精细化盾构隧道环间接头模型，以用于抗剪性能计算，其计算准确度通过接头抗剪足尺试验得到验证。

(2)接头错台量曲线存在明显的摩擦阶段，顺剪逆剪工况下，错台量曲线的整体走向相似。逆剪工况下接头抗剪能力比顺剪工况低20%。

(3)环间接头受到剪切作用时会产生转动，最大达0.11 rad，而非只受纯剪作用。转动角θ随轴力N增大而先减后增。顺剪工况下，转动角θ比逆剪工况大0%～80%。

(4)凹凸榫对接头抗剪性能有明显的强化作用，且不受剪切方向影响。相较于无榫接头，带榫接头抗剪刚度可提升10%左右，但此提升效果会随着纵向力增大而减弱。