類矩形盾構(gòu)隧道縱縫受剪性能試驗研究

柳獻，張維熙，王東方

(1. 同濟大學(xué) 地下建筑與工程系，上海 200092;2. 寧波市軌道交通集團有限公司，浙江 寧波 315100)

?

類矩形盾構(gòu)隧道縱縫受剪性能試驗研究

柳獻1，張維熙1，王東方2

(1. 同濟大學(xué) 地下建筑與工程系，上海 200092;2. 寧波市軌道交通集團有限公司，浙江 寧波 315100)

類矩形盾構(gòu)隧道縱縫受剪性能的試驗方法，包括試件設(shè)計、加載方案、測試方案等。過對縱向接縫的原型抗剪試驗，獲得接縫錯臺與剪切力的三階段關(guān)系曲線，經(jīng)過數(shù)據(jù)分析得到縱縫抗剪剛度在不同軸力作用下變化規(guī)律，明確隧道接縫在軸力和剪力共同作用下的各階段受力機制，并提出第一、第三階段抗剪強度的實用計算方法，從中指出螺栓預(yù)緊力對接縫受剪性能的有利影響，探討管片接縫設(shè)計中剪力與軸力之比對錯臺變化的影響，并提出該比值的控制范圍。試驗結(jié)果為類矩形盾構(gòu)隧道襯砌設(shè)計模型剪切參數(shù)提供取值范圍，并為接縫抗剪設(shè)計提供技術(shù)支持和依據(jù)。

類矩形盾構(gòu)；縱縫接頭；受剪性能

盾構(gòu)法隧道采用裝配式襯砌作為結(jié)構(gòu)長期受力載體，隧道襯砌由若干弧形管片通過盾構(gòu)機拼裝成環(huán)，管片環(huán)向、縱向之間主要通過螺栓等進行連接[1]。已有研究表明[2]：管片接縫是盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，接縫的受力性能直接決定了隧道結(jié)構(gòu)的承載能力。目前盾構(gòu)隧道病害多出現(xiàn)于接縫部位，因此對盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)受力特性的研究日漸重要[3]考慮到隧道的施工性能與受力性能，目前地下盾構(gòu)隧道常見的斷面形狀主要為圓形。從空間利用效率出發(fā)，在同等截面積條件下，矩形隧道比圓形隧道可更有效地利用空間[4]，具有較淺的安全埋置深度，較低的土地占用率等優(yōu)點。然而目前國內(nèi)外關(guān)于矩形盾構(gòu)隧道管片接頭性能的研究較少。鑒于盾構(gòu)隧道管片接縫受力以及接觸面構(gòu)造的復(fù)雜性，目前主要采用物理試驗的手段來開展相關(guān)研究工作。蘭學(xué)平等[5]通過試驗數(shù)據(jù)分析得到不同縱向力下盾構(gòu)隧道環(huán)縫的徑向、切向抗剪剛度。郭瑞等[6]分析研究了管片環(huán)縫接頭在剪力作用下的受力、變形和破壞特征，得到了管片接頭混凝土接觸面的靜摩擦系數(shù)。閆治國等[7]根據(jù)試驗得到了管片間的錯動隨荷載變化的3階段發(fā)展過程。蔣首超等[8]研究了矩形盾構(gòu)管片接頭在復(fù)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。上述試驗多針對圓形盾構(gòu)管片接頭進行，相較圓形盾構(gòu)隧道，類矩形盾構(gòu)隧道管片接頭處除彎矩和軸力外，剪力作用也不容忽視[8]。此外目前使用的梁-彈簧模型[9-10]中使用旋轉(zhuǎn)彈簧和剪切彈簧替代接頭，彈簧的剪切剛度主要通過接頭試驗或數(shù)值計算獲得。因此有必要對類矩形盾構(gòu)縱縫接頭的受剪性能進行研究，得到拼裝管片縱縫抗剪剛度，為管片接縫設(shè)計提供依據(jù)和建議。本文以類矩形盾構(gòu)隧道縱縫接縫為研究對象，結(jié)合寧波3號線類矩形盾構(gòu)隧道工程，開展了縱縫順剪和逆剪兩類工況下的管片剪切足尺試驗，分析了縱縫接頭的受剪性能，提出了接頭抗剪強度的計算公式。

1　研究背景

本類矩形盾構(gòu)隧道應(yīng)用于寧波軌道交通鐵3號線陳婆渡車站出入段線工程，為國內(nèi)第一條類矩形盾構(gòu)隧道。隧道長429.3m，頂部埋深2.5～10.46m，管片外包尺寸為11.5m×6.94m，全環(huán)由十塊管片(不含立柱)組成，管片厚度為450m，中柱厚度350mm，環(huán)寬為1.2m，混凝土等級C50，環(huán)向連接采用6.8級M33型螺栓連接，其中手孔位置采用鑄鐵預(yù)埋件，縱向連接采用6.8級M30型螺栓連接。隧道采用類矩形襯砌環(huán)錯縫拼裝，襯砌截面見下圖。圖中標紅接縫剪力較大，選取此接縫為縱縫剪切試驗對象。

圖1　襯砌截面圖Fig.1 Lining section

2　試驗概述

2.1試件設(shè)計

本試驗的接頭試件采用3塊管片組裝而成。接頭采用原尺寸，長度方向上僅取管片的一段，針對該試驗進行管片澆筑，管片接縫部位仍保留嵌縫、止水條、定位棒等細部構(gòu)造。每組試件由3塊試塊組成(2個剪切1試塊，1個剪切2試塊)，管片厚度均為450mm，寬度均為1 200mm，剪切1構(gòu)件長度為625mm，剪切2構(gòu)件長度為1 250mm。管片縱縫的手孔采用兩對鑄鐵預(yù)埋件，每對預(yù)埋件由2根6.8級M33的直螺栓連接。拼裝方式及接頭端面如下。

圖2　試件連接正視圖Fig.2 Positive view of test sample connection

2.2加載系統(tǒng)

加載系統(tǒng)由2個水平張拉千斤頂、1個豎向千斤頂、2個豎直龍門架、1根水平加載梁和2根對拉梁組成，水平千斤頂每個最大頂力1 000kN，提供水平力F，豎直千斤頂最大頂力2 000kN，提供豎向力P。加載系統(tǒng)及管片拼裝示意圖及受力簡圖如下。

圖3　試件連接俯視圖Fig.3 Top view of test sample connection

圖4　加載系統(tǒng)正面圖Fig.4 View of loading system

圖5　試驗受力簡圖Fig.5 Force diagram

2.3加載方案

縱縫剪切試驗分為順剪和逆剪兩種類型的試驗。順剪試驗中縱縫手孔朝下，試驗中中間管片相對兩邊管片將產(chǎn)生向下方向的位移；逆剪試驗中縱縫手孔朝上，中間管片相對兩邊管片將產(chǎn)生向上方向的位移。順剪、逆剪試驗示意圖如下。

圖6　加載示意圖Fig.6 Loading diagram

加載系統(tǒng)中通過水平張拉千斤頂施加水平力F，模擬管片接縫軸力N，豎向千斤頂施加豎向力P，使管片接縫產(chǎn)生剪力V。試件安裝時應(yīng)使剪切1試件的鉸支座盡量靠近接縫，同時調(diào)整水平力F的高度，使接縫處彎矩盡量小。試件接縫處軸力N=F，剪力V=0.5P，可通過調(diào)整水平力F和豎向力P調(diào)整接縫處軸力與剪力。

通過對類矩形盾構(gòu)隧道設(shè)計時選取的10m埋深與17m埋深分別進行有限元分析，得到管片接縫軸力變化范圍為650～2 400kN，考慮到軸力產(chǎn)生的摩擦力對接縫受剪性能的有利貢獻，因此取較小的軸力600～1 000kN進行試驗設(shè)計。順剪和逆剪試驗各包含5個正常使用工況和1個極限工況，每個工況中軸力保持不變，不同正常使用工況改變接縫所受軸力，探究不同軸力下抗剪剛度的變化。極限工況選取分析所得的最小接縫軸力650kN，控制軸力不變，逐漸增加剪力，探究接縫抗剪剛度的全過程變化。工況匯總?cè)缦隆?/p>

表1　工況設(shè)計

試驗過程中，采用荷載控制的加載模式。各工況的加載過程中先加載水平力F，使軸力達到對應(yīng)設(shè)計值后固定水平力F不變，隨后逐漸施加豎向力P。初期階段豎向力每級加載50kN，后期階段每級加載20kN，正常使用工況應(yīng)盡量使接縫處于彈性狀態(tài)，由于設(shè)備原因，極限工況接縫剪力達到800kN。

2.4測試方案

試驗過程中量測的內(nèi)容包括：縱縫錯臺、螺栓應(yīng)變、千斤頂油壓監(jiān)測，同時觀測各級荷載下管片表面裂縫的發(fā)展情況。

各物理量測試傳感器布置原則如下：

1)縱縫錯臺。在管片每個接縫處均勻布設(shè)4個1/1000精度的差動變壓器式位移傳感器進行量測。

2)螺栓應(yīng)變。每根連接螺栓兩側(cè)切槽，并對稱布設(shè)應(yīng)變片，測試接縫螺栓應(yīng)變值，以此計算連接螺栓受力，如圖7所示。

圖7　測點布置圖Fig.7 Location of measurement points

上述測點的數(shù)值范圍、精度與數(shù)量匯總于表2。

表2　試驗測量內(nèi)容

3　試驗結(jié)果

3.1順剪試驗

3.1.1正常使用工況

順剪試驗正常使用工況剪力-錯臺曲線如圖8所示。由于管片拼裝時的初始間隙、接縫張角的存在，剪力在100kN以內(nèi)時錯臺量增長較快，錯臺量達到0.7mm后變化速度有所減慢，且各個工況下錯臺量隨剪力增大整體呈線性變化，正常使用工況控制錯臺量在1.5mm以內(nèi)。

試驗過程中螺栓測點應(yīng)變較小，在-100～100με范圍內(nèi)波動。說明螺栓受力較小，未參與到抗剪過程中。如圖9所示。

圖8　順剪正常使用工況剪力-錯臺曲線Fig.8 Relationship between shear force and deformation from positive cases of normal use

圖9　順剪正常使用工況剪力-螺栓應(yīng)變曲線Fig.9 Relationship between shear force and strain of bolts from positive cases of normal use

3.1.2極限工況

順剪試驗極限工況剪力-錯臺曲線如下。加載初期錯臺量變化較快，剪力在達到100kN后，錯臺量隨剪力增大基本呈線性變化，剪力達到300kN附近曲線出現(xiàn)拐點，錯臺量開始快速增加，剪力達到400～500kN時，錯臺量變化速度逐漸減慢，隨后仍呈線性增大，最大錯臺量達到7mm左右。由于試驗設(shè)備原因當剪力達到最大值800kN時，接縫并未發(fā)生剪切破壞。

試驗過程中部分螺栓測點損壞，其余螺栓測點應(yīng)變隨剪力變化曲線如下。在剪力300kN附近螺栓應(yīng)變相繼開始出現(xiàn)波動，但變化較小，在剪力400～500kN階段螺栓應(yīng)變再次相繼出現(xiàn)拐點，剪力達到500kN后螺栓應(yīng)變隨剪力增長而穩(wěn)定增大，試驗中螺栓均未發(fā)生屈服。

綜合考慮試驗的錯臺曲線和螺栓應(yīng)變曲線，縱縫順剪極限工況整體呈三階段變化。第一階段，剪力在300kN內(nèi)時，錯臺量變化較慢，螺栓應(yīng)變較小，說明軸力和螺栓預(yù)緊力產(chǎn)生的摩擦力可與接縫剪力平衡，螺栓沒有承擔(dān)剪切力。第二階段剪力為300～500kN，此階段初期，錯臺量快速增大，螺栓應(yīng)變出現(xiàn)較小波動，說明接縫剪力超過軸力和螺栓預(yù)緊力產(chǎn)生的最大摩擦力，接縫面出現(xiàn)剪切滑動，螺栓開始受力；此階段后期，錯臺量變化速度逐漸變慢，螺栓應(yīng)變相繼出現(xiàn)拐點，說明接縫滑動使螺栓與孔壁達到貼合，螺栓逐漸參與到抗剪過程中，如圖10所示。第三階段剪力為500～800kN，隨剪力增大，錯臺量呈線性變化，螺栓應(yīng)變逐漸增大，說明此階段，螺栓參與到抗剪過程中，剪力由摩擦力和螺栓共同承擔(dān)。

圖10　順剪極限工況剪力-錯臺曲線Fig.10 Relationship between shear force and deformation from positive ultimate case

圖11　順剪極限工況剪力-螺栓應(yīng)變曲線Fig.11 Relationship between shear force and strain of bolts from positive ultimate case

3.2逆剪試驗

3.2.1正常使用工況

逆剪試驗正常使用工況剪力-錯臺曲線如圖12所示。同順剪試驗類似，加載初期錯臺量變化較快，剪力在超過100kN后，錯臺量變化速度有所減慢，且呈線性變化。試驗中螺栓測點應(yīng)變較小。

圖12　逆剪正常使用工況剪力-錯臺曲線Fig.12 Relationship between shear force and deformation from negative cases of normal use

試驗過程中螺栓測點應(yīng)變較小，在-150～50με范圍內(nèi)波動，說明螺栓受力較小，未參與到抗剪過程中，如圖13所示。

圖13　逆剪正常使用工況剪力-螺栓應(yīng)變曲線Fig.13 Relationship between shear force and strain of bolts from negative cases of normal use

3.2.2極限工況

逆剪試驗極限工況剪力-錯臺曲線如如圖14所示，加載初期錯臺量變化較快，剪力在達到100kN后，錯臺量隨剪力增大呈線性變化，剪力達到350kN附近錯臺量變化加快，之后隨剪力增大錯臺量基本呈線性增大，最大錯臺量達到4mm左右。試驗中，接縫并未發(fā)生剪切破壞。

試驗過程中部分螺栓測點損壞，其余螺栓測點應(yīng)變隨剪力變化曲線如下。在剪力350kN附近多數(shù)螺栓應(yīng)變出現(xiàn)波動，但變化較小，在剪力550kN附近螺栓應(yīng)變相繼出現(xiàn)拐點，隨后應(yīng)變隨剪力增長變化較快，螺栓均未發(fā)生屈服。

圖15中，綜合考慮試驗的錯臺曲線和螺栓應(yīng)變曲線，縱縫順剪極限工況整體呈三階段變化。第一階段，剪力在350kN內(nèi)時，錯臺量變化較慢，螺栓應(yīng)變較小，說明軸力和螺栓預(yù)緊力產(chǎn)生的摩擦力可與接縫剪力平衡，螺栓沒有承擔(dān)剪切力。第二階段剪力為350～550kN，錯臺量變化速度加快，基本呈線性變化，階段初期螺栓應(yīng)變出現(xiàn)較小波動，后期出現(xiàn)拐點，說明接縫剪力超過軸力和螺栓預(yù)緊力產(chǎn)生的最大摩擦力，接縫面出現(xiàn)剪切滑動，螺栓與孔壁達到貼合，螺栓逐漸參與到抗剪過程中。第三階段剪力在550～800kN，隨剪力增大，錯臺量仍呈線性變化，變化速度和上一階段基本保持一致，螺栓應(yīng)變發(fā)生較大變化，剪力由摩擦力和螺栓共同承擔(dān)。

圖14　逆剪極限工況剪力-錯臺曲線Fig.14 Relationship between shear force and deformation from negative ultimate case

圖15　逆剪極限工況剪力-螺栓應(yīng)變曲線Fig.15 Relationship between shear force and strain of bolts from negative ultimate case

4　分析與討論

4.1受力過程分析

通過上一節(jié)極限工況的分析可知，縱縫抗剪整體呈三階段變化：

第一階段，當剪力較小時，剪力小于螺栓預(yù)緊力和軸力產(chǎn)生的摩擦力，則摩擦力可與接縫剪力平衡，剪力主要由摩擦力承擔(dān)，此階段錯臺增長較慢。

第二階段，當剪力逐漸增大，大于螺栓預(yù)緊力和軸力產(chǎn)生的摩擦力時，如果螺栓與孔壁間初始間隙較大，則管片間發(fā)生較快滑動，錯臺量增長速度加快，使螺栓與孔壁接觸，螺栓相繼參與到抗剪過程中，如本次順剪極限試驗。如果初始間隙較小，則此階段錯臺增長不明顯，如本次逆剪極限試驗。

第三階段，當剪力繼續(xù)增大，剪力由摩擦力和螺栓共同承擔(dān)，錯臺增長速度減小。

由此可見，縱縫抗剪第二階段錯臺主要由螺栓與孔壁間的間隙產(chǎn)生，如果間隙較大，則錯臺發(fā)展迅速，可能會影響到管片的適用性。此階段螺栓相繼參與到抗剪過程中，考慮到類矩形盾構(gòu)隧道中接縫大多同時存在較大彎矩與剪力，因此應(yīng)避免螺栓參與抗剪，剪切力應(yīng)由第一階段的摩擦力承擔(dān)。

4.2抗剪剛度分析

正常使用工況下，初期錯臺增長較快，取各工況錯臺曲線穩(wěn)定發(fā)展段部分，進行線性擬合，得到不同軸力下抗剪剛度，匯總?cè)绫?所示。

表3正常使用工況抗剪剛度匯總

Table3Shearstiffnessofcasesofnormaluse103kN/m

縱縫抗剪剛度隨軸力變化折線圖如圖16所示，可以看出順剪、逆剪兩種類型的試驗在軸力相同時，抗剪剛度相差較小，剛度整體在330×103～450×103kN/m的范圍內(nèi)波動。同類型試驗的抗剪剛度隨軸力增大均呈增大趨勢，對試驗數(shù)據(jù)進行擬合，可以得到一線性函數(shù)。

圖16　正常使用工況抗剪剛度-軸力關(guān)系曲線Fig.16 Relationship between shear stiffness and axial force from cases of normal use

從圖中看出擬合結(jié)果與試驗結(jié)果符合較好，此線性函數(shù)關(guān)系式為：

K=0.2494N+190.33

(1)

式中：K為抗剪剛度，103kN/m；N為軸力，kN。

極限工況中，本次逆剪極限試驗錯臺曲線第二階段變化不明顯，主要由于正常使用工況的試驗中出現(xiàn)了部分不可恢復(fù)的錯臺變形，通過測量發(fā)現(xiàn)極限工況初始時的錯臺量已使螺栓與孔壁貼合，導(dǎo)致錯臺曲線第二階段表現(xiàn)不明顯，但螺栓應(yīng)變?nèi)栽谙鄳?yīng)位置出現(xiàn)拐點，呈三個階段變化。對縱縫順剪、逆剪極限工況試驗各階段抗剪剛度匯總?cè)绫?。

表4極限工況抗剪剛度匯總

Table4Shearstiffnessofultimatecases103kN/m

4.3抗剪強度分析

伴隨著剪力的增大，接縫受力具有明顯的階段性，接縫剪力V初期由預(yù)緊力與軸力在核心受壓區(qū)產(chǎn)生的摩擦力平衡，后期由該摩擦力和螺栓共同承擔(dān)，因此剪力V的平衡力包括兩部分：預(yù)緊力與軸力在核心受壓區(qū)產(chǎn)生的摩擦力V1和螺栓抗剪力V2。可知第一階段抗剪強度為：

V=V1

(2)

第三階段抗剪強度：

V=V1+V2

(3)

第二階段抗剪過程由螺栓間隙控制，且發(fā)展較快，在此不做討論。

4.3.1第一階段抗剪強度

接縫端面圖如圖17所示，由于有嵌縫的存在，將接縫分為外緣嵌縫、核心受壓區(qū)和內(nèi)緣嵌縫，外緣嵌縫和內(nèi)緣嵌縫與核心受壓區(qū)端面相距2mm，因此接縫拼裝后，螺栓預(yù)緊力僅使核心受壓區(qū)相互接觸。通過觀測，試驗過程中核心受壓區(qū)始終相互貼合，外緣嵌縫、內(nèi)緣嵌縫未出現(xiàn)相互接觸。因此接縫間剪力僅可通過核心受壓區(qū)和螺栓進行傳遞。

圖17　接縫端面圖Fig.17 The detail drawing of joint

第一階段抗剪強度主要為預(yù)緊力與軸力在核心受壓區(qū)產(chǎn)生的摩擦力V1，根據(jù)《機械設(shè)計手冊》[11]，鑄鐵與鑄鐵間摩擦系數(shù)取：

μ1=0.15

(4)

考慮到核心受壓區(qū)包含一定面積的鑄鐵預(yù)埋件，混凝土和鑄鐵預(yù)埋件均受壓產(chǎn)生摩擦力。鑄鐵預(yù)埋件面積約為0.115 2m2，混凝土面積約為0.242 4m2，端面摩擦系數(shù)按兩者所占面積比例調(diào)整，則端面摩擦系數(shù)為：

μ2=0.455

(5)

試驗中螺栓單根預(yù)緊力為Y，一個接縫由n個螺栓連接，軸力為N，則最大摩擦力V1，即第一階段抗剪強度的計算如下：

V1=μ1×n×Y+μ2×N

(6)

結(jié)合本次極限工況試驗進行計算，第一階段抗剪過程中，由摩擦力抵抗接縫剪力，不考慮螺栓抗剪。極限工況中軸力650kN，單根螺栓預(yù)緊力62kN，一個接縫有4根螺栓，則接縫第一階段抗剪強度，即最大摩擦力值為：

V=V1=μ1×n×Y+μ2×N

= 0.15×4×62 + 0.455×650 = 333.0kN

(7)

極限工況中，接縫剪力分別在300kN和350kN時，螺栓應(yīng)變出現(xiàn)拐點，錯臺量發(fā)展速度加快，此時剪力超過接縫所能提供的最大摩擦力，認為兩個極限工況第一階段抗剪強度分別為300kN和350kN，與以上計算所得理論值333kN較為接近。

第一階段抗剪過程中可考慮改變螺栓預(yù)緊力，提高最大摩擦力。控制軸力不變，改變螺栓預(yù)緊力，可得到不同預(yù)緊力對接縫抗剪最大摩擦力的影響，得到如下曲線，其中最大預(yù)緊力取螺栓屈服強度的50%，即Y=240kN，對應(yīng)最大摩擦力為440kN，圖中標注點為試驗預(yù)緊力Y=62kN和施工過程推薦預(yù)緊力Y=188kN，對應(yīng)最大摩擦力分別為333kN和409kN，相對無預(yù)緊力時的最大摩擦力296kN，提高了13%和38%。可見提高螺栓預(yù)緊力可提高接縫第一階段抗剪的最大摩擦力，延緩螺栓參與抗剪的時間，曲線如圖18所示。

圖18　預(yù)緊力-最大摩擦力曲線Fig.18 Relationship between pre tightening force and maximum friction force

考慮類矩形盾構(gòu)實際管片縱縫多處于彎矩、軸力、剪力共同作用狀態(tài)，由于彎矩的存在，縱縫螺栓受拉，內(nèi)弧面(或外弧面)接縫處混凝土受壓，相應(yīng)地外弧面(或內(nèi)弧面)接縫處張開，提高螺栓預(yù)緊力，可減小接縫張開一側(cè)的張開值，增大受壓側(cè)的混凝土受壓區(qū)高度，延緩或減輕受壓區(qū)混凝土的開裂。但應(yīng)注意螺栓應(yīng)具有較大的受力儲備，因此預(yù)緊力不宜過大。

4.3.2第三階段抗剪強度

第三階段抗剪強度由預(yù)緊力與軸力在核心受壓區(qū)產(chǎn)生的摩擦力V1和螺栓抗剪力V2共同組成。

(8)

承壓構(gòu)件厚度為45mm，承壓強度 。可得螺栓承壓承載力為：

(9)

取兩者中的最小值作為螺栓抗剪承載力：

(10)

則接縫的抗剪極限承載力為：

(11)

結(jié)合本次極限工況試驗，極限工況軸力 的情況下接縫抗剪極限承載力為：

=0.15×4×62+0.455×650+4×195.0

=1 113.0kN

(12)

當接縫剪力達到1 113kN時，接縫達到極限承載力。試驗中限于設(shè)備原因，接縫實際剪力達到800kN左右，接縫并未破壞。

4.3.3剪軸比對接縫受剪性能的影響

定義剪軸比λ為接縫存在的剪力V與軸力N的比值，本試驗中各工況控制軸力不變，逐漸增大剪力，剪軸比λ為一逐漸增大的變量。根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，繪制順剪和逆剪工況接縫錯臺量與剪軸比的關(guān)系曲線，如圖19所示。

圖19　剪軸比與錯臺量關(guān)系曲線Fig.19 Relationship between shear force to axial force ratio and deformation

試驗過程中，由于存在初始間隙，剪軸比在0.1內(nèi)，錯臺量增長較快，隨后緩慢增長，剪軸比達到0.5時，錯臺量開始快速發(fā)展，直至剪軸比達到1.3～1.5，錯臺量發(fā)展趨于穩(wěn)定。由于逆剪工況拼裝時螺栓與孔壁初始間隙較小，相較于順剪工況，第一階段錯臺發(fā)展相似，隨后階段錯臺增長速度相對較小。由上節(jié)討論可得接縫第一階段抗剪強度為：

V1=333.0kN

對應(yīng)剪軸比：

λ=333.0÷650.0≈0.5

可知，剪軸比在達到0.5前，剪力主要由接頭端面之間的摩擦力承擔(dān)，隨后螺栓開始逐漸參與抗剪過程。

第一階段抗剪由摩擦力提供，摩擦力由螺栓預(yù)緊力和軸力產(chǎn)生，端面摩擦系數(shù)0.455為軸力產(chǎn)生的摩擦力與軸力的比值，由于螺栓預(yù)緊力的存在，使真實的剪軸比略大于端面摩擦系數(shù)0.455，即實際試驗值為0.5。

當剪力大于端面間摩擦力后，錯臺量發(fā)展迅速，考慮類矩形盾構(gòu)隧道接縫部位多存在較大彎矩，處于彎剪共同作用狀態(tài)，應(yīng)避免螺栓參與受剪，因此在考慮螺栓預(yù)緊力的情況下，接縫剪軸比應(yīng)控制在0.5以內(nèi)，以免接縫處螺栓截面同時存在較大剪應(yīng)力與拉應(yīng)力，使螺栓斷裂，導(dǎo)致接縫出現(xiàn)連接失效的情況。因此接縫抗剪設(shè)計中應(yīng)使接縫處于第一階段抗剪受力狀態(tài)內(nèi)。

5　結(jié)論

1)縱縫錯臺量發(fā)展大致分為三個階段，第一階段為摩擦力抗剪，第二階段錯臺量快速發(fā)展，螺栓相繼受力，第三階段為摩擦力與螺栓共同抗剪，其中一、三階段錯臺量發(fā)展較小。

2)試驗得到第一階段、第三階段縱縫抗剪剛度，第一階段抗剪剛度范圍為330×103～450×103kN/m，第三階段抗剪剛度范圍為200×103～280×103kN/m。

3)分析得出縱縫第一階段、第三階段抗剪強度的計算公式，抗剪強度主要由摩擦力和螺栓抗剪承載力組成。

4)增大螺栓預(yù)緊力可提高接縫第一階段抗剪強度，考慮螺栓預(yù)緊力的情況下，接縫剪軸比大于0.5后，錯臺量發(fā)展明顯，螺栓參與抗剪。接縫抗剪設(shè)計時應(yīng)使接縫受力處于第一階段抗剪過程中，螺栓受剪可作為接縫抗剪儲備，針對類矩形盾構(gòu)隧道采用鑄鐵預(yù)埋件的縱縫連接方式提出了抗剪設(shè)計中接縫剪軸比為0.5的控制要求。

[1]周文波, 吳惠明. 我國軟土盾構(gòu)法隧道施工技術(shù)綜述[C]// 地下工程施工與風(fēng)險防范技術(shù)-第三屆上海國際隧道工程研討會文集.上海： 2007.

ZHOUWenbo,WUHuiming.Overviewoftheconstructiontechnologyofsoftsoilshieldtunnelinchina[C].TheConstructionofUndergroundEngineeringandRiskPreventionTechnology-thirdShanghaiInternationalSymposiumonTunnelEngineering.Shanghai: 2007.

[2]畢湘利, 柳獻, 王秀志, 等. 通縫拼裝盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)極限承載力的足尺試驗研究[J]. 土木工程學(xué)報, 2014, 47(10): 117-127.

BIXiangli,LIUXian,WAFNGXiuzhi,etal.Experimentalinvestigationonultimatebearingcapacityofcontinuous-jointedsegmentaltunnellining[J].ChinaCivilEngineeringJournal, 2014, 47(10): 117-127.

[3]柳獻, 張晨光, 張衍, 等. 復(fù)合腔體加固盾構(gòu)隧道縱縫接頭試驗研究[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報, 2015, 12(2): 376-383.

LIUXian,ZHANGChenguang,ZHANGYan,etal.Experimentalstudyonthelongitudinaljointofshieldtunnelsreinforcedwithcompositecavity[J].JournalofRailwayScienceandEngineering, 2015, 12(2): 376-383.

[4]張志勇, 李淑海. 城市矩形隧道的應(yīng)用與施工工藝的發(fā)展[J]. 施工技術(shù), 2009, 38(增刊): 54-56.

ZHANGZhiyong,LIShuhai.Applicationanddevelopmentofconstructiontechnologyofrectangulartunnelincity[J].ConstructionTechnology, 2009, 38(supplement): 54-56.

[5]蘭學(xué)平, 魯亮, 劉利惠,等. 超大隧道襯砌管片接縫力學(xué)性能試驗研究[J]. 結(jié)構(gòu)工程師. 2009, 25(5): 110-114.

LANXueping,LULiang,LIULihui.Experimentalstudyonmechanicalpropertiesforsegmentjointsofsupertunnellining[J].StructuralEngineers, 2009, 25(5): 110-114.

[6]郭瑞, 何川, 蘇宗賢,等. 盾構(gòu)隧道管片接頭抗剪力學(xué)性能研究[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù). 2011, 48(4): 72-77.

GUORui,HEChuan,SUZongxian.Shearpropertiesstudyforjointsofshieldtunnellining[J].ModernTunnellingTechnology, 2011, 48(4): 72-77.

[7]閆治國, 彭益成, 丁文其,等. 青草沙水源地原水工程輸水隧道單層襯砌管片接縫荷載試驗研究[J]. 巖土工程學(xué)報, 2011, 33(9): 1385-1390.

YANZhiguo,PENGYicheng,DINGWenqi.Loadtestsonsegmentjointsofsingleliningstructureofshieldtunnelinqingcaoshawaterconveyanceproject[J].ChineseJournalofGeotechnicalEngineering, 2011, 33(9): 1385-1390.

[8]蔣首超, 劉仁勇, 柳獻,等. 矩形盾構(gòu)管片接頭抗剪試驗研究[J]. 建筑施工. 2014, 37(1): 114-117.

JIANGShouchao1,LIURenyong,LIUXian,etal.Shearteststudyonrectangularshieldtunnelsegmentjoint[J].BuildingConstruction, 2014, 37(1): 114-117.

[9]劉建航, 侯學(xué)淵. 盾構(gòu)法隧道[M]. 北京: 中國鐵道出版社, 1991: 75～134.

LIUJianhang,HOUXueyuan.Shieldtunnel[M].Beijing:ChinaRailwayPress, 1991: 75～134.

[10]小山.日本盾構(gòu)法隧道現(xiàn)狀及技術(shù)[J].隧道及地下空間技術(shù), 2003, 18(2): 145-159.

KoyamaY.PresentstatusandtechnologyofshieldtunnelingmethodinJapan[J].TunnellingandUndergroundSpaceTechnology, 2003, 18(2): 145-159.

[11]機械設(shè)計手冊編寫委員會. 機械設(shè)計手冊[M]. 北京：機械工業(yè)出版社, 2004.

MechanicalDesignManualCommittees.Mechanicaldesignmanual[M].Beijing:MechanicalIndustryPress, 2004.

Experimental study on shear performance of longitudinal joint in quasi-rectangular shield tunnel

LIU Xian1，ZHANG Weixi1，WANG Dongfang2

(1.DepartmentofGeotechnicalEngineering，TongjiUniversity，Shanghai200092，China;2.NingboRailTransitGroupCo.,Ltd，Ningbo315100，China)

Thesheartestoflongitudinaljointinquasi-rectangularshieldtunnelisbrieflyintroduced,includingdesignoftestsample,loadingplan,testcontent,etc.Accordingtothesheartest,thethree-stagerelationshipbetweenshearforceanddeformationofjointisobtained.Analysingtheresults,theshearstiffnesschanginglawoflongitudinaljointunderthedifferentaxialforceisconcluded.Themechanicalbehaviorofjointundercombinationofshearandaxialforceismadeclear,andthepracticalcalculationmethodforshearstrengthoffirststageandthirdstageisprovided.Fromthemethod,advantageouseffectofpretighteningforceispointed.Influenceofshearforcetoaxialforceratioonthedeformationisdiscussed.Andthecontrolrangeisputforward.Theexperimentalstudyprovidesthevaluerangeofshearparametersforthemodelsofliningstructureofquasi-rectangularshieldtunnelsandtechnicalsupportandbasisforjointsheardesign.

quasi-rectangularshieldtunnel;longitudinaljoint;shearperformance

2015-12-11

國家自然科學(xué)基金資助項目(51578409)

柳獻(1977-)，男，湖北武漢人，副教授，博士，從事隧道及地下結(jié)構(gòu)服役行為、相關(guān)機理與性態(tài)控制方面的研究工作；E-mail:xian.liu@tongji.edu.cn

U451

A

1672-7029(2016)09-1767-09