矩形頂管隧道F型承插接頭抗彎性能試驗研究

許有俊, 龐躍魁, *, 張 朝, 聶緒致, 張 旭, 劉天宇

(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校“城市地下工程技術研究中心”, 內蒙古 包頭 014010)

0 引言

近年來,矩形頂管法在修建地下過街通道、地鐵車站、地下商業街等城市隧道工程中得到了廣泛應用,具有斷面利用率高、不中斷地面交通、對周圍環境影響小等特點,發展前景廣闊。矩形頂管接頭構造通常采用F型承插接頭,該接頭構造能夠滿足隧道對防水及細微變形的需求。與盾構隧道、地下綜合管廊等地下結構類似,接頭處由于結構的不連續性以及接頭自身剛度較小,屬于薄弱部位,在施工擾動、地下水位變化、隧道上方荷載劇變等一系列因素作用下,易導致接頭發生彎曲變形,從而使得接頭防水失效甚至結構破壞,危及隧道運營安全。

目前,國內外學者針對頂管、盾構隧道、地下綜合管廊等相關結構的接頭開展了諸多的研究工作,并取得了較為豐碩的成果。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。許有俊等[3-4]采用ABAQUS對矩形頂管接頭剪切性能進行分析,并就接頭彎曲變形下防水橡膠圈的受力特性和密封性展開研究。張鵬等[5]對曲線鋼頂管接頭的防水橡膠圈進行數值模擬,分析橡膠圈的受力變化、接觸壓力和接頭安裝力。封坤等[6-7]開展了大型模型試驗,對高水壓作用下盾構隧道接頭的抗彎力學性能、接頭破壞形式進行研究。Zuo等[8]對高水壓下盾構隧道接頭開展1∶1原型彎曲試驗,分析螺栓受力、接頭變形及接頭破壞特征。Liu等[9]通過足尺試驗,研究地鐵隧道管片接頭的彎曲承載能力,并對其失效機制進行分析。李兆平等[10]通過數值模擬,對預制裝配式地鐵車站榫槽式接頭的力學性能進行研究。胡翔等[11]對預制綜合管廊承插式接頭的受力性能、接頭變形、接頭剛度等進行試驗研究。王鵬宇等[12]對現澆型綜合管廊進行數值模擬研究,并將所得承插型接頭的變形情況與現場實測值進行對比分析。

現有盾構隧道與綜合管廊的接頭研究可為開展矩形頂管接頭抗彎性能分析提供一定思路,但由于接頭構造及接頭連接形式等存在顯著差異,且在地基與結構相互作用的影響下,矩形頂管隧道F型承插接頭彎曲變形時的接頭抗彎性能、變形規律、破壞特征等可能存在顯著差異。為此,本文通過設置等效地基彈簧來模擬地基與頂管間的相互作用,開展矩形頂管隧道F型承插接頭抗彎試驗,對F型承插接頭彎曲變形下的相關性能進行研究。

1 試驗概況

1.1 管節構造及材料指標

試驗管節原型為包頭市某地下過街通道,采用頂管法修建完成。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1 500 mm×1 625 mm×1 075 mm(長×寬×高),其F型承插接頭構造如圖1所示。管節截面尺寸及配筋如圖2所示。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,其橡膠圈斷面尺寸如圖3所示。管節采用C50混凝土澆筑成型,鋼套環采用10 mm厚Q235鋼成環制作,并在澆筑時埋置于管節承口端。接頭在裝配前先于插口端套設防水橡膠圈,再通過軸向頂力頂進完成裝配。

(b) 接頭承口端

(c) 接頭插口端圖1 接頭構造(單位: mm)Fig. 1 Joint structure (unit: mm)

圖2 管節截面尺寸及配筋(單位: mm)Fig. 2 Cross-section size and reinforcement (unit: mm)

圖3 鷹嘴橡膠圈斷面尺寸(單位: mm)Fig. 3 Olecranon rubber section size (unit: mm)

混凝土材料力學性能指標如表1所示,鋼材力學性能指標如表2所示,鷹嘴橡膠圈力學性能指標如表3所示。

表1 混凝土材料力學性能指標Table 1 Mechanical properties of concrete

表2 鋼材力學性能指標Table 2 Mechanical properties of steel

表3 鷹嘴橡膠圈力學性能指標Table 3 Material properties of rubber ring

1.2 試驗方法與加載工況

矩形頂管F型承插接頭彎曲試驗每組工況采用2個管節拼裝而成,全長3 m。管節兩側壁外側布置有水平限位裝置,防止裝配誤差過大導致加載過程中管節受荷載偏心作用而發生接頭扭轉或側翻。試驗中通過反力架上端千斤頂施加荷載,并通過分配梁等荷傳遞至接頭兩側管節,從而完成接頭彎曲加載。接頭彎曲試驗如圖4所示。

圖4 接頭彎曲試驗Fig. 4 Bending test of joint

為模擬實際工程中地層對管節的豎向約束作用,采用在管節底部均勻布置等效地基彈簧的方式來實現地層對管節的豎向支撐[13],并通過改變等效地基彈簧的數量,來模擬不同的地層條件。根據加載測得所制作的單根等效地基彈簧剛度k=1 734 kN/m,根據地層條件的差異,設計3種加載工況,試驗工況設計如表4所示。彈簧數量根據9、6、4個3種形式均勻布置,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為等效地基彈簧數量,S為頂管底板面積,Kv為等效基床系數。彈簧支承布置形式如圖5所示。此外,彈簧上部套設有鋼蓋板以增大彈簧與管節的接觸面積,防止應力集中造成破壞。

表4 試驗工況Table 4 Test conditions

(a) 9個彈簧

(b) 6個彈簧

(c) 4個彈簧

(d) 彈簧布置實況圖圖5 彈簧支承布置形式Fig. 5 Spring support

試驗中接頭為主要變形部位,故在接頭處混凝土和鋼套環布置環向應變片,用以觀測接頭處頂底板、側壁以及腋角處的變形規律。為研究加載過程中管節接頭橫斷面變形情況,在接頭處布置有水平向、垂直向和斜對角方向的3道拉線式位移計。此外,沿管節縱向在等效地基彈簧處布設有豎向位移計,用以研究管節彎曲變形。應變測點與位移計布置形式如圖6所示。拉線式位移計相關技術指標如表5所示。

(a) 鋼套環應變測點

(b) 承口端混凝土應變測點

(c) 插口端混凝土應變測點

(d) 拉線式位移計

(e) 位移計布設圖6 應變測點與位移計布置Fig. 6 Measuring point layout

表5 拉線式位移計相關技術指標Table 5 Wire displacement gauge index

拉線式位移計變形計算公式為

L=K(Ui-U0)。

式中:L為拉線式位移計的位移量,mm;K為儀器標定系數;Ui為拉線式位移計的實時數值;U0為拉線式位移計的初始數值。

試驗加載采用位移控制完成接頭彎曲試驗,考慮到加載初期接頭試驗現象細微,故加載制度前4級每級增量為5 mm,從第5級開始每級增量控制為3 mm,加載至接頭產生較大破壞,則停止試驗。本試驗旨在研究F型承插接頭在彎曲變形下的受力性能與變形特征,為了避免管節接頭兩側彎曲效果差異過大,在加載過程中通過分配梁將上部荷載均勻傳遞至接頭兩側,使管節接頭部位盡可能接近為純彎曲。

2 試驗結果分析

2.1 接頭受力變形

管節受力簡圖如圖7所示。其中:F為上部千斤頂荷載,可根據傳感器直接得到;kyi(i=1,2,3)為等效地基彈簧反力;Fs為接頭剪力。根據受力平衡∑M=0可以求得接頭彎矩M,接頭彎矩變化如圖8所示。

(a) 9個彈簧(Kv=10.16×103kN/m3)

(b) 6個彈簧(Kv=6.77×103kN/m3)

(c) 4個彈簧(Kv=4.52×103kN/m3)圖7 管節受力簡圖(單位: mm)Fig. 7 Force diagram of pipe joint (unit: mm)

圖8 接頭彎矩變化Fig. 8 Joint bending moment curves

可以看出,在相同的加載位移下,地基剛度越大,管節接頭所承受的彎矩就越大。

在彎曲變形過程中,接頭部位會產生明顯的張開變形,接頭張開示意圖如圖9(a)所示。其中,A、B、D為等效地基彈簧布設位置,E為接頭部位。由于試驗中管節加載傾斜程度較小,故而豎向位移按照直線近似處理,根據A、B、D3點豎向位移,可擬合出管節變形曲線,對曲線E點求導即可得到單側管節張開角θ,則接頭張開量為2θ。

(a) 接頭張開示意圖

(b) 接頭張開變形圖9 接頭張開量變化Fig. 9 Joint opening variety

接頭張開變形如圖9(b)所示。可以看出,接頭張開量隨著加載位移的增大而持續增大。在9個彈簧下,當加載至15 mm時,接頭張開量變化趨勢減緩,與此同時,觀察到管節頂底板中部靠近艙室內側處開始出現細微裂縫,隨著加載位移增大,微裂縫持續擴展并貫通。表明管節上部施加位移時,除了使接頭產生張開變形外,還有一部分位移量轉由管節自身變形所承擔,從而接頭張開量增加速率減緩。

同樣,在6個彈簧下,當加載至20 mm時,管節頂底板中部處開始出現細微裂縫,接頭張開量變化速率減緩。在4個彈簧下,當加載至30 mm時,管節頂底板中部處開始出現細微裂縫,接頭張開量變化速率也出現減緩。

以上結果表明,當荷載達到某一量值時,管節頂底板將開始出現裂縫,其變形速度加快,使得接頭張開量變化曲線增速減緩。此外,由于地基剛度不同,使得達到這一荷載所需要施加的加載位移也表現出差異,地基剛度越大,施加位移就越小,反之亦然。

根據接頭處彎矩及張開量的變化,可進一步得出接頭彎曲剛度變化曲線,如圖10所示。

圖10 接頭彎曲剛度變化曲線Fig. 10 M-θ curves

接頭彎曲剛度大致可分為2個階段。1)當張開量小于等于0.007 rad時,管節自身混凝土未產生開裂,接頭張開變形主要為鋼套環變形產生,此時接頭剛度主要由鋼套環剛度控制,各等效地基下接頭彎曲剛度差異較小。2)當張開量大于0.007 rad時,結合張開量變化曲線可知,此時管節頂底板中部開始出現細微裂縫,并隨著上部加載位移持續增大,微裂縫進一步擴展并貫通,管節自身開始產生較大變形,從而導致接頭張開量變化減緩,進一步導致接頭彎曲剛度變化曲線斜率增大。

由圖10可得到各等效地基下2個階段的接頭抗彎承載力,如表6所示。

2.2 接頭橫斷面變形

2.2.1 拉線式位移計變化

通過拉線式位移計可以觀測到加載過程中接頭處橫斷面的變形情況,其中拉線式位移計拉伸時數值為正,縮短時數值為負。接頭處水平向、豎直向以及斜對角方向3個方向的接頭橫斷面變形如圖11所示。

(a) 水平向

(b) 豎直向

(c) 斜對角方向圖11 接頭橫斷面變形Fig. 11 Joint cross-section deformation

各等效地基下水平向拉線式位移計表現為不同程度的拉伸變形,當加載位移達到30 mm后,側墻發生向外彎曲,與此相對應,側墻中部外側混凝土開始出現細微裂縫。此外,在相同加載位移下,地基剛度越大,管節產生的水平向變形就越大。

豎直向拉線式位移計表現為不同程度的縮短變形,其變形特征同樣表現出地基剛度越大,管節產生的變形越大,并且上部加載位移達到15 mm后,頂底板已開始發生變形,表明加載過程中頂底板比側墻受力更加明顯。

管節橫斷面受力情況如圖12(a)所示。取某一橫斷面進行受力分析,根據其受力情況,認為壓梁是絕對剛性的,地基抗力也等效為均布荷載,那么根據豎向的受力平衡,并忽略管節腋角,其大致受力如圖12(b)所示。混凝土結構由于抗拉強度低,為此主要考慮彎矩作用,其彎矩變化如圖12(c)所示。可以看出頂底板中部、腋角、側墻彎矩最大,但實際情況中壓梁并非絕對剛性,荷載主要集中在頂板中部,腋角和側墻彎矩由頂底板傳遞而來,相應地,其余部位彎矩小于頂底板中部彎矩。所以在試驗過程中,頂底板內側中部混凝土先開裂。

(a) 管節受力

(b) 受力簡化

(c) 管節彎矩圖12 橫斷面受力情況Fig. 12 Cross-section stress

在斜對角方向,9個彈簧下管節未發生明顯變形,6個彈簧與4個彈簧下斜對角均隨著加載位移而產生不同程度的壓縮變形。在水平向與豎直向拉線式位移計變形較小的前提下,若斜對角拉線式位移計變形較大,表明加載過程中管節發生了扭轉變形。結合3道拉線式位移計可以判斷出,在9個彈簧下管節未發生明顯扭轉,而在6個彈簧和4個彈簧下,受荷載偏心影響,管節發生了一定的扭轉變形。該原因可能為千斤頂與管節橫斷面中心線不一致所致,千斤頂與分配梁在同一截面處,在人為裝配誤差下,會使得分配梁傳力與管節橫斷面中心線有初始偏差Δx,從而使得管節上部荷載產生額外的偏心矩Me,大小為Me=F×Δx,即使初始偏差很小,但當加載位移較大時,施加于管節上部的荷載F也較大,從而使得偏心矩Me作用影響增大,使得管節出現扭轉現象。偏心距作用如圖13所示。該現象也反映出當上部荷載為偏心荷載作用時,管節受力非對稱將使得管節發生扭轉變形。

圖13 偏心距作用Fig. 13 Eccentric moment action

2.2.2 接頭混凝土應變

1)試驗過程中對接頭承插口兩端的混凝土應變進行觀測,各等效地基下承口端混凝土應變如圖14所示。由圖14可以看出,各等效地基工況下,頂底板中部內側表現為受拉,側墻中部內側及腋角內側各部位均表現為受壓。此外,頂底板中部應變增長速率最快,側墻中部測點應變增長速率次之,而腋角處應變變化幅度較小,表明上部荷載作用下,頂底板中部及側墻中部為主要受力變形區域,且頂底板受力變形更加敏感。

在定義2.1(1)和(2)中，令x = y, 便可得定義1.6(HF2)和(HF3),于是下列結論成立：

(a) 9個彈簧

(b) 6個彈簧

(c) 4個彈簧圖14 承口端混凝土應變Fig. 14 Socket concrete strain

根據現場加載情況,在9個彈簧下,當位移加載至15 mm時,頂底板中部開始出現細微裂縫,與此相對應,可以看出此時頂底板應變增加速率明顯加快。同樣,在6個彈簧下,當位移加載至20 mm時,頂底板出現細微裂縫且應變增速加快。在4個彈簧下,當位移加載至30 mm時,頂底板開裂且應變增速加快。

2)插口端混凝土應變如圖15所示。由圖15可以看出,插口端與承口端混凝土相同位置處的應變變化規律相似,在管節承受上部荷載發生彎曲變形過程中,頂底板中部內側表現為受拉,側墻中部內側以及各腋角內側均表現為受壓,且頂底板中部與側墻中部受力較為突出,該位置處應變增長最為明顯。

(a) 9個彈簧

(b) 6個彈簧

(c) 4個彈簧圖15 插口端混凝土應變Fig. 15 Jack concrete strain

根據以上承插口兩端各測點混凝土應變可以判斷出,管節在彎曲加載中接頭橫斷面表現為“被壓扁”的變形趨勢,其所得規律與拉線式位移計所測結果一致。加載初期管節混凝土應變與拉線式位移計變形較小,表明上部荷載作用對管節結構變形影響較小。隨著加載位移的持續增大,更多的測點表現出應變速率加快的趨勢,拉線式位移計數值變化速率也相應增大,管節開始出現裂縫,表明隨著管節混凝土的開裂及裂縫的擴展,更多的變形開始由管節結構自身承擔。

2.2.3 鋼套環變形

加載過程中接頭處鋼套環為主要受力部位。隨著加載位移的持續增大,鋼套環與插口端混凝土逐漸接觸且其接觸壓力不斷增加,使得鋼套環各部位發生不同程度的翹曲變形。各等效地基下鋼套環應變如圖16所示。

(a) 9個彈簧

(b) 6個彈簧

鋼套環變形主要集中在側墻中部及頂底板中部,側墻中部應變變化幅度最為明顯,且多處于受拉狀態,頂底板處鋼套環變形也較為明顯,且多表現為受壓。

此外,可以看出當加載位移小于等于10 mm時,鋼套環各部位應變變化較小,而當加載位移大于10 mm時,鋼套環各部位應變變化幅度增大。通過接頭構造可知,其原因主要為加載初期鋼套環與接頭橡膠圈擠壓所致,插口端混凝土并未與鋼套環產生接觸,從而擠壓導致鋼套環變形較小,隨著加載位移的持續增大,鋼套環與插口端混凝土接觸建立,其接觸壓力不斷增大致使鋼套環產生較大變形。

根據接頭處鋼套環變形規律可以看出,其表現出“被壓扁”的變形趨勢,原因可能與對應位置的混凝土變形有關。澆筑管節時,鋼套環埋置于接頭承口端,沿長度方向一半長度內表面與接頭混凝土存在粘接作用,因此,使得鋼套環變形規律與對應位置處混凝土變形規律有著密切聯系。

2.3 彎曲破壞特征

接頭混凝土頂底板中部及側墻中部為主要受力部位,且頂底板受力變形最為明顯,該部位撓曲應力最大。在加載過程中,頂底板中部內側將率先出現細微裂縫,隨著加載位移不斷增大,微裂縫不斷擴展且相互貫通,并且側墻中部外側混凝土也將出現細微裂縫。此外,在彎曲變形過程中,承插口兩端頂板混凝土會發生相互擠壓,從而導致頂板處混凝土被壓碎。各部位混凝土破壞特征如圖17所示。

(a) 頂板混凝土裂縫

(b) 底板混凝土裂縫

(c) 側墻混凝土裂縫

(d) 頂板混凝土被壓碎圖17 混凝土破壞特征Fig. 17 Concrete failure characteristics

隨著接頭彎曲變形不斷加大,插口端混凝土與鋼套環的相互作用逐漸增強,接頭彎曲變形主要由鋼套環變形所主導,在插口端混凝土與鋼套環擠壓過程中,會使鋼套環發生翹曲。鋼套環翹曲變形如圖18所示。

圖18 鋼套環翹曲變形Fig. 18 Steel collar warping

3 結論與討論

通過對矩形頂管F型承插接頭開展彎曲試驗,對不同等效地基下F型承插接頭的受力性能、變形規律及破壞特征等進行研究,得出以下結論。

1)在接頭發生彎曲變形初期,接頭彎曲變形主要為鋼套環變形。隨著加載位移不斷增大,管節頂底板中部混凝土將發生開裂,由于管節自身變形使得接頭張開量隨著加載位移的增大出現減緩,接頭抗彎剛度變化曲線斜率增大。

2)與接頭張開變形相對應,接頭抗彎剛度以張開量0.007 rad為界限大致分為2個階段。第1階段主要表現為鋼套環變形,各等效地基下抗彎剛度差異較小。第2階段管節開始出現明顯的自身變形,表現為地基剛度越大,抗彎剛度越大。

3)頂底板中部和側墻中部為主要受力部位。頂底板中部內側受力最為明顯,該部位撓曲應力最大,加載過程中會率先開裂。隨著荷載不斷增大,側墻中部外側隨后也會出現開裂。

4)拉線式位移計變形、混凝土應變和鋼套環應變變化規律具有一致性,均表明彎曲加載過程中管節有“被壓扁”的變形趨勢。

5)鋼套環與插口端混凝土接觸的建立會使得鋼套環受擠壓產生的變形加快,且受擠壓作用,頂板處混凝土會被壓碎。

本試驗由于加載條件的限制,未考慮管節間軸力約束的影響,使試驗所得相關結果與實際可能略有差異,有待進一步的補充研究。此外,試驗采用等效地基彈簧模擬地基的方式屬于彈性地基梁局部變形理論,忽略了實際各部分土體之間的相互作用,有待進一步的深化研究。