車站洞門環(huán)梁與隧道管片連接螺栓的粘結-滑移

楊 成 ，廖偉龍 ，宋同偉 ，耿 萍 ，方 勇

（1.西南交通大學陸地交通地質(zhì)災害防治技術國家工程研究中心，四川 成都610031；2.中鐵二院工程集團有限責任公司，四川 成都610031；3.西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031）

隨著我國城市地鐵里程的增長，地鐵的長期運維問題逐漸凸顯.由于地鐵車站和隧道在結構和荷載方面存在顯著差異，二者之間容易產(chǎn)生不均勻沉降[1-4]，除改變內(nèi)力分布狀態(tài)之外，還可能導致隧道管片和車站洞口環(huán)梁之間的環(huán)縫張開過大，造成車站或隧道滲漏[5]，使結構加速劣化，進一步加劇盾構隧道的變形[6]，可能嚴重影響車站運營和列車運行.

車站結構和隧道管片之間連接有一定的特殊性.由于隧道結構有充分接觸的地基或圍巖支撐，因此，管片與環(huán)梁間的連接失效通常不會導致結構承載能力失效.故無論從可靠度水準還是從力學模型上看，都較難照搬結構承載能力分析方法.而從正常使用極限狀態(tài)分析的角度看，基于隧道構造和地質(zhì)條件影響，滲漏程度和環(huán)縫寬度之間存在較為復雜的對應關系，不同的滲漏結果對地鐵運營影響差異巨大[7]，因此，有必要對環(huán)縫張開做更為細化的分析.在構成環(huán)縫張開寬度的諸多影響中，管片連接螺栓的結構行為是最重要的因素之一.根據(jù)實際工程條件、隧道沉降監(jiān)測結果預測環(huán)縫寬度，進而深入研究螺栓的力學行為是比較可取的辦法.

除沿隧道沉降值外，隧道軸線的曲率半徑也可較好地描述以彎曲變形為主的不均勻沉降.盡管縱向的隧道管片之間往往以錯臺變形為主，但在隧道管片和車站洞口環(huán)梁之間，螺栓一端與管片通過手孔末端的螺母機械連接，另一端通過預埋直接錨入現(xiàn)澆的車站環(huán)梁混凝土內(nèi).如果預埋錨固長度不足或構造措施不充分，可能導致螺栓與混凝土之間發(fā)生顯著的粘結-滑移甚至完全拔出，此時管片和環(huán)梁之間的連接剛度將顯著降低，產(chǎn)生明顯的隧道軸線彎曲變形.此時如果掌握了沉降和曲率數(shù)據(jù)，結合管片的幾何信息，則可推測出管片“姿態(tài)”，進而計算出車站環(huán)梁處的環(huán)縫張開寬度[8].

既有研究表明，要較為準確地計算管片之間的相對位移，需要正確地模擬管片連接螺栓與混凝土的協(xié)同工作機制.目前模擬螺栓連接的方法大致分兩類：第一類是將管片間的力學關系等效為連接彈簧.鄭永來等[9]以等效軸向剛度模型為依據(jù)，用線性彈簧模擬管片接頭，將管段接頭處的剛度等效為所有螺栓的組合；張冬梅等[10]采用能動態(tài)調(diào)整參數(shù)的組合彈簧建立接頭模型，通過法向彈簧和切向彈簧共同作用來模擬接頭力學性能；JIN等[11]根據(jù)螺栓的塑性發(fā)展，以及螺栓拉力和手孔位移的關系曲線，提出了非線性等效彈簧模型.總體上，彈簧模型簡潔明確，但用于模擬隧道管片和車站環(huán)梁之間的連接時，尚需體現(xiàn)預埋螺栓與混凝土間粘結-滑移的力學機制，目前還不易通過設置等效彈簧剛度來實現(xiàn).第二類是梁單元嵌固模型，趙武勝等[12-14]均采用梁單元模擬螺栓，將其直接嵌固到混凝土管片的實體單元里，梁單元在受拉、受剪時均會受到混凝土的約束，嵌固模型的優(yōu)點在于考慮了混凝土和螺栓的協(xié)同工作，且不需要專門計算螺栓的抗拉和抗剪剛度，只需給出螺栓的幾何特征和材料屬性.不足之處是梁單元與混凝土實體單元之間完全嵌固，二者接觸關系里沒有相對位移，無法考慮螺栓與混凝土的粘結-滑移機制.

總體看，嵌固模型過高估計了環(huán)梁與隧道管片之間的連接剛度，未加處理的一般彈簧模型則容易對其低估.車站環(huán)梁內(nèi)預埋連接螺栓的粘結-滑移機制需要更深入的量化分析.

鑒于此，針對隧道管片與車站環(huán)梁之間的螺栓連接特征，本文建立了3種模型進行對比：1） 螺栓-混凝土粘結-滑移模型；2） 螺栓-混凝土嵌固模型；3） 螺栓的彈簧模型.在此基礎上，計算環(huán)縫張開量、螺栓拉應力和粘結應力分布，以及粘結-滑移在環(huán)縫張開中的占比.力求更準確地了解粘結-滑移對管片和環(huán)梁之間連接強度和剛度的影響，并得到簡潔準確的計算方法.

1 地鐵車站附近隧道的不均勻沉降

以某軟土地區(qū)城市為例，地鐵車站附近的隧道累計沉降最大值超過了地鐵隧道保護條例所規(guī)定的20 mm總位移量的標準（圖1）[15-16]，且車站與隧道連接段存在顯著的不均勻沉降.受實際工程條件限制，車站附近的測點位置并不均勻，故需要結合盾構隧道的抗彎剛度，并利用樣條函數(shù)擬合隧道空間位置曲線[15,17]，以便得到站點附近的隧道軸線曲率半徑.基于主要的測點數(shù)據(jù)，表1給出了曲率半徑（R）抽樣統(tǒng)計結果.根據(jù)地鐵隧道保護條例，隧道曲率半徑不得小于15 000 m.以站臺A為例，由其附近17%的隧道測點計算得到的隧道曲率半徑小于15 000 m.總體看，其中5個車站附近最少也有7.15%的測點所對應的曲率半徑小于15 000 m，可見不均勻沉降現(xiàn)象比較顯著.根據(jù)隧道管片的幾何信息和相對位置關系，可以推算出管片環(huán)縫寬度[8]，這將作為本文對管片和環(huán)梁之間的螺栓連接位移加載的依據(jù).

圖1 站臺附近隧道縱向累計沉降Fig.1 Accumulated longitudinal settlement of the tunnel near the platform

表1 某城市地鐵站臺附近隧道測點曲率半徑分布情況Tab.1 Statistics of measurement results of curvature radius of tunnel near platform in a city %

2 車站洞口環(huán)梁縱向連接的力學模型

2.1 粘結-滑移模型

如圖2所示，車站環(huán)梁與螺栓之間不依靠手孔構造和螺母的連接，而是將螺栓預埋入混凝土.混凝土和螺栓表面之間的化學膠著力、摩擦力和機械咬合力形成了粘結作用，并在粘結界面產(chǎn)生了剪應力[18].當剪應力超過粘結強度時，二者之間滑移變形將非常顯著，螺栓也將大幅滑出，導致環(huán)縫張開寬度快速增大，連接的承載能力失效.

圖2 隧道-環(huán)梁粘結錨固示意Fig.2 Diagram of tunnel-ring beam bonded anchorage

粘結-滑移模型的螺栓軸向變形Δs（x）由兩部分組成：混凝土的受拉變形Δc（x），以及螺栓與環(huán)梁間的粘結-滑移量s（x），如圖3 和式（1）所示.粘結-滑移量即為螺栓與環(huán)梁變形的長度差.圖3中：τ（x）為粘結應力；σs（x）為鋼筋橫斷面上的正應力.

圖3 粘結-滑移示意Fig.3 Diagram of bond-slip between the bolt and ring beam concrete

在有限元分析中，除混凝土和螺栓均采用常見的8節(jié)點等參實體單元，本文還結合商用有限元軟件DIANA和ABAQUS的二次開發(fā)功能，專門編制了相應程序，建立了便于進行粘結-滑移分析的分析單元，在螺栓和混凝土之間植入改進的4+4節(jié)點界面單元（Q24IF-2）以便模擬螺栓與混凝土之間的粘結-滑移.該界面單元采用線性插值的一階單元[19]（圖4（a）），螺栓和混凝土之間的相對位移主要通過該單元在y-z和x-z兩個平面內(nèi)的剪切變形來實現(xiàn)（圖4（b）），單元本身并沒有厚度.混凝土材料采用CEB-FIP[20]推薦的本構模型進行模擬（圖4（c））.為了較好地模擬混凝土開裂行為，引入斷裂能Gf來定義受拉應力達到峰值后的應力-應變關系，利用能量準則控制收斂.為了描述裂縫方向隨主應力的變化，采用了基于修正壓縮場的總應變裂縫模型[21].本文3種模型中的螺栓鋼材本構均采用二折線模型，彈塑性剛度比值0.02，強度根據(jù)螺栓等級而定.

如果錨固長度不夠，隨著受拉荷載的持續(xù)增加，粘結應力τb將達到螺栓與混凝土之間粘結界面的極限抗剪承載力，而螺栓尚未受拉屈服，這在鋼筋混凝土基本理論中被稱為“短錨”（short anchorage）[22]，在螺栓逐漸拔出過程中，粘結-滑移的受力-變形發(fā)展可以參考CEB-FIP提供的本構模型，采用4段式，見圖4（d）.圖4 中：τbm為局部粘結強度；τbf為殘余粘結強度；s1為對應局部粘結強度的峰值位移；s2為對應粘結強度進入下降段的起始位移；s3為對應殘余粘結強度的位移；T為鋼筋軸向拉力；ft混凝土受拉強度；fc混凝土受壓強度；εc混凝土壓應力峰值對應的應變；εt混凝土拉應力峰值對應的應變

圖4 材料本構及界面單元Fig.4 Material constitutions and interface units

粘結-滑移關系的基本模型如下：

式中：α為用于模擬滑移從0到S1發(fā)展時的形狀系數(shù).

參考CEB-FIP的取值范圍，本文取τbm=16.39 MPa，s1=1.0 mm，s2=2.0 mm，s3=10.5 mm，α=0.4.環(huán)梁采用C35混凝土，取fcm=43 MPa.

需要說明的是，雖然CEB-FIP給出的是針對各種鋼筋表面的滑移模型，而本文探討的是預埋螺栓，但這種表面粗糙度影響的只是粘結滑移本構模型中除α之外的控制參數(shù)的常數(shù)取值[23]，并不影響用粘結-滑移的基本理論加以闡釋，因此用CEB-FIP給出的鋼筋表面特征來定義螺栓的粘結性能，從機理上看，并不影響粘結-滑移、嵌固、彈簧3種模型進行對比.

為了驗證上述建模方法及參數(shù)的準確性，參考Shima等[24]完成的鋼筋拔出標準試驗中SD70試件進行模擬，該試件使用直徑19 mm的螺紋鋼筋，其屈服強度820 MPa，極限強度910 MPa，錨固長度為50倍鋼筋直徑，混凝土圓柱體抗壓強度19.6 MPa，給出了數(shù)值模擬和試驗結果的對比.圖5（a）為鋼筋應力與滑移量之間的關系；圖5（b）為在鋼筋應變達到試驗最大值0.027時，所測鋼筋試件沿長度的受拉應變分布.可見通過合理的參數(shù)設置，模擬結果和試驗結果較為接近.

圖5 本文模擬方法與鋼筋拔出標準試驗對比Fig.5 Comparison of band-slip results of rebars between the proposed simulation method and the standard test

Russo等[25]給出了滑移沿鋼筋長度方向的分布場解析解，有助于驗證數(shù)值模擬結果，但對粘結力和滑移關系處于下降段造成的影響還需要借助非線性有限元良好的數(shù)值求解能力得到.

2.2 用于對比的嵌固模型

參考相關研究，本文用于對比的嵌固模型未考慮螺栓與混凝土之間的相對滑移，二者形成整體、協(xié)調(diào)變形[12-14].混凝土管片用三維實體單元模擬（圖6），螺栓采用梁單元模擬.取螺栓實際長度，將梁單元直接嵌入到管片混凝土實體單元中，梁單元與實體單元之間變形連續(xù)，沒有任何相對滑移，以此體現(xiàn)管片混凝土對螺栓的約束作用.

圖6 隧道-環(huán)梁連接段Fig.6 Connection area between tunnel and ring beam

2.3 用于對比的彈簧模型

參考既有文獻[11,26]，根據(jù)螺栓的材料和幾何特征，直接對彈簧單元剛度進行賦值，并按螺栓的實際連接位置設置起始點，螺栓其他位置與混凝土沒有任何接觸，僅靠螺栓兩端與混凝土通過點與混凝土面建立接觸進行連接.這種方法在兩個管片之間均為手孔連接時較為合理，但在管片和地鐵車站連接時，如果仍將彈簧長度定義為從管片一側的手孔固定端到環(huán)梁一側的預埋末端，則因為沒有考慮混凝土的握裹作用，得到的連接剛度會明顯偏低.

以某城市地鐵車站隧道和環(huán)梁間的連接為例，采用M27型螺栓，螺栓長度0.5 m，機械強度8.8級.如果不考慮粘結-滑移作用，根據(jù)文獻[26]的建模和等效受力分析方法，螺栓軸向受拉剛度為Kt=235.77 kN/mm，屈服力Fy=366.25 kN，極限受拉承載力Fu=457.81 kN，彈塑性剛度比0.02.另外，文獻還提供了等效抗彎和抗剪剛度的計算方法，但本文暫不涉及.

此外，針對本文所有模型，環(huán)梁和縱向的管片實體單元之間均采用庫倫摩擦界面單元以模擬接觸，摩擦系數(shù)取0.5[27]，同時設定界面單元抗拉強度為0，即只承壓，受拉張開.

3 螺栓力學模型的結果分析

3.1 工程結構介紹

以某城市地鐵車站為例，隧道與環(huán)梁連接段構造如圖7所示.環(huán)梁厚度0.61 m，寬1.5 m，采用C35混凝土；盾構管片厚度0.3 m，幅寬1.5 m，混凝土強度C50.隧道管片與環(huán)梁之間通過10根M27螺栓連接，螺栓長度0.5 m，機械強度8.8級，細部如圖2所示.螺栓左端通過手孔和螺帽固定，右端錨入環(huán)梁，錨入長度0.25 m，末端與長寬各60 mm的10 mm厚鋼板焊接，不滿足現(xiàn)行《鋼筋錨固板應用技術規(guī)程》（JGJ 256—2011）[28]的構造，受拉條件下可能由于錨固長度不足發(fā)生粘結-滑移破壞，導致螺栓拔出；而當錨板的構造合乎要求，端部錨固可靠的時候，可以將螺栓視為錨固長度充分的情況[23].本文將針對螺栓錨固充分和不充分這兩種情況分別進行螺栓連接的變形和受力分析.

圖7 隧道洞口構造Fig.7 Structural drawing of platform entrance of tunnel

需要特別說明的是，由于彎剪耦合影響下的粘結錨固機制在經(jīng)典的鋼筋混凝土理論中尚未明確，目前大部分針對環(huán)縫張開的量化分析都是基于彎矩和軸力共同作用下的彎曲模式，以便清晰地推導等效抗彎剛度[4-14]，并在此基礎上計算連接螺栓的受力和變形.由于沉降和車輛擾動導致的管片具體行為并不是本文重點，且考慮到螺栓截面的抗剪能力相比管片巨大的質(zhì)量和管片間的剪切變形需求而言影響較小.因此，本文計算環(huán)縫寬度時，只考慮螺栓及螺栓周邊混凝土沿隧道軸向受拉變形，以及鋼筋發(fā)生黏結滑移產(chǎn)生的貢獻.

3.2 錨固長度不足條件下的力學特征

1） 環(huán)縫張開寬度對比

如果不考慮螺栓末端錨板的作用，由于錨固長度不足導致的抗拉失效過程中，粘結-滑移失效會先于螺栓材料屈服，對管片環(huán)縫張開的剛度有顯著影響.圖8對比了管片與環(huán)梁之間分別采用嵌固模型、彈簧模型、粘結-滑移3種不同模型時螺栓應力隨環(huán)縫張開寬度變化的結果.

圖8 不同環(huán)縫張開寬度下的螺栓應力狀態(tài)Fig.8 Stress states of bolts with different opening widths

由圖8可知：嵌固模型考慮了螺栓和混凝土協(xié)同抗拉，錨入環(huán)梁部分的螺栓抗拉剛度顯著大于彈簧模型；粘結-滑移模型既考慮了混凝土協(xié)同抗拉，又計算了螺栓和混凝土之間的相對滑移，因此，在達到80%極限承載能力之前，其抗拉剛度介于嵌固模型和彈簧模型之間.

值得注意的是，圖8中粘結-滑移模型對應的曲線上沒有明顯的屈服點，這是由于預埋螺栓的長度小于規(guī)范規(guī)定的最短錨固長度，粘結錨固破壞將先于螺栓受拉屈服，因此螺栓滑移量將持續(xù)增大，最終被拔出，所以在粘結-滑移模型的曲線上找不到顯著的屈服點[22].另外，這種情況下，接近承載能力極限時，剛度退化現(xiàn)象也較為明顯，故粘結錨固模型在達到極限強度的時候，實際表現(xiàn)出的割線剛度小于彈簧模型的彈性剛度.

2） 螺栓應力分布

除了環(huán)縫張開寬度和螺栓受力關系，預埋入環(huán)梁內(nèi)的螺栓沿深度方向的應力分布也因為模型選擇而存在明顯差異.本文選取當環(huán)縫寬度為2.10 mm.粘結-滑移模型達到粘結強度時，不同模型的螺栓應力分布如圖9所示.由圖可見：隨著螺栓將拉應力逐步傳遞給混凝土，粘結-滑移模型對應的螺栓應力逐漸降低，并在末端接近0，這是符合鋼筋混凝土基本理論規(guī)律的[18]；嵌固模型因為不計入粘結-滑移的影響，因此螺栓埋入環(huán)梁后在較短的長度內(nèi)產(chǎn)生較大降幅，并將近150 MPa的截面應力一直保持到螺栓末端，這不符合試驗結果[18]；此時的彈簧模型沒有考慮混凝土的共同抗拉作用，縱向應力分布沒有變化；比較之下，嵌固模型的螺栓應變分布最不均勻，且主要集中在未埋入混凝土的部分，所以當螺栓達到屈服強度時，累積變形最小，環(huán)縫張開寬度也最?。▓D8）.

圖9 沿螺栓預埋深度的應力分布Fig.9 Stress distribution along the embedded depth of the bolt

3） 螺栓滑移

除了螺栓和混凝土的拉應變，粘結-滑移模型還可以計算螺栓與環(huán)梁的相對滑移在環(huán)縫張開寬度中的占比.由于螺栓與混凝土之間植入了界面單元，故可直接得出螺栓節(jié)點與混凝土節(jié)點之間的縱向相對錯動量，即滑移量，滑移量除以此刻的環(huán)縫張開寬度即為滑移占比.圖10給出了錨固長度不足的情況下，螺栓滑移在環(huán)縫張開寬度中的占比.由圖可知：滑移占比隨著環(huán)縫張開寬度的增大而增大，從加載初期的30%，逐步增加至接近承載能力失效時的60%左右，整個加載過程中粘結-滑移的占比不可忽略.

圖10 滑移占比Fig.10 Contribution of slip to the width of gap

3.3 錨固長度足夠的情況下螺栓力學特征

1） 螺栓和材料參數(shù)

和“短錨”情況相反，合理設計前提下，如果螺栓的粘結錨固長度足夠，或其末端有類似錨板的構造，荷載持續(xù)增加，螺栓受拉屈服導致連接失效，此時粘結應力尚未達到粘結界面抗剪承載能力極限，這在混凝土結構基本理論中稱作“長錨”（longanchorage）[22].另外，錨固長度充分時，可能因為螺栓屈服強度不同，導致粘結應力分布和滑移量的不同，故需要對不同強度等級的螺栓力學行為比較.綜合考慮螺栓和環(huán)梁混凝土的材料強度、螺栓幾何特征、保護層厚度等因素，本文按照ACI 318-19[29]確定錨固長度.針對前面用過的M27螺栓，螺栓性能等級分別取5.6、6.8、8.8級，錨固長度和螺栓直徑的比值分別取20、32和55.

2） 螺栓應力分布

在錨固長度足夠時，螺栓受拉屈服會先于粘結-滑移失效出現(xiàn)[22]，因此，不妨對材料強度的利用效率加以關注.“長錨”條件下，螺栓剛剛發(fā)生屈服時，計算到的截面應力分布如圖11所示.隨著埋入深度增加，由于粘結應力的存在，螺栓逐漸將拉應力傳遞給握裹它的混凝土，故沿螺栓長度方向的后半段，螺栓應力處于較低水平.

圖11 錨固長度充分時的螺栓拉應力分布Fig.11 Tensile stress distribution of bolts in the case of long anchorage

3） 螺栓粘結應力分布

圖12給出了當最大應力達到屈服強度時，粘結應力沿螺栓長度的分布.由圖可知：粘結應力在管片與環(huán)梁交界面處附近達最大值，然后逐漸下降；由于錨固長度充分，螺栓后半段應變和周圍的混凝土趨近相同，故二者之間的粘結應力逐漸趨近于0.這樣的規(guī)律也與既有研究相關試驗符合[22].

圖12 錨固長度充分時的螺栓粘結應力分布Fig.12 Bonding stress distribution of bolts in case of long anchorage

由于螺栓強度越高，屈服應變越大，螺栓與混凝土在粘結界面兩側應變差沿螺栓長度變化越大，因此，強度更高的螺栓呈現(xiàn)出更大的粘結應力變化梯度和螺栓應力下降梯度.

基于修正壓縮場和總應變理論的本構模型[21]，圖13給出了5.6級螺栓剛屈服時的粘結裂縫寬度分布，也可對粘結應力分布規(guī)律做一定程度的驗證.“長錨”條件下，強度級別越高的螺栓導致的裂縫寬度越大.但粘結裂縫的生成和擴展機制受桿件表面特征響應極大，本文的螺栓表面特征尚屬于假設，故不在此做詳細討論.

圖13 5.6級螺栓受拉時的混凝土裂縫分布Fig.13 Cracks pattern of ring beam with M5.6 bolt embedded under tension

4） 環(huán)縫張開寬度對比

圖14給出了“長錨”條件下環(huán)縫張開寬度與螺栓應力的關系.首先，由于錨固長度充分，此時螺栓的連接承載能力失效是由螺栓受拉屈服導致，而不是因為粘結錨固機制破壞，因此螺栓拉應力-環(huán)縫張開寬度曲線有明顯的屈服點.其中，粘結-滑移模型對應的曲線，其屈服前和屈服后剛度均介于彈簧模型和嵌固模型之間.螺栓屈服前，嵌固模型剛度約為粘結-滑移模型的3倍；粘結模型剛度約為彈簧模型的2倍～3倍.這和錨固長度不足情況下的分析結果（圖8）有一定差異.

隨著螺栓強度等級提高，3條曲線間的差異越來越明顯.這是由于根據(jù)構造要求，螺栓最小錨固長度隨強度等級增長而增長，相比錨固長度不足時，錨固長度足夠時的應力場分布差異更大，進而導致圖14中的結果.

圖14 環(huán)縫張開與螺栓應力關系Fig.14 Relationship between opening width of ring joints and bolt stress

5） 螺栓滑移

雖然由鋼筋混凝土經(jīng)典理論可大致判斷錨固長度足夠時螺栓不會發(fā)生粘結錨固失效，管片與環(huán)梁間的環(huán)縫寬度主要由手孔側，即未預埋入環(huán)梁混凝土部分的螺栓受拉變形導致.但事實上，屈服前的粘結-滑移在環(huán)縫寬度中仍有一定占比.圖15中3條曲線的峰值點對應的正是螺栓發(fā)生屈服時的狀態(tài)，可見8.8級螺栓接近屈服時，粘結-滑移在環(huán)縫寬度的占比最高可達30%.預埋長度之外的螺栓屈服后，快速伸長，在環(huán)縫寬度中的占比急劇變大，導致粘結-滑移的占比顯著降低.到曲線最低點時，3種螺栓粘結-滑移在環(huán)縫寬度中占比均在0.08以下.

圖15 錨固長度足夠時環(huán)縫寬度的滑移占比Fig.15 Slip ratio under long anchorage condition

需要特別注意的是，即便是錨固長度足夠的情況下，在受拉屈服之前，粘結-滑移在環(huán)縫張開量中接近30%的占比仍然是不可忽略的.這個結論的得出是基于對螺栓-混凝土粘結界面較為精細的非線性分析.因此，對于隧道正常運營，以及相關結構的正常使用極限狀態(tài)分析，本文提供的模型分析方法和計算結果可以作為重要參考.

4 結 論

以某城市地鐵車站為例，基于對車站環(huán)梁和隧道管片之間的螺栓連接分析，有必要考慮螺栓與環(huán)梁混凝土之間的粘結-滑移機制，以便更準確地預估環(huán)梁和管片之間的力學行為，并基于5.6、6.8、8.8級3種不同等級的螺栓，分別考慮錨固長度足夠和不足兩種構造條件，建立了基于粘結-滑移機制的螺栓連接模型，與其他相關模型進行了對比.得到如下結論：

1） 部分盾構管片和車站洞口環(huán)梁的連接螺栓預埋入環(huán)梁中，針對此種連接關系以及螺栓在環(huán)梁內(nèi)預埋的構造和受力特征，提出能夠模擬粘結-滑移的螺栓與環(huán)梁連接模型，相比既有的嵌固模型和彈簧模型，能更準確地反映沿螺栓長度的粘結應力和螺栓拉應力分布.

2） 針對本文分析的3種螺栓，當考慮粘結-滑移效應時，在錨固長度不足的條件下，粘結-滑移在環(huán)縫寬度中的占比隨環(huán)縫寬度的增加而增加，直至螺栓完全拔出.錨固長度足夠的情況下，粘結-滑移在環(huán)縫寬度中的占比在螺栓受拉屈服時達到最大，隨后下降至10%以下，并逐漸穩(wěn)定.螺栓屈服前的滑移在環(huán)縫寬度中的占比不可忽略.

3） 基于粘結-滑移機制的螺栓連接模型，既考慮了螺栓滑移對環(huán)縫張開量的影響，又考慮了混凝土協(xié)同受拉對連接剛度的增強，分析得出其連接剛度介于完全嵌固模型和彈簧模型之間.根據(jù)3種不同強度螺栓的模擬結果可知：在錨固長度足夠的條件下，粘結-滑移模型的屈服前連接剛度約為嵌固模型的1/3，彈簧模型的2倍～3倍.故分析地下結構時，若存在粘結-滑移行為，可在不改變原有分析方法的基礎上采用嵌固梁模型或彈簧模型，對連接剛度進行相應折減，由此來考慮粘結-滑移對結構的影響.