閆治國(guó)， 周 龍， 朱合華， 沈 奕

(1. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200092； 2. 同濟(jì)大學(xué) 巖土及地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200092；3. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 上海 200092)

盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)由預(yù)制管片拼裝而成，管片接頭的存在使得襯砌環(huán)的整體彎曲剛度相對(duì)于整體現(xiàn)澆式結(jié)構(gòu)而言必然有所降低[1-3],如何反映管片接頭的連接形式及其對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)受力和變形的影響是盾構(gòu)隧道襯砌管片結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的關(guān)鍵問(wèn)題[4-7].一些學(xué)者對(duì)管片接頭的力學(xué)特性開(kāi)展了相關(guān)研究，如閆治國(guó)等[8]通過(guò)管片接頭原型荷載試驗(yàn)對(duì)管片接頭轉(zhuǎn)動(dòng)剛度、彎矩傳遞系數(shù)等盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)計(jì)算模型中的關(guān)鍵參數(shù)開(kāi)展了研究；黃宏偉等[9]從抗彎、抗剪及抗?jié)B3個(gè)方面提出管片接頭易損性評(píng)價(jià)方法，并在此基礎(chǔ)上建立了接頭易損性評(píng)價(jià)模型；彭益成等[10]借助1∶l足尺荷載試驗(yàn)及三維非線性彈塑性數(shù)值模擬對(duì)單層襯砌輸水隧道管片接頭的抗彎力學(xué)特性進(jìn)行了研究；朱合華等[11]對(duì)管片接頭內(nèi)力-變形關(guān)系進(jìn)行了分析總結(jié)，將管片接頭抗彎剛度的變化規(guī)律總結(jié)為線性模型、雙線性模型和非線性模型；Li等[12]對(duì)上海地鐵盾構(gòu)隧道管片接頭開(kāi)展了正、負(fù)彎矩荷載作用下的破壞性試驗(yàn)并分析了其破壞過(guò)程.前述研究多針對(duì)普通低承載力盾構(gòu)管片接頭，該類(lèi)型的管片在接頭位置不設(shè)置鑄鐵件，直接采用螺栓將2塊管片間的混凝土接頭面擰緊從而實(shí)現(xiàn)管片之間的連接.

與普通低承載力盾構(gòu)管片接頭不同，對(duì)于高剛性盾構(gòu)管片接頭，通常在接頭位置預(yù)埋鑄鐵件，鑄鐵件通過(guò)錨筋錨固在管片混凝土中，采用螺栓將鑄鐵件擰緊從而實(shí)現(xiàn)2塊管片之間的連接[13].鑄鐵件材質(zhì)通常為球墨鑄鐵，其上多設(shè)置系桿或剪切肋，構(gòu)造較為復(fù)雜.已有研究表明，鑄鐵件的選型對(duì)盾構(gòu)管片接頭整體的力學(xué)特性有較大影響[14-15].青草沙輸水隧道工程是上海市首次嘗試采用盾構(gòu)法建設(shè)單層襯砌輸水隧道的工程，該工程即采用了高剛性接頭.

對(duì)于深覆土、高內(nèi)水壓作用下的盾構(gòu)隧道，管片接頭在隧道內(nèi)滿水時(shí)軸力大幅減小，若采用雙排螺栓的連接型式可增大管片接頭剛度，減少隧道襯砌結(jié)構(gòu)變形；同時(shí)雙排螺栓可以對(duì)縱縫內(nèi)外的雙排防水條提供有效的預(yù)緊力，提高接頭的防水性能.因此，提出2種不同型式的、適用于雙排螺栓連接的高剛性接頭鑄鐵件，通過(guò)開(kāi)展接頭正彎矩試驗(yàn)分析不同型式鑄鐵件的受力機(jī)理與破壞模式，研究適用于深埋排水盾構(gòu)隧道的高剛性管片接頭鑄鐵件.

1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

1.1 試驗(yàn)試件及加載方式

接頭抗彎試驗(yàn)共分為2組，每組試驗(yàn)接頭試件采用的鑄鐵件型式不同(見(jiàn)圖1).其中，試件1采用平板型鑄鐵件，該鑄鐵件無(wú)側(cè)墻和底板(鑄鐵件面板最大厚度為5.0 cm，平均厚度不足5.0 cm)；試件2采用口字型鑄鐵件，有側(cè)墻和底板(鑄鐵件面板厚度為5.0 cm，側(cè)墻厚度1.5 cm，底板厚度1.0 cm).鑄鐵件材質(zhì)為QT500-7球墨鑄鐵，屈服強(qiáng)度為320MPa，抗拉強(qiáng)度為450 MPa.鑄鐵件通過(guò)強(qiáng)度等級(jí)為HRB400的螺紋鋼筋錨固在試件混凝土中.

a

b

c

d

e

f

為了模擬接頭的受力狀態(tài)，研制了可進(jìn)行2向加載的平板型接頭抗彎試驗(yàn)裝置，如圖2所示.該系統(tǒng)包括豎向、水平向加載框架，分別通過(guò)豎向及水平向千斤頂對(duì)試件施加豎向荷載P和水平向荷載F.根據(jù)圖2b中所示的荷載位移邊界條件(試件一端為固定鉸支座，另一端為可動(dòng)鉸支座)可計(jì)算接頭內(nèi)力(軸力N=F，彎矩M=P·L).為了使加載過(guò)程中試件接頭部位不產(chǎn)生贅余力，豎向和水平向加載千斤頂前端均安裝了球鉸.

根據(jù)以往的研究經(jīng)驗(yàn)，在評(píng)價(jià)管片接頭的抗彎性能時(shí)，可以使用直接頭代替彎接頭以簡(jiǎn)化試驗(yàn)[16-18].在襯砌管片鋼模未制作完成的前提下，為初步探討管片接頭鑄鐵件的力學(xué)性能并控制試驗(yàn)規(guī)模，采用直接頭型式的試件開(kāi)展試驗(yàn)(試件尺寸為：1.8 m × 1.5 m × 0.6 m).其中，采用平板型鑄鐵件的直接頭端面有止水槽，采用口字型鑄鐵件的直接頭端面無(wú)止水槽.對(duì)于接頭端面有止水槽的試件，在止水槽處粘貼彈性橡膠密封墊，其材質(zhì)為三元乙丙橡膠.接頭試件混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C60.2塊直接頭試件通過(guò)6根10.9級(jí)M39型直螺栓相連形成1組試驗(yàn)試件，螺栓屈服強(qiáng)度為940 MPa.

1.2 試件測(cè)點(diǎn)布置

試件1測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖3.在正彎矩試驗(yàn)過(guò)程中，接頭內(nèi)表面張開(kāi)、外表面壓縮閉合，接頭內(nèi)表面張開(kāi)量和外表面壓縮量均采用位移計(jì)測(cè)量，各布置3個(gè)測(cè)點(diǎn)；其中，接頭張開(kāi)量測(cè)點(diǎn)編號(hào)分別為ZD1、ZD2和ZD3，壓縮量測(cè)點(diǎn)編號(hào)分別為ZS1、ZS2和ZS3.根據(jù)接頭端面平截面假定及內(nèi)表面張開(kāi)和外表面壓縮量即可計(jì)算求得接頭的受壓區(qū)高度.螺栓應(yīng)力采用箔式應(yīng)變片測(cè)量，ZA手孔內(nèi)的3根螺栓測(cè)點(diǎn)編號(hào)分別為ZL1、ZL2和ZL3.鑄鐵件應(yīng)力采用箔式應(yīng)變花測(cè)量，接頭位置共有4個(gè)鑄鐵件，在ZA鑄鐵件上布置應(yīng)力測(cè)點(diǎn)，編號(hào)為ZY1.鑄鐵件錨筋應(yīng)力采用箔式應(yīng)變片測(cè)量，在與ZA鑄鐵件相連的每根錨筋上布置1個(gè)應(yīng)力測(cè)點(diǎn).如圖3b和3c所示，ZA1至ZA7分別表示與ZA鑄鐵件相連的7根錨筋編號(hào)，而ZA11至ZA71分別表示ZA1至ZA7錨筋的應(yīng)力測(cè)點(diǎn)編號(hào).

a 加載設(shè)備

b 接頭試驗(yàn)荷載位移邊界條件

試件2測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖4.試件2接頭張開(kāi)和壓縮量、螺栓應(yīng)力及鑄鐵件應(yīng)力測(cè)點(diǎn)的布置方式均與試件1相同.其中，接頭張開(kāi)量測(cè)點(diǎn)編號(hào)分別為KD1、KD2和KD3，接頭壓縮量測(cè)點(diǎn)編號(hào)分別為KS1、KS2和KS3；螺栓應(yīng)力測(cè)點(diǎn)編號(hào)分別為KL1、KL2和KL3；鑄鐵件應(yīng)力測(cè)點(diǎn)編號(hào)為KY1.鑄鐵件錨筋應(yīng)力同樣采用箔式應(yīng)變片測(cè)量，在與KA鑄鐵件相連的每根錨筋上布置1個(gè)應(yīng)力測(cè)點(diǎn).如圖4b和4c所示，KA1至KA8分別表示與KA鑄鐵件相連的8根錨筋編號(hào)，而KA11至KA81分別表示KA1至KA8錨筋的應(yīng)力測(cè)點(diǎn)編號(hào).

1.3 試驗(yàn)工況

擬建排水盾構(gòu)隧道埋深50 m.根據(jù)運(yùn)營(yíng)期間隧道內(nèi)水位的變化情況，可分為空管(隧道內(nèi)無(wú)水)、滿管(隧道內(nèi)充滿水)和非滿管(隧道內(nèi)有水但未充滿)3種工況，其中空管和滿管為設(shè)計(jì)控制工況，因此選取隧道內(nèi)無(wú)內(nèi)水和充滿水2種情況下的接頭內(nèi)力開(kāi)展試驗(yàn).2組接頭試件的加載等級(jí)及其對(duì)應(yīng)的實(shí)際工況見(jiàn)表1.每一工況的加載穩(wěn)定時(shí)間為10 min[19].試驗(yàn)從第1級(jí)荷載(對(duì)應(yīng)空管)開(kāi)始加載，加載過(guò)程中如試件破壞即停止加載；如試件不破壞，加載至第7級(jí)荷載(對(duì)應(yīng)滿管、內(nèi)水壓為0.6 MPa)即停止加載.

a 螺栓、鑄鐵件應(yīng)力及接頭張開(kāi)量測(cè)點(diǎn)布置

b 錨筋編號(hào)

c 錨筋應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置

a 螺栓、鑄鐵件應(yīng)力及接頭張開(kāi)量測(cè)點(diǎn)布置

b 錨筋編號(hào)

c 錨筋應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置

2 高剛性接頭力學(xué)特性及破壞模式

2.1 鑄鐵件應(yīng)力與變形

平板型鑄鐵件接頭和口字型鑄鐵件接頭分別在內(nèi)水壓0.2 MPa和內(nèi)水壓0.6 MPa時(shí)破壞.試驗(yàn)過(guò)程中每一加載等級(jí)對(duì)應(yīng)的鑄鐵件大、小主應(yīng)力見(jiàn)圖5.由圖5可知，平板型鑄鐵件在隧道內(nèi)水壓0.1 MPa時(shí)并未屈服，加載至0.2 MPa、試件破壞時(shí)，鑄鐵件大、小主應(yīng)力分別為436.2 MPa和110.7 MPa，大、小主應(yīng)力差值為325.5 MPa，大于QT500-7球墨鑄鐵的屈服強(qiáng)度320 MPa，表明平板型鑄鐵件已經(jīng)屈服；而口字型鑄鐵件在承載過(guò)程中鑄鐵件大、小主應(yīng)力差值始終小于320MPa，未達(dá)到QT500-7球墨鑄鐵的屈服強(qiáng)度.試件加載破壞后2種鑄鐵件的變形如圖6所示.

表1 試驗(yàn)加載工況

圖5 鑄鐵件應(yīng)力

a 平板型鑄鐵件

b 口字型鑄鐵件

由圖6可知，接頭試件破壞后，平板型鑄鐵件變形為5mm，而口字型鑄鐵件無(wú)明顯變形.口字型鑄鐵件與平板型鑄鐵件相比主要有兩點(diǎn)區(qū)別：①口字型鑄鐵件面板的平均厚度大于平板型鑄鐵件；②口字型鑄鐵件在混凝土中的錨固能力大于平板型鑄鐵件(口字型鑄鐵件有側(cè)墻，錨筋的錨固端長(zhǎng)度大于平板型鑄鐵件；口字型鑄鐵件有8根錨筋，而平板型鑄鐵件只有7根錨筋).總體而言，口字型鑄鐵件的剛度大于平板型鑄鐵件.因此，接頭承載過(guò)程中平板型鑄鐵件塑性屈服，而口字型鑄鐵件始終處于彈性階段，在試驗(yàn)過(guò)程中無(wú)變形.

2.2 接頭張開(kāi)量及受壓區(qū)高度

試驗(yàn)過(guò)程中2組試件的接頭張開(kāi)量和接頭受壓區(qū)高度分別如圖7和圖8所示.

圖7 接頭張開(kāi)量

圖8 接頭受壓區(qū)高度

由圖7可知，在接頭正彎矩承載過(guò)程中，相同荷載等級(jí)時(shí)平板型鑄鐵件接頭的張開(kāi)量大于口字型鑄鐵件接頭的張開(kāi)量，主要原因是平板型鑄鐵件剛度較小，在承載過(guò)程中發(fā)生形變，未能有效地限制接頭張開(kāi)量，造成接頭張開(kāi)量增大.接頭張開(kāi)量的增大必然導(dǎo)致接頭受壓區(qū)高度減小.如圖8所示，在接頭正彎矩承載過(guò)程中，相同荷載等級(jí)時(shí)口字型鑄鐵件接頭的受壓區(qū)高度為平板型鑄鐵件接頭受壓區(qū)高度的1.15至1.35倍.

2.3 鑄鐵件錨筋應(yīng)力

試驗(yàn)過(guò)程中2種型式鑄鐵件錨筋的應(yīng)力分布規(guī)律見(jiàn)圖9(試件澆筑過(guò)程中部分錨筋應(yīng)力測(cè)點(diǎn)損壞，圖9中僅列出未損壞測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)).

由圖9可知，對(duì)于平板型鑄鐵件接頭，隨著接頭張開(kāi)量增大、受壓區(qū)高度減小，ZA2至ZA6逐漸受拉，但ZA1錨筋直到試件破壞時(shí)(隧道內(nèi)水壓0.2MPa)仍然受壓，由此可見(jiàn)，鑄鐵件剛度不足時(shí)，鑄鐵件的部分錨筋受壓，即鑄鐵件錨筋的錨固作用未能充分發(fā)揮.而對(duì)于口字型鑄鐵件接頭試件，隨著接頭張開(kāi)量增大、接頭受壓區(qū)高度減小，KA1至KA8錨筋逐漸受拉；加載至隧道內(nèi)水壓0.4 MPa時(shí)，KA1至KA8全部受拉，即鑄鐵件錨筋的錨固作用得以充分發(fā)揮.

圖9 鑄鐵件錨筋應(yīng)力

2.4 接頭破壞特征

2種不同型式的接頭破壞特征見(jiàn)圖10.如圖10所示，2種接頭試件在破壞時(shí)受壓區(qū)混凝土均壓碎.在正彎矩承載過(guò)程中，由于平板型鑄鐵件剛度不足，在承載過(guò)程中彎曲變形，導(dǎo)致平板型鑄鐵件接頭的張開(kāi)量大于口字型鑄鐵件接頭，而受壓區(qū)高度則小于口字型鑄鐵件接頭.加載至隧道內(nèi)0.2 MPa內(nèi)水壓時(shí)，平板型鑄鐵件接頭的受壓區(qū)高度為239.5mm，口字型鑄鐵件接頭的受壓區(qū)高度為319.1 mm，由于平板型鑄鐵件接頭的受壓區(qū)高度減小，導(dǎo)致其受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)力增大，超過(guò)了C60混凝土的抗壓強(qiáng)度，最終試件破壞.對(duì)于口字型鑄鐵件接頭，隧道內(nèi)水壓達(dá)到0.2 MPa之后，隨著內(nèi)水壓增大，接頭受壓區(qū)高度不斷減小，直至0.6 MPa時(shí)，接頭受壓區(qū)高度為119.8 mm，此時(shí)試件破壞.由此可見(jiàn)，對(duì)于高剛性接頭，若鑄鐵件剛度不足，在螺栓拉力荷載作用下發(fā)生變形，則接頭承載能力較低；若鑄鐵件具有足夠的剛度，在螺栓拉力荷載作用下無(wú)變形，則接頭承載能力較高.

a 平板型鑄鐵件接頭試件

b 口字型鑄鐵件接頭試件

試驗(yàn)過(guò)程中每一加載等級(jí)對(duì)應(yīng)的螺栓應(yīng)力見(jiàn)圖11(因試驗(yàn)前試件吊裝過(guò)程中ZL3測(cè)點(diǎn)損壞，圖11中無(wú)ZL3測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)).

圖11 螺栓應(yīng)力

由圖11可知，平板型鑄鐵件接頭破壞時(shí)，螺栓應(yīng)力小于10.9級(jí)螺栓的屈服強(qiáng)度940 MPa，表明螺栓未屈服，但根據(jù)圖5中的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可知，試件破壞時(shí)鑄鐵件已經(jīng)屈服；口字型鑄鐵件接頭破壞時(shí)，螺栓應(yīng)力大于10.9級(jí)螺栓的屈服強(qiáng)度940 MPa.因此，高剛性接頭在正彎矩承載時(shí)的破壞特征為：首先螺栓或鑄鐵件屈服，隨后受壓區(qū)混凝土壓碎、接頭破壞.柳獻(xiàn)等[20]開(kāi)展了低承載力類(lèi)型接頭的抗彎試驗(yàn)，研究表明，正彎矩承載時(shí)管片接頭破壞前螺栓屈服，隨后受壓區(qū)混凝土壓碎，其破壞形態(tài)類(lèi)似于大偏壓受力截面.由此可見(jiàn)，高剛性接頭正彎矩承載時(shí)的破壞特征與低承載力的管片接頭相同，為大偏心破壞；但根據(jù)鑄鐵件剛度的情況，可將高剛性接頭的大偏心破壞分為2種情況：若鑄鐵件剛度充足，首先螺栓屈服，隨后受壓區(qū)混凝土壓碎、接頭破壞，且破壞時(shí)鑄鐵件未塑性屈服；若鑄鐵件剛度不足，首先鑄鐵件塑性屈服，隨后受壓區(qū)混凝土壓碎、接頭破壞，且破壞時(shí)螺栓未屈服.

試件破壞時(shí)接頭手孔內(nèi)及手孔周邊的混凝土裂縫如圖12所示.

a 平板型鑄鐵件

b 口字型鑄鐵件

由圖12可見(jiàn)，試件破壞時(shí)，對(duì)于無(wú)側(cè)墻與底板的平板型鑄鐵件，手孔內(nèi)及手孔兩側(cè)的混凝土表面出現(xiàn)多條裂縫；對(duì)于有側(cè)墻和底板的口字型鑄鐵件，接頭手孔被鑄鐵件側(cè)壁和底板包裹，手孔內(nèi)無(wú)裂縫，手孔兩側(cè)混凝土的表面裂縫數(shù)量及寬度也明顯小于平板型鑄鐵件接頭，說(shuō)明采用有側(cè)墻和底板的鑄鐵件可以有效限制手孔內(nèi)及手孔周邊混凝土裂縫的發(fā)展.

3 討論

主要研究為2種不同型式的高剛性管片接頭鑄鐵件，使用環(huán)境為埋深50 m、最高內(nèi)水壓0.6 MPa的排水盾構(gòu)隧道.根據(jù)試驗(yàn)研究，平板型鑄鐵件接頭在內(nèi)水壓0.2 MPa時(shí)即破壞，破壞時(shí)鑄鐵件變形5 mm.對(duì)于平板型鑄鐵件接頭，增加鑄鐵件面板厚度或鑄鐵件錨筋數(shù)量可以在一定程度上減小鑄鐵件的變形，但接頭手孔周邊仍會(huì)發(fā)生局部破壞現(xiàn)象.這主要是由于采用平板型鑄鐵件時(shí)，手孔側(cè)壁混凝土保護(hù)層厚度較小(見(jiàn)圖13a)，在鑄鐵件錨筋的拉力荷載作用下，容易造成手孔側(cè)壁混凝土出現(xiàn)拉裂縫，從而引起手孔的局部破壞.若采用口字型鑄鐵件，鑄鐵件錨筋的錨固端端部移至手孔下方(見(jiàn)圖13b)，此時(shí)手孔側(cè)壁無(wú)混凝土，手孔被鑄鐵件側(cè)壁包裹，在鑄鐵件錨筋拉力荷載作用時(shí)，手孔側(cè)壁不易發(fā)生局部破壞現(xiàn)象.因此，對(duì)于高剛性管片接頭，可通過(guò)增設(shè)鑄鐵件側(cè)壁和底板(即采用口字型鑄鐵件)，以達(dá)到限制手孔兩側(cè)混凝土表面裂縫發(fā)展的目的.

a 平板型鑄鐵件b 口字型鑄鐵件

圖13不同鑄鐵件型式的高剛性接頭構(gòu)造(單位：mm)

Fig.13Structuraltypesofhigh-stiffnesssegmentaljointswithdifferentductile-ironjointpanels(unit:mm)

試驗(yàn)中口字型鑄鐵件接頭在內(nèi)水壓0.6 MPa時(shí)破壞.雖然不滿足0.6 MPa內(nèi)水壓的承載要求，但在破壞時(shí)鑄鐵件仍處于彈性階段(螺栓已經(jīng)屈服)，鑄鐵件自身滿足承載要求.應(yīng)用三維有限元數(shù)值分析方法，建立口字型鑄鐵件直接頭數(shù)值分析模型，忽略止水條、止水槽等細(xì)部構(gòu)造，如圖14所示.數(shù)值分析模型中材料屬性及荷載位移邊界條件均與本文試驗(yàn)相同.數(shù)值分析中接頭截面高度H分別取600 mm、620 mm、650 mm、680 mm及700 mm.將表1中內(nèi)水壓0.6 MPa時(shí)的接頭內(nèi)力施加于5組不同截面高度的直接頭數(shù)值模型中，計(jì)算的螺栓應(yīng)力見(jiàn)表2.

圖14 數(shù)值分析模型

由表2可知，當(dāng)接頭厚度為600 mm時(shí)，對(duì)于上排2根螺栓和下排4根螺栓，數(shù)值分析模型的計(jì)算結(jié)果與接頭試驗(yàn)值間的誤差分別為4.1%和-10.5%，表明采用數(shù)值分析方法分析接頭的力學(xué)特性具有可行性.在數(shù)值分析模型中，增大接頭截面高度后，靠近接頭內(nèi)表面的4根螺栓應(yīng)力明顯減小，說(shuō)明增大接頭截面高度可有效減小螺栓拉力.對(duì)于口字型鑄鐵件高剛性接頭，接頭的破壞由螺栓屈服引起.當(dāng)截面厚度增大至620 mm時(shí)，螺栓最大拉應(yīng)力減小至932 MPa(小于10.9級(jí)螺栓的屈服強(qiáng)度940 MPa).因此，口字型鑄鐵件可以應(yīng)用在深埋排水盾構(gòu)隧道中，后期設(shè)計(jì)中可通過(guò)增大接頭截面高度(即增大管片厚度)的方式提高接頭承載力，以滿足0.6 MPa內(nèi)水壓的接頭承載要求.

表2 數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果

4 結(jié)論

為研究適用于深埋排水盾構(gòu)隧道的高剛性管片接頭鑄鐵件，對(duì)2種型式的高剛性盾構(gòu)管片接頭開(kāi)展了正彎矩試驗(yàn)，分析了不同型式鑄鐵件的力學(xué)性能及高剛性接頭的破壞模式，得出了以下結(jié)論：

(1) 在高剛性接頭正彎矩承載過(guò)程中，若鑄鐵件剛度不足，在螺栓拉力荷載作用下發(fā)生變形，會(huì)造成接頭的受壓區(qū)高度減小，導(dǎo)致受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)力增大，接頭破壞時(shí)承載能力較低；若鑄鐵件具有足夠的剛度，在螺栓拉力荷載作用下無(wú)變形，則接頭承載能力較高.

(2) 高剛性接頭在正彎矩承載時(shí)的破壞模式與大偏壓受力截面類(lèi)似，根據(jù)鑄鐵件剛度的不同，可將其破壞分為2種情況：若鑄鐵件剛度充足，首先螺栓屈服，隨后受壓區(qū)混凝土壓碎、接頭破壞；若鑄鐵件剛度不足，首先鑄鐵件塑性屈服，隨后受壓區(qū)混凝土壓碎、接頭破壞.

(3) 對(duì)于高剛性接頭，若鑄鐵件剛度不足，接頭破壞時(shí)鑄鐵件錨筋部分受壓、部分受拉，鑄鐵件錨筋的錨固作用未能充分發(fā)揮；若鑄鐵件剛度充足，隨著接頭張開(kāi)量增大，鑄鐵件錨筋逐漸全部受拉，其錨固作用得以充分發(fā)揮.

(4) 在高剛性接頭的設(shè)計(jì)中，采用有側(cè)墻和底板的鑄鐵件時(shí)，接頭手孔被鑄鐵件側(cè)壁和底板包裹，接頭手孔內(nèi)無(wú)裂縫；同時(shí)手孔兩側(cè)混凝土表面裂縫的發(fā)展也能夠得到有效限制，有利于提高排水隧道的防腐蝕性能.

致謝：試驗(yàn)得到了上海城投水務(wù)(集團(tuán))有限公司、上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院(集團(tuán))有限公司、上海市基礎(chǔ)工程集團(tuán)有限公司的大力支持和密切配合，在此表示衷心感謝.