水域沉管隧道为优化城市交通功能、推动城市群建设^[1]提供极大助力，其抗震安全性不容忽视. 沉管隧道接头是各管节之间的重要连接部位，沉管隧道接头通常由钢剪力键、钢筋混凝土剪力键来抵御水平和竖向荷载，相对于沉管隧道管节本体而言，其刚度较小，在遭遇地震荷载、波浪作用、不均匀沉降时接头易产生较大变形，影响隧道水密性，导致沉管隧道运营安全受到严重威胁. 因此，沉管隧道接头是抗震的薄弱环节，其抗震性能和减震措施亟待研究^[2].

国内外学者主要从理论分析和模型试验方面对沉管隧道的抗震性能进行了相关研究. 严松宏等^[3]基于多质点梁-弹簧模型对沉管隧道纵向地震反应进行了有限元分析. Anastasopoulos等^[4]采用梁-弹簧模型对深水区超长沉管隧道在遭遇地震荷载时的非线性反应进行了数值计算. 陈贵红^[5]采用动力有限元法对南京长江沉管隧道进行了地震反应分析，探讨了水、埋深、边界条件对沉管隧道地震响应的影响. 禹海涛等^[6]以港珠澳超长沉管隧道为例，选取接头止水带为切入点，通过静力试验模拟了接头的压缩性能. 袁勇等^[7-8]基于沉管隧道的几何与结构特征，建立了关于沉管隧道的多刚体-弹性阻尼铰-阻尼铰理论模型和数学表达式，并采用算例验证了该方法的可靠性；通过台阵试验模拟了非一致激励作用下沉管隧道的地震响应. 李伟华^[9]考虑了水-土-结构耦合作用，重点研究了地质条件对沉管隧道地震反应的影响. 郭毅之等^[10]通过LS-DYNA有限元计算平台的并行计算程序对三维沉管隧道进行了非线性地震反应分析. 丁峻宏等^[11]以上海某沉管隧道为工程背景，通过三维数值模拟研究了土-沉管隧道整体模型在地震荷载下的相互作用及变形情况. 董云等^[12]对超长沉管隧道地震响应中的瑞利阻尼展开了分析与讨论. Okamoto等^[13]采用振动台模型试验研究了场地土特性及与隧道相连不同动力特性的结构物对沉管隧道地震反应的影响. Chen等^[14-15]采用比例尺为1∶30的振动台模型试验研究了土-沉管隧道-半刚性接头体系的地震反应. 程新俊等^[16]开展了不同场地中沉管隧道振动台模型试验研究，考虑了场地土和柔性接头的影响. 上述研究均侧重于沉管隧道整体地震反应，限于试验条件，罕见对原型钢筋混凝土接头剪力键抗震性能的研究.

本文在分析沉管隧道接头剪力键抗震力学特性的基础上探讨减震装置对接头抗震性能的影响. 基于实际工程背景以管节接头剪力键为研究对象，设计了相似比为1/4的试验模型，通过循环加载试验得到剪力键的力学特性；设计了一种耗能减震装置，并运用到试验模型中；通过对比两组试验结果探明两种剪力键的破坏模式及接头减震的可行性.

1.   试验设计

本试验在中国地震局工程力学研究所地震工程与工程振动重点实验室完成，本文以某实际沉管隧道工程为研究背景，沉管段总长5664 m，最大沉放水深可达44.5 m，隧道共含33节管节，标准管节长度180 m，管节接头众多，纵断面如图1所示.

图  1  沉管隧道纵断面

Figure  1.  Longitudinal profile of the immersed tunnel

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沉管隧道接头主要由端钢壳、剪力键（钢筋混凝土剪力键和钢剪力键）、GINA止水带和OMEGA止水带构成，见图2. GINA和OMEGA止水带是构成沉管隧道接头密封安全性的关键措施，通常采用水力压接法^[17]在水下完成施工. 轴向荷载主要由止水带承担，水平、竖向剪力主要由剪力键承担. 取接头钢筋混凝土剪力键（见图3）为研究对象，设计相似比为1/4的接头剪力键试验模型. 为较好地反应实际工程原型结构的力学性能，试验中所用材料均与原型相同：C50商品混凝土和HRB400钢筋，受力筋直径为20 mm，箍筋直径为8 mm.

图  2  接头构造示意

Figure  2.  Schematic of the immersion joint structure

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图  3  管节接头剪力键

Figure  3.  Shear keys in immersion joint

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1.1   减震思路

接头相对于沉管隧道管体而言刚度较小，地震荷载中的剪切作用对沉管隧道的破坏性极大，而接头在破坏之前存在一定的剪切变形，因此可通过一定的变形储备来消耗地震能量. 结构减震^[18]则是在结构关键部位设置减震装置，通过减震装置的塑性变形来消耗由地震产生并输入结构中的能量，减小结构的地震反应，以免结构产生破坏. 目前，沉管隧道里的构件一般不进入塑性工作阶段，即隧道内的弹性应变能可通过变形的恢复而释放. 因此，沉管隧道接头本身并不会耗散或者吸收地震输入结构的能量，结构安全性存在极大风险，考虑到提高沉管隧道接头的地震安全性，结合接头构造特点，自行研制了相应的减震装置.

1.2   试验模型设计

1.2.1   钢筋混凝土剪力键模型

试验模型按有无减震措施分为两组（后文中统称传统模型为P1，减震模型为P2）. 单组试件包含剪力键和凹槽的上、下两部分，管壁（墙体）厚187 mm，（见图4）剪力键尺寸650 mm × 100 mm × 187 mm,橡胶垫尺寸50 mm × 100 mm × 187 mm. 剪力键与凹槽间采用天然橡胶垫进行填充（橡胶垫设计尺寸与剪力键、连接部位间隙基本一致，组装后橡胶垫与剪力键紧密相贴），力学参数见表1.

图  4  试验模型立面

Figure  4.  Experimental model elevation

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表  1  橡胶垫材料参数

Table  1.  Mechanical parameters of rubber pads

名称	数值
邵氏硬度/HA	55
断裂强度/ MPa	16
延性/%	> 450
抗压强度/MPa	10
剪切模量/MPa	1.06 ~ 1.11
摩擦系数	钢 0.2，混凝土 0.3

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1.2.2   减震装置设计

为提高剪力键的抗震性能，减震装置安装在剪力键模型橡胶填塞缝处，由于主要承受水平往复荷载，故可依靠中间50 mm的矩形核心段钢板受荷时产生塑性变形进行耗能. 为防止钢板过早屈曲，在核心段四角处通过圆弧处理，以削弱钢板角端的应力集中，如图5所示. 由于实际工程中沉管隧道外壁与水、土相接触，考虑到在深水中减震装置的安装和更换难度较大，故拟在接头临近沉管隧道顶、底板与侧墙一侧安装减震装置.

图  5  减震装置

Figure  5.  Damping device

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连接设计：接头剪力键两端受力筋上设置预埋件，将连接减震钢板的螺栓（采用强度等级为10.9的M24高强螺栓）固定，待钢筋混凝土试件养护完成后通过螺栓将减震装置与试件相连，见图6. 减震装置采用Q235软钢制作而成，由于本文为低周变幅加载，在允许其产生局部塑性破坏加载幅前（1/10核心板长度即5 mm）需控制在弹性阶段防止其产生疲劳破坏，材料性能试验参数如表2.

图  6  减震装置设计

Figure  6.  Connection design of the damping device

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表  2  Q235板材力学参数

Table  2.  Mechanical parameters of steel plate

参数	厚度/ mm	屈服强 度/MPa	抗拉强 度/MPa	屈强比	断裂 延伸率/%
取值	10	310	428	0.73	35.6

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2.   加载连接及传感器布置方案设计

2.1   加载连接

选取沉管隧道接头在正常使用阶段（轴力为300 kN）发生压-剪循环变形为研究两组沉管隧道接头剪力键试验模型的典型工况. 加载装置如图7所示. 模型位于反力架正中心，通过高强螺栓将模型底座与实验室地锚孔固接，模型轴压通过连接在反力架上的竖向作动器（最大吨位为200 t，行程为 ± 250 mm）提供，水平往复荷载通过水平伺服液压作动器施加（最大吨位为100 t，行程为 ± 250 mm，其中，水平作动器一端与反力墙相连，另一端与试件上部抱梁体系相连，抱梁体系通过四根直径40 mm的高强丝杠贯穿加载梁两端的抱板形成）.

图  7  加载体系

Figure  7.  Loading system

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2.2   传感器布置

通过在上部试件布置顶杆位移计（d₁、d₂）监测接头的位移情况，地梁上布置位移计d₂监测试验中是否出现试件的水平滑移. 水平加载力则由安装在水平作动器上的力传感器F测得，见图8. 此外，为监测加载过程中模型钢筋应力发展情况，在上部试件和下部试件的纵向钢筋和分布筋上都布置了应变片（其中：A₁ ~ A₆为上部试件纵筋应变片测点，A_G1 ~ A_G6为上部试件分布筋应变片测点；B₁ ~ B₆为下部试件纵筋应变片测点，B_G1 ~ B_G6为下部试件分布筋应变片测点），见图9.

图  8  传感器布置

Figure  8.  Sensor arrangement

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图  9  应变片布置

Figure  9.  Strain gauge arrangement

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2.3   加载工况

试验加载过程采用位移控制，加载初期从0加载至5 mm，此后每级位移增量为2 mm，直至接头剪力键模型失效为止，同级加载量循环两次（见图10）. 试验中将作动器对模型产生推力的方向规定为正向荷载，反之为负向.

图  10  试验加载工况

Figure  10.  Loading cases during the tests

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3.   试验结果分析

3.1   试验现象

试验体裂缝发展情况见图11、12.

图  11  试件P1裂缝发展情况

Figure  11.  Cracking development of specimen P1

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图  12  试件P2裂缝发展情况

Figure  12.  Cracking development of specimen P2

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3.1.1   传统剪力键模型

当加载位移为5 mm时，试件P1底部凹槽两端端部分别出现轻微裂缝；当试验加载位移增至7 mm时，试件凹槽端部混凝土裂缝宽度增大（如图11（a））；当输入位移为11 mm时，试件剪力键端部始出现剪切长裂缝，且该裂缝伴随输入位移的增大而逐步蔓延至剪力键中部，裂缝变宽；当加载位移达到15 mm时，剪力键混凝土出现大面积剥落，凹槽端部混凝土出现小面积混凝土剥落（如图11（b））；当荷载达到280 kN后，试件裂缝快速发展，但荷载基本保持不变. 传统剪力键的失效模式为：与剪力键相接触附近管壁端部混凝土开裂并脱落，橡胶填充垫先于剪力键失效，剪力键剪切斜裂缝先由端部开始发展并逐渐延伸至中部.

3.1.2   减震剪力键模型

在1 ~ 5 mm小位移加载情况下，减震剪力键模型整体完好，未出现明显变形. 加载位移增大至7 mm，减震装置核心板角部及螺杆开始出现部分屈曲（如图12（a）、（b）），橡胶填塞垫变形明显，接头混凝土并未产生变形；当加载位移增至9 mm时，试件凹槽端部率先出现细微裂缝，当加载位移在11 ~ 15 mm区间时，减震装置开始出现“嗡嗡”的响声，凹槽端部裂缝发展明显，橡胶垫出现剪切变形（如图12（c））；当加载位移增至17 mm时，减震钢板体系变形增大，剪力键裂缝发展明显，凹槽端部混凝土出现剥离（如图12（d））；当荷载达到362 kN后，减震装置变形明显，剪力键及附近位置裂缝快速发展. 减震剪力键的失效模式为：减震装置率先出现塑性变形，随后橡胶垫出现明显剪切变形，剪力键及相接触管壁附近混凝土最后发生贯通剪切裂缝.

3.2   钢筋应力分析

限于篇幅，此处仅列出剪力键处受力筋的应力，如图13.

图  13  试件钢筋应力

Figure  13.  Steel stress distribution of specimens

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由图13可知：两组模型在加载过程中随着输入荷载的增大，钢筋应力水平均逐步提高；位于剪力键端部的测点A₃和A₅要高于靠近管体处的测点A₄和A₆，分布筋靠剪力键端部的测点A_G1和A_G2的应力发展水平要高于管体部位的测点A_G4和A_G5，由于加载过程中剪力键端主要承力，该部位的钢筋应力发展也相对较快，这也与试验破坏现象相吻合；两组试件在加载中后期钢筋均发挥其承载作用；试件P1中纵向受力筋承受的最大应力（此处均取绝对值）为415.2 MPa，分布筋的承受的最大应力为454.0 MPa，试件P2中纵向受力筋承受的最大应力为824.0 MPa，分布筋的承受的最大应力为712.0 MPa，均超过其屈服强度；试件P1的纵筋与分布筋均早于试件P2达屈服，这主要是因为试件P2中增加了减震装置，其先于剪力键承载，推迟了试件P2的破坏时间.

3.3   滞回性能

荷载-位移滞回曲线是衡量抗震性能的重要指标，滞回曲线的饱满程度直接反映试件的抗震性能. 基于两组试验结果，以模型水平位移为横坐标，水平荷载为纵坐标，绘制滞回曲线如图14. 对比两组试件滞回曲线结果可知：

图  14  滞回曲线

Figure  14.  Hysteretic loop

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1） 与传统剪力键相比，减震剪力键模型的滞回曲线整体更加饱满，表现出添加减震措施后的剪力键抗震性能及延性（定义延性系数为破坏位移与屈服位移的比值，两组试件的延性系数分别为1.56、1.89）要优于传统剪力键；

2） 两组试件虽然在设计中均为对称加载，但是两组试验结果滞回曲线均出现不对称现象（即负向水平荷载大于正向水平荷载，到加载中后期表现更加明显）. 这主要是源于剪力键及橡胶垫的破坏顺序不对称及加工误差.

3.4   骨架曲线

试件P1、P2的骨架曲线如图15. 由图可知：两组试件的骨架曲线在加载初始阶段呈线弹性，试件出现混凝土开裂后，骨架曲线斜率出现衰减，达到加载峰值阶段后骨架曲线渐入平缓直至试件破坏，试件P1、P2在点A开始接头凹槽端部出现混凝土开裂，接头点B进入屈服阶段剪力键端部及凹槽端部出现损伤，试件在点C出现较大损伤，点D接头失效. 从两组试件的整体骨架曲线可看出P2较P1的下降段明显，其延性更好.

图  15  骨架曲线

Figure  15.  Skeleton curves

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3.5   承载力分析

两组模型各承载特征阶段所对应的承载力如图16. 其中，将试件出现开裂时对应的荷载取为开裂荷载，屈服荷载参照等效能量法^[19]和屈服应变法（即试验模型纵筋屈服点对应骨架曲线的荷载作为屈服荷载），峰值荷载取为结构所承受的水平力峰值，破坏荷载则取试件由屈服点加载至承载力下降至峰值承载力85%左右时所对应的荷载.

图  16  各阶段模型承载力

Figure  16.  Bearing capacity at different stages

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由图16可知：传统剪力键模型在试验各阶段的承载力值要低于减震剪力键模型；两组试件的开裂荷载分别为265 kN和385 kN，屈服荷载分别为300 kN和412 kN，增设了减震装置后试件P2较传统剪力键荷载提高了112 kN，由橡胶垫抗剪刚度和剪切面面积计算其抗剪承载力约10.4 kN，大部分荷载仍由钢筋混凝土剪力键承担，这也与实际工程相吻合，峰值荷载分别为336 kN和426 kN，破坏荷载分别为280 kN和362 kN. 较传统剪力键模型，减震剪力键模型在各受力阶段的承载力均可得到提高，开裂阶段、屈服阶段、峰值阶段及破坏阶段分别提高了45.2%、37.33%、26.8%和29.2%，而各阶段的提高程度存在差异是由于减震装置在试件进入开裂阶段后发生塑性变形程度逐渐增大，其刚度相对下降. 因此，在沉管隧道减震设计中可根据工程所处情况设计具有相应能力（变形）的减震装置.

3.6   刚度退化

等效刚度定义为试件每级循环中正负荷载峰值和正负位移峰值的比值，将两组试验中每一级加载位移下的等效刚度绘制成刚度退化曲线，如图17所示. 由图可知：1） 整体来看，两组试件刚度下降趋势大体相同，在推力和拉力作用下刚度衰减曲线基本呈对称分布，在模型屈服前迅速下降，随后下降速度变缓；2） 相较于传统剪力键模型，减震模型的初始刚度提高9.8% （两组模型的初始刚度分别为183、201 kN/mm），最终刚度差异不大. 减震装置因其较好的塑性变形能力对剪力键起到提高延性的作用，对剪力键的初始刚度并无太大影响，满足接头具有一定变形能力的要求.

图  17  试件刚度衰减曲线

Figure  17.  Stiffness attenuation curves

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3.7   耗能分析

两组试验模型的单圈耗能及累积耗能如图18所示. 由图可知：1） 两组试件单圈耗能结果均呈现出随加载位移量级的增大逐渐增长的趋势，在相同加载位移的情况下试件P2的耗能能力明显高于试件P1，试件P2单圈滞回耗能比试件P1最大可提高55.1%，累积滞回耗能提高了31.9%；2） 从耗能角度来看，要想充分发挥减震接头的耗能能力，需弱化减震装置的平面刚度，让其充分发挥塑性变形能力，至于其刚度设计值还需结合工程抗震设防性态水准来定义.

图  18  耗能曲线

Figure  18.  Energy dissipation curves

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4.   结　论

通过开展有无减震措施两组沉管隧道剪力键拟静力模型试验，对剪力键抗震性能开展了系统的研究，主要结论如下：

1） 传统沉管隧道接头剪力键在水平循环荷载下，剪力键及衔接处是应力集中部位，在大荷载时率先出现破坏，从而引起接头失效，在工程设计中可考虑在剪力键两端通过局部加强筋提高其抗震水平；

2） 可通过减震装置提高接头剪力键的延性：加载初期阶段减震装置参与工作，随着加载量级的增大，减震装置率先出现局部屈曲，随后模型凹槽端部开始出现裂缝，接头剪力键最后产生塑性变形；

3） 新型减震措施在沉管隧道接头减震中发挥作用明显，较传统接头，峰值承载力可提高26.8%，单圈耗能能力最大可提高至55.1%，接头累积滞回能力可提高31.9%，验证了减震设计对提高沉管隧道接头抗震性能的可行性；

4） 本试验减震装置在加载位移5 mm范围内处于弹性，7 mm左右进入局部弹塑性，满足规范要求，较好地延迟了剪力键及管壁混凝土的开裂时间，基本实现工程抗震规范要求；

5） 利用拟静力试验对本文提出的减震装置进行了初步探索，限于加载尺寸，仅考虑单个剪力键模型进行加载试验，后期考虑通过足尺剪力键群试验来进一步研究接头处不同减震设计的实现及组合效果.

致谢：东华理工大学博士科研启动基金项目（DHBK2018049）、中国地震局工程力学研究所基本科研业务费专项（2020D24）的资助；广州大学崔杰教授和中国地震局工程力学研究所景立平研究员课题组及实验室所有成员对本论文的支持.