Page 74 - 2025年第56卷第5期

前述二分法迭代方式，即利用式（22）不断适应调整，至第 3 次迭代时，接头处轴力与弯矩结果已基本
稳定，但此时 θ 与 θ 仍有差距，至第 6 次迭代时，θ 与 θ 已十分接近，此时接头 J1 与 J2 处转动刚度
cal cor cal cor
分别稳定于 1.88×10 与 9.47×10 N·m/rad。
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［36］
为讨论转动刚度初始值对最终结果以及参数敏感程度影响，选择多组初值计算分析。Janssen 基
于接头闭合状态下混凝土受压力学行为提出转动刚度简单表达式 K =E bh /12，本文选取此公式所
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θ-initial c
得 K =1.62×10 N·m/rad 与图 7 状态 I 下三种转动刚度 K =9.87×10 、8.01×10 、6.40×10 N·m/rad 共
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θ-initial θ-initial
4 种初值方案。受篇幅所限，以下仅讨论 q =0.6 MPa 工况下不同转动刚度初始值对接头 J1 转动刚度、
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收敛变形、最大轴力与弯矩影响。从图 11 中可看出：不同转动刚度初始值对最终结果无影响，各项结
果均收敛于某一稳定值，管片变形与弯矩结果对转动刚度数值变化更敏感，轴力结果变化不显著。因
此可认为初始值对迭代收敛性与稳定性无明显影响，但为使求解力学方程得到合理解，初始值不宜设
置过小，建议直接利用 Janssen 公式求得或结合接头弯矩-转角曲线分布范围选取。

图 11 各转动刚度初始值对结果影响（q =0. 6 MPa 工况）
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3.2.4 数值迭代计算结果验证 图 12 为本文数值迭代计算与足尺试验 ［33］ 管片内力分布情况对比，因
足尺试验数据有限，在此仅展示无内压与 0.6 MPa 内水压工况对比结果，图中足尺试验整环结果是对
管片衬砌半环监测数据对称得到。在趋势方面，两者规律基本一致，管片整体呈受压趋势且内力分布
结果对称，管片腰部较顶底部所受轴力略大，并于腰部承受负弯矩，顶底部承受正弯矩，且最大正弯
矩略大于最大负弯矩。在数值方面，两者吻合度较好，轴力平均误差约 9%，整体弯矩误差较小，特
别是在两腰处吻合良好，当考虑内水压作用后，管片环受压趋势减弱，轴力大幅下降，最大轴力由
8.7 MN（q =0）下降至 3.5 MN（q =0.6 MPa），下降约 60%；管片最大正弯矩由于内水压非均匀分布而小
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幅增大，由 1.5 MN·m（q =0）增大至 2.1 MN·m（q =0.6 MPa），增大约 40%。
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图 12 管片内力分布情况

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