束合管幕結(jié)構(gòu)結(jié)合縫壓彎性能足尺試驗研究

畢湘利， 王秀志， 張中杰， 潘偉強(qiáng)， 焦伯昌， 柳 獻(xiàn)， *

(1. 上海申通地鐵集團(tuán)有限公司， 上海 201102； 2. 上海市城市建設(shè)設(shè)計研究總院(集團(tuán))有限公司， 上海 200125； 3. 上海隧道工程有限公司， 上海 200032； 4. 同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系， 上海 200092)

0 引言

在軟土地區(qū)，暗挖法因其具有對環(huán)境影響小等特點，逐漸成為中心城區(qū)地下建筑施工的首選方案。常見暗挖法包括頂管法、盾構(gòu)法、管幕法、凍結(jié)法等，不同的工法均有其特點以及相應(yīng)的適用性。對于尺寸超大、距離較短、形狀不規(guī)則的地下工程，管幕工法就成為了施工的最佳選擇。

初期的管幕結(jié)構(gòu)多采用圓形鋼管，鋼管之間不能協(xié)同工作且僅為單向受力，支護(hù)效率較差，且管幕結(jié)構(gòu)僅作為施工階段的臨時支撐使用，不作為永久結(jié)構(gòu)，因此鋼管利用率低，成本較高。在后來的工程實踐中，逐漸發(fā)展出了管幕-箱涵法[1]，管幕結(jié)構(gòu)開始作為永久性支護(hù)結(jié)構(gòu)使用。近些年來，又逐漸發(fā)展出了以環(huán)梁為連接方式的NTR工法[2]、以翼緣板螺栓連接為連接方式的STS工法[3]、以無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力為連接手段的PCR工法[4]，還開發(fā)了新型JES接頭的JES工法[5-6]等新型管幕工法，逐漸減小了構(gòu)件尺寸并提高了管幕結(jié)構(gòu)的整體剛度和承載能力。

基于新型管幕工法的施工方式及結(jié)構(gòu)特點，目前國內(nèi)外的研究主要分為2個方面： 一方面是研究管幕法施工過程中的環(huán)境影響、地面沉降和開挖面穩(wěn)定性[7-9]； 另一方面則是針對管幕的結(jié)構(gòu)剛度、受力性能及破壞模式等進(jìn)行研究[10-11]。NTR、STS、FCSR等新型管幕工法基本上通過強(qiáng)化鋼管間連接、采用翼緣板與螺栓或環(huán)梁連接等方式，將鋼管節(jié)連接成整體，進(jìn)而提供管幕橫向結(jié)構(gòu)剛度及承載能力。PCR工法及日本URT工法的根本原理則是通過施加橫向無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力來約束管節(jié)，進(jìn)而提高整體結(jié)構(gòu)的受力性能； 國內(nèi)基于該原理提出了新型束合管幕工法(underground bundled integrate tunnel, U-BIT)，其工法介紹及施工流程可參閱文獻(xiàn)[12]。U-BIT工法的創(chuàng)新點在于采用矩形管幕作為支護(hù)結(jié)構(gòu)，管幕通過鎖扣以及填充混凝土進(jìn)行連接，并通過張拉橫向預(yù)應(yīng)力使各個鋼管之間協(xié)同受力，形成受力整體，進(jìn)而提高整體結(jié)構(gòu)的受力性能。

為確保該結(jié)構(gòu)的施工安全性，以及拓展該結(jié)構(gòu)的適用性，有必要對其受力機(jī)制進(jìn)行系列試驗研究，了解結(jié)構(gòu)的薄弱部位和影響結(jié)構(gòu)承載能力的主要因素，為武定路束合管幕結(jié)構(gòu)的設(shè)計、施工及運(yùn)營監(jiān)護(hù)提供試驗依據(jù)，也為后續(xù)將束合管幕工法應(yīng)用于大跨度暗挖車站提供理論基礎(chǔ)。

1 工程概況

國內(nèi)首例U-BIT束合管幕工法應(yīng)用于上海軌道交通14號線武定路站1號出入口，如圖1所示。該管幕隧道埋深4 m、長8.4 m、高6.2 m，角部采用4個外延尺寸1.4 m×1.4 m的工作管，用于張拉及錨固預(yù)應(yīng)力筋，頂?shù)准皞?cè)部采用外延尺寸1.0 m×1.0 m的工作管，共16個，管節(jié)間隙寬0.1 m。

圖1 束合管幕施工Fig. 1 Construction site of bundled integrate tunnel

2 試驗設(shè)計

本文主要針對束合管幕結(jié)構(gòu)結(jié)合縫壓彎性能進(jìn)行足尺試驗，測試結(jié)合縫承受正負(fù)彎矩的受力特性與承載能力，研究結(jié)合縫的轉(zhuǎn)角剛度值與極限承載能力，并探究角部結(jié)合縫受力全過程的性能發(fā)展規(guī)律與力學(xué)機(jī)制。

2.1 試驗試件

從整體束合結(jié)構(gòu)中截取3個管節(jié)進(jìn)行壓彎試驗，采用的管節(jié)分為2類： 一類是外延尺寸為1.4 m×1.4 m的工作管； 一類是外沿尺寸為1 m×1 m的標(biāo)準(zhǔn)管。管節(jié)上下處分別有鋼鎖扣，根據(jù)其形態(tài)又分為C型鎖扣和T型鎖扣，鎖扣厚度為20 mm，沿管節(jié)縱向長度1.5 m，鋼材均為Q345B鋼。在鋼管節(jié)縱向方向，間距500 mm設(shè)置1個波紋管，內(nèi)穿3根鋼絞線。在鋼管節(jié)對應(yīng)位置開孔(φ78 mm)用以內(nèi)穿波紋管。束合管幕結(jié)構(gòu)及試驗管節(jié)如圖2所示。

(a) 束合管幕結(jié)構(gòu)

(b) 試驗管節(jié)圖2 束合管幕結(jié)構(gòu)及試驗管節(jié)(單位： mm)Fig. 2 Bundled integrate structure and test specimen (unit: mm)

2.2 加載系統(tǒng)

試驗設(shè)計如圖3所示(以負(fù)彎矩壓彎力學(xué)性能試驗為例)，主要由反力框架、加荷千斤頂、加載梁及試件組成。豎向千斤頂固定于反力框架上，通過放置加載梁，將千斤頂?shù)募泻奢d轉(zhuǎn)化為面荷載作用于結(jié)構(gòu)之上； 反力框架則通過自身平面內(nèi)受力平衡，為千斤頂提供反力作用。

圖3 試驗設(shè)計Fig. 3 Test design

正、負(fù)彎矩壓彎力學(xué)性能試驗所用管節(jié)尺寸均相同，僅在加載過程中將構(gòu)件倒置，從而實現(xiàn)正負(fù)彎矩倒轉(zhuǎn)的效果。

2.3 加載設(shè)計

壓彎力學(xué)性能試驗主要對結(jié)合縫壓彎力學(xué)性能進(jìn)行試驗研究，利用上述加載系統(tǒng)進(jìn)行加載。加載設(shè)計的原則是讓試驗中結(jié)合縫所受到的彎矩和軸力與整體結(jié)構(gòu)中結(jié)合縫所受到的彎矩和軸力最不利荷載組合相同，并且逐漸加載使得結(jié)合縫出現(xiàn)破壞。

結(jié)合加載條件與試驗?zāi)康模瑢⒄麄€加載工況分為設(shè)計工況、預(yù)應(yīng)力+水平頂力+彎矩復(fù)合受力工況和9/6/3根預(yù)應(yīng)力筋+彎矩復(fù)合受力工況，如表1所示。

表1 壓彎力學(xué)性能試驗加載說明表Table 1 Loading description of mechanical properties of bending moment test

預(yù)應(yīng)力筋采用1×7標(biāo)準(zhǔn)型鋼絞線，公稱截面面積為140 mm2。按照設(shè)計要求，預(yù)應(yīng)力筋需張拉至極限應(yīng)力的75%(即1 395 MPa)，單根預(yù)應(yīng)力筋設(shè)計張拉力為146.475 kN，單束預(yù)應(yīng)力筋設(shè)計張拉力為439.425 kN。

2.4 監(jiān)測內(nèi)容

本次結(jié)合縫力學(xué)性能試驗的主要測試內(nèi)容有結(jié)構(gòu)變形、結(jié)合縫張開、結(jié)合縫錯臺、管節(jié)應(yīng)變、結(jié)合縫應(yīng)變、預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變以及結(jié)構(gòu)現(xiàn)象及過程記錄。

為了達(dá)到研究目的，結(jié)合結(jié)構(gòu)特點以及荷載形式進(jìn)行有針對性的測點布置。在重要截面適當(dāng)加密，并根據(jù)預(yù)分析計算結(jié)果，選取恰當(dāng)?shù)臏y試儀器。具體測試內(nèi)容與方法如下。

1)結(jié)構(gòu)變形。構(gòu)件撓度測量傳感器選用量程、精度恰當(dāng)?shù)睦€式位移傳感器。將傳感器一端固定在地面，并在管節(jié)自由端底部設(shè)置對應(yīng)構(gòu)件，為拉線提供條件，用于測量端部豎直向下位移。單組壓彎試驗在管節(jié)兩端各布置3個撓度測點，如圖4所示。

圖4 結(jié)構(gòu)變形測點布置Fig. 4 Arrangement of structure deformation measurement point

2)結(jié)合縫張開。選取電子位移傳感器測量結(jié)合縫兩側(cè)鋼管節(jié)的相對張開位移，量程50 mm，精度0.01 mm。在結(jié)合縫一側(cè)的管節(jié)端面上用萬向磁性支架固定，用位移計頂針?biāo)巾斣诮Y(jié)合縫另一側(cè)管節(jié)端面的鋼支板上進(jìn)行測量，測點布置如圖5所示。

圖5 結(jié)合縫張開測點布置Fig. 5 Arrangement of joint opening measurement point

3)結(jié)合縫錯動。選取電子位移傳感器測量結(jié)合縫兩側(cè)鋼管節(jié)的相對錯動位移，量程50 mm，精度0.01 mm。在結(jié)合縫一側(cè)的管節(jié)端面上用萬向磁性支架固定，用位移計頂針垂直頂在結(jié)合縫另一側(cè)管節(jié)端面上進(jìn)行測量，測點布置如圖6所示。

圖6 結(jié)合縫錯動測點布置Fig. 6 Arrangement of joint dislocation measurement point arrangement

4)管節(jié)應(yīng)變。在各管節(jié)前后端面距各管節(jié)邊緣100 mm軸線處沿高度方向間隔200 mm布置應(yīng)變片，單側(cè)端面布置20個測點。同時，在管節(jié)前端面接縫處的鋼板中心線上沿高度方向間隔200 mm布置鋼板應(yīng)變片，用于測量鋼板橫向應(yīng)變，單側(cè)面共布置20個應(yīng)變測點，如圖7所示。

圖7 管節(jié)應(yīng)變測點布置Fig. 7 Arrangement of strain of pipe measurement point

5)結(jié)合縫應(yīng)變。在管節(jié)結(jié)合縫鎖扣上布置應(yīng)變片進(jìn)行應(yīng)變測量。同時，在結(jié)合縫處利用混凝應(yīng)變片測量試驗過程中的結(jié)合縫混凝土應(yīng)力變化，其布置在結(jié)合縫前后端面的中心軸線處，沿高度間隔150 mm進(jìn)行布置，每個結(jié)合縫前后端面各布置5個應(yīng)變花測點，一組試驗共布置20個結(jié)合縫混凝土應(yīng)變花測點，如圖8所示。

圖8 結(jié)合縫應(yīng)變測點布置Fig. 8 Arrangement of strain of joint measurement point

6)預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變。根據(jù)預(yù)應(yīng)力筋線型與受力情況，在每根鋼絞線的多個截面上粘貼箔式應(yīng)變計，型號為BX120-1AA。在每個截面上粘貼2個應(yīng)變片，截面的應(yīng)變值取2個應(yīng)變片所測定應(yīng)變的平均值。

試驗過程中，專人進(jìn)行試驗現(xiàn)象記錄，包括試驗全過程中結(jié)構(gòu)整體變形與結(jié)合縫裂縫發(fā)展，以反映試驗成果并作為驗證的有力憑證。

3 主要試驗結(jié)果

3.1 結(jié)合縫張開

3.1.1 正彎矩壓彎試驗

試驗中，通過結(jié)合縫上下部位的張開變化量可以得到結(jié)合縫的轉(zhuǎn)角值φ，即：

φ=(a-b)/h。

(1)

式中：a為結(jié)合縫上部張開量；b為結(jié)合縫下部閉合量；h為結(jié)合縫高度，取管節(jié)高度1 000 mm。

正彎矩工況1加載階段，結(jié)構(gòu)撓度、錯臺及張開均無明顯變化。

正彎矩工況2、4加載階段結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角隨彎矩的變化關(guān)系曲線如圖9所示(工況3無彎矩變化)。

圖9 正彎矩試驗結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角-彎矩關(guān)系曲線Fig. 9 Relation curves between rotation angle and bending moment of positive bending moment test

在正彎矩工況2加載階段，加載初期結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角無明顯變化，轉(zhuǎn)角剛度趨于無窮大。隨著荷載繼續(xù)增大，結(jié)合縫混凝土與鋼管節(jié)發(fā)生脫開，表觀上無脫開裂縫，而內(nèi)部預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變陡增，反映內(nèi)部已經(jīng)出現(xiàn)脫開，預(yù)應(yīng)力筋開始承受拉力。此時臨界彎矩為489 kN·m，偏心距為0.264 m。隨荷載繼續(xù)增加，彎矩達(dá)到700 kN·m，結(jié)合縫混凝土與鋼接觸界面表觀脫開，如圖10所示。由結(jié)合縫單邊脫開發(fā)展為雙邊脫開，結(jié)構(gòu)進(jìn)入非線性階段，結(jié)合縫轉(zhuǎn)角剛度降低至382 442 kN·m/rad，結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角迅速增大至0.000 3 rad。隨著荷載繼續(xù)增加，脫開高度逐步增加，混凝土受壓區(qū)高度逐漸降低，結(jié)合縫轉(zhuǎn)角剛度降低。當(dāng)彎矩低于930 kN·m時，轉(zhuǎn)角剛度約為64 777 kN·m/rad，轉(zhuǎn)角增至0.005 3 rad。隨荷載進(jìn)一步增加，混凝土受壓區(qū)高度不再降低，而在剪力與軸力的共同作用下，結(jié)合縫底部混凝土出現(xiàn)斜裂縫，結(jié)合縫轉(zhuǎn)角剛度進(jìn)一步降低，此時轉(zhuǎn)角剛度約為22 651 kN·m/rad，轉(zhuǎn)角增至0.011 rad，如圖11所示。

圖10 結(jié)合縫脫開Fig. 10 Joint opening

圖11 裂縫發(fā)展Fig. 11 Crack propagation

在正彎矩工況3加載階段，保持豎向千斤頂頂力400 kN不變，逐步降低水平千斤頂頂力。當(dāng)水平頂力卸載至275 kN，工作管結(jié)合縫上部的鎖扣接觸上。

在正彎矩工況4加載階段，結(jié)構(gòu)不受到水平千斤頂作用，同時預(yù)應(yīng)力筋減少至6根。此時結(jié)構(gòu)結(jié)合縫已經(jīng)脫開，因此加載初期，結(jié)合縫就迅速張開，轉(zhuǎn)角剛度約為64 608 kN·m/rad，轉(zhuǎn)角增至0.014 rad。隨著荷載進(jìn)一步增加，結(jié)合縫張開繼續(xù)增大，結(jié)合縫上部CT型鎖扣接觸受力。受到CT型鎖扣的限制，結(jié)合縫無法繼續(xù)張開，結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角發(fā)展受限，反映為結(jié)合縫轉(zhuǎn)角剛度迅速增大，轉(zhuǎn)角剛度增大為314 880 kN·m/rad，轉(zhuǎn)角增至0.014 6 rad。隨著荷載繼續(xù)增大，CT型鎖扣受力增大，直至CT型鎖扣無法繼續(xù)承載外荷載，鎖扣脫開，此時結(jié)構(gòu)達(dá)到承載力極限狀態(tài)。結(jié)合縫上部沒有繼續(xù)承擔(dān)拉力的部分，張開量與轉(zhuǎn)角迅速增大，繞著底部鎖扣位置轉(zhuǎn)動并向下塌落，結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞。該階段轉(zhuǎn)角剛度僅有7 742 kN·m/rad，轉(zhuǎn)角增至0.023 rad。

3.1.2 負(fù)彎矩壓彎試驗

負(fù)彎矩工況1、2加載階段，結(jié)構(gòu)撓度、錯臺及張開均無明顯變化。

負(fù)彎矩工況3—5加載階段結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角隨彎矩的變化關(guān)系曲線如圖12所示。

圖12 負(fù)彎矩試驗結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角-彎矩關(guān)系曲線Fig. 12 Relation curves between rotation angle and bending moment of negative bending moment test

在負(fù)彎矩工況3加載階段，初期加載時，結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角無明顯變化。結(jié)構(gòu)在9根預(yù)應(yīng)力筋的作用下，結(jié)合縫混凝土與鋼管節(jié)發(fā)生脫開的臨界彎矩為411 kN·m。在此之前結(jié)構(gòu)基本無轉(zhuǎn)角變化，轉(zhuǎn)角剛度趨于無窮大。彎矩達(dá)到540 kN·m時，表觀界面脫開。隨荷載繼續(xù)增加，結(jié)合縫轉(zhuǎn)角剛度降低至200 000 kN·m/rad，結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角迅速增大至0.001 5 rad。

在負(fù)彎矩工況4加載階段，當(dāng)外荷載產(chǎn)生的彎矩小于42 kN·m時，該處結(jié)合縫為閉合狀態(tài)，結(jié)合縫基本沒有轉(zhuǎn)角。當(dāng)彎矩小于273 kN·m時，結(jié)合縫處所受彎矩與轉(zhuǎn)角基本呈線性，由于上一個試驗階段出現(xiàn)脫開，無法發(fā)揮作用，但相對轉(zhuǎn)角剛度仍然較大，為158 380 kN·m/rad。當(dāng)彎矩超過273 kN·m后，結(jié)構(gòu)剛度明顯降低，撓度隨著荷載增大而線性增加，當(dāng)彎矩增至595 kN·m，結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角增至0.007 4 rad。此時結(jié)合縫轉(zhuǎn)角剛度約為44 680 kN·m/rad，結(jié)合縫脫開高度較大。繼續(xù)加載，試驗出現(xiàn)1根預(yù)應(yīng)力筋斷裂失效，且后側(cè)工作管與標(biāo)準(zhǔn)管之間結(jié)合縫混凝土與鋼管節(jié)靠右側(cè)的黏結(jié)完全脫開，結(jié)合縫轉(zhuǎn)角剛度顯著降低至5 957 kN·m/rad，轉(zhuǎn)角迅速增大至0.013 9 rad。隨著荷載繼續(xù)增加，余下預(yù)應(yīng)力筋繼續(xù)發(fā)揮作用，荷載增至714 kN·m時，轉(zhuǎn)角增至0.016 5 rad，抗彎剛度增至33 356 kN·m/rad。

在負(fù)彎矩工況5加載階段，當(dāng)荷載低于405 kN·m時，結(jié)合縫張開隨著荷載增加而線性增加，轉(zhuǎn)角剛度約為 32 669 kN·m/rad。荷載逐步增加，結(jié)合縫處迅速脫開，結(jié)合縫上部靠近C型鎖扣的混凝土被局部壓裂(如圖12所示)，此時結(jié)構(gòu)喪失部分抗力，剛度降低至15 293 kN·m/rad。當(dāng)彎矩為547 kN·m時，轉(zhuǎn)角為0.022 rad。當(dāng)彎矩超過547 kN·m后，左上部位結(jié)合縫的CT型鎖扣接觸上，此時結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角增速顯著降低，抗彎剛度顯著增大，增至87 144 kN·m/rad。當(dāng)彎矩達(dá)到827 kN·m時，轉(zhuǎn)角為0.025 9 rad。

3.2 結(jié)構(gòu)撓度

3.2.1 正彎矩壓彎試驗

正彎矩工況2—4加載階段結(jié)構(gòu)撓度隨荷載偏心距的變化關(guān)系曲線如圖13所示，可見其變化規(guī)律與結(jié)合縫轉(zhuǎn)角隨荷載變化規(guī)律一致，這是因為結(jié)構(gòu)撓度基本由結(jié)合縫轉(zhuǎn)角及錯動導(dǎo)致，而管節(jié)自身變形極小，可以忽略。

圖13 正彎矩試驗結(jié)構(gòu)撓度-荷載偏心距關(guān)系曲線Fig. 13 Relation curves between structural deflection and load eccentricity in positive bending moment test

對比不同工況下?lián)隙茸兓闆r，整個撓度發(fā)展過程可以分為6個階段： 1)彈性受力階段； 2)結(jié)合縫混凝土與鋼管節(jié)脫開階段； 3)脫開高度增加、混凝土受壓區(qū)逐步減小、結(jié)構(gòu)進(jìn)入非線性階段； 4)混凝土局部破壞階段； 5)CT型鎖扣貼緊受力、結(jié)構(gòu)剛度上升階段； 6)CT型鎖扣被拉開、結(jié)構(gòu)破壞階段。

3.2.2 負(fù)彎矩壓彎試驗

負(fù)彎矩工況3—5加載階段結(jié)構(gòu)撓度隨彎矩的變化關(guān)系曲線如圖14所示。

圖14 負(fù)彎矩試驗結(jié)構(gòu)撓度-彎矩關(guān)系曲線Fig. 14 Relation curves between structural deflection and bending moment of negative bending moment test

對比負(fù)彎矩試驗中不同工況下?lián)隙茸兓闆r，整個撓度發(fā)展過程同樣可以分為6個階段，且基本與正彎矩試驗相同。差異主要體現(xiàn)在階段3，即與正彎矩試驗不同的是，預(yù)應(yīng)力筋位于受拉側(cè)，結(jié)構(gòu)脫開后，預(yù)應(yīng)力筋立即承擔(dān)大部分拉力，脫開高度增加緩慢。

4 試驗結(jié)果分析

4.1 結(jié)合縫開裂荷載

由于預(yù)應(yīng)力筋外包波紋管，并不與混凝土直接接觸，不能像普通鋼筋混凝土中的鋼筋一樣通過黏結(jié)發(fā)揮作用。在混凝土未開裂之前，預(yù)應(yīng)力筋可以看作荷載形式，使得結(jié)合縫內(nèi)產(chǎn)生一定的彎矩和軸力，用于抵抗千斤頂和結(jié)構(gòu)自重產(chǎn)生的彎矩。

正彎矩試驗中，在9根預(yù)應(yīng)力筋試驗階段，當(dāng)結(jié)合縫沒有明顯張開時，可以認(rèn)為預(yù)應(yīng)力筋并無明顯伸長，此時預(yù)應(yīng)力筋僅作為外荷載考慮。根據(jù)錨固端實測數(shù)據(jù)，此時錨固端實際張拉力為823 kN。采用等效荷載法，預(yù)應(yīng)力在工作管結(jié)合縫處產(chǎn)生彎矩為198.64 kN·m，產(chǎn)生軸力為801.91 kN，產(chǎn)生剪力為41.49 kN。臨界張開時豎向千斤頂頂力為130 kN，水平千斤頂頂力為1 060 kN?？紤]到結(jié)構(gòu)自重會產(chǎn)生彎矩105.436 kN·m，臨界階段工作管結(jié)合縫受到549.34 kN·m彎矩、1 862 kN軸力、171.49 kN剪力。

盡管錨固端位置并非在截面高度中心，而是有一定偏心，但錨固位置在受壓側(cè)而非受拉側(cè)，因此不考慮局部受壓狀態(tài)。計算結(jié)合縫脫開時，結(jié)合縫受拉位置的應(yīng)力狀態(tài)為：

(2)

(3)

式(2)—(3)中：σ為結(jié)合縫外緣拉應(yīng)力；M為結(jié)合縫處彎矩值；I為結(jié)合縫截面慣性矩；y為結(jié)合縫外緣至中性軸的距離；N為結(jié)合縫處軸力值；Ae為結(jié)合縫有效截面積；τ為結(jié)合縫剪應(yīng)力；Q為結(jié)合縫處剪力值。

代入相應(yīng)參數(shù)計算可得：

σ=1.991 MPa ；

τ=0.145 MPa 。

通過一點應(yīng)力狀態(tài)計算，此時結(jié)合縫受拉張開部位一點最大應(yīng)力為：

(4)

計算結(jié)果為

σ1=2.141 MPa 。

另參照型鋼與混凝土黏結(jié)性能試驗研究中推導(dǎo)出的計算公式，型鋼板與混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度

(5)

式中：τp為最大黏結(jié)強(qiáng)度；c為保護(hù)層厚度；h為型鋼板厚度；n為箍筋數(shù)量；Asv為箍筋截面面積；B為試件寬度；S為箍筋間距；ft為混凝土抗拉強(qiáng)度。

實際結(jié)構(gòu)中，可以將結(jié)合縫的混凝土與鋼板看作型鋼與混凝土的黏結(jié)情況，因此取保護(hù)層厚度100 m，型鋼厚度25 mm，且混凝土內(nèi)無任何橫向箍筋，Asv為0。此次試驗混凝土強(qiáng)度等級為C45，根據(jù)規(guī)范取抗拉強(qiáng)度為2.51 MPa，代入式(5)計算得出：

τp=1.913 MPa 。

根據(jù)一點應(yīng)力狀態(tài)計算公式，求得一點最大應(yīng)力為：

σ1=1.913 MPa 。

試驗計算結(jié)果與理論黏結(jié)強(qiáng)度基本一致，相差在12%以內(nèi)。

而在負(fù)彎矩試驗中，結(jié)合縫受拉張開部位一點最大應(yīng)力計算結(jié)果為σ1′=2.043 MPa，與理論黏結(jié)強(qiáng)度相差僅在7%以內(nèi)。

4.2 結(jié)合縫極限荷載

4.2.1 鎖扣極限荷載力

結(jié)構(gòu)承載力極限狀態(tài)表現(xiàn)為工作管結(jié)合縫上部CT型鎖扣被拉開，結(jié)構(gòu)無法繼續(xù)承載外荷載出現(xiàn)破壞，鎖扣安裝和受力簡圖分別見圖15和16。

圖15 鎖扣安裝圖Fig. 15 Installation of lock

圖16 鎖扣受力簡圖Fig. 16 Force on lock

根據(jù)試驗現(xiàn)象，承載力極限狀態(tài)下，結(jié)構(gòu)C型鎖扣被拉翹，即C型鎖扣與鋼管節(jié)焊縫位置破壞。不考慮CT型鎖扣貼緊后相互錯動引起的剪力，僅考慮相互之間的壓力FCT，臨界狀態(tài)下滿足：

(6)

構(gòu)件制作時采用角焊縫焊接，焊接采用E50型號，焊接強(qiáng)度設(shè)計值為200 MPa。角焊縫有效厚度為7 mm，角焊縫計算長度為1 480 mm。作用點距離為17 mm，C型鎖扣截面抗彎系數(shù)為24 667 mm3。代入相應(yīng)參數(shù)，單個C型鎖扣與T型鎖扣之間計算臨界荷載為：

FCTu=311.75 kN 。

試驗過程中，結(jié)合縫上部靠近混凝土的C型鎖扣的下方表面貼有應(yīng)變片。結(jié)合正彎矩工況4時的鎖扣應(yīng)變試驗結(jié)果，該應(yīng)變數(shù)值為-167με。假定該C型鎖扣端部僅受到來自T型鎖扣的擠壓力，則該處應(yīng)變滿足：

(7)

式中：σC為C型鎖扣應(yīng)力；FCT1為鎖扣壓力；E為鎖扣彈性模量；ε為C型鎖扣應(yīng)變。

計算所得FCT1=357.2 kN。試驗結(jié)果高出理論值14%。主要原因是由于靠近混凝土的C型鎖扣靠近混凝土一側(cè)受到混凝土約束，部分混凝土承擔(dān)外荷載，導(dǎo)致實測值大于理論值。

4.2.2 結(jié)合縫極限承載力

破壞階段結(jié)合縫受力簡圖見圖17。

圖17 極限狀態(tài)結(jié)合縫受力簡圖Fig. 17 Stress of joints in ultimate state

FCT+Fp-(NC+NCT)=Nu。

(8)

FCTh1+Fph2-(NC+NCT)h3=Mu。

(9)

式(8)—(9)中：FCT、NCT分別為結(jié)合縫上部鎖扣拉力與下部鎖扣壓力；Fp為預(yù)應(yīng)力筋拉力；NC為結(jié)合縫下部混凝土所受壓力；Nu、Mu分別為極限狀態(tài)下結(jié)構(gòu)所受軸力與彎矩；h1、h2、h3為各個內(nèi)力至截面中心的距離。

根據(jù)實際安裝位置及量測結(jié)果，h1=441 mm，h2=340 mm，h3=425 mm。結(jié)構(gòu)破壞時，結(jié)構(gòu)無水平頂力，僅有豎向頂力159.7 kN。試驗時有6根預(yù)應(yīng)力筋提前張拉，預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生142.52 kN·m彎矩、534.7 kN軸力，即最終破壞時Nu=534.7 kN。

同時，根據(jù)錨固端實測結(jié)果，最終破壞時，預(yù)應(yīng)力筋上合力約為Fp=1 440 kN。根據(jù)上述鎖扣承載力計算結(jié)果，綜合來看，破壞階段單組CT型鎖扣的極限承載力為上下2個C型鎖扣的承載力之和，即FCT=FCTu+FCT1=668.75 kN。

代入各項數(shù)據(jù)，計算出臨界抗彎承載力為Mu=474.3 kN·m。實測彎矩承載力為Mureal=513.7 kN·m，超過理論計算值約8%，在試驗誤差范圍內(nèi)。實測值高于理論值的原因主要與預(yù)應(yīng)力筋受力有關(guān)，預(yù)應(yīng)力合力的測試裝置采集頻率較低，而破壞階段維持時間很短，因此引起相應(yīng)測試值的大幅波動，數(shù)據(jù)處理時考慮平均值，導(dǎo)致測試出來的預(yù)應(yīng)力筋合力低于真實合力，進(jìn)而理論計算抗彎承載力偏低。

5 結(jié)論與討論

1)根據(jù)試驗結(jié)果，結(jié)合縫脫開、混凝土局部破壞、CT型鎖扣緊貼以及CT型鎖扣脫開是結(jié)構(gòu)的重要性能點。以正彎矩試驗結(jié)果為例，結(jié)合縫混凝土與鋼管節(jié)脫開后，結(jié)合縫轉(zhuǎn)角剛度下降了83%。而后結(jié)合縫底部混凝土出現(xiàn)局部裂開，預(yù)應(yīng)力筋承受所有拉力，結(jié)構(gòu)剛度又出現(xiàn)降低，轉(zhuǎn)角剛度下降65%，僅為初始剛度的6%。隨著CT型鎖扣貼緊受力，結(jié)構(gòu)剛度又出現(xiàn)陡增，轉(zhuǎn)角剛度增加了3.87倍。但隨著荷載繼續(xù)增加，CT型鎖扣一旦出現(xiàn)脫開，轉(zhuǎn)角剛度降至2.5%，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)破壞。

2)根據(jù)正、負(fù)彎矩試驗中不同工況條件下的試驗結(jié)果及現(xiàn)象對比，試件撓度、結(jié)合縫張開均可以劃分為6個發(fā)展階段： ①彈性受力階段，結(jié)構(gòu)撓度略微增加，無明顯結(jié)合縫張開與錯臺； ②結(jié)構(gòu)內(nèi)部出現(xiàn)混凝土與鋼管節(jié)脫開，預(yù)應(yīng)力筋受力增加； ③隨著荷載增大，脫開高度增加，混凝土受壓區(qū)逐步減小，結(jié)構(gòu)進(jìn)入非線性階段，結(jié)構(gòu)撓度、結(jié)合縫張開與錯臺都有明顯增加； ④結(jié)合縫混凝土局部破壞，結(jié)構(gòu)各項剛度進(jìn)一步降低； ⑤CT型鎖扣貼緊受力，承擔(dān)部分外荷載，結(jié)構(gòu)各項剛度顯著提升； ⑥CT型鎖扣被拉開，無法繼續(xù)承受外荷載，結(jié)構(gòu)破壞，達(dá)到承載力極限狀態(tài)。

3)正、負(fù)彎矩試驗中，結(jié)合縫混凝土截面最大拉應(yīng)力分別為2.141 MPa、2.043 MPa，超過混凝土與鋼管節(jié)之間的黏結(jié)應(yīng)力，黏結(jié)脫開。臨界黏結(jié)應(yīng)力與根據(jù)文獻(xiàn)計算結(jié)果1.913 MPa相差7%～12%。

4)正彎矩試驗中，結(jié)構(gòu)最終達(dá)到承載力極限狀態(tài)。在結(jié)構(gòu)承載力極限狀態(tài)下，結(jié)合縫上部鎖扣、下部預(yù)應(yīng)力筋承受拉力，底部混凝土與底部鎖扣承受壓力，破壞形式表現(xiàn)為上部CT型鎖扣脫開，無法繼續(xù)承擔(dān)外荷載，最終結(jié)構(gòu)破壞。實測彎矩承載力為Mureal=513.7 kN·m，與理論計算值Mu=474.3 kN·m誤差約8%，在試驗誤差范圍內(nèi)。

本文通過開展束合管幕結(jié)構(gòu)結(jié)合縫的足尺壓彎試驗，初步研究了該新型結(jié)構(gòu)的受力性能與破壞機(jī)制，后續(xù)將開展無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋、結(jié)合縫構(gòu)造設(shè)計對結(jié)構(gòu)受力性能的影響研究，進(jìn)一步提出該結(jié)構(gòu)的設(shè)計方法，為實際工程提供指導(dǎo)，也為束合管幕結(jié)構(gòu)在大跨暗挖車站中應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。