束合管幕結(jié)構(gòu)結(jié)合縫受剪性能足尺試驗研究

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)

目前，在城市核心區(qū)和老舊城區(qū)修建地下結(jié)構(gòu)時，常會面臨地下空間擺不下，鄰近設(shè)施觸碰不起等難題。大直徑的頂管、盾構(gòu)雖然有較多優(yōu)點及優(yōu)勢，并已得到廣泛應(yīng)用，但對于尺寸超大但距離較短、或形狀不規(guī)則的地下空間工程，管幕工法就成為了最佳的選擇。初期的管幕結(jié)構(gòu)多采用圓形鋼管結(jié)構(gòu)，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)僅作為施工階段臨時支撐使用，不作為永久結(jié)構(gòu)，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)，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]、開發(fā)新型JES接頭的JES工法[5-7]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?；谛滦凸苣还しǖ氖┕し绞郊敖Y(jié)構(gòu)特點，目前國內(nèi)外的研究主要分為兩方面，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[8-10]，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[11-12]。NTR，STS和FCSR等新型管幕工法基本都通過強(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)連接形成整體，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的束合管幕工法(U-BIT, Undergroud Bundled Integrate Tunnel)，其基本思路為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。相比于傳統(tǒng)管幕結(jié)構(gòu)，束合管幕結(jié)構(gòu)可作為施工階段的臨時支護(hù)結(jié)構(gòu)，也可在施工完成后作為永久結(jié)構(gòu)，同時，該工法可根據(jù)實際工程需要而調(diào)整管節(jié)數(shù)量及尺寸、預(yù)應(yīng)力筋位置及大小等，同時也可改變隧道斷面形狀，具有極高的靈活性，可廣泛適用于復(fù)雜施工環(huán)境中的地下工程，因此有著極大的研究價值。

1 束合管幕結(jié)構(gòu)基本形式

上海軌道交通14號線武定路站出入口采用束合管幕工法(U-BIT, Undergroud Bundled Integrate Tunnel)進(jìn)行暗挖施工，如圖1所示。該工法采用矩形鋼管，通過沿環(huán)向施加預(yù)應(yīng)力，使其各個鋼管之間協(xié)同受力，雙向承載，達(dá)到減小構(gòu)件尺寸、提高管幕結(jié)構(gòu)的整體剛度和承載能力的效果。

圖1 束合管幕工法Fig. 1 Undergroud bundled integrate tunnel

相比之前的桂橋路站管幕暗挖[13-14]，該工法無需冰凍、支撐和大范圍的土體加固，管幕預(yù)應(yīng)力完成后可直接組織開挖，特定條件下的成本和工期優(yōu)勢明顯，且對施工場地面積要求不高，具備極佳的環(huán)境和交通友好性。

目前，該結(jié)構(gòu)施工工藝以及結(jié)構(gòu)性能的研究還處于初期階段，在國內(nèi)尚無可供直接借鑒的工程案例，也缺乏相應(yīng)的試驗研究或理論研究。因此，為保障該結(jié)構(gòu)的施工安全，探究該束合管幕結(jié)構(gòu)的性能以及拓展該結(jié)構(gòu)的適用性，有必要對束合管幕結(jié)構(gòu)的受力機(jī)理進(jìn)行系列試驗研究。

2 試驗設(shè)計

本文主要針對束合管幕結(jié)構(gòu)結(jié)合縫抗剪性能進(jìn)行足尺試驗，研究結(jié)構(gòu)各個位置結(jié)合縫抗剪承載的安全性，以得到結(jié)合縫錯動隨剪力的變化規(guī)律與抗剪剛度值。

2.1 試驗試件

如圖2所示，從整體束合結(jié)構(gòu)中截取3個管節(jié)，剪切試驗研究所采用的試件斷面為矩形斷面，結(jié)構(gòu)外沿尺寸為寬3.2 m，高1 m，縱向長1.5 m。鋼管節(jié)外沿尺寸為1 m×1 m，內(nèi)部凈尺寸968 mm×950 mm。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)置一個波紋管，內(nèi)穿3根鋼絞線。鋼管節(jié)對應(yīng)波紋管位置開孔78 mm用以穿波紋管。

圖2 剪切試驗管節(jié)Fig. 2 Shear test pipe section

2.2 加載系統(tǒng)

試驗設(shè)計如圖3所示，主要由試件、反力框架、加荷千斤頂及加載梁所組成。其中通過千斤頂和加載梁組合實現(xiàn)試驗加載，反力框架通過自身平面內(nèi)受力平衡為千斤頂提供反力作用。

圖3 試驗加載設(shè)計Fig. 3 Experimental loading design

試驗中，水平向?qū)角Ы镯斈M軸力，結(jié)合縫軸力為單側(cè)對拉式千斤頂頂力與預(yù)應(yīng)力筋張拉產(chǎn)生的軸力之和。豎向加載千斤頂用以施加豎向荷載，模擬結(jié)合縫處產(chǎn)生剪力，結(jié)合縫剪力為豎向加載千斤頂力、預(yù)應(yīng)力張拉產(chǎn)生的剪力以及結(jié)構(gòu)自重引起的剪力之和。

2.3 荷載設(shè)計

本次剪切試驗主要對結(jié)合縫剪切力學(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)計原則是讓試驗中結(jié)合縫所受到的剪力和軸力與整體結(jié)構(gòu)中結(jié)合縫所受到的剪力和軸力危險組合相同，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、有預(yù)應(yīng)力筋水平卸載工況、無預(yù)應(yīng)力筋豎向加載工況和無預(yù)應(yīng)力筋水平卸載工況，如表1所示，加載示意如圖4所示。

表1 剪切力學(xué)性能試驗加載說明Table 1 Description of shear mechanical properties test loading

圖4 加載工況Fig. 4 Loading conditions

2.4 監(jiān)測內(nèi)容

試驗過程中，主要監(jiān)測內(nèi)容如表2所示。同時，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。

表2 主要監(jiān)測內(nèi)容Table 2 Main monitoring contents

3 主要試驗結(jié)果

3.1 試驗現(xiàn)象記錄

1) 初始狀態(tài)下，結(jié)構(gòu)無錯臺及張開。

2) 在含有預(yù)應(yīng)力的試驗階段中，結(jié)構(gòu)無明顯現(xiàn)象，最大錯臺增量為0.56 mm。試驗現(xiàn)象主要集中在剪切工況4的最后一級的加載過程中。

3) 在剪切工況4，水平千斤頂為30 kN，豎向千斤頂為885 kN時，試件所有位置結(jié)合縫均在底部出現(xiàn)明顯張開，如圖5所示，但鎖扣均未出現(xiàn)搭接，仍保留一定間隙，上部鎖扣處無任何張開，但鎖扣本身有輕微彎曲。

圖5 結(jié)合縫底部張開Fig. 5 Joint opening

4) 試驗結(jié)束后，拆卸管節(jié)后發(fā)現(xiàn)結(jié)合縫處混凝土表面平整，無明顯裂痕。

3.2 預(yù)應(yīng)力筋張拉效果

預(yù)應(yīng)力張拉按照設(shè)計要求，單根預(yù)應(yīng)力筋設(shè)計張拉力為195.3 kN，單束預(yù)應(yīng)力筋設(shè)計張拉力為585.9 kN。預(yù)應(yīng)力錨固端共6個測點，編號分別為mg1～6。測點布置如圖6所示。

圖6 預(yù)應(yīng)力筋錨固測點布置Fig. 6 Prestressed reinforcement anchorage measuring point layout

預(yù)應(yīng)力錨固測力計結(jié)果如圖7所示，由于張拉過程中接線穩(wěn)定性、張拉干擾波動等都會影響到錨固端測試，因此主要關(guān)注張拉過程的趨勢及張拉完成后穩(wěn)定的狀態(tài)。張拉過程中，錨固端軸力隨著時間逐漸增大，張拉完成后，軸力計數(shù)值逐漸穩(wěn)定，mg1，mg2，mg4～6上穩(wěn)定壓力分別為428，330，433，365和411 kN。兩端預(yù)應(yīng)力束的預(yù)應(yīng)力損失約在25%～30%之間。

圖7 張拉階段錨固端軸力變化Fig. 7 Change of axial force of anchorage end in tension stage

3.3 結(jié)合縫錯臺

剪切工況4，錯臺隨軸力的變化關(guān)系如圖8所示，兩側(cè)錯臺變化趨勢基本一致。當(dāng)軸力大于200 kN時，受到加載時的千斤頂油壓波動的影響，錯臺值在0.4～0.7 mm之間波動。當(dāng)軸力下降至30 kN時，兩側(cè)錯臺量出現(xiàn)陡增，均超過了1 mm，右側(cè)錯臺量達(dá)到最大值1.27 mm。此時下部結(jié)合縫出現(xiàn)明顯張開，視為結(jié)構(gòu)破壞。

圖8 錯臺-軸力變化關(guān)系Fig. 8 Dislocation axial force variation

3.4 鎖扣應(yīng)變

以左上鎖扣為例，其應(yīng)變隨軸力的變化關(guān)系如圖9所示，當(dāng)軸力高于120 kN時，隨著軸力的降低，C型鎖扣(JFSC3)應(yīng)變量逐步降低，降低80 με，T型鎖扣靠近混凝土側(cè)(JFST3-2)應(yīng)變量逐步增加，增加210 με，T型鎖扣遠(yuǎn)離混凝土側(cè)(JFST3-1)應(yīng)變量絕對值增加了20 με。當(dāng)水平力低于120 kN時，由于底部結(jié)合縫出現(xiàn)脫開，應(yīng)變量陡變，JFSC3應(yīng)變增量-251 με，JFST3-2的應(yīng)變增量524 με，JFST3-561的應(yīng)變增量-244 με。

圖9 左上鎖扣應(yīng)變-軸力變化Fig. 9 Strain-axial force variation of left upper lock

4 試驗結(jié)果分析

4.1 預(yù)應(yīng)力分析

4.1.1 預(yù)應(yīng)力損失

圖10中，自左向右斜劃線3個數(shù)值分別代表張拉后穩(wěn)定的軸力/設(shè)計施加的張拉力/前兩者對應(yīng)的預(yù)應(yīng)力損失。

圖10 預(yù)應(yīng)力損失結(jié)果Fig. 10 Loss of prestress

計算可得，兩端預(yù)應(yīng)力束的預(yù)應(yīng)力損失約在25%～30%之間，主要是由于采用夾片式錨具，錨具變形引起的損失。由于本次試驗中，結(jié)構(gòu)左右兩端直線距離僅有3.2 m，預(yù)應(yīng)力錨固端與張拉端的直線距離約3.74 m。按照GB50010—2010 混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范中給出的設(shè)計計算值，取錨具變形和預(yù)應(yīng)力筋的內(nèi)縮值為6 mm，相應(yīng)的預(yù)應(yīng)力損失已經(jīng)達(dá)到275 MPa，占設(shè)計張拉控制應(yīng)力1 395 MPa的23%。

中間束的預(yù)應(yīng)力損失明顯較兩端大，達(dá)到了43.7%。除了與上述原因以外，另一個主要原因是由于在實際張拉過程中，該處的斜墊板與管節(jié)之間焊接不當(dāng)，導(dǎo)致張拉時斜墊板下滑，引起實際的預(yù)應(yīng)力筋長度變化與線型變化，進(jìn)而引起較大的預(yù)應(yīng)力損失。

4.1.2 預(yù)應(yīng)力作用

如圖11所示，對比剪切工況1與剪切工況3之中相同加載路徑下的剪力錯臺變化曲線，可以看出，有預(yù)應(yīng)力筋作用下，結(jié)構(gòu)的抗剪剛度明顯大于無預(yù)應(yīng)力筋的情況。通過線性擬合，初始加載階段有預(yù)應(yīng)力筋時狀態(tài)下抗剪剛度約為2 169 kN/mm，無預(yù)應(yīng)力筋時狀態(tài)下抗剪剛度約為1 015 kN/mm。有預(yù)應(yīng)力筋的狀態(tài)抗剪剛度約為無預(yù)應(yīng)力筋狀態(tài)的2.14倍。

圖11 剪力-錯臺變化關(guān)系Fig. 11 Shear force-dislocation variation relationship

初始狀態(tài)下，結(jié)構(gòu)一直未出現(xiàn)明顯滑動，構(gòu)件錯臺基本保持線性，具有一定的抗剪剛度。而預(yù)應(yīng)力筋的張拉會提供軸向壓力，能提高黏結(jié)力中的界面摩擦力。因此在相同的外荷載之下，有預(yù)應(yīng)力筋張拉的試件變形較小，剛度較大。

4.2 鎖扣內(nèi)力分析

在剪切工況3，如圖12(a)所示，鎖扣上所受剪力不超過30 kN，且多為頂部鎖扣受力?？梢娫谪Q向加載階段鎖扣僅會承受較少剪力，不到總剪力的1/17。

圖12 鎖扣剪力-豎向頂力變化關(guān)系Fig. 12 Shear force of lock-vertical jacking force variation relationship

在剪切工況4，如圖12(b)所示，隨著水平千斤頂?shù)男遁d，底部鎖扣仍然不會額外承受剪力，頂部鎖扣承受剪力逐步增大。當(dāng)軸力降至120 kN時，鎖扣承受剪力仍然不超過60 kN。當(dāng)軸力降至60 kN時，結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞，此時結(jié)合縫混凝土與鋼管節(jié)界面張開，黏結(jié)抗剪失效，鎖扣迅速承擔(dān)較大剪力，左上鎖扣承受112 kN剪力，右上鎖扣承受106 kN剪力，約占總剪力的1/8。

4.3 結(jié)構(gòu)抗剪機(jī)制

試驗結(jié)果顯示，在存在預(yù)應(yīng)力筋的作用下，結(jié)構(gòu)的抗剪強(qiáng)度完全能夠滿足設(shè)計荷載的要求，且錯臺量最大值僅為0.7 mm，相對于管節(jié)1 m的高度，不到1‰。

而取出預(yù)應(yīng)力筋后，完全只依靠整個試件本體，從試驗中的破壞現(xiàn)象可以看到，結(jié)合縫破壞的位置出現(xiàn)在結(jié)合縫混凝土與鋼管節(jié)之間，因此實際上薄弱位置出現(xiàn)在混凝土與鋼管節(jié)之間的黏結(jié)上。

由于混凝土與管節(jié)之間沒有增加任何卯榫等構(gòu)造措施，表面平整；而在上部鎖扣處，受到管節(jié)結(jié)合縫混凝土澆筑條件的影響，鎖扣之間充填了部分混凝土，因此結(jié)合縫的抗剪本身依賴于鋼管節(jié)與混凝土之間的黏結(jié)作用和上部鎖扣承擔(dān)的部分抗剪。

4.3.1 黏結(jié)作用

鋼管節(jié)與混凝土之間的相互作用主要由化學(xué)膠結(jié)力、機(jī)械咬合力及界面間滑移的摩擦等3部分組成。

化學(xué)膠結(jié)力是由于鋼管節(jié)與混凝土之間的化學(xué)黏結(jié)吸附作用產(chǎn)生的力，存在于鋼管節(jié)與混凝土產(chǎn)生滑移之前，產(chǎn)生滑移之后，化學(xué)膠結(jié)力迅速消失。

機(jī)械咬合力是由于鋼管節(jié)表面的微小凸起和凹槽與混凝土間產(chǎn)生的咬合作用。在鋼管節(jié)和混凝土界面相對滑移之前，這種咬合力在界面黏結(jié)力中占很大比重，是黏結(jié)力的主要組成部分。

界面之間的摩擦力發(fā)生在鋼管節(jié)與混凝土的界面相對滑移之后。摩擦力與摩擦因數(shù)及界面的法向力成正比，而界面摩擦因數(shù)與鋼管節(jié)表面狀況即粗糙程度有關(guān)，隨著滑移的發(fā)展，界面間的粗糙程度下降，摩擦因數(shù)逐漸減小。

根據(jù)試驗現(xiàn)象，在界面破壞之前，管節(jié)與混凝土之間并沒有出現(xiàn)明顯的相對滑移，只有不到0.7 mm的錯臺量。試件結(jié)構(gòu)出現(xiàn)破壞時，結(jié)合縫混凝土與鋼管節(jié)的界面張開，且沿著管節(jié)高度方向延展超過0.7 m?？梢?，混凝土和鋼管節(jié)界面發(fā)生了張開破壞，并且由于界面張開，有效接觸界面面積減小，承擔(dān)抗剪的黏結(jié)作用減少，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)出現(xiàn)較大錯臺，錯臺量較未張開時錯臺量增加了1倍以上，最大值達(dá)到1.46 mm。

4.3.2 黏結(jié)強(qiáng)度

在實際軸力+剪力復(fù)合受力作用下，受力界面的正視圖如圖13所示。

圖13 受力簡圖Fig. 13 Force diagram

此時對于中間管節(jié)與相鄰結(jié)合縫混凝土之間的連接界面，受力如下。

左側(cè)破壞結(jié)合縫界面：

右側(cè)破壞結(jié)合縫界面：

破壞時，

相應(yīng)計算所得，

試驗中，試驗裝置的支座與加載點之間必然存在一定距離，結(jié)合縫受力并非理想的純剪狀態(tài)，還伴隨著一定的彎矩。因此需要同時考慮截面正應(yīng)力與切應(yīng)力，探究結(jié)合縫混凝土與鋼管節(jié)之間脫開的一點應(yīng)力狀態(tài)。

剪切試驗結(jié)構(gòu)實際跨高比僅為1.345，屬于深梁，此時計算結(jié)構(gòu)正應(yīng)力時無法直接使用平截面假定，需要考慮深梁下的受力形式。為便于計算，從彈性力學(xué)半平面體受集中荷載作用的計算理論[15]出發(fā)，將剪切試驗的外荷載、支座反力均等效為平面體受集中力作用的情況，將其效應(yīng)與彎曲應(yīng)力疊加，推導(dǎo)出剪切試驗下的截面正應(yīng)力。

按照圖14建立結(jié)構(gòu)坐標(biāo)系，將2個支座反力也看做集中力，產(chǎn)生相應(yīng)的應(yīng)力場，按照疊加原理，某一點的正應(yīng)力可以看做是這些應(yīng)力場的疊加。集中力作用時還會在截面上產(chǎn)生彎矩，考慮這部分彎矩產(chǎn)生的正應(yīng)力由細(xì)長梁理論計算，采用疊加原理，在集中力與彎矩作用下的截面正應(yīng)力計算為：

圖14 集中力坐標(biāo)系Fig. 14 Concentrated force coordinate system

代入各個參數(shù)，求得混凝土與鋼管節(jié)之間脫開時的截面底部拉應(yīng)力為σx=1.70 MPa；另一方面，求得剪應(yīng)力為τ=0.76 MPa。

通過一點應(yīng)力狀態(tài)計算，此時截面底部一點最大應(yīng)力為：

參照型鋼與混凝土黏結(jié)性能的試驗研究中試驗推導(dǎo)出的計算公式，型鋼板與混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度可以由如下公式計算：

實際結(jié)構(gòu)中，可以將結(jié)合縫的混凝土與鋼板看做型鋼與混凝土黏結(jié)情況，因此去保護(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。此次試驗混凝土標(biāo)號為C45，根據(jù)規(guī)范取抗拉強(qiáng)度為2.51 MPa，代入上式計算得出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)力也為1.913 MPa，試驗計算結(jié)果與理論黏結(jié)強(qiáng)度基本一致，相差僅在5%以內(nèi)。

4.3.3 抗剪承載力

無預(yù)應(yīng)力狀態(tài)下，結(jié)合縫的抗剪承載由鋼管節(jié)與混凝土之間的黏結(jié)作用和鎖扣作用承擔(dān)。由于鎖扣僅在極限階段才能發(fā)揮作用，因此僅作為安全儲備，在計算抗剪承載力的時候不考慮，僅考慮黏結(jié)作用。

有效混凝土與鋼管節(jié)界面高度he=0.84 m，界面寬度be=1.5 m，根據(jù)上述計算結(jié)果，黏結(jié)強(qiáng)度取值1.989 MPa。理論上，純剪狀態(tài)下，混凝土與鋼管節(jié)之間的黏結(jié)抗剪承載力：

然而，實際受力過程中，結(jié)構(gòu)是處于壓彎剪的復(fù)合受力狀態(tài)，一旦鋼管與混凝土黏結(jié)處的應(yīng)力超過黏結(jié)強(qiáng)度后，鋼管和混凝土之間的黏結(jié)失效，出現(xiàn)脫開，對應(yīng)上式的有效界面高度he會降低，因此黏結(jié)抗剪承載力遠(yuǎn)達(dá)不到上述的2 535 kN。實際黏結(jié)結(jié)合縫截面應(yīng)該滿足下述公式：

4.3.4 剪壓比

在剪切試驗過程中，結(jié)構(gòu)處于壓彎剪的復(fù)合受力狀態(tài)。根據(jù)試驗實際加載情況，預(yù)應(yīng)力作用下，結(jié)合縫受力剪壓比最大值達(dá)到0.675，即靜摩擦因數(shù)最少為0.675。結(jié)合相關(guān)測試[16]可知，鋼板與混凝土混凝土界面的靜摩擦因數(shù)為0.7～1.0，取靜摩擦因數(shù)=0.675?？紤]到實際施工時的混凝土澆筑時的質(zhì)量偏差以及實際鋼板的表面打磨情況，取安全系數(shù)為2。故取實際靜摩擦因數(shù)為：

5 結(jié)論與討論

1) 試驗中預(yù)應(yīng)力筋較短，在張拉過程中鋼絞線由于錨固回彈產(chǎn)生的微小變形量都會引起較大的預(yù)應(yīng)力損失，約在30%左右。

2) 當(dāng)外荷載產(chǎn)生的軸力為1 000 kN時，預(yù)應(yīng)力筋張拉條件下的剪切剛度為2.169×106kN/m，是無預(yù)應(yīng)力筋張拉條件下的2.14倍。

3) 結(jié)合縫薄弱位置出現(xiàn)在混凝土與鋼管節(jié)的界面處。當(dāng)無預(yù)應(yīng)力筋作用時，抗剪承載主要由充填混凝土的鎖扣與界面之間的黏結(jié)承擔(dān)，最終抗剪承載力為901 kN。其中，鎖扣抗剪承載僅在極限狀態(tài)下發(fā)揮作用，設(shè)計時不宜考慮，建議僅考慮黏結(jié)作用。

4) 結(jié)合縫界面之間抗剪主要由黏結(jié)作用承擔(dān)，而實際受力過程中，結(jié)合縫界面受彎破壞和剪切破壞易發(fā)生耦合，當(dāng)界面處首先出現(xiàn)受彎張開后，混凝土與鋼管節(jié)有效界面面積減小，導(dǎo)致抗剪承載力降低，并引起結(jié)合縫錯臺的大幅增加，發(fā)生剪切破壞。

本文僅針對結(jié)構(gòu)抗剪性能進(jìn)行了研究，為更加深入地研究束合管幕結(jié)構(gòu)的受力性能，后續(xù)仍需進(jìn)行相關(guān)的結(jié)構(gòu)試驗與數(shù)值模擬，并確定該結(jié)構(gòu)的設(shè)計方法，為實際工程提供指導(dǎo)作用，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)。