飽和軟土地區(qū)束合管幕結(jié)構(gòu)無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋線型影響分析

畢湘利, 王秀志, 張中杰, 潘偉強, 焦伯昌, 柳 獻, *

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

0 引言

一般來說,傳統(tǒng)地下工程暗挖工法主要包括淺埋暗挖法、頂管法、盾構(gòu)法、管幕法等。目前,國內(nèi)的管幕結(jié)構(gòu)多采用圓形鋼管結(jié)構(gòu),該管幕結(jié)構(gòu)中鋼管之間不能協(xié)同工作且僅為單向受力,支護效率較差,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),鋼管利用率低,成本較高。針對管幕結(jié)構(gòu)的特點,目前管幕法的研究主要有2個方向,一種是研究管幕結(jié)構(gòu)施工過程對于環(huán)境的影響[1-2]; 另一種則是研究結(jié)構(gòu)的受力特性及承載能力[3-4]。

管幕法的發(fā)展方向可分為2種: 1)仍然將管幕當做臨時維護結(jié)構(gòu),但利用其施工便捷性與其他工法進行結(jié)合,如管幕-箱涵法[5]; 2)對工法進行創(chuàng)新,優(yōu)化結(jié)構(gòu)的薄弱點,提升結(jié)構(gòu)的受力性能,逐漸發(fā)展出了以環(huán)梁為連接方式的NTR工法[6]、以翼緣板螺栓為連接方式的STS工法[7]、以無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力為“連接手段”的PCR工法[8]及開發(fā)新型JES接頭的 JES工法[9-10]等。近來,張耀三[11]以上海軌道交通14號線桂橋路站工程為例,提出束合管幕暗挖法,并闡述了該工法的施工工序、結(jié)構(gòu)形式以及未來發(fā)展方向,其中無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的使用是工程的重點之一。

目前,預(yù)應(yīng)力技術(shù)在地下結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用還不是很普遍,僅在一些地下大跨結(jié)構(gòu)[12-14]、盾構(gòu)隧道管片[15]中有一定的應(yīng)用。而在橋梁結(jié)構(gòu)中,已有諸多學(xué)者[16-17]對預(yù)應(yīng)力節(jié)段拼裝梁的抗彎性能和抗剪性能進行了研究,研究重點集中在節(jié)段式梁與整體梁的對比差異、不同接縫形式、不同剪力鍵形式對節(jié)段拼裝梁的影響、節(jié)段拼裝梁的設(shè)計方法及其適用形式。盡管地下束合結(jié)構(gòu)受荷形式與接縫形式因其施工特點都與傳統(tǒng)橋梁中節(jié)段拼裝梁有所不同,但橋梁中節(jié)段拼裝梁技術(shù)已相對成熟,研究地下束合結(jié)構(gòu)的受力性能時可以借鑒。

為探究束合管幕結(jié)構(gòu)的受力特征及破壞機制,已開展了多組足尺試驗進行研究,但對于預(yù)應(yīng)力筋布置線型的研究還較少。為進一步研究預(yù)應(yīng)力筋布置線型對結(jié)構(gòu)受力特性的影響,比選優(yōu)化預(yù)應(yīng)力筋布置線型,本文結(jié)合壓彎試驗及剪切試驗,針對預(yù)應(yīng)力筋二次型及雙直線型布置形式進行對比分析研究。

1 工程概況

基于日本URT工法,并借鑒國內(nèi)相關(guān)工程,創(chuàng)新性地提出束合管幕工法(undergroud bundled integrate tunnel,U-BIT),并應(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。

圖1 束合管幕工法

該工法采用矩形管幕作為支護結(jié)構(gòu),管幕通過鎖扣以及填充混凝土進行連接,并通過張拉橫向預(yù)應(yīng)力使各個鋼管之間協(xié)同受力,從而形成受力整體。該工法的具體施工流程如下:

1)施作始發(fā)井與接收井。

2)按照一定順序依次頂進管節(jié)至設(shè)計位置,頂進時根據(jù)管節(jié)預(yù)制的CT型鎖扣進行定位。

3)在角部工作管內(nèi)根據(jù)預(yù)先開孔位置穿波紋管,并依次穿入預(yù)應(yīng)力鋼絞線,裝好錨具,做好張拉前準備。

4)澆筑標準管(非角部)及管節(jié)間混凝土。

5)當混凝土強度達到設(shè)計要求后,在4個角部工作管內(nèi)張拉鋼絞線并錨固。

6)澆筑角部工作管混凝土。

相比之前的桂橋路站“管幕+MJS”復(fù)合暗挖工法[18],U-BIT無需冰凍、支撐和大范圍的土體加固,管幕預(yù)應(yīng)力施加完成后可直接組織施工,特定條件下的成本和工期優(yōu)勢明顯,并且對施工場地面積要求較低,具備良好的環(huán)境和交通友好性。

2 試驗概況

2.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計方案

束合管幕結(jié)構(gòu)設(shè)計時共考慮2種預(yù)應(yīng)力張拉方案,分別為二次型布置和雙直線型布置。

二次型預(yù)應(yīng)力筋布置形式下的束合管幕結(jié)構(gòu)如圖2所示。斷面內(nèi)頂?shù)准皞?cè)墻各有一組貼近彎矩形態(tài)的預(yù)應(yīng)力筋,在鋼管節(jié)縱向方向,預(yù)應(yīng)力筋間距500 mm,每組預(yù)應(yīng)力筋包含3束鋼絞線。該布置形式可使得預(yù)應(yīng)力筋張拉時提供與外荷載反向的彎矩及剪力,且預(yù)應(yīng)力筋始終位于正彎矩一側(cè),能提高結(jié)構(gòu)整體受力性能。

圖2 二次型預(yù)應(yīng)力束合管幕結(jié)構(gòu)(單位: mm)

雙直線型預(yù)應(yīng)力筋布置形式下的束合管幕結(jié)構(gòu)如圖3所示。斷面內(nèi)于頂?shù)准皞?cè)墻內(nèi)外側(cè)布置雙直線型預(yù)應(yīng)力筋,在鋼管節(jié)縱向方向,預(yù)應(yīng)力筋間距750 mm,每組預(yù)應(yīng)力筋同樣包含3束鋼絞線。該布置形式可提供充足的預(yù)應(yīng)力,并且管節(jié)預(yù)應(yīng)力穿孔位置相同,簡化了施工工藝流程。

圖3 雙直線型預(yù)應(yīng)力束合管幕結(jié)構(gòu)(單位: mm)

為研究束合管幕結(jié)構(gòu)的性能及其受力機制,已進行了多組相關(guān)足尺試驗,包括四分之一結(jié)構(gòu)試驗[19]、壓彎試驗[20]及剪切試驗。而為進一步探究預(yù)應(yīng)力筋布置線型對束合管幕結(jié)構(gòu)力學(xué)機制的影響,針對預(yù)應(yīng)力筋二次型及雙直線型布置形式均進行了壓彎試驗和剪切試驗。

2.2 壓彎試驗試件

2組壓彎試驗試件分別如圖4和圖5所示。選取束合管幕結(jié)構(gòu)1個角部工作管及相鄰2個標準管作為試驗試件。工作管斷面尺寸為1.4 m×1.4 m,標準管斷面尺寸為1.0 m×1.0 m,結(jié)合縫寬0.1 m,試件縱向長1.5 m。二次型壓彎試驗試件沿縱向布置3組預(yù)應(yīng)力筋,間距0.5 m; 雙直線型壓彎試驗試件沿縱向上下各布置2組預(yù)應(yīng)力筋,上下間距0.68 m,縱向間距0.75 m。CT鎖扣尺寸詳圖如圖6所示。

(a) 正視圖

(b) 俯視圖

(a) 正視圖

(b) 俯視圖

圖6 鎖扣尺寸詳圖(單位: mm)

2.3 剪切試驗試件

2組剪切試驗試件分別如圖7和圖8所示。選取束合管幕結(jié)構(gòu)頂部中間3個標準管作為試驗試件。試件尺寸、CT鎖扣尺寸、預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量及布置間距與壓彎試驗相同。

(a) 正視圖

(b) 俯視圖

(a) 正視圖

(b) 俯視圖

3 試驗結(jié)果對比

3.1 壓彎性能

3.1.1 預(yù)應(yīng)力損失

二次型壓彎試驗中,預(yù)應(yīng)力束的預(yù)應(yīng)力損失在30%～37%,而雙直線型壓彎試驗預(yù)應(yīng)力損失在35%～42%。

在張拉過程中,鋼絞線微小的變形量也會引起較大的預(yù)應(yīng)力錨固損失,按照GB 50010—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5 mm。二次型壓彎試驗中,張拉端與錨固端之間的距離按直線距離3.1 m計算,這部分引起的預(yù)應(yīng)力損失已經(jīng)達到321 MPa,占設(shè)計張拉控制應(yīng)力1 046 MPa的31%; 而雙直線型壓彎試驗中,張拉端與錨固端之間距離按直線距離2.5 m計算,預(yù)應(yīng)力損失為398 MPa,占設(shè)計張拉控制應(yīng)力1 046 MPa的38%。根據(jù)規(guī)范中預(yù)應(yīng)力其他損失計算公式,2組試驗中的摩擦損失、預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力松弛損失及混凝土收縮與徐變損失相差不大。

由此可知,2組試驗預(yù)應(yīng)力損失差異約5%的原因主要是預(yù)應(yīng)力筋長度不同。雙直線型壓彎試驗中,預(yù)應(yīng)力筋相對較短,因此由錨具變形引起的損失較大。

3.1.2 結(jié)構(gòu)抗彎機制

2組壓彎試驗中二次型壓彎試件與直線型壓彎試件表現(xiàn)出相似的抗彎機制,雙直線型試件壓彎試驗全過程撓度-彎矩關(guān)系曲線如圖9所示。結(jié)構(gòu)撓度、結(jié)合縫張開可劃分為6個發(fā)展階段。

圖9 試驗全過程撓度-彎矩關(guān)系曲線

1)彈性受力階段,結(jié)構(gòu)撓度略微增加,無明顯張開、錯臺。

2)結(jié)構(gòu)內(nèi)部混凝土與鋼管節(jié)脫開,預(yù)應(yīng)力筋受力增加。

3)隨荷載增大,脫開高度增加,混凝土受壓區(qū)逐步減小,結(jié)構(gòu)進入非線性階段,結(jié)構(gòu)撓度,結(jié)合縫張開、錯臺都有明顯增加。

4)結(jié)合縫混凝土局部破壞,結(jié)構(gòu)各項剛度進一步下降。

5)CT鎖扣貼緊受力,承擔(dān)部分外荷載,結(jié)構(gòu)各項剛度提升。

6)CT鎖扣被拉開,無法繼續(xù)承受外荷載,達到承載力極限狀態(tài)。

由此可知,結(jié)合縫脫開、混凝土局部破壞、CT鎖扣緊貼以及CT型鎖扣脫開是結(jié)構(gòu)的重要性能點,依據(jù)性能結(jié)構(gòu)受力及變形,可進行不同預(yù)應(yīng)力筋布置線型對束合整環(huán)結(jié)構(gòu)的力學(xué)機制的影響分析。

3.1.3 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,因此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,用于抵抗外荷載和結(jié)構(gòu)自重產(chǎn)生的彎矩。二次型壓彎試驗中,結(jié)合縫臨界開裂時,受拉部位最大應(yīng)力為2.043 MPa,與理論計算結(jié)果1.913 MPa相差7%;雙直線型壓彎試驗中,受拉部位一點最大應(yīng)力為2.136 MPa,與理論值相差11%。兩者均與理論值相近,由此可知,結(jié)合縫黏結(jié)界面開裂荷載不受預(yù)應(yīng)力筋線型布置的影響,而是由其黏結(jié)強度、施工質(zhì)量等決定。

不同的預(yù)應(yīng)力筋線型布置所能抵抗的外荷載有所差異。二次型試驗中,結(jié)合縫臨界開裂時,其受到外荷載產(chǎn)生的彎矩為482.77 kNm,軸力為0 kN。由式(1)可知,結(jié)合縫界面上由外荷載產(chǎn)生的等效最大拉應(yīng)力為2.833 MPa; 雙直線型試驗中,結(jié)合縫臨界開裂時,結(jié)合縫受到外荷載產(chǎn)生的彎矩為622.03 kNm,軸力為1 059 kN,斷面等效最大拉應(yīng)力為2.945 MPa,相比二次型試驗偏大4%。由此可認為2組試驗抵抗外荷載的能力相近。

(1)

式中:σ為等效拉應(yīng)力或壓應(yīng)力;M為結(jié)合縫所受彎矩;I為結(jié)合縫截面慣性矩;y為到中性軸的距離;N為結(jié)合縫所受軸力;Ae為結(jié)合縫截面的面積。

3.1.4 結(jié)合縫極限承載力

在接近極限承載力階段,C型鎖扣與混凝土的擠壓形成的抗彎能力會隨著混凝土與鋼管節(jié)之間的脫開而失效,因此不能直接考慮這部分提供的承載力。另外,在C型鎖扣處混凝土出現(xiàn)局部壓裂的情況下,只要CT鎖扣能夠有效貼合接觸上,依靠CT型鎖扣之間的受力,結(jié)構(gòu)還能夠繼續(xù)承載。然而,考慮到實際工程中結(jié)構(gòu)拼裝存在誤差,很容易導(dǎo)致CT上下無法完全對準,當CT鎖扣相對位置無法得到保證時,CT鎖扣之間的受力也無法保證。因此,為了設(shè)計安全起見,考慮結(jié)構(gòu)設(shè)計極限承載力時,不能將CT鎖扣之間的有利作用考慮進去。

綜上所述,最終工作管結(jié)合縫處的受彎承載力,實際上可以看作普通的鋼筋混凝土截面受力。不同點在于,該處鋼筋為預(yù)應(yīng)力筋,給截面提供了額外的軸力與彎矩,但是在極限狀態(tài)下仍然屬于普通鋼筋混凝土受力,混凝土提供壓應(yīng)力,預(yù)應(yīng)力筋提供拉應(yīng)力。

二次型試驗的實際受力過程中,最終下部混凝土受壓截面高度約為90 mm,截面受力形式為固定軸力,不斷增加彎矩直至達到極限承載力,如圖10所示。

圖10 二次型試驗中結(jié)合縫混凝土界面(單位: mm)

假定最后破壞形式為預(yù)應(yīng)力筋受拉屈服,而受壓區(qū)混凝土還未壓碎,但由于此時結(jié)合縫張開過大,試件變形撓度過大,可以認為結(jié)構(gòu)處于正常使用極限狀態(tài)。由式(2)—(3)可計算結(jié)合縫極限承載力。

(2)

(3)

式(2)—(3)中:N為預(yù)應(yīng)力筋張拉時候產(chǎn)生的軸力,不同預(yù)應(yīng)力筋會產(chǎn)生不同的軸力;x為混凝土的受壓截面高度,約為51 mm;fp′為張拉完預(yù)應(yīng)力筋后預(yù)應(yīng)力筋儲備強度,為預(yù)應(yīng)力筋極限強度標準值與張拉預(yù)應(yīng)力筋時的張拉設(shè)計值之差,465 MPa;Ap為預(yù)應(yīng)力筋的面積;b為混凝土截面寬度,為1 500 mm;h0為混凝土有效高度,為742 mm。

由此計算不同預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量極限狀態(tài)下結(jié)合縫內(nèi)力,如表1所示,其中,預(yù)應(yīng)力筋張拉力與結(jié)合縫軸力來源于壓彎和剪切試驗實測數(shù)據(jù)。

表1 二次型試驗極限狀態(tài)結(jié)合縫內(nèi)力

雙直線型試驗中工作管結(jié)合縫混凝土界面如圖11所示,最終下部混凝土受壓截面高度約為110 mm,下側(cè)波紋管位于受壓區(qū)內(nèi),即下側(cè)預(yù)應(yīng)力筋不參與界面抗彎。

圖11 雙直線型試驗中結(jié)合縫混凝土界面(單位: mm)

不同預(yù)應(yīng)力筋束數(shù)極限狀態(tài)下結(jié)合縫內(nèi)力如表2所示,其中預(yù)應(yīng)力筋張拉力與結(jié)合縫軸力來源于壓彎試驗和剪切試驗實測數(shù)據(jù)。

表2 雙直線型試驗極限狀態(tài)結(jié)合縫內(nèi)力

結(jié)合縫極限彎矩-張拉預(yù)應(yīng)力變化關(guān)系如圖12所示。二次型與雙直線型壓彎試驗中,工作管處結(jié)合縫極限狀態(tài)彎矩與預(yù)應(yīng)力筋張拉力均呈線性關(guān)系,預(yù)應(yīng)力筋的實際張拉力每增加100 kN,工作管處結(jié)合縫極限彎矩分別增加71.5、35.8 kNm,前者為后者的2倍。正是因為二次型試驗中受壓一側(cè)預(yù)應(yīng)力筋不參與界面抗彎,在相同張拉預(yù)應(yīng)力時,二次型試驗中結(jié)合縫極限彎矩是雙直線型試驗中的1.4～1.6倍。由此可知,預(yù)應(yīng)力筋二次型線型布置下的結(jié)合縫極限承載力高于雙直線型線型布置。

圖12 結(jié)合縫極限彎矩-張拉預(yù)應(yīng)力變化關(guān)系

3.2 受剪性能

3.2.1 結(jié)構(gòu)抗剪機制

通過剪切試驗可知,結(jié)合縫界面之間抗剪主要由黏結(jié)作用承擔(dān),在結(jié)合縫張開以后,混凝土與鋼管節(jié)有效界面面積會顯著減小,抗剪剛度隨之降低,并引起結(jié)合縫錯臺的大幅增加,進一步可能會引起抗剪失效。在此種結(jié)合縫構(gòu)造形式之下,抗剪薄弱位置在混凝土與鋼管節(jié)的界面上。實際受力過程中,結(jié)合縫界面受彎破壞和剪切破壞容易耦合,當界面處首先出現(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,引起剪切破壞。當界面處首先出現(xiàn)剪切滑移后,混凝土與鋼管節(jié)界面之間的化學(xué)膠結(jié)力消失,而機械咬合力與界面間摩擦力無法提供有效抗拉承載力,導(dǎo)致界面黏結(jié)抗拉強度降低與有效界面面積減小,引起受彎張開破壞。

3.2.2 結(jié)構(gòu)抗剪剛度

由束合管幕結(jié)構(gòu)抗剪機制可知,通過張拉預(yù)應(yīng)力筋提供軸向壓力,能提高黏結(jié)力中的界面摩擦力,進而增強結(jié)構(gòu)抗剪能力。

二次型剪切試驗中,分別進行了“預(yù)應(yīng)力+軸力+剪力復(fù)合受力”工況和“軸力+剪力復(fù)合受力”工況,通過對比可以分析預(yù)應(yīng)力張拉在結(jié)構(gòu)受剪中的效果。

在初始階段,會保持水平千斤頂頂力500 kN不變,逐步增加豎向千斤頂頂力至515 kN?！邦A(yù)應(yīng)力+軸力+剪力復(fù)合受力”工況中,實測總預(yù)應(yīng)力大小為1 189 kN。初始加載階段,有無預(yù)應(yīng)力筋條件下試件的錯臺-剪力關(guān)系如圖13所示。

圖13 二次型剪切試驗錯臺-剪力關(guān)系

2種工況初始加載階段,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。從圖13中可以看出,通過線性擬合計算,初始加載階段下,有預(yù)應(yīng)力筋時的抗剪剛度約為2 169 kN/mm,無預(yù)應(yīng)力筋時抗剪剛度約為1 015 kN/mm。有預(yù)應(yīng)力筋作用時的結(jié)構(gòu)抗剪剛度明顯大于無預(yù)應(yīng)力筋時的情況。

雙直線型剪切試驗中,經(jīng)歷了如表3所示的4個工況的初始加載階段,各工況下錯臺-剪力關(guān)系如圖14所示。

表3 雙直線型剪切試驗工況荷載

工況1—3初始加載階段下,結(jié)構(gòu)一直未出現(xiàn)明顯滑動,構(gòu)件錯臺隨剪力線性增長,具有一定的抗剪剛度,隨水平頂力及預(yù)應(yīng)力的減小,結(jié)構(gòu)抗剪剛度也相應(yīng)降低。工況3加載后期,結(jié)合縫發(fā)生錯動,結(jié)合縫界面化學(xué)膠結(jié)力消失,且因沒有水平力及預(yù)應(yīng)力作用,機械咬合力與界面間摩擦力也極其微小,因此工況4加載初期,黏結(jié)界面幾乎失去抗剪能力,結(jié)構(gòu)抗剪幾乎完全由上下鎖扣承擔(dān)。通過線性擬合計算,工況1—4初始加載階段下,結(jié)構(gòu)抗剪剛度分別為2 358、1 431、1 017、409 kN/mm。

圖14 雙直線型剪切試驗錯臺-剪力關(guān)系

結(jié)合2組剪切試驗可知,水平頂力能夠提高黏結(jié)力中的界面摩擦力,進而增強結(jié)合縫的抗剪剛度。而當結(jié)構(gòu)未出現(xiàn)張開及錯動時,施加預(yù)應(yīng)力也可完全看作增大水平力。因此,不論增加水平千斤頂頂力還是增加預(yù)應(yīng)力,均能提升結(jié)合縫抗剪剛度。水平力-結(jié)構(gòu)抗剪剛度關(guān)系如圖15所示,可明顯看出2組試驗中結(jié)合縫抗剪剛度基本隨水平力(水平千斤頂頂力+預(yù)應(yīng)力)的增大而線性增大,且2組試驗曲線較為接近,表明預(yù)應(yīng)力線型對束合結(jié)構(gòu)結(jié)合縫的抗剪剛度的影響較小。而相同水平力作用下,二次型試驗中結(jié)合縫抗剪剛度約比雙直線型結(jié)構(gòu)中結(jié)合縫抗剪剛度大7%～9%,這是因為預(yù)應(yīng)力筋按二次型布置時,會為結(jié)構(gòu)提供一定的反向剪力,進而增大了抗剪能力。

圖15 水平力-結(jié)構(gòu)抗剪剛度關(guān)系

3.2.3 結(jié)合縫受剪承載力

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,當產(chǎn)生突變錯動時,即認為結(jié)構(gòu)已達到受剪極限承載力。

根據(jù)試驗計算結(jié)果,在無預(yù)應(yīng)力狀態(tài)下,二次型試驗中黏結(jié)強度取值σu,q=1.989 MPa,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。由式(4)可得,理論上純剪狀態(tài)下,結(jié)合縫混凝土與鋼管節(jié)之間的黏結(jié)抗剪承載力為2 506 kN。

Qu,t=σuAe=σuhebe。

(4)

雙直線型試驗中,當受剪作用下發(fā)生突變錯動時,仍有4束預(yù)應(yīng)力筋作用,而經(jīng)過計算,該試驗中黏結(jié)強度為σu,l=1.895 MPa,結(jié)合縫混凝土與鋼管節(jié)之間的黏結(jié)抗剪承載力為2 506 kN。與二次型試驗相差不足5%,說明在雙直線型試驗中,預(yù)應(yīng)力筋并不提供抗剪能力。原因在于預(yù)應(yīng)力筋直線布置時,其平行于波紋管,與結(jié)構(gòu)之間存在一定間距。只有結(jié)構(gòu)出現(xiàn)較大錯動后,預(yù)應(yīng)力筋才會接觸到結(jié)構(gòu),并一定程度上阻止結(jié)構(gòu)的進一步錯動。

不管預(yù)應(yīng)力筋線型布置如何,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)強度后,鋼管和混凝土之間的黏結(jié)失效,出現(xiàn)脫開,對應(yīng)式(4)的有效界面高度he會降低,因此黏結(jié)抗剪承載力遠達不到上述的承載力計算結(jié)果。實際結(jié)合縫黏結(jié)截面受力應(yīng)滿足式(5),才可保證結(jié)構(gòu)受力安全。

(5)

3.3 預(yù)應(yīng)力筋線型比較分析

通過對比2種預(yù)應(yīng)力筋線型對應(yīng)的壓彎試驗及剪切試驗可知:

1)二次型布置可略微提高結(jié)合縫的抗剪能力,并且在結(jié)合縫張開后,可充分發(fā)揮預(yù)應(yīng)力筋的作用,相比雙直線型,有著較大的極限承載力。但是二次型布置要求斷面內(nèi)各頂管預(yù)應(yīng)力穿孔位置不同,需要依據(jù)線型分別確定各頂管兩側(cè)開孔位置,且在實際工程中張拉預(yù)應(yīng)力筋時,會因較大的摩擦力產(chǎn)生一定的預(yù)應(yīng)力損失。

2)雙直線型布置時,結(jié)合縫開裂荷載與二次型相近,但需多使用1/3的預(yù)應(yīng)力筋,不過也因此增大了水平力,提升了抗剪能力。另外,雙直線型布置有利于簡化頂管開孔工藝流程,便于施工,但略增加開孔及預(yù)應(yīng)力張拉工作量。

4 結(jié)論與討論

1)束合管幕結(jié)構(gòu)中預(yù)應(yīng)力筋線型布置并不影響結(jié)構(gòu)的破壞機制,僅對預(yù)應(yīng)力損失及結(jié)構(gòu)承載能力產(chǎn)生一定的影響。

2)壓彎試驗中,結(jié)合縫黏結(jié)界面開裂荷載由黏結(jié)強度、施工質(zhì)量等決定,不受預(yù)應(yīng)力筋線型布置的影響。結(jié)合縫臨界開裂時,不同預(yù)應(yīng)力筋線型布置下結(jié)構(gòu)所能抵抗的外荷載相近,雙直線型布置時僅偏大4%。

3)壓彎試驗中結(jié)合縫張開后,在接近極限承載力階段,其承載能力由受拉區(qū)預(yù)應(yīng)力筋的截面積及儲備強度決定,因此二次型布置更能充分發(fā)揮預(yù)應(yīng)力筋的作用。張拉相同預(yù)應(yīng)力時,二次型布置下的結(jié)合縫極限彎矩承載力是雙直線型的1.4～1.6倍。

4)剪切試驗中,結(jié)合縫抗剪剛度受預(yù)應(yīng)力線型布置的影響較小,但因為二次型布置會為結(jié)構(gòu)提供一定的反向剪力,提高了抗剪性能,會比相同水平力作用下雙直線型布置中結(jié)合縫抗剪剛度大7%～9%。在結(jié)合縫未出現(xiàn)張開及錯動時,施加的預(yù)應(yīng)力可等視為增大水平力,而結(jié)合縫抗剪剛度基本隨水平力線型增長。

5)剪切試驗中,結(jié)構(gòu)實際受力是處于壓彎剪的復(fù)合受力狀態(tài),一旦結(jié)合縫鋼管與混凝土黏結(jié)處界面的應(yīng)力超過黏結(jié)強度后,便會導(dǎo)致黏結(jié)失效,出現(xiàn)脫開,抗剪承載力大幅下降。

本文通過開展束合管幕結(jié)構(gòu)足尺壓彎試驗及剪切試驗,著重對比了預(yù)應(yīng)力筋二次型及雙直線型布置對結(jié)構(gòu)受力性能的影響,分析了2種預(yù)應(yīng)力筋線型的優(yōu)劣勢,為實際工程提供了一定的指導(dǎo)作用,可依據(jù)設(shè)計參數(shù)及施工需求選擇合適的預(yù)應(yīng)力筋線型。但僅有試驗數(shù)據(jù)分析并不完善,后續(xù)還需進行試驗結(jié)果與數(shù)值模擬計算結(jié)果的對比,以期更加深入地研究束合管幕結(jié)構(gòu)的受力性能,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)。