饱和软土地区束合管幕结构无黏结预应力筋线型影响分析.pdf

引用格式:毕湘利,王秀志,张中杰,等.饱和软土地区束合管幕结构无黏结预应力筋线型影响分析J.隧道建设(中英文),2023,43(8):1299.BI Xiangli,WANG Xiuzhi,ZHANG Zhongjie,et al.Analysis of influence of bundled integrate structure of an unbonded prestressed tendon-line in saturated soft-soil areaJ.Tunnel Construction,2023,43(8):1299.收稿日期:2021-12-09;修回日期:2023-06-23基金项目:上海市优秀学术/技术带头人计划(20XD1432500)第一作者简介:毕湘利(1970),男,吉林长春人,1993 年毕业于同济大学,道路与铁道工程专业,博士,教授级高级工程师,现从事轨道交通行业技术管理工作。E-mail:Bixiangli1 。通信作者:柳献,E-mail:xian.liu 。饱和软土地区束合管幕结构无黏结预应力筋线型影响分析毕湘利1,王秀志1,张中杰2,潘伟强3,焦伯昌4,柳 献4,(1.上海申通地铁集团有限公司,上海 201102;2.上海市城市建设设计研究总院(集团)有限公司,上海 200125;3.上海隧道工程有限公司,上海 200032;4.同济大学地下建筑与工程系,上海 200092)摘要:为克服管幕法钢管节之间无法协同工作、支护效率差等缺点,进一步拓展管幕在浅埋大跨地下结构中的优势,提出一种依托横向预应力的新型地下结构形式 U-BIT 束合管幕结构。该工法采用矩形管幕作为支护结构,管幕通过锁扣以及填充混凝土进行连接,并通过张拉横向预应力,使各个钢管之间协同受力,形成受力整体。为进一步研究预应力筋布置线型对束合管幕结构力学机制的影响,结合压弯试验及剪切试验,针对预应力筋二次型及双直线型布置形式进行对比分析。结果表明:1)预应力筋线型布置不影响结合缝黏结界面的开裂荷载及结构破坏机制;2)压弯试验中结合缝张开后,张拉相同预应力时,二次型布置下的结合缝极限弯矩承载力是双直线型的 1.41.6 倍;3)剪切试验中,结合缝未出现张开及错动时,施加预应力可等视为外部施加水平力,而结合缝抗剪刚度基本随水平力线型增长,二次型布置会比相同水平力作用下双直线型结构中结合缝抗剪刚度大 7%9%;4)结构实际受力是处于压弯剪的复合受力状态,结合缝脱开会导致结构抗剪承载力大幅下降。关键词:束合管幕结构;预应力筋;压弯试验;剪切试验;力学性能DOI:10.3973/j.issn.2096-4498.2023.08.004文章编号:2096-4498(2023)08-1299-09中图分类号:U 45 文献标志码:A开放科学(资源服务)标识码(OSID):A An na al ly ys si is s o of f I In nf fl lu ue en nc ce e o of f B Bu un nd dl le ed d I In nt te eg gr ra at te e S St tr ru uc ct tu ur re e o of f a an n U Un nb bo on nd de ed d P Pr re es st tr re es ss se ed d T Te en nd do on n-L Li in ne e i in n S Sa at tu ur ra at te ed d S So of ft t-S So oi il l A Ar re ea aBI Xiangli1,WANG Xiuzhi1,ZHANG Zhongjie2,PAN Weiqiang3,JIAO Bochang4,LIU Xian4,*(1.Shanghai Shentong Metro Co.,Ltd.,Shanghai 201102,China;2.Shanghai Urban Construction Design&Research Institute,Shanghai 200125,China;3.Shanghai Tunnel Engineering Co.,Ltd.,Shanghai 200032,China;4.Department of Geotechnical Engineering,Tongji University,Shanghai 200092,China)A Ab bs st tr ra ac ct t:The pipe curtain method applied in shallow-buried underground structures has many disadvantages,such as failure coordination of pipe curtain segments and low-support efficiency.Therefore,a novel structure called the underground bundled integrated tunnel(U-BIT)based on transverse prestress is proposed.This structure uses rectangular pipes as the supporting structures;the pipes are connected using a lock catch and concrete by applying tensioning transverse prestress,thus forming an integrated stress body.To further investigate the influence of the arrangement of unbonded tendons on the mechanical properties of the U-BIT,bending and shear tests were conducted,and the quadratic and doublelinear arrangements of the unbonded tendons are comparatively analyzed.The following results were obtained.(1)The crack load and failure mechanism of the bond interface are not affected by the linear arrangement of the unbonded tendons.(2)The ultimate bending moment bearing capacity of the joints under the quadratic arrangement is 1.41.6 times that of the double linear arrangement when the joints are opened and under the same prestress.(3)In the shear test,when there is no opening or dislocation of the joint,the application of prestress can be regarded as an 隧道建设(中英文)第 43 卷external horizontal force.The shear stiffness of the joint increases with the horizontal force,and the quadratic arrangement is 7%9%more in shear stiffness than that of the joint in the doublelinear arrangement under the same horizontal force.(4)The actual stress of the structure possesses a composite state of bending and shearing,and joint cracking causes a significant decline in the shear capacity of the structure.K Ke ey yw wo or rd ds s:bundled integrate structure;prestress tendons;bending test;shear test;mechanical property0 引言一般来说,传统地下工程暗挖工法主要包括浅埋暗挖法、顶管法、盾构法、管幕法等。目前,国内的管幕结构多采用圆形钢管结构,该管幕结构中钢管之间不能协同工作且仅为单向受力,支护效率较差,且管幕结构仅作为施工阶段的临时支撑使用,不作为永久结构,钢管利用率低,成本较高。针对管幕结构的特点,目前管幕法的研究主要有 2 个方向,一种是研究管幕结构施工过程对于环境的影响1-2;另一种则是研究结构的受力特性及承载能力3-4。管幕法的发展方向可分为 2 种:1)仍然将管幕当做临时维护结构,但利用其施工便捷性与其他工法进行结合,如管幕-箱涵法5;2)对工法进行创新,优化结构的薄弱点,提升结构的受力性能,逐渐发展出了以环梁为连接方式的 NTR 工法6、以翼缘板螺栓为连接方式的 STS 工法7、以无黏结预应力为“连接手段”的PCR 工法8及开发新型 JES 接头的 JES 工法9-10等。近来,张耀三11以上海轨道交通 14 号线桂桥路站工程为例,提出束合管幕暗挖法,并阐述了该工法的施工工序、结构形式以及未来发展方向,其中无黏结预应力筋的使用是工程的重点之一。目前,预应力技术在地下结构中的应用还不是很普遍,仅在一些地下大跨结构12-14、盾构隧道管片15中有一定的应用。而在桥梁结构中,已有诸多学者16-17对预应力节段拼装梁的抗弯性能和抗剪性能进行了研究,研究重点集中在节段式梁与整体梁的对比差异、不同接缝形式、不同剪力键形式对节段拼装梁的影响、节段拼装梁的设计方法及其适用形式。尽管地下束合结构受荷形式与接缝形式因其施工特点都与传统桥梁中节段拼装梁有所不同,但桥梁中节段拼装梁技术已相对成熟,研究地下束合结构的受力性能时可以借鉴。为探究束合管幕结构的受力特征及破坏机制,已开展了多组足尺试验进行研究,但对于预应力筋布置线型的研究还较少。为进一步研究预应力筋布置线型对结构受力特性的影响,比选优化预应力筋布置线型,本文结合压弯试验及剪切试验,针对预应力筋二次型及双直线型布置形式进行对比分析研究。1 工程概况基于日本 URT 工法,并借鉴国内相关工程,创新性地提出束合管幕工法(undergroud bundled integrate tunnel,U-BIT),并应用于上海轨道交通 14 号线武定路站 1 号出入口,如图 1 所示。图 1 束合管幕工法Fig.1 Undergroud bundled integrate tunnel该工法采用矩形管幕作为支护结构,管幕通过锁扣以及填充混凝土进行连接,并通过张拉横向预应力使各个钢管之间协同受力,从而形成受力整体。该工法的具体施工流程如下:1)施作始发井与接收井。2)按照一定顺序依次顶进管节至设计位置,顶进时根据管节预制的 CT 型锁扣进行定位。3)在角部工作管内根据预先开孔位置穿波纹管,并依次穿入预应力钢绞线,装好锚具,做好张拉前准备。4)浇筑标准管(非角部)及管节间混凝土。5)当混凝土强度达到设计要求后,在 4 个角部工作管内张拉钢绞线并锚固。6)浇筑角部工作管混凝土。相比之前的桂桥路站“管幕+MJS”复合暗挖工法18,U-BIT 无需冰冻、支撑和大范围的土体加固,管幕预应力施加完成后可直接组织施工,特定条件下的成本和工期优势明显,并且对施工场地面积要求较低,具备良好的环境和交通友好性。2 试验概况2.1 结构设计方案束合管幕结构设计时共考虑 2 种预应力张拉方案,分别为二次型布置和双直线型布置。二次型预应力筋布置形式下的束合管幕结构如图0031第 8 期毕湘利,等:饱和软土地区束合管幕结构无黏结预应力筋线型影响分析2 所示。断面内顶底及侧墙各有一组贴近弯矩形态的预应力筋,在钢管节纵向方向,预应力筋间距 500 mm,每组预应力筋包含 3 束钢绞线。该布置形式可使得预应力筋张拉时提供与外荷载反向的弯矩及剪力,且预应力筋始终位于正弯矩一侧,能提高结构整体受力性能。图 2 二次型预应力束合管幕结构(单位:mm)Fig.2 Quadratic type prestressed bundled integrate structure(unit:mm)双直线型预应力筋布置形式下的束合管幕结构如图 3 所示。断面内于顶底及侧墙内外侧布置双直线型预应力筋,在钢管节纵向方向,预应力筋间距 750 mm,每组预应力筋同样包含 3 束钢绞线。该布置形式可提供充足的预应力,并且管节预应力穿孔位置相同,简化了施工工艺流程。图 3 双直线型预应力束合管幕结构(单位:mm)Fig.3 Double-linear prestressed bundled integrate structure(unit:mm)为研究束合管幕结构的性能及其受力机制,已进行了多组相关足尺试验,包括四分之一结构试验19、压弯试验20及剪切试验。而为进一步探究预应力筋布置线型对束合管幕结构力学机制的影响,针对预应力筋二次型及双直线型布置形式均进行了压弯试验和剪切试验。2.2 压弯试验试件2 组压弯试验试件分别如图 4 和图 5 所示。选取束合管幕结构 1 个角部工作管及相邻 2 个标准管作为试验试件。工作管断面尺寸为 1.4 m1.4 m,标准管断面尺寸为 1.0 m1.0 m,结合缝宽 0.1 m,试件纵向长 1.5 m。二次型压弯试验试件沿纵向布置 3 组预应力筋,间距0.5 m;双直线型压弯试验试件沿纵向上下各布置 2 组预应力筋,上下间距 0.68 m,纵向间距0.75 m。CT 锁扣尺寸详图如图 6 所示。(a)正视图(b)俯视图图 4 二次型压弯试验试件(单位:mm)Fig.4Quadratic type compression bending test specimen(unit:mm)(a)正视图(b)俯视图图 5 双直线型压弯试验试件(单位:mm)Fig.5 Double-linear bending test specimen(unit:mm)1031隧道建设(中英文)第 43 卷图 6 锁扣尺寸详图(单位:mm)Fig.6 Detailed drawing of locking dimensions(unit:mm)2.3 剪切试验试件2 组剪切试验试件分别如图 7 和图 8 所示。选取束合管幕结构顶部中间 3 个标准管作为试验试件。试件尺寸、CT 锁扣尺寸、预应力筋数量及布置间距与压弯试验相同。(a)正视图(b)俯视图图 7 二次型剪切试验试件(单位:mm)Fig.7 Quadratic type shear test specimen(unit:mm)(a)正视图(b)俯视图图 8 双直线型剪切试验试件(单位:mm)Fig.8 Double-linear shear test specimen(unit:mm)3 试验结果对比3.1 压弯性能3.1.1 预应力损失二次型压弯试验中,预应力束的预应力损失在30%37%,而双 直 线 型 压 弯 试 验 预 应 力 损 失 在35%42%。在张拉过程中,钢绞线微小的变形量也会引起较大的预应力锚固损失,按照 GB 500102010混凝土结构设计规范中给出的设计计算值,取锚具变形和预应力筋的内缩值为 5 mm。二次型压弯试验中,张拉端与锚固端之间的距离按直线距离 3.1 m 计算,这部分引起的预应力损失已经达到 321 MPa,占设计张拉控制应力 1 046 MPa 的 31%;而双直线型压弯试验中,张拉端与锚固端之间距离按直线距离 2.5 m 计算,预应 力 损 失 为 398 MPa,占 设 计 张 拉 控 制 应 力1 046 MPa 的 38%。根据规范中预应力其他损失计算公式,2 组试验中的摩擦损失、预应力筋应力松弛损失及混凝土收缩与徐变损失相差不大。由此可知,2 组试验预应力损失差异约 5%的原因主要是预应力筋长度不同。双直线型压弯试验中,预应力筋相对较短,因此由锚具变形引起的损失较大。3.1.2 结构抗弯机制2 组压弯试验中二次型压弯试件与直线型压弯试件表现出相似的抗弯机制,双直线型试件压弯试验全过程挠度-弯矩关系曲线如图 9 所示。结构挠度、结合缝张开可划分为 6 个发展阶段。图 9 试验全过程挠度-弯矩关系曲线Fig.9 Deflection-bending moment relationship curves during whole test1)弹性受力阶段,结构挠度略微增加,无明显张开、错台。2)结构内部混凝土与钢管节脱开,预应力筋受力增加。3)随荷载增大,脱开高度增加,混凝土受压区逐步减小,结构进入非线性阶段,结构挠度,结合缝张开、2031第 8 期毕湘利,等:饱和软土地区束合管幕结构无黏结预应力筋线型影响分析错台都有明显增加。4)结合缝混凝土局部破坏,结构各项刚度进一步下降。5)CT 锁扣贴紧受力,承担部分外荷载,结构各项刚度提升。6)CT 锁扣被拉开,无法继续承受外荷载,达到承载力极限状态。由此可知,结合缝脱开、混凝土局部破坏、CT 锁扣紧贴以及 CT 型锁扣脱开是结构的重要性能点,依据性能结构受力及变形,可进行不同预应力筋布置线型对束合整环结构的力学机制的影响分析。3.1.3 结合缝开裂荷载由于预应力筋外包波纹管,并不与混凝土直接接触,因此在混凝土未开裂之前,预应力筋可以看作荷载形式,使得结合缝内产生一定的弯矩和轴力,用于抵抗外荷载和结构自重产生的弯矩。二次型压弯试验中,结合缝临界开裂时,受拉部位最大应力为 2.043 MPa,与理论计算结果 1.913 MPa 相差 7%;双直线型压弯试验中,受拉部位一点最大应力为 2.136 MPa,与理论值相差 11%。两者均与理论值相近,由此可知,结合缝黏结界面开裂荷载不受预应力筋线型布置的影响,而是由其黏结强度、施工质量等决定。不同的预应力筋线型布置所能抵抗的外荷载有所差异。二次型试验中,结合缝临界开裂时,其受到外荷载产生的弯矩为 482.77 kNm,轴力为 0 kN。由式(1)可知,结合缝界面上由外荷载产生的等效最大拉应力为 2.833 MPa;双直线型试验中,结合缝临界开裂 时,结 合 缝 受 到 外 荷 载 产 生 的 弯 矩 为622.03 kNm,轴力为 1 059 kN,断面等效最大拉应力为 2.945 MPa,相比二次型试验偏大 4%。由此可认为 2 组试验抵抗外荷载的能力相近。=MIy-NAe。(1)式中:为等效拉应力或压应力;M 为结合缝所受弯矩;I 为结合缝截面惯性矩;y 为到中性轴的距离;N为结合缝所受轴力;Ae为结合缝截面的面积。3.1.4 结合缝极限承载力在接近极限承载力阶段,C 型锁扣与混凝土的挤压形成的抗弯能力会随着混凝土与钢管节之间的脱开而失效,因此不能直接考虑这部分提供的承载力。另外,在 C 型锁扣处混凝土出现局部压裂的情况下,只要 CT 锁扣能够有效贴合接触上,依靠 CT 型锁扣之间的受力,结构还能够继续承载。然而,考虑到实际工程中结构拼装存在误差,很容易导致 CT 上下无法完全对准,当 CT 锁扣相对位置无法得到保证时,CT 锁扣之间的受力也无法保证。因此,为了设计安全起见,考虑结构设计极限承载力时,不能将 CT 锁扣之间的有利作用考虑进去。综上所述,最终工作管结合缝处的受弯承载力,实际上可以看作普通的钢筋混凝土截面受力。不同点在于,该处钢筋为预应力筋,给截面提供了额外的轴力与弯矩,但是在极限状态下仍然属于普通钢筋混凝土受力,混凝土提供压应力,预应力筋提供拉应力。二次型试验的实际受力过程中,最终下部混凝土受压截面高度约为 90 mm,截面受力形式为固定轴力,不断增加弯矩直至达到极限承载力,如图 10所示。图 10 二次型试验中结合缝混凝土界面(单位:mm)Fig.10 Bond joint concrete interface in guadratic type test(unit:mm)假定最后破坏形式为预应力筋受拉屈服,而受压区混凝土还未压碎,但由于此时结合缝张开过大,试件变形挠度过大,可以认为结构处于正常使用极限状态。由式(2)(3)可计算结合缝极限承载力。N=1cbx-fpAp。(2)M=1cbx(h0-x2)。(3)式(2)(3)中:N 为预应力筋张拉时候产生的轴力,不同预应力筋会产生不同的轴力;x 为混凝土的受压截面高度,约为 51 mm;fp为张拉完预应力筋后预应力筋储备强度,为预应力筋极限强度标准值与张拉预应力筋时的张拉设计值之差,465 MPa;Ap为预应力筋的面积;b 为混凝土截面宽度,为 1 500 mm;h0为混凝土有效高度,为 742 mm。由此计算不同预应力筋数量极限状态下结合缝内力,如表 1 所示,其中,预应力筋张拉力与结合缝轴力来源于压弯和剪切试验实测数据。表 1 二次型试验极限状态结合缝内力Table 1 Limit state internal forces of bond joints in quadratic type tests预应力筋数量/束预应力筋张拉力/kN结合缝轴力/kN结合缝极限弯矩承载力/(kNm)98708481 166657656196132482427333031隧道建设(中英文)第 43 卷 双直线型试验中工作管结合缝混凝土界面如图11 所示,最终下部混凝土受压截面高度约为 110 mm,下侧波纹管位于受压区内,即下侧预应力筋不参与界面抗弯。图 11 双直线型试验中结合缝混凝土界面(单位:mm)Fig.11 Concrete interface of bond joint in double-linear test(unit:mm)不同预应力筋束数极限状态下结合缝内力如表 2所示,其中预应力筋张拉力与结合缝轴力来源于压弯试验和剪切试验实测数据。表 2 双直线型试验极限状态结合缝内力Table 2Double-linear test limit state internal force of bonding joint预应力筋数量/束预应力筋张拉力/kN结合缝轴力/kN结合缝极限弯矩承载力/(kNm)121 0721 07280487157156764357357548 结合缝极限弯矩-张拉预应力变化关系如图 12所示。二次型与双直线型压弯试验中,工作管处结合缝极限状态弯矩与预应力筋张拉力均呈线性关系,预应力筋的实际张拉力每增加 100 kN,工作管处结合缝极限弯矩分别增加71.5、35.8 kNm,前者为后者的2倍。正是因为二次型试验中受压一侧预应力筋不参与界面抗弯,在相同张拉预应力时,二次型试验中结合缝极限弯矩是双直线型试验中的 1.41.6 倍。由此可知,预应力筋二次型线型布置下的结合缝极限承载力高于双直线型线型布置。图 12 结合缝极限弯矩-张拉预应力变化关系Fig.12 Relationship between binding joint ultimate bending moment and tensioned prestress 3.2 受剪性能3.2.1 结构抗剪机制通过剪切试验可知,结合缝界面之间抗剪主要由黏结作用承担,在结合缝张开以后,混凝土与钢管节有效界面面积会显著减小,抗剪刚度随之降低,并引起结合缝错台的大幅增加,进一步可能会引起抗剪失效。在此种结合缝构造形式之下,抗剪薄弱位置在混凝土与钢管节的界面上。实际受力过程中,结合缝界面受弯破坏和剪切破坏容易耦合,当界面处首先出现受弯张开后,混凝土与钢管节有效界面面积减小,导致抗剪承载力降低,引起剪切破坏。当界面处首先出现剪切滑移后,混凝土与钢管节界面之间的化学胶结力消失,而机械咬合力与界面间摩擦力无法提供有效抗拉承载力,导致界面黏结抗拉强度降低与有效界面面积减小,引起受弯张开破坏。3.2.2 结构抗剪刚度由束合管幕结构抗剪机制可知,通过张拉预应力筋提供轴向压力,能提高黏结力中的界面摩擦力,进而增强结构抗剪能力。二次型剪切试验中,分别进行了“预应力+轴力+剪力复合受力”工况和“轴力+剪力复合受力”工况,通过对比可以分析预应力张拉在结构受剪中的效果。在初始阶段,会保持水平千斤顶顶力 500 kN 不变,逐步增加竖向千斤顶顶力至 515 kN。“预应力+轴力+剪力复合受力”工况中,实测总预应力大小为1 189 kN。初始加载阶段,有无预应力筋条件下试件的错台-剪力关系如图 13 所示。图 13 二次型剪切试验错台-剪力关系Fig.3 Relationship between dislocation and shear force in quadratic type shear test2 种工况初始加载阶段,结构一直未出现明显滑动,构件错台基本保持线性,具有一定的抗剪刚度。从图 13 中可以看出,通过线性拟合计算,初始加载阶段下,有预应力筋时的抗剪刚度约为 2 169 kN/mm,4031第 8 期毕湘利,等:饱和软土地区束合管幕结构无黏结预应力筋线型影响分析无预应力筋时抗剪刚度约为 1 015 kN/mm。有预应力筋作用时的结构抗剪刚度明显大于无预应力筋时的情况。双直线型剪切试验中,经历了如表 3 所示的 4 个工况的初始加载阶段,各工况下错台-剪力关系如图14 所示。表 3 双直线型剪切试验工况荷载Table 3 Double linear shear test working conditions load工况水平顶力/kN预应力筋数量/束实测预应力大小/kN1500122 1072081 0833045784000工况 13 初始加载阶段下,结构一直未出现明显滑动,构件错台随剪力线性增长,具有一定的抗剪刚度,随水平顶力及预应力的减小,结构抗剪刚度也相应降低。工况 3 加载后期,结合缝发生错动,结合缝界面化学胶结力消失,且因没有水平力及预应力作用,机械咬合力与界面间摩擦力也极其微小,因此工况 4 加载初期,黏结界面几乎失去抗剪能力,结构抗剪几乎完全由上下锁扣承担。通过线性拟合计算,工况 14 初始加载阶段下,结构抗剪刚度分别为 2 358、1 431、1 017、409 kN/mm。图 14 双直线型剪切试验错台-剪力关系Fig.14 Relationship between dislocation and shear force in double-linear shear test 结合 2 组剪切试验可知,水平顶力能够提高黏结力中的界面摩擦力,进而增强结合缝的抗剪刚度。而当结构未出现张开及错动时,施加预应力也可完全看作增大水平力。因此,不论增加水平千斤顶顶力还是增加预应力,均能提升结合缝抗剪刚度。水平力-结构抗剪刚度关系如图 15 所示,可明显看出 2 组试验中结合缝抗剪刚度基本随水平力(水平千斤顶顶力+预应力)的增大而线性增大,且 2 组试验曲线较为接近,表明预应力线型对束合结构结合缝的抗剪刚度的影响较小。而相同水平力作用下,二次型试验中结合缝抗剪刚度约比双直线型结构中结合缝抗剪刚度大 7%9%,这是因为预应力筋按二次型布置时,会为结构提供一定的反向剪力,进而增大了抗剪能力。图 15 水平力-结构抗剪刚度关系Fig.15 Relationship between horizontal force and structure shear stiffness3.2.3 结合缝受剪承载力无预应力状态下,结合缝的抗剪承载由钢管节与混凝土之间的黏结作用和锁扣作用承担。由于锁扣仅在极限阶段才能发挥作用,因此仅作为安全储备,在计算抗剪承载力的时候不考虑。仅考虑黏结作用,当产生突变错动时,即认为结构已达到受剪极限承载力。根据试验计算结果,在无预应力状态下,二次型试验中黏结强度取值 u,q=1.989 MPa,有效混凝土与钢管节界面高度 he=0.84 m,界面宽度 be=1.5 m。由式(4)可得,理论上纯剪状态下,结合缝混凝土与钢管节之间的黏结抗剪承载力为 2 506 kN。Qu,t=uAe=uhebe。(4)双直线型试验中,当受剪作用下发生突变错动时,仍有 4 束预应力筋作用,而经过计算,该试验中黏结强度为 u,l=1.895 MPa,结合缝混凝土与钢管节之间的黏结抗剪承载力为 2 506 kN。与二次型试验相差不足5%,说明在双直线型试验中,预应力筋并不提供抗剪能力。原因在于预应力筋直线布置时,其平行于波纹管,与结构之间存在一定间距。只有结构出现较大错动后,预应力筋才会接触到结构,并一定程度上阻止结构的进一步错动。不管预应力筋线型布置如何,实际受力过程中,结构是处于压弯剪的复合受力状态,一旦钢管与混凝土5031隧道建设(中英文)第 43 卷黏结处的应力超过黏结强度后,钢管和混凝土之间的黏结失效,出现脱开,对应式(4)的有效界面高度 he会降低,因此黏结抗剪承载力远达不到上述的承载力计算结果。实际结合缝黏结截面受力应满足式(5),才可保证结构受力安全。1=x+y2+(x-y)24+2xy u。(5)3.3 预应力筋线型比较分析通过对比 2 种预应力筋线型对应的压弯试验及剪切试验可知:1)二次型布置可略微提高结合缝的抗剪能力,并且在结合缝张开后,可充分发挥预应力筋的作用,相比双直线型,有着较大的极限承载力。但是二次型布置要求断面内各顶管预应力穿孔位置不同,需要依据线型分别确定各顶管两侧开孔位置,且在实际工程中张拉预应力筋时,会因较大的摩擦力产生一定的预应力损失。2)双直线型布置时,结合缝开裂荷载与二次型相近,但需多使用 1/3 的预应力筋,不过也因此增大了水平力,提升了抗剪能力。另外,双直线型布置有利于简化顶管开孔工艺流程,便于施工,但略增加开孔及预应力张拉工作量。4 结论与讨论1)束合管幕结构中预应力筋线型布置并不影响结构的破坏机制,仅对预应力损失及结构承载能力产生一定的影响。2)压弯试验中,结合缝黏结界面开裂荷载由黏结强度、施工质量等决定,不受预应力筋线型布置的影响。结合缝临界开裂时,不同预应力筋线型布置下结构所能抵抗的外荷载相近,双直线型布置时仅偏大 4%。3)压弯试验中结合缝张开后,在接近极限承载力阶段,其承载能力由受拉区预应力筋的截面积及储备强度决定,因此二次型布置更能充分发挥预应力筋的作用。张拉相同预应力时,二次型布置下的结合缝极限弯矩承载力是双直线型的 1.41.6 倍。4)剪切试验中,结合缝抗剪刚度受预应力线型布置的影响较小,但因为二次型布置会为结构提供一定的反向剪力,提高了抗剪性能,会比相同水平力作用下双直线型布置中结合缝抗剪刚度大 7%9%。在结合缝未出现张开及错动时,施加的预应力可等视为增大水平力,而结合缝抗剪刚度基本随水平力线型增长。5)剪切试验中,结构实际受力是处于压弯剪的复合受力状态,一旦结合缝钢管与混凝土黏结处界面的应力超过黏结强度后,便会导致黏结失效,出现脱开,抗剪承载力大幅下降。本文通过开展束合管幕结构足尺压弯试验及剪切试验,着重对比了预应力筋二次型及双直线型布置对结构受力性能的影响,分析了 2 种预应力筋线型的优劣势,为实际工程提供了一定的指导作用,可依据设计参数及施工需求选择合适的预应力筋线型。但仅有试验数据分析并不完善,后续还需进行试验结果与数值模拟计算结果的对比,以期更加深入地研究束合管幕结构的受力性能,也为束合管幕结构在大跨暗挖车站中应用奠定基础。参考文献(R Re ef fe er re en nc ce es s):1 TAN W L,PATHEGAMA R G.Numerical analysis of pipe roof reinforcement in soft ground tunnelling C/Proceedings of 16th ASCE Engineering Mechanics Conference.Virginia:American Society of Civil Engineers,2003.2 HISATAKE M,OHNO S.Effects of pipe roof supports and the excavation method on the 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