管幕法是地下工程暗挖法之一, 它是利用微型顶管技术在拟建的地下建筑物四周顶进钢管, 钢管之间以锁口导向, 并注入防水材料, 形成地下空间围护结构.管幕法适用于软土地层浅埋式大断面长距离暗挖地下工程, 具有地面沉降较小、对周围环境及交通影响小等优点, 已在国内外一些地下工程中得到应用, 各国专家、学者对其受力性能进行了相关研究.

1971年, 日本修建的Kawase-Inae穿越铁路的通道工程首先采用了管幕法^[1], 此后, 比利时、新加坡等国家先后将管幕法应用于地下工程^[2-4], 中国大陆2004年首次在隧道施工中使用管幕法.随着管幕法应用范围的扩大, 国内外专家、学者对管幕结构进行了改进, 逐渐形成NTR(new tubular roof), STS等新的管幕工法^[5-7].Yen和Shi等^[8-9]通过有限元分析估算曲线管幕钢管顶力, 结合监测数据给出了顶管荷载公式.黎永索等^[10]对管幕法地表沉降进行了研究, 预测结果和监测结果吻合良好.李慎刚等^[11]研究了顶管过程中地表竖向变形及顶力的变化规律.Lee等^[12]通过模型试验、近景摄影测量技术及有限元分析对管棚隧道的稳定性及破坏模式进行了研究.Sim等^[13]通过试验研究了整体式管棚的受力性能和下承式隧道的受力性能.阎石等^[14]对NTR构件的横向锚固力学性能进行了研究.贾鹏蛟等^[15-16]对STS管幕构件的力学性能进行了参数分析.STS管幕结构施工时, 先将大钢管顶进岩土中, 人工清理大钢管内渣土, 并在大钢管内清理大钢管之间的渣土, 布置连接钢筋或螺杆, 然后, 在大钢管内及钢管之间浇筑混凝土, 形成整体结构.研究结果表明, STS管幕结构存在的不足是:在纵向钢管内利用人工清理相邻纵向钢管之间的渣土时, 由于受施工空间限制, 钢管之间渣土很难清理干净, 无法保证钢管之间钢筋混凝土的浇筑质量, 大大降低横向连接结构的承载力和刚度, 带来安全隐患.

为克服NTR，STS管幕结构施工难度大、横向连接钢筋混凝土结构承载力低、刚度小的缺点, 在现有管幕结构的基础上, 本文提出一种NSTS(new steel tube slab)管幕结构:在纵向大钢管之间布置连接小钢管, 然后, 同时在大、小钢管内浇筑混凝土, 利用小钢管混凝土将纵向大钢管混凝土横向连接起来, 形成由纵横钢管混凝土构成的整体结构.该连接方法的基本思想是:以小直径钢管混凝土结构替代传统管幕结构纵向大钢管之间的肋梁或钢筋混凝土板连接结构, 解决纵向钢管之间清理渣土困难、施工质量难以保证的问题; 同时充分利用钢管混凝土结构刚度大、承载力高的特点, 提供一种施工简单、横向连接性能好、地表沉降量小的管幕围护结构.由于管幕结构常应用于穿越城市既有地下管线的工程, 因此在开挖过程中通常不允许使用明火, 不能简单地将纵横向钢管焊接连接, 为此, 横向钢管混凝土与纵向钢管混凝土的连接十分关键, 是保障NSTS管幕结构使用的必要条件.本文通过在小钢管端部设置螺栓或T型钢板, 设计了3种纵横向钢管混凝土的连接方式, 通过试验, 分析NSTS构件的受力模式和破坏机理, 研究不同连接方式、混凝土强度等级等参数对NSTS构件受力性能的影响.

本试验制作了5个试件, 试件长度为1 029 mm, 计算长度为810 mm, 大钢管圆心距为405 mm, 小钢管长度为360 mm, 小钢管伸入大钢管的长度为81 mm, 其他设计参数见表 1.设计了3种不同的纵横钢管混凝土的连接方式:在小钢管端部设置螺栓+T型钢板(试件NSTS1，NSTS4和NSTS5), 见图 1a; 仅设置T型钢板(试件NSTS2), 见图 1b; 仅设置螺栓(试件NSTS3)，见图 1c.

表 1(Table 1)

表 1 试件的设计参数 Table 1 Design parameters of specimens 编号 小钢管外径 连接方式 混凝土强度等级 mm NSTS1 NSTS2 NSTS3 NSTS4 NSTS5 89 89 89 108 108 螺栓+T型钢板 T型钢板 螺栓 螺栓+T型钢板 螺栓+T型钢板 C30 C30 C30 C30 C50

表 1 试件的设计参数 Table 1 Design parameters of specimens

图 1(Fig. 1)

图 1 连接方式设计示意图(mm) Fig.1 Sketch maps of the connection methods (a)—螺栓+T型钢板连接；(b)—T型钢板连接；(c)—螺栓连接.

大钢管长250 mm, 外径为219 mm, 管壁厚6 mm; 小钢管外径采用89 mm和108 mm两种规格, 管壁厚4 mm; 钢板规格为170 mm×170 mm, 厚8 mm; 螺栓规格为M10高强螺栓.试件的材料特性见表 2.

表 2(Table 2)

表 2 试件的材料特性 Table 2 Material properties of specimens 名称 屈服强度 抗拉强度 混凝土轴心抗压强度/MPa MPa MPa 大钢管 257.7 452.3 — 小钢管 349.5 404.3 — 钢板 272.8 595.0 — C30混凝土 — — 21.4 C50混凝土 — — 34.7

表 2 试件的材料特性 Table 2 Material properties of specimens

试件制作过程:1)按设计尺寸将大、小钢管及钢板切割、打孔, 见图 2a~2d; 2)将小钢管插入大钢管内, 按照设计的三种连接构造, 将试件连接成型, 见图 2e; 3)浇筑混凝土形成整体并在标准条件下养护, 见图 2f.

图 2(Fig. 2)

图 2 试件制作 Fig.2 Specimen making (a)—螺栓; (b)—小钢管; (c)—大钢管; (d)—T型钢板; (e)—连接成型; (f)—浇筑混凝土.

在小钢管节点截面和中截面的顶部和底部沿小钢管纵向及环向粘贴应变片, 测量该处应变, 测点布置见图 3, 图中S1~S8分别表示沿节点截面顶部环向、顶部纵向、底部环向、底部纵向以及中截面顶部环向、顶部纵向、底部环向和底部纵向布置的应变片.试验采用单点静力加载以及荷载控制的单调分级加载制度.在跨中、支座处分别布置位移计, 测量试件跨中及支座处位移, 试验装置见图 4.开始加载后, 观测并记录各测点仪器仪表的读数, 观察试件变形, 试件达到极限荷载(P_u)后, 继续加载至荷载降低到85%P_u, 停止加载, 试件破坏.

图 3(Fig. 3)

图 3 应变片布置 Fig.3 Strain gauges arrangement (a)—侧视图；(b)—俯视图.

图 4(Fig. 4)

图 4 试验装置(mm) Fig.4 Testing setup (a)—示意图；(b)—实况图.

荷载作用初期, 试件变形较小; 当荷载达到50%P_u左右, 试件的小钢管与大钢管连接节点底部开始出现相对位移, 即小钢管开始从大钢管中拔出; 随着荷载增加, 试件变形及小钢管底部拔出长度逐渐增加, 当荷载达到75%P_u左右, 试件内部开始出现声响, 试件变形增长速度明显加快; 随着荷载继续增加, 小钢管连接节点顶部出现外凸，底部拔出长度继续增加, 试件变形持续增长, 直至试件破坏.

整个加载过程中, 大钢管内混凝土表面未见裂缝.试件整体及局部破坏形态见图 5, 图 6.可见, NSTS试件的典型破坏模式为:连接小钢管底部拔出部分长度、顶部压凸.

图 5(Fig. 5)

图 5 试件整体破坏形态 Fig.5 Failure modes of the specimen

图 6(Fig. 6)

图 6 试件局部破坏形态 Fig.6 Local failure mode (a)—小钢管底部拔出；(b)—小钢管顶部外凸.

各试件的荷载与变形关系曲线见图 7.可以看出, 试件荷载与变形关系曲线呈弹性直线段、弹塑性微弯曲段、强化直线段3个阶段.

图 7(Fig. 7)

图 7 荷载与变形关系 Fig.7 Relationship between load and displacement

加载初期, NSTS试件的整体工作性能良好, 变形增长速度较慢, 荷载与变形关系处于线弹性阶段; 当荷载达到50%P_u左右, 荷载与变形关系进入微弯曲段, 此阶段, 随着荷载的增加, 试件变形增长速度逐渐变大, 刚度不断减小, 荷载与变形关系曲线呈非线性变化; 当荷载达到85%P_u左右, 荷载与变形关系进入强化直线段, 试件变形增长速度明显大于荷载的增长速度, 刚度明显下降; 当加载至极限荷载后, 试件变形继续增长, 荷载开始下降, 试件破坏.试验结果见表 3.

表 3(Table 3)

表 3 试验结果 Table 3 Test results 试件编号 Pc/kN Pu/kN Δu/mm NSTS1 NSTS2 NSTS3 NSTS4 NSTS5 72.04 40.42 65.00 69.94 75.04 136.20 86.00 130.00 136.60 138.20 45.30 66.93 60.92 67.76 35.37 注：Pc为小钢管开始从大钢管拔出时的荷载; Δu为试件达到极限荷载时的跨中变形.

表 3 试验结果 Table 3 Test results

各试件小钢管的荷载与应变关系曲线见图 8.可以看出, 荷载作用初期, 小钢管应变较小且增长缓慢, 荷载与应变关系曲线呈线性, 小钢管处于弹性状态.试件NSTS1, NSTS2, NSTS3和NSTS4, 当荷载达到(65%~70%)P_u左右, 小钢管底部受拉屈服、顶部受压屈服.试件NSTS5, 当荷载达到80%P_u左右, 小钢管底部受拉屈服、顶部受压屈服.这是由于, 试件NSTS5小钢管内的混凝土强度等级较高, 更好地约束了钢管的屈曲.而后, 随着荷载增加, 应变以较高的速度增长, 直至试件破坏.

图 8(Fig. 8)

图 8 荷载与应变关系 Fig.8 Relationship between load and strain (a)—试件NSTS1;(b)—试件NSTS2;(c)—试件NSTS3;(d)—试件NSTS4;(e)—试件NSTS5.

总体上, 各试件小钢管节点截面先于中截面发生屈服, 且节点截面纵向先于环向发生屈服.表明, 在本次试验中, 大小钢管连接节点截面是试件的薄弱截面.

不同连接方式的NSTS试件荷载与变形关系曲线见图 9a.试件NSTS1与试件NSTS2相比, 承载力和刚度分别提高58.4%, 123.3%;试件NSTS3与试件NSTS2相比, 承载力和刚度分别提高51.2%和97.5%.结果表明:采用螺栓+T型钢板连接及采用螺栓连接的试件与仅采用T型钢板连接的试件相比, 刚度和承载力均有明显提高, 连接性能得到显著改善.这是由于, 小钢管端部仅设置T型钢板的试件, T型钢板与小钢管之间相互独立工作, 与混凝土之间没有约束作用, 使连接性能大大降低.

图 9(Fig. 9)

图 9 设计参数的影响 Fig.9 Influences of design parameters (a)—连接方式的影响；(b)—连接小钢管直径的影响；(c)—混凝土强度的影响.

试件NSTS1与试件NSTS3相比, 承载力和刚度分别提高4.8%, 16.8%.表明:采用螺栓+T型钢板的连接方法对改善试件的受力性能最为有利.这是由于, T型钢板通过螺栓固定在小钢管端部, 二者在荷载作用下共同工作, T型钢板与混凝土之间产生相互约束作用, 并且这一约束作用要强于仅设置螺栓的试件中螺栓与混凝土的相互约束作用.

不同连接小钢管直径的NSTS试件荷载与变形关系曲线见图 9b.可以看出, 试件NSTS1与NSTS4的承载力及跨中变形相近, 二者荷载与变形关系曲线基本一致.说明在本次试验的设计参数下, 连接小钢管直径的增大对试件承载力影响不明显, 试件的承载力主要由连接构造决定.

不同混凝土强度的NSTS试件荷载与变形关系曲线见图 9c.试件NSTS4与试件NSTS5相比, 承载力提高了1.2%, 刚度提高19.7%, 跨中变形有所减小.表明:混凝土强度等级主要影响试件的刚度和变形, 对试件承载力的提高不明显.

1) 荷载作用初期, NSTS试件整体工作性能良好, 荷载达到50%P_u左右时小钢管开始从大钢管内拔出; NSTS试件的破坏模式为连接小钢管底部拔出部分长度, 且顶部出现外凸.表明, 利用小钢管混凝土横向连接纵向大钢管混凝土的NSTS管幕结构是有效可行的, 具有施工简单、承载力高和刚度大等优点.

2) NSTS试件的荷载与变形关系曲线呈弹性直线段、弹塑性微弯曲段、强化直线段3个阶段.荷载作用初期, 试件小钢管应变处于弹性阶段; 试件NSTS1~NSTS4在(65%~70%)P_u时小钢管底部受拉屈服、顶部受压屈服; 试件NSTS5在80%P_u左右小钢管底部及顶部发生屈服; 各试件小钢管节点截面先于中截面发生屈服.

3) 小钢管端部设置螺栓+T型钢板的试件与仅设置T型钢板的试件相比, 承载力和刚度分别提高58.4%, 123.3%;小钢管端部仅设置螺栓的试件与仅设置T型钢板的试件相比, 承载力和刚度分别提高51.2%, 97.5%.表明螺栓+T型钢板这一连接方式对改善NSTS试件的受力性能最为有利.此外, 混凝土强度的提高可使试件刚度有所提高, 降低试件变形, 但对承载力提高不明显.