苏会锋， 李习伟， 王 臣

(1. 北京交通大学 土木建筑工程学院，北京 100044； 2. 山东科技大学 交通学院，山东 青岛 266590；3. 中国矿业大学 力学与建筑工程学院，江苏 徐州 221116； 4. 北京城建设计发展集团股份有限责任公司，北京 100037)

城市轨道交通建设已进入飞速发展阶段，然而作为地铁车站主要施工方法的明挖(盖挖)现浇法仍存在诸多问题。例如，在东北等冬季寒冷地区，混凝土浇筑质量难以保证，且采取保暖措施时易发生火灾等施工风险；更为严重的是，国内劳动力尤其熟练技术工人严重短缺，无法满足车站施工大量用工的需求。为有效解决上述问题，参照北欧、俄罗斯等高纬度严寒地区和国家地铁工程建设经验[1-3]，采用预制装配式地铁车站不失为一种较佳选择。日前，长春地铁已经选定二号线的袁家店站作为采用预制装配式结构的试验工点。不同于国外结构采用构件部分预制、接头现浇的方式，袁家店站采用拱顶直墙、单拱无柱全预制装配式结构形式，每2m一环，每环由7块薄壁空腔的预制块构成，结构形式见图1。预制件在工厂预制，现场拼装，不但能保证施工质量，同时也大大加快施工速度，这对于全装配式车站结构接头形式的选择及确定尤为重要。

预制装配式结构常用的接头形式主要有螺栓式、铰接式、销插入式、楔式以及榫式等，每种接头都有其缺点及适用范围[4-5]。对于装配式地铁车站，以加快拼装速度并保证精度为直接要求，以强化接头连接可靠性和抗变形能力并能起到一定防水作用为根本目的，设计出一种接头预留空隙并灌注浆液的榫槽注浆式接头。此种接头的力学性能尤其抗弯承载能力在很大程度上决定了结构整体的变形和抗弯承载能力。

目前，针对地下工程装配式结构接头力学性能的研究对象主要集中在盾构隧道管片接头[6-11]，而盾构隧道管片接头的研究成果很难应用到明挖地铁车站接头设计中。榫槽注浆式接头的抗弯性能并没有现有的理论和经验可循，因此有必要对接头进行原型试验研究，以明确其具体的抗弯承载能力，为设计提供指导。

1 试验方案

1.1 接头尺寸初步确定

首先基于拼装的便利及精度要求，由抗剪承载需要[12]初步确定榫头、榫槽的高度、宽度和锥度(侧面坡角)，共设计2种不同长度的单榫槽式接头(长榫头及短榫头)，见图2。2种接头榫头、榫槽位置的配筋率均为1.83%，钢筋保护层厚度均为3 cm，混凝土标号为C50，作为车站预制件的备选接头形式。

1.2 注浆材料、接缝预留空隙量及注浆范围

(1) 注浆材料

通过一系列试验研究，研发出具备较好的物理力学性能、较好的防水性能、与混凝土有良好的黏结性能及相对纯环氧树脂造价更低等众多优点的改性环氧树脂材料(环氧树脂与石英粉的质量比为1∶0.5)，并将其作为接头注浆材料。

(2) 接缝预留空隙量

从降低注浆材料用量及保证注浆效果两个角度考虑，拼装后的榫头和榫槽中心间预留缝宽为5 mm。

(3) 注浆范围

设计3种注浆范围：最小、最大及设计注浆范围。只在榫头和榫槽中心间5 mm的预留缝注浆为最小注浆范围，设计注浆范围是在最小注浆范围面的两侧各扩大60 mm的注浆区，最大注浆范围为两侧扩大到100 mm。

1.3 传感器布置

在接头表面关键位置布设50组混凝土应变片，在接头内部关键位置布设20组钢筋应变片，并用拉绳式及顶杆式位移计进行接缝张开量及挠度监测。

1.4 加载轴力

在假定车站埋深3 m及5 m的情况下，利用荷载-结构模式理论，考虑接头为全刚、半刚半铰、1/4刚3/4铰、1/4铰3/4刚等4种刚度情况对结构进行内力计算，得到最不利工况各接头位置的轴力及弯矩值。经过综合考虑后把轴力简化为5种荷载，分别为2 000、1 600、1 000、500、0 kN。

1.5 试验加载

试验加载在自制的钢筋混凝土试验坑中进行，加载过程中试件水平卧放，见图3。由2台额定吨位为400 t的千斤顶分别提供轴力和弯矩，千斤顶尾部安放高精度轴力计。试验采用按力的分级加载制度，最初加载等级为10～20 kN，接近设计弯矩或计算破坏荷载时加载等级改为3～5 kN，每级加载完成后维持荷载至少5 min，采用DH3816N静态应变仪进行数据采集。

2 试验过程的抗弯承载阶段

在不同设计轴力工况下进行23组破坏性轴弯组合试验，获得大量试验数据及图像等资料。通过对不同注浆范围及不同轴力的接头表面裂缝发展、混凝土应变、内部关键钢筋应力及接缝张开情况的比较和分析，明确接头的抗弯承载过程，并把抗弯承载分成若干关键阶段。

2.1 长榫头试件抗弯承载力

2.1.1 初步判断

试件的抗弯承载经历了出现裂缝到裂缝逐渐开展延伸直至最终失去承载能力的过程。以最小注浆范围试件为例，见图4(a)，弯矩为150.5 kN·m时在张开侧一端榫头根部出现极微小裂缝，沿榫头中部成45°方向，长度约20 mm；弯矩为220.5 kN·m时，裂缝长度达150 mm；弯矩为248.5 kN·m时，裂缝进一步发展，在上述裂缝与钢筋混凝土交界线的交点处出现多条裂缝，此时张开侧夹缝张开量为0.8～0.9 mm；弯矩为315 kN·m时，榫头中部出现一条垂直于轴力方向的裂缝，长度100 mm，榫头顶部出现一条45°裂缝，几乎贯穿榫头；弯矩为455 kN·m时，榫槽中部出现垂直于轴向力方向的裂缝，向下延伸，在榫槽根部出现45°向下延伸的裂缝，结构裂缝贯通；继续加载，在弯矩达530 kN·m时，试件失稳失去承载能力。设计注浆范围试件接头裂缝发展情况见图4(b)。图4中的曲线和数值分别为裂缝发展实际轨迹和裂缝延伸到此时的弯矩值。

3种注浆范围试件裂缝发展过程较为相似，都为榫头最终破坏并失去承载能力，且最终破坏形式都是沿钢筋保护层剥离开裂，沿注浆黏结面并没有开裂。其中，最小注浆范围试件最终破坏时裂缝大多集中在榫头范围内；而设计注浆范围及最大注浆范围试件破坏时裂缝除主要分布在榫头处外，在张开侧沿榫槽和榫头根部成45°方向也有一定分布。综合分析3种注浆范围试件裂缝发展变化情况，可以近似把抗弯承载过程分为5个阶段，即裂缝出现阶段→裂缝发展阶段→榫头裂缝贯通阶段→结构裂缝贯通阶段→失稳失去承载阶段。

2.1.2 明确抗弯承载关键阶段

榫槽表面关键位置混凝土应变发展和表面裂缝发展规律一致，在榫头外侧靠近中心轴位置的测点应变发展曲线出现了较为明显的拐点，拐点正是试件新的裂缝出现及应力重新分配的标志，为确定试件裂缝发展的各个阶段提供指导。以轴力1 600 kN，设计注浆范围为例，随着弯矩的增大，共出现4个拐点，分别在310、380、440、490 kN·m，而这4个关键点，正是裂缝出现、裂缝发展、榫头裂缝贯通及结构裂缝贯通的弯矩，而弯矩650 kN·m则是试件最终失去承载能力时的弯矩值，也说明结构裂缝贯通到结构最终失去承载能力还有一定的承载空间，见图5。图5中，表面混凝土应力由应变转化而成。

2.1.3 校核

混凝土表面裂缝及监测到的应变并不能及时反映结构内部应力变化情况，而通过监测接头内部钢筋关键位置上的应变更为直接。以最小注浆范围试件为例，其钢筋应变片布置及应力发展曲线见图6。

从图6可以看出，在试件最终破坏之前，除6#测点即榫头顶部钢筋屈服外其余各点基本未达到钢筋的强度，并且大部分钢筋处于受压状态。从图6中还可以看出在弯矩约为310 kN·m时，大多数应力曲线出现明显拐点，这也和混凝土应变测得的结果及表面裂缝发展情况判断结果相一致。

从距榫槽中心截面相同距离不同高度钢筋应力曲线可以看出：钢筋应力也经历了几个较为明显的发展阶段，其中位于试件顶面附近的7#测点和10#测点应力变化最为剧烈，约在3个弯矩位置150、250、310 kN·m处出现拐点，结合表面裂缝发展曲线，此3个拐点也是裂缝出现、裂缝发展及榫头裂缝贯通的3个关键点。

2.1.4 长榫头抗弯承载关键阶段

综合裂缝表面发展、混凝土表面应变及内部关键位置钢筋应力发展情况，统计出长榫头试件的抗弯承载关键阶段弯矩值。

(1) 轴力1 600 kN，不同注浆范围

对于轴力1 600 kN，不同注浆范围工况下关键阶段的弯矩值见表1。

表1 长榫头试件不同注浆范围工况下关键阶段的弯矩值

对于同种轴力不同注浆范围的试件，结构的各个阶段的承载能力也随着注浆范围的增大而增大。说明注浆范围对结构的承载力有很大影响，但是这种影响随着弯矩的增大而降低。从表1还可以看出，压紧侧漏浆对接头的抗弯承载能力有明显影响，一般情况下，压紧侧漏浆越严重，结构各个关键阶段的弯矩值也越大，即其承载能力越强。

(2) 最小注浆范围，不同轴力

最小注浆范围不同轴力工况下关键阶段弯矩值，见图7。

可以看出，对于长榫头试件，相同的注浆范围、各关键阶段弯矩值随轴力增加基本成线性增加，轴力越大，关键阶段弯矩值也越大。

(3) 长榫槽式接头抗弯承载能力

对于榫头和榫槽依靠注浆缝灌注黏性浆液连接在一起的榫长200 mm的特殊接头结构，由于钢筋在榫槽位置断开，其抗弯承载能力较无接头构件有很大不同，榫头裂缝贯通后试件则出现了永久裂缝，所以建议把榫头裂缝贯通时的弯矩值作为接头能提供的最大弯矩。从图7中还可以看出除轴力为0工况外，榫头裂缝贯通时的弯矩值为裂缝出现时的弯矩值的2.2倍，而裂缝出现时及边缘达到混凝土抗拉强度的弯矩值由简单的理论计算公式即可得到。

2.2 短榫头接头试件抗弯承载能力

由于榫槽和榫头均较短，其抗弯承载发展过程与长榫头试件有着很大的不同，抗弯承载阶段区分并不明显。

(1) 接头表面裂缝发展情况

在不同轴力工况作用下，试件在抗弯承载过程中表面裂缝经历了一系列变化，总体来看，结构均为沿黏结面附近开裂破坏而后榫槽根部出现多条平行裂缝，受压面混凝土被压溃，见图8。

对于轴力较大工况，接头的抗弯承载阶段可以初步分为裂缝出现→裂缝延伸到榫头顶→榫头顶裂缝贯通→榫槽出现多条平行裂缝→最终承载5个阶段；对于轴力较小工况，在加载等级3 kN情况下，前几个阶段合并成为一个阶段。

(2) 短榫槽式接头抗弯承载能力

由于榫槽及榫头钢筋较短，不能充分发挥钢筋的抗弯承载作用，裂缝出现后开展极为迅速，故建议把裂缝开始出现时的弯矩值作为接头能提供的最大弯矩，而开始出现裂缝时的弯矩与相同截面的素混凝土梁宽度有关。鉴于短榫槽式注浆接头构件拼装方便，此种接头可以用在弯矩较小的接头部位。

2.3 利用接缝张开量判断抗弯承载能力

由于在接头两侧榫肩位置对称布设橡胶止水带，从防水的角度，接头接缝规定允许最大张开量为3 mm。由接缝位置布设的位移计，可测得接缝张开量随轴力弯矩变化情况。这里将接缝张开3 mm时及前面定义的两种榫头能提供的最大安全弯矩值列于表2。

从表2中可以看出，除个别试件外，在接缝张开3 mm时的弯矩值都与定义的最大抗弯承载时的弯矩值较为接近，若从计算简单的角度考虑，可以把接缝张开3 mm时的弯矩值定义为接头抗弯承载的最大弯矩值。

表2 接缝张开3 mm时弯矩及两种榫头能提供的最大安全弯矩

2.4 接头能够安全承载的最大偏心距

为进一步比较接头抗弯承载能力同轴力弯矩的组合关系，以重要参数即榫头裂缝贯通(或裂缝延伸到榫头顶)时的偏心距e=M/N进行分析，其值列于表2最右侧。从表2中可以看出除轴力较小情况(轴力0、500 kN)外，e总体上集中在0.20～0.27之间。其中，在注浆范围相同情况下(最小注浆范围)，e随轴力增大成线性减小；在轴力相同(1 600 kN)情况下，e随注浆范围增大而增大；对于轴力较大情况(轴力1 600、2 000 kN)，两种榫头长度的e值较为接近，即接头的抗弯承载能力同榫头长短关系不大。综合以上因素，在一定的轴力范围内，可以通过最大偏心距e确定接头的抗弯承载能力。

3 结论

在自行设计的试验坑对全装配式地铁车站结构两种长度的单榫槽式接头进行了不同轴力、不同注浆范围工况下的抗弯承载试验。通过综合判断表面裂缝、表面混凝土应变、接头内部关键位置钢筋应力发展变化，把榫槽式注浆接头的抗弯承载分成若干个阶段。其中，榫长195 mm接头试件抗弯承载过程经历了裂缝出现→裂缝发展→榫头裂缝贯通→接头裂缝贯通→失去承载能力5个阶段；榫长95 mm接头试件抗弯承载过程也经历了上述5个阶段，但前几个阶段在轴力较小时区分不太明显。对两种榫头长度试件，从接头抗弯承载能力角度及接头接缝张开量角度明确了接头能安全承载的最大弯矩，同时给出了一个综合参数偏心距e，在榫头长分别为195、95 mm，灌注环氧树脂时的单榫槽式注浆接头能承载最大弯矩数值为轴力值的0.20～0.27倍。

参考文献：

[1] 李太惠.明斯克地铁单拱车站设计施工经验[J]. 地铁与轻轨，1995(2)：44-48.

[2] YURKEVICH P. Developments in Segmental Concrete Linings for Subway Tunnels in Belarus[J]. Tunneling and Underground Space Technology, 1995, 10(3): 10-17.

[3] 勿拉索夫C H，阿历克山德罗夫B H，库拉金. 俄罗斯地下铁道建设精要[M]. 钱七虎，戚承志，译.北京：中国铁道出版社，2002.

[4] 刘建航, 侯学渊.盾构法隧道[M]. 北京：中国铁道出版社，1991：123-132.

[5] 王明年，李志业，魏龙海,等. 隧道及地下铁道预制化技术[M]. 成都：西南交通大学出版社，2009： 1-26.

[6] 何川，曾东洋，唐志诚，等. 大断面越江盾构隧道管片接头选型研究[J]．现代隧道技术，2005，42(6)：14-19.

HE Chuan, ZENG Dongyang, TANG Zhichneg, et al. Research on the Segment Joint Design of River-crossing Shield Tunnels with Large Cross-section[J]. Modern Tunneling Technology, 2005, 42(6):14-19.

[7] 李围，何川. 盾构隧道通用管片结构力学行为与控制拼装方式研究[J]．铁道学报，2007，29(2)：77-82.

LI Wei, HE Chuan. Study on Mechanical Behavior and Controlling Assembling Modes of Universal Segment Lining for Shield Tunnel[J]. Journal of the China Railway Society, 2007, 29(2):77-82.

[8] 赵大洲，景来红. 盾构隧道管片衬砌的平板壳-接缝元-地基系统模型研究[J]．工程力学，2011，28(6)：110-117.

ZHAO Ddazhou, JING Laihong. Study on Flat Shell-joint Element-foundation Model for Segment of Shield Tunnels[J]. Engineering Mechanics, 2011, 28(6):110-117.

[9] 师永翔，赵武胜. 大直径盾构隧道管片接头抗弯性能研究[J]．现代隧道技术， 2013，50(1)：115-122.

SHI Yongxiang, ZHAO Wusheng. Research on Flexural Rigidity of the Segment Joint of a Large-diameter Shield Tunnel[J]. Modern Tunnelling Technology, 2013, 50(1):115-122.

[10] 葛世平，谢东武，丁文其，等. 盾构管片接头简化数值模拟方法[J]．岩土工程学报，2013, 35(9)：1 600-1 605.

GE Shiping, XIE Dongwu. DING Wenqi, et al. Simplified Numerical Simulation Method for Segment Joints of Shield Tunnels[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35(9):1 600-1 605.

[11] 封坤. 大断面水下盾构隧道管片衬砌结构的力学行为研究[D].成都：西南交通大学，2012.

[12] 日本社团法人预制建筑协会. 预制建筑总论(第一册)[M].朱邦范，译. 北京：中国建筑工业出版社，2012：154-165.