8字結(jié)形格柵鋼架腹筋力學(xué)作用試驗(yàn)研究

王 剛， 馬兆飛， 盧 鋒， *， 仇文革

(1. 西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川 成都 610031； 2. 蒙西華中鐵路股份有限公司， 北京 100073)

0 引言

目前復(fù)合式襯砌已成為我國隧道建設(shè)的主要支護(hù)結(jié)構(gòu)形式，在鐵路、公路、城市軌道交通、水利水電工程中得到了普遍應(yīng)用。復(fù)合式襯砌中初期支護(hù)通常采用噴錨支護(hù)配合型鋼或者格柵鋼架的結(jié)構(gòu)形式，對(duì)于初期支護(hù)的力學(xué)特性，國內(nèi)外研究者通過現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)、模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬等手段進(jìn)行了研究，并取得了一定的成果。Braun[1]針對(duì)4桿結(jié)構(gòu)格柵鋼架形式，重點(diǎn)從格柵鋼架的受力力學(xué)特性及經(jīng)濟(jì)性2方面進(jìn)行了研究； 德國Baumann和Betzle等學(xué)者為了研究相對(duì)較新的結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)了一種腹筋為8字結(jié)構(gòu)造的3肢格柵鋼架，進(jìn)行了一系列的試驗(yàn)研究和現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試(試驗(yàn)類型分為格柵鋼架和噴混凝土格柵鋼架2種)，然后根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)力進(jìn)行了分析，并與理論結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比[2-4]； Nomikos等[5]對(duì)空鋼架進(jìn)行了一系列荷載試驗(yàn)和數(shù)值模擬，以格柵鋼架的極限承載力和撓曲變形為判據(jù)，驗(yàn)證了在未噴混凝土情況下格柵鋼架的受力特性和適用性； Kim等[6]提出了一種新型的4肢格柵鋼架，并通過模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬，將其與工字鋼、三角形格柵鋼架的極限承載力和穩(wěn)定性進(jìn)行比較，驗(yàn)證了新型格柵鋼架的優(yōu)點(diǎn)和適用性。

國內(nèi)關(guān)于格柵鋼架的最早研究是在20世紀(jì)80年代末西南交通大學(xué)[7-8]以及中國鐵道科學(xué)研究院等單位進(jìn)行的試驗(yàn)和工程應(yīng)用。西南交通大學(xué)研究人員針對(duì)格柵鋼架進(jìn)行了室內(nèi)環(huán)狀模型試驗(yàn)，在內(nèi)力分析、特性曲線和強(qiáng)度驗(yàn)算等方面積累了很多經(jīng)驗(yàn)；原鐵三院和中鐵十六局等于1985年最早將幾種截面形式的格柵支撐應(yīng)用于大秦線的西坪隧道和軍都山隧道中，后來相繼在大秦線景忠山隧道、北京地鐵復(fù)興門折返線以及西單車站等工程中推廣應(yīng)用[9-11]； 李洪泉等[12]為評(píng)價(jià)格柵鋼架噴混凝土支護(hù)的安全性，采用插值方法，在一些假設(shè)條件的基礎(chǔ)上，結(jié)合位移監(jiān)測(cè)情況，推導(dǎo)了由量測(cè)位移求支護(hù)內(nèi)力的計(jì)算公式，并結(jié)合工程實(shí)例進(jìn)行了驗(yàn)證分析； 張頂立等[13]通過室內(nèi)性能試驗(yàn)和數(shù)值模擬，對(duì)型鋼鋼架和格柵鋼架2種支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力特性、破壞過程及演化特性、極限承載力和變形量等進(jìn)行了研究； 張德華等[14]針對(duì)存在極高地應(yīng)力的大梁隧道，系統(tǒng)開展了型鋼鋼架與格柵鋼架在高地應(yīng)力軟巖隧道支護(hù)中的適應(yīng)性對(duì)比試驗(yàn)； 于富才等[15]按照高速鐵路隧道Ⅳa圍巖標(biāo)準(zhǔn)斷面，分別采用普通鋼筋和高強(qiáng)鋼筋澆筑3組格柵混凝土復(fù)合支護(hù)構(gòu)件，通過室內(nèi)加載試驗(yàn)對(duì)3組構(gòu)件的力學(xué)特性、隧道工程適用性和復(fù)合支護(hù)特性進(jìn)行了研究； 龔鋮[16]依托蒙(西)華(中)煤運(yùn)鐵路隧道，對(duì)單線H150型和雙線H180型格柵鋼架進(jìn)行了模型試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，對(duì)模型試驗(yàn)結(jié)構(gòu)構(gòu)件的變形規(guī)律、破壞形態(tài)和極限承載力進(jìn)行了理論分析，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了3種工況的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，對(duì)試驗(yàn)段格柵鋼架的受力情況、圍巖收斂變形及圍巖-初期支護(hù)接觸壓力進(jìn)行了監(jiān)控量測(cè)。

通過查閱文獻(xiàn)及現(xiàn)階段研究成果可以看出，目前對(duì)于格柵鋼架的研究重點(diǎn)在于考慮支護(hù)與圍巖相互作用下的支護(hù)結(jié)構(gòu)受力特性以及對(duì)不同圍巖的適用性，而對(duì)于格柵鋼架本身力學(xué)特性及優(yōu)化設(shè)計(jì)相關(guān)方面的研究較少。本文采用模型試驗(yàn)研究方法，系統(tǒng)研究了格柵鋼架8字結(jié)腹筋直徑和主腹筋焊縫長度的力學(xué)作用，為格柵鋼架的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)背景及方案設(shè)計(jì)

目前，國內(nèi)在隧道建設(shè)中廣泛使用的格柵鋼架為4肢8字結(jié)設(shè)計(jì)形式，如圖1所示。格柵鋼架主筋采用對(duì)稱配筋形式(4根主筋直徑相同)，腹筋采用8字結(jié)結(jié)構(gòu)形式。

本文以蒙西至華中地區(qū)鐵路煤運(yùn)通道(以下簡(jiǎn)稱為蒙華鐵路)為工程背景，選取蒙華鐵路使用的H130、H150、H180和H230型號(hào)中最常用的H150、H180型格柵鋼架作為研究的標(biāo)準(zhǔn)格柵鋼架，用于試驗(yàn)對(duì)比，并對(duì)H150、H180型格柵鋼架的用鋼量進(jìn)行了調(diào)研，每榀格柵鋼架用鋼量見表1。

(a) 8字結(jié)設(shè)計(jì)圖

(b) 8字結(jié)加工圖

表1 每榀格柵鋼架用鋼量

由表1可知： 1)腹筋的用鋼量約等于4根主筋的用鋼量，若可以通過優(yōu)化減少腹筋的用鋼量，則對(duì)格柵鋼架的成本控制具有重大意義； 2)設(shè)計(jì)的格柵鋼架主腹筋焊縫長度為7 cm，長度較大，在格柵鋼架制作過程中增加了大量的人工和時(shí)間成本。

基于上述背景，本文采用模型試驗(yàn)方法，研究格柵鋼架腹筋直徑和主腹筋焊縫長度2個(gè)因素變化對(duì)格柵鋼架力學(xué)作用的影響?？紤]到格柵鋼架的受力特征為壓彎模式，試驗(yàn)過程中對(duì)試件進(jìn)行偏心受壓加載，并以偏心荷載作為試件的承載力指標(biāo)。為了全面研究格柵鋼架的力學(xué)特性，本文分別對(duì)格柵鋼架和噴混凝土格柵鋼架進(jìn)行了研究，試驗(yàn)中采用HRB400鋼筋和C25噴射混凝土制作試件。格柵鋼架單獨(dú)受荷試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)見表2，噴混凝土格柵鋼架試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)見表3。需要說明的是，本文的目的是研究在相同受力條件下格柵鋼架腹筋直徑和焊縫長度變化對(duì)極限承載力的影響，考慮到格柵鋼架的受力特征為壓彎模式，故將試件設(shè)計(jì)為壓彎構(gòu)件。

表2 格柵鋼架單獨(dú)受荷試驗(yàn)工況

注： 工況S-14為標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)工況； 工況S-14、F-10和F-8中的數(shù)字代表鋼筋直徑； 工況H-3和H-5中的數(shù)字代表焊縫長度。

表3 噴混凝土格柵鋼架試驗(yàn)工況

注： 工況CS-14、CF-10和CF-8中的數(shù)字代表鋼筋直徑； 工況CH-3和CH-5中的數(shù)字代表焊縫長度； 工況CS-14為標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)工況，作為對(duì)比工況； 工況CF-0中未設(shè)置腹筋。

1.2 試驗(yàn)加載和量測(cè)系統(tǒng)

試驗(yàn)采用靜力臥式加載裝置，利用2臺(tái)最大推進(jìn)力為200 t的YQ-200型千斤頂配合1臺(tái)DYB-LA型電動(dòng)油泵提供穩(wěn)定加載力，對(duì)試件施加偏心荷載，以此模擬結(jié)構(gòu)的偏心受壓模式。參照《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》中按Ⅳ級(jí)圍巖深埋隧道推薦的參數(shù)進(jìn)行荷載-結(jié)構(gòu)法計(jì)算，得到最大偏心距，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)條件，試驗(yàn)空鋼架偏心距取180 mm，混凝土試件偏心距取245 mm。試驗(yàn)裝置輸出的初始偏心力為85～103 kN，逐級(jí)加載約為18.5 kN。

試驗(yàn)中格柵鋼架采用H150鋼架，截面尺寸為150 mm×150 mm，混凝土構(gòu)件截面尺寸為220 mm×220 mm。格柵鋼架單獨(dú)受荷偏心受壓加載及量測(cè)裝置如圖2所示，噴混凝土格柵鋼架共同作用加載及量測(cè)裝置如圖3所示。

圖2 格柵鋼架單獨(dú)受荷偏心受壓加載及量測(cè)裝置(單位： mm)

Fig. 2 Eccentric compression loading and experimental devices for lattice girder under single load (unit: mm)

圖3噴混凝土格柵鋼架共同作用加載及量測(cè)裝置(單位： mm)

Fig. 3 Experimental devices for shotcrete lattice girder (unit: mm)

2 格柵鋼架優(yōu)化指數(shù)

整個(gè)格柵鋼架試驗(yàn)中既要考慮構(gòu)件的承載力，又要考慮構(gòu)件自身的經(jīng)濟(jì)性，為此引入隧道格柵鋼架優(yōu)化指數(shù)I，用以反映承載力與經(jīng)濟(jì)性雙重因素的相關(guān)性。

(1)

式中：I為隧道格柵鋼架優(yōu)化指數(shù)；Pi為工況i構(gòu)件的極限承載力，kN；mi為工況i構(gòu)件的每延米質(zhì)量，kg；Pb為標(biāo)準(zhǔn)構(gòu)件的極限承載力，kN；mb為標(biāo)準(zhǔn)構(gòu)件的每延米質(zhì)量，kg。

優(yōu)化指數(shù)反映了試驗(yàn)工況的“性價(jià)比”，數(shù)值越大性能越突出。I>1.0表示性能提高，I<1.0表示性能降低。需要說明的是，在計(jì)算優(yōu)化指數(shù)時(shí)，只計(jì)算了材料用量，沒有考慮人工成本和時(shí)間成本等費(fèi)用。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 腹筋直徑變化對(duì)力學(xué)作用的影響分析

8字結(jié)腹筋作為格柵鋼架的組成部分，起著固定主筋、結(jié)構(gòu)成型以及格柵鋼架單獨(dú)受力時(shí)傳力的作用。腹筋直徑的大小對(duì)格柵鋼架加工、存放、運(yùn)輸和安裝起著一定的作用。為此，在優(yōu)化腹筋試驗(yàn)過程中設(shè)計(jì)了格柵鋼架單獨(dú)受荷和噴混凝土格柵鋼架共同受荷2種受荷模式，便于綜合分析格柵鋼架在加工、存放、運(yùn)輸、安裝過程中以及噴射混凝土與格柵鋼架形成整體后的結(jié)構(gòu)整體受力情況。

3.1.1 格柵鋼架單獨(dú)受荷

腹筋直徑不同時(shí)格柵鋼架單獨(dú)受荷情況下試驗(yàn)結(jié)果見表4。由表4可以看出： 1)工況F-10中3組試件的平均極限承載力為147.22 kN，比標(biāo)準(zhǔn)工況S-14小9.16%，優(yōu)化指數(shù)I較標(biāo)準(zhǔn)工況大6%； 2)工況F-8中3組試件的平均極限承載力為128.66 kN，比標(biāo)準(zhǔn)工況承載力小20.62%，優(yōu)化指數(shù)I較標(biāo)準(zhǔn)工況小1%。

格柵鋼架單獨(dú)受荷情況下極限承載力、優(yōu)化指數(shù)與腹筋直徑的關(guān)系曲線如圖4所示。由圖4可看出： 試件極限承載力隨腹筋直徑的減小而減小，優(yōu)化指數(shù)隨腹筋直徑的減小先增大后減小。工況F-8中極限承載力和優(yōu)化指數(shù)均低于標(biāo)準(zhǔn)工況，且在試驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)， 8 mm直徑的鋼筋剛度較低，構(gòu)件在加工運(yùn)輸過程中容易變形，因此該種形式的設(shè)計(jì)不滿足實(shí)際工程應(yīng)用要求。工況F-10中極限承載力較標(biāo)準(zhǔn)工況下降幅度小，考慮到實(shí)際工程中隧道開挖完成格柵鋼架施作后初期受荷較小，腹筋直徑為10 mm時(shí)既可以保證格柵鋼架施作初期的強(qiáng)度要求，也能滿足格柵鋼架加工、存放、運(yùn)輸和安裝的要求，且優(yōu)化指數(shù)大于1.0，較標(biāo)準(zhǔn)工況大6%，具有較好的經(jīng)濟(jì)性。需要說明的是，因?yàn)闊o腹筋結(jié)構(gòu)理論上沒有適用性，所以未對(duì)無腹筋工況進(jìn)行格柵鋼架單獨(dú)受荷試驗(yàn)，僅將其作為格柵與噴射混凝土共同作用下一種極限情況的對(duì)比。

表4腹筋直徑不同時(shí)格柵鋼架單獨(dú)受荷情況下試驗(yàn)結(jié)果

Table 4 Test results of lattice girder with different diagonal bar diameters under single load

試驗(yàn)工況極限承載力/kN試件1試件2試件3平均值構(gòu)件質(zhì)量/kg承載力與質(zhì)量之比優(yōu)化指數(shù)IF-10152.17141.03148.46147.2229.864.931.06F-8133.61133.61118.76128.6627.864.620.99S-14159.59170.73155.88162.0734.914.641.00

圖4極限承載力、優(yōu)化指數(shù)與腹筋直徑的關(guān)系曲線(格柵鋼架)

Fig. 4 Relationships among ultimate bearing capacity, optimization index and diagonal bar diameter of lattice girder

3.1.2 噴混凝土與格柵鋼架共同受荷

腹筋直徑不同時(shí)噴混凝土與格柵鋼架共同受荷情況下試驗(yàn)結(jié)果見表5。由表5可知： 3種不同腹筋直徑工況下試件的極限承載力均與標(biāo)準(zhǔn)工況相近，工況CF-10試件的平均極限承載力為296.13 kN，比標(biāo)準(zhǔn)工況CS-14大0.13%，優(yōu)化指數(shù)比標(biāo)準(zhǔn)工況大17%； 工況CF-8試件的平均極限承載力為294.88 kN，比標(biāo)準(zhǔn)工況CS-14小0.29%，優(yōu)化指數(shù)比標(biāo)準(zhǔn)工況大25%； 工況CF-0試件的平均極限承載力為308.60 kN，比標(biāo)準(zhǔn)工況CS-14大4.4%，優(yōu)化指數(shù)比標(biāo)準(zhǔn)工況大41%。

噴混凝土與格柵鋼架共同受荷情況下，極限承載力、優(yōu)化指數(shù)與腹筋直徑的關(guān)系曲線如圖5所示。由圖5可知： 隨著腹筋直徑的減小，構(gòu)件極限承載力基本保持不變，但優(yōu)化指數(shù)有較大提高，優(yōu)化指數(shù)在工況CF-0時(shí)達(dá)到最大值，即腹筋直徑的減小對(duì)噴混凝土格柵鋼架的極限承載力影響不大，具有很好的經(jīng)濟(jì)性。工況CF-0的試驗(yàn)結(jié)果說明了噴混凝土后的格柵鋼架腹筋對(duì)于承載力的提高沒有作用，因此在滿足格柵鋼架加工、存放、運(yùn)輸和安裝的前提下減小腹筋直徑是可行的。綜合格柵鋼架單獨(dú)受荷下的試驗(yàn)結(jié)果及現(xiàn)場(chǎng)加工情況，確定腹筋直徑為10 mm時(shí)效果最優(yōu)。

表5腹筋直徑不同時(shí)噴混凝土與格柵鋼架共同受荷情況下試驗(yàn)結(jié)果

Table 5 Test results of shotcrete lattice girder with different diagonal bar diameters

試驗(yàn)工況極限承載力/kN試件1試件2試件3平均值構(gòu)件質(zhì)量/kg承載力與質(zhì)量之比優(yōu)化指數(shù)ICF-10299.87292.39296.13296.1329.869.921.17CF-8296.13296.13292.39294.8827.8610.591.25CF-0307.36307.36311.10308.6024.3211.921.41CS-14284.80303.00299.40295.7334.918.471.00

圖5極限承載力、優(yōu)化指數(shù)與腹筋直徑的關(guān)系曲線(噴混凝土格柵鋼架)

Fig. 5 Relationships among bearing capacity, optimization index and diagonal bar diameter of shotcrete lattice girder

3.1.3 不同腹筋直徑的格柵鋼架剛度

格柵鋼架單獨(dú)受荷和噴混凝土與格柵鋼架共同受荷時(shí)不同腹筋直徑工況下試件的荷載-撓度曲線如圖6所示。由圖6可以看出： 一方面，噴混凝土格柵鋼架的極限承載力顯著高于未噴混凝土?xí)r格柵鋼架的承載力；另一方面，對(duì)于格柵鋼架單獨(dú)受荷和噴混凝土格柵鋼架共同受荷試驗(yàn)，不同腹筋直徑工況下試件的荷載-撓度曲線峰前斜率基本相同，表明腹筋直徑的減小對(duì)格柵鋼架的剛度基本沒有影響。在實(shí)際工程中隧道開挖完成格柵鋼架施作后初期受荷較小，格柵鋼架真正發(fā)揮作用是在與噴混凝土形成整體承載結(jié)構(gòu)以后。因此，在滿足格柵鋼架施作初期的強(qiáng)度要求和格柵鋼架加工、存放、運(yùn)輸和安裝要求的情況下，可以適當(dāng)減小腹筋直徑。

圖6 不同腹筋直徑工況下試件的荷載-撓度曲線

Fig. 6 Load-deflection curves of specimens with different diagonal bar diameters

3.2 主腹筋焊縫長度變化對(duì)力學(xué)作用的影響分析

3.2.1 格柵鋼架單獨(dú)受荷

格柵鋼架單獨(dú)受荷情況下焊縫長度不同時(shí)試驗(yàn)結(jié)果見表6。由表6可知，主腹筋焊縫長度不同情況下，試件的極限承載力相近。由此可見，主腹筋焊縫長度對(duì)格柵鋼架單獨(dú)受荷條件下試件的極限承載力無明顯影響。另外，在試驗(yàn)中未出現(xiàn)因焊縫強(qiáng)度不足而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞的現(xiàn)象，試件破壞模式如圖7所示。格柵鋼架單獨(dú)受荷情況下極限承載力、優(yōu)化指數(shù)與焊縫長度的關(guān)系曲線如圖8所示。需要說明的是，在圖8中，隨著焊縫長度的減小，與標(biāo)準(zhǔn)工況相比優(yōu)化指數(shù)沒有明顯增加，這是由于在計(jì)算優(yōu)化指數(shù)時(shí)沒有考慮人工成本和時(shí)間成本等費(fèi)用。

表6格柵鋼架單獨(dú)受荷情況下焊縫長度不同時(shí)試驗(yàn)結(jié)果

Table 6 Test results of lattice girder with different welding lengths under single load

試驗(yàn)工況極限承載力/kN試件1試件2試件3平均值構(gòu)件質(zhì)量/kg承載力與質(zhì)量之比優(yōu)化指數(shù)IS-14159.59170.73155.88162.0734.914.641.00H-5163.31159.59170.73164.5434.914.711.02H-3148.46159.59148.46152.1734.914.360.94

3.2.2 噴混凝土與格柵鋼架共同受荷

噴混凝土格柵鋼架共同受荷情況下焊縫長度不同時(shí)試驗(yàn)結(jié)果見表7。由表7可知： 工況CH-5和CH-3試件的極限承載力與標(biāo)準(zhǔn)工況CS-14相近，說明在減小主腹筋焊縫長度后格柵鋼架與噴混凝土共同受荷時(shí)試件的承載力并沒有下降，且在試驗(yàn)中未發(fā)現(xiàn)焊縫處出現(xiàn)局部破壞的現(xiàn)象。噴混凝土與格柵鋼架共同受荷情況下極限承載力、優(yōu)化指數(shù)與焊縫長度的關(guān)系曲線如圖9所示。

由于減小焊縫長度對(duì)提高格柵鋼架加工效率、縮短人工作業(yè)時(shí)間十分有效，且通過試驗(yàn)說明減小焊縫長度是合理可行的。因此，結(jié)合格柵鋼架單獨(dú)受荷試驗(yàn)結(jié)果可知，焊縫長度為3 cm時(shí)鋼架的經(jīng)濟(jì)適用性最好。

(a) 焊縫長度5 cm

(b) 焊縫長度3 cm

Fig. 7 Failure modes of lattice girder with different welding lengths

圖8格柵鋼架單獨(dú)受荷情況下極限承載力、優(yōu)化指數(shù)與焊縫長度的關(guān)系曲線

Fig. 8 Relationships among ultimate bearing capacity, optimization index and diagonal bar diameter with different welding lengths of plain lattice girder

表7噴混凝土與格柵鋼架共同受荷情況下焊縫長度不同時(shí)試驗(yàn)結(jié)果

Table 7 Test results of shotcrete lattice girder with different welding lengths

試驗(yàn)工況極限承載力/kN試件1試件2試件3平均值構(gòu)件質(zhì)量/kg承載力與質(zhì)量之比優(yōu)化指數(shù)ICS-14284.80303.00299.40295.7334.918.471.00CH-5292.39307.36296.13298.6234.918.551.01CH-3314.84311.10314.84313.5934.918.981.06

圖9噴混凝土與格柵鋼架共同受荷情況下試件的極限承載力、優(yōu)化指數(shù)與焊縫長度的關(guān)系曲線

Fig. 9 Relationship among ultimate bearing capacity, optimization index and diagonal bar diameter with different welding lengths of shotcrete lattice girder

3.2.3 不同焊縫長度的格柵鋼架剛度

格柵鋼架單獨(dú)受荷和噴混凝土與格柵鋼架共同受荷時(shí)不同焊縫長度工況下試件的荷載-撓度曲線如圖10所示。由圖10可知： 對(duì)于格柵鋼架單獨(dú)受荷和噴混凝土與格柵鋼架共同受荷工況，焊縫長度減小至5 cm和3 cm 2種工況的極限承載力與對(duì)應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)工況相近； 焊縫長度不同時(shí)，格柵鋼架荷載-撓度曲線峰前斜率基本相同，說明焊縫長度的減小對(duì)格柵鋼架的剛度沒有影響。結(jié)果表明，主腹筋焊縫長度的減小，對(duì)格柵鋼架的力學(xué)特性基本沒有影響。

圖10 不同焊縫長度工況下試件的荷載-撓度曲線

Fig. 10 Load-deflection curves of specimens with different welding lengths

4 結(jié)論與建議

本文采用模型試驗(yàn)方法，系統(tǒng)研究了腹筋直徑和主腹筋焊縫長度對(duì)8字結(jié)形格柵鋼架力學(xué)性質(zhì)的影響，得到以下結(jié)論與建議：

1)噴混凝土格柵鋼架共同受荷時(shí)，腹筋直徑的減小對(duì)構(gòu)件的極限承載力沒有顯著影響，但優(yōu)化指數(shù)有較大提高，而且在不設(shè)置腹筋的情況下，構(gòu)件承載力略高于標(biāo)準(zhǔn)構(gòu)件承載力，說明腹筋對(duì)結(jié)構(gòu)極限承載力的提高沒有貢獻(xiàn)。由格柵鋼架單獨(dú)受荷試驗(yàn)可知，腹筋直徑為8 mm時(shí)格柵鋼架承載力較低、易變形， 腹筋直徑為10 mm時(shí)既能滿足格柵鋼架在加工、存放、運(yùn)輸以及安裝過程中的剛度需求，又能在格柵鋼架單獨(dú)受荷時(shí)提供一定的承載力，且具有較好的經(jīng)濟(jì)價(jià)值，故建議將格柵鋼架的腹筋直徑優(yōu)化為10 mm。

2)在格柵鋼架單獨(dú)受荷和噴混凝土與格柵鋼架共同受荷2種受荷模式下，焊縫長度的減小對(duì)構(gòu)件的極限承載力均未表現(xiàn)出明顯影響，且試驗(yàn)中均未發(fā)現(xiàn)焊縫處出現(xiàn)局部破壞的現(xiàn)象，因此建議焊縫長度優(yōu)化為3 cm。

3)綜合分析可知，標(biāo)準(zhǔn)格柵鋼架8字結(jié)腹筋用鋼量與主筋相近，但卻對(duì)其極限承載力基本沒有貢獻(xiàn)，性價(jià)比極低，故建議在進(jìn)行格柵鋼架設(shè)計(jì)時(shí)，可大幅減小腹筋直徑，甚至可對(duì)其截面形式進(jìn)行優(yōu)化。

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