裝配式地鐵車站不同結(jié)構(gòu)型式對(duì)注漿式榫槽接頭的力學(xué)性能影響

林 放, 彭智勇

(1. 北京城建設(shè)計(jì)發(fā)展集團(tuán)股份有限公司， 北京 100037； 2. 城市軌道交通綠色與安全建造技術(shù)國家工程研究中心， 北京 100037)

0 引言

裝配式地鐵車站有著巨大的節(jié)能減排作用[1]，施工期間占用場(chǎng)地較小，減少了交通導(dǎo)改帶來的城市交通壓力[2-3]；并且，采用預(yù)制裝配技術(shù)建造地鐵車站結(jié)構(gòu)，減少了施工環(huán)節(jié)和現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)人員[4-5]，大大提高了施工效率，縮短了施工周期，提高了施工安全性[6]。目前，長(zhǎng)春已有6座地鐵車站采用“全預(yù)制裝配”建造技術(shù)施工完成并通車，另外還有5座車站主體結(jié)構(gòu)已經(jīng)施工完成，7座車站正在施工建設(shè)；深圳和青島正采用該技術(shù)進(jìn)行12座地鐵車站的建造。上述裝配式車站均采用了研究團(tuán)隊(duì)自研的新型接頭——注漿式榫槽接頭，見圖1。研究團(tuán)隊(duì)通過接頭原型試驗(yàn)[7]研究揭示了不同類型注漿式榫槽接頭的承載性能[8-10]、彎曲抵抗作用特性[11]和注漿式榫槽接頭的變剛度特性[12](接頭的抗彎剛度隨軸力的增加而增加； 在軸力固定的情況下，抗彎剛度隨彎矩的增加而減小)。注漿式榫槽接頭的這種變剛度特性勢(shì)必會(huì)導(dǎo)致在不同外荷載下結(jié)構(gòu)內(nèi)力的調(diào)整，且不同城市采用的裝配式車站結(jié)構(gòu)型式不同，接頭的承載性能和剛度表現(xiàn)也不同。接頭是裝配式結(jié)構(gòu)的核心，不同的結(jié)構(gòu)型式對(duì)接頭承載和變形性能產(chǎn)生不同的影響；并且，接頭在不同的結(jié)構(gòu)型式下剛度表現(xiàn)不同，不同的接頭剛度對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)力調(diào)整作用也不同。

圖1 注漿式榫槽接頭示意圖

針對(duì)裝配式地鐵車站和注漿式榫槽接頭的研究主要集中在接頭力學(xué)性能試驗(yàn)和理論分析、裝配式結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)和有限元數(shù)值計(jì)算[13-14]及注漿式榫槽接頭注漿材料的研發(fā)[15]方面，而對(duì)不同接頭剛度和裝配式結(jié)構(gòu)內(nèi)力與變形關(guān)系、裝配式結(jié)構(gòu)型式與接頭力學(xué)性能關(guān)系的研究較少。因此，研究不同裝配式結(jié)構(gòu)型式導(dǎo)致的不同接頭剛度和承載能力與結(jié)構(gòu)力學(xué)行為的相互影響關(guān)系，有利于接頭和結(jié)構(gòu)選型。

為研究結(jié)構(gòu)型式與注漿式榫槽接頭性能的影響關(guān)系，分別對(duì)鉸接接頭、變剛度接頭、剛性接頭和現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)4種結(jié)構(gòu)型式建立數(shù)值分析模型，并將分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。另外，依托實(shí)際工程裝配式車站結(jié)構(gòu)選型，分析不同結(jié)構(gòu)型式對(duì)注漿式榫槽接頭承載性能的影響，并基于結(jié)果進(jìn)行結(jié)構(gòu)型式選擇以及接頭承載驗(yàn)算。

1 計(jì)算模型的建立

為簡(jiǎn)化分析工作，采用MIDAS GTS NX仿真計(jì)算軟件建模，首先依托深圳裝配式車站結(jié)構(gòu)(見圖2)，選擇覆土厚度為5 m、相對(duì)偏軟弱地層的裝配式車站結(jié)構(gòu)，在最終使用階段工況分析不同接頭剛度對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響，土層從上到下依次為雜填土、粉質(zhì)黏土、卵石、礫質(zhì)黏性土，底板落在礫質(zhì)黏性土上。

圖2 深圳裝配式車站結(jié)構(gòu)(單位： m)

二維荷載-結(jié)構(gòu)模型按裝配式結(jié)構(gòu)每環(huán)的寬度2 m作為單位結(jié)構(gòu)參數(shù)的選取基礎(chǔ)；結(jié)構(gòu)單元按照實(shí)際工程采用的閉腔薄壁構(gòu)件，對(duì)應(yīng)實(shí)心截面和空心截面，如圖3(a)所示。各截面編號(hào)位置見圖3(b)。構(gòu)件混凝土強(qiáng)度等級(jí)C50，頂板厚度1.2 m、高3.9 m，底板厚度1.0 m、高3.4 m，側(cè)墻厚度0.8 m、高10.25 m，中板厚度0.45 m，中柱尺寸0.5 m×0.5 m。接頭按變剛度的梁-彈簧單元進(jìn)行模擬，接頭剛度工況有純鉸接接頭結(jié)構(gòu)、實(shí)際工程變剛度接頭結(jié)構(gòu)、剛性接頭結(jié)構(gòu)和無接頭的現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)4種。對(duì)于變剛度接頭，為獲得穩(wěn)定的、與接頭軸力和彎矩相匹配的接頭剛度值，需要通過多次結(jié)構(gòu)計(jì)算進(jìn)行接頭剛度迭代，見圖3(c)。經(jīng)過接頭剛度多次調(diào)整迭代計(jì)算，結(jié)構(gòu)軸力和彎矩逐漸趨于穩(wěn)定[3]。純鉸接接頭則直接釋放接頭部位的彎矩；剛性接頭剛度采用與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)等同的剛度計(jì)算；現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)為連續(xù)梁?jiǎn)卧?，無接頭設(shè)置。

2 不同接頭剛度結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形對(duì)比分析

圖4和圖5為4種模型結(jié)構(gòu)的彎矩、剪力、軸力以及接頭部位內(nèi)力比較圖。圖6和圖7為4種模型結(jié)構(gòu)以及接頭的水平和豎向變形比較圖，其中，圖7中的現(xiàn)澆模型接頭部位是指裝配式結(jié)構(gòu)接頭同位置內(nèi)力和變形情況。

(a) Midas GTS NX模型以及截面示意圖

(b) 截面編號(hào)位置

(c) 接頭剛度迭代計(jì)算路線

(a) 彎矩

(b) 剪力

(c) 軸力

(a) 彎矩

(b) 剪力

(c) 軸力

經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)：

1)裝配式結(jié)構(gòu)非剛性接頭的特性對(duì)結(jié)構(gòu)體系彎矩影響顯著。剛性接頭比現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)彎矩降低較少，而注漿式榫槽接頭這種非剛性變剛度接頭彎矩較現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)彎矩有明顯降低，上部BC接頭降低約49.6%，下部AB接頭降低約66.2%，體現(xiàn)出變剛度接頭有較強(qiáng)的接頭彎矩釋放作用。

2)剛性接頭裝配式結(jié)構(gòu)構(gòu)件的彎矩與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的基本接近。非剛性變剛度接頭裝配式結(jié)構(gòu)構(gòu)件的彎矩因接頭彎矩釋放受到一定的影響，整環(huán)4塊構(gòu)件控制性截面彎矩幅值均有所降低，這說明采用變剛度接頭，充分利用接頭的彎矩抵抗作用，并允許通過微小的接頭轉(zhuǎn)角變形，可實(shí)現(xiàn)裝配式結(jié)構(gòu)體系控制彎矩的整體調(diào)幅。

3)采用純鉸接裝配式結(jié)構(gòu)在接頭彎矩全部釋放后，其彎矩均向構(gòu)件轉(zhuǎn)移，體現(xiàn)了構(gòu)件彎矩與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的巨大差異，頂拱C構(gòu)件跨中彎矩增加了25.7%左右。

4)在結(jié)構(gòu)變形方面，無論是結(jié)構(gòu)豎向變形或水平變形，均反映出變剛度接頭比剛性接頭和現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)增幅不大，而純鉸接結(jié)構(gòu)的變形則顯著大于前三者。因此，變剛度接頭裝配式結(jié)構(gòu)的變形控制優(yōu)勢(shì)明顯。

5)非剛性變剛度接頭裝配式結(jié)構(gòu)的軸力和剪力基本不受接頭的影響，與剛性接頭裝配式結(jié)構(gòu)和現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)基本一致。

可見，無論從結(jié)構(gòu)彎矩還是結(jié)構(gòu)變形控制的角度考慮，裝配式結(jié)構(gòu)接頭剛度都不宜過低，如純鉸接結(jié)構(gòu)等。

(a) 水平變形

(b) 豎向變形

(a) 水平變形

(b) 豎向變形

3 結(jié)構(gòu)選型對(duì)注漿式榫槽接頭的力學(xué)性能影響分析

從不同接頭剛度對(duì)裝配式結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形的對(duì)比分析可以看到，基于變剛度注漿式榫槽接頭連接的裝配式地鐵車站結(jié)構(gòu)具有良好的變形和承載性能，如何利用接頭變剛度特性進(jìn)行不同裝配式結(jié)構(gòu)的方案比選，是接下來要討論的問題。

3.1 計(jì)算方法

根據(jù)不同荷載施加條件，對(duì)初步選定的結(jié)構(gòu)型式進(jìn)行計(jì)算，接頭剛度取值初始采用接頭剛度最大的連續(xù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，求得對(duì)應(yīng)每個(gè)接頭部位的初始軸力和彎矩，以此初始內(nèi)力計(jì)算出用于第2次計(jì)算的接頭剛度值；根據(jù)第2次計(jì)算的內(nèi)力值再次求得用于下次計(jì)算的接頭剛度，直到接頭剛度穩(wěn)定在一個(gè)相對(duì)恒定的收斂值(見圖3(c))，此時(shí)的結(jié)構(gòu)內(nèi)力即為考慮接頭變剛度效應(yīng)情況下的實(shí)際內(nèi)力。

為便于剛度取值和承載能力校核計(jì)算，研究團(tuán)隊(duì)根據(jù)試驗(yàn)得到的不同型式注漿式榫槽接頭3拐點(diǎn)4階段承載特征曲線[8-10]、接頭剛度特性[12]以及接頭抗剪性能[6]，按承載階段分別解析，提出了針對(duì)壓彎作用下注漿式榫槽接頭抗彎和抗剪承載能力簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)計(jì)算方法[3]。為便于設(shè)計(jì)人員使用，將該解析算法用程序?qū)崿F(xiàn)，形成了接頭剛度取值及承載能力校核軟件，可以便捷輸出不同軸力和彎矩作用下的接頭剛度用于結(jié)構(gòu)迭代計(jì)算，并能進(jìn)行不同軸力和剪力作用下的接頭抗剪能力校核(見圖8)。圖中4條曲線分別代表： 完全線性段限界M1、類線性段限界M2、非線性段限界M3和最終極限承載線Mlim；Q為抗剪承載能力限值[6]。研究顯示,線性段和類線性段都可作為承載階段[8-10]，約占78%。

圖8 注漿式榫槽接頭計(jì)算軟件

3.2 不同結(jié)構(gòu)型式對(duì)接頭的力學(xué)性能影響

以深圳16號(hào)線二期工程裝配式車站高拱和坦拱方案比選為例(見圖9(a)和(b))，從接頭角度進(jìn)行結(jié)構(gòu)選型的探討。采用同第1節(jié)的梁-彈簧模型，進(jìn)行基于接頭剛度迭代的結(jié)構(gòu)計(jì)算。高拱和坦拱方案底板厚度均為1 m，頂板厚度1.2 m，側(cè)墻厚度0.8 m，接頭凸臺(tái)均外擴(kuò)400 mm，土層條件同第1節(jié)；高拱模型頂板長(zhǎng)13.1 m+11.8 m，高4.45 m，側(cè)墻高9.95 m，底板、中板和中柱同坦拱模型尺寸； 計(jì)算模型見圖9(c)。

圖10和圖11分別示出了相同土層條件下不同埋深有水工況下高拱結(jié)構(gòu)和坦拱結(jié)構(gòu)AB和BC接頭的受力對(duì)比?？梢钥吹?，坦拱距離曲線M1更近，BC接頭比AB接頭該現(xiàn)象更加明顯，說明在高拱結(jié)構(gòu)下AB接頭比BC接頭安全余量更多，但是高拱結(jié)構(gòu)下頂拱接頭安全余量表現(xiàn)弱于坦拱其他接頭(見圖12)。

圖12和圖13分別展示了高拱和坦拱在不同埋深條件下不同接頭的受力狀態(tài)?？梢钥吹?，除高拱AB接頭5 m埋深安全余量高于埋深3 m和4 m，其余接頭隨著埋深增加安全余量降低，該現(xiàn)象在坦拱結(jié)構(gòu)更加明顯。圖14以4 m埋深為例，展示了高拱與坦拱結(jié)構(gòu)彎矩對(duì)比。可以看到，高拱頂板跨中由于矢高較高且跨中有接頭彎矩釋放作用，彎矩較坦拱小，拱腳支座處2種結(jié)構(gòu)彎矩差不多；底板彎矩坦拱較高拱小。

(a) 高拱方案

(b) 坦拱方案

(c) 計(jì)算模型示意圖

(a) 3 m埋深

(b) 4 m埋深

(c) 5 m埋深

(a) 3 m埋深

(b) 4 m埋深

(c) 5 m埋深

(a) AB接頭

(b) BC接頭

(c) 頂拱接頭

綜上，雖然坦拱的AB和BC接頭更接近M1，但是考慮到所有接頭均在M1之下，都處于線性階段，安全余量都足夠，且高拱方案的頂拱接頭在埋深5 m情況下離M1比較接近，結(jié)合深圳地區(qū)的特點(diǎn)，為減少投資，需適當(dāng)壓低車站結(jié)構(gòu)高度，且基于運(yùn)輸條件考慮，深圳裝配式車站最終選定坦拱作為最終結(jié)構(gòu)。

(a) AB接頭

((b) BC接頭

(a) 高拱結(jié)構(gòu)

(b) 坦拱結(jié)構(gòu)

4 接頭計(jì)算校核

確定坦拱方案后，針對(duì)裝配式車站各種類型接頭在不同地質(zhì)(包括軟土、軟巖、硬巖、半土半巖等)不同計(jì)算工況下進(jìn)行驗(yàn)算，每步計(jì)算迭代都進(jìn)行接頭校核，工況涉及上百種。結(jié)果表明： 1)計(jì)算值均小于線性階段限界M1，即接頭內(nèi)力和變形均處于承載特征曲線(M-θ曲線)的線性階段； 2)各工況接頭剪力最大值均在設(shè)計(jì)校核包絡(luò)線之下，且離設(shè)計(jì)校核包絡(luò)線(M2)還有很大余量(如圖15和圖16所示)。

(a) AB接頭

(b) BC接頭

(a) AB接頭

(b) BC接頭

由于工況較多，此處僅就最不利工況進(jìn)行校核說明(見圖17—20)。最不利工況土層情況為素填土、可塑狀黏性土、礫質(zhì)黏性土、全風(fēng)化片麻狀黑云母花崗巖，車站底板位于全風(fēng)化片麻狀黑云母花崗巖，車站結(jié)構(gòu)拱頂覆土厚度3 m，地基為軟硬不均勻條件。最不利工況作用階段： 有水工況為水位恢復(fù)階段，無水工況為覆土回填階段。具體計(jì)算值和接頭試驗(yàn)承載特征拐點(diǎn)值如表1—3所示。θ1、θ2、θ3和θlim分別代表轉(zhuǎn)角完全線性段限界值、類線性段限界值、非線性段限界值和最終極限承載值?？梢钥吹剑?即使在最不利工況下，AB和BC接頭內(nèi)力和變形計(jì)算值均在線性階段，剪力計(jì)算值距離承載極限還有相當(dāng)大的安全余量。

(a) AB接頭

(b) BC接頭

(a) AB接頭

(b) BC接頭

(a) AB接頭

(b) BC接頭

(a) AB接頭

(b) BC接頭

Fig. 20 Checking for joints′ shear bearing capacity without water condition

表2 接頭變形校核

表3 接頭抗剪承載力校核

5 結(jié)論與建議

本文對(duì)比分析了純鉸接接頭結(jié)構(gòu)、變剛度接頭結(jié)構(gòu)、剛性接頭結(jié)構(gòu)和現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)4種結(jié)構(gòu)型式的內(nèi)力和變形； 依托深圳裝配式地鐵車站結(jié)構(gòu)方案選型，進(jìn)行了高拱結(jié)構(gòu)和坦拱結(jié)構(gòu)對(duì)接頭承載性能影響的對(duì)比分析； 并對(duì)所選結(jié)構(gòu)型式，利用承載特征曲線對(duì)各個(gè)接頭的承載能力進(jìn)行校核，得到主要結(jié)論與建議如下：

1)對(duì)于裝配式地鐵車站結(jié)構(gòu)，由于接頭的存在，結(jié)構(gòu)整體剛度要小于同型現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)，有效釋放了接頭彎矩，使接頭部位和結(jié)構(gòu)構(gòu)件的彎矩得到不同程度的降低，變剛度接頭對(duì)結(jié)構(gòu)的軸力和剪力影響不大，但對(duì)于預(yù)制構(gòu)件彎矩的調(diào)幅作用明顯，更加有利于提升結(jié)構(gòu)的承載性能，增強(qiáng)結(jié)構(gòu)體系的變形能力。

2)從結(jié)構(gòu)彎矩和結(jié)構(gòu)變形控制的角度考慮，裝配式結(jié)構(gòu)接頭剛度不宜過低，如純鉸接結(jié)構(gòu)等；剛性接頭結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)較為接近，為保證其與連接構(gòu)件基本等剛度，施作較為復(fù)雜，多數(shù)需要連接部位二次現(xiàn)澆混凝土，不建議在接頭接縫較多的市政工程地下襯砌結(jié)構(gòu)中采用。

3)不同的結(jié)構(gòu)型式接頭的承載性能和剛度表現(xiàn)不同。高拱結(jié)構(gòu)的AB接頭和BC接頭安全余量較坦拱結(jié)構(gòu)的大，但是高拱結(jié)構(gòu)的拱頂接頭在埋深5 m情況下離完全線性段限界M1比較接近?？紤]到所有接頭均在M1之下，都處于線性階段，安全余量都足夠，基于運(yùn)輸條件和降低投資角度考慮，深圳裝配或車站最終選定坦拱作為最終結(jié)構(gòu)型式。

4)注漿式榫槽接頭因其變剛度特征適用于不同地質(zhì)條件和不同結(jié)構(gòu)型式，可利用研發(fā)的接頭剛度計(jì)算和校核軟件進(jìn)行基于接頭剛度迭代的結(jié)構(gòu)計(jì)算以及接頭校核，利用接頭計(jì)算值與接頭承載特征曲線的關(guān)系，作為結(jié)構(gòu)選型的參考。

5)利用接頭承載特征曲線對(duì)深圳裝配式地鐵車站坦拱結(jié)構(gòu)的各個(gè)接頭承載能力進(jìn)行了驗(yàn)算，均滿足要求，且有較大的安全余量。