裝配式地鐵車站不同結構型式對注漿式榫槽接頭的力學性能影響

林 放, 彭智勇

(1. 北京城建設計發展集團股份有限公司， 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能減排作用[1]，施工期間占用場地較小，減少了交通導改帶來的城市交通壓力[2-3]；并且，采用預制裝配技術建造地鐵車站結構，減少了施工環節和現場作業人員[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，長春已有6座地鐵車站采用“全預制裝配”建造技術施工完成并通車，另外還有5座車站主體結構已經施工完成，7座車站正在施工建設；深圳和青島正采用該技術進行12座地鐵車站的建造。上述裝配式車站均采用了研究團隊自研的新型接頭——注漿式榫槽接頭，見圖1。研究團隊通過接頭原型試驗[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必會導致在不同外荷載下結構內力的調整，且不同城市采用的裝配式車站結構型式不同，接頭的承載性能和剛度表現也不同。接頭是裝配式結構的核心，不同的結構型式對接頭承載和變形性能產生不同的影響；并且，接頭在不同的結構型式下剛度表現不同，不同的接頭剛度對結構內力調整作用也不同。

圖1 注漿式榫槽接頭示意圖

針對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性能試驗和理論分析、裝配式結構模型試驗和有限元數值計算[13-14]及注漿式榫槽接頭注漿材料的研發[15]方面，而對不同接頭剛度和裝配式結構內力與變形關系、裝配式結構型式與接頭力學性能關系的研究較少。因此，研究不同裝配式結構型式導致的不同接頭剛度和承載能力與結構力學行為的相互影響關系，有利于接頭和結構選型。

為研究結構型式與注漿式榫槽接頭性能的影響關系，分別對鉸接接頭、變剛度接頭、剛性接頭和現澆結構4種結構型式建立數值分析模型，并將分析結果進行對比。另外，依托實際工程裝配式車站結構選型，分析不同結構型式對注漿式榫槽接頭承載性能的影響，并基于結果進行結構型式選擇以及接頭承載驗算。

1 計算模型的建立

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

圖2 深圳裝配式車站結構(單位： m)

二維荷載-結構模型按裝配式結構每環的寬度2 m作為單位結構參數的選取基礎；結構單元按照實際工程采用的閉腔薄壁構件，對應實心截面和空心截面，如圖3(a)所示。各截面編號位置見圖3(b)。構件混凝土強度等級C50，頂板厚度1.2 m、高3.9 m，底板厚度1.0 m、高3.4 m，側墻厚度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-彈簧單元進行模擬，接頭剛度工況有純鉸接接頭結構、實際工程變剛度接頭結構、剛性接頭結構和無接頭的現澆結構4種。對于變剛度接頭，為獲得穩定的、與接頭軸力和彎矩相匹配的接頭剛度值，需要通過多次結構計算進行接頭剛度迭代，見圖3(c)。經過接頭剛度多次調整迭代計算，結構軸力和彎矩逐漸趨于穩定[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澆結構等同的剛度計算；現澆結構為連續梁單元，無接頭設置。

2 不同接頭剛度結構內力和變形對比分析

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

(a) Midas GTS NX模型以及截面示意圖

(b) 截面編號位置

(c) 接頭剛度迭代計算路線

(a) 彎矩

(b) 剪力

(c) 軸力

(a) 彎矩

(b) 剪力

(c) 軸力

經分析發現：

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

2)剛性接頭裝配式結構構件的彎矩與現澆結構的基本接近。非剛性變剛度接頭裝配式結構構件的彎矩因接頭彎矩釋放受到一定的影響，整環4塊構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角變形，可實現裝配式結構體系控制彎矩的整體調幅。

3)采用純鉸接裝配式結構在接頭彎矩全部釋放后，其彎矩均向構件轉移，體現了構件彎矩與現澆結構的巨大差異，頂拱C構件跨中彎矩增加了25.7%左右。

4)在結構變形方面，無論是結構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澆結構增幅不大，而純鉸接結構的變形則顯著大于前三者。因此，變剛度接頭裝配式結構的變形控制優勢明顯。

5)非剛性變剛度接頭裝配式結構的軸力和剪力基本不受接頭的影響，與剛性接頭裝配式結構和現澆結構基本一致。

可見，無論從結構彎矩還是結構變形控制的角度考慮，裝配式結構接頭剛度都不宜過低，如純鉸接結構等。

(a) 水平變形

(b) 豎向變形

(a) 水平變形

(b) 豎向變形

3 結構選型對注漿式榫槽接頭的力學性能影響分析

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

3.1 計算方法

根據不同荷載施加條件，對初步選定的結構型式進行計算，接頭剛度取值初始采用接頭剛度最大的連續結構進行分析，求得對應每個接頭部位的初始軸力和彎矩，以此初始內力計算出用于第2次計算的接頭剛度值；根據第2次計算的內力值再次求得用于下次計算的接頭剛度，直到接頭剛度穩定在一個相對恒定的收斂值(見圖3(c))，此時的結構內力即為考慮接頭變剛度效應情況下的實際內力。

為便于剛度取值和承載能力校核計算，研究團隊根據試驗得到的不同型式注漿式榫槽接頭3拐點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，提出了針對壓彎作用下注漿式榫槽接頭抗彎和抗剪承載能力簡化設計計算方法[3]。為便于設計人員使用，將該解析算法用程序實現，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構迭代計算，并能進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 注漿式榫槽接頭計算軟件

3.2 不同結構型式對接頭的力學性能影響

以深圳16號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))，從接頭角度進行結構選型的探討。采用同第1節的梁-彈簧模型，進行基于接頭剛度迭代的結構計算。高拱和坦拱方案底板厚度均為1 m，頂板厚度1.2 m，側墻厚度0.8 m，接頭凸臺均外擴400 mm，土層條件同第1節；高拱模型頂板長13.1 m+11.8 m，高4.45 m，側墻高9.95 m，底板、中板和中柱同坦拱模型尺寸； 計算模型見圖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構和坦拱結構AB和BC接頭的受力對比。可以看到，坦拱距離曲線M1更近，BC接頭比AB接頭該現象更加明顯，說明在高拱結構下AB接頭比BC接頭安全余量更多，但是高拱結構下頂拱接頭安全余量表現弱于坦拱其他接頭(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。可以看到，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，該現象在坦拱結構更加明顯。圖14以4 m埋深為例，展示了高拱與坦拱結構彎矩對比。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種結構彎矩差不多；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，結合深圳地區的特點，為減少投資，需適當壓低車站結構高度，且基于運輸條件考慮，深圳裝配式車站最終選定坦拱作為最終結構。

(a) AB接頭

((b) BC接頭

(a) 高拱結構

(b) 坦拱結構

4 接頭計算校核

確定坦拱方案后，針對裝配式車站各種類型接頭在不同地質(包括軟土、軟巖、硬巖、半土半巖等)不同計算工況下進行驗算，每步計算迭代都進行接頭校核，工況涉及上百種。結果表明： 1)計算值均小于線性階段限界M1，即接頭內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計校核包絡線之下，且離設計校核包絡線(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、礫質黏性土、全風化片麻狀黑云母花崗巖，車站底板位于全風化片麻狀黑云母花崗巖，車站結構拱頂覆土厚度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階段，無水工況為覆土回填階段。具體計算值和接頭試驗承載特征拐點值如表1—3所示。θ1、θ2、θ3和θlim分別代表轉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。可以看到： 即使在最不利工況下，AB和BC接頭內力和變形計算值均在線性階段，剪力計算值距離承載極限還有相當大的安全余量。

(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 結論與建議

本文對比分析了純鉸接接頭結構、變剛度接頭結構、剛性接頭結構和現澆結構4種結構型式的內力和變形； 依托深圳裝配式地鐵車站結構方案選型，進行了高拱結構和坦拱結構對接頭承載性能影響的對比分析； 并對所選結構型式，利用承載特征曲線對各個接頭的承載能力進行校核，得到主要結論與建議如下：

1)對于裝配式地鐵車站結構，由于接頭的存在，結構整體剛度要小于同型現澆結構，有效釋放了接頭彎矩，使接頭部位和結構構件的彎矩得到不同程度的降低，變剛度接頭對結構的軸力和剪力影響不大，但對于預制構件彎矩的調幅作用明顯，更加有利于提升結構的承載性能，增強結構體系的變形能力。

2)從結構彎矩和結構變形控制的角度考慮，裝配式結構接頭剛度不宜過低，如純鉸接結構等；剛性接頭結構內力和變形與現澆結構較為接近，為保證其與連接構件基本等剛度，施作較為復雜，多數需要連接部位二次現澆混凝土，不建議在接頭接縫較多的市政工程地下襯砌結構中采用。

3)不同的結構型式接頭的承載性能和剛度表現不同。高拱結構的AB接頭和BC接頭安全余量較坦拱結構的大，但是高拱結構的拱頂接頭在埋深5 m情況下離完全線性段限界M1比較接近。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，基于運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構型式。

4)注漿式榫槽接頭因其變剛度特征適用于不同地質條件和不同結構型式，可利用研發的接頭剛度計算和校核軟件進行基于接頭剛度迭代的結構計算以及接頭校核，利用接頭計算值與接頭承載特征曲線的關系，作為結構選型的參考。

5)利用接頭承載特征曲線對深圳裝配式地鐵車站坦拱結構的各個接頭承載能力進行了驗算，均滿足要求，且有較大的安全余量。