預應力箱梁橋環扣鋼筋連接承載力及影響因素研究

黃文軍 楊 林

（1.安徽省城建設計研究總院股份有限公司華南分公司，廣東 廣州 510000；2.中水珠江規劃勘測設計有限公司，廣東 廣州 510610）

0 引言

近年來，因現澆混凝土結構施工周期長，人力成本高，生產效率低及環境污染嚴重等問題的影響，人們逐漸意識到需要重新尋求更好的混凝土結構施工方式，以滿足各種公共建設工程項目的施工需求。同時，隨著混凝土結構工業化、流水線生產的普及和材料性能的提升以及施工安裝工藝的提高，節能減排政策的推行，預制裝配式結構施工迎來高速發展，成為大型基建項目優先考慮的施工方案之一。

雖然預制裝配結構成為近年來的討論熱點，但該方法仍然存在許多不利因素，制約著裝配式結構在我國的推廣應用，如預制構件的標準化，大型預制結構的運輸問題以及裝配節點抗震性能可靠性等。基于上述原因，我國目前對裝配式結構的應用更多是在橋梁等結構和簡單小跨的預制樓板中，而對預制預應力箱梁在地鐵車輛段應用的探討較少。車輛段為框架結構且荷載大，現國內大多數車輛段的建設采用預制樓板的施工方案。而預制預應力箱梁具有較好的變形能力和跨越能力，非常契合車輛段對空間、承載能力、變形能力等的需求，且由于跨度大，構件數量相對少，可大面積減少框架柱以及預制樓板的使用，大幅度地提升預制裝配式施工效率，實現多工作面施工，達到節約成本及縮短工期的目的。

目前國內使用預制預應力構件拼裝地鐵車輛的案例較少，多數車輛段為現澆一層框架結構，受制于連接節點處整體性及抗震性的要求；在工程設計階段，預制構件間的梁柱連接及梁梁連接的承載力需要驗證，方可大規模開展流水線生產。本文結合實際工程對環扣鋼筋連接進行試驗[1]，并對承載力進行理論分析，為預應力箱梁橋在車輛段預制工程的應用提供技術支撐。

1 工程概況

廣州某地鐵車輛段及上蓋開發綜合開發面積為26.29公頃，車輛段為地下2層，根據車輛段層數及平面分布特性將整體區域劃分為11分區，均采用預應力縱橫梁框架體系（見圖1）。上蓋為預留白地，上蓋預留結構為全框支/部分框支剪力墻結構體系，轉換層采用梁式轉換結構進行全轉換。

圖1 車輛段構造示意圖

車輛段預制構件非軌道方向采用20m 跨預制預應力箱梁拼接橋面作為樓板蓋梁，軌道方向采用倒T 形預制混凝土結構形成框架梁板結構，梁柱節點處采用鋼筋貫穿現澆進行連接，預制箱梁采用環形加插銷形式與倒T型牛腿進行連接形成梁梁節點（見圖2）。

圖2 梁端下緣鋼筋連接（梁梁節點）圖

該工程采用的環形連接為成熟技術上的創新，預制箱梁端下緣設置5 根Ф16 環形鋼筋于牛腿處鋼筋連接，在極端條件下預制箱梁存在下緣出現正彎矩的情況，需證實環扣鋼筋節點在正常使用狀態及頻遇地震作用下處于彈性狀態，在罕遇地震作用下環扣鋼筋連接仍然有效，同時需核實環形連接是否滿足強節點弱構件設計需求[3]。對此設計了環扣鋼筋連接區受力分析及試件試驗。

2 環扣鋼筋連接承載力分析

2.1 理論計算分析

環扣鋼筋連接區傳力機理分兩部分：其一是直線段鋼筋-混凝土粘結力；其二是環扣端部錨固應力[2]。受力簡圖如圖3所示。

圖3 環扣鋼筋連接受力原理分析圖

環扣鋼筋連接區破壞模式為核心混凝土受壓破壞，控制指標有：

（1）環扣連接中心截面混凝土受壓承載力；

（2）環扣端部錨固局部受壓承載力。由此推導出以下僅適用于該工程的承載力公式：

式中：τcr——鋼筋與混凝土之間的峰值粘結應力，取3ft,r；

Ac——壓桿計算面積

fc——混凝土軸心抗壓強度設計值；

la——環扣鋼筋連接區平直段長度；

d——環扣鋼筋直徑；

lm——環扣鋼筋重疊長度；

e——環扣鋼筋間距；

ft,r——混凝土抗拉強度特征值，此處取混凝土抗拉強度標準值2.85MPa。

由上式可知，影響環扣鋼筋連接區承載力的主要因素有：連接區平直段長度、混凝土標號、圓環肢距及環扣間距等。

結合該工程設計，每片箱梁端設置5 根φ16 環形鋼筋與倒T 型梁連接，極端條件下受到正彎矩等效為拉力800kN，即每個環形鋼筋受力為160kN,將設計參數代入公式：

綜上所述，小箱梁梁底環扣鋼筋連接區承載力滿足要求，在極端條件下梁梁節點滿足強節點弱構件要求。

2.2 有限元計算分析

立方體混凝土實體構件的長寬高分別為250mm×250mm×250mm，混凝土標號C60。環扣鋼筋采用實體單元建模，直徑為16mm，鋼筋型號HRB400，環扣鋼筋豎向中心距30mm，環扣鋼筋連接區域長度180mm。為簡化分析模型，偏保守不計插銷鋼筋的影響[4]。

約束混凝土上下表面所有節點Z 向位移，約束兩個側面中心點的Y 向位移，約束混凝土立方塊內部中心點X 向位移，其它節點與質心采用剛性連接，在質心節點施加拉力。混凝土本構模型類型為總應變裂縫模型，張拉函數選用脆性函數（混凝土拉應力超過2.85MPa時不再承受拉應力，由鋼筋承擔），受壓函數選用常量函數，分析控制采用位移收斂準則。采用迭代法分為10 步逐步加載。對模型進行分級逐步加載，當加載到80kN 時鋼筋主拉應力與混凝土主拉應力非線性分析結果如圖4所示。

圖4 環扣鋼筋連接區有限元分析圖

通過有限元分析可知，內部局部混凝土主拉應力達到2.85MPa 前，鋼筋應力已達到極限承載力值526MPa。可知核心區混凝土受力呈現出典型的壓桿傳力模式[5]，在鋼筋標準段達到屈服時，核心混凝土未出現明顯破壞現象。以上計算結果證實本方案采用的環扣鋼筋連接承載力滿足要求。

3 環扣鋼筋連接承載力影響因素分析

3.1 試驗目的

為驗證環扣鋼筋連接節點的承載力影響因素，共制作A0～A6 共7 類試件進行環扣連接的拉拔試驗，分別驗證環形間插銷鋼筋、環形鋼筋重疊長度、環形鋼筋間加強連接、同受力面積不同鋼筋數量、鋼筋連接形式等因素對試件連接承載力的影響，以試驗結果為依據對車輛段工程梁梁節點進行最優配筋配置。

3.2 試驗構件設計

A0 試件為工字形鋼筋混凝土結構，上下邊緣長為850mm，截面為250mm×300mm，跨中長為1400mm，截面為250mm×250mm，環形鋼筋直徑為16mm，重疊長度為250mm，插銷鋼筋直徑為32mm，如圖5所示。

圖5 基本A0型試件構造及配筋圖

在環形鋼筋節點區域外的四邊設置木方，實現試件加載時節點區域外混凝土先破環，環形鋼筋兩側僅受加載力，方便觀察節點受力及破壞情況；同時在節點區域外設置0.3m 長塑料套管，消除混凝土對環形鋼筋的影響。其中A0試件為基本型試件，其余A1-A6試件均在此試件基礎上進行相應修改。對比A1 型試件：在A0 試件基礎上取消 Ф32mm 插筋；對比 A2 型試件：在A0 試件基礎上僅加長N1 水平投影重疊范圍至250mm；對比A3型試件：在A0試件基礎上在N1端部的環扣圓弧段內側加焊加勁鋼板(展開尺寸：寬度80mm×高度60mm×厚度8mm)，鋼筋與鋼板之間滿焊；對比A4 型試件：在A0 試件基礎上N1 由單根Ф 16mm 鋼筋換成兩根Ф12mm 鋼筋并上下疊置；對比A5型試件：在A0試件基礎上將N1環扣連接端由半圓形換成平底形；對比A6型試件：U型筋呈套箍形式布置，重疊部分為120mm。

3.3 試驗過程

加載方式如圖6 所示，通過千斤頂對試件進行加載，第一級荷載為設計荷載，節點外混凝土破壞后持續加載直至節點內混凝土或鋼筋發生破環喪失承載力而結束試驗，試驗過程中主要測量構件形變及觀察混凝土破環情況，待試驗結束后測量套管內鋼筋直徑變化判斷鋼筋屈服情況。

圖6 基本A0型試件加載圖

3.4 試驗結果分析

試驗結果見表1 所示。通過A1～A5 型試件可知插銷鋼筋、環形鋼筋重疊長度、加強環形連接、同面積不同鋼筋數量、環扣形式對構成承載力無影響，A6 型試件說明增加鋼筋面積時，節點內混凝土先于鋼筋破壞，未實現強節點弱構件的要求［6］。

圖7 A6型試件破環圖

表1 試驗結果表

4 結束語

該工程采用環扣鋼筋連接方案是成熟技術的創新應用，經過詳實的理論分析及試驗驗證可知：核心區混凝土受力呈現出典型的壓桿傳力模式，在鋼筋標準段達到屈服時，核心混凝土未出現明顯破壞現象，證實了環扣鋼筋連接的安全性及可靠性。插銷鋼筋、環形鋼筋重疊長度、加強環形連接、同面積不同鋼筋數量、環扣形式對環扣鋼筋連接的承載力無影響，增加鋼筋面積時未實現強節點弱構件的設計要求，因此，設計時需重點注意鋼筋面積。