预应力箱梁桥环扣钢筋连接承载力及影响因素研究

黄文军 杨 林

（1.安徽省城建设计研究总院股份有限公司华南分公司，广东 广州 510000；2.中水珠江规划勘测设计有限公司，广东 广州 510610）

0 引言

近年来，因现浇混凝土结构施工周期长，人力成本高，生产效率低及环境污染严重等问题的影响，人们逐渐意识到需要重新寻求更好的混凝土结构施工方式，以满足各种公共建设工程项目的施工需求。同时，随着混凝土结构工业化、流水线生产的普及和材料性能的提升以及施工安装工艺的提高，节能减排政策的推行，预制装配式结构施工迎来高速发展，成为大型基建项目优先考虑的施工方案之一。

虽然预制装配结构成为近年来的讨论热点，但该方法仍然存在许多不利因素，制约着装配式结构在我国的推广应用，如预制构件的标准化，大型预制结构的运输问题以及装配节点抗震性能可靠性等。基于上述原因，我国目前对装配式结构的应用更多是在桥梁等结构和简单小跨的预制楼板中，而对预制预应力箱梁在地铁车辆段应用的探讨较少。车辆段为框架结构且荷载大，现国内大多数车辆段的建设采用预制楼板的施工方案。而预制预应力箱梁具有较好的变形能力和跨越能力，非常契合车辆段对空间、承载能力、变形能力等的需求，且由于跨度大，构件数量相对少，可大面积减少框架柱以及预制楼板的使用，大幅度地提升预制装配式施工效率，实现多工作面施工，达到节约成本及缩短工期的目的。

目前国内使用预制预应力构件拼装地铁车辆的案例较少，多数车辆段为现浇一层框架结构，受制于连接节点处整体性及抗震性的要求；在工程设计阶段，预制构件间的梁柱连接及梁梁连接的承载力需要验证，方可大规模开展流水线生产。本文结合实际工程对环扣钢筋连接进行试验[1]，并对承载力进行理论分析，为预应力箱梁桥在车辆段预制工程的应用提供技术支撑。

1 工程概况

广州某地铁车辆段及上盖开发综合开发面积为26.29公顷，车辆段为地下2层，根据车辆段层数及平面分布特性将整体区域划分为11分区，均采用预应力纵横梁框架体系（见图1）。上盖为预留白地，上盖预留结构为全框支/部分框支剪力墙结构体系，转换层采用梁式转换结构进行全转换。

图1 车辆段构造示意图

车辆段预制构件非轨道方向采用20m 跨预制预应力箱梁拼接桥面作为楼板盖梁，轨道方向采用倒T 形预制混凝土结构形成框架梁板结构，梁柱节点处采用钢筋贯穿现浇进行连接，预制箱梁采用环形加插销形式与倒T型牛腿进行连接形成梁梁节点（见图2）。

图2 梁端下缘钢筋连接（梁梁节点）图

该工程采用的环形连接为成熟技术上的创新，预制箱梁端下缘设置5 根Ф16 环形钢筋于牛腿处钢筋连接，在极端条件下预制箱梁存在下缘出现正弯矩的情况，需证实环扣钢筋节点在正常使用状态及频遇地震作用下处于弹性状态，在罕遇地震作用下环扣钢筋连接仍然有效，同时需核实环形连接是否满足强节点弱构件设计需求[3]。对此设计了环扣钢筋连接区受力分析及试件试验。

2 环扣钢筋连接承载力分析

2.1 理论计算分析

环扣钢筋连接区传力机理分两部分：其一是直线段钢筋-混凝土粘结力；其二是环扣端部锚固应力[2]。受力简图如图3所示。

图3 环扣钢筋连接受力原理分析图

环扣钢筋连接区破坏模式为核心混凝土受压破坏，控制指标有：

（1）环扣连接中心截面混凝土受压承载力；

（2）环扣端部锚固局部受压承载力。由此推导出以下仅适用于该工程的承载力公式：

式中：τcr——钢筋与混凝土之间的峰值粘结应力，取3ft,r；

Ac——压杆计算面积

fc——混凝土轴心抗压强度设计值；

la——环扣钢筋连接区平直段长度；

d——环扣钢筋直径；

lm——环扣钢筋重叠长度；

e——环扣钢筋间距；

ft,r——混凝土抗拉强度特征值，此处取混凝土抗拉强度标准值2.85MPa。

由上式可知，影响环扣钢筋连接区承载力的主要因素有：连接区平直段长度、混凝土标号、圆环肢距及环扣间距等。

结合该工程设计，每片箱梁端设置5 根φ16 环形钢筋与倒T 型梁连接，极端条件下受到正弯矩等效为拉力800kN，即每个环形钢筋受力为160kN,将设计参数代入公式：

综上所述，小箱梁梁底环扣钢筋连接区承载力满足要求，在极端条件下梁梁节点满足强节点弱构件要求。

2.2 有限元计算分析

立方体混凝土实体构件的长宽高分别为250mm×250mm×250mm，混凝土标号C60。环扣钢筋采用实体单元建模，直径为16mm，钢筋型号HRB400，环扣钢筋竖向中心距30mm，环扣钢筋连接区域长度180mm。为简化分析模型，偏保守不计插销钢筋的影响[4]。

约束混凝土上下表面所有节点Z 向位移，约束两个侧面中心点的Y 向位移，约束混凝土立方块内部中心点X 向位移，其它节点与质心采用刚性连接，在质心节点施加拉力。混凝土本构模型类型为总应变裂缝模型，张拉函数选用脆性函数（混凝土拉应力超过2.85MPa时不再承受拉应力，由钢筋承担），受压函数选用常量函数，分析控制采用位移收敛准则。采用迭代法分为10 步逐步加载。对模型进行分级逐步加载，当加载到80kN 时钢筋主拉应力与混凝土主拉应力非线性分析结果如图4所示。

图4 环扣钢筋连接区有限元分析图

通过有限元分析可知，内部局部混凝土主拉应力达到2.85MPa 前，钢筋应力已达到极限承载力值526MPa。可知核心区混凝土受力呈现出典型的压杆传力模式[5]，在钢筋标准段达到屈服时，核心混凝土未出现明显破坏现象。以上计算结果证实本方案采用的环扣钢筋连接承载力满足要求。

3 环扣钢筋连接承载力影响因素分析

3.1 试验目的

为验证环扣钢筋连接节点的承载力影响因素，共制作A0～A6 共7 类试件进行环扣连接的拉拔试验，分别验证环形间插销钢筋、环形钢筋重叠长度、环形钢筋间加强连接、同受力面积不同钢筋数量、钢筋连接形式等因素对试件连接承载力的影响，以试验结果为依据对车辆段工程梁梁节点进行最优配筋配置。

3.2 试验构件设计

A0 试件为工字形钢筋混凝土结构，上下边缘长为850mm，截面为250mm×300mm，跨中长为1400mm，截面为250mm×250mm，环形钢筋直径为16mm，重叠长度为250mm，插销钢筋直径为32mm，如图5所示。

图5 基本A0型试件构造及配筋图

在环形钢筋节点区域外的四边设置木方，实现试件加载时节点区域外混凝土先破环，环形钢筋两侧仅受加载力，方便观察节点受力及破坏情况；同时在节点区域外设置0.3m 长塑料套管，消除混凝土对环形钢筋的影响。其中A0试件为基本型试件，其余A1-A6试件均在此试件基础上进行相应修改。对比A1 型试件：在A0 试件基础上取消 Ф32mm 插筋；对比 A2 型试件：在A0 试件基础上仅加长N1 水平投影重叠范围至250mm；对比A3型试件：在A0试件基础上在N1端部的环扣圆弧段内侧加焊加劲钢板(展开尺寸：宽度80mm×高度60mm×厚度8mm)，钢筋与钢板之间满焊；对比A4 型试件：在A0 试件基础上N1 由单根Ф 16mm 钢筋换成两根Ф12mm 钢筋并上下叠置；对比A5型试件：在A0试件基础上将N1环扣连接端由半圆形换成平底形；对比A6型试件：U型筋呈套箍形式布置，重叠部分为120mm。

3.3 试验过程

加载方式如图6 所示，通过千斤顶对试件进行加载，第一级荷载为设计荷载，节点外混凝土破坏后持续加载直至节点内混凝土或钢筋发生破环丧失承载力而结束试验，试验过程中主要测量构件形变及观察混凝土破环情况，待试验结束后测量套管内钢筋直径变化判断钢筋屈服情况。

图6 基本A0型试件加载图

3.4 试验结果分析

试验结果见表1 所示。通过A1～A5 型试件可知插销钢筋、环形钢筋重叠长度、加强环形连接、同面积不同钢筋数量、环扣形式对构成承载力无影响，A6 型试件说明增加钢筋面积时，节点内混凝土先于钢筋破坏，未实现强节点弱构件的要求［6］。

图7 A6型试件破环图

表1 试验结果表

4 结束语

该工程采用环扣钢筋连接方案是成熟技术的创新应用，经过详实的理论分析及试验验证可知：核心区混凝土受力呈现出典型的压杆传力模式，在钢筋标准段达到屈服时，核心混凝土未出现明显破坏现象，证实了环扣钢筋连接的安全性及可靠性。插销钢筋、环形钢筋重叠长度、加强环形连接、同面积不同钢筋数量、环扣形式对环扣钢筋连接的承载力无影响，增加钢筋面积时未实现强节点弱构件的设计要求，因此，设计时需重点注意钢筋面积。