裝配式地鐵車站結構雙榫槽式接頭應力演變規律試驗研究

李兆平，李凱旋，呂書清，蘇會峰，王 臣

(1.北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044；2.北京城建設計發展集團股份有限公司，北京 100037)

地鐵工程采用預制構件建造能有效縮短工期、保證質量、降低工程造價[1]。在我國，構件預制、現場裝配技術已經在盾構法地鐵區間隧道施工中廣泛使用，而裝配式地鐵車站的研究與應用仍然處于起步階段。目前國內已經在長春地鐵2號線袁家店站[2]和北京地鐵6號線西延金安橋站開展了采用預制裝配式結構建造明挖地鐵車站的試驗。

李守慶、師帥風、蘇軍、李兆平等依托長春地鐵2號線袁家店站工程，對裝配式地鐵車站結構的接頭力學性能進行了持續研究[3-10]，研究成果已經應用到車站結構的設計中。袁家店裝配式地鐵車站的預制構件同時采用了單榫槽式接頭和雙榫槽式接頭，而以往的研究多集中于單榫槽式接頭，因此有必要對雙榫槽式接頭進行更深一步的研究。

本文采用足尺加載試驗的方法，研究在軸彎組合工況作用下，雙榫槽式接頭部位的鋼筋及混凝土應力演變規律，為裝配式地鐵車站的接頭設計提供依據。

1 研究背景

長春地鐵2號線共設計了5座裝配式地鐵車站，其中袁家店站是我國首例全裝配式地鐵車站。車站主體結構寬20.5 m，高16.95 m，每環管片寬2 m，1環分為7塊預制構件，單塊預制構件最重達55 t，如圖1所示。

圖1 裝配式車站結構標準環形式

結構接頭均采用榫槽注漿式結構，利用凹凸榫的咬合作用能夠有效傳遞剪力，且其軸力傳遞不受影響，榫槽、榫頭間隙注漿后，既能有效限制榫頭榫槽之間的相對移位變形，也能可靠粘結連接界面的混凝土，限制接縫的張開，同時注漿材料還能起到很好的接頭防水效果。榫槽式接頭分單榫和雙榫2種，圖1中接頭1、接頭2、接頭3為雙榫接頭，接頭4為單榫接頭。本文主要研究雙榫接頭，以接頭2為例其細部結構示意圖如圖2所示。

圖2 雙榫接頭細部構造(單位：mm)

2 試 件

基于接頭部位的構造特征，結合試驗條件及操作的方便性，設計了1種用于軸彎試驗的標準試件，其接頭形狀、尺寸和材料與實際預制構件完全一致(如圖2)，實際車站結構中接頭右側設置了凸臺及銷棒，以便預制構件的拼裝固定，同時也可起到安全儲備的作用，為便于試件加工和加載試驗，此部分構造在試件中不予考慮。試件分左右兩塊分別澆筑，試驗前拼裝在一起，拼裝完成后的最大長度為3.5 m，試件厚度取為0.5 m，沿厚度方向布置5層鋼筋，主筋選用直徑20 mm的HRB400級鋼筋，箍筋選用HPB300級鋼筋，混凝土保護層厚度為40 mm，混凝土采用C50混凝土，試件結構示意圖如圖3所示。試件拼裝縫隙為5 mm，縫隙中灌注環氧樹脂粘合劑。

圖3 加載試驗構件結構配筋示意圖(單位：mm)

根據依托工程的結構內力計算結果，需要研究軸力500和1 000 kN 2種情況下接頭部位受力特點，因此本次試驗設計的試件數量2個，加載軸力分別為500和1 000 kN。

3 加載系統

加載試驗在一個5 200 mm×4 100 mm×1 500 mm的混凝土基坑內進行，如圖4所示。

圖4 雙榫接頭抗彎試驗基坑布置圖(單位：mm)

軸力由千斤頂1提供，彎矩由千斤頂2通過分配梁提供。加載時保持軸力不變，彎矩持續增加，直至試件出現貫通接頭部位的裂縫，此時可以認為構件失效。

加載彎矩是由千斤頂2通過分配梁加載到試件上的，軸力計2測出的千斤頂推力需經過換算才能得到試件實際所受彎矩，換算公式為

(1)

式中：M為接頭部位所受彎矩，kN·m；F為作用在分配梁上的液壓千斤頂2的推力。

4 測試系統及測試方法

測試系統采取浙江東華測試技術股份有限公司的DH3816N靜態應變測試系統。該系統是全智能化的巡回數據采集系統，每個模塊60測點。

混凝土應變和鋼筋應力采用應變片進行量測。對于混凝土應變測量，鑒于榫槽式接頭尺寸小，若采用常用的長為100 mm的電阻應變片，則測點布置困難，若應變片太短，則所測混凝土表面應變誤差太大，故選用的是長為50 mm的電阻應變片；對于鋼筋，應變片采用的是BX120-80AA。

在試件表面布置混凝土應變片，監測混凝土的應力變化情況，應變片粘貼位置如圖5所示。

圖5 混凝土應變片布置圖

試件接頭部位的鋼筋籠上預先埋置鋼筋應變片，以監測鋼筋應力變化情況，測點布置位置如圖6所示。

圖6 鋼筋應變片布置圖

5 試驗數據分析

試驗過程中，隨著加載彎矩的增加，接頭混凝土裂縫的發展均表現如下規律：出現微裂縫—裂縫延伸且裂縫變多—裂縫加速發展一出現貫穿整個接頭的裂縫。因此，當試件出現貫穿整個接頭的裂縫，則認為試件失效，結構失去承載力。

5.1 接頭部位混凝土應力演變規律分析

為便于對試驗數據進行分析，將應變都換算為應力表示，其中混凝土的彈性模量取34.5 GPa，鋼筋的彈性模量取210 GPa。由于C50凝土的抗拉強度較低，測得的應力超過其極限抗拉強度后即可認為混凝土結構已開裂失效，此后測得的應力值已沒有實際意義，分析時不予考慮。

試驗布置的混凝土應變片較多，為研究雙榫接頭的受力特性，選取分別位于榫頭A和榫頭B水平中軸線附近的測點分析其應力變化規律，如圖7所示。

5.1.1 軸力500 kN工況下混凝土應力演變規律

500 kN軸力工況下，榫頭A水平中心線上混凝土測點的彎矩—應力曲線如圖8所示。

圖7 選取的混凝土應變片位置示意圖

圖8 榫頭A附近測點的彎矩—應力曲線

從圖8可以看出：

(1)榫頭A水平中心線上的測點均靠近試件的受拉側，彎矩達到262.5 kN·m之前，各測點應力隨著彎矩的增大均持續增加，基本呈線性變化，接縫附近的測點與遠離接縫的測點應力—彎矩曲線無明顯差異，說明彎矩較小時，試件在雙榫槽接頭的咬合作用下能作為1個整體共同受力。

(2)彎矩超過227.5 kN·m后，各測點差異逐漸凸顯。距離接縫位置較遠的42和105號測點的彎矩—應力曲線在試件失效前基本處于同步穩定上升的狀態，由受壓逐步轉為受拉，說明試件遠離接縫的部位在結構失效前能持續穩定承載。

(3)50，60，72和89號測點距離接縫較近，應力波動較42和105號測點更為明顯。60和72號測點應力在加載彎矩超過262.5 kN·m后表現出明顯的下降趨勢，與此同時試件受拉側部分測點(圖5中的73和77號測點)的應力值開始超過混凝土極限抗拉強度，混凝土開始出現微裂縫。據此可推斷60和72號測點應力下降是由于榫頭A受拉側部分區域混凝土開始被拉裂、承受的拉應力有所降低，相應的傳遞到60和72號測點的拉應力也有所減少；遠離接頭部位的42和105號測點能始終保持增長趨勢，說明接頭部位局部微裂縫的產生主要影響接縫附近混凝土的應力分布，對試件整體影響并不大，在整個加載試驗過程中，接縫附近的混凝土能通過不斷的局部應力調整，使得榫頭與榫槽協調受力、共同抵抗彎矩，進而使試件遠離接頭的其余部位能持續穩定承載。

(4)彎矩加載至420 kN·m時，受拉側接縫張開，導致42，50，89和105號測點應力突然降低，此時試件已達到失效狀態。

500 kN軸力工況下，榫頭B水平中心線上混凝土測點的彎矩—應力曲線如圖9所示。

圖9 榫頭B附近測點的彎矩—應力曲線

從圖9可以看出：

(1)由于榫頭B水平中心線上的測點均靠近試件的受壓側，在加載開始后的相當一段長的時期內，各測點的應力值都是隨著彎矩的增大而逐漸減小，彎矩—應力曲線呈線性發展，趨勢十分相近。

(2)當彎矩超過280 kN·m后，位于榫頭B上的62和66號測點曲線開始上揚，逐漸由受壓轉為受拉，并最終超過混凝土抗拉強度，而其余測點則多是在彎矩達到350 kN·m時應力才逐漸增大。說明測點越鄰近接縫部位，對彎矩加載的反應越敏感；榫頭B對加載的反應相對榫頭A較為遲緩(榫頭A接縫附近的測點應力在彎矩加載至262.5 kN·m時即開始出現非線性變化)。

(3)彎矩加載至中后期，部分處于受壓狀態的測點逐漸轉為受拉，越靠近接縫部位的測點轉變的越快。總體上來說，接頭的接縫部位能先于試件其余部位對彎矩加載做出反應。

5.1.2 軸力1 000 kN工況下混凝土應力演變規律

1 000 kN軸力工況下，榫頭A水平中心線上混凝土測點的彎矩—應力曲線如圖10所示。

從圖10可以看出：

(1)未施加彎矩時，各測點在軸力的作用下基本處于受壓狀態；當彎矩較小時，與軸力500 kN工況類似，各測點的應力隨著彎矩的增大均線性增加，接頭附近的測點與遠離接頭的測點并無顯著區別，試件在雙榫槽接頭咬合作用下能作為一個整體共同受力。

圖10 軸力1 000 kN工況下榫頭A附近測點的彎矩—應力曲線

(2)42號測點距離接縫位置最遠，其彎矩—應力曲線在試件失效前基本處于同步穩定上升的狀態，由受壓逐步轉為受拉，說明被雙榫槽式接頭連接起來的試件在失效前能始終保持較好的整體穩定性。

(3)105號測點和42號測點到接頭中線的距離相近，同時105號測點和50號測點到接縫的距離也相近，而105號測點的彎矩—應力曲線與50號測點的幾乎同步發展，說明在受拉側，測點與接縫的相對位置更能影響測點應力的發展趨勢。

(4)72和89號測點距離接縫最近，應力波動較其余測點更為明顯。60和72號測點應力在彎矩加載超過437.5 kN·m后表現出下降趨勢，彎矩加載到507.7 kN·m時測點應力出現一次明顯突降，與此同時榫頭A受拉側部分測點的應力開始超過混凝土極限抗拉強度、混凝土開始出現微裂縫，可推斷72和89號測點應力下降的原因是榫頭A受拉側部分區域混凝土開始被拉裂、承受的拉應力有所降低，相應的傳遞到72和89號測點的拉應力也有所減少；遠離接頭部位的42號測點能始終保持增長趨勢，說明接頭部位微裂縫的產生主要影響接縫附近混凝土的應力分布，對試件整體影響并不大，在整個受彎過程中，接頭部位能通過不斷的局部應力調整，使得試件接頭之外的其余部位能持續穩定承載。

(5)彎矩加載至577.5 kN·m時，受拉側接縫張開，導致42，50，105號測點應力突然降低，此時試件已達到失效狀態。

1 000 kN軸力工況下，榫頭B水平中心線上混凝土測點的彎矩—應力曲線如圖11所示。

從圖11可以看出：

(1)彎矩從0加載至420 kN·m時，各測點的應力值都是隨著彎矩的增大而逐漸減小，彎矩—應力曲線呈線性發展。

(2)當彎矩超過420 kN·m后，各測點的應力—曲線開始上揚，逐漸由受壓狀態向受拉狀態轉變，越靠近接頭的測點轉變的越快。說明接頭部位能先于試件其余部位對彎矩加載做出反應。

圖11 軸力1 000 kN工況下榫頭B附近測點的彎矩—應力曲線

5.2 接頭部位鋼筋應力演變規律分析

軸力500和1 000 kN工況下鋼筋的彎矩—應力曲線分別如圖12和圖13所示。

圖13 軸力1 000 kN工況下鋼筋彎矩—應力曲線

從圖12和圖13可以看出：

(1)加載初期，鋼筋應力基本呈線性變化，越靠近受拉側拉應力越大，越靠近受壓側壓應力越大，符合一般受彎構件的受力特性。

(2)彎矩加載超過一定值(軸力500 kN工況下該值為350 kN·m，軸力1 000 kN工況下該值為455 kN·m)后，隨著混凝土裂縫的出現，各鋼筋測點的應力也開始呈現出不同的變化趨勢；榫頭與榫槽部位的鋼筋均出現不同程度的受拉現象，其中榫頭A和榫頭B 上的11和13號鋼筋測點，及兩榫頭間榫槽上的23和25號鋼筋測點的拉應力最大，這是由于這些測點附近的混凝土首先發生破壞，混凝土出現微裂縫后該部位的拉應力全部由鋼筋承擔，導致這些測點鋼筋的拉應力要大于其余部位。正是由于鋼筋能提供較大的拉應力，約束了混凝土微裂縫的繼續發展，使得試件能帶裂縫工作、不至于因裂縫張開過大而導致失效；榫頭B及其榫槽內的鋼筋(13和25號測點)應力增長略微落后于榫頭A，說明榫頭B對加載的敏感性略滯后于榫頭A。

(3)試件失效時，部分鄰近受拉側的鋼筋測點應力突然大幅度降低，之前拉應力較小或處于受壓狀態的鋼筋突然開始承受較大拉應力，說明此時受拉側接縫開始被拉裂，損失的拉應力由其余部分承擔。但此時試件并沒有喪失承彎能力，只是由于接縫張開量過大、不滿足防水要求而導致構件失效。

(4)500 kN工況下鋼筋測點的應力普通大于1 000 kN工況，說明低軸力工況下鋼筋會發揮更大的承彎作用；各工況下鋼筋測點的應力始終未超過鋼筋抗拉強度。

6 結 論

(1)隨著加載彎矩的增加，接頭部位混凝土及鋼筋的應力發展大致可分為3個階段：線性階段、非線性階段、失效階段。

(2)線性階段內，由于榫槽式接頭的互相咬合作用，試件基本呈現整體均勻受力的狀態；進入非線性階段后，榫頭與榫槽出現頻繁的應力重分布，接縫附近的混凝土開始出現微裂縫，鋼筋承擔的拉應力顯著增大。

(3)接頭部位通過不斷的局部應力調整，使得榫頭與榫槽協調受力、共同抵抗彎矩，進而使遠離接頭的部位能持續穩定承載。

(4)加載試驗結果表明，當試件出現貫通接頭部位的裂縫，試件處于失效狀態，此時，500 kN軸力下接頭試件所能承受的最大彎矩為420 kN·m；1 000 kN軸力下試件所能承受的最大彎矩為578 kN·m。這個結論對裝配式地鐵車站雙榫槽式接頭設計具有指導價值。