装配式地铁车站二次结构构件连接节点性能研究

裴行凯，麦家儿，何冠鸿，郭佳奇

（广州地铁设计研究院有限公司 广州510010）

0 引言

在建筑工程开发过程中，为了实现产业化、节能化的工程建设，装配式建筑应运而生。采用预制装配式技术修建地铁车站，具有节能环保、绿色施工的优点，将成为未来地下结构的发展趋势［1］。装配式建筑的迅速发展，对设计及施工工艺提出了更高要求，特别是对一、二次结构构件的连接精度、可靠性及施工方便性的要求更为严格。

地下连续墙与主体结构构件（底板、楼板、墙、梁、柱等）相连的接头为结构接头［2］。结构设计中该接头一般按固接考虑，因此该节点连接的可靠性非常重要，必须保证其满足抗弯、抗剪等设计要求［3］。目前，对于存在一、二次结构构件连接的建筑结构工程，传统的一、二次结构构件的连接是通过在一次结构构件中预留钢筋接驳器及锚筋，利用该预留接驳器与二次结构构件的钢筋进行连接。这种方式对预埋钢筋接驳器的定位精确度及固定方式有极为严格的要求，否则二次结构钢筋无法通过预留接驳器进行连接。这也使得墙和板的连接区域成为工程薄弱部位之一［4-6］。

在实际施工中，由于建筑施工现场环境复杂，尤其是地下结构工程，预留接驳器定位精确度受沉降、变形等施工因素影响大，待二次结构构件连接施工时，往往出现预留接驳器位置精度由于沉降或变形而出现较大偏差［7］。当偏差大时预留接驳器与二次构件钢筋无法完成精准连接而造成预留接驳器无法使用的情况，并且当预留接驳器数量和规格确定后，二次构件的钢筋配置将无法调整。目前通常采用重新引孔、植筋的办法来补救，该方法费用高且进度缓慢，常因为与结构钢筋冲突造成引孔困难、孔深达不到设计要求等次生问题出现［8］，并且大量植筋对混凝土本身也有一定破坏性［9-10］。

基于上述问题，本文以广州某装配式地铁车站项目为背景，采用钢板焊接及钢筋接驳器套筒连接的方式，对装配式地铁车站二次结构构件连接节点进行优化设计。并通过建立连接节点的有限元方法，分析了两种不同连接方式（接驳器连接及钢板连接）受力性能的差异，以及预埋钢板位置偏差对结构整体受力的影响，为装配式地铁车站一、二次结构构件连接方式提供了可靠的技术路线，为装配式地铁车站的未来发展提供了力学支撑。

1 工程概况

广州某地铁车站属于地下3 层岛式站台车站。车站长221.7 m，宽22.30～26.20 m，深24.48～25.27 m，主体建筑面积15 234.21 m2。车站共设4 个出入口、2 组风亭。

车站采用围护结构与主体结构相结合的结构设计思路，三维结构模型如图1 所示。车站采用装配式单一墙结构，地下连续墙兼做永久结构侧墙，冠梁、腰梁、混凝土支撑兼做永久结构纵、横梁。此外，车站的底板、连续墙、车站纵梁采用现浇施工，支撑横梁、中板、内部结构采用预制拼装的方式，横向永久支撑标准段采用预制，后与混凝土腰梁和纵梁采用现浇连接。顶板采用预制拼装与现浇相组合的方式，车站内部分管线拟在顶板横梁所开的孔洞中通过。由于将水平结构构件与支护结构向结合，不需要对支撑进行拆除，避免了临时支护的浪费，绿色、经济、高效。

图1 装配式车站三维结构模型Fig.1 3D Structure Model of Prefabricated Metro Station

2 计算模型与参数

2.1 计算模型

取第2 道支撑处的节点进行有限元计算，混凝土及钢筋网格如图2 所示。模型中支撑长1.5 m（自支撑与腰梁连接面算起），地连墙高度及纵向长度的组合为4.0 m×4.5 m。

模型边界条件为：底部约束X 及Z 向位移，顶部约束X 向位移，地连墙纵向约束Y 向位移，地连墙的迎土面设置仅受压弹簧，Kh=23×103×0.1×0.1=230 kN/m。

图2 支撑与腰梁、连续墙连接节点有限元计算模型Fig.2 Finite Element Calculation Model of Connection Joint between Support and Waist Beam and Continuous Wall

模型加载条件为：①模型自重；②悬臂端施加位移边界条件，位移幅值根据收敛性的要求进行调整。

支撑与腰梁、连续墙连接节点计算模型边界及加载条件如图3 所示。

图3 支撑与腰梁、连续墙连接节点计算模型边界及加载条件Fig.3 Boundary and Loading Conditions of the Calculation Model of Connection Joint between Support and Waist Beam and Continuous Wall

2.2 材料及界面本构

混凝土采用规范本构，定义拉压损伤，钢筋采用双折线本构，施工冷缝界面定义参考相关文献。图4、图5 分别为混凝土、钢筋单轴应力-应变曲线，图6 为施工冷缝切向及法向应力与滑移曲线。其中τu=3 mm，Su=40 mm。

图4 混凝土单轴应力-应变曲线Fig.4 Uniaxial Stress-strain Curve of Concrete

3 支撑与腰梁、连续墙不同连接方式对比

3.1 接驳器连接与钢板连接对比-应力、应变曲线

图5 钢筋单轴应力-应变曲线Fig.5 Uniaxial Stress-strain Curve of Reinforcement

图6 施工冷缝界面切向及法向应力-滑移曲线Fig.6 Tangential and Normal Stress-slip Curves of Construction Cold Joint Interface

对比两种不同的连接方式（接驳器连接及钢板连接）受力性能差异，图7、图8 为两种连接方式对比结果。

图7 单调加载节点悬臂端剪力-位移曲线Fig.7 Shear-displacement Curve of Cantilever end of Joint under Monotonic Loading

图8 单调加载连续墙与腰梁界面弯矩-位移曲线Fig.8 Moment-displacement Curve of Interface between Continuous Wall and Waist Beam under Monotonic Loading

正常使用阶段（对应连续墙与腰梁界面弯矩为2 000 kN·m），接驳器连接、钢板连接（未加腋）、钢板连接（加腋）、钢板连接（上移70 mm）、钢板连接（下移70 mm）对应的节点竖向位移分别为4.4 mm、4.2 mm、4.2 mm、4.1 mm、4.1 mm。

图9、图10 为单调加载条件下，两种连接方式下连续墙与腰梁界面的钢筋及混凝土的应力应变曲线，其中实线数据对应右侧坐标轴。

钢板连接较之接驳器连接能显著降低连续墙与腰梁截面钢筋应力，而混凝土应力无明显区别。钢板连接加腋与未加腋区别不大。

图9 连续墙与腰梁界面钢筋及混凝土应力-位移曲线Fig.9 Stress-displacement Curves of Reinforcement and Concrete at the Interface between Continuous Wall and Waist Beam

图10 连续墙与腰梁界面钢筋及混凝土应变-位移曲线Fig.10 Strain-displacement Curves of Reinforcement and Concrete at the Interface between Continuous Wall and Waist Beam

图11、图12 为单调加载条件下，两种连接方式下腰梁与支撑界面的钢筋及混凝土的应力与应变曲线，其中实线数据对应右侧坐标轴。

图11 腰梁与支撑界面钢筋及混凝土应力-位移曲线Fig.11 Stress-displacement Curves of Reinforcement and Concrete at the Interface between Support and Waist Beam

顶部钢板连接与接驳器连接在连续墙与腰梁截面钢筋与混凝土应力方面差别不大。钢板连接加腋与未加腋区别不大。

图12 腰梁与支撑界面钢筋及混凝土应变-位移曲线Fig.12 Strain-displacement Curves of Reinforcement and Concrete at the Interface between Support and Waist Beam

底部钢板连接与接驳器连接在连续墙与腰梁截面混凝土应力方面差别不大，而钢筋应力无明显区别。钢板连接加腋与未加腋区别不大。

将单调加载条件下不同连接情况节点极限位移、剪力及弯矩汇总如表1 所示。

表1 为正常使用阶段（对应连续墙与腰梁界面弯矩为2 000 kN·m），钢筋、混凝土应以及应变。材料定义中钢筋屈服应变为0.002，极限应变为0.252，混凝土受拉峰值应变为0.000 088，混凝土受压峰值应变为0.002。

由表2 可知，在正常使用阶段，腰梁与连续墙采用接驳器连接，此时腰梁与支撑界面受拉钢筋应力小于加钢板，加腋与否对钢筋及混凝土应力影响较小。

表2 正常使用阶段钢筋、混凝土应力及应变Tab.2 Stress and Strain of Reinforcement and Concrete in the Normal Use Stage

3.2 钢板位置偏差影响-应力

图13 为正常使用阶段对应的锚筋应力、竖向钢板、水平钢板应力。图14 为加载全过程中锚筋、竖向钢板、水平钢板最大应力。

根据图14 分析，正常使用阶段（对应连续墙与腰梁界面弯矩为2 000 kN·m），在钢板方案中，未加腋、加腋及加腋后竖向钢板上移70 mm 三种情况下锚筋的应力值相近，而竖向钢板下移70 mm 使得锚筋应力较大。加腋后竖向钢板应力均降低，水平钢板除竖向钢板下移70 mm 情况外应力均降低。除此之外，竖向钢板下移将使得钢板最大主应力由竖向钢板转移至水平钢板。

3.3 计算结果比选相比于接驳方式，所体现的优势

对比加腋前后的锚筋、竖向钢板及水平钢板，认为加腋能够在一定程度上减小应力值，加腋后竖向钢板上移对锚筋影响较小，有利于竖向钢板及水平钢板。加腋后竖向钢板下移不利于锚筋、水平钢板，有利于竖向钢板，但加腋效果较小。

正常使用阶段（连续墙与腰梁界面弯矩为2 000 kN·m）加密区3 m 范围内接驳器方案与钢板方案在腰梁与连续墙连接处顶部的合力：接驳器连接为2 887 kN，钢板连接（未加腋）为2 129 kN，钢板连接（加腋）为2 014 kN，钢板连接（上移70 mm）为1 791 kN，钢板连接（下移70 mm）为3 408 kN。

图13 正常使用阶段锚筋应力、竖向钢板、水平钢板应力Fig.13 Stress of Anchor Bar，Vertical Steel Plate and Horizontal Steel Plate in the Normal Use Stage（Pa）

由此可知，采用钢板连接方案较之接驳器连接方案能降低加密区3 m 范围内腰梁与连续墙连接处顶部的合力，具有一定的优势。

综上所述：①钢板连接施工误差兼容高，节点受力性能优于接驳器连接。②钢板连接加腋仅能在较小程度上优化节点受力。

图14 加载过程中锚筋、竖向钢板、水平钢板最大应力Fig.14 Maximum Stress of Anchor Bar，Vertical Steel Plate and Horizontal Steel Plate during Loading （Pa）

4 优化后的连接节点设计

4.1 设计方案

优化后的二次结构构件钢筋连接节点，包括预埋钢板、预埋锚筋、二次结构连接钢板，二次结构钢筋等构件，如图15 所示。其中预埋锚筋和预埋钢板设置在一次结构构件即地下连续墙内，预埋钢板设置在一次结构构件和二次结构构件连接节点位置。二次结构钢筋和二次结构连接钢板设置在二次结构构件内，二次结构连接钢板为后焊钢板，表面设有槽位，二次结构钢筋水平焊接在槽位内，二次结构钢筋在二次结构连接钢板表面分布，二次结构钢筋有至少两种长度规格，不同长度规格的二次结构钢筋交错分布，两者通过焊接连接。预埋钢板的一端面与预埋锚筋通过焊接连接，预埋钢板的另一端面与二次结构连接钢板垂直焊接连接，且在预埋钢板与二次结构连接钢板的连接处设置有加强肋。

图15 优化后二次结构钢板连接节点构造Fig.15 Optimized Steel Plate Connection Structure of Secondary Structure

采用上述技术方案，能够克服现有接驳钢筋连接的不足。优于二次结构连接钢板垂直焊接在预埋钢板表面，一、二次构件竖向误差能通过将钢筋上下焊接在不同槽位来弥补，施工误差兼容高，可有效解决预留接驳器受施工因素影响大的问题，连接精准度高、操作方便、灵活性更强。

4.2 应用效果分析

本连接节点设计已成功应用于该地铁车站支撑与腰梁、连续墙的连接处理中。在实际施工中（见图16），预埋钢板竖直放置，预埋钢板一端面与预埋锚筋焊接后在地下连续墙和水平受力构件的连接节点位置精确定位，并将焊接后的预埋钢板和预埋锚筋与地下连续墙的钢筋整体绑扎，浇筑混凝土。在进行水平受力构件连接时，需要在连接节点位置凿出预埋钢板，并清理钢板表面。二次结构连接钢板水平放置，表面开有可放置二次结构钢筋的槽位，水平受力构件的二次结构钢筋水平放置到槽位内进行焊接，二次结构钢筋在二次结构连接钢板表面分布，并且因二次结构钢筋需要跟二次结构构件其他钢筋连接，不能超过50%的钢筋连接位置在同一个断面，需要间隔一定距离，因此二次结构钢筋采用至少两种长度规格。本项目采用两种长度规格，两种长度规格的二次结构钢筋交错分布在二次结构连接钢板上。预埋钢板另一端面和连接钢板通过焊接连接，在预埋钢板和二次结构连接钢板连接处设置加强肋，加强焊接钢板之间的强度和刚性。最后完成水平受力构件钢筋的绑扎，浇筑混凝土，完成地下连续墙和水平受力构件的连接。

图16 二次结构钢板连接节点施工现场Fig.16 Construction Site of Steel Plate Connection Structure of Secondary Structure

5 结论与展望

本文以广州某装配式地铁车站项目为背景，采用钢板焊接及钢筋接驳器套筒连接的方式，对装配式地铁车站二次结构构件连接节点进行优化设计。并通过建立连续墙-腰梁-支撑连接节点的有限元模型，计算分析了两种不同连接方式（接驳器连接及钢板连接）受力性能的差异，以及预埋钢板位置偏差对结构整体受力的影响，得到以下结论：

⑴优化后的连接节点设计能显著提高预留钢板的可利用率，施工误差兼容性高，可有效解决预留接驳器受施工因素影响大的问题。

⑵与传统钢筋连接方式相比，预制装配式结构节点采用钢板连接方式能明显提高节点的强度和刚度，其受力性能优于接驳器连接，能取得较大工程效益。

⑶钢板连接加腋仅能在较小程度上优化节点受力。