高架车站钢结构屋盖预埋件破坏机理及布置优化

DOI:10.3969/j.issn.1004-4655.2019.02.035

CHINA MUNICIPAL ENGINEERING

Ｎｏ．２　（Ｓｅｒｉａｌ　Ｎｏ．２０３）

Ａｐｒ．　２０１９

高架车站钢结构屋盖预埋件破坏机理及布置优化

李 帆1，张 守 龙2，赵 连 政2

（1.青岛市地铁八号线有限公司，山东 青岛 266000；2.青岛市市政工程设计研究院有限责任公司，山东 青岛 266061）

摘要：以青岛轨道交通L8胶东镇站为例，建立预埋件节点模型，对比分析不同数量、间距锚筋工况下埋件节点的受力状态和破坏形式；对数值计算和工程实际进行分析。研究表明：在正常使用极限工况下预埋件节点破坏是剪力控制型，剪应力超限位置主要集中在锚板下部；在地震工况下，预埋节点破坏转变为拉剪共同控制，锚筋出现较大拉力和剪力，节点滑移破坏位置从锚板下部转为施加荷载附近。此外，双节点较单节点能更好降低剪应力增长速度，但应力变化不大；锚筋灌浆料的作用明显。因此，浇筑过程中混凝土密实程度，是保证锚筋抗拔性能的另一关键因素。依据研究成果，优化锚筋数量和布局，能减小锚筋使用量42%，与工程实际现场监测数据进行对比，位移偏差率小于15%，数值计算合理有效。

关键词：高架车站；钢结构屋盖；支座；预埋件；设计施工方案

中图分类号：U233 文献标识码：A 文章编号：1004-4655（2019）02-0129-05

由于高架车站相较于地下车站具有施工对城市道路影响小、投资少、工期短等优势，广泛应用于城郊轨道交通建设。在高架车站设计中主体结构采用混凝土框架结构，外立面采用钢结构屋盖，是最为常见的结构形式。钢结构通过支座预埋件向主体结构传递杆件内力，是保证结构稳定的关键部位，起到枢纽作用。如图1所示，在实际工程中，由于大型公用建筑设计使用寿命长、等级高、混凝土中梁柱钢筋已非常密集，预埋件锚筋（锚栓）需要在钢筋丛进行组装、定位、固定，也成为困扰现场施工的难点。同时，预埋节点作用是依靠钢筋与混凝土之间黏结力，如果梁柱节点大量布置锚筋，将导致混凝土振捣难以密实，最终使预埋件的抗拔能力大幅减少。因此，合理选择锚筋数量和布置形式是预埋件设计中亟待解决的问题。屈尚文

[1]

以青岛轨道交通L8胶东镇站为例，根据主体结构与钢结构设计参数，建立三维有限元模型，通过分析预埋件节点的受力状态和破坏形式，优化锚筋布置方案，将为复杂预埋件节点优化设计提供依据。

1 工程概况

青岛轨道交通L8胶东镇站建筑设计形式为路侧2层高架侧式站，车站总长121 m，总宽度24 m，车站纵向柱距12 m。车站结构的设计使用年限为100 a，结构安全等级为一级，按抗震设防烈度8度采取抗震措施。屋盖及预埋件概念图见图1。

钢结构屋盖

钢屋盖跨度30长121距盖跨24 锚筋

锚板

钢屋、施宇冬

[2]

等基于实际工程

[3]

提出一些施工技术的创新，王秀娟及分布对预埋件整体安全的影响。

等也根据规

宽24高20范计算预埋件参数，但都没有具体研究锚筋参数

梁柱节点

边锚筋边锚板预埋件

图1 屋盖及预埋件概念图（m）

收稿日期：2018-12-26

第一作者简介：李帆（1988—），女，工程师，本科，主要从事城市轨道交通工程。

车站屋盖采用六榀空间拱架作为主要受力构件，断面为拱形，拱高12 m，拱最大跨度为30 m。每隔24 m设置1个支座，支撑在轨道层混凝土边

129

李帆，张守龙，赵连政：高架车站钢结构屋盖预埋件破坏机理及布置优化2019年第2期

柱及边纵梁上。2 预埋件节点分析

2.1 模型建立

依据车站结构设计图纸，取跨中典型预埋件节点建立FLAC3D计算模型，梁柱、锚板采用六面体实体单元，梁柱钢筋采用Cable单元（拉压杆件）， 预埋件锚筋采用Pile单元（拉压弯剪构件）， 钢板与混凝土间设接触面（Interface）模型。模型共包括实体单元172 6个，结构单元4 800个2）。

结构主筋

锚板

锚筋

横梁

单支点

纵梁

5 m

双支点

结构柱

5 m

图2 计算模型

计算模型端部边界施加水平速度约束，模型底部为固定边界。混凝土采用摩尔库伦本构，C40混凝土力学参数；锚板采用线弹性本构，Q345B钢板力学参数；锚筋采用HRB400钢筋力学参数，锚筋与混凝土通过内置灌浆料力学行为进行连接，在锚筋与锚板的焊接节点，假定为固接。

2.2 计算方案

在钢屋盖初步设计阶段，采用结构计算软件建立空间杆系模型，根据规范[4-6]要求的荷载组合进行计算（地震工况由阵型反应谱法计算，地震烈度8°）， 得到作用于主体结构的最不利组合支座反力，选取正常使用极限工况与地震工况2种典型荷载组合，见表1。

表1 典型支座节点反力

编号荷载组合Fx/kNFy/kNFz/kNA正常使用极限工况

18.022.01 035.2B

地震工况

10.2

258.6

825.6

在满足文献[5]的前提下，通过调整锚筋数量和布置形式，每种工况设计计算方案12种，见表2。其中，A2为原设计方案。130

表2 计算方案

编号荷载支点直锚筋边锚筋编号荷载支点直锚筋边锚筋

A1单支点9×75×3A7单支点9×7—A2双支点9×75×3A8双支点9×7—A3单支点7×55×3A9单支点7×5—A4双支点7×55×3A10双支点7×5—A5单支点4×43×3A11单支点4×4—A6

双支点

4×4

3×3

A12

双支点

4×4

—

2.3 锚筋受力分析

2.3.1 正常使用极限工况

由于正常使用极限工况下，Z方向荷载是控制性荷载，因此需要重点关注锚筋Z方向剪力。由图3~图6可见，随着锚筋数量的减少，Z方向的剪力逐渐增大。其中，计算方案A1~A4、A7~A10中（A为正常使用极限工况），主锚筋数量＞35根，85%

以上的锚筋剪力在0~100 MPa，整体上处于较低的应力状态，最大剪力值也未超过0.85倍的抗剪强度设计值。同时，锚板与混凝土梁柱的相对滑移在0.5 mm以下，在梁柱节点的受力总位移中作用极小，只在锚筋处出现小面积的剪切应力集中，并未形成贯通的滑裂面，结构整体安全可控。在A5~A6及

A11~A12中，主锚筋数量较少，剪力水平在加载初期急剧增加，部分超过抗剪强度设计极限，锚板相对滑动位移超过1 mm；特别是A11~A12中，由于没有边锚筋的设置，所有锚筋都处于超限状态，梁柱接触单元出现自底到顶的倒T形滑裂破坏，可以认为该节点已破坏。从相同锚筋数量看，在锚筋数量较少时，由于边锚筋的设置，锚板与混凝土的相对水平位移，节点整体性更强。相对不设边锚筋时，剪力下降20%，轴力明显下降50%，边锚筋有着良好的抗拉性能。另外，虽然双支点能降低剪应力发展速度，但应力差别不大。锚筋轴力的应力水平，与剪力具有相似性，轴力都在0.85倍抗拉设计强度内。从整体上看，在正常使用极限工况下预埋件节点是剪力控制型节点。

320

280A1240A2A3aPM200抗剪强度设计值A4/Z160A5A6-0.85抗剪强度设计值

力120A7A8应剪80A9A1040

A11A12

0 1 000 2 000 3 000 4 000 5 000计算步

图3 锚筋剪力曲线图

（见图李帆，张守龙，赵连政：高架车站钢结构屋盖预埋件破坏机理及布置优化2019年第2期

400360

抗拉强度设计值a320

0.85抗拉强度设计值A1PM280A2/A3向240A4A5轴200A6-力160A7A8应120A9A10拉80A11A12

40

0 1 000 2 000 3 000 4 000 5 000计算步

图4 锚筋轴力曲线图

80200~300 MPa70100~200 MPa0~100 MPa

60量数50筋锚403020100

A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12图5 锚筋剪力分布直方图

2.5相对滑移梁柱位移

2.0mm1.5/移位1.00.50

A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12图6 预埋件节点位移直方图

由图7、图8计算结果可知，该工况下锚筋与混凝土出现脱离现象。无论是单支点还是双支点加载，锚板下部的位移包含在受力状态下的整体滑移和锚板本身的变形。因此，锚筋与灌浆料脱离部位，与剪应力超限位置相同，主要集中在锚板下部、入混凝土最初的0.1 m范围内，并且大致成倒T形分布。在A5、A11、A12中，伴随相对滑移的增大，由底部逐渐发展为所有节点与灌浆料脱离的现象；从另一个方面分析，说明这3种方案中，该节点已破坏。因为边锚筋的设置明显减小水平位移，A1与A5等方案对比表明，边锚筋的布置，能够在较少的直锚筋情况下，脱离破坏。同时，单支点和双支点在锚筋破坏分布中，差异不大，可以忽略。因此，在正常使用工况下，预埋件节点的破坏机理

为，底部锚筋在超限剪力的作用下首先发生剪切变

形增大同时与灌浆料脱离，导致锚板与混凝土出现剪切滑移，两者交替发生，直至出现连续性剪切破坏。

2.01.81.6单支点1.41.2A5m/A7高1.00.8A90.60.6A11

0.4

0.2

锚板

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0

宽/m

图7 单支点锚筋破坏分布图

2.01.81.6双支点1.41.2A6m/A8高1.00.8A100.6A12

0.40.2

锚板

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0宽/m

图8 双支点锚筋破坏分布

2.3.2 地震工况

由于地震工况下，Y方向荷载与Z方向荷载在同一数量级，锚筋也从单受剪构件转变为拉剪构件。由图9~图12可见（图中B代表地震工况），同正常使用极限工况相比，Z方向剪力发展速度稍有放缓，最终剪力超限锚筋数量减少约15%，锚筋数量仍起决定性因素。由于Y方向荷载的影响，轴力发展速度提高的同时最终应力提高20%~40%，并且有少数锚筋接近抗拉设计强度。因为水平力作用下锚板和混凝土有拖拽现象，使锚筋与锚板接触面出现拉应力破坏，锚板的相对滑移相对于正常使用极限工况有10%的提高。锚筋较少时，滑裂面贯通面积更大，A6最大滑移已达2 mm。边锚筋的布置，相比正常使用极限工况，轴力减小更为明显，能够到达60%。单双支点在地震工况下，对锚筋超限位置影响明显，支点附近的锚筋轴力较锚板边缘锚筋大30%左右。

131

李帆，张守龙，赵连政：高架车站钢结构屋盖预埋件破坏机理及布置优化2019年第2期

320280B1240B2B3aPM200抗剪强度设计值

B4B5/Z160B6-B7力1200.85抗剪强度设计值

B8应80B9B10剪40

B11B12

0 1 000 2 000 3 000 4 000 5 000计算步

图9 锚筋剪力曲线图

400360抗剪强度设计值aP320B1M/2800.85抗拉强度设计值

B2B3向轴240B4-200B5B6力160B7应120B8B9拉80B10B1140

B12

0 1 000 2 000 3 000 4 000 5 000计算步

图10 锚筋轴力曲线图

8070200~300 MPa100~200 MPa600~100 MPa

量数50筋锚40

3020100

A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12图11 锚筋剪力分布直方图

3.0相对滑移2.5梁柱位移

m2.0m/移1.5位1.00.50

A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12

图12 预埋件节点位移直方图

图13、图14可见，锚筋与灌浆料节点滑动，在较大水平应力的作用下，锚板施加荷载的节点附近，出现外凸变形，且与竖直方向的力共同作用，给锚筋斜向下拉力，节点滑移的分布也从锚板底部转为施加荷载的附近，其数量与施加力所在点的半径成正比。单支点与双支点相比，破坏位置更为集132

中，数量上也比双支点稍多，单支点的破坏大致为

“土”字型分布，在锚板底部和支点附近出现两条明显的破坏带，且锚板中部的接触面，多为拉应力破坏；双支点的破坏更为均匀，在两支点间破坏最为集中，并向外发散。同正常使用极限工况相似，锚筋数量较少时（如B11、B12），锚筋几乎全部发生与灌浆料的脱离。因此，在地震工况下，预埋节点转变为拉剪共同控制的节点。

2.01.81.6单支点1.41.2B5m/B7高1.00.8B90.60.6B11

0.4

0.2

锚板

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0

宽/m

图13 单节点锚筋破坏分布图

2.01.81.6双支点1.41.2B6m/B8高1.00.8B100.6B12

0.40.2

锚板

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0

宽/m

图14 双节点锚筋破坏分布

2.3.3 锚筋优化布置

通过以上对预埋件节点的受力状态及破坏形式的精确分析，在预埋件的设计中影响因素对预埋件整体安全的重要程度见表3。

表3 各控制因素对预埋件节点稳定的重要程度

作用类型锚筋总截面

面积边锚筋灌浆料支点数量抗剪☆☆☆☆☆☆☆☆☆☆抗拉

☆☆☆☆

☆☆☆

☆☆☆

☆

对于非抗震结构，锚筋的选择可按纯剪构件计算，在满足规范要求的前提下，应在竖直方向上，由底到顶，逐渐减少锚筋，增大间距，以土字型或工字型加密布置，或逐渐减小锚筋直径，以方便施工，减轻混凝土浇筑空隙。对于抗震结构，锚筋的

李帆，张守龙，赵连政：高架车站钢结构屋盖预埋件破坏机理及布置优化2019年第2期

计算需按拉剪混合受力结构计算，应以支点为中心，随半径增加，加大锚筋间距。在2种工况下，锚筋灌浆料作为锚筋和混凝土的力的传导部件，抵抗锚筋滑移的作用非常明显，对于重要节点需使用高强度灌浆料。从另一方面证明，浇筑过程中的混凝土密实程度，也是保证锚筋抗拔性能的关键因素。

依据以上分析，最终设计方案由A2更改为以A4为基础，采用4-4-8-8-8（顶-底）的锚筋布局，相比原设计方案减小锚筋使用40%。减少材料用量的同时，大大降低该型节点的施工难度，确保浇筑质量。图15显示根据位移原位应变监测数据，数值计算与工程实际进行对比，位移的偏差率＜15%，说明数值计算比较准确。目前，该车站已完成施工，未发现异常变形、裂缝等。

0.300.250.20位移/mm0.150.100.050.00

施工工况计算位移监测位移

对比分析不同数量及间距布置锚筋工况下预埋件节点的受力状态和破坏形式。对数值计算和工程实际进行对比，得到如下结论。

在正常使用极限工况下预埋件节点是剪力控制型节点，剪应力超限位置主要集中在锚板下部。在满足规范要求的前提下，可以在应力较小的区域减少锚筋布置。在地震工况下，预埋节点转变为拉剪共同控制的节点，锚筋的计算需按拉剪混合受力结构计算，锚筋出现斜向下拉力；节点滑移的分布从锚板下部转为施加荷载的附近。锚筋灌浆料的作用明显，混凝土密实程度是保证锚筋抗拔性能的另一关键因素。优化后的锚筋布局，相比原设计方案明显减小锚筋使用，与工程实际现场监测数据进行对比，证明具有良好的效果，说明预埋件节点优化设计合理有效。

参考文献：

[1] 屈尚文,许辉,王曙光,等.阿布扎比国际机场钢结构预埋件问题

及对策[J].施工技术,2017,46(22):62-.

[2] 施宇冬,杨媛鹏,李峁清,等.坑顶大梁桁架支座预埋件后安置施

工技术[J].施工技术,2015,44(19):28-29,42.

[3] 王秀娟,庞翠翠,吕晓寅,等.钢筋混凝土结构预埋件的计算与分

0 10 20 30 40 50

时间/d

析[J].科学技术与工程,2010,10(23):5796-5798.

[4] 地铁设计规范:GB 50157—2013[S]北京:中国建筑工业出版社,

2013.

[5] 混凝土结构设计规范:GB 50010—2010(2015年版)[S]北京:中国

建筑工业出版社,2015.

[6] 建筑抗震设计规范:GB 50011—2010（2016年版）[S]北京:中国

建筑工业出版社,2016.

图15 原位监测位移与计算位移对比曲线图

4 结语

以青岛轨道交通L8胶东镇站工程为例，运用FLAC3D有限元模拟软件，建立预埋件节点模型，

（上接第128页）

由图7和表2可看出，间断布置体外预应力方案，预应力在混凝土桥面板易开裂的区域利用率最高；布置体内束和通长布置体外束在混凝土面板中产生轴压力效应基本相当。

4 结语

1）通过对中兴大桥组合梁桥面板不同配束体系的对比分析可知，通长配置体外束（工况III）较配置体内束（工况II）结构性能稍有优势；间断配置体外束（工况IV）结构性能介于工况I和工况II之间，即在预应力布置区域结构性能与工况II相近，在无预应力区域结构性能与工况I相近。

2）预应力产生轴向力效应在混凝土板和钢结

构之间的分配比例，对于工况II和工况III而言，基本一致；对于工况IV，在预应力布置区域，轴向力分配到混凝土板的比例高于工况II和工况III。

3）经测算，采用体外束造价约为体内束的1.8倍，综合考虑体外预应力方案的结构性能、施工方便、易围护、可更换和补张拉等优点，最终设计方案推荐组合梁段通长布置体外预应力。

参考文献：

[1] 刘士林.斜拉桥设计[M].北京:人民交通出版社,2006.[2] 林元培.斜拉桥[M].北京:人民交通出版社,1995.

[3] 王景全.组合梁桥及体外预应力组合梁桥基本性能研究[D].南京:

东南大学,2005.

133

ABSTRACTS

gradually entered the maintenance stage. The possible diseases of road traffic sign bars are sorted out, and feasible maintenance schemes are worked out according to different diseases. Taking Shanghai S20 outer-ring portal frame maintenance project as an example, this paper introduces the project implementation plan, as well as the important & difficult points, which has a certain reference significance for the maintenance of marking poles in urban operation & management.

Key words: urban traffic; sign bar; steel structure; maintenance

Comparison & Selection of Internal & External Prestressing System for Composite Beam Deck

of Cable-Stayed Bridge

JIANG Zhen1, HE Wu-chao1, MA Biao1, ZHANG Bo2(1. Shanghai Municipal Engineering Design & Research Institute [Group] Co., Ltd., Shanghai 200092, China; 2. Hongrun Construction Group

Co., Ltd., Shanghai 200235, China)Abstract: In order to determine the improvement degree of concrete deck prestressing system of composite beam of cable-stayed bridge on the crack resistance of deck, this paper takes Ningbo Zhongxing Bridge as an engineering background, and through making a comparative study object, analyses & introduces the structural displacement, stress distribution of concrete slab and the proportion of prestressing force distribution in concrete slab and steel beam of composite beam with external & internal tendons. The results show that the structural effects of the 2 modes meet the requirements of the code, and the structural performance of longitudinal external prestressing composite beams with through-length arrangement is slightly better.

Key words: cable-stayed bridge; composite beam; external prestressing; internal prestressing

146

Failure Mechanism & Layout Optimization of Embedded Parts of Steel Structure Roof of

Elevated Station

LI Fan1, ZHANG Shou-long2, ZHAO Lian-zheng2(1. Qingdao Metro L8 Co., Ltd., Qingdao 266000,

China; 2. Qingdao Municipal Engineering Design Research Institute Co., Ltd., Qingdao,

266061, China)

Abstract: Taking L8 Jiaodong Town Station of Qingdao Rail Transit as an example, the model of embedded joint is established, and the stress and failure modes of embedded joint under different number and spacing anchor bars are compared and analyzed, and the numerical calculation and engineering practice are analyzed. The results show that the failure of pre-embedded joints is shear-controlled under normal service limit conditions, and the locations of shear stress exceeding the limit are mainly concentrated in the lower part of the anchor plate; under seismic conditions, the failure of pre-embedded joints is controlled by both tension and shear, and the anchor tendons have larger tension and shear force, and the sliding failure position of the joints is changed from the lower part of the anchor plate to the vicinity of the applied load. In addition, the growth rate of shear stress of double-joints is better than that of single-joints, but the ultimate stress changes little, and the effect of anchor grouting material is obvious. Therefore, the compactness of concrete during pouring is another key factor to ensure the pull-out performance of anchor bars. According to the research results, optimizing the number and layout of anchor bars can reduce the usage of anchor bars by 42%. Compared with the field monitoring data, the displacement deviation rate is less than 15%. The numerical calculation is reasonable and effective.

Key words: elevated station; steel structural roof; support; embedded parts; design & construction scheme