付 軍,黃豪杰,閔亦斌,柯文匯,李 俊

(1.武漢理工大學(xué)交通與船海學(xué)部,湖北 武漢 430063;2.武漢理工大學(xué)硅酸鹽建筑材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北 武漢 430070;3.武漢市市政工程機(jī)械化施工有限公司,湖北 武漢 430023)

混凝土防撞護(hù)欄廣泛應(yīng)用于各類公路與橋梁上,是行車安全的重要保障[1]。裝配式防撞護(hù)欄因其高效率、高質(zhì)量、低污染、低成本等諸多優(yōu)點(diǎn)引起了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。裝配式技術(shù)在橋梁上、下部結(jié)構(gòu)的應(yīng)用已逐漸成熟,但涉及防撞護(hù)欄領(lǐng)域的研究與應(yīng)用較少,主要是由于裝配式護(hù)欄底部與橋面的豎向連接因鋼筋或混凝土不連續(xù)而削弱了護(hù)欄的抗剪性能。另外,吊裝設(shè)備和預(yù)制塊長(zhǎng)度的限制,導(dǎo)致護(hù)欄整體性較差。

橋梁結(jié)構(gòu)中預(yù)制蓋梁、橋墩與承臺(tái)相互之間及預(yù)制橋墩節(jié)段間的拼裝連接方式可作為探索裝配式護(hù)欄連接方式的參考,其主要有濕連接和干連接。濕連接主要為灌漿套筒連接[2]、灌漿波紋管連接[3-4]以及承插式灌漿連接[5];干連接主要為后張無(wú)黏結(jié)預(yù)應(yīng)力連接[6]與螺栓連接[7-8]。M.Namy等[9-10]通過(guò)非線性有限元分析比較裝配式和現(xiàn)澆橋梁護(hù)欄在橫向荷載作用下的荷載傳遞和破壞形式,研究了裝配式護(hù)欄靜載下對(duì)橋面板結(jié)構(gòu)應(yīng)力和耐久性的影響并進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化,設(shè)計(jì)了一種用于連接裝配式護(hù)欄的剪力鍵。F.Duchesneau等[11]使用有限元計(jì)算驗(yàn)證了由纖維增強(qiáng)混凝土(FRC)制成的裝配式橋梁護(hù)欄的安全性能,并對(duì)其螺栓與鋼筋連接方式進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。K.Sennah等[12]設(shè)計(jì)了一種玻璃纖維增強(qiáng)聚合物(GFRP)錨固頭傳力桿,該傳力桿使護(hù)欄耐久性更好,鋼筋使用量更少。J.Lee等[13]提出了一種帶有針對(duì)大中型車輛的緩沖裝置的新型防撞護(hù)欄,并通過(guò)實(shí)車碰撞試驗(yàn)和數(shù)值模擬后,發(fā)現(xiàn)護(hù)欄發(fā)生剪切破壞,并且出現(xiàn)了大面積的損傷,還需對(duì)其進(jìn)一步優(yōu)化與加固設(shè)計(jì)。S.Basit等[14]提出了一種鋼筋混凝土護(hù)欄與橋面板的環(huán)形鋼筋錨固方式,研究表明,環(huán)形鋼筋錨固能力強(qiáng),更好地解決了邊緣處的鋼筋分布集中和應(yīng)力集中問(wèn)題。黃逸鋒等[15]通過(guò)兩種優(yōu)化方法以及靜力、動(dòng)力分析來(lái)為裝配式防撞護(hù)欄找到更優(yōu)異的連接形式,發(fā)現(xiàn)倒T型豎向連接方式經(jīng)過(guò)優(yōu)化之后,其材料節(jié)省了26.1%,且鋼板在護(hù)欄背部的縱向連接性能良好。

基于目前混凝土護(hù)欄抗剪和耐久性差、護(hù)欄豎向連接設(shè)計(jì)單一、裝配式安裝造價(jià)高昂,筆者提出了三種裝配式防撞護(hù)欄的豎向連接設(shè)計(jì)方案,利并用LS-DYNA有限元軟件開(kāi)展裝配式護(hù)欄在準(zhǔn)靜態(tài)加載下的受力性能分析,以探求更可靠、更經(jīng)濟(jì)、更便捷的連接方式。

1 護(hù)欄豎向連接方案

武漢市南泥灣大道定位為一級(jí)公路,高架橋梁護(hù)欄防護(hù)等級(jí)為SA級(jí)。防撞護(hù)欄設(shè)計(jì)采用裝配式混凝土護(hù)欄,綜合《公路交通安全設(shè)施設(shè)計(jì)細(xì)則》(JTG/T D81—2017)和吊裝條件與經(jīng)濟(jì)性等因素,裝配式護(hù)欄標(biāo)準(zhǔn)段長(zhǎng)度為4 m。護(hù)欄防護(hù)高度(護(hù)欄頂部至橋面距離)為1 m,其構(gòu)造符合SA級(jí)混凝土護(hù)欄的構(gòu)造要求。

護(hù)欄和橋面板混凝土等級(jí)分別為C40和C50。鋼筋選用HRB400,縱向鋼筋、截面鋼筋直徑分別為12 mm和16 mm,具體構(gòu)造見(jiàn)圖1所示。筆者提出了三種裝配式護(hù)欄豎向連接設(shè)計(jì)方案,如圖2所示。

方案一:采用預(yù)埋H型鋼焊接與漿錨連接技術(shù)。在橋面預(yù)埋H型鋼板以及預(yù)留伸筋,在預(yù)制護(hù)欄迎車面底部預(yù)埋鋼板以及護(hù)欄內(nèi)部預(yù)埋金屬波紋管,鋼板均采用Q345鋼材。護(hù)欄底部鋼板與橋面預(yù)埋H型鋼通過(guò)焊接連接,且焊縫強(qiáng)度與母材鋼板強(qiáng)度相同。橋面預(yù)留伸筋插入預(yù)制護(hù)欄中的預(yù)埋金屬波紋管并進(jìn)行灌漿,金屬波紋管間距為1 000 mm,鋼筋直徑為16 mm。

方案二:采用預(yù)埋倒T型鋼板焊接及漿錨連接技術(shù)。橋面預(yù)埋倒T型鋼板與護(hù)欄預(yù)留錨筋通過(guò)焊接連接,焊接要求與方案一相同。橋面預(yù)留伸筋插入預(yù)制護(hù)欄中的預(yù)埋金屬波紋管并進(jìn)行灌漿,漿錨連接與方案一相同,最后進(jìn)行鋪裝層澆筑。

方案三:在護(hù)欄底部設(shè)置梯形嵌固槽進(jìn)行嵌固連接。護(hù)欄在嵌固槽內(nèi)預(yù)留環(huán)形連接鋼筋,并在橋面板上與嵌固槽對(duì)應(yīng)的區(qū)域預(yù)留環(huán)形鋼筋,最后通過(guò)灌漿孔進(jìn)行灌漿,實(shí)現(xiàn)護(hù)欄與橋面板“雙環(huán)錨固”。環(huán)形鋼筋直徑12 mm,間距60 mm。

由于實(shí)車碰撞護(hù)欄試驗(yàn)耗資巨大,在做實(shí)車碰撞前常先進(jìn)行護(hù)欄水平靜力加載試驗(yàn)來(lái)評(píng)估護(hù)欄的承載力,即將車輛碰撞動(dòng)力荷載轉(zhuǎn)換為等效靜力荷載來(lái)研究靜力水平荷載與護(hù)欄位移響應(yīng)和護(hù)欄損傷、鋼筋應(yīng)變等之間的關(guān)系[16]。

2 準(zhǔn)靜態(tài)加載

2.1 護(hù)欄-橋面板幾何模型的建立

采用有限元軟件Workbench/LS-DYNA建立分離式橋面板模型。首先在繪圖軟件中繪制護(hù)欄、橋面板和鋼筋平面圖,將關(guān)鍵點(diǎn)坐標(biāo)文件導(dǎo)入ANSYS Workbench 軟件中LS-DYNA模塊進(jìn)行三維建模及網(wǎng)格劃分,最后以k文件格式導(dǎo)出護(hù)欄-橋面板模型。因?yàn)閃orkbench/LS-DYNA中的材料庫(kù)不夠齊全,需在后處理軟件LS-Prepost中對(duì)k文件修改并賦予材料屬性等關(guān)鍵字修改。幾何模型如圖3所示。

圖3 護(hù)欄-橋面板幾何模型

2.2 鋼筋本構(gòu)模型

鋼筋的本構(gòu)模型采用*MAT PLASTIC KINEMATIC塑性隨動(dòng)強(qiáng)化模型,該模型通過(guò)Cowper-Symonds經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ涂紤]了應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)鋼筋材料動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的影響[17],如式(1),具體材料參數(shù)設(shè)置見(jiàn)表1。

(1)

表1 鋼筋材料參數(shù)表

式中:fdyn為動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度;fstat為靜態(tài)屈服強(qiáng)度;C和P為材料常數(shù)。

2.3 混凝土本構(gòu)模型

選用MAT159(CSCM模型)[18]模擬混凝土。該本構(gòu)模型考慮了材料在靜力及低速?zèng)_擊作用下的應(yīng)變硬化和損傷,其屈服面通過(guò)多個(gè)參數(shù)相乘的方式來(lái)實(shí)現(xiàn)材料剪切破壞面和強(qiáng)化蓋帽面之間的光滑連續(xù)銜接,如圖4所示。

圖4 CSCM模型屈服面示意圖

屈服破壞函數(shù)形式為

(2)

Ff(J1)=α-λexp-βJ1+θJ1.

(3)

材料參數(shù)α,β,λ和θ需要通過(guò)三軸壓縮實(shí)驗(yàn)來(lái)確定。蓋帽硬化面描述為

Fc(J1,κ)=1-

(4)

(5)

X(κ)=L(κ)+RFf[L(κ)].

(6)

當(dāng)J1>L(κ),方程4描述橢圓形帽蓋,當(dāng)J1≤L(κ),蓋帽硬化函數(shù)Fc=1。當(dāng)J1=L(κ)時(shí),帽蓋會(huì)與剪切破壞面相交,在蓋帽擴(kuò)張硬化之前和剪切表面相交的初始位置,κ0的值為J1。帽蓋與靜水壓立軸J1相交的位置在J1=X(κ)處,該交點(diǎn)位置具體取決于帽蓋自身結(jié)構(gòu)的橢圓率R。當(dāng)材料塑性體積發(fā)生收縮時(shí),蓋帽面也會(huì)伴隨材料體積的壓縮而膨脹(X(κ)和κ增加);當(dāng)材料的塑性體積發(fā)生膨脹時(shí),蓋帽面整體會(huì)逐漸發(fā)生收縮(X(κ)和κ減少),且硬化法則將帽蓋行為定義為

(7)

混凝土在受拉和低至中等程度的壓縮下呈現(xiàn)軟化現(xiàn)象。這種行為可通過(guò)損傷公式來(lái)描述,標(biāo)量損傷參數(shù)d將未存在損傷的黏塑性應(yīng)力張量σvp轉(zhuǎn)換為存在損傷的應(yīng)力張量σd。d的取值在0～1,d=0時(shí)沒(méi)有損傷,d=1時(shí)發(fā)生完全的損傷。損傷公式如下:

(8)

損傷包括延性損傷和脆性損傷。初始損傷閾值與剪切塑性面重合,因此可不必指定閾值。當(dāng)外力為壓力時(shí),應(yīng)變能τc超過(guò)損傷閾值τ0c時(shí)延性損傷開(kāi)始累計(jì)延性損傷累計(jì)取決于總應(yīng)變分量εij,采用延性損傷方式進(jìn)行損傷累積,關(guān)系如下:

(9)

其中,應(yīng)力分量σij是在未考慮損傷和速率效應(yīng)前計(jì)算得出的彈塑性應(yīng)力。當(dāng)壓力拉伸時(shí),若能量類型項(xiàng)τt超過(guò)損傷閾值τ0t,損傷就會(huì)發(fā)生,進(jìn)而導(dǎo)致脆性損傷不斷累積。最大主應(yīng)變?chǔ)襥j決定著脆性損傷的積累程度,可以使用脆性損傷模型進(jìn)行損傷積累:

(10)

隨著損傷程度的加重,相關(guān)損傷公式計(jì)算下的損傷參數(shù)d會(huì)逐漸從初始值0增加到1。脆性和延性損傷的參數(shù)關(guān)于應(yīng)變的函數(shù)如下所示。

脆性損傷:

(11)

延性損傷:

(12)

式中:參數(shù)A、B、C、D決定了應(yīng)力-位移或應(yīng)力-應(yīng)變的軟化曲線的形狀。同時(shí)參數(shù)dmax是可以達(dá)到的最大傷害等級(jí)[18]。筆者采用簡(jiǎn)單參數(shù)輸入方式,具體參數(shù)如表2所示。

表2 混凝土材料參數(shù)

2.4 單元?jiǎng)澐?、接觸及邊界條件

護(hù)欄和橋面板中的橫向鋼筋、縱向鋼筋和預(yù)留鋼筋等均采用Beam161梁?jiǎn)卧獊?lái)模擬。護(hù)欄和橋面板混凝土等級(jí)分別為C40與C50,且均采用Solid164實(shí)體單元進(jìn)行劃分。采用*CONSTRAINED LAGRANGE IN SOLID關(guān)鍵字將鋼筋梁與混凝土實(shí)體單元進(jìn)行節(jié)點(diǎn)耦合來(lái)模擬鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)。以方案一為例(見(jiàn)圖5),預(yù)留鋼板和H型鋼均與護(hù)欄和橋面板采用“綁定”接觸。護(hù)欄與橋面板采用“摩擦”接觸。護(hù)欄預(yù)留鋼板與H型鋼焊接連接,本模型通過(guò)限制焊點(diǎn)處三個(gè)方向的位移來(lái)模擬焊縫[15]。

圖5 方案一預(yù)留鋼板與H型鋼接觸示意圖

方案一準(zhǔn)靜態(tài)加載邊界條件見(jiàn)圖6。荷載作用于護(hù)欄迎車面頂部。荷載線性增大,直到混凝土損傷或鋼筋屈服完成加載。依據(jù)《公路交通安全設(shè)施設(shè)計(jì)原則》(JTG/T D81—2017),在設(shè)計(jì)防撞護(hù)欄時(shí)其承受的汽車橫向碰撞荷載分布長(zhǎng)度為2 400 mm,故考慮作用分布長(zhǎng)度為2 400 mm。橋面板底部為固定約束。經(jīng)試算,護(hù)欄模型單元尺寸大小采用20～40 mm時(shí)能保證計(jì)算精度。

圖6 方案一邊界條件

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

3.1 準(zhǔn)靜態(tài)加載模型驗(yàn)證

利用LS-DYNA進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)求解時(shí),系統(tǒng)的動(dòng)能與內(nèi)能的比值需要控制在10%以下,模型要求時(shí)較高時(shí)須低于5%。三種方案動(dòng)能與內(nèi)能比值曲線接近。方案一曲線見(jiàn)圖7,加載初期動(dòng)能與內(nèi)能的比值達(dá)到峰值然后迅速衰減,隨著荷載的不斷施加,系統(tǒng)內(nèi)能急劇增加,而動(dòng)能增長(zhǎng)較為緩慢,后續(xù)系統(tǒng)動(dòng)能與內(nèi)能的比值一直低于5%,因此,可認(rèn)為分析過(guò)程為準(zhǔn)靜態(tài)求解。

圖7 動(dòng)能與內(nèi)能比值曲線

3.2 護(hù)欄破壞分析

方案一加載初期,護(hù)欄結(jié)構(gòu)處于彈性階段。加載至370 kN時(shí),混凝土發(fā)生開(kāi)裂,裂縫隨后向護(hù)欄兩端延伸,形成了一條幾乎貫穿護(hù)欄的裂縫。當(dāng)荷載達(dá)到480 kN時(shí),出現(xiàn)第二條裂縫,并開(kāi)始傾斜的向護(hù)欄頂部發(fā)展。加載到550 kN時(shí)(見(jiàn)圖8),先前兩條裂縫之間出現(xiàn)第三裂縫,護(hù)欄整體呈現(xiàn)倒梯形屈服破壞,由于護(hù)欄結(jié)構(gòu)與荷載對(duì)稱分布,圖幅均截取護(hù)欄的一半。當(dāng)荷載加載至600 kN(見(jiàn)圖9),護(hù)欄中心處受力集中,應(yīng)力由中部向兩端遞減。護(hù)欄鋼板與H型鋼Mises應(yīng)力峰值為61.46 MPa,這表示鋼板與H型鋼一直處于彈性階段,完全可以抵抗外部荷載。橋面板預(yù)留伸筋在靠近水平靜力荷載作用處應(yīng)力最大為316.40 MPa,同樣可以繼續(xù)承受外部荷載。護(hù)欄鋼筋骨架應(yīng)力達(dá)到峰值424.62 MPa,且應(yīng)力峰值位于混凝土開(kāi)裂附近的鋼筋處,此時(shí)鋼筋已進(jìn)入屈服階段。如果繼續(xù)加載,護(hù)欄結(jié)構(gòu)系統(tǒng)動(dòng)能將急劇增加,動(dòng)能增加幅度較大,這不符合準(zhǔn)靜態(tài)加載前提條件,故認(rèn)為此護(hù)欄結(jié)構(gòu)的最大承載力約為600 kN。

圖8 方案一混凝土損傷分布云圖

圖9 方案一最大Mises應(yīng)力云圖

方案二加載初期,倒T型鋼板周圍的混凝土出現(xiàn)應(yīng)力集中。隨著荷載增至240 kN,護(hù)欄預(yù)留鋼筋處的混凝土出現(xiàn)損傷,此區(qū)域周圍混凝土的應(yīng)力也相對(duì)較高。荷載達(dá)到260 kN時(shí),護(hù)欄預(yù)留伸出鋼筋的Mises應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度,由于橋面預(yù)留伸筋和護(hù)欄本身鋼筋可以承擔(dān)后續(xù)荷載,護(hù)欄結(jié)構(gòu)還具備一定的承載能力。加載至340 kN時(shí)(見(jiàn)圖10～圖11),護(hù)欄的橫向位移增長(zhǎng)持續(xù)提升,橋面板混凝土出現(xiàn)損傷,護(hù)欄預(yù)留鋼筋處的混凝土出現(xiàn)大面積的破壞,荷載傳遞至橋面板預(yù)留鋼筋處,橋面板預(yù)留伸筋在其受剪處的應(yīng)力也顯著增長(zhǎng),并達(dá)到屈服強(qiáng)度,此時(shí)護(hù)欄達(dá)到準(zhǔn)靜態(tài)加載極限承載力340 kN。整個(gè)過(guò)程倒T型鋼Mises應(yīng)力達(dá)到峰值360.25 MPa,沒(méi)有進(jìn)入屈服階段。

圖10 方案二混凝土損傷分布云圖

圖11 方案二連接鋼筋最大Mises應(yīng)力云圖

方案三加載初期,后澆混凝土與橋面板連接處的應(yīng)力增加較為明顯,護(hù)欄結(jié)構(gòu)總體處于彈性階段。荷載增加到160 kN時(shí),后澆混凝土與橋面板相接的中心處發(fā)生開(kāi)裂。隨著荷載的不斷增加,該裂縫開(kāi)始向兩端延伸,直到發(fā)展成為一條貫穿整個(gè)護(hù)欄縱向長(zhǎng)度的裂縫,后澆混凝土與橋面板開(kāi)始發(fā)生相對(duì)位移。加載至280 kN時(shí),護(hù)欄底部混凝土發(fā)生受拉破壞,同時(shí)護(hù)欄與橋面板開(kāi)始分離。加載到400 kN時(shí)(見(jiàn)圖12～圖13),連接護(hù)欄與橋面的上下環(huán)型鋼筋的Mises應(yīng)力達(dá)到應(yīng)力峰值425.43 MPa,連接鋼筋進(jìn)入屈服階段,護(hù)欄橫向位移急劇增加發(fā)生整體傾覆破壞,此時(shí)護(hù)欄達(dá)到承載能力極限狀態(tài)。結(jié)構(gòu)的損傷主要集中于護(hù)欄與后澆混凝土相接處,究其原因?yàn)楹鬂不炷铃^固的連接方式不能均勻分散的水平荷載,連接處剛度較大導(dǎo)致連接處發(fā)生了應(yīng)力集中。

圖12 方案三混凝土損傷云圖

圖13 方案三橋面預(yù)留環(huán)形鋼筋最大Mises應(yīng)力云圖

3.3 荷載-位移曲線與承載力分析

三種護(hù)欄在準(zhǔn)靜態(tài)加載作用下的荷載-位移曲線如圖14所示,位移測(cè)點(diǎn)如圖6所示,方案一水平靜力最大荷載約為600 kN,方案二約為340 kN,方案三約為400 kN?，F(xiàn)行規(guī)范未明確規(guī)定裝配式混凝土護(hù)欄準(zhǔn)靜態(tài)加載極限荷載,故參考規(guī)范[1]中SA級(jí)橋梁護(hù)欄汽車橫向碰撞荷載標(biāo)準(zhǔn)值,取410 kN為SA級(jí)裝配式護(hù)欄準(zhǔn)靜態(tài)加載荷載標(biāo)準(zhǔn)值。

圖14 準(zhǔn)靜態(tài)加載下荷載-位移曲線

施加靜力荷載為150 kN以下時(shí),方案一與方案三的荷載位移曲線基本重合,曲線的斜率大于方案二。說(shuō)明在荷載施加初期,方案一與方案二的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度相近且高于方案二。隨著荷載的不斷施加,接近240 kN時(shí),方案三荷載位移曲線斜率顯著變低,方案三與方案一側(cè)向位移差距逐漸拉開(kāi),在一定程度上可以反映護(hù)欄的剛度差異。三種方案最大側(cè)向位移分別是18 mm、77 mm、129 mm,方案一約為方案二和方案三的23%和14%。

綜合以上可以說(shuō)明方案一護(hù)欄的結(jié)構(gòu)剛度為三者最佳。

由上述分析可知,方案一完全滿足SA級(jí)橋梁護(hù)欄的設(shè)計(jì)要求,方案二和方案三需要通過(guò)優(yōu)化設(shè)計(jì)來(lái)提高護(hù)欄強(qiáng)度或者用于較低防護(hù)等級(jí)的護(hù)欄。

4 制作工藝與相對(duì)成本分析

從主要工藝、施工復(fù)雜性、安裝效率對(duì)上述三種方案的相對(duì)生產(chǎn)成本進(jìn)行對(duì)比分析[19],結(jié)果如表3所示。方案一與方案二采用焊接和漿錨連接,焊接施工成本相對(duì)較低,而且灌漿對(duì)孔連接精度不高,故施工安裝效率較高,成本相對(duì)較低。而方案三是通過(guò)在嵌固槽內(nèi)預(yù)留環(huán)形鋼筋連接,鋼筋成環(huán)安裝工作量大且精度較高,安裝時(shí)需要對(duì)位,需要澆筑,施工速度較慢,成本相對(duì)較高。

表3 制作工藝對(duì)比分析

5 結(jié) 論

(1)通過(guò)有限元模擬與準(zhǔn)靜態(tài)中心加載分析,得到了三種裝配式混凝土護(hù)欄豎向連接設(shè)計(jì)方案的極限承載力:預(yù)埋H型鋼焊接與漿錨連接相結(jié)合為600 kN,呈現(xiàn)倒梯形屈服破壞且沒(méi)有立刻失效;預(yù)埋倒T型鋼板焊接及漿錨連接相結(jié)合為340 kN,“雙環(huán)錨固”嵌固連接為400 kN,這兩種方案均出現(xiàn)應(yīng)力集中并整體傾覆。預(yù)埋H型鋼焊接與漿錨連接的豎向連接方式具有較好的力學(xué)性能,達(dá)到最大承載力時(shí)仍能保持一定的穩(wěn)定性。

(2)三種豎向連接方式護(hù)欄的荷載-位移曲線表明,當(dāng)護(hù)欄達(dá)到最大承載力時(shí),方案一頂部中心最大側(cè)向位移約為18 mm,分別為方案二和方案三的23%和14%;方案一的整體曲線斜率與剛度相對(duì)最大,滿足SA級(jí)別裝配式防撞護(hù)欄承載力要求。

(3)從制備工藝方面,方案三需要雙環(huán)錨固澆筑,而方案一和方案二均采用焊接與漿錨連接,其施工精度要求較低,生產(chǎn)成本較低,施工效率更高。

(4)綜合考慮承載力、失效特點(diǎn)、施工工藝與生產(chǎn)成本,預(yù)埋H型鋼焊接和漿錨連接相結(jié)合的豎向連接方式為優(yōu)選方案,可為裝配式防撞護(hù)欄的研究與應(yīng)用提供參考。