地铁高架车站型钢混凝土转换短梁试验研究

康 华

(中铁第一勘察设计院集团有限公司,西安 710043)

在城市轨道交通高架车站中，为了解决车站下部地块界限问题、节约用地并同时满足站厅建筑功能和站台轨道布置要求，常采用“桥-建组合式”结构。其中的转换托梁跨高比较小且承受托柱传来的较大集中动荷载，属于“短梁”，易于发生剪切脆性破坏，因此常采用型钢混凝土(Steel Reinforced Concrete，缩写为SRC)设计[1-4]。由于现行的《组合结构设计规范》(JGJ138—2016)(简称“《组合规范》”)[5]和《钢骨混凝土结构技术规程》(YB9082—2006)(简称“《钢骨规程》”)[6]主要基于建筑结构设计经验，尚不能将地铁车站转换短梁所具有的上述特征充分考虑在内，因此其设计安全性还需要在地铁工程实践中进一步完善。另一方面，型钢混凝土梁因混凝土强度等级高、型钢保护层厚度大，在施工及使用过程中易出现开裂现象，一般通过添加外加剂、布置钢丝网等措施来改善，但一直未彻底解决。

值得注意的是，高延性水泥基复合材料(Engineered Cementitious Composite，缩写为ECC)因其具有的准应变硬化特性和多缝开裂特性在结构工程中逐步引起关注[7-10]，使用ECC的小剪跨比钢筋混凝土梁表现出较好的延性，有效避免了剪切脆性破坏[11]。因此，将ECC作为基材、与型钢联合使用，形成型钢高延性混凝土(Steel Reinforced High Ductile Concrete，缩写为SRHDC)，非常契合地铁车站转换短梁的设计要求，值得进行实践尝试。

本课题组[12]以重庆轨道交通某高架车站工程项目中的单跨两侧带悬臂转换短梁为研究对象，在实际采用型钢混凝土设计的基础上，用高延性混凝土取代普通混凝土，对两种材料转换短梁进行缩尺抗剪试验，研究短梁的抗剪性能，为此类短梁设计提供建议。

1 工程概况

重庆市轨道交通6号线刘家坪车站，采用“桥-建”组合结构，车站长120 m、宽24.6 m，一层为变电所及停车场，二层为站厅层，三层为站台层及站台层下夹层。经结构方案比选，采用横向双柱框架结构体系[13]，其中站厅层盖梁为单跨双侧带悬挑段的型钢混凝土转换梁，结构剖面及配筋见图1。该转换梁高2.0 m、梁宽1.5 m，下部横向双柱间距8 m，净悬挑长度7.3 m，梁上部悬臂端和跨中处设有两个边柱和一个中柱，承托站台层传来的集中荷载。梁内置1 600 mm×700 mm×40 mm×60 mm的H形型钢钢骨，钢号为Q345GJZ15.C，梁顶面、底面均配置φ25 mm或φ28 mm的普通钢筋，配筋率0.8%～1.0%，侧面配置φ22 mm@100 mm的构造钢筋，全长配置φ14 mm@100 mm的加密箍筋。其中纵筋全部采用HRB400级钢筋，箍筋采用HRB335级钢筋，采用C40普通混凝土。

图1 转换梁构造(单位：mm)[12]

结构设计过程中，整体分析采用Midas/Gen和PKPM2010版SATWE程序，楼层配筋设计主要借助PKPM。综合考虑轨道交通荷载和建筑荷载，按照极限状态设计法确定各类荷载组合，通过整体计算分析得到基本组合作用下的转换梁控制截面设计内力，最终采用[13]《型钢混凝土组合结构技术规程》(JGJ138—2001)[14](简称“《型钢规程》”(在工程设计阶段《组合规范》[5]尚未发布)进行正截面承载力设计，采用《钢骨规程》[6]进行斜截面承载力设计。

2 转换梁试验技术路线

因实验室试验加载条件、试件制作条件有限，采用缩尺模型进行试验。以1∶(20/3)的比例进行跨度及截面的缩尺，按照配筋率相等的原则配置钢筋，得到试件各截面尺寸及配筋。因该梁跨高比为4，具有显著的“短梁”特征，在跨中和两个悬臂端又承受很大的托柱传来的集中荷载，因此剪切变形明显，梁的抗剪承载力是设计的关键。为了突出对转换梁抗剪特性的研究，在进行试验方案设计时还考虑了以下原则。

2.1 以抗剪破坏为目标设计试验试件

试验前分别根据《钢骨规程》和《型钢规程》,按照转换梁实际尺寸和实际配筋分别计算承载力、判别构件的破坏方式。结果表明，对于跨外支座截面，两规范均判断为正截面受弯破坏(抗力与荷载比分别为1.00和1.18)；对于跨中截面，两规范均判断为斜截面受剪破坏(抗力与荷载比分别为1.38和1.00)；对于跨内支座截面，《钢骨规程》判别为弯曲破坏(抗力与荷载比1.0)，而《型钢规程》则判别为剪切破坏(抗力与荷载比1.0)。为了突出短梁抗剪研究，将试件的伸臂长度减小至跨内长度的1/2(原始为1.037 5)，降低了支座截面弯矩，以保证试件的3个设计截面都以剪切破坏起控制作用。试件的名义剪跨比为2.1，由于支座负弯矩的存在，简支段的计算剪跨比为1.2。

2.2 采用集中加载方式

首先根据加载设备的吨位确定可以实现的破坏荷载，再根据缩尺关系和截面承载力的关系确定缩尺比例。从原结构中截取横向一榀框架及其竖向受荷单元，计算转换梁承担的竖向荷载。考虑到实际转换梁承受的竖向荷载中现浇楼板传来的板面均布荷载所占比重不超过其总荷载的20%，因此将楼面荷载按其负荷面积的大小，以集中力的方式附加在托柱荷载内，在试验时采用集中力的作用方式。该集中力通过两级分配梁传递、采用三点加载方式，保持与实际梁上3个托柱下端的荷载同等比例。

2.3 根据重点考虑的抗剪性能影响因素进行试件设计

为了研究ECC对抗剪性能的影响，设计了两个仅基材不同、其余均相同的单跨两侧带悬臂转换短梁试件——试件SRC和试件SRD，分别采用普通混凝土和PVA-ECC(聚乙烯醇纤维增强ECC)[15-16]，基材强度等级均为C50(考虑到混凝土强度等级越高、脆性性质越明显，从偏于保守的角度出发，采用了比实际工程C40更高强度等级的混凝土进行试验；实际构件的延性性能将优于试验结果)。试件截面尺寸为255 mm×300 mm，简支段跨度1 200 mm，悬臂段跨度600 mm，按照缩尺关系配置型钢和箍筋。通过这两个试件的加载试验，对比二者的抗剪承载力、延性、破坏形态等。

3 转换梁试验过程与结果

3.1 试验过程

试件SRC和SRD的试验以及试件制作、同条件材料试验等均在西安建筑科技大学结构实验室完成。试件支座采用滚轴支座，以减少摩擦力对试验数据的影响。采用位移控制加载方式。试验主要量测内容包括箍筋、纵筋、型钢及基材的应变，荷载-挠度曲线，裂缝宽度、开展情况的记录与描绘，弯曲开裂荷载值、斜裂缝开裂荷载值、粘结滑移荷载值和极限破坏荷载值，梁的跨中挠度变化，沿梁截面高度型钢应变及应力的变化规律等[12]。

3.2 试件破坏形态

试件SRC破坏形态如图2所示。达到峰值荷载时，大部分箍筋未屈服，梁腹部出现大体相互平行的主斜裂缝，将梁腹分割成若干根倾斜的受压杆件，之后这些斜压杆间的混凝土被压碎、混凝土剥落。当荷载下降至峰值荷载94%时，主斜裂缝间的箍筋均已屈服，剩余约2/3的箍筋未屈服，跨中挠度达到25.56 mm，而荷载下降趋势仍很缓慢，试验停止加载。总体上看属于剪切斜压破坏，但其延性明显高于一般钢筋混凝土转换梁。

试件SRD破坏形态如图3所示。达到峰值荷载时，部分箍筋未屈服，受拉区钢筋和型钢均已屈服，跨中竖向主裂缝和支座顶端竖向主裂缝开展明显，受压区高度明显减小，之后斜向主裂缝不断开展，导致承载力缓慢下降，但未出现ECC的剥落或者压碎现象。试件承载力降至96%峰值荷载时跨中挠度已高达43.55 mm，停止加载。总体上看是发生弯曲屈服之后的挤压破坏，属于典型的弯剪破坏。

图2 试件SRC破坏形态[12]

图3 试件SRD破坏形态[12]

3.3 试件承载力与变形

试件SRC和试件SRD的荷载-跨中挠度曲线如图4所示，二者基本相似，下降段都比较平缓，但相对而言SRD的曲线几乎没有下降的趋势。从承载力角度看，二者差异不大，SRD的峰值荷载值为SRC的1.07倍，但承载力降至94%～96%峰值荷载时SRD梁的挠度为SRC梁挠度的1.7倍，表现出更强的变形能力。

图4 转换梁的荷载-跨中挠度曲线[12]

为了便于定量比较试验梁的延性，采用挠度延性比的定义，在图4中运用几何作图法[17]确定初始屈服点y，以试验停止加载的点作为极值点u，由此获得的参数列于表1。可以看出，二者的延性比都超过了6.0，延性都非常好。尽管按这样定义的延性比二者几乎相等，但是从图4可见，SRD荷载-跨中挠度曲线下的面积可达SRC的2倍。

对比二者的开裂荷载值，发现无论是左、右跨外支座截面的竖向开裂荷载，跨中截面的竖向开裂荷载，还是跨中截面的斜向开裂荷载，SRD梁的开裂荷载值均大于SRC梁(前者为后者的1.04～1.18倍)，这是因为ECC的抗拉强度为5.7 MPa、为混凝土抗拉强度3.9 MPa的1.46倍。

从构件刚度看，SRD的荷载-跨中挠度曲线的初始斜率比SRC低(前者约为后者的70%)，是因为ECC的弹性模量低于普通混凝土(为后者的66.6%)。

由上述关于荷载-挠度曲线的描述可见，把型钢高延性混凝土梁用于“桥-建组合式”抗震结构体系中的转换短梁是合理的，因为这使得结构整体的抗侧刚度降低不明显，但却可以提高构件的开裂荷载，有效提升大震时梁的变形能力和耗能能力，符合结构抗震概念设计的基本原则。

表1 试验梁的剪切延性系数[12]

注：Fy为试验梁的初始屈服强度；Fm为峰值荷载；Δy为屈服位移(挠度)，Δu为极限位移(挠度)；μ为剪切延性系数(挠度延性比)；“>”表示如继续加载，试件挠度还可继续增加；K为曲线初始斜率(刚度)。

4 单跨两侧带悬臂转换短梁的设计建议

考虑到两本规范[5-6]在型钢混凝土梁的抗剪承载力方面的不一致，本课题组[12]除了进行单跨两侧带悬臂转换短梁的上述两个缩尺试验外，还进行了9根简支梁试验(其中4根为型钢高延性混凝土梁，1根为型钢混凝土梁，2根为普通混凝土梁，2根为高延性混凝土梁)，并对11根梁的试验数据进行了统计分析，在型钢混凝土梁压-拉杆模型理论分析的基础上，建立了适用于型钢高延性混凝土短梁的抗剪计算公式。文献[18]对此系列试验进行了系统阐述，在此不再赘述。需要强调的是，经过本课题组的研究，获得关于型钢混凝土或型钢高延性混凝土单跨两侧带悬臂转换短梁的如下设计建议。

(1)无论是否采用ECC作为基材，梁的正截面受弯承载力的计算都可以采用《组合规范》(同《型钢规程》相应条款)，计算结果较为经济，计算值也与试验结果较为接近[13]。

(2)单跨两侧带悬臂的型钢混凝土转换短梁，悬臂段的存在使得跨中部分的计算剪跨比比名义剪跨比减小，易于发生剪切破坏，抗剪设计起到关键的控制作用。采用现行的《钢骨规程》进行斜截面抗剪设计，可以达到承载力和延性要求，且较为经济，建议采用。与之相比，《组合规范》(同《型钢规程》相应条款)的安全储备较大、结果较为保守[13]。

(3)型钢高延性混凝土转换短梁的斜截面抗剪承载力，可采用文献[18]给出的如下公式，其基本形式是基于《钢骨规程》，其中的混凝土剪切系数ψ通过试验梁数据回归得到，可以用计算剪跨比λ表示为ψ=1.5λ-1

(1)

式中，tw、hw分别为钢骨腹板的厚度和高度；fssv是钢骨腹板抗剪强度设计值；ft为混凝土轴心抗拉强度设计值；bb、hb0分别为框架梁截面宽度、钢筋混凝土部分截面的有效高度；fyv、Asv、s分别为箍筋的抗拉强度、同一截面箍筋各肢面积之和、箍筋间距。

5 结论

通过对地铁高架车站的型钢混凝土转换短梁进行试验研究并总结既有研究成果，得出以下主要结论。

(1)在其他条件相同的情况下，用ECC代替普通混凝土作为基材设计型钢高延性混凝土梁，抗剪承载力只是略有提高，但可显著提高梁在地震下的抗剪耗能能力、改善受剪破坏形态、降低破坏时的损伤程度，有利于结构震后加固与修复。静载试验表明：同等情况下型钢高延性混凝土梁的荷载-挠度曲线下的面积可达型钢混凝土梁的两倍，表现出优越的抗剪耗能能力。

(2)目前ECC在我国还存在材料价格高、难以推广使用的问题[10]。对于地铁高架车站“桥-建组合式”结构中的转换梁，考虑到其对结构安全的重要影响，建议进一步开展设有SRHDC转换梁的“桥-建组合式”结构整体抗震性能研究，并结合全生命周期模型、正确评估结构的经济合理性，充分发挥SRHDC转换梁优异的结构性能。

(3)实际工程中进行单跨两侧带悬臂型钢(高延性)混凝土转换短梁设计时，建议采用《组合规范》进行

正截面抗弯承载力设计，采用《钢骨规程》进行型钢混凝土梁的斜截面抗剪承载力设计，采用本文公式(1)进行型钢高延性混凝土梁的斜截面抗剪承载力设计。

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