某铁路站房大跨楼盖结构分析设计

尹卫军，余华彬，张志刚

（中信建筑设计研究总院有限公司，武汉 430014）

1 工程概况

某铁路站房平面呈长方形，长178 m，宽42 m，最大高度27.60 m，主要部分2 层。柱网为9 m×9 m、15 m×24 m 和24 m×24 m。主要功能为候车厅，售票厅和办公室。图1 为站房效果图。

图1 某铁路站房效果图

抗震设防烈度为7 度，设计基本地震加速度0.10g，设计地震分组为第二组。站房结构安全等级为二级，抗震设防分类为丙类，结构形式采用钢筋混凝土框架结构+钢网架屋面，框架的抗震等级为三级，大跨框架抗震等级为二级。

二层候车厅中间部分双向柱距均为24 m。图2 为候车厅部分结构三维图。此大跨钢筋混凝土结构是本工程设计的重难点，本文主要讨论此双向24 m 跨楼盖结构设计。

图2 候车厅结构三维图

2 大跨度楼盖的结构方案分析

2.1 结构布置与控制条件

按照柱网布置，第2 层楼盖中的大跨度部分结构可以采用图3 所示的2 种方案。

图3 大跨楼盖结构布置方案

方案一以横向框架梁受力为主（横向与站房短边平行），次梁采用井字梁结构形式。按照与建筑专业协商的结构构件控制尺寸，框架柱截面1.4 m×1.4 m；因为建筑专业对层高和净空高度的要求，横向梁高超过1.6 m时梁内需留孔布置风管，且梁高不应超过1.8 m，横向主要受力框架梁的高度采用许可的最大高度，截面取1.3 m×1.8 m；井字梁双向截面分别为0.40 m×1.2 m、0.45 m×1.4 m；楼板厚度130 mm。

方案二以纵向框架梁受力为主（纵向与站房长边平行），采用单向次梁结构，框架柱截面1.4 m×1.4 m，纵向框架梁截面1.0 m×2.0 m，24 m 跨次梁截面0.6 m×1.6 m，楼板厚度140 mm。

候车厅楼板装修面层及吊顶荷载取3.3 kN/m2，活荷载取4.0 kN/m2，结构自重由程序自动计算。混凝土C40，普通钢筋HRB400，预应力钢绞线抗拉强度fptk=1860 N/mm2。

搁置次梁的预应力框架主梁因其重要性，将裂缝控制等级确定为二级，即一般要求不出现裂缝的构件。

按照非预应力梁对2 个结构方案进行计算分析，采用PKPM2010 系列PREC 和SATWE 程序进行结构计算分析，采用Midas Gen 2015 程序校核。

2.2 结构布置方案一

方案一将24 m 跨度的横向主要受力框架梁和纵向框架梁设计为预应力梁，井字梁采用普通钢筋混凝土结构，井字梁中可以不布置预应力筋，降低工程施工难度。此方案可否采用取决于横向主要受力框架梁的受荷能力。

主要受力框架梁跨度24 m，截面1.3 m×1.8 m。从SATWE计算文件中查出该框架梁的非地震标准组合的跨中弯矩值Mk=13 227 kN·m，主要考察主梁中部底边裂缝验算能否满足二级裂缝控制要求，预应力对梁的影响在方案选型阶段近似忽略次弯矩，以主弯矩代替综合弯矩。

参考JGJ 3—2010《高层建筑混凝土结构技术规程》第6.3.3 条，梁端最大配筋率不应超过2.75%[1]，主梁1 300 mm×1 800 mm 梁底可配置：2.75%bho=60 775 mm2的HRB400 普通钢筋底筋（b 为截面宽度；h0为截面有效高度）；

GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》（2016 年版）附录C第C.0.7 条，规定了预应力筋和非预应力筋的混合配筋方式，且二者的强度比不宜大于0.75[2]。

将梁底筋不超过75%普通钢筋按等设计强度换算为预应力筋，布置8-10φS15.2（Ap=11 120 mm2）预应力钢绞线。

考虑现浇板作为梁翼缘的梁截面参数如图4 所示。

图4 方案一主梁参数

预应力控制应力σcon取0.75 fptk，预应力损失按照0.3σcon估算：

框架梁上有效预压力Npe=0.7×0.75fptk×Ap=10 858 kN；

预应力主弯矩Mpe=Npe×e=7242 kN·m；

计算梁底的应力：

C40 混凝土抗拉强度ftk=2.39 N/mm2，σck>ftk。

考察的框架主梁不能达到二级裂缝的控制标准[3]，需要增大梁截面面积。对比柱宽1.4 m 和柱内钢筋的布置空间，梁宽1.3 m 已经是适宜的最大梁宽。如前述，梁高1.8 m 是许可的最大梁高。因此，方案一主要受力的主梁截面受限，抗裂不能满足要求。

2.3 结构布置方案二

方案二中，24 m 跨次梁搁置在纵向24 m 跨框架主梁上，纵向框架梁成为主要受力构件。由于纵向梁下不走管道，梁高对候车厅净空高度影响较小，梁高可以取结构需要的高度，纵向主要受力框架梁截面取1.0 m×2.0 m，梁的抗裂较容易满足二级裂缝控制要求。横向24 m 跨次梁的梁高取1.6 m，可以避免横向大跨梁内留孔的复杂设计和施工。设计拟采用方案二实施。

但此结构方案，24 m 跨次梁搁置在纵向框架主梁上，次梁梁端的弯矩对主梁形成扭矩，大跨次梁挠度较大，在主梁上会产生很大的扭矩。在主要受力的纵向框架梁满足受弯承载力、裂缝控制要求后，分析和处理次梁对主梁形成的扭矩，就成为此方案设计中的关键。若主梁抗扭不满足，结构就存在极大的安全隐患。后文对此主梁进一步分析。

3 主梁不满足截面条件

一般现浇钢筋混凝土结构整体计算时，若采用刚性楼板假定，可以考虑楼板对梁抗扭的作用而对梁的扭矩进行折减，一般折减系数取为0.4～1.0。

本工程纵向框架主梁截面1.0 m×2.0 m 较大，其抗扭刚度也较大，矩形截面受扭塑性抵抗矩为Wt1=0.83×109mm3，考虑楼板作为翼缘后其T 形截面（板厚140 mm，翼缘每边宽度6×140 mm=840 mm）受扭塑性抵抗矩为Wt2=0.853×109mm3，则Wt1/Wt2=0.973。因此，现浇楼板对主梁的扭转约束较小，本工程从偏安全的角度将纵向框架主梁的扭矩折减系数取为1.0，即不对框架主梁的扭矩作折减。

按方案二的结构布置进行计算，主梁在⑧轴支座位置的非地震基本组合内力为弯矩M=11 565 kN·m，剪力V=3 622 kN，扭矩T=2 357 kN·m。

根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》（2015 年版）第6.4.1 条[3]验算弯剪扭共同作用下的截面条件：

式中，βc为混凝土强度影响系数；fc为混凝土抗压设计值；Wt为截面抵抗矩。

计算表明，主梁不能满足截面条件，需要减小主梁的扭矩。

4 设计大跨次梁减小主梁扭矩

4.1 次梁布置预应力减小主梁扭矩

次梁设计除了要满足自身承载力外，还必须减小因次梁梁端弯矩对主梁形成的扭矩。因次梁挠度和主梁对次梁约束是次梁梁端弯矩产生的原因，所以设计拟在次梁中布置预应力减小次梁挠度。

24 m 跨次梁截面尺寸为0.6 m×1.6 m，设计在次梁中布置曲线形预应力筋，抛物线形预应力筋可以产生等效荷载平衡部分次梁竖向荷载，减少次梁挠度和主梁扭矩。

4.2 控制次梁梁端预压力弯矩

梁预应力钢绞线的线形一般采用3 段抛物线首尾相连的形式，为充分发挥预应力作用，常将抛物线矢高做大。如此，则预压力在梁端形成较大偏心弯矩，在主梁上转化为扭矩，对主梁受力不利，如图5 所示。

图5 预压力在梁端产生偏心弯矩

本工程设计采用曲线筋和直线筋混合使用的方式，除了布置抛物线筋，还在混凝土梁底布置直线筋，使次梁梁端的预压力偏心弯矩基本自平衡，减小对主梁形成扭矩，如图6 所示。

图6 预压力在梁端偏心弯矩相互抵消

次梁上布置抛物线筋+直线筋，次梁预应力等效荷载如图7 所示。梁端等效弯矩计算考虑了不同线形钢绞线的预应力损失差异。

图7 次梁预应力等效荷载

为准确计算次梁预应力对结构影响，将次梁的预应力等效荷载考虑分项系数处理后，作为恒载直接输入电算程序。

4.3 主梁验算满足截面条件

增加次梁预应力等效荷载的结构计算，主梁扭矩折减系数仍取1.0[4]。主梁在⑧轴支座位置的非地震基本组合内力变为M=11 097 kN·m，V=3 556 kN，T=1 359 kN·m，主梁梁端扭矩明显减小。

再次验算主梁的截面条件：

主梁在不考虑地震作用的组合下满足截面条件，程序计算的结果也显示该梁在其他荷载组合下均不再出现超筋信息，能够满足截面条件。

初步计算中次梁按配置抛物线钢绞线20φS15.2 mm 和直线型钢绞线10φS15.2 mm，次梁设计不仅满足了自身承载能力要求，还解决了作为次梁支座的框架主梁的受扭问题。

至此，候车厅大跨度楼盖结构设计中的难点问题得到解决，结构设计时大跨楼盖按单向次梁方案实施。然后梁、板结构均按相关要求计算和配置其他钢筋。

5 结语

1）大跨度楼盖的结构设计需要结合建筑限制条件选择合适的方案。如本工程采用方案二，在建筑功能许可的位置采用较大梁高，解决结构问题的同时满足建筑功能要求。

2）本工程对双向大跨混凝土结构进行分析，大跨次梁设计中运用预应力，预应力等效荷载平衡部分竖向荷载，并控制梁端预压力弯矩，减少主梁扭矩，在普通钢筋混凝土结构中不能实现的主梁承托大跨度次梁方案得以实现。

3）在梁截面较大的工程中扭矩折减系数要慎重取值，不能盲目地按通常工程采用，必要时不折减梁扭矩，保证结构安全。

本项目已经竣工并投入使用，运营效果良好。工程做法可供同行参考。