康 華

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司,西安 710043)

在城市軌道交通高架車站中，為了解決車站下部地塊界限問題、節(jié)約用地并同時滿足站廳建筑功能和站臺軌道布置要求，常采用“橋-建組合式”結構。其中的轉換托梁跨高比較小且承受托柱傳來的較大集中動荷載，屬于“短梁”，易于發(fā)生剪切脆性破壞，因此常采用型鋼混凝土(Steel Reinforced Concrete，縮寫為SRC)設計[1-4]。由于現(xiàn)行的《組合結構設計規(guī)范》(JGJ138—2016)(簡稱“《組合規(guī)范》”)[5]和《鋼骨混凝土結構技術規(guī)程》(YB9082—2006)(簡稱“《鋼骨規(guī)程》”)[6]主要基于建筑結構設計經(jīng)驗，尚不能將地鐵車站轉換短梁所具有的上述特征充分考慮在內(nèi)，因此其設計安全性還需要在地鐵工程實踐中進一步完善。另一方面，型鋼混凝土梁因混凝土強度等級高、型鋼保護層厚度大，在施工及使用過程中易出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，一般通過添加外加劑、布置鋼絲網(wǎng)等措施來改善，但一直未徹底解決。

值得注意的是，高延性水泥基復合材料(Engineered Cementitious Composite，縮寫為ECC)因其具有的準應變硬化特性和多縫開裂特性在結構工程中逐步引起關注[7-10]，使用ECC的小剪跨比鋼筋混凝土梁表現(xiàn)出較好的延性，有效避免了剪切脆性破壞[11]。因此，將ECC作為基材、與型鋼聯(lián)合使用，形成型鋼高延性混凝土(Steel Reinforced High Ductile Concrete，縮寫為SRHDC)，非常契合地鐵車站轉換短梁的設計要求，值得進行實踐嘗試。

本課題組[12]以重慶軌道交通某高架車站工程項目中的單跨兩側帶懸臂轉換短梁為研究對象，在實際采用型鋼混凝土設計的基礎上，用高延性混凝土取代普通混凝土，對兩種材料轉換短梁進行縮尺抗剪試驗，研究短梁的抗剪性能，為此類短梁設計提供建議。

1 工程概況

重慶市軌道交通6號線劉家坪車站，采用“橋-建”組合結構，車站長120 m、寬24.6 m，一層為變電所及停車場，二層為站廳層，三層為站臺層及站臺層下夾層。經(jīng)結構方案比選，采用橫向雙柱框架結構體系[13]，其中站廳層蓋梁為單跨雙側帶懸挑段的型鋼混凝土轉換梁，結構剖面及配筋見圖1。該轉換梁高2.0 m、梁寬1.5 m，下部橫向雙柱間距8 m，凈懸挑長度7.3 m，梁上部懸臂端和跨中處設有兩個邊柱和一個中柱，承托站臺層傳來的集中荷載。梁內(nèi)置1 600 mm×700 mm×40 mm×60 mm的H形型鋼鋼骨，鋼號為Q345GJZ15.C，梁頂面、底面均配置φ25 mm或φ28 mm的普通鋼筋，配筋率0.8%～1.0%，側面配置φ22 mm@100 mm的構造鋼筋，全長配置φ14 mm@100 mm的加密箍筋。其中縱筋全部采用HRB400級鋼筋，箍筋采用HRB335級鋼筋，采用C40普通混凝土。

圖1 轉換梁構造(單位：mm)[12]

結構設計過程中，整體分析采用Midas/Gen和PKPM2010版SATWE程序，樓層配筋設計主要借助PKPM。綜合考慮軌道交通荷載和建筑荷載，按照極限狀態(tài)設計法確定各類荷載組合，通過整體計算分析得到基本組合作用下的轉換梁控制截面設計內(nèi)力，最終采用[13]《型鋼混凝土組合結構技術規(guī)程》(JGJ138—2001)[14](簡稱“《型鋼規(guī)程》”(在工程設計階段《組合規(guī)范》[5]尚未發(fā)布)進行正截面承載力設計，采用《鋼骨規(guī)程》[6]進行斜截面承載力設計。

2 轉換梁試驗技術路線

因實驗室試驗加載條件、試件制作條件有限，采用縮尺模型進行試驗。以1∶(20/3)的比例進行跨度及截面的縮尺，按照配筋率相等的原則配置鋼筋，得到試件各截面尺寸及配筋。因該梁跨高比為4，具有顯著的“短梁”特征，在跨中和兩個懸臂端又承受很大的托柱傳來的集中荷載，因此剪切變形明顯，梁的抗剪承載力是設計的關鍵。為了突出對轉換梁抗剪特性的研究，在進行試驗方案設計時還考慮了以下原則。

2.1 以抗剪破壞為目標設計試驗試件

試驗前分別根據(jù)《鋼骨規(guī)程》和《型鋼規(guī)程》,按照轉換梁實際尺寸和實際配筋分別計算承載力、判別構件的破壞方式。結果表明，對于跨外支座截面，兩規(guī)范均判斷為正截面受彎破壞(抗力與荷載比分別為1.00和1.18)；對于跨中截面，兩規(guī)范均判斷為斜截面受剪破壞(抗力與荷載比分別為1.38和1.00)；對于跨內(nèi)支座截面，《鋼骨規(guī)程》判別為彎曲破壞(抗力與荷載比1.0)，而《型鋼規(guī)程》則判別為剪切破壞(抗力與荷載比1.0)。為了突出短梁抗剪研究，將試件的伸臂長度減小至跨內(nèi)長度的1/2(原始為1.037 5)，降低了支座截面彎矩，以保證試件的3個設計截面都以剪切破壞起控制作用。試件的名義剪跨比為2.1，由于支座負彎矩的存在，簡支段的計算剪跨比為1.2。

2.2 采用集中加載方式

首先根據(jù)加載設備的噸位確定可以實現(xiàn)的破壞荷載，再根據(jù)縮尺關系和截面承載力的關系確定縮尺比例。從原結構中截取橫向一榀框架及其豎向受荷單元，計算轉換梁承擔的豎向荷載。考慮到實際轉換梁承受的豎向荷載中現(xiàn)澆樓板傳來的板面均布荷載所占比重不超過其總荷載的20%，因此將樓面荷載按其負荷面積的大小，以集中力的方式附加在托柱荷載內(nèi)，在試驗時采用集中力的作用方式。該集中力通過兩級分配梁傳遞、采用三點加載方式，保持與實際梁上3個托柱下端的荷載同等比例。

2.3 根據(jù)重點考慮的抗剪性能影響因素進行試件設計

為了研究ECC對抗剪性能的影響，設計了兩個僅基材不同、其余均相同的單跨兩側帶懸臂轉換短梁試件——試件SRC和試件SRD，分別采用普通混凝土和PVA-ECC(聚乙烯醇纖維增強ECC)[15-16]，基材強度等級均為C50(考慮到混凝土強度等級越高、脆性性質越明顯，從偏于保守的角度出發(fā)，采用了比實際工程C40更高強度等級的混凝土進行試驗；實際構件的延性性能將優(yōu)于試驗結果)。試件截面尺寸為255 mm×300 mm，簡支段跨度1 200 mm，懸臂段跨度600 mm，按照縮尺關系配置型鋼和箍筋。通過這兩個試件的加載試驗，對比二者的抗剪承載力、延性、破壞形態(tài)等。

3 轉換梁試驗過程與結果

3.1 試驗過程

試件SRC和SRD的試驗以及試件制作、同條件材料試驗等均在西安建筑科技大學結構實驗室完成。試件支座采用滾軸支座，以減少摩擦力對試驗數(shù)據(jù)的影響。采用位移控制加載方式。試驗主要量測內(nèi)容包括箍筋、縱筋、型鋼及基材的應變，荷載-撓度曲線，裂縫寬度、開展情況的記錄與描繪，彎曲開裂荷載值、斜裂縫開裂荷載值、粘結滑移荷載值和極限破壞荷載值，梁的跨中撓度變化，沿梁截面高度型鋼應變及應力的變化規(guī)律等[12]。

3.2 試件破壞形態(tài)

試件SRC破壞形態(tài)如圖2所示。達到峰值荷載時，大部分箍筋未屈服，梁腹部出現(xiàn)大體相互平行的主斜裂縫，將梁腹分割成若干根傾斜的受壓桿件，之后這些斜壓桿間的混凝土被壓碎、混凝土剝落。當荷載下降至峰值荷載94%時，主斜裂縫間的箍筋均已屈服，剩余約2/3的箍筋未屈服，跨中撓度達到25.56 mm，而荷載下降趨勢仍很緩慢，試驗停止加載?？傮w上看屬于剪切斜壓破壞，但其延性明顯高于一般鋼筋混凝土轉換梁。

試件SRD破壞形態(tài)如圖3所示。達到峰值荷載時，部分箍筋未屈服，受拉區(qū)鋼筋和型鋼均已屈服，跨中豎向主裂縫和支座頂端豎向主裂縫開展明顯，受壓區(qū)高度明顯減小，之后斜向主裂縫不斷開展，導致承載力緩慢下降，但未出現(xiàn)ECC的剝落或者壓碎現(xiàn)象。試件承載力降至96%峰值荷載時跨中撓度已高達43.55 mm，停止加載?？傮w上看是發(fā)生彎曲屈服之后的擠壓破壞，屬于典型的彎剪破壞。

圖2 試件SRC破壞形態(tài)[12]

圖3 試件SRD破壞形態(tài)[12]

3.3 試件承載力與變形

試件SRC和試件SRD的荷載-跨中撓度曲線如圖4所示，二者基本相似，下降段都比較平緩，但相對而言SRD的曲線幾乎沒有下降的趨勢。從承載力角度看，二者差異不大，SRD的峰值荷載值為SRC的1.07倍，但承載力降至94%～96%峰值荷載時SRD梁的撓度為SRC梁撓度的1.7倍，表現(xiàn)出更強的變形能力。

圖4 轉換梁的荷載-跨中撓度曲線[12]

為了便于定量比較試驗梁的延性，采用撓度延性比的定義，在圖4中運用幾何作圖法[17]確定初始屈服點y，以試驗停止加載的點作為極值點u，由此獲得的參數(shù)列于表1。可以看出，二者的延性比都超過了6.0，延性都非常好。盡管按這樣定義的延性比二者幾乎相等，但是從圖4可見，SRD荷載-跨中撓度曲線下的面積可達SRC的2倍。

對比二者的開裂荷載值，發(fā)現(xiàn)無論是左、右跨外支座截面的豎向開裂荷載，跨中截面的豎向開裂荷載，還是跨中截面的斜向開裂荷載，SRD梁的開裂荷載值均大于SRC梁(前者為后者的1.04～1.18倍)，這是因為ECC的抗拉強度為5.7 MPa、為混凝土抗拉強度3.9 MPa的1.46倍。

從構件剛度看，SRD的荷載-跨中撓度曲線的初始斜率比SRC低(前者約為后者的70%)，是因為ECC的彈性模量低于普通混凝土(為后者的66.6%)。

由上述關于荷載-撓度曲線的描述可見，把型鋼高延性混凝土梁用于“橋-建組合式”抗震結構體系中的轉換短梁是合理的，因為這使得結構整體的抗側剛度降低不明顯，但卻可以提高構件的開裂荷載，有效提升大震時梁的變形能力和耗能能力，符合結構抗震概念設計的基本原則。

表1 試驗梁的剪切延性系數(shù)[12]

注：Fy為試驗梁的初始屈服強度；Fm為峰值荷載；Δy為屈服位移(撓度)，Δu為極限位移(撓度)；μ為剪切延性系數(shù)(撓度延性比)；“>”表示如繼續(xù)加載，試件撓度還可繼續(xù)增加；K為曲線初始斜率(剛度)。

4 單跨兩側帶懸臂轉換短梁的設計建議

考慮到兩本規(guī)范[5-6]在型鋼混凝土梁的抗剪承載力方面的不一致，本課題組[12]除了進行單跨兩側帶懸臂轉換短梁的上述兩個縮尺試驗外，還進行了9根簡支梁試驗(其中4根為型鋼高延性混凝土梁，1根為型鋼混凝土梁，2根為普通混凝土梁，2根為高延性混凝土梁)，并對11根梁的試驗數(shù)據(jù)進行了統(tǒng)計分析，在型鋼混凝土梁壓-拉桿模型理論分析的基礎上，建立了適用于型鋼高延性混凝土短梁的抗剪計算公式。文獻[18]對此系列試驗進行了系統(tǒng)闡述，在此不再贅述。需要強調(diào)的是，經(jīng)過本課題組的研究，獲得關于型鋼混凝土或型鋼高延性混凝土單跨兩側帶懸臂轉換短梁的如下設計建議。

(1)無論是否采用ECC作為基材，梁的正截面受彎承載力的計算都可以采用《組合規(guī)范》(同《型鋼規(guī)程》相應條款)，計算結果較為經(jīng)濟，計算值也與試驗結果較為接近[13]。

(2)單跨兩側帶懸臂的型鋼混凝土轉換短梁，懸臂段的存在使得跨中部分的計算剪跨比比名義剪跨比減小，易于發(fā)生剪切破壞，抗剪設計起到關鍵的控制作用。采用現(xiàn)行的《鋼骨規(guī)程》進行斜截面抗剪設計，可以達到承載力和延性要求，且較為經(jīng)濟，建議采用。與之相比，《組合規(guī)范》(同《型鋼規(guī)程》相應條款)的安全儲備較大、結果較為保守[13]。

(3)型鋼高延性混凝土轉換短梁的斜截面抗剪承載力，可采用文獻[18]給出的如下公式，其基本形式是基于《鋼骨規(guī)程》，其中的混凝土剪切系數(shù)ψ通過試驗梁數(shù)據(jù)回歸得到，可以用計算剪跨比λ表示為ψ=1.5λ-1

(1)

式中，tw、hw分別為鋼骨腹板的厚度和高度；fssv是鋼骨腹板抗剪強度設計值；ft為混凝土軸心抗拉強度設計值；bb、hb0分別為框架梁截面寬度、鋼筋混凝土部分截面的有效高度；fyv、Asv、s分別為箍筋的抗拉強度、同一截面箍筋各肢面積之和、箍筋間距。

5 結論

通過對地鐵高架車站的型鋼混凝土轉換短梁進行試驗研究并總結既有研究成果，得出以下主要結論。

(1)在其他條件相同的情況下，用ECC代替普通混凝土作為基材設計型鋼高延性混凝土梁，抗剪承載力只是略有提高，但可顯著提高梁在地震下的抗剪耗能能力、改善受剪破壞形態(tài)、降低破壞時的損傷程度，有利于結構震后加固與修復。靜載試驗表明：同等情況下型鋼高延性混凝土梁的荷載-撓度曲線下的面積可達型鋼混凝土梁的兩倍，表現(xiàn)出優(yōu)越的抗剪耗能能力。

(2)目前ECC在我國還存在材料價格高、難以推廣使用的問題[10]。對于地鐵高架車站“橋-建組合式”結構中的轉換梁，考慮到其對結構安全的重要影響，建議進一步開展設有SRHDC轉換梁的“橋-建組合式”結構整體抗震性能研究，并結合全生命周期模型、正確評估結構的經(jīng)濟合理性，充分發(fā)揮SRHDC轉換梁優(yōu)異的結構性能。

(3)實際工程中進行單跨兩側帶懸臂型鋼(高延性)混凝土轉換短梁設計時，建議采用《組合規(guī)范》進行

正截面抗彎承載力設計，采用《鋼骨規(guī)程》進行型鋼混凝土梁的斜截面抗剪承載力設計，采用本文公式(1)進行型鋼高延性混凝土梁的斜截面抗剪承載力設計。

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