麥家兒， 盧曉智， 何冠鴻， 裴行凱

(廣州地鐵設(shè)計研究院股份有限公司，廣州 510669)

0 引言

根據(jù)中國城市軌道協(xié)會的資料顯示，截止到2020年底，中國大陸已有45個城市開通了城市軌道交通，總里程已高達7 978.19km，在2019年內(nèi)新增的968.77km運營線路長度中，有891.83km為地鐵線路[1]，這充分說明了地鐵在軌道交通中的重要性以及發(fā)展前景。地鐵車站起到了轉(zhuǎn)換客流的作用，是地鐵系統(tǒng)關(guān)鍵的一部分。目前，地鐵車站施工首選明挖法[2]，明挖法修建的地鐵車站一般采用現(xiàn)場澆筑混凝土，該方法能夠提供較為廣闊的施工作業(yè)面，同時工程造價較低。但其也存在部分問題，如建筑材料容易浪費、施工周期較長、施工質(zhì)量參差不齊、噪聲污染較大、需要較多的施工人員等。這與日益增長的環(huán)保綠色建筑的概念相悖，因此裝配式建筑被人們提出用于解決該問題。裝配式建筑的構(gòu)件基本在工廠預(yù)制，機械化程度高，在現(xiàn)場能夠快速施工，提高施工效率，同時可以較好地控制污染。為了縮短施工周期、貫徹綠色地鐵理念，將裝配式建筑技術(shù)應(yīng)用于地鐵車站的建設(shè)當中必然是未來的發(fā)展趨勢[3-6]。

國外對裝配式地鐵車站的研究較早，在20世紀90年代，法國、荷蘭、日本、俄羅斯等國曾經(jīng)進行過有益的嘗試及應(yīng)用，但他們的研究仍處于初步階段，相關(guān)的案例較少。隨著公眾的環(huán)保意識增長，施工器械的快速發(fā)展，國內(nèi)已有不少學(xué)者開始對裝配式地鐵車站的實際應(yīng)用進行研究[7]。其中，楊秀仁等[8]已成功在長春地鐵2號線建設(shè)5座整體裝配式地鐵車站，該施工方法能夠解決冬季無法施工的難題，大大提高了施工效率。國內(nèi)學(xué)者們針對這類整體裝配式地鐵車站接頭的力學(xué)性能與車站的整體防水性能等已開展了部分研究，并取得了部分成果。但整體裝配式地鐵車站有其自身應(yīng)用的局限性，該類整體裝配式地鐵車站需要較大的施工空間，這要求基坑采用錨索或錨桿等支護形式。然而，目前地下空間資源越來越緊張，已有部分地方規(guī)定臨時圍護結(jié)構(gòu)必須在建筑紅線范圍內(nèi)，因此錨索及錨桿在城市地下空間開發(fā)建設(shè)中的使用將會受到限制。為此，本文探討了一種能夠用于內(nèi)支撐+地下連續(xù)墻組成圍護結(jié)構(gòu)的裝配式地鐵車站，針對鋼板連接及接駁器連接的支撐-腰梁-連續(xù)墻節(jié)點進行靜載足尺試驗，研究其節(jié)點力學(xué)性能，取得的成果對該類裝配式地鐵車站節(jié)點的設(shè)計及施工提供技術(shù)參考。

1 試驗方案

本文探究了該新型車站的連續(xù)墻、腰梁與第二道支撐連接節(jié)點的力學(xué)性能。為提高施工效率，針對連續(xù)墻和腰梁的連接提出了兩種不同的方案，分別為鋼板連接(P1試件)及鋼筋接駁器連接(C1試件)，兩種連接形式對應(yīng)的構(gòu)件尺寸相同。分別對兩種連接形式的節(jié)點進行單調(diào)加載試驗，對比兩者的裂縫開展模式、承載力、延性等力學(xué)性能。節(jié)點的混凝土強度等級均為C40，其中地下連續(xù)墻的混凝土類型為自密實混凝土，腰梁及支撐的混凝土類型為普通商用混凝土。試件鋼筋均為HRB400E，連接鋼板采用Q345鋼。

1.1 試件尺寸及配筋

節(jié)點構(gòu)件配筋由設(shè)計計算給出，其截面尺寸均與車站實際設(shè)計尺寸相同，考慮到方便加載以及內(nèi)力分布情況，取連續(xù)墻高為4.0m，長為4.5m，支撐長度為1.6m，鋼板連接的P1試件配筋平面圖和中心剖面見圖1；施工時，先將豎向鋼板與連續(xù)墻的鋼筋籠焊接在一起，待連續(xù)墻混凝土達到相應(yīng)強度時，鑿除預(yù)埋鋼板外側(cè)混凝土，并進行水平鋼板的焊接；隨后進行腰梁與支撐鋼筋的綁扎以及混凝土的澆筑，荷載將會從支撐鋼筋傳遞到水平鋼板，再由水平鋼板傳遞到連續(xù)墻中。鋼筋接駁器連的C1試件的配筋平面圖和中心剖面如圖2所示；該連接方法施工較為簡單，即在連續(xù)墻中相應(yīng)的位置預(yù)埋鋼筋接駁器，待連續(xù)墻混凝土強度達到相應(yīng)強度時，鑿除外側(cè)保護層，并將腰梁處的鋼筋與之連接，隨后進行腰梁與支撐鋼筋的綁扎以及混凝土的澆筑。

圖1 P1試件配筋圖

圖2 C1試件配筋圖

1.2 加載方案

試驗加載裝置如圖3所示。在試件連續(xù)墻頂部和底部預(yù)留孔洞，用螺桿穿過孔洞將試件與加載裝置固定。此外，在連續(xù)墻上方布設(shè)千斤頂，利用千斤頂?shù)膲毫s束豎向位移，防止在加載過程中連續(xù)墻發(fā)生傾倒。由于支撐的軸力會導(dǎo)致節(jié)點的抗彎承載力提高，基于最不利工況考慮，在試驗中未考慮支撐軸力。在車站投入使用后，支撐將作為車站的結(jié)構(gòu)梁使用，為主要的受彎構(gòu)件，所以本次試驗以腰梁-支撐截面(梁端)彎矩與設(shè)計彎矩等效作為加載控制標準?？偟膩碚f，該加載模式會導(dǎo)致支撐軸力和沿支撐長度的彎矩與剪力分布與實際情況不同，但由于試驗的目的是探究腰梁-支撐截面的抗彎承載力能否滿足設(shè)計要求，因此保證該截面的彎矩與設(shè)計彎矩相等即可。千斤頂加載點設(shè)置在支撐的懸臂端，與腰梁-支撐界面的距離為1.45m，與連續(xù)墻-腰梁界面的距離為2.45m。

圖3 加載裝置照片

1.3 加載制度

根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[9]，在試驗正式加載之前，需要對開裂荷載Fcr進行預(yù)評估，該值可通過數(shù)值模擬計算或理論計算獲取。在實際的加載過程中以開裂荷載Fcr的20%為增量，逐步增加荷載尋找實際開裂荷載。待混凝土開裂后，繼續(xù)分級施加荷載，按以屈服荷載Fy的10%為增量，逐級增加荷載直到構(gòu)件屈服。在構(gòu)件發(fā)生屈服后，按照預(yù)估極限荷載Pd的10%施加荷載，直至構(gòu)件的承載力下降到極限承載力的85%，加載結(jié)束[10]。每級加載過后，記錄試件表面的裂縫，根據(jù)裂縫確定開裂荷載，試件的屈服荷載根據(jù)記錄所得的荷載-位移曲線來確定。

2 試驗過程及現(xiàn)象

2.1 鋼板連接P1試件靜載試驗

圖4為P1試件在不同荷載作用下的裂縫分布情況。當支撐懸臂端的荷載增加至280kN時，在腰梁-支撐界面頂部出現(xiàn)3條相互獨立的短裂縫，此時裂縫的最大寬度約為0.02mm，同時支撐側(cè)面沒有裂縫出現(xiàn)。隨著荷載增加到600kN，3條微小裂縫中的兩條貫通，同時一條貫穿支撐頂面的裂縫和一條不貫穿的裂縫出現(xiàn)，頂面裂縫的最大寬度增加到0.1mm，此時在支撐側(cè)面靠近腰梁-支撐界面的位置出現(xiàn)了兩條明顯的斜裂縫。當荷載增加到1 500kN時，更多的裂縫出現(xiàn)在支撐與腰梁的頂面，同時，腰梁內(nèi)水平鋼板外側(cè)邊緣在腰梁頂面的投影處出現(xiàn)一條明顯的縱向貫通裂縫，支撐側(cè)面的裂縫數(shù)量也明顯增加，并且延伸至加載點附近，頂面裂縫的最大寬度為0.7mm。當荷載增加達到1 900kN時，鋼筋的應(yīng)變實測數(shù)據(jù)表明支撐頂部縱向鋼筋已發(fā)生屈服，此時支撐懸臂端的豎向位移為16.6mm。當荷載增加至2 854kN時，腰梁與支撐界面底部混凝土壓碎，支撐側(cè)面的斜裂縫發(fā)展至底部壓碎混凝土的區(qū)域，承載力很快下降到極限承載的85%以下，試件較快地失去承載力。試件的極限承載力為2 854kN，對應(yīng)的支撐懸臂端極限位移為105.6mm。

圖4 P1試件裂縫分布情況

2.2 接駁器連接C1試件靜載試驗

圖5為C1試件裂縫分布情況。與P1試件類似，當支撐懸臂端的荷載增加到240kN時，首先在腰梁-支撐界面頂部出現(xiàn)兩條裂縫，此時裂縫最大寬度為0.04mm，支撐側(cè)面沒有裂縫。當荷載增加到900kN時，腰梁頂面新增一條半圓形裂縫，此時裂縫最大寬度為0.3mm，有較多的斜裂縫開始出現(xiàn)在支撐的側(cè)面。當荷載增加到2 000kN時，根據(jù)鋼筋的應(yīng)變實測數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)支撐頂部縱筋發(fā)生屈服，此時對應(yīng)的支撐懸臂端屈服位移為23.5mm，試件頂部裂縫最大寬度為1.2mm。當荷載增加至2 400kN時，更多的半圓形裂縫出現(xiàn)在支撐頂部，支撐側(cè)面的斜裂縫迅速地往腰梁-支撐界面底部發(fā)展，該界面底部的混凝土保護層開始剝落。當荷載增加至2 629kN時，腰梁-支撐界面底部混凝土壓潰，試件較快地失去承載力，該試件的極限承載力為2 629kN，對應(yīng)的懸臂端極限位移為77.4mm。

圖5 C1試件裂縫分布情況

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 荷載-位移曲線

P1試件與C1試件的荷載-位移曲線見圖6。由作圖法確定P1試件及C1試件的屈服荷載分別為2 350，2 200kN，根據(jù)基本組合計算所得的節(jié)點使用荷載為816kN，因此兩類不同連接方式的試件均可以滿足設(shè)計要求，且有較大的安全富余。根據(jù)屈服荷載確定兩個試件的屈服位移分別為23.8，28.0mm，C1試件的屈服荷載比P1試件的小6.4%，其屈服位移比P1試件的大17.6%。P1試件及C1試件的極限荷載分別為2 854，2 629kN，對應(yīng)的極限位移分別為79.5，77.4mm，C1試件的極限荷載比P1試件的小7.9%，其峰值位移比P1試件的小2.7%。綜上可得，C1試件的屈服荷載與極限荷載均小于P1試件，說明P1試件具有更高的承載力，P1試件的極限位移更大說明其在靜載下的延性更好。

圖6 P1試件與C1試件的荷載-位移曲線對比

3.2 鋼筋應(yīng)變

3.2.1 鋼板連接P1試件

(1)支撐縱筋及箍筋

圖7為支撐縱向鋼筋及箍筋的應(yīng)變片布置及應(yīng)變-荷載曲線，剖面1-1為腰梁與支撐連接界面，剖面2-2為靠近支撐懸臂端加載點的界面，與剖面1-1相距500mm，測點D2-2/D2-3，E2-2/E2-3分別位于第一、第二排鋼筋的剖面1-1和剖面2-2處，測點G1-1位于剖面1-1的箍筋處。由圖7可知，支撐頂部的第一排縱向受拉鋼筋首先屈服，第一排縱筋測點D2-2，D2-3的應(yīng)變值基本一致；隨著荷載增加，第二排縱筋鋼筋開始屈服，測點E2-2應(yīng)變值稍大于測點E2-3，說明應(yīng)變在縱筋的分布不完全均勻；測點G1-1處箍筋與測點E2-3處縱筋基本同時達到屈服。綜上所述，在試驗加載過程中，剖面1-1(腰梁-支撐界面)處的彎矩較大，此處頂部第一排縱筋最早發(fā)生屈服；當試件屈服后，隨著荷載增加，支撐側(cè)面的斜裂紋快速向腰梁-支撐界面底部發(fā)展，說明斜截面所承受的剪力持續(xù)增加，不久后箍筋開始屈服，隨后支撐-腰梁界面底部的混凝土在正應(yīng)力與剪應(yīng)力的共同作用下達到雙軸抗壓強度而壓潰，試件失效。

圖7 P1試件支撐縱筋與箍筋應(yīng)變片布置及應(yīng)變-荷載曲線對比

(2)上水平鋼板及鋼筋

P1試件的腰梁中有上下兩塊水平鋼板，分別位于其頂部與底部，連接鋼筋通過穿孔焊塞與水平鋼板連接。在試驗過程中節(jié)點部分主要受彎矩作用，其中上部鋼筋及鋼板承受拉應(yīng)力，下部的混凝土承受大部分壓應(yīng)力，因此在以下應(yīng)變分析中只列出上水平鋼板及其鋼筋的應(yīng)變-荷載變化曲線。在試驗過程中，腰梁與支撐頂部均處于受拉狀態(tài)，拉應(yīng)力的水平較高。

圖8為P1試件上水平鋼板鋼筋應(yīng)變片布置及應(yīng)變-荷載曲線。由圖8中可知，測點C1-19處的水平鋼筋最先屈服，隨后測點C1-18，C1-20處的鋼筋幾乎同時屈服。測點C1-18，C1-19未同時屈服說明加載過程中可能出現(xiàn)了偏心荷載，再與支撐處的鋼筋對比分析可發(fā)現(xiàn)，水平鋼筋與支撐處鋼筋屈服時對應(yīng)的荷載相當，說明此處受力較均勻。

水平鋼板鋼筋繼續(xù)向鋼板傳遞荷載，上水平鋼板應(yīng)變片布置及應(yīng)變-荷載曲線見圖9。由于上水平鋼板右側(cè)僅有一個有效測點C1-12，因此在圖中僅繪制左側(cè)的測點進行對比分析。由圖9可知，鋼板所測得最大拉應(yīng)變?yōu)?40με，此時應(yīng)力為108MPa，應(yīng)力處于較低水平。結(jié)合圖8的鋼筋應(yīng)力分析可得，鋼板作為一個整體進行受力，因此當荷載從鋼筋傳到鋼板后，鋼板中發(fā)生了內(nèi)力重分布，所以鋼板不同位置的應(yīng)力較為均勻，且應(yīng)力水平較低。

圖8 P1試件上水平鋼板鋼筋應(yīng)變片布置及應(yīng)變-荷載曲線

圖9 P1試件上水平鋼板應(yīng)變片布置及應(yīng)變-荷載曲線

3.2.2 接駁器連接C1試件

(1)支撐縱筋及箍筋

與圖7類似，圖10為C1試件支撐縱筋與箍筋應(yīng)變片布置及剖面1-1與剖面2-2處支撐縱筋應(yīng)變與箍筋應(yīng)變隨荷載的變化趨勢。由圖10可知，C1試件支撐的受彎縱筋均早于支撐箍筋屈服，且縱筋在剖面1-1處先屈服，在剖面2-2后屈服，說明同一根鋼筋的應(yīng)力分布不均勻。在箍筋的應(yīng)力增長趨勢上，C1試件與P1試件的箍筋應(yīng)變均在荷載到達1 000kN時開始明顯增大，說明斜裂縫的發(fā)展導(dǎo)致箍筋應(yīng)變增加，但在C1試件中箍筋應(yīng)變的增加較慢，在第二排縱筋屈服后，箍筋應(yīng)變才迅速增長，基本與第二排縱筋在E2-3處同時達到屈服。

(2)腰梁連接筋

圖11展示了C1試件不同位置處腰梁連接筋第一排鋼筋的應(yīng)變分布情況，零點位置為腰梁中心線所處的位置。由圖11可知，腰梁連接筋的應(yīng)變在加載前期均較小且較均勻，隨著荷載增加，不同位置處的應(yīng)變出現(xiàn)較大差異，中部鋼筋在試件破壞時基本到達屈服，而其余鋼筋仍處于彈性狀態(tài)。在中心線兩側(cè)的0.9m范圍內(nèi)，鋼筋應(yīng)變有明顯的遞減趨勢，在該范圍外，鋼筋應(yīng)變減小的趨勢變緩，并且其應(yīng)變小于1 000με時，對應(yīng)的鋼筋應(yīng)力小于200MPa。據(jù)此推斷，節(jié)點荷載經(jīng)支撐傳遞后對腰梁的顯著影響范圍約為腰梁中心線左右兩側(cè)各0.9m內(nèi)。

圖11 C1試件腰梁側(cè)連接筋第一排鋼筋應(yīng)變

4 結(jié)論

本文對連續(xù)墻、腰梁及支撐連接節(jié)點的力學(xué)性能進行了探究，分別對采用鋼板連接方法以及接駁器方法的節(jié)點進行了足尺靜載試驗并分析了試驗結(jié)果，對其力學(xué)性能的差異進行對比，主要的結(jié)論如下：

(1)兩種連接方式的節(jié)點破壞過程相似，都是支撐頂部的鋼筋首先屈服，斜裂縫快速發(fā)展，最后支撐-腰梁界面底部的混凝土在達到雙軸抗壓強度后被壓潰，試件失去承載能力，試件失效。

(2)相比于鋼筋接駁器節(jié)點，鋼板連接節(jié)點有更高的極限承載力、剛度以及靜載延性。

(3)鋼板連接節(jié)點中的水平鋼板可以使水平鋼板鋼筋傳來的荷載分布更加均勻，使應(yīng)力重新分配；接駁器節(jié)點采用的鋼筋連接無法協(xié)調(diào)不同位置處鋼筋應(yīng)力，所以其應(yīng)力在腰梁中分布較為不均。

(4)本文提出的兩種連接方式節(jié)點均能滿足裝配式車站的設(shè)計使用要求，而且安全系數(shù)較高，比較二者在靜載條件下的各種力學(xué)性能，鋼板連接節(jié)點力學(xué)性能更好。