潘 清 費(fèi)金新 徐軍林 邢 瓊 馮帥克

(1.無(wú)錫地鐵集團(tuán)有限公司，214023，無(wú)錫；2.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，430063，武漢；3.東南大學(xué)土木工程學(xué)院，211189，南京∥第一作者，高級(jí)工程師)

0 引言

對(duì)于地上建筑結(jié)構(gòu)，因通風(fēng)采光與室內(nèi)通道等使用要求，必須對(duì)墻體進(jìn)行開(kāi)洞。研究者開(kāi)展了開(kāi)洞對(duì)承重墻體受力性能的影響研究。文獻(xiàn)[1]對(duì)帶暗梁、暗柱的的開(kāi)洞混凝土復(fù)合墻板進(jìn)行力學(xué)性能試驗(yàn)，研究開(kāi)洞墻板的彎曲性能與偏心受壓性能；文獻(xiàn)[2]等采用有限元數(shù)值模擬的方法，對(duì)不同開(kāi)洞率、開(kāi)洞位置的填充框架結(jié)構(gòu)平面外受力性能進(jìn)行研究，主要通過(guò)裂縫分布與層間位移角對(duì)填充墻框架結(jié)構(gòu)的整體受力性能進(jìn)行評(píng)價(jià)。隨著裝配式地上建筑結(jié)構(gòu)的應(yīng)用，不少研究者開(kāi)展了裝配式開(kāi)洞墻體的力學(xué)性能研究；文獻(xiàn)[3]對(duì)裝配式混凝土結(jié)構(gòu)開(kāi)洞墻體(該墻體由預(yù)制混凝土墻板和現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件組成)取3個(gè)相同尺寸的開(kāi)洞墻體進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，通過(guò)對(duì)破壞模式與滯回曲線的分析得出，裝配式開(kāi)洞墻體滿足抗震性能的要求；文獻(xiàn)[4]對(duì)兩層開(kāi)洞預(yù)制剪力墻的抗震性能進(jìn)行了力學(xué)試驗(yàn)與數(shù)值分析。以上的研究主要是針對(duì)現(xiàn)澆開(kāi)洞承重墻體與裝配式開(kāi)洞承重墻體的整體力學(xué)性能，而對(duì)墻體中開(kāi)洞結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的研究卻較少。目前的研究主要集中在地上開(kāi)洞建筑結(jié)構(gòu)，而對(duì)地下車站開(kāi)洞結(jié)構(gòu)受力性能的研究基本上還較少涉及。

近年來(lái)，在國(guó)家“碳中和、碳達(dá)峰”的政策引領(lǐng)下，裝配式建筑結(jié)構(gòu)的環(huán)保節(jié)能優(yōu)點(diǎn)凸顯。住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部發(fā)布了《綠色建造技術(shù)導(dǎo)則(試行)》通知，明確鼓勵(lì)裝配式建筑產(chǎn)業(yè)的發(fā)展。近年來(lái)裝配式結(jié)構(gòu)逐步在地下結(jié)構(gòu)中得到應(yīng)用。國(guó)內(nèi)已建成的裝配式地下車站，采用全裝配式結(jié)構(gòu)和干式節(jié)點(diǎn)連接。干式節(jié)點(diǎn)的防水性能有限，難以在南方富水地區(qū)推廣應(yīng)用?，F(xiàn)開(kāi)展裝配整體式疊合有柱地下車站結(jié)構(gòu)體系，車站內(nèi)側(cè)采用預(yù)制構(gòu)件，近土側(cè)采用現(xiàn)澆混凝土，防水性能優(yōu)良，可在南方富水地區(qū)推廣。該結(jié)構(gòu)體系為國(guó)內(nèi)首創(chuàng)，在設(shè)置連接通道時(shí)，需在側(cè)墻開(kāi)洞，且開(kāi)洞尺寸較大，側(cè)墻的結(jié)構(gòu)承載力受到較大削弱。為改善側(cè)墻及其開(kāi)洞結(jié)構(gòu)的受力性能，需在開(kāi)洞處設(shè)置接口框架。本文采用力學(xué)性能試驗(yàn)與數(shù)值模擬的分析方式，對(duì)裝配整體式側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)受力性能進(jìn)行力學(xué)試驗(yàn)與數(shù)值模擬分析，研究其破壞形態(tài)與力學(xué)性能，為裝配式地下車站側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 裝配整體式地下車站結(jié)構(gòu)的概況

某地鐵車站為標(biāo)準(zhǔn)地下兩層車站，為單柱雙跨箱型結(jié)構(gòu)。車站結(jié)構(gòu)底板采用現(xiàn)澆形式，中柱為鋼管柱，縱梁采用型鋼混凝土疊合梁，中板、頂板及側(cè)墻均采用疊合結(jié)構(gòu)形式。其中：中板和頂板采用預(yù)制預(yù)應(yīng)力板疊合現(xiàn)澆混凝土面層形成裝配整體式鋼筋混凝土樓板結(jié)構(gòu)；側(cè)墻由內(nèi)側(cè)預(yù)制墻板和外側(cè)現(xiàn)澆混凝土形成疊合整體式墻板結(jié)構(gòu)。裝配整體式地下車站結(jié)構(gòu)剖面見(jiàn)圖1。

圖1 裝配整體式地下車站結(jié)構(gòu)剖面圖

圖2 側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)示意圖

當(dāng)?shù)罔F車站出入口通道接入車站時(shí)，側(cè)墻開(kāi)洞尺寸為7.00 m(寬)×4.85 m(高)。側(cè)墻開(kāi)洞位置整體受力情況較為復(fù)雜，需在開(kāi)洞位置設(shè)置相應(yīng)的接口框架預(yù)制結(jié)構(gòu)。側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)由與半預(yù)制疊合側(cè)墻連接的型鋼混凝土梁、型鋼混凝土柱等組成。

2 側(cè)墻開(kāi)洞接口框架設(shè)計(jì)方案研究

側(cè)墻開(kāi)洞接口框架設(shè)計(jì)方案的研究主要集中在節(jié)點(diǎn)位置與構(gòu)件重量對(duì)施工難易程度的影響，主要方案有以下幾種：

1) 將接口門式框架梁、柱整體預(yù)制后，直接與相鄰疊合墻板進(jìn)行濕節(jié)點(diǎn)連接澆筑。該方案的結(jié)構(gòu)整體性好，現(xiàn)場(chǎng)拼接安裝工程量少，施工速度快，但是整個(gè)接口框架較重(約30 t)，對(duì)吊裝器械要求高，施工難度較大。

2) 將接口處的門式框架分成兩塊“7”型的構(gòu)件，在梁正中間進(jìn)行分段，拼裝后通過(guò)濕節(jié)點(diǎn)連接，再與相鄰疊合板墻進(jìn)行連接。該方案單個(gè)預(yù)制構(gòu)件重量約15 t，吊裝施工難度稍大，現(xiàn)場(chǎng)需進(jìn)行一次拼裝施工，而拼裝點(diǎn)位于正彎矩最大位置，對(duì)結(jié)構(gòu)受力稍有影響。

3) 將接口處的門式框架梁、柱全部拆分成單個(gè)構(gòu)件，各構(gòu)件之間進(jìn)行拼裝。單個(gè)構(gòu)件的重量均小于10 t，吊裝施工較為方便。該方案拼裝濕節(jié)點(diǎn)稍多，但濕節(jié)點(diǎn)的位置可設(shè)于梁受力較小的1/3跨的位置，對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)受力影響較小，施工難度也相對(duì)較小。

為減小構(gòu)件重量，降低施工難度與施工成本，同時(shí)匹配整個(gè)預(yù)制車站單個(gè)構(gòu)件均小于10 t的要求。該地鐵車站項(xiàng)目采用方案3，將接口處的門式框架梁和柱全部拆分成單個(gè)構(gòu)件，各構(gòu)件分別進(jìn)行拼裝施工。接口框架構(gòu)件分拆與節(jié)點(diǎn)位置見(jiàn)圖3、圖4。

圖3 接口框架立面圖

圖4 接口框架剖面

該地下車站接口框架結(jié)構(gòu)的預(yù)制框架梁、柱構(gòu)件均采用型鋼混凝土結(jié)構(gòu)，拼裝階段通過(guò)型鋼連接， 使施工階段的荷載均由型鋼承擔(dān)；拼裝完成后通過(guò)現(xiàn)澆混凝土濕節(jié)點(diǎn)連接形成整體框架；使用階段由型鋼混凝土梁與型鋼混凝土柱共同承載。整個(gè)接口框架與相鄰側(cè)墻及板亦通過(guò)現(xiàn)澆混凝土濕節(jié)點(diǎn)進(jìn)行連接，使整個(gè)接口框架與側(cè)墻連成整體，形成可靠的整體受力體系。該方案施工便捷，在施工階段與正常使用階段結(jié)構(gòu)受力可靠。

3 側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)力學(xué)試驗(yàn)

3.1 試件參數(shù)

試驗(yàn)只設(shè)計(jì)了一組試件，試件尺寸如圖5所示。試件整體寬度為7.3 m(外墻側(cè)邊距離)，高度為4 m。試件由通道口型鋼混凝土框架、半預(yù)制疊合側(cè)墻、疊合頂板和現(xiàn)澆底板等組成。整個(gè)試件為1∶2 縮尺模型。試件主受力鋼筋按照與實(shí)際工程構(gòu)件相同配筋率的原則進(jìn)行配置，所有試件預(yù)制段混凝土等級(jí)均為C50，現(xiàn)澆混凝土等級(jí)為C40。

圖5 模型試件尺寸圖

該組試件中，型鋼混凝土框架的平面尺寸為4.3 m(寬)×2.9 m(高)，型鋼混凝土梁截面尺寸為350 mm×500 mm，型鋼規(guī)格為H 350 mm×200 mm×12 mm×14 mm，型鋼上、下翼緣均設(shè)置直徑16 mm、長(zhǎng)度30 mm的縱向抗剪栓釘，以防止與混凝土接觸間的剪切滑移。梁上和梁下各設(shè)置6根直徑為14 mm的HRB400級(jí)受力鋼筋。箍筋采用HRB400級(jí)鋼筋，直徑10 mm，間距150 mm，如圖5 b)2-2剖面所示。型鋼混凝土柱截面尺寸為350 mm×400 mm，型鋼規(guī)格為H 250 mm×200 mm×12 mm×14 mm。柱截面平面外受力方向兩側(cè)對(duì)稱布置12根直徑為14 mm的HRB400級(jí)受力鋼筋，箍筋采用HRB400級(jí)鋼筋，直徑為10 mm，間距為150 mm，如圖5 b)3-3剖面所示?？蚣軆蓚?cè)均連接1.5 m寬的半預(yù)制疊合側(cè)墻，側(cè)墻牛腿頂面與梁牛腿頂板面齊平，單側(cè)預(yù)制墻板上下端均伸出U形受力鋼筋，用于和頂板及底板的搭接連接，U形受力鋼筋采用直徑為18 mm的HRB400級(jí)受力鋼筋，如圖5 b)1-1剖面所示。疊合頂板寬度為7.3 m，疊合板端部外伸U形受力鋼筋與墻及梁頂面外伸的U形鋼筋搭接連接，U形受力鋼筋采用直徑為18 mm的HRB400級(jí)受力鋼筋，間距為150 mm。試件加工圖見(jiàn)圖6。

圖6 試件加工示意圖

3.2 材料性能

構(gòu)件各部分的混凝土按預(yù)制和現(xiàn)澆兩種工序分兩批澆筑。預(yù)制部分混凝土為第一批澆筑的混凝土，強(qiáng)度等級(jí)為C50，現(xiàn)澆混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，所有批次混凝土均制作兩組150 mm×150 mm×150 mm 的立方體試塊，試塊進(jìn)行同條件養(yǎng)護(hù)。實(shí)測(cè)立方體試塊抗壓強(qiáng)度見(jiàn)表1。本次試驗(yàn)型鋼均采用Q345鋼，鋼筋為HRB400級(jí)鋼筋，根據(jù)GB 228—2010《金屬拉伸試驗(yàn)法》的規(guī)范進(jìn)行材性試驗(yàn)，實(shí)測(cè)材料性能見(jiàn)表2。

表1 實(shí)測(cè)立方體試件抗壓強(qiáng)度

表2 鋼材材性測(cè)試結(jié)果

3.3 試驗(yàn)加載與測(cè)試方案

試件采用原位加載的方式進(jìn)行加載，加載裝置的設(shè)置如圖7所示。在頂板端部布置5座千斤頂，千斤頂通過(guò)張拉 5 根精軋螺紋鋼帶動(dòng)加載梁對(duì)頂板施加均布線荷載。

圖7 加載裝置正面圖

本次試驗(yàn)主要對(duì)型鋼混凝土梁的扭轉(zhuǎn)、疊合板加載端位移和受力鋼筋的應(yīng)變進(jìn)行測(cè)量。梁的扭轉(zhuǎn)和板的端位移通過(guò)位移傳感器進(jìn)行測(cè)量。位移計(jì)布置如圖8所示。其中D3、D4位移計(jì)用于測(cè)量梁的扭轉(zhuǎn)，D5位移計(jì)用于測(cè)量疊合板加載端位移。鋼筋應(yīng)變通過(guò)預(yù)先布置在試件拉壓側(cè)受力鋼筋上的應(yīng)變片進(jìn)行測(cè)量，以判斷鋼筋在加載過(guò)程中是否發(fā)生屈服，鋼筋應(yīng)變片布置如圖9所示。

圖8 位移計(jì)布置示意圖

圖9 鋼筋應(yīng)變片布置示意圖

其中:墻頂端受壓側(cè)鋼筋的應(yīng)變發(fā)展由應(yīng)變片QLT1-2、QMT1-2及QRT1-2測(cè)得，墻頂端受拉側(cè)鋼筋的應(yīng)變發(fā)展由應(yīng)變計(jì)QLT3-4、QMT3-4及QRT3-4測(cè)得；板內(nèi)受力鋼筋的應(yīng)變發(fā)展由應(yīng)變計(jì)S1-S3測(cè)得；梁頂U(kuò)形鋼筋的應(yīng)變由應(yīng)變計(jì)B1-B4測(cè)得。

4 側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)力學(xué)試驗(yàn)結(jié)果與分析

4.1 裂縫開(kāi)展與破壞特征

當(dāng)板端荷載加載至88 kN時(shí)，試件左側(cè)疊合墻外側(cè)受拉面在距底板45 cm處出現(xiàn)第一條水平裂縫，長(zhǎng)度為1.3 m，裂縫小部分伸入側(cè)墻與框架連接區(qū)但未至柱截面，裂縫寬度達(dá)到0.02 mm，如圖10所示。隨著荷載的增加，側(cè)墻受拉面持續(xù)有新的水平裂縫產(chǎn)生，裂縫長(zhǎng)度、寬度進(jìn)一步發(fā)展，部分裂縫通過(guò)側(cè)墻與框架連接區(qū)，在板頂荷載加載至132 kN時(shí)，洞口右上角(梁柱連接位置)出現(xiàn)水平裂縫，長(zhǎng)約35 cm、寬約0.03 mm，如圖11所示。在板頂荷載加載至264 kN時(shí)，洞口右上角水平裂縫向側(cè)墻截面發(fā)展，裂縫寬度達(dá)到0.2 mm，部分側(cè)墻受拉面裂縫發(fā)展進(jìn)入柱截面。在板頂荷載加載至308 kN時(shí)，型鋼混凝土柱上出現(xiàn)多處水平裂縫，開(kāi)洞角部出現(xiàn)約45°的斜裂縫。同時(shí)，板頂面靠近外側(cè)墻一端的左右兩側(cè)均出現(xiàn)水平裂縫。隨著荷載的增加洞口角部出現(xiàn)多條斜裂縫，在板頂荷載加載至484 kN時(shí)，斜裂縫寬度達(dá)到0.25 mm，此時(shí)墻身裂縫基本出齊并與柱上裂縫相連形成通長(zhǎng)的水平裂縫，裂縫寬度可達(dá)到0.6 mm。隨著荷載的繼續(xù)增加，裂縫寬度繼續(xù)增加，試件側(cè)墻發(fā)生明顯的彎曲變形，在板頂荷載達(dá)到897.6 KN，洞口右上角最初的水平裂縫寬度超過(guò)2 mm，右上角部分混凝土開(kāi)始剝落露出U形鋼筋的末端，當(dāng)即停止加載。圖12給出了試件在最后一級(jí)加載時(shí)的裂縫分布。

圖10 裂縫出現(xiàn)階段

圖11 裂縫發(fā)展階段

圖12 最后加載級(jí)裂縫分布

梁上裂縫并不出現(xiàn)在梁底受拉面，多集中于梁兩端及洞口的角部。除最早出現(xiàn)的水平裂縫外，其余裂縫均為近45°的斜裂縫，且在梁內(nèi)側(cè)觀察面對(duì)應(yīng)出現(xiàn)反對(duì)稱斜裂縫。這說(shuō)明試件最終破壞是型鋼混凝梁的扭轉(zhuǎn)破壞，斜裂縫是由梁的受扭產(chǎn)生的，在加載后期扭轉(zhuǎn)斜裂縫的寬度開(kāi)展明顯加快。

梁的扭轉(zhuǎn)造成梁柱相交處混凝土出現(xiàn)大量斜裂縫，斜裂縫的發(fā)展降低了混凝土對(duì)頂部U形鋼筋的約束，造成U形鋼筋末端出現(xiàn)粘結(jié)開(kāi)裂破壞，附近混凝土出現(xiàn)剝落。因此，洞口上方型鋼混凝土梁端扭轉(zhuǎn)裂縫的發(fā)展是造成試件失效的主要原因。

4.2 荷載-位移曲線與試件應(yīng)變分析

板頂荷載-板端豎向位移曲線見(jiàn)圖13。從圖13中可以看出，加載初期試件剛度較大，在板頂荷載達(dá)到176 kN、板端彎矩達(dá)到340 kN·m后，剛度開(kāi)始退化；隨著荷載的增大，荷載-位移曲線的斜率基本保持不變，說(shuō)明試件整體剛度基本不變。

圖13 荷載-位移曲線

墻內(nèi)受拉側(cè)與受壓側(cè)受力鋼筋的應(yīng)變變化如圖14所示。圖14展現(xiàn)了同一側(cè)疊合墻板的左端、中部、右端3個(gè)不同位置的受力鋼筋在靠近上下U形環(huán)扣位置的應(yīng)變變化，根據(jù)型鋼材性試驗(yàn)的結(jié)果，可以計(jì)算出受力縱筋(直徑為18 mm，HRB400)的屈服應(yīng)變?yōu)?.002 2。在加載彎矩達(dá)到1 200 kN·m時(shí)，側(cè)墻部分受拉鋼筋屈服，整個(gè)加載過(guò)程中側(cè)墻受壓縱筋未屈服。頂板受拉鋼筋在靠近U形環(huán)扣位置的應(yīng)變變化通過(guò)應(yīng)變片S1、S2測(cè)得(見(jiàn)圖9)，結(jié)果如圖15所示。頂板受拉鋼筋在加載過(guò)程中并未出現(xiàn)屈服。為研究型鋼混凝土柱中鋼材的應(yīng)變，在型鋼混凝土柱外側(cè)受拉鋼筋及型鋼布置應(yīng)變計(jì)，應(yīng)變分布如圖16所示。

圖14 側(cè)墻受力鋼筋應(yīng)變變化

圖15 頂板受拉鋼筋應(yīng)變變化

圖16 柱內(nèi)型鋼鋼材應(yīng)變變化

由圖16可以看出，柱最外層受拉鋼筋在彎矩800 kN·m時(shí)開(kāi)始屈服，但整個(gè)加載過(guò)程中，柱內(nèi)型鋼鋼材并未屈服。

從以上分析中得出，在加載過(guò)程中頂板鋼筋沒(méi)有發(fā)生屈服破壞。側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)在加載前期發(fā)生剛度退化，而側(cè)墻與柱內(nèi)鋼筋的屈服荷載均比側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)剛度退化的荷載大，由此表明接口框架剛度退化主要因?yàn)榛炷灵_(kāi)裂造成的。在加載后期，側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)平面外剛度基本不變，而側(cè)墻與柱的鋼筋發(fā)生屈服破壞，說(shuō)明側(cè)墻與柱的材料屈服強(qiáng)度對(duì)側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)平面外剛度影響可忽略不計(jì)。

5 數(shù)值模擬分析

5.1 數(shù)值模擬建模

在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，采用ABAQUS有限元計(jì)算軟件建立與試件同尺寸的有限元模型進(jìn)行分析研究。鋼筋采用3維2節(jié)點(diǎn)桁架單元(T3D2)，混凝土及型鋼采用3維8節(jié)點(diǎn)6面體一階線性減縮積分單元(C3D8R)。模型建立時(shí)假定混凝土、鋼筋與型鋼之間，預(yù)制與現(xiàn)澆混凝土之間均無(wú)相對(duì)滑移，鋼筋與型鋼嵌入混凝土中，同時(shí)忽略混凝土的收縮、徐變等效應(yīng)，僅限于短期荷載作用下對(duì)模型進(jìn)行分析。混凝土材料本構(gòu)關(guān)系采用塑性損傷模型，鋼材采用理想彈塑性模型。模型的邊界條件與試驗(yàn)試件一致，在數(shù)值模型中對(duì)側(cè)墻底與柱底施加位移約束，試件模型板端施加位移荷載，如圖17所示。

圖17 出入口部分有限元模型

5.2 數(shù)值模擬結(jié)果

圖18為側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的荷載-位移對(duì)比曲線?？梢钥闯觯瑪?shù)值模擬的試件初始階段剛度略大于試驗(yàn)結(jié)果，屈服階段模擬結(jié)果趨近于試驗(yàn)結(jié)果。圖19給出試件的應(yīng)力云圖反應(yīng)了試件裂縫的開(kāi)展情況，與試驗(yàn)情況基本一致?？傮w來(lái)說(shuō)，有限元模擬結(jié)果顯示效果較好，試驗(yàn)曲線和擬合曲線吻合較高，選取的計(jì)算模型較為準(zhǔn)確地模擬了出入口試件的整個(gè)受力過(guò)程。

圖18 有限元數(shù)值模擬與試驗(yàn)的荷載-位移曲線對(duì)比

圖19 混凝土、型鋼與鋼筋的應(yīng)力云圖

圖20給出了試件的最大塑性應(yīng)變?cè)茍D，通過(guò)塑性應(yīng)變的演化情況，可以追蹤試件混凝土的開(kāi)裂過(guò)程。由圖20 a)可知，在試件側(cè)墻中部與頂部位置混凝土受拉開(kāi)始屈服損傷，對(duì)應(yīng)為初始裂縫產(chǎn)生階段。隨后，側(cè)墻混凝土受拉屈服區(qū)域逐漸增加，并逐漸向柱截面內(nèi)發(fā)展，如圖20 b)所示。在數(shù)值模擬分析的后期(見(jiàn)圖20 c))，側(cè)墻與柱表面基本已無(wú)新裂縫產(chǎn)生，此時(shí)混凝土的最大應(yīng)變出現(xiàn)在頂板與側(cè)墻及梁端與側(cè)墻的交界處，與試驗(yàn)加載后期裂縫集中出現(xiàn)的位置基本相同，證明了選取的有限元模型是正確的。

圖20 試件破壞形態(tài)模擬值

6 承載力分析

從以上分析中表明，側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)的主要破壞特征是洞口梁端的扭轉(zhuǎn)破壞；從構(gòu)件應(yīng)變分析得出，側(cè)墻與柱的鋼筋屈服強(qiáng)度對(duì)接口框架的平面外剛度影響很?。灰虼说贸鼋Y(jié)論，出入口上方型鋼混凝土梁扭轉(zhuǎn)裂縫的發(fā)展造成試件失效，對(duì)側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)平面外承載力起決定作用的是接口框架梁的抗扭承載力。

對(duì)數(shù)值模擬分析結(jié)果進(jìn)行整理分析，得到后期板端荷載P作用下的梁端扭矩T、墻底彎矩Mq及柱底彎矩Mc(見(jiàn)表3)。

表3 接口框架構(gòu)件荷載與內(nèi)力

型鋼混凝土梁的抗扭承載力可采用文獻(xiàn)[5-6]提供的理論公式進(jìn)行計(jì)算。經(jīng)計(jì)算型鋼混凝土梁的整體抗扭承載力為88.1 kN·m，說(shuō)明試件中的型鋼混凝土梁在板端荷載加載到670 kN至748 kN時(shí)發(fā)生了扭轉(zhuǎn)破壞。這與試件加載過(guò)程中梁端出現(xiàn)大量扭轉(zhuǎn)斜裂縫的荷載相對(duì)應(yīng)，說(shuō)明了梁的扭轉(zhuǎn)破壞是造成試件失效的直接原因。

7 結(jié)語(yǔ)

對(duì)裝配式整體式地下車站的出入口通道位置處，需設(shè)置出入口接口框架。側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)由型鋼混凝土框架、半預(yù)制疊合墻、疊合頂板與現(xiàn)澆底板等組成。通過(guò)比較設(shè)計(jì)方案中節(jié)點(diǎn)設(shè)置位置及對(duì)施工難易程度的影響，最終確定接口框架分拆為梁、柱，節(jié)點(diǎn)設(shè)置在梁兩端。為確定側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)的受力性能，進(jìn)行了力學(xué)試驗(yàn)與數(shù)值分析，得到以下結(jié)論：

1) 側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)主要表現(xiàn)為型鋼混凝土梁端扭轉(zhuǎn)裂縫的發(fā)展，因此框架梁的扭轉(zhuǎn)破壞是造成通道接口破壞的主要原因。

2) 通過(guò)對(duì)側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)的荷載-位移曲線及構(gòu)件內(nèi)鋼筋應(yīng)變分析，造成側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)平面外剛度退化的主要因素是混凝土開(kāi)裂，構(gòu)件中鋼筋的屈服強(qiáng)度對(duì)側(cè)墻通道剛度的影響很小。

3) 利用ABAQUS有限元模型，并與力學(xué)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較分析，驗(yàn)證了所選有限元模型的正確合理性。在此基礎(chǔ)上，利用有限元模型分析得出構(gòu)件的內(nèi)力結(jié)果。梁端扭轉(zhuǎn)承載力是決定側(cè)墻開(kāi)洞結(jié)構(gòu)平面外承載力的主要因素，梁端扭轉(zhuǎn)承載力的計(jì)算公式建議參照文獻(xiàn)[5-6]。