潘賢明， 吳居洋， 王書鵬

(1.河北雄安京翼質(zhì)量檢測服務(wù)有限公司，河北 保定 071700；2.廣州地鐵設(shè)計研究院股份有限公司，廣東 深圳 518000；3.石家莊鐵道大學(xué)大型結(jié)構(gòu)健康診斷與控制研究所，河北 石家莊 050043)

預(yù)制裝配建造技術(shù)是建筑行業(yè)由傳統(tǒng)建造模式向建筑工業(yè)化、智能化過渡的重要引擎，其應(yīng)用于地鐵車站建造時，可以精簡勞動力、縮短地面交通阻斷的時間、減小對周邊環(huán)境的影響。國際上，俄羅斯、法國、日本等國家在20世紀(jì)已經(jīng)建成預(yù)制裝配地鐵車站[1-3]，而我國在該方面的研究和起步相對較晚。2012年，預(yù)制裝配建造技術(shù)在我國首次應(yīng)用于長春地鐵2號線車站[4-5]，之后，北京、上海、廣州、深圳等多個城市也陸續(xù)開展了地鐵車站裝配建造技術(shù)的嘗試和探索[6]。

裝配建造技術(shù)在地鐵車站的應(yīng)用難點(diǎn)在于車站結(jié)構(gòu)大尺寸混凝土塊體的分割和塊體之間的節(jié)點(diǎn)連接。針對此，深圳市城市軌道交通3號線四期坪西站創(chuàng)新性的提出了反彎點(diǎn)分塊原則和C-H-C型鋼組合接頭連接形式[7]，為地下結(jié)構(gòu)裝配建造模式研發(fā)提供了新的思路。為驗證上述裝配建造方案的可行性以及車站裝配結(jié)構(gòu)在施工和服役期間的工作性能，本文對該車站結(jié)構(gòu)進(jìn)行了縮尺模型試驗研究。

1 地鐵車站新型裝配方案

1.1 結(jié)構(gòu)斷面形式

結(jié)構(gòu)方案面向的是地下兩層島式車站。由于不考慮換乘功能，該類型車站凈寬較小、埋深較淺，可采用明挖法施工，結(jié)構(gòu)型式通常為兩層(有中柱或無柱)鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)[8]，如圖1所示。為了更好的候乘體驗，本車站選用了無中柱框架斷面，但同時也給結(jié)構(gòu)設(shè)計帶來挑戰(zhàn)，主要表現(xiàn)在頂、底、中板較大跨度使得板件內(nèi)力增大。為了改善結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)，設(shè)計中采用以下措施：①將頂板適當(dāng)起拱；②底板設(shè)為變截面；③將軌頂風(fēng)道與結(jié)構(gòu)主體合建考慮，減小中板跨度[7]。通過不同方案的經(jīng)濟(jì)、技術(shù)對比，最終確定了結(jié)構(gòu)的斷面型式，如圖2(b)所示。

圖1 地下兩層島式車站常用結(jié)構(gòu)斷面型式

1.2 斷面分塊及C-H-C型鋼組合接頭

由于裝配結(jié)構(gòu)的連接節(jié)點(diǎn)較整體現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)薄弱，斷面分塊時應(yīng)重點(diǎn)考慮將節(jié)點(diǎn)設(shè)置在受力較小部位，并兼顧塊體的生產(chǎn)、運(yùn)輸和安裝可行性等要求。通過計算結(jié)構(gòu)在不同荷載工況下的內(nèi)力分布，確定彎矩反彎點(diǎn)位置，將斷面分為9個塊體，共10個連接節(jié)點(diǎn)，如圖2(a)和2(b)所示。車站結(jié)構(gòu)分塊的詳細(xì)情況見參考文獻(xiàn)[7]。塊體之間采用C-H-C型鋼組合接頭連接，即在預(yù)制階段將C型槽鋼預(yù)埋在混凝土塊體的連接處，裝配時待兩個C型槽拼裝對位后，在兩個C型槽中間插入工字鋼，如圖2(c)所示。該接頭的設(shè)計初衷為傳遞軸力和彎矩，剪切力則通過將混凝土接觸面設(shè)計為凸凹榫或臺階形狀來傳遞。

圖2 車站斷面分塊及連接節(jié)點(diǎn)

1.3 塊體裝配步驟

各塊體在預(yù)制廠澆筑養(yǎng)護(hù)完成后，運(yùn)到車站現(xiàn)場，按照如下步驟進(jìn)行拼裝：

(1)根據(jù)設(shè)計位置放置A塊。

(2)在A塊兩側(cè)放置B塊，對位后施加一定預(yù)壓力，待A、B塊的C型槽拼裝對位后，在兩個C型槽中間插入工字鋼。

(3)在B塊上安裝C塊，拼裝時控制兩個C塊之間的間距，以滿足下一步安裝D塊的尺寸要求。

(4)拼裝中板D塊。

(5)在C塊上拼裝E塊，拼裝時控制兩個E塊之間的間距，以滿足下一步安裝F塊的尺寸要求。

(6)拼裝頂板F塊，完成整個斷面的拼裝。

2 C-H-C節(jié)點(diǎn)縮尺模型試驗

2.1 試驗設(shè)計

節(jié)點(diǎn)是裝配結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部位，關(guān)系裝配方案的成功與否，影響裝配后整體結(jié)構(gòu)的承載能力。因此，在整體試驗之前，先對節(jié)點(diǎn)開展縮尺模型試驗研究。按照與整體試驗一致的幾何縮尺比1/10制作節(jié)點(diǎn)縮尺模型，對其開展彎曲試驗，如圖3(a)所示。節(jié)點(diǎn)模型由兩段10 cm×10 cm×30 cm的縮尺混凝土梁裝配而成。構(gòu)件混凝土采用高強(qiáng)砂漿；鋼筋采用鍍鋅鐵絲，其中C型鋼后錨固鋼筋直徑為3 mm、構(gòu)件內(nèi)主筋直徑為2.8 mm、箍筋直徑為2.2 mm；C-H-C接頭采用Q345鋼?？s尺模型鋼筋骨架及C-H-C接頭如圖3(b)所示。為方便比較，同時制作了相同尺寸(10 cm×10 cm×60 cm)的現(xiàn)澆整體梁，開展彎曲試驗。

圖3 縮尺節(jié)點(diǎn)彎曲試驗

2.2 試驗結(jié)果分析及討論

兩種梁的荷載-撓度(跨中)曲線如圖4所示，圖中同時給出了各自的破壞形態(tài)。為了消除初始誤差，在試驗開始前，先預(yù)壓4.00 kN初始荷載。從圖中可以看出：裝配梁的極限荷載為28.00 kN(節(jié)點(diǎn)極限彎矩3 220 N·m)，最終為彎曲破壞，C-H-C錨固鋼筋拉斷；整體梁的極限荷載為31 kN，略大于裝配梁，最終為彎剪破壞；裝配梁荷載撓度曲線線性段斜率小于整體梁線性段斜率，表明裝配梁的抗彎剛度小于整體梁的抗彎剛度。上述試驗現(xiàn)象可通過以下理論解釋：與整體梁相比，裝配梁在彎矩作用下，跨中接縫處會有一定開口量，該開口量是由節(jié)點(diǎn)處梁端轉(zhuǎn)角θ造成的。根據(jù)Euler-Bernoulli梁理論，上述彎曲試驗的跨中撓度δ與荷載F和節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角θ關(guān)系如下：

圖4 兩種縮尺梁的荷載-撓度曲線

式中：E為材料彈性模量；I為梁截面慣性矩；F為集中荷載；L為梁底部支座間距(L=580 mm)；l1為梁頂部荷載間距(l1=120 mm)，如圖3(a)所示。假設(shè)節(jié)點(diǎn)的彎曲剛度為Kθ，在跨中彎矩F(L-l1)/4作用下，節(jié)點(diǎn)梁端轉(zhuǎn)角θ可表示為

(2)

將式(2)代入式(1)，

(3)

顯然，對于整體梁，節(jié)點(diǎn)彎曲剛度Kθ為無窮大，跨中無轉(zhuǎn)角，式(3)右側(cè)第二項為0；對于裝配梁，相同荷載下，其跨中撓度比整體梁跨中撓度大F(L2-Ll1)/(16Kθ)。Kθ為節(jié)點(diǎn)的彎曲剛度，與C-H-C型鋼尺寸、預(yù)埋位置等相關(guān)。

圖4中裝配梁的荷載-撓度曲線近似呈雙線性狀，通過曲線擬合，可求得其第一線性段彈性極限荷載為Fy=22.30 kN，對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)彈性極限彎矩為My=2 564 N·m。該數(shù)值可用于判斷節(jié)點(diǎn)在整體模型中的工作狀態(tài)，即節(jié)點(diǎn)在整體模型中的實際彎矩小于彈性極限彎矩My時，說明節(jié)點(diǎn)工作狀態(tài)良好。

3 整體縮尺模型試驗

3.1 模型制作

為準(zhǔn)確反映車站結(jié)構(gòu)的實際狀況，試驗以裝配地鐵車站的標(biāo)準(zhǔn)斷面為原型，考慮構(gòu)件成型后的裝配效果和實驗室的試驗?zāi)芰?，按照幾何縮尺比為1/10制作縮尺模型，模型基本尺寸及制作過程如圖5所示。

圖5 縮尺模型基本尺寸及制作實景

3.2 試驗裝置

考慮車站結(jié)構(gòu)四周主要受到水和土的分布荷載，且隨著地下水位和施工期四周填土高度的變化，結(jié)構(gòu)四周的分布荷載也在變化，本文采用多點(diǎn)密布集中荷載的方式來近似等效水和土的分布作用，由于各點(diǎn)荷載可調(diào)，可以實現(xiàn)不同荷載工況的模擬。具體加載裝置如圖6(a)所示，即在縮尺模型兩側(cè)和頂、底部等間距對稱布置多個千斤頂，在千斤頂和構(gòu)件接觸面設(shè)置分配梁和一定厚度的橡膠墊，將分布荷載等效為多個集中荷載，中板的附加荷載通過堆放一定厚度的鋼塊來模擬。

圖6 裝配式地鐵車站整體模型加載

3.3 加載方式

試驗采用了分級加載方式，以模擬車站在施工和服役不同階段的荷載狀況。共分11級加載，其中前9級加載過程模擬低水位情況下兩側(cè)逐漸填土工況，第10和11級加載過程模擬高水位加載工況。詳細(xì)加載步驟如下：

(0)構(gòu)件就位后，對底部千斤頂均布加壓，以抵消構(gòu)件自重。

(1)側(cè)墻底部第1對千斤頂對稱加載1.35 kN。

(2)側(cè)墻第2對千斤頂對稱加載至2.10 kN，第1對千斤頂加載到3.20 kN。

(3)側(cè)墻第3對千斤頂加載到2.50 kN，第1、2對千斤頂均增加1.50 kN。

(4)側(cè)墻第4對千斤頂加載到2.00 kN，第1、2、3對千斤頂均增加0.60 kN。

(5)側(cè)墻第1對千斤頂調(diào)整到8.40 kN，第2、3、4對千斤頂分別調(diào)整為6.40 kN、4.40 kN、2.40 kN。

(6)側(cè)墻4對千斤頂分別調(diào)整到9.90 kN、7.90 kN、5.90 kN、3.90 kN。

(7)頂緊頂部兩側(cè)千斤頂，頂部千斤頂對稱加載到4.00 kN。

(8)側(cè)墻千斤頂分別調(diào)整到12.00 kN、10.00 kN、7.00 kN、4.60 kN；頂部千斤頂增到8.00 kN。

(9)中板放置預(yù)壓塊(低水位工況加載完成)。

(10)中板卸載；側(cè)墻千斤頂分別調(diào)整到16.00 kN、14.00 kN、10.60 kN、7.30 kN；底板千斤頂調(diào)整為14.60 kN；頂板中部3個千斤頂維持荷載8.00 kN。

(11)中板放置預(yù)壓塊。加載完成后荷載分布如圖6(b)所示。

3.4 試驗結(jié)果及分析

3.4.1 位移試驗

靜力加載過程中，裝配車站模型頂板、中板、底板位移如圖7(a)所示。從圖可以看出：在初始階段，隨著結(jié)構(gòu)側(cè)向荷載的增加，底板下?lián)?，在?步撓度增加至0.89 mm，之后隨著頂部施加壓力，底部壓力增大，底板呈現(xiàn)上拱，最大撓度為1.32 mm；中板由于結(jié)構(gòu)兩側(cè)梯形荷載的作用呈向上彎曲狀，最大上拱位移為0.71 mm；頂板在初始階段也呈上拱狀，第6步之后，隨著頂部荷載增加，頂板開始下?lián)?，最大下?lián)衔灰茷?.13 mm。整個加載過程中，結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出良好的整體性。在服役工況高、低水位作用下，結(jié)構(gòu)試驗位移與理論計算結(jié)果相近；高水位工況下，底板、中板、頂板跨中撓度計算結(jié)果分別為1.26 mm、0.69 mm、0.92 mm，如圖7(b)所示，表明該裝配方案能滿足設(shè)計要求。

圖7 裝配式地鐵車站位移試驗和計算結(jié)果

3.4.2 節(jié)點(diǎn)試驗

不同荷載工況下，側(cè)墻節(jié)點(diǎn)應(yīng)變?nèi)鐖D8(a)所示。可以看出：第6步是節(jié)點(diǎn)彎曲方向改變的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，前6步隨著側(cè)墻荷載的增加，節(jié)點(diǎn)向內(nèi)側(cè)彎曲(內(nèi)側(cè)受拉)，應(yīng)變逐漸增加，第6步之后，隨著頂部荷載的施加，節(jié)點(diǎn)應(yīng)變減小，在第9步低水位工況中板放置預(yù)壓塊之前，應(yīng)變達(dá)到最小值；之后，節(jié)點(diǎn)向外側(cè)彎曲(內(nèi)側(cè)受壓)，節(jié)點(diǎn)應(yīng)變在高水位工況達(dá)到最大值。高水位工況下，側(cè)墻節(jié)點(diǎn)混凝土應(yīng)變分布如圖8(b)所示，理論計算結(jié)果與試驗結(jié)果相近。根據(jù)壓彎構(gòu)件彎矩M和拉壓兩側(cè)應(yīng)變(εt和εc)之間關(guān)系：M=(εt-εc)EI/h，該節(jié)點(diǎn)兩側(cè)應(yīng)變測試點(diǎn)處的截面彎矩可分別計算為2 804 N·m和716 N·m。通過線性公式，節(jié)點(diǎn)彎矩計算為1 760 N·m，小于C-H-C節(jié)點(diǎn)的彈性極限彎矩2 564 N·m，表明節(jié)點(diǎn)工作狀態(tài)良好，試驗結(jié)果與理論計算結(jié)果相符。

圖8 裝配式地鐵車站節(jié)點(diǎn)應(yīng)變試驗和計算結(jié)果

4 結(jié)論

本文通過縮尺模型試驗證明了深圳市城市軌道交通3號線四期坪西站裝配建造方案可行，同時靜力承載試驗表明：在設(shè)計荷載作用下裝配結(jié)構(gòu)整體性能良好，試驗與設(shè)計計算結(jié)果一致，該裝配方案滿足設(shè)計要求。