李愛(ài)東 黃真鋒 宋帛洋 李孝忠 張晨明 楊 勵(lì) 張素梅

深圳黃木崗地下綜合交通樞紐中型鋼混凝土斜柱結(jié)構(gòu)力學(xué)性能研究*

李愛(ài)東1黃真鋒2,3宋帛洋2,3李孝忠2,3張晨明1楊 勵(lì)1張素梅2,3

(1. 中國(guó)鐵路設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司，天津 300308；2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)(深圳)土木與環(huán)境工程學(xué)院，廣東深圳 518055；3. 廣東省土木工程智能韌性結(jié)構(gòu)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東深圳 518055)

深圳黃木崗綜合交通樞紐地下結(jié)構(gòu)采用大直徑型鋼混凝土斜柱體系，在滿足使用要求的同時(shí)顯著提升了地鐵站的建筑美感及換乘舒適度。該斜柱豎向傾斜布置，豎向夾角最大為13°且斜柱位于橫縱梁節(jié)點(diǎn)外側(cè)并僅與結(jié)構(gòu)橫梁相連。為明確型鋼混凝土斜柱力學(xué)性能，設(shè)計(jì)并制作了縮尺比為1:8的型鋼混凝土斜柱模型試件，并對(duì)其進(jìn)行了靜力試驗(yàn)研究，獲得了斜柱在軸力、剪力和彎矩共同作用下的破壞過(guò)程及力學(xué)響應(yīng)。采用ABAQUS有限元軟件對(duì)斜柱力學(xué)性能進(jìn)行了數(shù)值分析。試驗(yàn)和數(shù)值分析結(jié)果表明：橫梁及腋梁可在兩個(gè)方向上有效約束型鋼混凝土斜柱側(cè)向變形，斜柱承載力可達(dá)設(shè)計(jì)荷載的1.62倍，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)安全可靠；荷載達(dá)到試件承載力時(shí)，梁柱節(jié)點(diǎn)平面內(nèi)及平面外水平位移分別為斜柱長(zhǎng)度的1/3 046和1/3 236；斜柱上柱段中部及底部發(fā)生壓潰破壞，鋼筋壓屈，腋梁側(cè)面出現(xiàn)少量斜裂縫。

型鋼混凝土；斜柱；梁支撐；力學(xué)性能；靜力試驗(yàn)

0 引 言

“十四五”期間，我國(guó)地下軌道交通迅猛發(fā)展，交通運(yùn)營(yíng)里程及客運(yùn)量已連續(xù)多年高居全球首位[1-2]。2022年，我國(guó)地鐵運(yùn)營(yíng)里程總計(jì)為9 691 km，客流量也已高達(dá)257億人次[3-4]。隨著地鐵網(wǎng)絡(luò)的日漸密集，以多線地鐵換乘車站為基礎(chǔ)的城市綜合交通樞紐的設(shè)計(jì)與建設(shè)也快速增多。除交通運(yùn)輸方面的需求外，綜合交通樞紐還逐漸承擔(dān)串聯(lián)城市地塊、打造公共空間等城市功能[5-9]，因而環(huán)境和舒適度需求也相應(yīng)提高，結(jié)構(gòu)形式更為復(fù)雜。型鋼混凝土柱具有承載力高、塑性變形能力好、防腐性能優(yōu)異等優(yōu)點(diǎn)，在地上重載和大跨結(jié)構(gòu)中已取得廣泛應(yīng)用。近年來(lái)，型鋼混凝土柱在地下結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用也日益增多，如深圳崗廈北站[10]及小梅沙站[11]等，取得了良好的社會(huì)和經(jīng)濟(jì)效益。

深圳市黃木崗綜合交通樞紐為3條地鐵線路的換乘站，如圖1所示。該樞紐沿24號(hào)線方向設(shè)置了高度為38.4 m的中庭，并采用大直徑型鋼混凝土斜柱體系，在滿足交通運(yùn)輸需求的同時(shí)也有效提高了地鐵站換乘舒適度。型鋼混凝土斜柱直徑為1 400～1 800 mm，與豎向夾角為1.3°～13.0°；斜柱位于橫縱梁節(jié)點(diǎn)外側(cè)并僅與結(jié)構(gòu)橫梁相連，橫梁對(duì)斜柱提供軸線方向支撐，縱梁與柱不直接相連，對(duì)斜柱在縱向的約束較弱。隨著斜柱傾斜角度增加，構(gòu)件豎向承載能力與初始剛度降低[12-13]。同時(shí)，設(shè)置支撐構(gòu)件的承載力隨支承剛度減小而降低[14-17]。

圖1 深圳黃木崗綜合交通樞紐

為明確黃木崗地下綜合交通樞紐中型鋼混凝土斜柱的力學(xué)性能，以實(shí)際結(jié)構(gòu)為原型，設(shè)計(jì)并制作了1/8縮尺靜力試驗(yàn)?zāi)Ｐ停ㄟ^(guò)試驗(yàn)研究了斜柱的受力性能和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的可靠性，為組合結(jié)構(gòu)在地下復(fù)雜結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用提供參考。

1 工程概況

深圳黃木崗綜合交通樞紐位于華強(qiáng)北路、華福路、筍崗西路和泥崗西路交叉口，是地鐵7號(hào)、14號(hào)和24號(hào)線的換乘站與地面交通的接駁樞紐，建筑面積約1.9×105m2，東西長(zhǎng)1 500 m，南北長(zhǎng)1 100 m。為打造城市慢行系統(tǒng)及地下公共街區(qū)，沿地鐵24號(hào)線方向設(shè)置了高度為38.4 m的地下中庭（圖2），并在地下結(jié)構(gòu)中采用大直徑型鋼混凝土斜柱體系，建筑形式美觀獨(dú)特。

圖2 黃木崗樞紐中庭

圖3 斜柱結(jié)構(gòu)

2 試驗(yàn)概況

2.1 原型結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化

圖4 結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化

2.2 試件設(shè)計(jì)

為準(zhǔn)確控制邊界條件并方便加載，將原型結(jié)構(gòu)底部不移動(dòng)彈簧鉸支座調(diào)整為固定支座。以原結(jié)構(gòu)對(duì)橫梁–縱梁節(jié)點(diǎn)及腋梁–縱梁節(jié)點(diǎn)的豎向支承剛度等效為原則，在縱梁遠(yuǎn)柱側(cè)設(shè)置鋼筋混凝土樓板，最終確定的試驗(yàn)試件結(jié)構(gòu)如圖5所示。

圖5 試驗(yàn)試件結(jié)構(gòu)

按縮尺比例1︰8設(shè)計(jì)制作了型鋼混凝土斜柱試件，構(gòu)造見(jiàn)圖6，試件高度為2 795 mm，長(zhǎng)度為2 900 mm，寬度為1 000 mm。型鋼混凝土斜柱豎向傾斜角度為10.655°，直徑為200 mm，高度為2 035 mm；型鋼混凝土橫梁長(zhǎng)度為58 mm，截面尺寸為185 mm×135 mm；鋼筋混凝土腋梁長(zhǎng)度為265 mm，截面尺寸為185 mm× 85 mm。上述三類構(gòu)件的截面形式及尺寸見(jiàn)圖7，材料強(qiáng)度見(jiàn)表1。型鋼混凝土橫梁一端與斜柱相連，另一端與遠(yuǎn)端結(jié)構(gòu)柱相連，鋼筋混凝土腋梁兩端分別與斜柱及縱梁相連?？v梁遠(yuǎn)柱側(cè)鋼筋混凝土樓板的長(zhǎng)度、寬度及厚度分別為900，1 000，195 mm。

2.3 試件加工制作及材料性能

試件加工步驟如下：1）進(jìn)行型鋼混凝土骨架的型鋼下料，組裝并焊接型鋼混凝土骨架；2）綁扎型鋼混凝土斜柱鋼筋籠，利用PVC管制作斜柱模板并固定，之后采用少量多次、邊澆邊振搗的方式澆筑混凝土以保證澆筑質(zhì)量；3）待斜柱混凝土養(yǎng)護(hù)7 d后，拆除模板。綁扎試件其余部位的鋼筋籠，制作并固定混凝土模板，之后澆筑混凝土；4）混凝土養(yǎng)護(hù)7 d后拆除模板，試件制作完成。

圖6 試驗(yàn)加工

表1 關(guān)鍵構(gòu)件材料強(qiáng)度等級(jí)

試件所用材料等級(jí)與原型結(jié)構(gòu)一致，鋼材和混凝土的材料性能分別按GB/T 228.1—2021《金屬材料拉伸試驗(yàn)：第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[18]和GB/T 50081—2019《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[19]中的相關(guān)規(guī)定進(jìn)行測(cè)試，結(jié)果分別如表2和表3所示。

表2 鋼材主要力學(xué)性能指標(biāo)

表3 混凝土主要力學(xué)性能指標(biāo)

2.4 加載方案

原型結(jié)構(gòu)整體分析表明，型鋼混凝土斜柱除承受軸力作用外，也承受一定的剪力和彎矩作用。為實(shí)現(xiàn)原型結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，準(zhǔn)確評(píng)估其在壓、彎、剪耦合作用下的力學(xué)性能，本試驗(yàn)采用哈爾濱工業(yè)大學(xué)（深圳）工程結(jié)構(gòu)試驗(yàn)中心的四連桿裝置對(duì)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行加載（圖8）。為實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的固接邊界條件，混凝土頂部支座和底部支座采用錨桿分別與四連桿L形梁和地面固接。調(diào)整四連桿中豎向作動(dòng)器和水平作動(dòng)器的荷載水平以及水平作動(dòng)器的作用點(diǎn)高度，以調(diào)節(jié)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)中各截面的內(nèi)力情況使得試驗(yàn)結(jié)構(gòu)中控制截面I～VI內(nèi)力與原型結(jié)構(gòu)相近。截面I—I～截面VI—VI的位置見(jiàn)圖5：截面I—I和截面II—II為斜柱上段頂部和底部截面，截面III—III和截面IV—IV為斜柱下段頂部和底部截面，截面V—V和截面VI—VI分別為短梁左端和右端的端部截面。原型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)荷載對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)構(gòu)豎向荷載為910 kN，水平荷載為220 kN，水平荷載作用點(diǎn)距柱頂截面為35 mm。此時(shí)，原型結(jié)構(gòu)及試驗(yàn)結(jié)構(gòu)截面I—I～截面VI—VI的內(nèi)力對(duì)比如表4所示?？梢?jiàn)：試驗(yàn)結(jié)構(gòu)內(nèi)力均不低于原型結(jié)構(gòu)，其中，斜柱軸力相差不超過(guò)5%，剪力最大相差380%，彎矩最大相差180%，短梁中軸力相差為200%，剪力及彎矩最大相差分別為70%和280%，對(duì)設(shè)計(jì)荷載均形成包絡(luò)。

試驗(yàn)時(shí)豎向及水平荷載均采用靜力分級(jí)加載，加載制度如圖9所示。每一級(jí)加載時(shí)，首先水平荷載不變，緩慢施加豎向荷載，待豎向荷載穩(wěn)定后，再緩慢施加水平荷載至目標(biāo)值。每加載步中豎向荷載和水平荷載增量均為試件預(yù)估承載力的5%，即豎向荷載增量為9 1kN，水平荷載增量為22 kN。預(yù)加載階段對(duì)試件加載至5%預(yù)估承載力，檢驗(yàn)加載裝置及測(cè)量裝置均正常工作后卸載。正式加載時(shí)保持每級(jí)荷載增量不變，加載至試件破壞，每級(jí)加載步后均持荷2 min，以使試件變形和裂縫充分發(fā)展。

圖7 關(guān)鍵構(gòu)件的截面形式及尺寸 mm

表4 原型結(jié)構(gòu)與試驗(yàn)結(jié)構(gòu)控制截面內(nèi)力對(duì)比

圖8 試驗(yàn)加載裝置

2.5 測(cè)量方案

試驗(yàn)過(guò)程中，利用豎向作動(dòng)器和水平作動(dòng)器內(nèi)置的力傳感器測(cè)量豎向和水平荷載，采用位移計(jì)和應(yīng)變片分別監(jiān)測(cè)試件在荷載作用下的位移和應(yīng)變發(fā)展，設(shè)置VIC-3D非接觸全場(chǎng)應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)區(qū)及腋梁1側(cè)面裂縫及變形發(fā)展。

圖9 加載制度

試驗(yàn)共設(shè)置了24個(gè)位移計(jì)（圖10），其中位移計(jì)1～3測(cè)量混凝土下底座豎向位移，位移計(jì)4、5測(cè)量混凝土下底座的面內(nèi)及面外水平位移，位移計(jì)6、7測(cè)量混凝土上底座豎向位移，位移計(jì)8、9分別測(cè)量混凝土上底座的面內(nèi)及面外水平位移，位移計(jì)10～12測(cè)量混凝土樓蓋左端的水平、豎向和面外位移，位移計(jì)13～18測(cè)量混凝土樓蓋右端的水平、豎向和面外位移，位移計(jì)19～21及位移計(jì)22～24分別測(cè)量斜柱四分點(diǎn)處的面內(nèi)及面外水平位移。

在斜柱上下柱段的端截面、中截面以及橫梁和腋梁的中截面分別設(shè)置了軸向應(yīng)變片（圖11），以觀測(cè)上述關(guān)鍵截面應(yīng)變發(fā)展規(guī)律。為便于分析，將斜柱自底部至頂部設(shè)置應(yīng)變片的截面依次定義為截面1～截面6，各截面應(yīng)變片編號(hào)規(guī)則見(jiàn)圖11。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

加載初期，試件處于彈性受力狀態(tài)，未觀察到明顯變形及肉眼可見(jiàn)的裂縫；豎向及水平荷載增加至0.67u（u為試件的豎向峰值承載力，u=1 911 kN）時(shí)，VIC-3D測(cè)量系統(tǒng)中監(jiān)測(cè)到腋梁1側(cè)面出現(xiàn)斜裂縫（圖12（a））；繼續(xù)增大豎向及水平荷載至0.76u，腋梁2側(cè)面的Y7號(hào)應(yīng)變片讀值驟增，同時(shí)腋梁2側(cè)面產(chǎn)生斜裂縫，腋梁1側(cè)面斜裂縫緩慢發(fā)展；豎向及水平荷載增加至0.86u時(shí)，兩側(cè)腋梁側(cè)面裂縫的長(zhǎng)度和寬度緩慢增大，同時(shí)上段柱頂端截面6-4號(hào)應(yīng)變片附近出現(xiàn)受拉水平裂縫，6-2號(hào)應(yīng)變片附近輕微壓碎；繼續(xù)施加豎向及水平荷載至0.95u時(shí)，4-2號(hào)和3-2號(hào)應(yīng)變片附近出現(xiàn)受拉水平裂縫；豎向及水平荷載增大至u時(shí)，上段柱4-2號(hào)和6-4號(hào)應(yīng)變片受拉水平裂縫進(jìn)一步發(fā)展（圖12（b）），4-4號(hào)和6-2號(hào)應(yīng)變片附近明顯壓潰；繼續(xù)加載，荷載開(kāi)始下降，斜柱上柱段中部及底部的混凝土壓潰區(qū)域逐漸增大，受拉區(qū)水平裂縫也逐漸加寬。試驗(yàn)加載期間，下段柱除3-2號(hào)應(yīng)變片附近處開(kāi)裂外無(wú)其他明顯現(xiàn)象；腋梁1和2的側(cè)面均出現(xiàn)少量斜裂縫，但斜裂縫并未沿梁高貫穿；橫梁無(wú)明顯裂縫。試驗(yàn)結(jié)束后，去除試件壓潰混凝土，上柱段底部鋼筋壓屈，試件最終破壞模式見(jiàn)圖12（c）。

圖10 位移計(jì)測(cè)點(diǎn)布置

圖11 應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)布置

圖12 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

3.2 荷載–位移曲線

試件頂部支座面內(nèi)的豎向和水平位移如圖13所示。其中，和分別代表豎向和水平荷載；代表試件位移，其下角標(biāo)數(shù)字代表位移測(cè)點(diǎn)編號(hào)，如6代表考慮虛位移修正后的6號(hào)測(cè)點(diǎn)位移。為便于后續(xù)討論，規(guī)定向右及向紙面方向的水平位移為正，向下的豎向位移也為正。試件混凝土頂部支座共設(shè)置兩個(gè)豎向位移計(jì)測(cè)點(diǎn)，（6+7）/2為試件頂部豎向位移的平均值。當(dāng)荷載水平低于14%試件峰值承載力時(shí)，試件豎向變形發(fā)展緩慢而水平變形增長(zhǎng)較快；隨著荷載進(jìn)一步增加，試件豎向變形基本呈線性發(fā)展而水平荷載增長(zhǎng)速度逐漸減緩；荷載達(dá)到峰值承載力時(shí)，試件發(fā)生破壞，此時(shí)豎向變形和水平變形分別為4.10 mm和14.96 mm。

圖14給出了沿斜柱高度方向布置的10個(gè)位移計(jì)測(cè)得的斜柱平面內(nèi)和平面外的水平位移，各測(cè)點(diǎn)均已去除試件混凝土底部支座的平面內(nèi)及平面外變形。隨著荷載增加，試件各測(cè)點(diǎn)平面內(nèi)水平位移逐漸增加，且從試件頂部至底部，水平位移逐漸減小（圖4（a））。試件平面內(nèi)水平位移集中于上柱段。試件頂部平面外水平位移明顯小于其平面內(nèi)水平位移（圖4（b）），柱中梁柱節(jié)點(diǎn)的平面內(nèi)水平位移（20號(hào)測(cè)點(diǎn)）及平面外水平位移（23號(hào)測(cè)點(diǎn)）均較小。峰值荷載時(shí)，頂部（8號(hào)測(cè)點(diǎn)）相對(duì)于梁柱節(jié)點(diǎn)處（20號(hào)測(cè)點(diǎn)）水平位移為14.24 mm，試件達(dá)到承載力時(shí)，梁柱節(jié)點(diǎn)的平面內(nèi)、外位移分別為0.68 ，0.64 mm，分別為斜柱長(zhǎng)度的1/3 046和1/3 236。梁柱節(jié)點(diǎn)相對(duì)于試件底部的面內(nèi)位移僅為0.68 mm和0.64 mm。由上可知，橫梁和腋梁的設(shè)置對(duì)斜柱具有較好的雙向約束作用，可以有效限制其在水平面內(nèi)的變形。

圖13 混凝土頂部支座面內(nèi)位移

圖14 斜柱沿柱高水平位移

為探究斜柱受載過(guò)程中支撐短梁的力學(xué)響應(yīng)，圖15（a）給出了腋梁1和腋梁2與縱梁連接端的各方向位移發(fā)展規(guī)律。可見(jiàn)：兩根腋梁與縱梁連接端平面內(nèi)水平位移（13號(hào)和16號(hào)測(cè)點(diǎn)）以及平面外水平位移（14號(hào)和17號(hào)測(cè)點(diǎn)）發(fā)展規(guī)律基本一致；短梁與縱梁連接端平面內(nèi)水平位移明顯大于其平面外水平位移，峰值荷載時(shí)，平面內(nèi)水平位移平均值為1.32 mm，而平面外水平位移平均值僅為0.70 mm。

圖15 短梁變形

將20號(hào)和23號(hào)測(cè)點(diǎn)測(cè)得的短梁與柱連接端水平位移除以短梁與縱梁連接端水平位移，可分別得到短梁沿軸線方向及梁寬度方向的變形發(fā)展規(guī)律（圖15（b）、（c））：軸向位移以伸長(zhǎng)為正，短梁沿寬度方向的位移以逆時(shí)針為正；在荷載作用下，短梁軸向及寬度方向的變形均較?。缓奢d達(dá)到u時(shí)，短梁沿軸向變形不超過(guò)–0.94 mm且沿寬度方向的變形也未超過(guò)0.56 mm。上述分析表明，與斜柱相連的橫梁及腋梁具備較大的軸向剛度和剪切剛度，對(duì)斜柱的約束作用較強(qiáng)，可有效限制斜柱的水平變形。

3.3 荷載–應(yīng)變曲線

型鋼混凝土斜柱不同截面在不同受力階段的縱向應(yīng)變分布如圖16所示，橫坐標(biāo)100 mm處為截面形心位置，該處應(yīng)變?nèi)「鹘孛?號(hào)應(yīng)變片和3號(hào)應(yīng)變片的平均值。在壓彎剪荷載作用下，斜柱發(fā)生平面內(nèi)彎曲變形；荷載達(dá)到0.67u前，斜柱各中截面縱向變形均近似呈平截面，且各荷載步間的應(yīng)變差基本接近，說(shuō)明試件此時(shí)基本處于彈性階段；荷載增加至0.67u～0.86u時(shí)，各荷載步間的應(yīng)變差逐漸增大，表明斜柱塑性開(kāi)始發(fā)展；荷載超過(guò)0.86u后，6—6截面縱向應(yīng)變沿截面高度的分布與平截面假定有一定偏差，這是由于在峰值荷載前，試件腹板受壓邊緣附近混凝土逐漸壓潰。

圖16 斜柱各截面縱向應(yīng)變分布

腋梁1和腋梁2上表面的縱向應(yīng)變分布如圖17所示可知：兩根腋梁上表面縱向應(yīng)變分布近似對(duì)稱，這表明節(jié)點(diǎn)區(qū)沒(méi)有明顯的面外變形；荷載達(dá)到0.19u前，腋梁上表面的縱向應(yīng)變較小，腋梁處于彈性狀態(tài)；繼續(xù)加載，腋梁上表面外側(cè)的應(yīng)變迅速增大，荷載達(dá)到0.57u時(shí)，外側(cè)縱向應(yīng)變超過(guò)了10–3，同時(shí)腋梁上表面外側(cè)產(chǎn)生裂縫；繼續(xù)加載，外側(cè)應(yīng)變片失效，而腋梁內(nèi)側(cè)和中間的應(yīng)變?nèi)暂^慢發(fā)展，腋梁處于帶裂縫工作的狀態(tài)。

圖17 斜梁上表面縱向應(yīng)變分布

腋梁2下表面和側(cè)面的縱向應(yīng)變分布如圖18所示。可知：除面內(nèi)彎矩外，腋梁2也承受面外彎矩；在面內(nèi)彎矩的作用下，腋梁2下表面處于受壓狀態(tài)，但由于面外彎矩的影響，腋梁2下表面外側(cè)的壓應(yīng)變小，內(nèi)側(cè)的壓應(yīng)變大；腋梁2上表面處于受拉狀態(tài)，由于面外彎矩的影響，同樣梁上表面的外側(cè)拉應(yīng)變大，內(nèi)側(cè)拉應(yīng)變?。灰噶?側(cè)面處于受拉狀態(tài)。但由于面內(nèi)彎矩的影響，腋梁2側(cè)面上部拉應(yīng)變大，下部拉應(yīng)變小。

圖18 腋梁下表面及側(cè)面縱向應(yīng)變分布

由于橫梁尺寸原因，僅能在其下部布置一個(gè)應(yīng)變片。圖19給出了橫梁的豎向荷載–縱向應(yīng)變關(guān)系曲線，可知，橫梁下側(cè)處于受壓狀態(tài)。

圖19 橫梁縱向應(yīng)變發(fā)展

4 有限元分析

4.1 有限元建模及驗(yàn)證

以試件尺寸及材料性能實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，采用ABAQUS有限元軟件建立試驗(yàn)試件結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的三維實(shí)體有限元模型（圖5）。鋼材采用基于von Mises屈服準(zhǔn)則的彈塑性模型，應(yīng)力–應(yīng)變關(guān)系為雙折線模型，包括彈性段和強(qiáng)化段，鋼材強(qiáng)化段模量為彈性模量的1/100?；炷吝x用混凝土塑性損傷模型，型鋼混凝土及鋼筋混凝土構(gòu)件中混凝土受到的約束作用較弱，因此，混凝土采用GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]推薦的無(wú)約束混凝土應(yīng)力–應(yīng)變關(guān)系，膨脹角為36°，流動(dòng)勢(shì)偏心率為0.1，雙軸加載下的抗壓強(qiáng)度與單軸抗壓強(qiáng)度之比為1.16，受拉、壓子午線偏量第二應(yīng)力不變量的比值取為0.667，黏滯阻尼系數(shù)取為0.000 1?；炷敛捎?節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分實(shí)體單元（C3D8R），型鋼采用4節(jié)點(diǎn)四邊形線性縮減積分殼單元（S4R），鋼筋采用2節(jié)點(diǎn)線性三維桁架單元（T3D2）。試驗(yàn)試件中型鋼混凝土斜柱混凝土與其余部分混凝土分開(kāi)澆筑，并對(duì)混凝土界面進(jìn)行鑿毛處理，使其連接可靠，并采用綁定（Tie）約束；型鋼與鋼筋均埋入（Embedded）混凝土中；L形梁與試件頂部支座在試驗(yàn)中采用錨栓連接，兩者界面采用綁定（Tie）約束。限制試件底部支座的平動(dòng)及轉(zhuǎn)動(dòng)共6個(gè)自由度，以模擬試驗(yàn)試件底部固接邊界條件。在L形梁頂面及右端側(cè)面設(shè)置兩個(gè)參考點(diǎn)并分別與其耦合，釋放上述兩個(gè)參考點(diǎn)的豎向及面內(nèi)水平自由度，約束其余自由度。利用上述兩個(gè)參考點(diǎn)分別對(duì)模型施加豎向及水平荷載。

將有限元模型計(jì)算的水平荷載–試件頂部水平位移曲線和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖20所示。型鋼混凝土斜柱有限元模型計(jì)算的頂點(diǎn)平面內(nèi)及平面外水平位移與試驗(yàn)結(jié)果均吻合良好，兩者剛度基本一致，承載力相差13.0%，這說(shuō)明采用本文建模方法建立的有限元模型可以偏于安全地預(yù)測(cè)型鋼混凝土斜柱的力學(xué)性能。

圖20 有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

4.2 原型結(jié)構(gòu)復(fù)核

試驗(yàn)選取原型結(jié)構(gòu)負(fù)三層及負(fù)二層型鋼混凝土斜柱及梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行研究（圖4），同時(shí)將負(fù)四層樓蓋及底層柱對(duì)負(fù)三層斜柱底部節(jié)點(diǎn)的約束作用簡(jiǎn)化為固接邊界以便于施加邊界條件（圖5），這與實(shí)際結(jié)構(gòu)存在一定區(qū)別。為檢驗(yàn)原型結(jié)構(gòu)的可靠性，利用上文中建立的有限元模型展開(kāi)進(jìn)一步分析。

首先研究將結(jié)構(gòu)底部不移動(dòng)彈簧鉸支座簡(jiǎn)化為固接邊界的影響（圖4（c）），考慮原型結(jié)構(gòu)縮尺比，可確定試驗(yàn)結(jié)構(gòu)底部彈簧鉸支座的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度為86 MN·m/rad。建立相應(yīng)的有限元模型并進(jìn)行計(jì)算，與兩端固接的有限元模型相比，頂端固接而底端轉(zhuǎn)動(dòng)約束的有限元模型承載力僅降低4.3%，兩個(gè)有限元模型的剛度基本一致，表明該工程中負(fù)四層斜柱及樓板對(duì)負(fù)三層梁柱節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)約束作用較強(qiáng)，可以等效為固接邊界。

試驗(yàn)結(jié)構(gòu)選取了原型結(jié)構(gòu)中負(fù)三層梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行研究，為明確原型結(jié)構(gòu)中連續(xù)兩個(gè)不與縱梁連接的梁柱節(jié)點(diǎn)對(duì)斜柱力學(xué)性能的影響，進(jìn)一步建立了圖4（b）所示結(jié)構(gòu)所對(duì)應(yīng)的有限元分析模型。其中，模型頂部及底部均為固接邊界。圖21給出了其水平荷載–水平位移曲線（d為結(jié)構(gòu)達(dá)到設(shè)計(jì)荷載時(shí)對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)頂部水平荷載）。為便于說(shuō)明梁柱節(jié)點(diǎn)數(shù)量增多對(duì)斜柱力學(xué)性能的影響，同時(shí)給出了試驗(yàn)結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的有限元模型分析結(jié)果。相比于試驗(yàn)結(jié)構(gòu)，原型結(jié)構(gòu)承載力降低11.1%，但仍可達(dá)設(shè)計(jì)荷載的1.62倍，表明型鋼混凝土斜柱力學(xué)性能優(yōu)異，結(jié)構(gòu)安全可靠。

圖21 原型結(jié)構(gòu)有限元模型結(jié)果

5 結(jié)束語(yǔ)

1）在型鋼混凝土斜柱上設(shè)置的橫梁及腋梁可在兩個(gè)方向上對(duì)斜柱起側(cè)向支撐作用。黃木崗地鐵綜合交通樞紐中型鋼混凝土斜柱設(shè)置的梁支撐可保證斜柱承載力達(dá)到設(shè)計(jì)荷載的1.62倍。

2）在壓、彎、剪耦合作用下，型鋼混凝土斜柱發(fā)生平面內(nèi)彎曲變形，各截面應(yīng)變呈平截面分布。試件達(dá)到承載力時(shí)，梁柱節(jié)點(diǎn)平面內(nèi)及平面外的水平位移分別為斜柱長(zhǎng)度的1/3 046和1/3 236。

3）型鋼混凝土斜柱試件達(dá)到承載力時(shí)，在上柱段中部及底部發(fā)生壓潰破壞，腋梁側(cè)面出現(xiàn)少量斜裂縫，橫梁無(wú)明顯裂縫。

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Mechanical Properties of Inclined Steel-Reinforced Concrete Column Structure of Shenzhen Huangmugang Comprehensive Transportation Hub

LI Aidong1HUANG Zhenfeng2, 3SONG Boyang2, 3LI Xiaozhong2, 3ZHANG Chenming1YANG Li1ZHANG Sumei2, 3

(1. China Railway Design Corporation, Tianjin 300308, China; 2. School of Civil and Environmental Engineering, Harbin Institute of Technology (Shenzhen), Shenzhen 518055, China; 3. Guangdong Provincial Key Laboratory of Intelligent and Resilient Structures for Civil Engineering, Shenzhen 518055, China)

A large-diameter inclined steel-reinforced concrete (SRC) column system is utilized in the underground structure of the Shenzhen Huangmugang comprehensive transportation hub, enhancing both the architectural aesthetics and the transferring comfort while meeting operational requirements. The SRC columns are vertically inclined and have a maximum inclination angle of 13°, and the columns connected to the horizontal beams in the structure, are located outside the beam-beam joints. To investigate the mechanical Properties of the inclined columns, a specimen on a scale of 1/8 was designed and fabricated, and the failure process and response of the column were determined by static test in combination with axial load, shear force, and bending moment. ABAQUS software was employed to further determine the mechanical properties of the inclined SRC column. The results revealed that the horizontal beams and corbels could effectively restrain the lateral deformation of the inclined columns in both directions. The bearing capacity of the inclined columns was 1.62 times the design load, indicating the design was safe and reliable. When the load reached its peak, the in-plane and out-plane lateral displacement was 1/3 046 and 1/3 236 of the length of the inclined column. The concrete in the middle and bottom zone of the upper column region was crushed significantly and the longitudinal steel bar also buckled, and few cracks were observed at the side surface of the corbels.

steel-reinforced concrete; inclined column; supporting beam; mechanical properties; static test

李愛(ài)東, 黃真鋒, 宋帛洋, 等. 深圳黃木崗地下綜合交通樞紐中型鋼混凝土斜柱結(jié)構(gòu)力學(xué)性能研究[J]. 工業(yè)建筑, 2024, 54(1): 86-95. LI A D, HUANG ZF SONG BY, et al. Mechanical Properties of Inclined Steel-Reinforced Concrete Column Structure of Shenzhen Huangmugang Comprehensive Transportation Hub[J]. Industrial Construction, 2024, 54(1): 86-95 (in Chinese).

10.3724/j.gyjzG23092513

*大型地下城軌樞紐新型建筑空間與特種結(jié)構(gòu)研究（2021CJ0101）。

李愛(ài)東，正高級(jí)工程師，深圳市勘察設(shè)計(jì)大師，主要從事地下結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與施工研究工作，1920166851@qq.com。

張素梅，主要從事鋼結(jié)構(gòu)和組合結(jié)構(gòu)的研究工作，smzhang@hit.edu.cn。

2023-09-25