某鐵路站房大跨樓蓋結構分析設計

尹衛軍，余華彬，張志剛

（中信建筑設計研究總院有限公司，武漢 430014）

1 工程概況

某鐵路站房平面呈長方形，長178 m，寬42 m，最大高度27.60 m，主要部分2 層。柱網為9 m×9 m、15 m×24 m 和24 m×24 m。主要功能為候車廳，售票廳和辦公室。圖1 為站房效果圖。

圖1 某鐵路站房效果圖

抗震設防烈度為7 度，設計基本地震加速度0.10g，設計地震分組為第二組。站房結構安全等級為二級，抗震設防分類為丙類，結構形式采用鋼筋混凝土框架結構+鋼網架屋面，框架的抗震等級為三級，大跨框架抗震等級為二級。

二層候車廳中間部分雙向柱距均為24 m。圖2 為候車廳部分結構三維圖。此大跨鋼筋混凝土結構是本工程設計的重難點，本文主要討論此雙向24 m 跨樓蓋結構設計。

圖2 候車廳結構三維圖

2 大跨度樓蓋的結構方案分析

2.1 結構布置與控制條件

按照柱網布置，第2 層樓蓋中的大跨度部分結構可以采用圖3 所示的2 種方案。

圖3 大跨樓蓋結構布置方案

方案一以橫向框架梁受力為主（橫向與站房短邊平行），次梁采用井字梁結構形式。按照與建筑專業協商的結構構件控制尺寸，框架柱截面1.4 m×1.4 m；因為建筑專業對層高和凈空高度的要求，橫向梁高超過1.6 m時梁內需留孔布置風管，且梁高不應超過1.8 m，橫向主要受力框架梁的高度采用許可的最大高度，截面取1.3 m×1.8 m；井字梁雙向截面分別為0.40 m×1.2 m、0.45 m×1.4 m；樓板厚度130 mm。

方案二以縱向框架梁受力為主（縱向與站房長邊平行），采用單向次梁結構，框架柱截面1.4 m×1.4 m，縱向框架梁截面1.0 m×2.0 m，24 m 跨次梁截面0.6 m×1.6 m，樓板厚度140 mm。

候車廳樓板裝修面層及吊頂荷載取3.3 kN/m2，活荷載取4.0 kN/m2，結構自重由程序自動計算。混凝土C40，普通鋼筋HRB400，預應力鋼絞線抗拉強度fptk=1860 N/mm2。

擱置次梁的預應力框架主梁因其重要性，將裂縫控制等級確定為二級，即一般要求不出現裂縫的構件。

按照非預應力梁對2 個結構方案進行計算分析，采用PKPM2010 系列PREC 和SATWE 程序進行結構計算分析，采用Midas Gen 2015 程序校核。

2.2 結構布置方案一

方案一將24 m 跨度的橫向主要受力框架梁和縱向框架梁設計為預應力梁，井字梁采用普通鋼筋混凝土結構，井字梁中可以不布置預應力筋，降低工程施工難度。此方案可否采用取決于橫向主要受力框架梁的受荷能力。

主要受力框架梁跨度24 m，截面1.3 m×1.8 m。從SATWE計算文件中查出該框架梁的非地震標準組合的跨中彎矩值Mk=13 227 kN·m，主要考察主梁中部底邊裂縫驗算能否滿足二級裂縫控制要求，預應力對梁的影響在方案選型階段近似忽略次彎矩，以主彎矩代替綜合彎矩。

參考JGJ 3—2010《高層建筑混凝土結構技術規程》第6.3.3 條，梁端最大配筋率不應超過2.75%[1]，主梁1 300 mm×1 800 mm 梁底可配置：2.75%bho=60 775 mm2的HRB400 普通鋼筋底筋（b 為截面寬度；h0為截面有效高度）；

GB 50011—2010《建筑抗震設計規范》（2016 年版）附錄C第C.0.7 條，規定了預應力筋和非預應力筋的混合配筋方式，且二者的強度比不宜大于0.75[2]。

將梁底筋不超過75%普通鋼筋按等設計強度換算為預應力筋，布置8-10φS15.2（Ap=11 120 mm2）預應力鋼絞線。

考慮現澆板作為梁翼緣的梁截面參數如圖4 所示。

圖4 方案一主梁參數

預應力控制應力σcon取0.75 fptk，預應力損失按照0.3σcon估算：

框架梁上有效預壓力Npe=0.7×0.75fptk×Ap=10 858 kN；

預應力主彎矩Mpe=Npe×e=7242 kN·m；

計算梁底的應力：

C40 混凝土抗拉強度ftk=2.39 N/mm2，σck>ftk。

考察的框架主梁不能達到二級裂縫的控制標準[3]，需要增大梁截面面積。對比柱寬1.4 m 和柱內鋼筋的布置空間，梁寬1.3 m 已經是適宜的最大梁寬。如前述，梁高1.8 m 是許可的最大梁高。因此，方案一主要受力的主梁截面受限，抗裂不能滿足要求。

2.3 結構布置方案二

方案二中，24 m 跨次梁擱置在縱向24 m 跨框架主梁上，縱向框架梁成為主要受力構件。由于縱向梁下不走管道，梁高對候車廳凈空高度影響較小，梁高可以取結構需要的高度，縱向主要受力框架梁截面取1.0 m×2.0 m，梁的抗裂較容易滿足二級裂縫控制要求。橫向24 m 跨次梁的梁高取1.6 m，可以避免橫向大跨梁內留孔的復雜設計和施工。設計擬采用方案二實施。

但此結構方案，24 m 跨次梁擱置在縱向框架主梁上，次梁梁端的彎矩對主梁形成扭矩，大跨次梁撓度較大，在主梁上會產生很大的扭矩。在主要受力的縱向框架梁滿足受彎承載力、裂縫控制要求后，分析和處理次梁對主梁形成的扭矩，就成為此方案設計中的關鍵。若主梁抗扭不滿足，結構就存在極大的安全隱患。后文對此主梁進一步分析。

3 主梁不滿足截面條件

一般現澆鋼筋混凝土結構整體計算時，若采用剛性樓板假定，可以考慮樓板對梁抗扭的作用而對梁的扭矩進行折減，一般折減系數取為0.4～1.0。

本工程縱向框架主梁截面1.0 m×2.0 m 較大，其抗扭剛度也較大，矩形截面受扭塑性抵抗矩為Wt1=0.83×109mm3，考慮樓板作為翼緣后其T 形截面（板厚140 mm，翼緣每邊寬度6×140 mm=840 mm）受扭塑性抵抗矩為Wt2=0.853×109mm3，則Wt1/Wt2=0.973。因此，現澆樓板對主梁的扭轉約束較小，本工程從偏安全的角度將縱向框架主梁的扭矩折減系數取為1.0，即不對框架主梁的扭矩作折減。

按方案二的結構布置進行計算，主梁在⑧軸支座位置的非地震基本組合內力為彎矩M=11 565 kN·m，剪力V=3 622 kN，扭矩T=2 357 kN·m。

根據GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》（2015 年版）第6.4.1 條[3]驗算彎剪扭共同作用下的截面條件：

式中，βc為混凝土強度影響系數；fc為混凝土抗壓設計值；Wt為截面抵抗矩。

計算表明，主梁不能滿足截面條件，需要減小主梁的扭矩。

4 設計大跨次梁減小主梁扭矩

4.1 次梁布置預應力減小主梁扭矩

次梁設計除了要滿足自身承載力外，還必須減小因次梁梁端彎矩對主梁形成的扭矩。因次梁撓度和主梁對次梁約束是次梁梁端彎矩產生的原因，所以設計擬在次梁中布置預應力減小次梁撓度。

24 m 跨次梁截面尺寸為0.6 m×1.6 m，設計在次梁中布置曲線形預應力筋，拋物線形預應力筋可以產生等效荷載平衡部分次梁豎向荷載，減少次梁撓度和主梁扭矩。

4.2 控制次梁梁端預壓力彎矩

梁預應力鋼絞線的線形一般采用3 段拋物線首尾相連的形式，為充分發揮預應力作用，常將拋物線矢高做大。如此，則預壓力在梁端形成較大偏心彎矩，在主梁上轉化為扭矩，對主梁受力不利，如圖5 所示。

圖5 預壓力在梁端產生偏心彎矩

本工程設計采用曲線筋和直線筋混合使用的方式，除了布置拋物線筋，還在混凝土梁底布置直線筋，使次梁梁端的預壓力偏心彎矩基本自平衡，減小對主梁形成扭矩，如圖6 所示。

圖6 預壓力在梁端偏心彎矩相互抵消

次梁上布置拋物線筋+直線筋，次梁預應力等效荷載如圖7 所示。梁端等效彎矩計算考慮了不同線形鋼絞線的預應力損失差異。

圖7 次梁預應力等效荷載

為準確計算次梁預應力對結構影響，將次梁的預應力等效荷載考慮分項系數處理后，作為恒載直接輸入電算程序。

4.3 主梁驗算滿足截面條件

增加次梁預應力等效荷載的結構計算，主梁扭矩折減系數仍取1.0[4]。主梁在⑧軸支座位置的非地震基本組合內力變為M=11 097 kN·m，V=3 556 kN，T=1 359 kN·m，主梁梁端扭矩明顯減小。

再次驗算主梁的截面條件：

主梁在不考慮地震作用的組合下滿足截面條件，程序計算的結果也顯示該梁在其他荷載組合下均不再出現超筋信息，能夠滿足截面條件。

初步計算中次梁按配置拋物線鋼絞線20φS15.2 mm 和直線型鋼絞線10φS15.2 mm，次梁設計不僅滿足了自身承載能力要求，還解決了作為次梁支座的框架主梁的受扭問題。

至此，候車廳大跨度樓蓋結構設計中的難點問題得到解決，結構設計時大跨樓蓋按單向次梁方案實施。然后梁、板結構均按相關要求計算和配置其他鋼筋。

5 結語

1）大跨度樓蓋的結構設計需要結合建筑限制條件選擇合適的方案。如本工程采用方案二，在建筑功能許可的位置采用較大梁高，解決結構問題的同時滿足建筑功能要求。

2）本工程對雙向大跨混凝土結構進行分析，大跨次梁設計中運用預應力，預應力等效荷載平衡部分豎向荷載，并控制梁端預壓力彎矩，減少主梁扭矩，在普通鋼筋混凝土結構中不能實現的主梁承托大跨度次梁方案得以實現。

3）在梁截面較大的工程中扭矩折減系數要慎重取值，不能盲目地按通常工程采用，必要時不折減梁扭矩，保證結構安全。

本項目已經竣工并投入使用，運營效果良好。工程做法可供同行參考。