輕軌高架站長懸挑結構受力性能分析與現場測試

張煜

摘要 輕軌高架站中的預應力蓋梁是重要受力構件，其存在雙向長懸挑、承受輕軌動載且承受恒載較大等特點。為優選預應力蓋梁配筋中預應力筋與非預應力筋的比例，采用了基于預應力度的預應力蓋梁設計方法。為研究預應力度的合理取值問題，首先利用sap2000有限元軟件對輕軌站動力特性進行分析，得出輕軌站的固有頻率。其次，利用ansys軟件對蓋梁進行了精細化有限元分析，并對蓋梁動態特性進行了現場測試。預應力設計計算和有限元分析結果表明，預應力度選取時預應力強度比可取為0.65，基于預應力度的部分預應力蓋梁配筋設計方法可以較好地解決預應力筋與非預應力筋的比例問題。通過比較發現，測試獲取的蓋梁主受力筋應力、應變與有限元仿真結果相差較小。

關鍵詞 預應力度;部分預應力;輕軌高架站;雙懸挑

中圖分類號 TU12 文獻標識碼 A 文章編號 2096-8949（2022）05-0163-04

0 引言

輕軌作為電力驅動交通工具，在需要實現碳達峰和碳中和的背景下，是一種可疏解城市交通壓力且無污染的環保交通工具，因而得以迅猛發展[1]。輕軌高架車站是以現澆軌道梁、站臺梁組成的現澆式結構體系，該類結構總施工周期長，斷交給城市帶來較大通行壓力，且對周邊環境影響較大[2]。采用裝配式結構體系，可以較好地解決上述問題。

張廣海[3]分析了裝配式技術在中小運量軌道交通土建結構中應用的可行性和優越性。黃長木[4]以建橋結合高架車站工程為例，探討了預制裝配技術在高架車站中應用的可行性，提出預制蓋梁與縱向框架梁三種剛性連接節點。李松柏[5]介紹了一種新的由單排樹形大懸臂墩柱支承的橋建合建結構體系。張文斌[6]針對某高架車站的結構設計問題，對車站獨柱大懸臂橋墩結構的車站的結構特點和設計控制關鍵進行了研究。

針對裝配式高架車站的關鍵構件長懸挑蓋梁受列車動載且承受恒載較大，為減小構件截面、控制裂縫，挑梁采用了部分預應力結構預制梁與蓋梁連接的可靠性問題，融合“房”“橋”兩專業的規范，并結合運營期的實際監測數據驗證計算的科學性，通過建立sap2000及ansys分析模型，對比實測數據驗證模型準確性，總結該類型結構的設計方法，并對該類結構的經濟性進行了評價，為相似項目的設計工作提供實踐依據。

1 工程概況

某地鐵高架車站主體結構地上三層：地面層、站廳層和承軌層，標高分別為0 m、6.250 m和13.5 m;縱向標準墩距為12 m，縱、橫向長分別142.8 m、23 m，橋墩間距為7 m，兩端懸挑部分長為8 m;采用鋼結構雨棚。抗震設防烈度為7度（0.1 g）。上部結構為現澆墩柱蓋梁+站臺梁其他預制結構。蓋梁呈半口型且兩端懸挑。主體結構材料，柱：C50，梁、板：C35，預應力梁：C50;軌道梁采用C40;主受力筋HRB400。

車站結構采用“房橋合一”體系，該結構體系的設計需要將橋梁及房建相關設計規范的要求相融合，采用特定體系條件下結構的設計方法。

建筑結構安全等級為一級，抗震設防類別為乙類，車站主體結構抗震等級為二級。

2 結構整體動力特性

2.1 周期及振型

利用sap2000對車站進行整體結構計算，見圖1，應用MIDAS進行校核，并采用ansys軟件對蓋梁進行精細化分析。

車站結構的模態分析包括200個模態。前3種振型在X方向上提供了95%的組合模態質量參與，前5種振型在Y方向上提供了94%的組合模態質量參與。前5個模態的周期、頻率見表1。

2.2 模態結果分析

由表1及圖2～3可看出，車站受下部結構長懸臂的影響，其整體橫向剛度弱于整體縱向剛度和抗扭剛度。

3 基于預應力度的懸挑梁設計

3.1 預應力度

預應力度定義可分別根據荷載的彎矩比、混凝土的應力比及預應力強度比定義。該文根據混凝土的應力比定義，受彎構件預應力度λ可表示為：

λ=σc/σ （1）

式中：σ、σc為構件控制截面受拉邊緣的應力（N/mm2），部分預應力混凝土1>λ>0，荷載組合分別為運營荷載（不包括預加力），荷載組合為預加力（扣除全部預應力損失）。

3.2 蓋梁受力計算

考慮施工順序，采用sap2000進計算得到懸挑梁KL-GD-2根部最大彎矩為4 967 kN·m，KL-GD-1最大彎矩值為300 5 kN·m;最大裂縫寬度為0.29 mm。裂縫寬度不滿足0.2 mm的限值要求。在建筑凈空與軌頂標高雙重條件限制下，KL-GD-1、2梁截面計算結果如表2所示，懸挑梁的截面高度已經做到極限，已經沒有加高的空間，所以考慮對懸挑梁施加預應力來解決裂縫問題。

3.3 基于預應力度的部分預應力蓋梁設計

預應力鋼束標準強度、抗拉計算強度、張拉控制應力分別為1 860 MPa、1 674 MPa、1 395 MPa，彈性模量為195 000 MPa。

針對KL-GD-2，采用規范[7]進行計算，受拉區配置了48根直徑28 mm普通鋼筋As=29 556 m2;截面受壓區配置了32根直徑28 mm普通鋼筋As’=19 704 mm2;單束鋼絞線面積為980 mm2。

經計算，鋼束的預應力總損失為316.83 MPa，截面安全、預加應力錨固階段檢算均滿足要求。

不允許構件開裂，運營期間混凝土壓應力限值要求：

?3.475 MPa<0.5fc<16.75 MPa

fc：混凝土抗拉極限強度（MPa）。

運營期間混凝土拉應力限值要求，出現拉應力，但沒有開裂。

1.375 MPa<0.7fct<2.1 MPa

fct：混凝土抗拉計算強度（MPa）。

運營期間預應力鋼筋應力限值要求：

1 094.3 MPa<0.6fpk<111 6MPa

fpk：抗拉強度標準值。

3.4 實體有限元分析

采用ANSYS軟件構建實體有限元分析模型，其中，混凝土：SOLID95單元，鋼筋：LINK8單元，兩類單元節點耦合，預應力通過初應變施加，最后施加邊界條件和荷載，分考慮預應力損失和不考慮預應力損失兩種情況，分析求解。

3.4.1 應力結果

計算結果如圖4所示。圖中，RLD表示不考慮預應力損失，RD表示考慮預應力損失。

3.4.2 變形結果

豎向位移如圖5所示。

4 現場測試

4.1 試驗設備及測點布置

分別針對梁KL-GD-1、梁KL-GD-2選梁與柱相交的兩側根部截面進行監測，在截面內的上中下部埋設埋入式混凝土應變計，其量程為±1 500με，靈敏度為1με，帶有溫度修整功能，如圖6。預應力筋在根部截面的應力情況，可以通過混凝土的壓應力情況間接計算得到。采用東方所的INV3060S型24位動態信號采集儀，見圖7?，F場監測該站軌道層預應力挑梁的應力、應變變化狀況。

4.2 現場檢測結果分析

現場檢測3次，根據現場檢測結果，截面應變沿高度方向的分布符合平截面假定，混凝土應力沿高度方向的分布見圖8～9。

根據檢測結果可知：營運前后，懸挑梁KL-GL-1、KL-GL-2根部截面沿高度方向均為壓應變，均為全截面受壓，壓應變由梁底部向梁頂增大，最大壓應變分別小于300με、350με，相應的混凝土壓應力分別小于10.4 MPa、12.0 MPa，滿足結構安全性要求。

4.3 理論計算與檢測結果對比分析

為研究有效預應力大小，以及預應力損失對懸挑梁受力的影響，將不同有效預應力下的截面應變沿高度方向的計算值與檢測值進行對比，如圖10所示，分析知越靠近截面底部，應變對預應力的敏感性越低，預應力損失為317 MPa，即有效預應力為1 078 MPa時，截面中部以上的計算值和測試值基本接近，因此，該懸挑梁的預應力損失值應大致為317 MPa，損失率約為23%，進一步驗證了前面預應力損失值計算結果的正確性。

5 結論

（1）承載列車動載的長懸挑構件采用部分預應力設計，可有效解決該車站建筑功能、道路限高、軌頂限高等問題。

（2）長懸挑部分預應力構件在承受列車動荷載情況下，兼顧了“房”“橋”兩專業規范，保證了鐵路規范的強度、裂縫等指標的要求。

（3）監測結果表明懸挑梁根部截面沿高度方向均為壓應變，為全截面受壓，且壓應變由梁底部向梁頂增大。

（4）長懸挑部分預應力構件的預應力損失值約23%，實測結果與計算結果相符。

參考文獻

[1]郭建鵬. 城市軌道交通“橋-建組合式”高架車站結構設計方法[J]. 城市軌道交通研究， 2013（3）： 45-48.

[2]黃武平. 城市軌道交通高架車站結構設計研究 [J]. 智能城市， 2019（10）： 129-130.

[3]張廣海， 張文娜. 裝配式技術在中小運量軌道交通土建結構中的應用[J].鐵路技術創新， 2018（6）： 119-123.

[4]黃長木.建橋結合裝配式高架車站關鍵技術研究[J].橋梁結構， 2018（10）： 82-87.

[5]李松柏.單排樹形大懸臂墩柱高架輕軌車站結構設計[J].建筑結構， 2009（3）： 61-65.

[6]張文斌. 成都地鐵2號線東延段高架車站主體結構設計[J].城市軌道交通研究， 2013（7）： 55-58.

[7]鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規范：TB10002.3—2005[S].北京：中國鐵道出版社， 2005.