0 引言

　　根据中国城市轨道协会的资料显示，截止到2020年底，中国大陆已有45个城市开通了城市轨道交通，总里程已高达7 978.19km, 在2019年内新增的968.77km运营线路长度中，有891.83km为地铁线路^[1],这充分说明了地铁在轨道交通中的重要性以及发展前景。地铁车站起到了转换客流的作用，是地铁系统关键的一部分。目前，地铁车站施工首选明挖法^[2],明挖法修建的地铁车站一般采用现场浇筑混凝土，该方法能够提供较为广阔的施工作业面，同时工程造价较低。但其也存在部分问题，如建筑材料容易浪费、施工周期较长、施工质量参差不齐、噪声污染较大、需要较多的施工人员等。这与日益增长的环保绿色建筑的概念相悖，因此装配式建筑被人们提出用于解决该问题。装配式建筑的构件基本在工厂预制，机械化程度高，在现场能够快速施工，提高施工效率，同时可以较好地控制污染。为了缩短施工周期、贯彻绿色地铁理念，将装配式建筑技术应用于地铁车站的建设当中必然是未来的发展趋势^[3,4,5,6]。

　　国外对装配式地铁车站的研究较早，在20世纪90年代，法国、荷兰、日本、俄罗斯等国曾经进行过有益的尝试及应用，但他们的研究仍处于初步阶段，相关的案例较少。随着公众的环保意识增长，施工器械的快速发展，国内已有不少学者开始对装配式地铁车站的实际应用进行研究^[7]。其中，杨秀仁等^[8]已成功在长春地铁2号线建设5座整体装配式地铁车站，该施工方法能够解决冬季无法施工的难题，大大提高了施工效率。国内学者们针对这类整体装配式地铁车站接头的力学性能与车站的整体防水性能等已开展了部分研究，并取得了部分成果。但整体装配式地铁车站有其自身应用的局限性，该类整体装配式地铁车站需要较大的施工空间，这要求基坑采用锚索或锚杆等支护形式。然而，目前地下空间资源越来越紧张，已有部分地方规定临时围护结构必须在建筑红线范围内，因此锚索及锚杆在城市地下空间开发建设中的使用将会受到限制。为此，本文探讨了一种能够用于内支撑+地下连续墙组成围护结构的装配式地铁车站，针对钢板连接及接驳器连接的支撑-腰梁-连续墙节点进行静载足尺试验，研究其节点力学性能，取得的成果对该类装配式地铁车站节点的设计及施工提供技术参考。

　　1 试验方案

　　本文探究了该新型车站的连续墙、腰梁与第二道支撑连接节点的力学性能。为提高施工效率，针对连续墙和腰梁的连接提出了两种不同的方案，分别为钢板连接(P1试件)及钢筋接驳器连接(C1试件),两种连接形式对应的构件尺寸相同。分别对两种连接形式的节点进行单调加载试验，对比两者的裂缝开展模式、承载力、延性等力学性能。节点的混凝土强度等级均为C40,其中地下连续墙的混凝土类型为自密实混凝土，腰梁及支撑的混凝土类型为普通商用混凝土。试件钢筋均为HRB400E,连接钢板采用Q345钢。

　　1.1 试件尺寸及配筋

　　节点构件配筋由设计计算给出，其截面尺寸均与车站实际设计尺寸相同，考虑到方便加载以及内力分布情况，取连续墙高为4.0m, 长为4.5m, 支撑长度为1.6m, 钢板连接的P1试件配筋平面图和中心剖面见图1;施工时，先将竖向钢板与连续墙的钢筋笼焊接在一起，待连续墙混凝土达到相应强度时，凿除预埋钢板外侧混凝土，并进行水平钢板的焊接；随后进行腰梁与支撑钢筋的绑扎以及混凝土的浇筑，荷载将会从支撑钢筋传递到水平钢板，再由水平钢板传递到连续墙中。钢筋接驳器连的C1试件的配筋平面图和中心剖面如图2所示；该连接方法施工较为简单，即在连续墙中相应的位置预埋钢筋接驳器，待连续墙混凝土强度达到相应强度时，凿除外侧保护层，并将腰梁处的钢筋与之连接，随后进行腰梁与支撑钢筋的绑扎以及混凝土的浇筑。

　　图1 P1试件配筋图 

　　图2 C1试件配筋图 

　　1.2 加载方案

　　试验加载装置如图3所示。在试件连续墙顶部和底部预留孔洞，用螺杆穿过孔洞将试件与加载装置固定。此外，在连续墙上方布设千斤顶，利用千斤顶的压力约束竖向位移，防止在加载过程中连续墙发生倾倒。由于支撑的轴力会导致节点的抗弯承载力提高，基于最不利工况考虑，在试验中未考虑支撑轴力。在车站投入使用后，支撑将作为车站的结构梁使用，为主要的受弯构件，所以本次试验以腰梁-支撑截面(梁端)弯矩与设计弯矩等效作为加载控制标准。总的来说，该加载模式会导致支撑轴力和沿支撑长度的弯矩与剪力分布与实际情况不同，但由于试验的目的是探究腰梁-支撑截面的抗弯承载力能否满足设计要求，因此保证该截面的弯矩与设计弯矩相等即可。千斤顶加载点设置在支撑的悬臂端，与腰梁-支撑界面的距离为1.45m, 与连续墙-腰梁界面的距离为2.45m。

　　图3 加载装置照片 

　　1.3 加载制度

　　根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)^[9],在试验正式加载之前，需要对开裂荷载F_cr进行预评估，该值可通过数值模拟计算或理论计算获取。在实际的加载过程中以开裂荷载F_cr的20%为增量，逐步增加荷载寻找实际开裂荷载。待混凝土开裂后，继续分级施加荷载，按以屈服荷载F_y的10%为增量，逐级增加荷载直到构件屈服。在构件发生屈服后，按照预估极限荷载P_d的10%施加荷载，直至构件的承载力下降到极限承载力的85%,加载结束^[10]。每级加载过后，记录试件表面的裂缝，根据裂缝确定开裂荷载，试件的屈服荷载根据记录所得的荷载-位移曲线来确定。

　　2 试验过程及现象

　　2.1 钢板连接P1试件静载试验

　　图4为P1试件在不同荷载作用下的裂缝分布情况。当支撑悬臂端的荷载增加至280kN时，在腰梁-支撑界面顶部出现3条相互独立的短裂缝，此时裂缝的最大宽度约为0.02mm, 同时支撑侧面没有裂缝出现。随着荷载增加到600kN,3条微小裂缝中的两条贯通，同时一条贯穿支撑顶面的裂缝和一条不贯穿的裂缝出现，顶面裂缝的最大宽度增加到0.1mm, 此时在支撑侧面靠近腰梁-支撑界面的位置出现了两条明显的斜裂缝。当荷载增加到1 500kN时，更多的裂缝出现在支撑与腰梁的顶面，同时，腰梁内水平钢板外侧边缘在腰梁顶面的投影处出现一条明显的纵向贯通裂缝，支撑侧面的裂缝数量也明显增加，并且延伸至加载点附近，顶面裂缝的最大宽度为0.7mm。当荷载增加达到1 900kN时，钢筋的应变实测数据表明支撑顶部纵向钢筋已发生屈服，此时支撑悬臂端的竖向位移为16.6mm。当荷载增加至2 854kN时，腰梁与支撑界面底部混凝土压碎，支撑侧面的斜裂缝发展至底部压碎混凝土的区域，承载力很快下降到极限承载的85%以下，试件较快地失去承载力。试件的极限承载力为2 854kN,对应的支撑悬臂端极限位移为105.6mm。

　　2.2 接驳器连接C1试件静载试验

　　图5为C1试件裂缝分布情况。与P1试件类似，当支撑悬臂端的荷载增加到240kN时，首先在腰梁-支撑界面顶部出现两条裂缝，此时裂缝最大宽度为0.04mm, 支撑侧面没有裂缝。当荷载增加到900kN时，腰梁顶面新增一条半圆形裂缝，此时裂缝最大宽度为0.3mm, 有较多的斜裂缝开始出现在支撑的侧面。当荷载增加到2 000kN时，根据钢筋的应变实测数据发现支撑顶部纵筋发生屈服，此时对应的支撑悬臂端屈服位移为23.5mm, 试件顶部裂缝最大宽度为1.2mm。当荷载增加至2 400kN时，更多的半圆形裂缝出现在支撑顶部，支撑侧面的斜裂缝迅速地往腰梁-支撑界面底部发展，该界面底部的混凝土保护层开始剥落。当荷载增加至2 629kN时，腰梁-支撑界面底部混凝土压溃，试件较快地失去承载力，该试件的极限承载力为2 629kN,对应的悬臂端极限位移为77.4mm。

　　图4 P1试件裂缝分布情况 

　　图5 C1试件裂缝分布情况 

　　3 试验结果及分析

　　3.1 荷载-位移曲线

　　P1试件与C1试件的荷载-位移曲线见图6。由作图法确定P1试件及C1试件的屈服荷载分别为2 350,2 200kN,根据基本组合计算所得的节点使用荷载为816kN,因此两类不同连接方式的试件均可以满足设计要求，且有较大的安全富余。根据屈服荷载确定两个试件的屈服位移分别为23.8,28.0mm, C1试件的屈服荷载比P1试件的小6.4%,其屈服位移比P1试件的大17.6%。P1试件及C1试件的极限荷载分别为2 854,2 629kN,对应的极限位移分别为79.5,77.4mm, C1试件的极限荷载比P1试件的小7.9%,其峰值位移比P1试件的小2.7%。综上可得，C1试件的屈服荷载与极限荷载均小于P1试件，说明P1试件具有更高的承载力，P1试件的极限位移更大说明其在静载下的延性更好。

　　图6 P1试件与C1试件的荷载-位移曲线对比 

　　3.2 钢筋应变

　　3.2.1 钢板连接P1试件

　　(1)支撑纵筋及箍筋

　　图7为支撑纵向钢筋及箍筋的应变片布置及应变-荷载曲线，剖面1-1为腰梁与支撑连接界面，剖面2-2为靠近支撑悬臂端加载点的界面，与剖面1-1相距500mm, 测点D2-2/D2-3,E2-2/E2-3分别位于第一、第二排钢筋的剖面1-1和剖面2-2处，测点G1-1位于剖面1-1的箍筋处。由图7可知，支撑顶部的第一排纵向受拉钢筋首先屈服，第一排纵筋测点D2-2,D2-3的应变值基本一致；随着荷载增加，第二排纵筋钢筋开始屈服，测点E2-2应变值稍大于测点E2-3,说明应变在纵筋的分布不完全均匀；测点G1-1处箍筋与测点E2-3处纵筋基本同时达到屈服。综上所述，在试验加载过程中，剖面1-1(腰梁-支撑界面)处的弯矩较大，此处顶部第一排纵筋最早发生屈服；当试件屈服后，随着荷载增加，支撑侧面的斜裂纹快速向腰梁-支撑界面底部发展，说明斜截面所承受的剪力持续增加，不久后箍筋开始屈服，随后支撑-腰梁界面底部的混凝土在正应力与剪应力的共同作用下达到双轴抗压强度而压溃，试件失效。

　　图7 P1试件支撑纵筋与箍筋应变片布置及应变-荷载 曲线对比 

　　(2)上水平钢板及钢筋

　　P1试件的腰梁中有上下两块水平钢板，分别位于其顶部与底部，连接钢筋通过穿孔焊塞与水平钢板连接。在试验过程中节点部分主要受弯矩作用，其中上部钢筋及钢板承受拉应力，下部的混凝土承受大部分压应力，因此在以下应变分析中只列出上水平钢板及其钢筋的应变-荷载变化曲线。在试验过程中，腰梁与支撑顶部均处于受拉状态，拉应力的水平较高。

　　图8为P1试件上水平钢板钢筋应变片布置及应变-荷载曲线。由图8中可知，测点C1-19处的水平钢筋最先屈服，随后测点C1-18,C1-20处的钢筋几乎同时屈服。测点C1-18,C1-19未同时屈服说明加载过程中可能出现了偏心荷载，再与支撑处的钢筋对比分析可发现，水平钢筋与支撑处钢筋屈服时对应的荷载相当，说明此处受力较均匀。

　　水平钢板钢筋继续向钢板传递荷载，上水平钢板应变片布置及应变-荷载曲线见图9。由于上水平钢板右侧仅有一个有效测点C1-12,因此在图中仅绘制左侧的测点进行对比分析。由图9可知，钢板所测得最大拉应变为540με,此时应力为108MPa, 应力处于较低水平。结合图8的钢筋应力分析可得，钢板作为一个整体进行受力，因此当荷载从钢筋传到钢板后，钢板中发生了内力重分布，所以钢板不同位置的应力较为均匀，且应力水平较低。

　　3.2.2 接驳器连接C1试件

　　(1)支撑纵筋及箍筋

　　图8 P1试件上水平钢板钢筋应变片布置及应变-荷载曲线 

　　图9 P1试件上水平钢板应变片布置及应变-荷载曲线 

　　与图7类似，图10为C1试件支撑纵筋与箍筋应变片布置及剖面1-1与剖面2-2处支撑纵筋应变与箍筋应变随荷载的变化趋势。由图10可知，C1试件支撑的受弯纵筋均早于支撑箍筋屈服，且纵筋在剖面1-1处先屈服，在剖面2-2后屈服，说明同一根钢筋的应力分布不均匀。在箍筋的应力增长趋势上，C1试件与P1试件的箍筋应变均在荷载到达1 000kN时开始明显增大，说明斜裂缝的发展导致箍筋应变增加，但在C1试件中箍筋应变的增加较慢，在第二排纵筋屈服后，箍筋应变才迅速增长，基本与第二排纵筋在E2-3处同时达到屈服。

　　图10 C1试件支撑纵筋与箍筋应变片布置及 不同剖面应变对比 

　　(2)腰梁连接筋

　　图11展示了C1试件不同位置处腰梁连接筋第一排钢筋的应变分布情况，零点位置为腰梁中心线所处的位置。由图11可知，腰梁连接筋的应变在加载前期均较小且较均匀，随着荷载增加，不同位置处的应变出现较大差异，中部钢筋在试件破坏时基本到达屈服，而其余钢筋仍处于弹性状态。在中心线两侧的0.9m范围内，钢筋应变有明显的递减趋势，在该范围外，钢筋应变减小的趋势变缓，并且其应变小于1 000με时，对应的钢筋应力小于200MPa。据此推断，节点荷载经支撑传递后对腰梁的显著影响范围约为腰梁中心线左右两侧各0.9m内。

　　图11 C1试件腰梁侧连接筋第一排钢筋应变 

　　4 结论

　　本文对连续墙、腰梁及支撑连接节点的力学性能进行了探究，分别对采用钢板连接方法以及接驳器方法的节点进行了足尺静载试验并分析了试验结果，对其力学性能的差异进行对比，主要的结论如下：

　　(1)两种连接方式的节点破坏过程相似，都是支撑顶部的钢筋首先屈服，斜裂缝快速发展，最后支撑-腰梁界面底部的混凝土在达到双轴抗压强度后被压溃，试件失去承载能力，试件失效。

　　(2)相比于钢筋接驳器节点，钢板连接节点有更高的极限承载力、刚度以及静载延性。

　　(3)钢板连接节点中的水平钢板可以使水平钢板钢筋传来的荷载分布更加均匀，使应力重新分配；接驳器节点采用的钢筋连接无法协调不同位置处钢筋应力，所以其应力在腰梁中分布较为不均。

　　(4)本文提出的两种连接方式节点均能满足装配式车站的设计使用要求，而且安全系数较高，比较二者在静载条件下的各种力学性能，钢板连接节点力学性能更好。