地鐵車輛段上蓋多塔結構設計與研究

耿 真，徐 希，李艷春，趙群昌

（1.深圳地鐵建設集團有限公司，廣東深圳 518026；2.深圳市市政設計研究院有限公司，廣東深圳 518026）

1 引言

近年來，深圳地鐵發展迅猛，在給人們帶來便利的同時，其基地也占用了大量的城市建設用地，而深圳又是一個寸土寸金的城市，對車輛基地進行上蓋開發以提高其土地資源利用率已成為解決這一問題的重要舉措。地鐵車輛段上蓋結構主要存在以下特點：

（1）蓋下結構一般為純框架結構，柱網跨度較大、層高較高，結構抗側剛度較小；

（2）上部一般采用框架結構或少墻框架結構，上下柱網需在蓋板層進行結構轉換；

（3）整體結構是以車輛段蓋板為底盤的多塔結構，在水平地震作用下，多塔的不對稱性將引起結構產生明顯的扭轉振動；

（4）大平臺塔樓間的樓板超長，樓板設計時需考慮溫度及地震作用的影響。

與塔樓連為整體的裙房對塔樓的影響范圍一般分布在靠近塔樓的幾跨，JGJ 3-2010《高層建筑混凝土結構技術規程》（以下簡稱《高規》）中對塔樓相關范圍內裙房結構的抗震等級有明確規定，條文說明中對“相關范圍”的解釋一般指主樓周邊外延不少于 3 跨的裙房結構。多塔結構振動形態復雜，大底盤結構對塔樓抗震性能的影響規律不易被掌握，甚至有時很難判斷帶大底盤與多塔整體模型計算的合理性。《高規》規定：對多塔結構宜采用整體模型與各分塔模型的方式分別計算，并采用較不利的結果進行結構設計；當裙房超過 2 跨時，分塔模型宜至少附帶 2 跨裙樓結構進行計算。

本文通過實例及一系列計算模型，對車輛段上蓋大底盤多塔結構的樓層地震剪力、大蓋板溫度應力進行分析，研究工程設計中可行的設計方法。

2 模型建立

以深圳某地鐵車輛段為例，其基地平臺由伸縮縫分割為 7 個結構單元，分別如圖1和圖2所示。設縫間距為150 m，每個結構單元設有塔樓4～6 棟，形成典型的大底盤多塔結構。工程由布置在運用庫平臺上的小高層和檢修庫上的花園洋房組成。蓋下柱網尺寸均為12.2 m×5.9 m，柱截面為1.2 m×1.4 m。

小高層區1層為運用庫，層高為9.0 m；2層為物業車庫層，層高為6.5 m；上部小高層為少墻框架結構，結構總高度為48.0 m；標準層層高為2.9 m；無地下室，結構嵌固端設在基礎頂。結構立面圖如圖3所示。結構轉換層設置在2層頂部，轉換梁尺寸為1.2 m×2.0 m和0.90 m×1.5 m。

圖1 某車輛段效果圖

圖2 平面分縫示意圖

花園洋房區1層為檢修庫，結構層高為13.0 m；上部為花園洋房區，7層框架結構，結構總高度為38.45 m。檢修庫蓋板以上部分框架柱采用梁式轉換，轉換構件尺寸與小高層區的一致。

為準確分析大底盤樓板應力及樓層剪力受塔樓位置的影響，建立的小高層區多塔整體模型如圖4a所示。同時，為研究多塔結構相對單塔結構與裙樓蓋板的影響，建立含不對稱裙房的單塔結構模型和含最少量裙樓的單塔結構模型進行對比分析，模型分別如圖4b和圖4c所示。

圖3 結構立面圖

圖4 小高層區域模型圖

建立的花園洋房區整體模型如圖5a所示，同時建立含相關范圍的單塔結構、相關范圍對稱的單塔結構及不含裙房的單塔結構進行對比分析，模型分別如圖5b～圖5d所示。

3 各塔樓模型樓層剪力及配筋對比

本文采用YJK和ETABS軟件進行對比分析。考慮到樓板平面剛度的影響，轉換層樓板采用彈性板單元，塔樓以上部分采用剛性樓板。

3.1 小高層區

以A塔為例，對比分析裙樓以上各樓層的剪力結果，如圖6所示。由圖可見，模型1與模型2各塔樓的地震剪力相差不大，均大于模型3的計算結果，其余塔樓分析結果相似。含大底盤的多塔整體結構對含相關范圍的單塔結構的樓層剪力計算影響不明顯，這是由于模型中上部塔樓的分塔質心與下部大底盤質心較近，塔樓偏置引起的扭轉效應不明顯。

圖5 花園洋房區域模型圖

圖6 A塔樓裙房以上樓層不同模型間的地震剪力對比

各塔樓轉換層上一層（即3層）樓層的剪力如表1所示，由表可知，多塔模型（模型1）較單塔模型（模型2、模型3）大，地震剪力放大系數在10%以內，多塔對結構地震剪力影響不明顯。

A塔轉換層樓層配筋對比如圖 7 所示，藍色標注表示單塔模型的配筋值大于多塔模型部分，綠色標注表示多塔模型的配筋值大于單塔模型部分，其余未顯示部分表示單/多塔實際計算配筋相等。由圖可知，轉換層大部分部位維持單塔的配筋結果。

A塔轉換層上一層（3層）樓層配筋對比如圖8所示，藍色標注表示單塔模型的配筋值大于多塔模型部分，其余未顯示部分代表單/多塔模型實際計算配筋相等。通過分析可知，轉換層以上各層梁可按照單塔模型計算結果配置鋼筋，個別位置采用多塔模型進行復核。

3.2 花園洋房區

以A塔為例，A塔裙房以上樓層不同模型間的地震剪力對比如圖9所示。由圖可知，不含裙房的計算模型（模型4）在地震作用下樓層剪力最小；單塔帶裙房計算模型（模型2）的地震樓層剪力較多塔計算模型（模型 1）的樓層剪力大；在X方向地震作用下，各模型的樓層剪力值相差較小，在Y方向地震作用下，裙房對稱的單塔模型的樓層剪力最大，各模型樓層剪力值分布較為分散，在Y方向地震作用下多塔對結構的影響較為明顯。

表 1 各塔樓轉換層上一層(3層)剪力匯總（小高層區） kN

圖7 A塔轉換層配筋對比

圖8 A塔轉換層上一層配筋對比

圖9 A塔裙房以上樓層不同模型間的地震剪力對比

通過對比各塔樓轉換層上一層（即2層）樓層剪力可知，含對稱裙房的計算模型（模型3）在X方向的剪力小于模型2，在Y方向的剪力大于模型2，如表2所示。可見因多塔結構布置不對稱性造成的扭轉對樓層剪力具有明顯影響，設計中應按塔樓及底盤±5%的偶然偏心進行計算。同時，因底盤扭轉剛度發生突變，應適當對大底盤上一層的豎向構件提高抗扭應對措施。

表 2 各塔樓轉換層上一層（2層）樓層剪力匯總（花園洋房區） kN

A塔轉換層上一層（2層）樓層配筋對比如圖10所示，藍色標注表示單塔模型的配筋值大于多塔模型部分，綠色標注表示多塔模型的配筋值大于單塔模型部分，其余未顯示部分表示單/多塔實際計算配筋相等。從圖中可知，多塔模型配筋設計結果僅在局部位置大于單塔設計結果，配筋應以單塔模型的計算結果為主，采用多塔模型結果進行復核。

4 大底盤多塔結構溫度應力分析

由于車輛段上蓋大底盤的結構長度較大，不同區域的非荷載作用（如溫差和收縮）引起結構樓板及構件的內力變化不可忽視。通常預先設定的施工區域將大底盤分成若干塊，每塊設置的后澆帶將塔樓區域在合攏前分割成幾個單體，可不考慮非荷載作用的影響，但在后澆帶合攏后，混凝土隨時間的收縮并未完成，因此后澆帶合攏后的樓板應力值得關注。

假定后澆帶合攏時間為2個月后，即60天后，參考文獻[9]中相關計算方法，確定混凝土的最大收縮量并加以修正。任意時間的混凝土收縮量按下式計算：

式（1）中，t為時間，以天為單位；ε（t）為任意時間的收縮應變；ε（∞） 為考慮各種非標準因素影響下的混凝土最終收縮應變，可根據下式計算：

式（2）中，ε0（∞）為標準狀態下混凝土的最終收縮應變，對于任何標號的混凝土該值均為固定值3.24×10-4；Mn為考慮水泥品種、水泥細度、骨料、水灰比等參數的修正系數。

圖10 A塔轉換層上一層樓層配筋對比

結合本工程實際參數的影響，ε（∞） = 3.17×10-4。

由以上信息可以計算出結構各部分的收縮應變，并將該收縮應變通過混凝土的線膨脹系數換算成溫差曲線，如圖11所示。

圖11 混凝土收縮當量溫差隨時間的變化曲線

非荷載作用影響下的結構整體收縮應變ε應扣除后澆帶未合攏之前的混凝土收縮應變ε（60），即

則整體收縮效應當量溫差ΔT為：

式（4）中，α為混凝土線膨脹系數，取1.0×10-5。

非荷載作用的影響除考慮整體收縮效應當量溫差外，還應考慮季節溫差和混凝土的徐變應力松弛特性，根據GB 50009-2012《建筑結構荷載規范》表E.5，深圳地區的基本氣溫Tmax= 35 ℃、Tmin= 8 ℃，假定結構平均溫度Tsmin與基本氣溫相同，即Tsmin=Tmin=8 ℃，同時，控制后澆帶的混凝土合攏溫度為22 ℃，則相當于對平均氣溫而言，降溫最大溫差為14 ℃。混凝土徐變應力松弛系數取0.30。

以花園洋房區為例，對結構整體模型進行溫度效應分析，轉換層溫度應力云圖如圖12所示。在最大降溫作用下，X方向的平均拉應力約為0.7 MPa，塔樓邊界位置局部應力為1.4 MPa；Y方向的平均拉應力約為0.4 MPa，塔樓邊界位置局部應力為1.1 MPa。

5 結論

通過對深圳某車輛段大底盤上蓋多塔結構設計分析對比，可得出如下結論：

（1）地鐵車輛段上蓋結構類型復雜，塔樓的結構形式、高度變化多樣，除進行常規的轉換結構分析外，水平地震作用下扭轉耦聯帶來的不利影響不容忽視；

（2）轉換層大部分部位的配筋值維持單塔的計算結果，單塔模型樓面梁的配筋值計算結果大于多塔模型的計算結果，注意結構配筋設計應以單塔計算為主，并采用多塔計算結果進行復核；

（3）大底盤多塔結構中的溫度應力不可忽略，在塔樓邊界位置易出現應力集中，需要采取樓板加厚、雙層雙向配筋，以及配置全截面受拉鋼筋等措施進行加強。

圖12 轉換層溫度應力云圖