地铁明挖车站-市政桥梁合建结构的关键技术研究

汪 乐， 王 涛， 宋 磊

(中设设计集团股份有限公司， 江苏 南京 210014)

0 引言

近年来，随着中国城市化进程的加快，城市人口及机动车数量不断增加，交通拥挤问题日益突出。为解决这一典型“城市病”，大中城市通过加快建设轨道交通及高架快速路，丰富出行方式，健全城市立体交通体系，有效地改善了交通出行环境。由于城市内空间有限，特别是人口及交通密集区域，地铁及市政高架工程会不可避免地发生场地冲突，在条件受限的情况下，考虑两者合建是解决问题的一种有效手段[1]。

目前，国内已有不少地铁明挖车站与上部市政桥梁合建的实例。广州地铁4、5号线换乘站车陂南站在地铁顶板设置横向桥墩转换梁，连接上部桥梁桩基和下部地铁车站钢管柱[2]；上海地铁14号线张杨路站加强车站梁柱结构，上部桥梁墩柱直接支承在车站顶板纵梁上[3]；厦门地铁1、2号线换乘站吕厝站顶板与上部桥梁承台固结连接，车站横向设置型钢混凝土双柱，柱下设置桩基，纵向柱跨与上部桥梁跨度匹配一致[4-5]；合肥地铁1号线芜湖南路站、南一环站及水阳江路站采用一种新型“桩、柱、墩的固结、浮放转换体”结构，即高架桥桥墩基础浮放到车站顶板上，保持桥梁墩柱、车站钢管柱与桥梁桩基竖向同心，在上部桥梁墩台集中力直接传递到地基的同时，可保证车站顶板节点防水闭合[6]；成都地铁2号线中医学院站在地铁顶板处设置承台，连接上部桥梁桩基和下部地铁车站钢管桩[7]。

上述工程中，地铁明挖车站与上部桥梁合建时采用了不同的结构转换形式和加强措施，较好地实现了

结构的合建运营，为类似工程提供了丰富可靠的借鉴。但现有研究主要集中在基于理论基础的合建结构节点处理方式上，对关键结构部位内力及变形的影响分析相对较少。本文依托成都地铁白佛桥明挖车站与其上部市政桥梁的建设，采用工程类比、理论分析及数值计算等方法，重点研究合建结构承载能力、变形控制、抗震性能等核心技术问题，以期为今后类似工程提供新的设计思路和经验参考。

1 工程背景

成都地铁17号线白佛桥站位于永康路和规划智远大道交叉口，沿永康路东西向敷设，为地下2层双柱3跨岛式车站，站台宽度为14 m,顶板覆土约为3.5 m，底板坐落在〈3-8-3〉密实卵石土层中，埋深约为19.2～20.4 m。车站与远期33号线(沿规划智远大道南北向敷设，为地下1层)在车站东端T形换乘。

沿永康路上方规划有草金路快速化改造工程，采用高架桥形式，桥梁墩柱沿17号线车站纵向布置，落在车站顶板上方，与地铁车站进行合建，工程平面位置如图1所示。由于金川路西侧车站顶板上方有三吏堰河流临时及永久性改迁箱涵，规划智远大道西侧车站顶板因环控要求需局部上抬，区域内不具备高架桥桥墩布设条件。

2 站-桥合建结构分析及研究

2.1 需解决的重难点问题

确保地铁明挖车站-市政高架桥合建结构的受力合理和变形协调，满足2种不同结构在强度、变形、抗震以及防水等方面的功能要求，是合建结构设计时需解决的重难点问题。

2.2 站-桥结构的连接方式

地铁明挖车站-市政桥梁合建结构的连接转换节点部位为桥梁墩台，其与地铁车站顶板有浮放连接和固结连接2种连接方式： 浮放连接即地铁车站顶板与市政桥梁墩台结构脱开，通过桥梁承台接触面传递上部荷载；固结连接即地铁车站顶板直接作为桥梁承台与桥墩固结。根据相关研究，站-桥浮放连接能在一定程度上降低车站梁板结构弯矩，优化柱轴力分布，且可保证车站顶板节点全包防水闭合，但站-桥浮放连接时，桥梁承台无有效约束作用，不利于上部桥梁的位移控制，抗震性能相对较差[2,9-10]。考虑合建结构的安全及变形控制要求，桥梁墩台与车站顶板采用固结连接。

2.3 桥梁墩台的布设方案

本工程中的市政高架桥梁为城市快速路，设计规格为双向6车道，桥面宽度为23.5 m，采用1.5 m钢箱梁结构。桥梁沿永康路路中敷设，支座下设置双墩，平面上位于地铁车站中跨。在结构横向上，综合考虑地铁车站内部空间使用与桥下两侧道路宽度要求，桥墩轴线尽量靠近车站框架柱轴线，以便有效传递竖向荷载，减小对车站结构的影响。在结构纵向上，车站顶板可布设桥墩的范围内，避开车站端头井、换乘节点等结构受力复杂区域；同时，桥梁跨度与车站框架柱以9 m柱跨进行匹配，在满足安全、环境要求的条件下，车站上方桥梁标准段跨度设置为27 m。桥墩平面布置如图2所示。

图2 桥墩平面布置示意图(单位： mm)Fig. 2 Plan of layout of bridge piers (unit: mm)

2.4 结构内力及变形分析

2.4.1 计算模型

选取桥梁标准跨与地铁车站的合建结构，利用通用结构分析设计程序SAP2000，根据结构实际尺寸建立地铁车站三维空间荷载-结构模型，如图3所示。其中，x向为桥梁及地铁车站纵向，地铁车站柱分别位于x=9n(n=0、1、2、3、4、5 m)处，桥墩轴线位于x=9 m和x=36 m处；y向为车站横向，地铁车站侧墙中心线位于y=0 m和y=22.5 m处，框架柱位于y=8.1 m和y=14.4 m处，桥墩轴线位于y=9 m和y=13.5 m处；z向为车站高度方向，车站底、中、顶板中心线分别位于z=0 m，z=9.1 m和z=15.2 m处。

图3 荷载-结构三维计算模型(单位： m)Fig. 3 Three-dimensional load-structure calculation model (unit: m)

车站板、墙结构采用厚壳面单元进行模拟，梁、柱结构采用框架线单元进行模拟，交界单元之间采用软件提供的自动边束缚功能进行耦合[11]。车站底板及侧墙上设置仅受压弹簧模拟土体作用，根据地勘报告提供的土体基床系数，水平向及竖直向弹簧刚度分别设置为85 MPa/m2和71 MPa/m2。

上部桥梁荷载是影响合建结构设计的控制性因素，因此，对其正常使用工况进行验算。其中，桥梁上部竖向轴力N=7 647.1 kN，将其换算成集中分布荷载(p=2 074 kPa)作用在车站顶板上的桥墩范围内，其余荷载(顺桥向剪力Vx=203.6 kN，弯矩Mxx=2 206.9 kN·m;横桥向剪力Vy=574.4 kN，弯矩Myy=2 541.0 kN·m)简化为集中力作用在桥墩中心节点处；地铁车站周边水土压力、地面超载、人群、设备及装修荷载、列车荷载换算成均布面荷载作用在板墙结构上。

2.4.2 内力计算结果

与车站顶板上方无桥梁荷载作用时相比，车站板、墙及梁柱各结构构件的内力(准永久组合)见表1—5。可知：

1)地铁车站顶板及底板中跨在桥墩周边2～3 m，跨中及支座处弯矩、剪力有较大幅度增长；车站顶板及底板边跨框架柱周边1～4 m，支座负弯矩及剪力有较大幅度增长；车站地下1层侧墙顶板支座处负弯矩有一定幅度增加，而车站中板地下2层侧墙弯矩及剪力变化较小。

2)桥墩轴线所在位置处的顶板及中板纵梁支座负弯矩有较大幅度减小，相邻轴线处支座负弯矩有较大幅度增加；桥墩轴线所在位置处的底板纵梁支座负弯矩有较大幅度增加，相邻轴线处影响较小。

3)桥墩轴线位置处的框架柱轴力增加80%，相邻轴线处的框架柱轴力增加14%；同时，以竖向轴心受力为主的框架柱，柱顶和柱底出现一定大小的弯矩和横向剪力。

表1 桥梁荷载作用对地铁车站顶板及顶纵梁内力的影响Table 1 Influence of bridge load on internal force of roof and longitudinal beam of metro station

表2 桥梁荷载作用对地铁车站中板及中纵梁内力的影响Table 2 Influence of bridge load on internal force of middle plate and longitudinal beam of metro station

表3 桥梁荷载作用对地铁车站底板及底纵梁内力的影响Table 3 Influence of bridge load on internal force of floor and longitudinal beam of metro station

表4 桥梁荷载作用对地铁车站侧墙内力的影响Table 4 Influence of bridge load on internal force of sidewall of metro station

表5 桥梁荷载作用对地铁车站框架柱内力的影响Table 5 Influence of bridge load on internal force of frame column of metro station

2.4.3 变形计算结果

图4 地铁车站顶板沉降变形云图(单位： mm)Fig. 4 Settlement nephogram of roof of metro station (unit: mm)

图5 地铁车站中板沉降变形云图(单位： mm)Fig. 5 Settlement nephogram of middle plate of metro station (unit: mm)

另外，考虑在桥墩作用处的车站底板柱下设置桩基时，结构构件内力及变形无明显变化；当车站基底地基承载力减小50%时，车站结构构件内力无明显变化，各层板沉降增加约10%。

3 关键技术的设计解决

3.1 合建结构方案

根据合建结构内力及变形计算结果，结合类似工程经验，对桥墩影响范围内的车站顶底板和侧墙的厚度及配筋进行增强(如图6—7所示)，以满足其承载能力、变形、裂缝控制等要求；增大桥墩轴线下方的地铁车站框架柱截面，并采用型钢-混凝土组合结构(内插十字型工字钢)，以满足其承载能力及稳定性要求；另外，由于基坑开挖对基底土层造成扰动，导致车站底板地基承载力下降，在框架柱下设置直径1 800 mm的桩基以减小结构沉降。

图6 地铁车站结构加强示意图(单位： mm)Fig. 6 Sketch of metro station structure strengthening (unit: mm)

图7 车站-桥梁合建结构横剖面图(单位： mm)Fig. 7 Cross-section of integrated structure of metro station and bridge (unit: mm)

3.2 结构抗震分析

本工程抗震设防类别为重点设防类，抗震设防烈度为7度，地震动峰值加速度为0.10g(g为重力加速度，9.8 m/s2)，抗震等级为3级。结构抗震设防标准应按高于本地区抗震设防烈度1度(即Ⅷ度)的要求加强其抗震措施，对于与上部市政桥梁合建的地铁车站结构，更有必要对其动力特性进行研究。

建立地铁车站与上部桥梁墩台的整体三维模型，选取LS-DYNA软件，采用非线性时程分析法进行结构抗震计算分析，如图8所示。模型上边界取至地表，上部建立桥墩并在墩顶设置质量块，下边界取至等效基岩面，横向边界设置无反射边界，模型底部沿横向及纵向施加地震动加速度荷载[13]。

图8 抗震计算分析模型Fig. 8 Analysis model of seismic calculation

基岩输入波峰值加速度为0.1g，分别采用汶川波、EI-Centro人工波和RG波沿横向及纵向输入，计算后由Ls-prepost提取内力结果，与静力荷载作用下的内力叠加后得到横断面内力极值。计算结果显示: 在各地震工况下，车站板、墙、梁等构件在支座处出现应力集中现象，支座处弯矩有较大增加。经核算，各构件的承载力强度均满足设计要求，车站框架柱的轴压比为0.52，小于规范要求的限值(0.75)。

桥墩位置处的车站结构柱关键节点处的横向及纵向时程位移曲线如图9—10所示。可知： 柱顶横向位移最大，约为16.3 cm，柱底横向位移最小，约为14.0 cm，相比无桥墩处，最大横向位移增加约3%；各断面处的柱纵向位移基本一致，约为16.8 cm。另外，桥墩处车站结构的最大层间位移角最大值为1/327，小于规范要求的限值(1/250)[14]。

3.3 防水设计方案

地铁车站结构采用全包防水，由于桥墩及桥桩分别与车站顶板和底板固结，导致节点处的结构防水无法闭合。为保证地铁车站结构的防水要求和效果，将车站顶板范围内的桥梁承台纳入防水防护范围，外包防水层在桥墩地面处做收口管理，同时桥桩与车站底板固结处按桩头防水进行节点加强处理[15]。

图9 桥墩位置处的柱节点横向位移时程曲线Fig. 9 Time-history curves of transverse displacement of column node at bridge pier

图10 桥墩位置处的柱节点纵向位移时程曲线Fig. 10 Time-history curve of longitudinal displacement of column node at bridge pier

4 结论与建议

本文通过总结类似工程经验，基于理论基础，建立大型三维计算模型，全面分析研究了站-桥合建结构的承载能力、变形控制、抗震性能等核心技术问题，厘清了2种不同类型结构结合设计的关键要素，弥补了以往研究的不足，得到如下结论。

1)市政桥梁与地铁明挖车站进行合建时，可将车站结构视作上部市政桥梁的箱型基础，应统筹考虑桥墩与地铁车站框架柱的布设方案，避开结构受力复杂区域，尽量实现上部荷载向地基的最有效传递，同时满足地铁车站和市政桥梁的安全使用需求。

2)由于上部桥梁荷载通常极大，在桥墩作用位置处，一定范围内的地铁车站结构构件内力发生较大变化，局部甚至发生突变，应根据桥梁集中荷载对车站结构的影响，相应增强顶底板、侧墙、框架柱等结构构件尺寸和配筋。

3)上部桥梁集中荷载引起顶板和中板较大面积的沉降增加，而底板因下部地基支撑作用，与无桥梁荷载工况下的沉降值相比无明显变化，地基承载力大小对结构沉降有一定影响，设计时应予以考虑。

4)地震工况下，桥梁荷载作用对地铁车站结构影响较小，合建结构的抗震性能可满足抗震设防要求。

5)下一阶段工作中，可结合地铁和桥梁运营后的监测数据，对本文的分析结果进行印证分析，进一步完善优化本文的研究成果。