地铁车辆段上盖多塔结构设计与研究

耿 真，徐 希，李艳春，赵群昌

（1.深圳地铁建设集团有限公司，广东深圳 518026；2.深圳市市政设计研究院有限公司，广东深圳 518026）

1 引言

近年来，深圳地铁发展迅猛，在给人们带来便利的同时，其基地也占用了大量的城市建设用地，而深圳又是一个寸土寸金的城市，对车辆基地进行上盖开发以提高其土地资源利用率已成为解决这一问题的重要举措。地铁车辆段上盖结构主要存在以下特点：

（1）盖下结构一般为纯框架结构，柱网跨度较大、层高较高，结构抗侧刚度较小；

（2）上部一般采用框架结构或少墙框架结构，上下柱网需在盖板层进行结构转换；

（3）整体结构是以车辆段盖板为底盘的多塔结构，在水平地震作用下，多塔的不对称性将引起结构产生明显的扭转振动；

（4）大平台塔楼间的楼板超长，楼板设计时需考虑温度及地震作用的影响。

与塔楼连为整体的裙房对塔楼的影响范围一般分布在靠近塔楼的几跨，JGJ 3-2010《高层建筑混凝土结构技术规程》（以下简称《高规》）中对塔楼相关范围内裙房结构的抗震等级有明确规定，条文说明中对“相关范围”的解释一般指主楼周边外延不少于 3 跨的裙房结构。多塔结构振动形态复杂，大底盘结构对塔楼抗震性能的影响规律不易被掌握，甚至有时很难判断带大底盘与多塔整体模型计算的合理性。《高规》规定：对多塔结构宜采用整体模型与各分塔模型的方式分别计算，并采用较不利的结果进行结构设计；当裙房超过 2 跨时，分塔模型宜至少附带 2 跨裙楼结构进行计算。

本文通过实例及一系列计算模型，对车辆段上盖大底盘多塔结构的楼层地震剪力、大盖板温度应力进行分析，研究工程设计中可行的设计方法。

2 模型建立

以深圳某地铁车辆段为例，其基地平台由伸缩缝分割为 7 个结构单元，分别如图1和图2所示。设缝间距为150 m，每个结构单元设有塔楼4～6 栋，形成典型的大底盘多塔结构。工程由布置在运用库平台上的小高层和检修库上的花园洋房组成。盖下柱网尺寸均为12.2 m×5.9 m，柱截面为1.2 m×1.4 m。

小高层区1层为运用库，层高为9.0 m；2层为物业车库层，层高为6.5 m；上部小高层为少墙框架结构，结构总高度为48.0 m；标准层层高为2.9 m；无地下室，结构嵌固端设在基础顶。结构立面图如图3所示。结构转换层设置在2层顶部，转换梁尺寸为1.2 m×2.0 m和0.90 m×1.5 m。

图1 某车辆段效果图

图2 平面分缝示意图

花园洋房区1层为检修库，结构层高为13.0 m；上部为花园洋房区，7层框架结构，结构总高度为38.45 m。检修库盖板以上部分框架柱采用梁式转换，转换构件尺寸与小高层区的一致。

为准确分析大底盘楼板应力及楼层剪力受塔楼位置的影响，建立的小高层区多塔整体模型如图4a所示。同时，为研究多塔结构相对单塔结构与裙楼盖板的影响，建立含不对称裙房的单塔结构模型和含最少量裙楼的单塔结构模型进行对比分析，模型分别如图4b和图4c所示。

图3 结构立面图

图4 小高层区域模型图

建立的花园洋房区整体模型如图5a所示，同时建立含相关范围的单塔结构、相关范围对称的单塔结构及不含裙房的单塔结构进行对比分析，模型分别如图5b～图5d所示。

3 各塔楼模型楼层剪力及配筋对比

本文采用YJK和ETABS软件进行对比分析。考虑到楼板平面刚度的影响，转换层楼板采用弹性板单元，塔楼以上部分采用刚性楼板。

3.1 小高层区

以A塔为例，对比分析裙楼以上各楼层的剪力结果，如图6所示。由图可见，模型1与模型2各塔楼的地震剪力相差不大，均大于模型3的计算结果，其余塔楼分析结果相似。含大底盘的多塔整体结构对含相关范围的单塔结构的楼层剪力计算影响不明显，这是由于模型中上部塔楼的分塔质心与下部大底盘质心较近，塔楼偏置引起的扭转效应不明显。

图5 花园洋房区域模型图

图6 A塔楼裙房以上楼层不同模型间的地震剪力对比

各塔楼转换层上一层（即3层）楼层的剪力如表1所示，由表可知，多塔模型（模型1）较单塔模型（模型2、模型3）大，地震剪力放大系数在10%以内，多塔对结构地震剪力影响不明显。

A塔转换层楼层配筋对比如图 7 所示，蓝色标注表示单塔模型的配筋值大于多塔模型部分，绿色标注表示多塔模型的配筋值大于单塔模型部分，其余未显示部分表示单/多塔实际计算配筋相等。由图可知，转换层大部分部位维持单塔的配筋结果。

A塔转换层上一层（3层）楼层配筋对比如图8所示，蓝色标注表示单塔模型的配筋值大于多塔模型部分，其余未显示部分代表单/多塔模型实际计算配筋相等。通过分析可知，转换层以上各层梁可按照单塔模型计算结果配置钢筋，个别位置采用多塔模型进行复核。

3.2 花园洋房区

以A塔为例，A塔裙房以上楼层不同模型间的地震剪力对比如图9所示。由图可知，不含裙房的计算模型（模型4）在地震作用下楼层剪力最小；单塔带裙房计算模型（模型2）的地震楼层剪力较多塔计算模型（模型 1）的楼层剪力大；在X方向地震作用下，各模型的楼层剪力值相差较小，在Y方向地震作用下，裙房对称的单塔模型的楼层剪力最大，各模型楼层剪力值分布较为分散，在Y方向地震作用下多塔对结构的影响较为明显。

表 1 各塔楼转换层上一层(3层)剪力汇总（小高层区） kN

图7 A塔转换层配筋对比

图8 A塔转换层上一层配筋对比

图9 A塔裙房以上楼层不同模型间的地震剪力对比

通过对比各塔楼转换层上一层（即2层）楼层剪力可知，含对称裙房的计算模型（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。可见因多塔结构布置不对称性造成的扭转对楼层剪力具有明显影响，设计中应按塔楼及底盘±5%的偶然偏心进行计算。同时，因底盘扭转刚度发生突变，应适当对大底盘上一层的竖向构件提高抗扭应对措施。

表 2 各塔楼转换层上一层（2层）楼层剪力汇总（花园洋房区） kN

A塔转换层上一层（2层）楼层配筋对比如图10所示，蓝色标注表示单塔模型的配筋值大于多塔模型部分，绿色标注表示多塔模型的配筋值大于单塔模型部分，其余未显示部分表示单/多塔实际计算配筋相等。从图中可知，多塔模型配筋设计结果仅在局部位置大于单塔设计结果，配筋应以单塔模型的计算结果为主，采用多塔模型结果进行复核。

4 大底盘多塔结构温度应力分析

由于车辆段上盖大底盘的结构长度较大，不同区域的非荷载作用（如温差和收缩）引起结构楼板及构件的内力变化不可忽视。通常预先设定的施工区域将大底盘分成若干块，每块设置的后浇带将塔楼区域在合拢前分割成几个单体，可不考虑非荷载作用的影响，但在后浇带合拢后，混凝土随时间的收缩并未完成，因此后浇带合拢后的楼板应力值得关注。

假定后浇带合拢时间为2个月后，即60天后，参考文献[9]中相关计算方法，确定混凝土的最大收缩量并加以修正。任意时间的混凝土收缩量按下式计算：

式（1）中，t为时间，以天为单位；ε（t）为任意时间的收缩应变；ε（∞） 为考虑各种非标准因素影响下的混凝土最终收缩应变，可根据下式计算：

式（2）中，ε0（∞）为标准状态下混凝土的最终收缩应变，对于任何标号的混凝土该值均为固定值3.24×10-4；Mn为考虑水泥品种、水泥细度、骨料、水灰比等参数的修正系数。

图10 A塔转换层上一层楼层配筋对比

结合本工程实际参数的影响，ε（∞） = 3.17×10-4。

由以上信息可以计算出结构各部分的收缩应变，并将该收缩应变通过混凝土的线膨胀系数换算成温差曲线，如图11所示。

图11 混凝土收缩当量温差随时间的变化曲线

非荷载作用影响下的结构整体收缩应变ε应扣除后浇带未合拢之前的混凝土收缩应变ε（60），即

则整体收缩效应当量温差ΔT为：

式（4）中，α为混凝土线膨胀系数，取1.0×10-5。

非荷载作用的影响除考虑整体收缩效应当量温差外，还应考虑季节温差和混凝土的徐变应力松弛特性，根据GB 50009-2012《建筑结构荷载规范》表E.5，深圳地区的基本气温Tmax= 35 ℃、Tmin= 8 ℃，假定结构平均温度Tsmin与基本气温相同，即Tsmin=Tmin=8 ℃，同时，控制后浇带的混凝土合拢温度为22 ℃，则相当于对平均气温而言，降温最大温差为14 ℃。混凝土徐变应力松弛系数取0.30。

以花园洋房区为例，对结构整体模型进行温度效应分析，转换层温度应力云图如图12所示。在最大降温作用下，X方向的平均拉应力约为0.7 MPa，塔楼边界位置局部应力为1.4 MPa；Y方向的平均拉应力约为0.4 MPa，塔楼边界位置局部应力为1.1 MPa。

5 结论

通过对深圳某车辆段大底盘上盖多塔结构设计分析对比，可得出如下结论：

（1）地铁车辆段上盖结构类型复杂，塔楼的结构形式、高度变化多样，除进行常规的转换结构分析外，水平地震作用下扭转耦联带来的不利影响不容忽视；

（2）转换层大部分部位的配筋值维持单塔的计算结果，单塔模型楼面梁的配筋值计算结果大于多塔模型的计算结果，注意结构配筋设计应以单塔计算为主，并采用多塔计算结果进行复核；

（3）大底盘多塔结构中的温度应力不可忽略，在塔楼边界位置易出现应力集中，需要采取楼板加厚、双层双向配筋，以及配置全截面受拉钢筋等措施进行加强。

图12 转换层温度应力云图