李 恒，劉維亞，黎少峰，李 明

（深圳千典建筑結構設計事務所有限公司 深圳 518057）

1 研究背景

由于城市用地日趨緊張，地鐵車輛段上蓋建筑的綜合開發(fā)成為當下熱點。早期開發(fā)多以小高層為主，開發(fā)強度偏低。本文以深圳地鐵某車輛段上蓋為研究對象，對地鐵車輛段上蓋建筑的可建高度及結構形式進行了研究和探索，為提升車輛段上蓋建筑高度提供技術支持。

2 車輛段結構特點及研究重、難點

車輛段廠房主要由大、架修庫、運用庫及咽喉區(qū)組成，均為單層框架結構，典型柱網(wǎng)布置如圖1?所示。其中運用庫柱網(wǎng)一般為6.0～9.0 m×（12.0～13.3）m，如圖1?所示，層高在9.0 m 以上；大、架修庫柱網(wǎng)一般為7.5 m×（18.6～21.0）m，如圖1?所示，層高在14.0 m 以上，廠房內設有橋式起重機；咽喉區(qū)柱網(wǎng)不規(guī)則，層高同運用庫，部分區(qū)域白地面積較大，如圖1?所示，有剪力墻落地條件。上蓋住宅和公寓大多需要采用剪力墻結構，兩者主要矛盾是垂直車行方向柱距較大且沒有剪力墻落地條件，導致結構出現(xiàn)構件間斷，剛度、承載力突變等不規(guī)則項目，成為超限高層建筑。采用合理結構體系和抗震措施來保證結構安全及使用要求是此類研究的重點和難點。

圖1 車輛段典型柱網(wǎng)示意Fig.1 Typical Column Grids of Depot （mm）

針對車輛段上蓋建筑整體結構特點，本研究主要思路為：①考慮在滿足限界［1］（包括車輛限界、設備限界和建筑限界等）要求的前提下，尋找可以增加底框抗側剛度的條件；②采用合理結構體系和設計方法，保證底框結構在罕遇地震作用下具有適宜的承載能力；③在不能設置地下室的條件下，確定合理的基礎埋深。

為了便于研究，假定研究基本條件為：抗震設防烈度為7度（0.1g），場地類別為Ⅱ類，特征周期為0.35 s。

3 車輛段上蓋結構抗震設計關鍵技術

選取某住宅單元作為研究對象，令其柱網(wǎng)與車輛段柱網(wǎng)正交，結構平面關系如圖2所示，圖2中填充墻體為上蓋住宅剪力墻。

圖2 住宅單元與車輛段柱網(wǎng)正交示意Fig.2 Orthogonal Vertical Members of Housing and Garage

3.1 通過柱端加腋提高結構抗側剛度

運用庫垂直車行方向缺少剪力墻落地條件，在對車輛段廠房限界條件研究后確定采用在垂直車行方向的框架柱端加腋，作為提高車輛段廠房首層抗側剛度的方法，框架柱端加腋如圖3所示。

圖3 柱端加腋示意Fig.3 Schematic of Column End Haunch （mm）

為驗證框架柱端加腋對結構抗側剛度的影響，分別選取加腋與不加腋模型，采用盈建科建筑結構計算軟件YJK-A輔助分析，對相鄰樓層側向剛度比進行對比研究。研究模型基本條件如表1所示。

表1 研究模型基本條件Tab.1 Basic Condition of Models

研究模型結構三維簡圖如圖4 所示，重點研究柱端加腋方向相鄰樓層的側向剛度比值。樓層側向剛度計算采用樓層剪力與層間位移角之比計算［2］，結果如表2所示。

表2 模型樓層側向剛度對比Tab.2 Comparison of Lateral Stiffness of Models

圖4 研究模型結構三維簡圖Fig.4 Three Dimensional Sketch of Models

對比模型1 和模型2：梁、柱采用桿單元建模時，加腋前后樓層側向剛度變化很小，說明盈建科桿系加腋模型對結構剛度計算模擬失真，計算結果不能真實反映框架柱加腋對樓層側向剛度的影響。

對比模型1 和模型3：對于不加腋的框架，實體單元模型計算的樓層側向剛度大于桿單元模型，樓層側向剛度比則小于桿單元模型。

對比模型4 和模型3：加腋模型的樓層側向剛度大于不加腋模型，證明框架柱端加腋可以有效地改善車輛段樓層的側向剛度。

3.2 全框支轉換結構

“全框支轉換結構”與“部分框支剪力墻結構”相對，是一種轉換層及以下為框支框架及框架，沒有落地剪力墻的新型結構體系，現(xiàn)已列入文獻［5］，采用抗震性能設計方法，確保提高上蓋高度后結構整體安全。以3.1節(jié)中的模型1為例，確定各構件的抗震性能目標［3］，如表3所示。

表3 全框支剪力墻結構［5］抗震性能目標Tab.3 Seismic Performance Target of Bottom-frame Support Shear-wall Structure

全框支轉換結構需重點解決以下問題：①多遇地震設計時的抗震措施；②抗剪承載力突變的應對措施；③框支柱在設防烈度和預估罕遇地震作用下的抗剪承載力問題。

3.2.1 多遇地震設計時的主要抗震措施

對于全框支轉換結構，框支框架是結構關鍵構件，抗震等級不應低于文獻［4］中部分框支剪力墻結構框支框架的抗震等級。剪力墻底部加強區(qū)的高度可從轉換層板頂算起，宜取轉換層以上2層，且不宜小于轉換房屋高度的1/10。性能設計證明此措施可保證上蓋結構整體延性與部分框支剪力墻結構相當。

3.2.2 抗剪承載力突變的應對措施

研究模型存在首層和轉換層等兩個明顯的薄弱層，下部樓層的抗剪承載力計算結果如表4所示。

表4 樓層抗剪承載力驗算Tab.4 Shear Capacity for Storey Checking

結果表明：只有首層的層間受剪承載力小于相鄰上一樓層的80%（＞65%）。

參照文獻［2］第5.5.4條關于結構薄弱層（部位）的確定方法，對模型1進行大震等效彈性計算，得到相應的樓層剪力及屈服強度系數(shù)如表5所示。

表5 樓層剪力及屈服強度系數(shù)Tab.5 Shears and Yield Strength Coefficients of Storey

結果表明：通過小震計算時各種系數(shù)放大和加強措施，下部剛度突變位置樓層其屈服強度系數(shù)遠大于上部樓層。遭受罕遇地震作用時，樓層屈服強度系數(shù)相對較小的上部樓層更有可能先進入塑性，符合強下部、弱上部的概念設計要求。文獻［2］規(guī)定的薄弱層判斷就是要找出相對薄弱樓層的位置，對這些部位地震力進行放大、加強構造措施等，保證其不至過于薄弱。

設計時建議結構布置盡量滿足抗側力結構的受剪承載力不應小于相鄰上一樓層的65%［2］的要求。

3.2.3 框支柱在罕遇地震作用下的抗剪承載力問題

采用三維非線性結構分析軟件PERFORM-3D 對模型1中框支柱分加型鋼和不加型鋼進行了動力彈塑性時程分析，主要計算結果匯總如圖5所示。

圖5 罕遇地震作用下框支結構主要計算結果Fig.5 Major Calculation Results of Frame-support Structure under Rare Earthquakes

結果表明：按照表3目標設計的全框支轉換結構，可以實現(xiàn)轉換層上部剪力墻先于下部結構進入塑性狀態(tài)；在框支柱增設型鋼以后，可以明顯提高框支柱的抗剪承載力；框支柱內是否增設型鋼，對結構整體延性影響不大。

4 層間隔震框支剪力墻結構

相對于其它廠房，大、架修庫樓層抗側剛度更小，研究采用層間隔震性能化設計，上蓋、蓋下結構平面關系如圖6所示，圖中填充墻體為上部住宅剪力墻。

圖6 住宅單元與大、架修庫柱網(wǎng)正交示意Fig.6 Orthogonal Vertical Members of Housing and Overhaul Garage

模型基本條件為：蓋下柱網(wǎng)18.6 m × 6.0 m；首層（大、架修庫）層高16.0 m；2 層（車庫）層高5.0 m；3 層（隔震層）層高2.8 m；4 層以上（住宅）層高3.0 m，總高度為80.8 m。模型簡圖如圖7所示。

圖7 隔震模型結構三維簡圖Fig.7 Three Dimensional Sketch of Model

4.1 層間隔震框支剪力墻結構抗震性能目標

依據(jù)文獻［2］隔震結構進行設防地震、罕遇地震二水準設計，確定各構件的抗震性能目標，如表6所示。

表6 隔震框支剪力墻結構抗震性能目標Tab.6 Seismic Performance Target of Isolation for Bottom-frame Support Shear Wall

隔震框支剪力墻結構需重點解決以下問題：①隔震層下部結構樓層側向剛度突變；②框支柱在罕遇地震作用下的抗剪承載力；③隔震層上部結構的抗傾覆穩(wěn)定。

4.2 隔震層下部結構樓層剛度突變

隔震層以下的結構（包括地下室和隔震塔樓下的底盤）中直接支承隔震層以上的相關構件，應滿足嵌固的剛度比要求［2］。這個要求對于隔震層位于基礎和地下室頂板時是比較容易滿足的，但對于本案則要求偏高。為此引入支承隔震層的剛性樓蓋概念，以解決底層和2層之間側向剛度突變問題。

采用三維結構分析設計軟件ETABS建模分析，在設防地震作用下各工況2 層層間位移角如表7 所示，均小于1/4 000，遠小于不開洞填充墻框架開裂層間位移角1/2 500［2］。說明大、架修庫屋面與其上一層屋面之間的變形很小，近似剛體，故可以將大、架修庫屋面及其上一層形成的空腹桁架、混合空腹桁架作為立體桁架屋面進行整體分析，從而解決了隔震層下部結構樓層側向剛度突變的問題。

表7 設防地震作用下隔震模型層間位移角Tab.7 Storey Drift under Precautionary Earthquake

4.3 框架柱在罕遇地震作用下的抗剪承載力問題

選取了5 條實際強震記錄和2 條人工模擬加速度時程，對隔震模型和非隔震模型進行計算，得到隔震層上部結構和下部結構的水平向減震系數(shù)分別為0.521 和0.573，按文獻［2］，結構的地震作用及抗震措施仍需按7 度（0.1g）執(zhí)行。雖然設計沒能使上部結構的抗震措施降低，但是隔震后上蓋及蓋下結構地震反應均有所減弱，增加了結構的延性儲備。

采用三維非線性結構分析軟件PERFORM-3D 對層間隔震框支剪力墻模型進行了動力彈塑性時程分析。主要計算結果匯總如圖8所示。

圖8 罕遇地震作用下隔震結構主要計算結果Fig.8 Major of Calculation Results of Isolation Structure under Rare Earthquakes

結果表明，在罕遇地震作用下隔震層以下結構層間位移角為1/619＜1/150；隔震層以上結構層間位移角為1/297＜1/200；框支柱滿足抗剪彈性的性能目標。隔震支座耗能占比超過80%以上，直接減小了由于剛度突變產(chǎn)生的地震作用放大效應，減輕了地震中結構損壞，提高了建筑的抗震能力。

4.4 隔震層上部結構的抗傾覆穩(wěn)定

由于橡膠隔震支座抗拉屈服強度較低，需要限制非地震作用水平荷載，本案風荷載產(chǎn)生的總水平力標準值為3 893 kN，總重力為225 425 kN，風荷載產(chǎn)生的總水平力不超過結構總重力的10%；隔震層屈服力（5 452 kN）與風荷載產(chǎn)生水平力的比值為1.40≥1.4；在罕遇地震作用下，隔震支座最大拉應力為0.04 MPa＜1 MPa，滿足抗傾覆要求［2］。

5 車輛段基礎埋深的討論

由于車輛段一般不設置地下室，與常規(guī)高層建筑的基礎設計相比，基礎埋深一般不能滿足文獻［2］的相關要求［6］，其抗傾覆和抗滑移穩(wěn)定性是車輛段上蓋高層建筑設計中的另一個熱點問題。

以咽喉區(qū)某住宅單元（高度170 m，高寬比約為5.2）為研究對象，對其在不同水準地震作用下的抗傾覆能力進行計算，基本模型如圖9 所示，計算結果如表8所示。

表8 抗傾覆計算結果匯總Tab.8 Summary of Overturning-resist Calculation

圖9 咽喉區(qū)研究模型三維簡圖Fig.9 Three Dimensional Sketch of Throat Model

結果表明：①在各個工況下，結構抗傾覆系數(shù)均大于1.6，說明對于大多數(shù)高層建筑，結構抗傾覆能力具有足夠的安全儲備，基礎埋深一般不是控制高層建筑抗傾覆穩(wěn)定性的決定因素；②高寬比較大，底盤小的結構在大震作用下基礎底面與地基之間易出現(xiàn)零應力區(qū)，說明適當加大高層建筑的底盤，有利于提高結構的抗傾覆穩(wěn)定性。對于車輛段上蓋設計來說，減少車輛段結構分縫是提高穩(wěn)定性最有效的措施之一。

6 結論

通過對車輛段上蓋建筑設計中諸多豎向不規(guī)則問題的研究，提出了相應地解決方案：

⑴在垂直車輛通行方向的框架柱端適當加腋，可以改善車輛段廠房的抗側剛度。

⑵采用全框支轉換結構，通過抗震性能設計，適當提高框支框架的性能目標，可以彌補結構延性的不足，從而保證結構整體安全。

⑶ 在大跨廠房結構剛度突變的位置設置隔震層，可減小由于剛度突變產(chǎn)生的地震作用，從而實現(xiàn)上蓋建筑高度提升的目標。

⑷在滿足地基承載力、變形和穩(wěn)定性的條件下，不需要刻意增加基礎埋深。