下穿T2航站樓天府機場高鐵站轉換厚板結構選型

劉 曦 楊孟根 高夕良

(中鐵二院工程集團有限責任公司， 成都 610031)

1 工程概況

成都至自貢客運專線天府機場高鐵站依次下穿新建天府國際機場T1、T2航站樓，高架橋，T1、T2停車樓、綜合換乘中心GTC，成都地鐵13、18號線，綜合管廊等建構筑物，實現交通上的“零換乘”，車站及咽喉區間隧道線路與上部結構整體平面斜交成55°。車站總長 1 613 m，分為車站主體部分和兩端咽喉區間部分。車站主體為地下二層雙島六線式，總長 517.2 m，標準段凈寬67.4 m，有效站臺長450 m，車站咽喉區間大里程段全長550.8 m，小里程段全長545 m。其中大里程段區間位于T2航站樓正下方，平面空間互相交叉，對高速鐵路車站咽喉區間頂板轉換結構提出了較大的挑戰。

近年來，對于下穿機場的研究主要集中在鐵路隧道下穿機場滑行道及其他構筑物變形方面[1-7]，對高速鐵路區間隧道下穿航站樓的研究很少。本文針對咽喉區間隧道下穿T2航站樓轉換上部結構的斷面方案選型進行研究，以期為其它類似項目提供借鑒。

2 結構方案

大里程咽喉區間結構平面呈喇叭口，寬度沿線路逐漸縮小，由5孔(凈寬65.9 m)逐減變為單孔(凈寬15.3 m)，單孔最大跨度22 m，區間端頭與馬蹄形隧道相連。區間頂板上部框架柱數量多，柱底荷載大，其中T2航站樓鋼結構屋蓋鋼管框架柱最大軸力標準值 28 700 kN，且區間同一斷面內各跨框架柱荷載大小、數量及位置各不相同。

借鑒復雜高層建筑結構設計案例及相關工程經驗[8-11]，結構形式可采用轉換梁(型鋼梁)、轉換厚板、轉換桁架、箱型轉換等。轉換梁因跨度和撓度均較大，且上部結構柱網不規則(局部區域柱網為弧形)，而咽喉區間結構平面為喇叭口型，故布置轉換梁不合適。根據地下結構受力特點，結合工程實際，區間隧道結構頂板采用轉換厚板較為合理。

因咽喉區間結構上部框架柱分布位置及荷載大小不同，方案需考慮荷載不利位置(彎矩或剪力最大的位置)，同時應滿足剪壓比限值、抗沖切計算及抗剪切計算。轉換厚板分別對直墻平頂圓拱斷面方案與直墻圓拱斷面方案進行對比分析。直墻平頂圓拱斷面方案頂板內側為圓拱，頂板頂為平面，實際受力特點為加腋梁的特性。直墻圓拱斷面方案實際受力特性以拱的特性為主。

3 受力分析

本段咽喉區間為明挖區間，基坑支護方式為放坡開挖及圍護樁+錨索防護，底板持力層為中等風化泥巖、砂巖。結構計算截面尺寸：底板厚1.8 m(設置抗拔樁)，側墻厚2 m(側墻高度13.5～15.5 m)，中隔墻厚1 m，頂板厚2.5～2.8 m。底板位于地下-25 m，混凝土采用C45。受到上部結構制約，區間頂板標高由航站樓上部結構建筑使用要求確定，頂板拱弧線為由側墻頂點、中隔墻頂點及頂板中點形成的圓弧形。

采用MIDAS/GEN建立實體單元模型進行受力分析，為接近工程實際，取一40 m長的施工段建模。上部基礎荷載(11 000 kN)采用均布荷載施加于實體單元節點上(考慮結構基礎的擴散作用)，作用于模型平面中部(20 m處)，頂板同時施加10 m覆土土壓力、超載20 kN/m2及自身自重。采用彈簧支座模擬邊界約束及抗拔樁，彈簧剛度根據地質勘查的基床系數賦予，土壓力及水壓力荷載施加于底板和側墻。為利于施加荷載及結構分析，采用結構的垂直方向與全局坐標系的Z軸平行建模。區間斷面建模示意如圖1所示。本文針對中間孔最大跨的應力結果進行方案比較分析。

圖1 區間斷面(建模)示意圖(mm)

3.1 直墻平頂圓拱斷面方案

直墻平頂圓拱斷面在上部結構荷載及覆土壓力荷載作用下的最大主應力如圖2所示。中間孔跨度約13 m，從應力分布上看，厚板呈現單向板受力狀態，截面受力類似于加腋梁的受力狀態，中間孔跨底部及支座頂部受拉。

圖2 直墻平頂圓拱斷面在上部結構荷載及覆土壓力荷載作用下的最大主應力圖

荷載作用下直墻平頂圓拱斷面X軸軸向應力如圖3所示。

圖3 荷載作用下直墻平頂圓拱斷面X軸軸向應力圖

從圖3可以看出，中間跨頂部支座受拉區寬度約占單孔跨度(13 m)的26%，底部受拉區寬度約占單孔跨度(13 m)的26%，結構斷面上受拉區豎向分布占整體板厚的30%。

結合MIDAS/GEN的計算結果，匯總中間孔應力及變形數據如表1所示。

表1 直墻平頂圓拱斷面應力分析表

表1中，Y軸向應力是整個區間結構縱向應力(即垂直于線路方向)的體現。在整個頂板平面范圍內，上部結構基礎荷載在頂板縱向上有一定的影響范圍，設計時需確定具體的加強范圍。

3.2 直墻圓拱斷面方案

直墻圓拱斷面方案與直墻平頂圓拱斷面方案在同樣約束條件、同等荷載的情況下建模。其在上部結構荷載及覆土壓力荷載作用下的最大主應力如圖4所示，X軸軸向應力如圖5所示。結合MIDAS/GEN的計算結果，匯總中間孔應力及變形數據如表2所示。

圖4 直墻圓拱斷面在上部結構荷載及覆土壓力荷載作用下的最大主應力圖

表2 直墻圓拱斷面應力分析表

結合圖4、圖5和表2可知，直墻圓拱斷面方案中間孔頂部均呈現全跨壓應力狀態，底部受拉區寬度約占單孔跨度(13 m)的25%，結構斷面上受拉區豎向分布僅占整體板厚的30%。

圖5 荷載作用下直墻圓拱斷面X軸軸向應力圖

對比兩個方案的應力分析結果，可以看出：

(1)直墻平頂圓拱斷面方案在跨中底部的拉應力比直墻圓拱斷面方案大38.3%，即同樣斷面厚度的情況下，直墻平頂圓拱斷面方案跨中底部受拉明顯。

(2)直墻平頂圓拱斷面方案支座頂部出現拉應力，直墻圓拱斷面方案支座頂部為壓應力，即在同樣斷面厚度的情況下，直墻平頂圓拱斷面方案支座頂部受拉明顯。

(3)直墻圓拱斷面方案的拱效應較直墻平頂圓拱斷面方案明顯，更有利于受力，在上部轉換柱荷載作用范圍內，頂板95%的截面高度范圍均參與抗壓，更能充分發揮混凝土的抗壓優勢。但與此同時，因拱形斷面將上部荷載轉化為對中隔墻及側墻的水平推力，直墻圓拱斷面方案中隔墻剪應力較直墻平頂圓拱斷面方案大，約大于直墻平頂圓拱斷面方案剪應力的25%，對豎向構件不利。

(4)兩種方案在彈性位移方面相差不大，剛度相當。

總體來說，兩種方案應力相當，剛度相當。直墻平頂圓拱斷面方案支座頂部有拉應力，直墻圓拱斷面方案無拉應力。直墻圓拱斷面方案混凝土受壓利用得更充分，彎矩轉化為軸力更多，拱效應更明顯。但從結構概念來說，直墻平頂圓拱斷面方案頂板支座節點有加強，更符合“強節點”的抗震設計概念，且本項目頂板上有較多的航站樓結構基礎，基礎底部需安裝隔振支座，頂板拉平利于上部結構基礎施工，也利于頂板結構鋼筋綁扎和外包防水卷材施工。綜合上述因素，最終采用直墻平頂圓拱斷面方案進行設計。

4 實體單元應力配筋

本工程截面厚度較大，實體單元應力配筋采用桿系單元模擬與實際受力狀態存在較大差別，因此,在采用平面桿系單元斷面設計的同時，以實體單元分析作為補充校核。

根據SL191-2008《水工混凝土結構設計規范》[12]第3.1.3條規定，可依據有限元軟件分析結果進行承載力和正常使用條件的配筋計算和驗算。由彈性力學分析方法求得截面的應力圖形面積確定配筋數量，按應力圖形面積計算配筋的公式為：

(1)

式中：K——安全系數，取1.35；

T——鋼筋承擔的拉力；

B——梁寬(m)；

fy——鋼筋抗拉設計強度(MPa)。

針對非桿件體系的鋼筋混凝土結構裂縫控制問題，SL 191-2008《水工混凝土結構設計規范》提出了采用限制鋼筋應力的方式對裂縫進行控制：

σsk≤αsfyk

(2)

式中：fyk——鋼筋屈服強度標準值,MPa；

αs——考慮環境影響和荷載長期作用的綜合影響系數，取值范圍0.5～0.7，對一類環境取大值，對四類環境取小值。

根據以上要求，對實體單元進行裂縫配筋，控制鋼筋最大應力來控制裂縫，當彈性應力圖形的受拉區高度小于結構截面高度的2/3且截面邊緣最大拉應力不大于0.45ftk時，僅配置構造鋼筋。對比SL 191-2008《水工混凝土結構設計規范》和GB 5001-2010《混凝土結構設計規范》[13]的裂縫計算公式，再次計算裂縫，同等條件下若達到同樣的裂縫寬度，水工規范需增加鋼筋面積。

根據配筋量及鋼筋間距要求，配筋量較大處采用并筋的布置方式。由于拱軸力的作用明顯，截面配筋按壓彎構件計算承載力及裂縫。配筋設計時,在頂板高度范圍內按一定間距配置鋼筋網片可從構造上緩解大體積混凝土溫度收縮的影響，同時提高截面抗剪承載力。

5 結束語

本文通過對區間隧道頂板轉換結構選型的分析，得出以下結論：

(1)在大跨度轉換集中荷載下，直墻平頂圓拱結構受力更合理，可優先選用。

(2)在滿足工程耐久性設計前提下，可適當提高混凝土強度等級來提高厚板抗沖切、抗剪切及抗彎承載力。但本工程截面尺寸較大，影響在施工及設計時，需采取相應的措施來控制大體積混凝土溫度應力的影響。

(3)直墻平頂圓拱結構在控制結構承載力、裂縫、撓度時更易滿足規范要求。

(4)轉換厚板呈現三向受力狀態，配筋設計時應根據應力配置鋼筋，并在剪應力較大處設置單肢箍。