中川機場空鐵聯(lián)運交通綜合體地震響應分析

賈 堅 劉傳平, 袁 勇 李 翀 張劭華

(1.同濟大學建筑設計研究院(集團)有限公司， 200092， 上海； 2.同濟大學地下建筑與工程系， 200092， 上海；3.同濟大學土木工程防災國家重點實驗室， 200092， 上海； 4.中國建筑第二工程局有限公司華東公司，200135， 上?！蔚谝蛔髡撸?正高級工程師)

隨著國家城市化進程的不斷加快和交通強國戰(zhàn)略的持續(xù)推進，空鐵聯(lián)運綜合交通樞紐成為城市交通建設上的一大創(chuàng)新。它將航空、高速鐵路、城際鐵路、地鐵等多種交通方式結合在一起，能充分發(fā)揮機場交通樞紐、軌道交通的綜合效益，引導交通設施與各項城市功能的有機融合，成為城市空間集約化利用的重要途徑[1]。目前建成的有上海虹橋、武漢天河、成都雙流、鄭州新鄭、北京大興機場等綜合交通樞紐。

空鐵聯(lián)運綜合交通樞紐是由機場航站樓、鐵路車站、地鐵車站、綜合交通換乘中心和臨近地表結構等共同組成的新型結構形式，各部分結構并行匯集，立體交叉重疊，結構形式復雜，斷面差異大[2]。空鐵聯(lián)運綜合交通樞紐涵蓋地表和地下結構，與周圍巖土介質構成了一個復雜的相互作用體系，地震響應的空間效應顯著。特別是在高烈度區(qū)，空鐵聯(lián)運綜合交通樞紐一旦遭到地震破壞，將會給城市機能產(chǎn)生嚴重影響。因此，深入研究空鐵聯(lián)運綜合交通樞紐結構的抗震性能顯得尤為重要。

目前關于機場航站樓、鐵路車站、地鐵車站等單體結構的抗震研究成果十分豐富[3-6]，但是針對集機場航站樓、綜合交通換乘中心、鐵路車站、地鐵車站等于一體的大型復雜交通樞紐結構的抗震研究報道較少，其地震響應的空間效應如何未知。因此，本文針對蘭州中川國際機場T3航站樓空鐵聯(lián)運綜合交通樞紐結構，研究其在設防地震下的抗震性能，分析其地震響應的空間效應，為工程的抗震設計提供技術依據(jù)。

1 工程概況

蘭州中川國際機場T3航站樓綜合交通樞紐總建筑面積約70萬m2，其中，T3航站樓40萬m2，綜合交通中心(GTC)27萬m2。設計范圍如圖1所示。規(guī)劃高鐵蘭州至張掖線、地鐵5號線在T3和GTC下方設站且同步建設。中川機場綜合交通樞紐區(qū)域結構布置如圖2所示，由北至南，區(qū)域內主要包括T3航站樓區(qū)域、國鐵和地鐵候車廳區(qū)域以及GTC交通中心區(qū)域[7]。

圖1 中川機場T3航站樓及GTC綜合交通中心設計范圍

1) T3航站樓:總長約893 m，總寬約854 m，分為主樓和指廊，主體結構采用鋼筋混凝土框架結構體系。主樓為地上三層、地下一層結構。地下一層為換乘廳，地上二層到達層可通過換乘連廊前往GTC換乘中心。

圖2 中川機場綜合交通樞紐區(qū)域結構布置Fig.2 Structural layout of Zhongchuan Airporttransportation hub

2) GTC：位于T3航站樓南側，為地上二層、地下三層結構，其橫斷面如圖3所示。地上二層為換乘層，通過換乘連廊通往航站樓；地下三層為鐵路和地鐵的站臺層。GTC建筑主體采用鋼筋混凝土框架結構，局部采用鋼結構，中部鋼拱架最高點標高為24 m。換乘中庭兩側各外擴一跨(9 m)設縫，與停車樓裙房結構完全斷開。中庭與周邊裙房的總長度約為200 m，總寬度約為118 m。

圖3 GTC換乘大廳橫斷面Fig.3 Cross section of GTC transfer hall

3) 國鐵車站:蘭州至張掖高鐵三四線穿過T3航站樓及GTC。車站位于航站樓中軸線西側，規(guī)模為2臺2線，總長600 m，其縱剖面如圖4所示。該范圍內車站部分有站廳和站臺兩層，部分僅有站臺一層。站臺層底板標高為-21.0 m，頂板標高為-11.0 m。國鐵車站標準段橫向寬度為31.5 m，車站沿橫向中點布置中柱，中柱沿車站縱向間距為9 m。

4) 地鐵車站：地鐵5號線機場站與國鐵機場站平行設置于中川機場T3航站樓南側，車站沿南北向布置，為地下二層島式站臺車站。地鐵車站總長460 m，其中約60 m位于T3航站樓下方，其縱剖面如圖5所示。該范圍內車站部分有站廳和站臺兩層，部分僅有站臺一層。站臺層底板標高為-19.0 m，

圖4 國鐵車站縱剖面

圖5 地鐵車站縱剖面Fig.5 Longitudinal section of metro station

頂板標高為-11.0 m。車站標準段橫向寬度為27.3 m，沿橫向對稱布置兩根中柱，兩根柱沿橫向間距為8.8 m，與各自方向墻體相距8.35 m，中柱沿車站縱向間距為9 m。

2 計算模型及參數(shù)

2.1 計算模型

建立包括國鐵車站和區(qū)間隧道、地鐵車站和區(qū)間隧道、T3航站樓、GTC在內的整個機場區(qū)域地下和地上結構的簡化模型，開展結構抗震性能分析。簡化模型如圖6所示。

圖6 有限元計算模型Fig.6 Finite element calculation model

1) 地下部分的國鐵和地鐵車站結構及區(qū)間隧道采用地基梁模型模擬，梁結構采用三維Timoshenko梁單元，地基采用Winkler模型；

2) 地上部分的航站樓和GTC結構采用質量-彈簧模型模擬，樓板簡化為質點，柱簡化為彈簧單元；

3) 地基梁橫斷面參數(shù)按照設計圖紙分段設置，地基彈簧參數(shù)沿車站縱向變化由代表性橫斷面參數(shù)插值得到。

考慮模型縱向兩端的邊界效應，對于國鐵線路，建模長度為：100 m(計算邊界)+100 m(鐵路區(qū)間段)+230 m(車站段)+210 m(GTC段)+110 m+50 m(T3航站樓段)+100 m(鐵路區(qū)間段)+100 m(計算邊界)。對于地鐵線路，建模長度為：100 m(計算邊界)+100 m(地鐵區(qū)間段)+180 m+210 m(GTC段)+110 m+50 m(T3航站樓段)。國鐵線路和地鐵線路的中心距為57 m。鑒于車站柱的縱向間距均為9 m，簡化模型中梁單元尺寸定為2.25 m。

2.2 計算參數(shù)

2.2.1 地層參數(shù)

工程場地鉆孔揭露的土層分布及參數(shù)如表1所示。場地土類型為中軟～中硬土，場地類別為Ⅱ類。

表1 地層參數(shù)

2.2.2 地基彈簧和阻尼系數(shù)

地基梁模型將周圍巖土體介質等效為一系列的土彈簧和阻尼單元。水平縱向土彈簧剛度系數(shù)Kx和水平橫向土彈簧剛度系數(shù)Ky計算公式為：

(1)

豎向土彈簧剛度系數(shù)Kz計算公式為：

(2)

式中:

L——入射波波長；

d——圓形結構直徑或矩形結構寬度；

ν——泊松比。

地基梁模型的阻尼單元為輻射阻尼，與土體的性質、結構的尺寸和形式、埋深等都有關系。從土和結構的相對運動方向和接觸面積來分析，水平縱向阻尼系數(shù)Cx、水平橫向阻尼系數(shù)Cy和豎向阻尼系數(shù)Cz的計算公式分別如下：

Cx=ρVsπd

(3)

Cy=Cz=ρVsd+ρVLad

(4)

(5)

式中：

VLa——Lysmer類波速。

根據(jù)以上公式，泊松比ν取0.3，可計算得到地基梁模型中的土彈簧剛度和阻尼系數(shù)，詳見表2。

從客觀角度，木蘭溪防洪工程具有一定的公益性，是一項民生項目，在對其進行建設的過程中，主要以政府的資金投入為主。但是在對防洪基礎設施進行建設的過程中，缺乏配套的旅游以及環(huán)保等資金的共同投入，并且缺乏創(chuàng)新性的投融資機制，使木蘭溪的防洪以及休閑等綜合功能在建設過程中受到一定的阻礙。

2.2.3 上部結構參數(shù)

結構柱的水平向抗側移剛度kx,y計算公式為：

表2 土彈簧剛度和阻尼系數(shù)

(6)

豎向抗壓剛度kz計算公式為：

(7)

式中：

E——柱的彈性模量；

I——柱截面的慣性矩；

h——柱的高度。

柱的混凝土等級取C40，彈性模量E=32.5 GPa。柱的截面尺寸為1 000 mm×1 300 mm(橫向×縱向)，縱向間距均為9 m，橫向跨度為9.8 m或9.15 m，層高為6 m。根據(jù)以上公式計算可得：單根結構柱的水平橫向彈簧剛度為196 MN/m，水平縱向彈簧剛度為330 MN/m，豎向彈簧剛度為42 250 MN/m。

上部結構每層樓板的質量和層間彈簧剛度的計算結果詳見表3。

表3 樓板質量和層間彈簧剛度計算

2.2.4 地震波輸入

根據(jù)工程場地地震安全性評價[8]，場地基本烈度為Ⅶ度。因此，選用100年超越概率10%的設防地震的人工波，其加速度時程和頻譜如圖7所示。峰值加速度為0.24g，主頻為2.75 Hz。

計算時地震波分別沿車站結構橫向和縱向輸入，同時考慮地震波分別沿GTC至T3航站樓方向、T3航站樓至GTC方向傳播，行波波速為500 m/s。計算工況如表4所示。

a) 時程曲線

表4 計算工況Tab.4 Calculation conditions

3 結構地震響應

根據(jù)簡化模型，提取車站結構的地震響應。圖8和圖9分別為設防地震下國鐵車站和地鐵車站結構的水平橫向彎矩和軸向拉力響應包絡圖。

a) 工況1

b) 工況2圖8 設防地震下車站結構水平橫向彎矩響應包絡

a) 工況3

b) 工況4圖9 設防地震下車站結構軸向拉力響應包絡Fig.9 Envelope of station structure axial tensile responseunder fortification earthquake

從圖8可以看到，在地震波沿車站結構橫向輸入工況下，國鐵車站和地鐵車站的水平橫向彎矩的分布規(guī)律為沿結構縱向呈起伏變化。在區(qū)間段、車站段和GTC段內的結構彎矩均較為平緩，而在區(qū)間段與車站段、車站段與GTC、GTC與候車廳、候車廳與T3航站樓等交接處的結構彎矩出現(xiàn)明顯的突變和起伏。這主要是不同區(qū)段交接處的結構剛度和上部質量分布發(fā)生了突變。進入GTC段后，車站結構上面增加了GTC換乘廳的上部結構質量，而到了候車廳段，車站沒有了上部結構質量，但候車廳的存在增大了車站結構的橫斷面剛度。因此，結構彎矩突變以GTC段兩端尤為突出，在車站段與GTC之間，車站的彎矩突變值約400～600 MN·m；在GTC與候車廳之間，地鐵車站的彎矩突變差值達到約600 MN·m，而國鐵車站的彎矩突變差值更是超過800 MN·m。這說明GTC換乘廳的屋蓋系統(tǒng)結構與其下的車站結構之間產(chǎn)生了協(xié)同作用，其對車站結構局部的地震響應有較大影響，影響范圍根據(jù)彎矩突變點的位置大約在距GTC兩端為0.5倍結構橫向跨度內。另外，國鐵車站由于結構橫斷面剛度更大，其水平橫向彎矩整體上比地鐵車站結構的更大(約500 MN·m)。對于不同的地震波傳播方向，車站結構的彎矩分布規(guī)律近似，僅當?shù)卣鸩ㄑ谿TC至T3航站樓方向傳播時，結構彎矩的最大值略有增大。

從圖9可以看到，在地震波沿車站結構縱向輸入工況下，國鐵車站和地鐵車站的軸向拉力的分布規(guī)律為沿結構縱向呈階段變化。從區(qū)間段開始，國鐵車站和地鐵車站結構的軸向拉力不斷增大，至GTC段起點達到最大，進入GTC段后呈先減小后增大的彎曲狀，從GTC終點開始軸向拉力又不斷減小。整體而言，由于GTC段起止點車站結構剛度和上部質量分布有較大突變，這兩個位置結構的軸向拉力均達到局部最大。相較而言，國鐵車站比地鐵車站結構的軸向拉力整體上更大(約2 000 MN)。對于不同的地震波傳播方向，車站結構的軸向拉力沿結構縱向的分布規(guī)律近似，僅當?shù)卣鸩ㄑ谿TC至T3航站樓方向傳播時，結構軸向拉力的最大值略有增大。

綜合以上分析，在國鐵車站和地鐵車站結構剛度和上部質量分布變化的位置，如GTC段起止點，特別是GTC與候車廳交接處，其內力響應產(chǎn)生顯著突變或達到局部最大，是結構抗震設計應重點關注的部位。建議在GTC與候車廳之間設置變形縫，以控制結構在地震作用下的內力突變。

4 結語

本文采用三維簡化結構模型分析設防地震作用下蘭州中川機場綜合交通樞紐結構的地震響應，得到如下結論：

1) 國鐵車站和地鐵車站結構斷面變化及其上部GTC、候車廳、換乘廳、航站樓等建筑質量分布導致的結構剛度和質量變化，會使得不同功能交換連接區(qū)域的內力響應產(chǎn)生顯著突變或達到局部最大。軸向拉力在剛度和質量突變點達到最大，彎矩突變點約在距結構剛度和質量突變點為0.5倍結構橫向跨度的位置。

2) GTC跨越車站結構的縱向起止點是抗震設計應重點關注的部位。建議在GTC與候車廳之間設置變形縫，以控制地震作用下結構內力響應的突變。