隧道上蓋建筑厚板轉換及高位二次轉換結構設計

楊豐瑞，劉 洋，陳劍圖，吳 旻

（廣州市城市規(guī)劃勘測設計研究院有限公司 廣州 510060）

1 工程概況

廣州市荔灣區(qū)某隧道上蓋建筑總建筑面積18.1萬m2，地上29層，地下5層，總高度93.30 m，為A級高度建筑。其中，首層至6層為裙樓，主要用于布置商業(yè)商鋪和公建配套設施；7層為塔樓結構轉換層，功能為屋頂花園；8～29 層為塔樓，用于布置住宅。地下部分有兩條隧道穿過，地下建筑面積2.1 萬m2。建筑效果如圖1所示。

本工程結構安全等級為二級，結構設計工作年限50年，抗震設防烈度為7度，抗震設防分類為丙類，50年重現(xiàn)期基本風壓0.50 kN/m2，建筑物地面粗糙度為C類，地基基礎的設計等級為甲級。

2 設計難點

本工程塔樓騎跨隧道，隧道段限界要求嚴格，兩條隧道間部分空間狹窄，極大限制了豎向構件的布置。隧道段結構層高約為16 m，隧道頂部需要設置轉換層，支承上部結構。上蓋建筑裙樓層高約為4 m，上下層高相差較大，主體結構剛度變化不均勻，結構易出現(xiàn)明顯的薄弱層［1］。

同時，住宅部分主樓位于流花湖隧道上方，剪力墻不能落地，轉換層設置在地上第7 層，屬于高位轉換，且墻柱存在二次轉換的情況。二次轉換結構的地震反應力較大，局部應力集中，豎向傳力復雜［2］，此前國內外對二次轉換結構的研究較少。

隧道兩邊支承轉換厚板的結構構件，設計中按框支柱計算分析，配筋量及箍筋設置與普通工程樁不同?？紤]到施工周期與造價問題，本工程采取工程樁與轉換柱一體施工。但此方法在施工工藝和質量控制上存在一定的難度，鋼筋籠的吊放和安裝過程中，對垂直度控制的要求也比較嚴格。

3 結構設計

3.1 結構體系布置

本工程地下部分騎跨兩條隧道，采用現(xiàn)澆鋼筋混凝土框架-剪力墻結構體系。隧道頂部采用厚度2 m的厚板作為轉換構件，橫向跨度14 m，混凝土等級為C40。設置厚板使隧道對柱位的影響降到最低，轉換層上、下部的豎向構件可以靈活布置。厚板轉換層近似于剛體，亦能大幅度提高轉換層剛度，實際控制地震下結構的層間位移角，消除容易出現(xiàn)薄弱層的問題［3］。在隧道兩側及中部設置16 m 高的轉換柱，轉換柱與等直徑鉆孔灌注樁一體設計施工。隧道間部分空間狹窄的部位設置鋼管剪力墻，共同支撐轉換厚板。隧道兩側設置厚度為600 mm 的側壁作為厚板的支點，將上部水平力傳遞給周邊土體，保證厚板轉換體系的穩(wěn)定與安全。

地上部分采用部分框支剪力墻結構體系。其中2～6 層裙樓作商場用途，在電梯筒位置設置落地剪力墻，其他位置采用大柱網，層高約為4 m；7層以上為塔樓，轉換層采用鋼筋混凝土大梁作為第二次轉換構件，轉換梁尺寸多為1 000 mm×2 000 mm，混凝土等級C50。此種轉換結構應用廣泛，技術相對成熟，構造簡單，荷載傳力路徑明確。還具有豎向剛度較大、抗傾覆能力較強的優(yōu)勢，便于整體結構的抗震性能研究［4］。7 層以上樓層設置純剪力墻結構，標準層層高2.9 m，剪力墻作為主要的抗側力結構，承擔風荷載和地震作用產生的水平荷載。

其中，包含兩次轉換結構的剖面布置如圖2所示；高位二次轉換層結構平面布置如圖3所示。

圖2 結構剖面Fig.2 Structural Section （mm）

圖3 高位二次轉換層結構平面Fig.3 High-rise Secondary Conversion Layer Structure Plan

3.2 抗震性能目標

本工程為存在高位轉換，側向剛度不規(guī)則以及Ⅰ類扭轉不規(guī)則等超限情況的A級高度高層。制定抗震性能目標時引入“強下部弱上部”的設計概念［5］，并綜合考慮建筑功能、結構抗震類別、設防烈度、結構特殊性、建造費用及震后損傷程度等各項因素。將下部隧道轉換厚板及其支撐結構抗震性能目標設定為B 級，上部安置房結構預期的抗震性能目標設定為C級，其中，結構關鍵構件的抗震性能水準如表1所示。對結構上、下部設置對應的性能目標，分別采取不同的抗震措施，確保結構底部區(qū)域及轉換層相關范圍破壞晚于上部［6］。

表1 結構關鍵構件抗震性能水準Tab.1 Seismic Performance Level of Key Structural Components

4 結構分析

4.1 小震反應譜分析

本工程小震反應譜采用結構分析軟件YJK 和MIDAS Building 共同計算分析，如表2 所示。為準確模擬地震作用下隧道轉換厚板及其支撐結構在實際工況下的位移和受力情況，并在模型中有效地體現(xiàn)出二次轉換的特殊結構。選取與隧道底面同標高的柱底作為嵌固端，進行整體模型計算。并將地下部分結構建入模型，該層層高16 m，與實際隧道高度一致。

表2 小震振型分解反應譜法轉換層剛度比計算結果Tab.2 Calculation Results of Stiffness Ratio of Transfer Layer by Mode Decomposition Response Spectrum Method under Small Earthquake

YJK 與MIDAS 的計算結果相近、吻合較好。結構的主振型以平動為主，整體結構周期比、剪重比、層間位移角、剛重比，以及轉換結構上下層剛度比等各項分析數(shù)據，均滿足《高層建筑混凝土結構技術規(guī)程：JGJ 3—2010》［7］中“不應項”的限值要求，說明結構體系設計合理。

4.2 中震等效彈性分析

本工程采用等效彈性方法，對結構中的關鍵構件進行正截面承載力驗算，如圖4、圖5 所示。按設定目標水準2，選取下部轉換厚板及其支撐結構中的關鍵構件，驗證支撐厚板的轉換柱與鋼管剪力墻，由小震設計即可滿足中震性能目標。按設定目標水準3，選取高位二次轉換結構中的關鍵構件，驗證全部框支柱由小震設計即可滿足中震性能，少數(shù)框支梁由中震控制。將中震和小震配筋結果包絡值用于實際施工圖配筋，可滿足水準3的性能要求。

圖4 厚板轉換關鍵構件轉換柱、剪力墻正截面驗算Fig.4 Check Calculation of Transfer Column& Shear Wall

圖5 高位轉換關鍵構件框支梁、框支柱正截面驗算Fig.5 Check Calculation of Frame-supported Beam and Frame-supported Column

4.3 大震動力彈塑性分析

本工程按《建筑抗震設計規(guī)范：GB 50011—2010》［8］要求，選擇1組人工波和2組天然波，采用高性能結構動力彈塑性計算軟件SAUSAGE，建立有限元模型，進行大震彈塑性分析。計算結果取3條波結果包絡值如表3所示。研究第一次轉換結構的關鍵構件隧道頂厚板轉換柱，以及第二次轉換結構的關鍵構件高位轉換層框支柱，和底部加強區(qū)剪力墻在大震作用下的損傷情況，詳見圖6～圖8。擬達到以下目的：了解整體結構在實際地震下的反應、受力情況和破壞形態(tài)，判斷結構是否滿足對應的設防水準要求。

圖6 隧道頂厚板轉換柱在大震下的性能水平Fig.6 Performance of Column under Large Earthquake

圖7 高位二次轉換層框支柱在大震下的性能水平Fig.7 Performance of Frame-struts under Large Earthquake

圖8 底部加強區(qū)剪力墻在大震下的性能水平Fig.8 Performance of Shear Wall under Large Earthquake

結果可知，結構彈塑性基底剪力49.6～66.0 MN，是彈性基底剪力的3.6～5.5 倍，符合客觀情況。結構在地震作用下最大頂點位移0.447 m，最大彈塑性層間位移角1/160，滿足規(guī)范［7］1/120 的限值要求。在考慮重力二階效應及大變形的條件下，整體結構能夠完成整個彈塑性時程分析過程而不發(fā)散，最終能保持直立，滿足“大震不倒”的設防要求。

大震作用下，大部分隧道頂厚板轉換柱未造成明顯損壞，部分柱底、頂與厚板相連位置出現(xiàn)明顯的輕微損壞，達到預設的性能水準3 的要求。對于高位第二次轉換層，大震對少部分轉換柱局部造成了輕度損壞，其余轉換柱僅見輕微損壞，達到預設的性能水準4的要求。

底部加強區(qū)大部剪力墻處于輕微損壞的狀態(tài)，高位轉換層及其相鄰兩層局部剪力墻出現(xiàn)小范圍的輕度損壞，其它部位墻肢均未出現(xiàn)顯著損傷。滿足對關鍵構件設定的水準4的抗震性能目標。

分析結果表明，結構薄弱部位為兩次轉換層及其相鄰樓層。通過對各轉換構件按照特一級進行設計，加強轉換層及相鄰樓層樓板厚度及配筋等抗震構造措施。驗算得出，底部加強區(qū)豎向構件將晚于上部塔樓豎向構件破壞，轉換層框支框架將晚于其他部位框架破壞，各構件能達到對應的抗震性能目標。結構的宏觀損傷程度滿足不超過中度損壞的要求，結構主體可滿足“大震不倒”的抗震設防目標。

5 轉換厚板專項分析

5.1 模型建立

本工程采用通用建筑結構有限元結構分析軟件MIDAS Gen，對厚板上下結構整體建模，依據結構實際情況采用混合單元模型。其中：隧道頂轉換厚板采用三維實體單元模型，在厚度方向劃分了單元。通過細分板厚方向單元，解決彈性樓板元模型中存在的問題，包括：考慮了板厚方向上材料不均勻性及泊松比應變梯度對厚板應力造成的影響；考慮了厚度方向的軸向應力σz，模擬真實的厚板混凝土處于上部受壓下部固支的狀態(tài)；考慮了實際使用階段的整體剛度，如實反映上部結構剛度對轉換厚板的影響［9］。

5.2 MIDAS厚板分析結果

根據MIDAS 水平向應力σxx和σyy結果顯示，轉換厚板的下表面絕大部分混凝土處于受拉狀態(tài)，拉應力在1～13 MPa 之間，超過混凝土的抗拉強度；中部單元受拉應力比底部小；頂部的拉應力最小，壓應力相對比較大但均在10 MPa 以下，屬于混凝土抗壓強度承受范圍內。局部空間梁單元柱腳與厚板實體單元連接處，出現(xiàn)大于15 MPa 的壓應力集中現(xiàn)象。將柱腳也建立實體單元，應力結果如圖9所示，對比發(fā)現(xiàn)比空間梁單元柱腳的應力小很多，應力集中現(xiàn)象僅存在于墻柱截面內，不需額外配筋。

圖9 實體柱腳與厚板實體單元節(jié)點水平向應力結果Fig.9 Horizontal Stress of Solid Element Joint

總體建議配置底部+中部+頂部鋼筋網，抵抗各層厚板的水平拉應力。實際施工圖設計中，在厚板邊緣及框架軸線處，設置帶抗彎縱筋的暗梁抵抗軸向應力，從概念上進行構造加強。

由于在厚板實體模型厚度方向上細分了單元，可得出板厚度方向的軸向應力和剪切應力。其中軸向應力σzz基本為壓應力，沿板厚度方向自上而下逐步減小。σzz在柱腳、墻腳部位發(fā)現(xiàn)應力集中情況，通過建立柱腳實體單元，分析同樣表明σzz應力集中位于墻柱截面內，不需額外設置配筋。同時，由于厚板的受沖切狀態(tài)，會引起剪切應力，跨中單元大部分厚度方向的剪應力σxz和σyz在2 MPa之內，板頂剪切應力最大不超過3 MPa，板底幾乎沒有剪切應力。僅在框支柱連線上剪應力較大，在10 MPa 左右。根據以上分析得出，板厚方向無需做配筋處理，即可保證厚板不會發(fā)生強度破壞。

6 鋼管剪力墻穩(wěn)定性分析

本工程中存在局部狹窄隧道段，布置鋼管混凝土剪力墻比布置大直徑柱更符合界限要求。故隧道中部支承轉換厚板的豎向構件采用鋼管混凝土剪力墻，最狹窄處墻厚0.6 m，長10.5 m，內置?350×22 圓形鋼管，間隔1.0 m，共計10 根鋼管，如圖10 所示。由于鋼管剪力墻體較高，計算高度達16.0 m，需要驗算墻體是否滿足穩(wěn)定性要求。

圖10 隧道中部支撐厚板的鋼管剪力墻布置Fig.10 Layout of Steel Tube Shear Wall （mm）

文獻［7］附錄D 及其條文說明，驗算墻肢穩(wěn)定性需綜合考慮混凝土材料的彈性模量、剪力墻的厚度和計算長度，要求墻體的豎向均布線荷載設計值q≤1/10的屈服荷載qcr：

經初步驗算，純混凝土墻體不能滿足上式。且受隧道限制，墻體的厚高比無法改變。采取在混凝土剪力墻內增設圓形鋼管的方式，能增加結構的屈服荷載qcr，即增大墻體穩(wěn)定性［10］。驗算采用屈曲分析法，通過施加特定的載荷，可得出結構的屈服因子λ，墻肢的屈服荷載qcr與屈服因子λ成正相關。

屈曲分析結果顯示，屈服因子λ=14.686，1/10qcr=25 585 kN/m；整體模型計算可知，均布荷載設計值q=10 489 kN/m。綜上，均布荷載設計值小于1/10 屈服荷載，墻體滿足穩(wěn)定要求。

7 關鍵節(jié)點設計

7.1 樁-柱一體設計

本工程在隧道頂設置厚板轉換層。隧道兩邊的樁（柱）作為基坑支護的一部分，要求在隧道開挖前完成施工，故工程樁與轉換柱一體設計施工成為更合適的選擇。明確轉換厚板與轉換柱的節(jié)點設計，達到避免節(jié)點先于構件破壞的目的。其中，隧道段樁-柱一體構造如圖11所示，具體做法包括：

圖11 轉換柱-工程樁節(jié)點構造Fig.11 Joint of Transfer Column and Pile （mm）

⑴隧道底標高以下樁體段，按照普通樁基配筋；與隧道上、下端同標高樁體段，按特一級框支柱計算，為樁-柱一體構件壓彎、受剪承載力留有充分余地。框支柱作為支護樁的一部分考慮水土側壓力，并結合小、中、大震情況下的抗震性能設計結果，將轉換柱縱向配筋率提高至1.6%。

⑵將轉換柱頂部鋼筋與箍筋伸入轉換厚板頂，節(jié)點頂部設置暗梁。使樁-柱一體構件與轉換厚板的節(jié)點達到剛接的效果，不僅傳遞剪力還能傳遞彎矩，進一步提高連接節(jié)點的可靠性。

⑶將轉換厚板的中部鋼筋網片伸至板邊緣，使轉換厚板中暗梁的鋼筋與轉換厚板面、底筋錯開布置，并優(yōu)先保證柱箍筋的布置。這樣可增強轉換厚板的抗拉強度和抗剪能力，及轉換柱的抗剪和抗扭能力，還能對轉換厚板進行分層澆筑，施工方便。

7.2 鋼管剪力墻與轉換厚板連接設計

本工程鋼管混凝土剪力墻與轉換厚板連接節(jié)點較為復雜，此前并無對這種特殊結構的研究，特此明確此類節(jié)點的連接方法（見圖12），采取以下措施：

圖12 鋼管混凝土剪力墻-轉換厚板節(jié)點構造Fig.12 Shear Wall-transfer Thick Plate Joints （mm）

⑴鋼管于墻頂外套加厚鋼管，使鋼管骨架的整體性變得更強，鋼管的變形也受到限制，防止頂部鋼管壓應力過大而造成彎曲。

⑵鋼管伸入厚板內50 mm，剪力墻上部縱筋錨入厚板頂部，沿鋼管內壁均勻設置9 根?20 插筋伸至厚板頂部≥35D，錨入鋼管2 m，并設置螺旋箍，防止厚板處的混凝土與剪力墻混凝土脫開。

⑶沿剪力墻全高設置栓釘，防止實際工程中鋼管與剪力墻之間的連接有滑移，提高鋼管混凝土剪力墻的整體受力性能。

釆用ABAQUS 有限元軟件，對轉換厚板與鋼管混凝土剪力墻連接節(jié)點，建立非線性有限元模型進一步補充分析。鋼管混凝剪力墻的截面應力、應變分布情況如圖13所示。

圖13 剪力墻頂部與厚板交界軸向壓應力云圖Fig.13 Axial Compressive Stress Nephogram

由圖13?可知，節(jié)點域混凝土所受的平均壓應力較小，剪力墻頂部與厚板交界區(qū)域，混凝土軸向壓應力峰值14.9 MPa，小于C50 混凝土的軸心抗壓強度設計值23.1 MPa。鋼管內部核心混凝土進一步受到鋼管的約束，其軸向壓應力峰值僅為11.1 MPa?？傮w上，節(jié)點域混凝土的抗壓強度滿足設計要求。同時該節(jié)點域，鋼管發(fā)揮了承擔部分豎向壓力的作用，鋼管軸向壓應力峰值出現(xiàn)在頂部剪力墻與厚板交界處，最大應力值約45 MPa，小于鋼管的抗壓強度設計值，鋼管未屈服［11］。

由圖13 可知，剪力墻頂部與厚板連接節(jié)點處，鋼管內部的混?凝土應力復雜且處于應力集中狀態(tài)。應力云圖中混凝土應變最大值0.000 4，遠小于混凝土的開裂應變0.002，可驗證混凝土還處于彈性階段。同樣，鋼管各處應變亦未達到鋼材的屈服應變0.002，最大值僅為鋼材的屈服應變的10%，理論上不容易出現(xiàn)破壞。綜上，鋼管混凝土剪力墻的抗震性能、延性、承載力、變形能力滿足受力要求。

8 結語

本文以實際工程為例，探究包含厚板轉換層以及二次高位轉換層的復雜高層建筑結構的抗震設計方法。設計過程中基于性能化的抗震設計思想，采用多種整體計算、有限元分析軟件，對結構從整體到局部進行了全面詳細的對比分析。針對本工程的超限情況和設計難點，對重點部位采用了特殊的抗震構造措施，對薄弱部位進行了有針對性的構造加強，包括隧道厚板轉換結構及高位二次轉換結構中的關鍵構件等。分析結果表明，本工程結構可滿足預先設定的性能目標和使用功能的要求，滿足“小震不壞、中震可修、大震不倒”的抗震設計要求。

考慮到高位二次轉換結構的重要性和特殊性，本文積極對城市交通隧道上蓋建筑結構設計探索新思路，對此類結構部分關鍵技術進行了專項分析。包括厚板轉換結構的應力分析及配筋方法、鋼管剪力墻穩(wěn)定性驗算、樁柱一體連接節(jié)點設計方法，以及鋼管剪力墻與轉換厚板連接節(jié)點設計方法等，進一步確保了結構的安全性和可靠性。

綜上，根據對主體結構和關鍵結構構件開展的技術可行性分析，證實本工程結構設計切實可靠。對設計和施工中的難題提出了創(chuàng)新解決思路，為同類型高層結構或轉換體系的設計方法提供參考。