某特别不规则地铁上盖TOD项目的结构分析设计*

厉见芬 王相智 周一一

(1常州工学院土木建筑工程学院, 江苏常州 213032； 2.江苏浩森建筑设计有限公司， 江苏常州 213022)

0 引 言

在当前轨道交通大力发展的背景下，TOD(公交导向的开发行为) 作为一种以公共交通为导向的城市规划技术手段，提倡紧凑、混合用地布局和公共空间[1-2]，为中国城市、特别是大城市的结构布局以及土地利用模式的调整提供了新的视角，已逐渐成为国际上具有代表性的城市社区开发模式。

以城市轨道交通站点为中心构建的TOD社区结构不可一概而论，应当先对站点进行分类，再做具体分析[3-4]，目前主要有3种TOD综合体模式，包括站城一体式、立体超级交通枢纽式和地铁轨道上盖式，其中地铁轨道上盖TOD综合体模式在克服结构、消防、抗震等难题后，可推动当地商圈产业、商业创新升级，更让低效的轨道交通停车空间焕发出新的商业活力，真正体现TOD综合体的经济效应和社会效应。

1 工程概况

本项目位于江苏省无锡市新吴区，南侧为永乐东路，东侧为机场路(城市主干道)，北侧及西侧为江海新村现状住宅，使用功能为社区配套商业，是围绕1栋高层商办主楼的裙房，该商办裙房地下1层为商业内街，与在建的地铁2号线永东路站无缝连接，并通过楼梯、电梯与地上部分直接连接，商办裙房地下室南侧为规划中的地铁6号线，总平面布置如图1所示。该商办裙房和主楼之间设缝断开，为独立的结构单元，采用钢筋混凝土少墙框架结构体系，地上共3层，但每层平面均不规则，各层结构布置如图2所示，且该商办裙房的地上局部区域处于地铁2号线永乐东路站的地面限建区内，导致其部分新建地面结构不能直接落至地铁轨道结构顶盖，典型剖面如图3所示，属于地铁轨道上盖TOD综合体模式。

图1 总平面Fig.1 General plan

a—地下室； b—一层； c—二层； d—三层。图2 各层结构布置Fig.2 Structural layout of each floor

图3 建筑局部剖面Fig.3 Partial section of the building

2 地铁振动对房屋的影响分析

地铁振动产生的主要因素是列车的重力加载作用和轨道的随机不平顺以及各种缺陷所引起的轮轨接触力的动态冲击作用[5]，振动产生的噪声对周围建筑物和居民有很大的影响。浮置板道床结构按照板下阻尼器原件可分为橡胶支撑浮置板和钢弹簧支撑浮置板两种，而钢弹簧支撑浮置板轨道能有效降低地铁列车振动响应，是目前隔震效果较好的措施之一，隔震量可达25～40 dB，其自振频率可降低至约5～7 Hz[6]，相对于其他减震措施，在较低频段减震方面具有非常明显的优势，故在城市地铁减震中应用较广。

本TOD项目采用的是带少墙的框架结构体系，而在框架结构中，低频振动是对结构产生影响的主要能量来源[7]，经综合分析比较，采用内置式高档钢弹簧浮置道床板，将预制混凝土道床板浮置在高档钢弹簧隔振器上，构成质量-弹簧-隔震系统，使混凝土道床板的结构固有频率避开地铁运行时的激振频率，并使其低阶竖向固有频率远低于1.4倍激振频率[6]，可取得较好的隔震效果，有效降低地铁振动对房屋的影响。

图3所示的2号线永东站的地铁轨道竖向距离该商办裙房的室外地坪约16.0 m，距其地下室底板面约10.0 m，埋深较深；轨道外侧离其地下室外墙外侧约3.0 m，且处于结构的同侧，而不是穿越结构，水平距离较远；原地铁通道结构外侧有地连墙与其地下室外墙隔开，并且中间设100 mm宽的缝(内设挤塑板(XPS板))，即新建商办裙房的地下室与地铁通道结构脱开浇筑。

考虑到地铁车站的预留设计活荷载为20 kPa，而新建商办裙房的单根框架柱轴力约 2 500 kN，超出原设计限值。为避免框架柱荷载直接作用于地铁车站的通道顶板上方，新建商办裙房局部采用托换方案，整体与地铁通道结构脱开，避免相互影响。

新建商办裙房西北侧的2号线永东站点为换乘站，地铁行驶速度较慢，且裙房使用业态为商业，对地铁的噪声敏感度较低。其地下室南侧仅局部角部落于规划中的地铁6号线通道结构上方(图1)，范围较小。综上，地铁振动对本商办裙房的影响可不考虑。

3 结构方案与计算分析

3.1 结构方案与计算处理措施

考虑到商业建筑的大空间使用要求，本TOD项目采用钢筋混凝土少墙框架结构体系(仅在3个关键位置增设3片剪力墙，如图2d所示)，抗震设防类别为标准设防类，框架抗震等级为三级，各层结构布置如图2所示，可以看出，结构平面存在多处凹凸，计算时考虑5%的偶然偏心地震作用下的扭转影响，并采取以下处理措施：

1)考虑到平面多处凹凸不规则以及有大开洞等薄弱区域，楼板采用考虑面内刚度的弹性膜单元模拟，实际考虑板的面内刚度；

2)针对长悬挑梁托换区域补充竖向地震计算，并采用一次性加载和模拟施工荷载3两种加载方式进行计算包络，同时进行此区域楼盖的舒适度验算；

3)对整体结构采用纯框架结构体系和少墙框架结构体系两种计算模式进行构件的配筋包络设计；

4)地下室顶板作为上部结构的嵌固端，结构地上一层与相关范围内地下一层的侧向刚度比、板厚、配筋率等需满足GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》(简称《抗规》[8])第6.1.14条的相关要求。

3.2 计算结果与不规则情况判别

依据文献[9]对规范[8]的理解，按照底层框架部分承担的地震倾覆力矩占总倾覆力矩的比例可将少墙框架结构分为两种：1)剪力墙较少的框架结构(占比50%～80%)；2)剪力墙很少的框架结构(占比80%以上)。本TOD项目结构底层框架部分承担的地震倾覆力矩占比为78.5%(X向)、75.2%(Y向)属于第1种按文献[9]的设计建议，对框架部分采用包络设计，即按纯框架结构(不计入剪力墙)和框架剪力墙结构分别计算构件纵筋面积，取两者中较大值作为框架结构的设计配筋，框架和剪力墙的抗震等级分别为三级和四级。

本TOD项目采用剪力墙较少的少墙框架结构体系后，结构整体刚度有较大增加，侧移减少，水平地震作用下的结构最大弹性层间位移角为1/1 209，远远小于《抗规》[8]规定的限值(1/550)要求；结构的扭转效应得以明显改善，结构第1、2阶振型均为平动振型(T1=0.650 8 s，T2=0.580 1 s)，第3阶振型(T3=0.557 0 s)才是扭转振型，且扭转振型与平动振型的周期比为0.85，小于《抗规》要求的0.90限值要求；偶然偏心下的最大层间位移比为1.27，大于1.2但小于1.5，亦满足《抗规》要求。

根据《抗规》3.4.3条的规定进行比较分析，本TOD项目主要不规则(包括平面和竖向)内容如表1、表2所示。

表1 平面不规则的主要类型Table 1 Main types of plane irregularity

表2 竖向不规则的主要类型Table 2 Main types of vertical irregularity

综上，本TOD项目存在3项平面不规则，1项竖向不规则，按照《抗规》3.4.1条文说明，属于特别不规则的多层结构，应进行专门研究和论证，设计需要采取有效的加强措施。

4 设计加强措施

4.1 扭转不规则的处理

扭转不规则的处理有以下3种方式：1)结构计算计入扭转影响；2)构件设计采用双向地震作用；3)在结构布置中设置少量剪力墙，改善结构体系的抗震性能，设计采用纯框架和少墙框架包络配筋。

考虑结构不同部位构件的重要性，并参考类似工程的设计经验，全楼采用多遇地震弹性设计，仅对关键构件(图2b所示的跃层柱)和水平长悬臂结构(图2a)采用抗震性能化设计，采用D级抗震性能目标，在多遇地震、设防地震、罕遇地震作用下，关键构件应分别达到1、4、5级抗震性能水准。抗震性能目标和性能水准分类详见JGJ 3—2010《高层建筑混凝土结构技术规程》(简称《高规》)[10]第3.11.1～3条的要求。

4.2 楼板不连续、开大洞及凹凸不规则的处理

对于每个结构标准层的凹角位置以及易出现应力集中的位置，洞口周边楼板采用弹性板输入方式计算。计算结果显示，楼板洞口周边区域和平面凹角的面内正应力、剪应力均较大，且局部出现应力集中现象。多遇地震工况下二层楼板在X向地震下的主应力云图如图4所示，局部最大拉应力为1 165.7 kPa，小于C30混凝土的抗拉强度设计值，满足弹性要求。施工图设计阶段，考虑到洞口周边及凹角位置均为抗震不利部位，板厚加厚至140 mm，楼板配筋按双层双向配置，配筋率提高到0.25%，同时对凹角位置的框架梁柱配筋适当加强。

图4 多遇地震工况下二层楼板内X向的主应力云图 kPaFig.4 Nephogram of the principal stress of second floor under X-direction seismic condition

4.3 跃层柱的处理

在图2b所示的结构平面左上角和右下角，因建筑功能要求，局部无梁板，因此左上角形成3根、右下角形成2根跃层柱。跃层柱高10.5 m，考虑到5根跃层柱位于房屋的角部，受力较为复杂，设计时采取如下加强措施：1)计算时抗震等级从三级提高到二级；2)轴压比限值按二级控制；3)抗剪承载力不小于同层其他典型非跃层柱。

4.4 竖向抗侧力构件不连续的处理

因地铁2号线通道结构已建成，本商办裙房最外侧轴线上共有8根框架柱(图2b)落于通道上方，需要被托换，与其脱开，故形成了竖向抗侧力构件的不连续问题。

4.4.1 地铁上盖的长悬挑型钢混凝土梁托换方案

应地铁2号线原设计院要求，被托换柱下水平悬挑构件需避让其通道结构上方的压顶梁，综合考虑荷载、悬挑长度(5.1 m)、耐久性、净空要求以及覆土厚度等因素，普通钢筋混凝土梁很难满足承载力和变形要求，改用型钢混凝土悬挑托换梁，并向后延伸一跨，把前后排框柱连成一体，增加结构的稳定性，形成的地铁上盖结构[11]如图5所示，前后排框架柱均采用型钢混凝土柱，型钢混凝土结构能够较大提高构件的承载力，增大结构的刚度和延性，控制变形[12-14]。

图5 长悬挑托换方案示意 mFig.5 The schematic diagram of long cantilever underpinning scheme

4.4.2 设计措施

1)针对长悬挑托换梁，计算时考虑竖向地震作用组合进行包络设计，并将悬挑托换梁及后排柱的抗震等级提高一级，同时对悬挑区域的楼盖进行舒适度验算；

2)分别采用施工模拟加载3和一次性加载两种加载方式进行包络计算；

3)设计过程中严格控制悬挑托换梁的挠度和裂缝，施工图设计采用起拱以及增加配筋等方式控制悬挑变形与开裂；

4)根据《高规》[10]中抗震性能目标D的要求，补充罕遇地震下悬挑托换梁的抗剪截面验算；

5)针对托换柱以及楼板大开洞处采用单榀平面框架模型进行复核，防止出现局部倾覆问题;

6)因前排框柱紧靠地铁通道外侧的地连墙，需严格控制柱下桩基沉降不得大于地连墙沉降，前排框柱下设置平行于外墙的条形承台梁，承台梁下设置灌注桩(图5)，桩长45 m，深于地连墙下基础，减少相互影响。

4.4.3 抗倾覆处理

对于结构整体的抗倾覆，采用如下措施：1)包络复核计算时不考虑对倾覆有利的活荷载(取为零)进行包络复核；2)对出现拉力的后排框柱，采用型钢混凝土(截面800 mm×800 mm，内设型钢H400×400×20×30)，并对柱内型钢进行抗拉强度验算，根据三维模型结构计算书查得最大柱拉力为778.8 kN(图6)，按型钢承受全部拉力计算，拉应力为25.0 MPa；同时再按二维单榀框架模型复核得到的后排框柱柱底拉力2 420 kN(图7)计算出型钢拉应力为77.8 MPa，均远小于钢材的设计强度215 MPa，满足设计要求，并有较大安全储备；型钢混凝土柱与悬挑托换梁(变截面700 mm×(1 300～1 800) mm，内设变截面型钢H400×(1 000～1 500)×20×30)连接节点大样详见图8。3)为尽可能减少对已建地铁的影响，桩基设计采用挤土效应较小的灌注桩，后排框柱下设置抗拔灌注桩，因前排柱下的承压灌注桩避让地连墙1.0 m(图5)，引起群桩力臂小于柱间力臂，故设计时桩反力采用二维和三维计算结果的包络值并考虑放大系数(柱间力臂与群桩力臂的比值)，且后排柱下桩身配筋及其与

图6 三维模型的柱底反力Fig.6 Reaction force at the root of the 3D model

图7 二维模型的柱轴力 kNFig.7 Column axial force of the 2D model

图8 型钢混凝土梁柱连接节点示意Fig.8 Schematic diagrams of the connection of steel reinforced concrete

承台的连接构造按抗拔桩处理。

4.4.4 关键部位的分析验算结果

1)长悬挑型钢混凝土托换梁的变形验算。针对长悬挑型钢混凝土梁上设置被托换柱的部位，选取最不利跨，补充二维单榀框架模型进行验算，计算结果如图9所示，底层梁端最大变形量9.9 mm，小于GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[15]第3.4.3条受弯构件挠度限值(L0/400=25.5 mm)的要求，悬臂段计算跨度L0按2倍实际长度取用(即L0=2×5.1 m=10.2 m)；最上层悬臂梁端最大变形量取内外最大差值2.5 mm(12.6-10.1=2.5 mm)，远远小于挠度限值(L0/400=11.0 mm，L0=2×2.2 m=4.4 m)，变形均满足设计要求。

图9 长悬挑托换梁变形(二维模型) mmFig.9 Deformation of long cantilevered underpinning (2D model) beam

2)长悬挑区域楼盖舒适度分析。结构设计中因各种因素出现的长悬挑楼盖结构，由于悬臂远端缺少约束，竖向刚度较弱，柔度较大，导致悬挑结构往往竖向频率较低。当悬臂结构和人行荷载频率接近时，容易产生共振[16-17]，影响楼盖的安全和正常使用，而且振动有可能超过人体舒适度极限，给行人心理上造成恐慌。

GB 50010—2010第3.4.6条和JGJ/T 441—2019《建筑楼盖结构振动舒适度技术标准》[18]第4.2.1条都规定：以行动激励为主的商业建筑楼盖结构，其一阶竖向自振频率不宜低于3 Hz，若低于3 Hz，尚应验算其竖向振动加速度，峰值加速度限值为0.15 m/s2。

计算该TOD项目的楼盖结构舒适度动力特性时，混凝土弹性模量提高到1.2 倍，钢材弹性模量不改变，利用MADIS计算得到长悬挑区域楼盖结构第一振型竖向自振频率为6.04 Hz，该结构基频大于人体活动的敏感频率范围，满足规范[15，18]要求，能够保障人体舒适度的要求。虽然采用此简单的频率控制方法就可以适应本TOD项目需要，但为得到该区域的加速度数值，仍进行加速度验算，按较多人员连续行走通过(0.5人/m2，部频2.1 Hz，单层激励)，输入激励时程曲线如图10所示，通过查看悬挑部位悬挑端各点的加速度响应结果得到最大加速度为0.068 m/s2，远小于规范峰值加速度限值为0.15 m/s2的要求。

图10 连续行走荷载激励曲线Fig.10 Continuous walking load excitation curve

3)靠近地铁2号线通道外侧的TOD地下室底板承载力与变形验算。图5和图11所示的TOD地下室前排框柱下的偏心受压桩，因靠地铁2号线通道外侧的地连墙较近，需考虑沉降对地连墙影响，因此前排框柱下受压桩的布置主要以变形控制为主，承载力控制为辅，柱下设置平行于TOD地下室外墙的条形承台梁(厚度1.5 m)，下设置灌注桩，底板冲切和柱边受剪承载力验算(图11)均满足GB 50007—2011《建筑地基基础设计规范》[19]要求，且前排柱下桩基沉降量亦很小，最大沉降均不大于3 mm(图12所示)，对地下通道结构的影响很小。

图11 桩承台验算剪切面示意Fig.11 Shear surface of pile caps

图12 桩基沉降 mmFig.12 Settlement of pile foundation mm

4.4.5规划地铁6号线局部贯穿TOD地下室的抗浮处理

图13所示的红色区域为永乐路站连通口，蓝色框区域为本TOD项目地下室局部与规划地铁6号线重叠区域，地下室抗浮需要原位平衡，不可设置抗拔桩(会占据地下空间，对规划地铁6号线的通道结构施工形成阻碍)，因此局部抗浮采用混凝土压重的处理办法，即地下室底板局部降下去1.1 m，然后用C15素混凝土回填(图14)，从而满足抗浮要求。

图13 规划地铁6号线贯穿区域示意 mmFig.13 The throughout region of planned subway line 6

图14 混凝土压重抗浮处理节点 mFig.14 The anti-floating treatment joint with concrete pressure m

5 结束语

1)通过控制TOD项目与已建和规划地铁通道结构的距离并采用内置式高档钢弹簧浮置道床板的减震技术后，地铁振动影响可忽略。

2)结合本TOD项目的不规则结构平面，局部增设3处剪力墙形成的少墙框架结构体系，增大了整体结构刚度，有效减少了结构的扭转效应，配筋设计应注意取少墙框架和纯框架包络计算结果。

3)采用地铁上盖的长悬挑型钢混凝土托换结构方案，提高了悬挑构件的承载力、刚度及延性，降低了悬挑梁的挠度变形和开裂风险，可以较好地解决局部竖向构件不落地问题，且经计算的楼盖舒适度也能满足规范要求。

4)针对抗倾覆问题，采用二维框架模型进行补充复核，针对出现拉力的后排框柱，采用型钢混凝土；前排柱下的桩因避让地连墙，引起群桩力臂小于柱间力臂，设计时桩反力采用二维和三维分析结果的包络值并考虑放大系数(柱间力臂与群桩力臂的比值)，且后排柱下桩身配筋及其与承台的连接构造按抗拔桩处理。

5)通过合理的桩基设计，控制了桩基沉降，可以减少对相邻地铁沉降的影响。本TOD项目沉降控制数据已得到地铁设计单位的认可。