多重体系转换对大跨无柱地下空间结构力学行为影响

秦学锋，侯文崎，林泓志，张涛

(1.中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075；2.中国建筑五局总承包公司，湖南 长沙 410004；3.中铁二局集团有限公司，四川 成都 610031；4.中建五局投资管理公司，湖南 长沙 410004)

近年来，由于站厅层公共空间大、地下空间利用率高、人们出行体验好等优势，无柱式地铁车站作为一种新型地下大跨空间结构被提出，并已应用于若干地下车站结构[1−3]。大跨结构建造过程中，往往涉及多重结构体系转换。一方面，每一重体系转换完成后，都会引起既有结构体系内力重分布；另一方面，每一重体系转换过程中又包含多个施工工序，不同施工工序对于体系转换前、后结构受力状态存在较大影响，甚至可能对整个结构运营阶段的安全可靠起控制作用。尤其对于大跨地下空间结构，建造过程中受周边既有建筑物、地下管线、交通环境等因素影响，建成后还需承受地面结构物和交通荷载长期作用[4−6]。为确保大跨地下空间结构建造过程和运营阶段的结构安全，极有必要确定合理体系转换顺序。关于体系转换过程对大跨结构力学行为的影响，目前国内外研究者通过仿真分析和现场监测，已取得一定研究成果。WAN等[7]针对大跨正交空间桁架结构，研究了多种体系转换过程模拟方法；严再春等[8−9]则通过多种体系转换方案对比，研究了异形空间曲面钢结构的合理体系转换顺序；SHAO等[10−13]针对体育场馆、大跨度屋盖等框架结构，研究了临时支撑解除顺序对结构受力状态的影响。有部分研究者针对深基坑、常规地铁车站、隧道等地下结构，研究了施工临时支撑体系、建造方法、周边结构物施工等对地下结构应力和变形特性的影响[14−16]。但对地下大跨空间结构，尤其大跨无柱地铁车站结构的研究，则多集中在结构体系设计和抗震性能分析等方面[17−19]，关于体系转换过程对结构受力状态影响的研究相对较少。在建深圳市岗厦北综合交通枢纽工程，汇集了地铁2，10，11，14号线等多条线路，具有极其重要的交通纾解功能。该工程核心换乘区为地下3层结构，东西向长120 m，南北向长96 m。其中，核心区中庭52 m×48 m(南北×东西)范围是车站换乘主要区域，为无柱大跨设计。如此大跨度的地下无柱车站，在全国尚属首例。为确保该结构建造过程和运营阶段的安全可靠，本文在分析结构多重体系转换过程和传力途径的基础上，研究体系转换过程对结构受力状态的影响，通过多种方案比选，确定临时支撑卸载合理时机，减缓体系转换对结构受力状态的影响。

1 工程概况

岗厦北综合交通枢纽工程位于深圳市福田区深南大道与彩田路交汇处，沿深南大道东西向880 m，沿彩田路南北向620 m。该工程主体结构采用明挖和局部暗挖相结合的方法施工，最大开挖深度30 m，最大开挖宽度50 m，区间隧道采用盾构法施工，采用地下连续墙作为围护结构。

该枢纽工程核心换乘区为东西向长120 m，南北向长96 m的地下3层结构，负3层层高5.5 m，负2层层高7.7 m，负1层层高10.8 m。核心区负1层顶板采用大跨度钢梁+钢筋混凝土板组合结构，其中钢梁采用正交布设，东西方向沿15轴对称布置，南北方向沿Q轴呈对称布置。核心区中庭52 m×48 m范围为无柱区域，东西配跨各24 m，南北配跨各10.4 m，配跨外设置12 m过渡跨。图1为核心区平面布置图。

整个核心区的支撑体系包括永久支撑体系和临时支撑体系。其中，永久支撑体系主要指结构柱，包括中庭无柱区域的直径2.0 m的钢管混凝土柱，东、西配跨范围的直径1.6 m的钢管混凝土柱，南、北配跨和东西过渡跨范围的直径1.6 m的型钢组合柱和其余主梁节点处的直径1.4 m的钢筋混凝土柱。此外，受施工条件影响，核心区大跨结构尚未全部完成时，需承受上部回填土、路面结构层、车行荷载，因此部分钢梁节点处还设置有162根钢管柱(直径800 mm，壁厚20 mm)作为临时支撑体系。这些临时支撑柱底部设置有液压伺服系统，以供后期同步卸载。支撑体系分布详见图1所示。需要指出的是，每一层混凝土板浇筑时采用满堂支架支撑体系，不属于本文所述临时支撑体系，故不在图1示出。

图1 岗厦北大跨地下空间结构核心区平面布置图Fig.1 Layout of the core area of the long-span underground spatial structure of Gangshabei

2 多重体系转换过程和传力途径

2.1 多重体系转换过程

根据结构体系组成先后顺序，可将该结构建造过程分为4重体系转换，每一重体系转换过程中的详细工况在表1中列出。其中，第1重体系转换指地下负3层框架结构完成，包括负3层柱(结构柱和临时支撑柱)、负3层梁、板的施工；第2重体系转换指地下负2层框架结构完成，包括负2层柱(结构柱和临时支撑柱)、负2层梁、板的施工；第3重体系转换指地下负1层框架结构完成，包括负1层柱(结构柱和临时支撑柱)、负1层梁、板的施工；第4重体系转换指卸载整个结构的临时支撑，施工剩余附属结构。

2.2 结构传力途径

由表1可知，每一重体系转换过程中，均为柱→梁→板的施工顺序，则对于每一重体系转换完成的结构，荷载传递途径均为由板→梁→柱。体系转换完成的结构除受自身自重作用外，还会受到后续结构通过层间柱和梁-柱节点传递过来的荷载。

表1 大跨无柱地下空间结构多重体系转换详情Table 1 Multi-system transformation details of the long-span column-free underground spatial structure

图2为该工程结构多重体系转换之间结构传力途径示意图。如图所示，第1重体系转换完成后，形成负3层结构，此时结构仅承受自身自重Q3的作用，Q3通过负3层板传递给负3层梁，再传递给负3层柱，负3层柱所受荷载为Q3c；第2重体系转换完成后，在负3层结构的基础上形成了负2层结构，此时负2层结构的自重Q2通过负2层板传递给负2层梁，再传递给负2层柱，负2层柱所受荷载为Q2c，Q2c继续通过梁-柱节点传递至负3层柱，则此时负3层柱所受荷载为(Q3c+Q2c)。以此类推，每一重体系转换完成后，该工程层结构荷载均通过梁、柱往下层传递。至结构施工完成后，负3层柱所受荷载为(Q1c+Q2c+Q3c)。

图2 多重体系转换之间结构传力途径示意图Fig.2 Illustration of force transfer path among multiple system transformations

3 大跨地下空间结构体系转换过程仿真分析

3.1 材料参数和构件尺寸

结构主要构件材料参数见表2。其中，钢−混凝土组合构件(钢管混凝土柱、钢骨外包混凝土柱、钢骨外包混凝土梁)均采用等效弹性模量法[20]模拟。主要梁、柱截面尺寸详见表3与表4，混凝土构件由于截面尺寸类型过多，不一一列出。

表2 大跨无柱地下空间结构的材料参数Table 2 Material parameters of the long-span column-free underground spatial structure

表3 钢构件的截面尺寸Table 3 Section dimensions of steel members

3.2 有限元模型的建立

本文采用大型结构分析软件Midas/Civil模拟该结构多重体系转换过程。其中，混凝土板采用板单元离散，混凝土梁、钢梁、临时柱与结构柱(钢管混凝土柱、钢骨混凝土柱、钢筋混凝土柱)等均采用梁单元离散。梁、板、柱相交处均采用共节点连接。在负3层柱底部，采用固端约束。整个结构共离散为36 250个单元，31 281个节点。第3重体系转换完成时的结构有限元模型如图3所示。

图3 第3重体系转换完成后结构有限元模型图Fig.3 Finite element model of the structure after the third system transformation

3.3 体系转换对结构受力状态的影响

表4为不同体系转换完成时结构主要构件的受力状态。图4为不同工况下负3层结构柱最大轴力变化。图5为临时支撑卸载前(工况3-13)和卸载后(工况4-1)时1/P轴处的钢梁竖向位移对比。综合有限元仿真分析结果和上述图表可知：

表4 不同体系转换完成时主要构件的受力状态Table 4 Stress state of the main components at different system transformation

1)多重体系转换过程中，主要构件的刚度、强度储备均有较大富余。虽然混凝土名义拉应力较大，超过相应强度等级的混凝土拉应力限值，但根据《混凝土结构设计规范》(GB50010—2020)7.1.1条，计算最大裂缝宽度均不超过0.15 mm，小于规范限值0.2 mm。

2)层间结构柱是体系转换前后结构荷载传递和重分配的主要途径，最终都是通过负3层结构柱传递至基础。上层结构荷载在相邻下层结构的混凝土板和混凝土梁之间几乎没有再次传递分配。工况4-1相比于工况3-13，即临时支撑解除前后，负3层结构柱轴力Qc3变化最为显著，增幅达90%；其次，工况3-13(第3重体系转换完成并施加覆土荷载)相对工况3-12(第3重体系转换完成但尚未施加覆土荷载)增幅为57%；其他相邻工况之间，负3层结构柱轴力Qc3增幅不超过50%。详见表4和图4。

图4 不同工况下负3层结构柱轴力变化Fig.4 Axial forces of the structural columns at minus 3 floor under different working conditions

3)多重体系转换过程中，负3层、负2层混凝土构件受力状态变化较小，位移和应力水平变化幅度均在10%以内。

4)临时支撑卸载是该结构体系多重转换过程的最不利工况。相比于其他工况，临时支撑卸载前、后，各层结构主要构件受力状态均有较大增幅，其中以负3层结构柱和负1层钢梁受影响最大。其中，临时支撑卸载后，负1层钢梁最大竖向位移和应力增幅分别达3.62倍和0.58倍，详见表4和图5。由于临时支撑卸载后，负1层钢梁竖向位移陡增，带动负1层混凝土板下挠，导致其最大名义拉应力达到4.2 MPa。

图5 临时支撑解除前后1/P轴钢梁竖向变形图Fig.5 Vertical displacement curves of 1/P steel girder before and after temporary support unloading

4 临时支撑合理卸载时机的确定

根据上述分析结果，为确保体系转换过程中，结构受力状态变化平缓，降低负1层混凝土板名义拉应力，有必要对临时支撑卸载时机进一步优化。本文针对临时支撑卸载时机，提出以下2种优化方案。

方案1：在负1层混凝土板浇筑完成(表1中工况3-12)后卸载；

方案2：在负1层钢梁架设完成(表1中工况3-6)后卸载。

表5为不同卸载方案对结构主要构件受力状态的影响对比。图6为不同方案对1/P轴钢梁竖向位移影响对比。分析结果表明，相比于临时支撑柱卸载前，临时支撑柱卸载后：

图6 不同临时支撑卸载方案中1/P轴钢梁竖向位移对比Fig.6 Vertical displacement comparison of the steel girders at 1/P axis with different temporary support unloading schemes

表5 不同临时支撑卸载方案中大跨结构主要构件受力状态变化情况Table 5 Stress state of main components of the large-span structure with different temporary support unloading schemes

1)负3层结构柱轴力的增幅以原方案最大，增幅达90%；其次是方案1，增幅为68.8%；方案2负3层结构柱轴力增幅最小，仅为20.9%。

2)负1层钢梁竖向位移的增幅以原方案最显著，增幅达3.76倍；其次是方案1，增幅为3.02倍；方案2增幅最小，为1.81倍；负1层钢梁应力增幅则以方案2最大，达到79%，但最大应力值仅为−43 MPa，而原方案和方案1对应增幅依次为38%，60%。

3)原方案和方案1中，负1层混凝土板最大名义拉应力的增幅分别为45%和29%。

若均以负1层混凝土板覆土后工况为准，考察临时支撑卸载时机对最终结构受力状态的影响，则3种方案相比：

1)负3层结构柱最大轴力，方案1和方案2均较原方案略有增长，但增幅不超过2.6%。

2)负1层钢梁竖向位移，相比于原方案，方案2和方案1的增幅分别为17.9%和9.4%。负1层钢梁应力，相比于原方案，方案2和方案1的增幅分别为4.9%和3.3%，但最大应力的绝对值仅122 MPa，远小于Q420钢材的强度设计值。

3)负1层混凝土板最大名义拉应力，方案1和方案2分别为4.0 MPa和3.6 MPa，分别较原方案降低了5%和14%。

综合上述分析可知，无论是体系转换过程中结构受力状态变化平缓程度，还是体系转换完成后结构最终受力状态，方案2均优于方案1和原方案，即钢梁架设完成后进行临时支撑卸载较为适宜。

5 体系转换过程优化及其对结构受力状态的影响

5.1 优化后的多重体系转换过程

根据上述分析结果，该工程结构体系转换过程可优化为5重体系转换，见表6。对比表1，在钢梁架设完成并施工东西配跨(工况3～6)之后即卸载临时支撑，此为优化后的第4重体系转换，即工况IV-1；负1层混凝土板浇筑开始，直至覆土和其他附属结构完成，为优化后的第5重体系转换。

表6 考虑临时支撑卸载时机优化的结构体系转换过程Table 6 Structure system transformation process considering temporary support unloading optimization

5.2 对结构受力状态的影响

由上述分析可知，除负3层结构柱外，临时支撑卸载对负1层钢梁和混凝土板受力状态的影响最大。考虑同样在临时支撑卸载且结构覆土已完成的情况，本文选取表6中的工况V-7和工况4-1，考查体系转换过程优化对负1层钢梁和混凝土板的受力状态的影响。

图7(a)和7(b)分别为2/P轴处负1层混凝土板等效应力与位移，图8(a)为1/P轴钢梁竖向位移，图8(b)为S轴钢梁正应力沿梁长分布。由这些图表可见：

1)体系转换过程优化后，负1层混凝土板和负1层钢梁竖向位移均较优化前略有增大。对比图6(c)和图7(a)可以发现，工况V-7作用下，负1层混凝土板竖向位移变化趋势与负1层钢梁竖向位移变化一致，均在东西向15轴处出现最大值。相比于工况4-1，工况V-7时负1层混凝土板竖向位移增加了6%，负1层钢梁竖向位移增大18%。

2)体系转换过程优化后，负1层混凝土板应力与优化前的变化趋势接近，但应力水平略有降低。工况4-1时，负1层混凝土板顶面和底面的等效应力水平约4.2 MPa，峰值出现在11轴和13轴附近；工况V-7时，负1层混凝土板底面等效应力水平与工况4-1接近，但顶面等效应力水平有所降低，其峰值出现在13轴和17轴附近，最大等效应力约3.6 MPa，较工况4-1降低了14%。详见图7(b)。

图7 工况Ⅴ-7与工况4-1中负1层混凝土板受力状态对比Fig.7 Comparison of stress state of the concrete slab minus1 floor at working conditionⅤ-7 and 4-1

3)负1层钢梁正应力体系转换过程优化前、后的对比情况与负1层混凝土板类似。工况4-1时，S轴处负1层钢梁顶板和底板正应力均在13轴和17轴处出现峰值，负1层顶板拉应力最大值约49.7 MPa，底板压应力最大值约−118 MPa。工况V-7时，正应力峰值位置不变，应力水平略有降低，顶、底板应力最大值分别为40.3 MPa和−111 MPa。见图8(b)。

图8 优化后方案和原方案(工况Ⅴ-7与工况4-1中)负1层钢梁受力状态对比Fig.8 Stress state comparison between working conditionⅤ-7 and working condition 4-1 of minus 1 floor steel girder

综合上述结果可知，体系转换过程优化后，可有效降低负1层混凝土板拉应力，尤其是中庭大跨无柱区域负1层混凝土板拉应力降低更为显著。

6 结论

1)多重体系转换过程中，结构荷载主要通过层间结构柱传递，并最终通过负3层结构柱传递至基础，在相邻层间板和梁之间几乎没有再次传递分配。临时支撑解除前后，负3层结构柱轴力增幅达90%；其次，覆土荷载施加后，负3层结构柱轴力较前一工况增幅达57%；其他相邻工况之间，负3层结构柱轴力增幅不超过50%。负3层、负2层混凝土构件位移和应力变化很小，均不超过10%。

2)临时支撑卸载是该结构多重体系转换过程的最不利工况。不同临时支撑卸载方案对比分析结果表明，无论是体系转换过程中结构受力状态变化平缓程度，还是体系转换完成后结构最终受力状态，均以钢梁架设完成后进行临时支撑卸载较为适宜。

3)采用优化后的临时支撑卸载方案，可将该结构建造过程优化为五重体系转换。相比于原体系转换过程，同样临时支撑卸载且结构覆土已完成情况下，体系转换过程优化后，可有效降低负1层混凝土板拉应力，尤其是中庭大跨无柱区域负1层混凝土板拉应力降低更为显著，最大拉应力降幅达14%。

本文研究成果已实际应用于该工程结构，实际体系转换过程安全可靠。