新型裝配式地鐵車站結構斷面方案設計及可行性分析

吳居洋，王 冉

(廣州地鐵設計研究院股份有限公司，廣東 深圳 518000)

傳統地鐵車站采用現澆法施工，需現場綁扎鋼筋和澆筑混凝土，現場生產條件差、作業流程繁瑣、施工效率低、勞動強度大，也會對周邊正常生活環境產生影響[1]。針對現澆法施工的弊端，在綜合考慮結構斷面選型、構件分塊設計及分塊連接方式等因素的基礎上，借助有限元仿真計算和成本分析開展了系統研究，提出一種適合復雜富水地層帶內支撐體系的裝配式地鐵車站設計方案，以節約勞動力、提高生產效率、縮短建設工期、保證施工質量，也是實現建筑行業“碳達峰”和“碳中和”的重要技術路徑[2]。本文提出的裝配式地鐵車站設計方案可為地鐵車站的建造走向裝配化、機械化、信息化、集約化提供理論支撐與技術參考。目前，深圳市城市軌道交通3號線四期坪西站已經采用了該設計方案，并處于預制構件加工階段。

1 結構總體斷面方案

1.1 車站內凈寬

車站為6B車輛編組地下兩層無柱、島式車站，車站外包長度為222.0 m。其中預制裝配段總長162.0 m，為拱形無柱結構。兩端風亭為現澆段，為單柱雙跨結構。站臺寬度為11.0 m，B型車軌道中心線距離站臺邊為1.5 m，距離主體結構邊線為2.15 m，則車站結構內凈寬W=11 m+(1.5+2.15)m×2=18.3 m。

車站中部設兩組雙扶梯、一組T型樓梯和1部垂直電梯。車站公共區中間T型樓梯總寬度4.4 m，側站臺寬度2.65 m；公共區兩側采用雙扶梯，側站臺寬度3.58 m。按照《地鐵設計防火標準》(GB51298-2018)規定的計算方法，對應車站遠期高峰設計客流為13 427人/h，站臺最大候車人數為5 718人/h，此情況下乘客全部撤離站臺所需時間為3.97 min，小于限值4.0 min。

1.2 軌頂風道合建分析及站臺層高度

傳統車站設計時，軌頂風道作為內部結構，在車站主體結構施作完成后實施[3]，如圖1所示。軌頂風道施工時，需在站內二次搭設腳手架，操作空間狹小，無法利用大型施工設備輔助施工，施工難度大；由于二次結構與主體結構接口較多，澆筑難度大，軌頂風道施工質量難以保證。整體結構受力計算時，軌頂風道作為施加于車站中板上的荷載考慮[4]。

本設計中軌頂風道與車站主體結構合建，軌頂風道在預制廠一體化制作成型，構件連接及防水質量得到保證，如圖2所示。雖然軌頂風道采用合建或分建型式對車站頂、底板跨中和邊支座等控制點處內力影響較小，但通過結構尺寸優化，可有效改善中板結構受力狀態。表1為軌頂風道分建與合建兩工況對應的受力結果比較，對應的中板均布恒載為20 kPa，均布活載為4 kPa。

表1 軌頂風道分建與合建計算結果對比

從計算結果對比看出，軌頂風道與主體結構合建能有效減少中板邊支座處(截面1)結構內力，控制中板設計厚度，中板跨中變形也減少?？梢?，采用軌頂風道與主體結構合建的型式是可行的。此外，按照《地鐵設計規范》(GB50157-2013)規定，通風道和風井的風速不宜大于8 m/s；采用40 m3/s的排熱風機，則對應的單線軌頂風道過風面積應不小于2.5 m2，實際面積為2.56 m2，滿足規范要求。

設計采用接觸軌供電，軌面上凈空按不小于4 350 mm控制。對于裝配式普通減振車站，道床結構高度不小于650 mm，結合縱向排水高度要求，確定站臺層結構高度為7.4 m。

1.3 站廳層起拱高度

為增加站廳凈空高度，改善結構受力狀態，裝配式結構頂板采用拱形結構。在保持車站拱頂覆土厚度不變的條件下，對比圖3所示三種起拱高度對車站服務功能、建筑空間效果、結構整體受力、構件連接點受力和造價的影響。其中：方案一，站廳層高6 m，拱頂半徑r=30 m；方案二，站廳層高6.6 m，拱頂半徑r=22 m；方案三，站廳層高7.3 m，拱頂半徑r=18 m。

圖3 三種站廳層起拱方案

由圖3可見，站廳層層高越高，車站站廳層到地面的提升高度越大，車站埋深越深，車站服務功能變差，投資增加；站廳層高寬比越大，車站空間效果越好，管線安裝空間更充裕，能適應多種裝修風格。

表2為三種方案對應的結構內力及經濟指標對比，對比分析可知：

表2 三種站廳層起拱方案經濟、技術對比

(1)站廳層越高，起拱半徑越小，頂板跨中及頂板支座彎矩降低，但車站埋深增加，底板跨中彎矩增加。

(2)站廳層越高，起拱半徑越小，反彎點位置越靠近跨中。頂板結構分塊位置由道路容許最大運輸高度控制，同樣荷載條件下，站廳層凈高越小，連接接頭位置越靠近反彎點。但由于站廳層高較小，頂板結構總彎矩較大，接頭位置雖然靠近反彎點，彎矩絕對值仍較大。

(3)站廳層越高，車站埋深增加引起圍護結構深度、土石方等工程量增加，車站整體造價增加。

綜合以上各種因素，本項目擬定車站站廳層結構凈高為6.6 m。

2 裝配式分塊方式與結構連接

2.1 結構斷面分塊方式

構件分塊應考慮結構使用和施工階段受力、生產、運輸和安裝可行性的要求。構件分塊遵循以下幾方面原則：

(1)構件分塊位置應選擇結構受力較小部位。分塊截面靠近結構反彎點，減小裝配式接頭受力，使結構整體受力情況和現澆整體結構接近，提高結構材料利用率。

(2)滿足城市里特殊構件運輸尺寸限制，寬度方向小于3 m、高度方向小于4 m(不含運輸車輛、墊板高度)。

(3)單塊構件重量不宜過大，滿足在城市橋涵、立交通行的限重要求。

(4)構件分塊位置豎向避開內支撐(圖4)，可實現車站底板、中板拼裝順序和拆撐順序與標準站相同，便于拆撐時圍護結構受力體系的轉換，簡化工序。

綜合考慮整體車站在荷載基本工況和地震組合工況下彎矩分布及分塊原則，確定構件分塊方式如圖4所示，共分為9塊。分塊后的各構件的外觀尺寸及質量匯總如表3所示，單環結構的總質量為338.49 t。

圖4 車站構件分塊

表3 各分塊試件外觀尺寸及質量(C50)

根據分塊方案對裝配式結構進行內力計算，選取圖5中幾種典型斷面，對現澆整體結構和裝配式結構內力計算結果進行對比，結果如表4所示。

圖5 基本組合工況彎矩示意圖和控制內力斷面選取

表4 整體結構與裝配式結構典型斷面計算內力 kN·m

由計算結果對比可知，裝配式結構整體受力情況和現澆整體結構接近，分塊方式結構合理。

2.2 接頭型式

分塊后的單個構件需要進行裝配，各構件環內接頭采用C-H-C型鋼組合接頭，其安裝方式及構造如圖6(a)與6(b)所示；環與環之間的縱向連接采用球頭柔性連接鎖，其安裝方式及構造如圖6(c)與6(d)所示。無論是用于環內連接的C-H-C型鋼組合接頭還是環間連接的球頭柔性連接鎖均通過試驗驗證了其使用性能，能夠滿足結構的受力及功能要求。

圖6 連接接頭構造

相鄰分塊間采用2組C-H-C型鋼組合接頭，故一環所需的接頭數量為20組；相鄰兩環間縱向連接所需的球頭柔性連接鎖為24套。其具體布設位置如圖4所示。

3 車站斷面方案通用性分析

圖4中所分成的9塊構件，需通過專用的模板在預制場生產。為使本裝配式方案具有通用性，便于裝配式結構的推廣應用，需對車站斷面尺寸包容性展開研究，以提高模具的適用性?？紤]裝配式車站滿足A型車、特殊減振道床和接觸網供電的使用要求。

(1)車型：B型車車站結構內凈寬為18.3 m。A型車站臺寬度按11 m無柱站臺設計，軌道中心線距離站臺邊為1.6 m，距離主體結構邊線為2.25 m，車站結構內凈寬W=18.7 m。

(2)道床高度：普通減振道床結構高度650 mm，特殊減振道床結構高度900 mm。

(3)供電方式：接觸軌供電，軌面上凈空按不少于4 500 mm控制；若采用接觸網供電，軌面上凈空按不少于4 500 mm控制。

三種因素對車站結構尺寸和土建工程增加量的影響如表5所示。由表5分析結果可知，如直接加大車站寬度和站臺層高度，一座車站需增加土建投資約324萬元。建議對A、C、D、F塊構件鋼模板進行局部分塊處理(如圖7所示)，使其可以靈活組合，調節結構尺寸，根據車站實際所需尺寸進行構件生產。

表5 車站斷面尺寸影響分析

圖7 可調節構件模板

4 結束語

為克服現澆地鐵車站的弊端，本文提出了一種適用6B車輛編組的裝配式地鐵車站結構，其結構安全、方案通用，可為裝配式車站的推廣應用提供支撐。