地下連續(xù)墻對地鐵車站主體結構內力計算的影響

李玉瓊

(深圳市地鐵集團有限公司，廣東深圳 518000)

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地下連續(xù)墻對地鐵車站主體結構內力計算的影響

李玉瓊

(深圳市地鐵集團有限公司，廣東深圳 518000)

【摘要】以實際明挖車站工程為背景，通過有限元軟件，分別計算車站主體結構在有無圍護結構(地下連續(xù)墻)情況下的結構內力，并進行比較分析。本次建模計算分別采用SAP84與ANSYS有限元軟件，通過兩個軟件的計算對比，發(fā)現(xiàn)有無圍護結構對側墻的內力影響十分明顯，特別是側墻中部。總的來說無圍護結構方案計算過程簡便，內力曲線更加連續(xù)合理，對地鐵車站設計具有一定的指導意義。

【關鍵詞】地下連續(xù)墻；重合墻結構；有限元

近年來，隨著地鐵建設的迅猛發(fā)展，連續(xù)墻在地鐵車站圍護結構設計中的應用愈來愈廣泛。在地鐵設計中，連續(xù)墻作為圍護結構，與主體結構共同承受結構荷載，因此，其對結構受力有著極為關鍵的作用。本文以有限元軟件為基礎，結合某實際地鐵工程，比較分析地下連續(xù)墻作為圍護結構(重合墻結構)，對車站主體結構內力計算的影響。

1工程概況

某市地鐵2號線某車站有效站臺中心里程處底板底部埋深為17.29m、頂板覆土厚4.3m，側墻高度12.89m，厚0.65m。車站主體標準段寬為19m，為兩跨單柱2層車站。圍護結構選用1m厚地下連續(xù)墻，嵌固深度為4m。車站場區(qū)土層的主要物理力學參數(shù)見表1。

表1　各土層主要設計參數(shù)

注：表中只列出了所選取車站橫斷面內的主要土層信息。

2計算模型及荷載邊界條件

原方案著重考慮主體結構與圍護結構共同承受荷載時的相互作用，修改方案考慮主體結構單獨承受荷載時的內力變化，均選用荷載-結構模型[1]。采用彈簧單元模擬圍巖土體，用壓桿模擬連續(xù)墻與主體結構之間連接，壓桿只傳遞軸力。原方案采用重合墻結構(連續(xù)墻與側墻之間只傳遞軸力)，中板底部采用抗拔樁，記為方案1；修改方案去除地下連續(xù)墻，單獨分析主體結構受力變形，記為方案2。

計算模型：方案1約束連續(xù)墻底部的所有約束以及約束底板中部的豎向位移(模擬抗拔樁)；方案2只約束底板中部的豎向位移。兩方案的計算模型對比圖見圖1。

(a)方案1　　　　　　　(b)方案2圖1　計算模型對比

3荷載計算

方案1中，按彈性地基上的框架模型考慮連續(xù)墻與主體結構的共同作用，荷載采用水土分算，土壓力作用在連續(xù)墻上、水壓力作用在側墻上[2]；方案2去除圍護結構，水土荷載均作用于主體結構[3]。兩方案均采用極限狀態(tài)進行荷載組合[4]，本文只計算分析承載能力極限狀態(tài)下的結構內力，并進行后續(xù)的比較研究。

4計算結果

4.1SAP84計算結果及分析

方案1采用重合墻結構，采用梁柱單元模擬主體結構與連續(xù)墻，連續(xù)墻與主體結構之間設置壓桿連接，彈性模量取為3×1010Pa，使結構變形更加連續(xù)合理。壓桿面積取為單元長度乘以每延米，與方案2彎矩計算結果進行比較，見圖3。由彎矩對比圖比較可知，兩方案各部位內力曲線趨勢基本一致，可見連續(xù)墻對主體結構的內力分布影響并不大。

結構各部位計算關鍵點見圖2，各部位內力相對改變量的大小見圖3與圖4。各部位內力值見表2與表3(括號內為相對差值百分比，黑體數(shù)字表示為該構件的最大內力值)。由表2與表3數(shù)據(jù)比較可知，兩方案主體結構各部位內力值基本一致(除去側墻中部彎矩與剪力兩方案相差較大之外)。各構件最大內力值(黑體)處，基本為方案2較大。另外，表3中，側墻頂部內力值均為方案1較大。由此可見，方案2中，車站頂板以上側土壓力的缺失(方案1中，這部分側向壓力作用于連續(xù)墻)，對側墻頂部內力還是產(chǎn)生了較大影響。

圖2　結構計算關鍵點圖

(a)方案1　　　　　　　(b)方案2圖3　彎矩對比圖(SAP84)

圖4　彎矩相對改變量柱狀圖(SAP84)

表3中，中柱的內力幾乎沒有變化，這是由于方案2只改變了側向的荷載，而對豎向荷載沒有進行改變，雖然結構在受力中產(chǎn)生的變形會使橫向荷載對其在豎向產(chǎn)生影響，但是由計算結果來看，這一影響可忽略不計，即橫向荷載的改變不影響主體結構的豎向的受力狀態(tài)(荷載方向的獨立性)。

另外，在表3側墻截面中，中部位置(圖2、圖4和圖5中關鍵點11)的內力發(fā)生了較大偏差。分析原因：由于方案1中，側墻與連續(xù)墻之間的連接桿件設置為兩端鉸接只受壓形式，而在受力階段，側墻中下部位處的部分壓桿受拉，既壓桿受力為0，導致連續(xù)墻上所施加的側向土壓力未能充分傳遞至主體結構側墻，使此部分側墻受力相對偏?。欢桨?中，將側土壓力全部作用于側墻，因此在這個部位上的受力產(chǎn)生了較大變化，而表3中的數(shù)據(jù)比較也較好的反應出了這一變化。此外，在這一部位，彎矩剪力發(fā)生較大變化的同時，而軸力卻幾乎不變，分析可能原因有兩個：一是受壓桿只受軸力，消除了彎矩對豎向變形的影響；二是由上文中柱內力變化得出的結論來看，結果也是合理的。

表2　板截面內力對比(SAP84)

注：表中各個單元格，上部為原方案內力值，下部為比較方案內力值，括號內為修改方案角較原方案的相對改變量，下同。

表3　側墻截面及中柱內力對比(SAP84)

圖5　剪力相對改變量柱狀圖(SAP84)

4.2ANSYS計算結果及分析

方案1中，連續(xù)墻與主體結構采用link10桿單元連接，彈性模量取為3×1010Pa，以使連續(xù)墻與側墻的變形更加合理，內力分布更加連續(xù)[5]。同樣，約束連續(xù)墻底端的所有位移，并約束底板中部節(jié)點的豎向位移(模擬抗拔樁的作用)；方案2則在方案1的基礎上，刪去連續(xù)墻與連接桿，并施加土壓力與水壓力于主體結構。

彎矩計算結果對比見圖6，可見，結構各部位變形曲線基本一致。這也很好的復核了SAP84的計算結果曲線。結構各部位內力相對改變量的大小見圖7和圖8，結構各部位內力值見表4和表5。對比可知，關鍵部位內力值基本一致，存在部分部位內力值(側墻中部，即計算關鍵點11)，方案2遠遠大于方案1。在結構各構件內力最大值處(黑體字)，方案2基本大于方案1。

(a)方案1　　　　　　　　(b)方案2圖6　彎矩對比圖(ANSYS)

圖7　彎矩相對改變量柱狀圖(ANSYS)

圖8　剪力相對改變量柱狀圖(ANSYS)

構件截面彎矩/MN·m剪力/MN頂板邊支座0.9890.847(-14.3%)0.7740.753(-2.7%)跨中0.8160.859(5.3%)—中間支座1.1211.177(5.0%)0.8020.823(2.6%)中板邊支座0.2380.267(12.2%)0.1330.138(3.8%)跨中0.0960.089(-7.3%)—中間支座0.1590.151(-5.0%)0.1180.113(-4.2%)底板邊支座1.0191.102(8.14%)0.8320.841(1.1%)跨中0.6670.642(-3.7%)—中間支座1.1331.101(-3.2%)0.7280.841(15.5%)

表5　側墻截面及中柱內力對比(ANSYS)

表5中，側墻截面中部內力值(關鍵點11)出現(xiàn)了較大偏差，此情況與SAP84計算結果分析很好的吻合，由此說明：連續(xù)墻與側墻之間的部分壓桿在結構受力階段受力為0(查看單元內力值所得，即壓桿為受拉情況)，的確對這部分側墻的受力產(chǎn)生了較大影響。

表5中，各部位的軸力說明了本文4.2章節(jié)所得出的結論：橫向荷載的改變基本不影響主體結構的豎向受力狀態(tài)。

5結論

(1)通過兩個軟件對有無圍護結構情況下主體結構的受力結果比較，得知結構內力曲線趨勢基本一致。其中：圍護結構的有無對側墻的內力影響十分明顯，尤其是側墻中部，且無圍護結構情況下得到的內力值大得多，部分甚至接近2倍大??；而通過側墻部位以及中柱的軸力值變化可知，圍護結構的有無對主體結構豎向軸力的影響卻甚微。

(2)通過2個方案的計算結果對比，若以無圍護結構情況下得到的內力結果作為基礎，對側墻部位內力值結果乘以一定的系數(shù)進行計算，即可得到較為準確的有圍護結構情況下的車站內力計算結果，并可以此作為車站主體結構內力計算結果值。由于本次建模計算只為初步分析，具體系數(shù)及相關算式有待之后進一步的研究。

(3)當下的車站主體結構內力計算建?；疽晕闹械姆桨?為主(即有圍護結構)，建模流程較為復雜，且存在部分參數(shù)的選取疑難點等問題；而不考慮圍護結構，直接對主體結構進行內力計算，不但可以大大縮減建模的流程，并且使得到的內力曲線圖更加連續(xù)合理。因此筆者認為，上述結論二中提到的方案具有很大的研究價值，有望對今后車站建模計算流程的簡化提供一定的參考。

參考文獻

[1]GB50157-2003 地鐵設計規(guī)范[S].

[2]GB50009-2012 建筑結構荷載規(guī)范[S].

[3]王衛(wèi)東.地下連續(xù)墻作為主體結構的設計[J].建筑結構，2002，32(1)： 16-19.

[4]GB50010-2010 混凝土設計規(guī)范[S].

[作者簡介]李玉瓊(1980～)，女，工學學士，工程師，主要從事軌道交通投資及軌道交通建設管理工作。

【中圖分類號】TU312+.1

【文獻標志碼】A

[定稿日期]2015-11-10