考慮既有地下連續(xù)墻影響的地鐵車站外墻優(yōu)化設計

王 雨周 鋼蔣俊杰

（1.北京市建筑設計研究院有限公司，100045，北京；2.Thornton Tomasetti Inc.，100004，北京∥第一作者，工程師）

在民用建筑領(lǐng)域，將基坑圍護結(jié)構(gòu)與主體地下結(jié)構(gòu)相結(jié)合的“樁墻合一”、“兩墻合一”技術(shù)已得到了初步應用并獲得了良好效果［1］。在地鐵車站結(jié)構(gòu)設計中，通常直接建立土與結(jié)構(gòu)相互作用的荷載-結(jié)構(gòu)模型進行包絡設計，忽略地下連續(xù)墻等圍護結(jié)構(gòu)的作用，而僅將其作為安全儲備。

隨著地鐵的發(fā)展，換乘車站越來越多，明挖基坑的開挖深度也相應增加。地下連續(xù)墻結(jié)構(gòu)因工程施工對環(huán)境影響小，剛度大、整體性好、安全性高、支護結(jié)構(gòu)變形較小，及抗?jié)B性能良好等優(yōu)點，被越來越多地用作車站主體基坑的圍護結(jié)構(gòu)［2］。由于基坑開挖深度越來越大，為保證基坑本體安全，也為滿足對周邊環(huán)境變形的控制要求，地下連續(xù)墻的厚度逐漸增加（一般為 800 mm、1 000 mm、1 200 mm），混凝土強度等級也逐漸提高（現(xiàn)多采用C30、C35等）。

當?shù)叵逻B續(xù)墻剛度較大按永久結(jié)構(gòu)設計時，應考慮正常使用階段地下連續(xù)墻與主體結(jié)構(gòu)外墻的共同作用，可對地鐵車站主體結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化。這樣的設計可有效提高材料利用率，減少相應主體結(jié)構(gòu)投資，節(jié)約資源。

1 案例車站工程概況

現(xiàn)以北京某地下三層島式換乘車站為例進行優(yōu)化分析。案例車站為雙柱三跨混凝土結(jié)構(gòu)，其施工方法采用明挖。有效站臺中心處車站頂板覆土厚度為4.47 m，底板埋深約為26.87 m。標準段總寬23.10 m，總高22.40 m；車站總長185.25 m，島式站臺寬度為14.00 m，有效站臺長118.00 m。車站主體結(jié)構(gòu)采用C40混凝土，HRB 400級鋼筋。

明挖基坑標準段開挖深度約為27.07 m，盾構(gòu)段開挖深度約為27.98 m。開挖深度內(nèi)土層主要有第②層粉質(zhì)黏土，第②2層粉土，第③4層中細砂，第③6層卵石，第④層粉質(zhì)黏土，第④2層粉土，第④3層粉細砂，第⑤層卵石，第⑤2層中細砂，第⑤4層粉質(zhì)黏土?；孜挥诘冖迣臃圪|(zhì)黏土及第⑥2層粉土中。

車站基坑工程采用800 mm厚地下連續(xù)墻圍護結(jié)構(gòu)+內(nèi)支撐的圍護形式。內(nèi)支撐采用鋼支撐，共設置5道鋼支撐及+1道倒撐。地下連續(xù)墻采用抗?jié)B等級為P8的C35水下混凝土及HRB400級鋼筋。

車站3層主體結(jié)構(gòu)原設計均采用800 mm厚C40混凝土外墻?，F(xiàn)將既有地下連續(xù)墻與車站外墻“水平向結(jié)合”“兩墻合一”，使地下連續(xù)墻與車站外墻成為共同受力體系。在近期正常使用階段，靜止土壓力和水壓力直接作用于地下連續(xù)墻；在遠期正常使用階段，水壓力作用于車站外墻結(jié)構(gòu)，靜止土壓力作用于地下連續(xù)墻，并通過地下連續(xù)墻-車站外墻體系傳遞給車站地下室外墻。

經(jīng)分析，抗震組合荷載不起控制作用，故優(yōu)化設計中按承載力使用極限狀態(tài)、正常使用極限狀態(tài)及人防荷載組合狀態(tài)等3種情況進行包絡。地面超載及人防荷載中的水平荷載作用于地下連續(xù)墻，豎向荷載作用于車站結(jié)構(gòu)頂板及底板。

2 仿真模擬

本文采用SAP2000軟件建立了包含地下連續(xù)墻及車站結(jié)構(gòu)的板墻二維有限元模型。其中，框架柱按等剛度原則折算為每延米的桿件，在頂板兩側(cè)根據(jù)抗浮驗算設置結(jié)構(gòu)壓頂；車站結(jié)構(gòu)與地下連續(xù)墻及壓頂之間采用只壓型剛性鏈桿連接；以GAP單元模擬土彈簧作用，以LINEAR單元模擬地下連續(xù)墻及車站外墻間的相互作用?？紤]地下連續(xù)墻及不考慮地下連續(xù)墻的計算模型分別如圖1及圖2所示。按是否考慮地下連續(xù)墻剛度進行優(yōu)化設計，分析了地下連續(xù)墻剛度對車站外墻內(nèi)力及配筋率的影響，并對車站結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設計。

圖1 考慮地下連續(xù)墻的計算模型

圖2 不考慮地下連續(xù)墻的計算模型

2.1 地下連續(xù)墻剛度對車站外墻內(nèi)力的影響

為分析地下連續(xù)墻對車站外墻內(nèi)力的影響，按車站外墻厚度分別為600 mm、700 mm、800 mm及900 mm等4種情況，分析頂板、2層中板及底板的墻支座（邊跨支座）、梁支座（中跨支座）、邊跨跨中及中跨跨中，以及3層外墻的上端支座、跨中及下端支座等幾個控制界面。由于正常使用極限狀態(tài)與承載力極限狀態(tài)下的內(nèi)力存在相關(guān)性，故內(nèi)力影響分析只考慮承載力極限狀態(tài)（以下簡稱“基本組合”）和人防荷載組合狀態(tài)（以下簡稱“人防組合”）的彎矩。

未考慮地下連續(xù)墻剛度的外墻彎矩為M0，考慮地下連續(xù)墻剛度后的外墻彎矩為M0+ΔM，則彎矩變化率（ΔM/M0）如圖3所示。由圖3可見，彎矩變化率有如下特點：

圖3 外墻彎矩變化率

（1）在頂板支座處，在不同墻厚、不同工況中外墻彎矩變化率并未顯著減小，反而有小幅度（約2%）的增加，且人防組合的彎矩增加較基本組合更明顯。

（2）在頂板支座處，基本組合的外墻彎矩增長率隨墻厚增加而增加，人防組合的外墻彎矩增長率隨墻厚增加而減小。

（3）在底板支座處，外墻彎矩有一定幅度的減小，基本組合的外墻彎矩變化率高于人防組合，且變化率隨外墻厚度增加而減小。

（4）其他位置的外墻彎矩減小幅度顯著高于頂板及底板支座處。

（5）在頂板及底板支座處，人防組合的外墻彎矩變化率小于基本組合；在其他位置，基本組合的外墻彎矩變化率小于人防組合。

頂板及底板的彎矩變化率（如圖4所示）有以下特點：

圖4 頂板及底板彎矩變化率

（1）由于地下連續(xù)墻的作用，頂板墻支座處彎矩不降反升，且人防組合的彎矩變化率大于基本組合，與外墻頂板支座處變化規(guī)律一致。

（2）在人防組合與基本組合中，頂板墻支座處彎矩變化率均隨墻厚增加而減小。

（3）在基本組合下，底板墻支座處的彎矩均有一定幅度減小，且彎矩變化率均隨墻厚增加而減??；在人防組合下除600 mm厚的外墻外，其他外墻的彎矩均小幅增加。

（4）在考慮了地下連續(xù)墻剛度影響后，頂板中跨支座及底板邊跨跨中處的彎矩增加，且增加幅度隨結(jié)構(gòu)厚度的增加而減小。

（5）地下連續(xù)墻剛度對頂板邊跨跨中、頂板中跨跨中、底板中跨支座及頂板中跨跨中等處彎矩的影響較小。

由于地下連續(xù)墻剛度的影響，中板彎矩變化率（如圖5所示）有以下特點：

（1）B1層邊跨支座在基本組合及人防組合組合下，彎矩均呈現(xiàn)減小，且變化率隨外墻厚度增加而減小。

圖5 中板彎矩變化率

（2）B2層中跨跨中處的彎矩變化很小，可忽略。

（3）B1層與B2層中板其他位置的彎矩均有增大的可能。

2.2 地下連續(xù)墻剛度對車站配筋率的影響

在車站外墻的配筋設計中，正常使用極限狀況按迎土面結(jié)構(gòu)裂縫不大于0.2 mm、背土面結(jié)構(gòu)裂縫不大于0.3 mm的要求來控制。

當以裂縫控制作為配筋設計考慮因素時，隨著埋深加大，各層外墻受到的水平側(cè)力差別也增大，從而導致外墻各處彎、壓狀態(tài)程度不同。因此，應將外墻分別按純彎構(gòu)件和壓彎構(gòu)件兩種情況考慮。

當車站外墻按純彎構(gòu)件計算時，如考慮地下連續(xù)墻剛度的影響，則車站外墻配筋率變化（見圖6）呈如下特點：

（1）頂板與底板支座處的配筋率變化較小，對墻厚仍起控制作用。

（2）當外墻厚度與地下連續(xù)墻厚度（800 mm）接近時，頂板支座處的配筋率呈小幅上升。

（3）B1層跨中處彎矩本來就較小，因此在地下連續(xù)墻剛度影響下雖該處彎矩大幅減小，也仍按照最小配筋率配筋，其配筋率變化為0。

（4）車站外墻厚度越大，地下連續(xù)墻對實際配筋率的優(yōu)化影響越小。

圖6 外墻按純彎構(gòu)件計算的配筋率變化

（5）除頂板與底板支座處，考慮地下連續(xù)墻剛度后，車站外墻在迎土面的配筋率減小大于背土面一側(cè)。

當車站外墻按照壓彎構(gòu)件計算時，考慮地下連續(xù)墻剛度的影響，車站外墻的實際配筋率變化（見表1）呈如下特點：

（1）地下連續(xù)墻剛度的變化趨勢與純彎構(gòu)件配筋率的變化趨勢基本一致，考慮壓力的有利影響時，能更大幅地降低墻體配筋率。

（2）原設計中800 mm厚外墻按照壓彎構(gòu)件考慮時，B1層及B2層大多數(shù)位置可按照最小配筋率配筋。而在考慮地下連續(xù)墻影響后B2層下端支座處配筋率降低很多。由此說明了B1層與B2層外墻截面優(yōu)化的必要性。

考慮地下連續(xù)墻剛度影響，頂板與底板配筋率變化（見圖7）有如下特點：

（1）外墻厚度不同時，頂板邊跨支座及中跨支座處的實際配筋率均出現(xiàn)了小幅上升。

圖7 頂板與底板配筋率變化

（2）底板邊跨支座處的配筋率有所降低，且外墻厚度越小，配筋率降低幅度越大。

（3）地下連續(xù)墻剛度對頂板及底板其他位置的實際配筋率影響不大。

B2層中板配筋率變化（見表2）有如下特點：

表2 外墻厚度不同時的B1、B2層中板配筋率變化率

（1）B1層及B2層中板邊跨支座配筋率均有降低。

（2）B2層中板支座配筋率在不同外墻厚度情況下均有所增加。

（3）地下連續(xù)墻對中板其他位置的配筋率基本沒有影響。

2.3 外墻優(yōu)化設計

車站外墻的外側(cè)支座為配筋控制截面。B3層外墻下端支座處配筋率最高。墻厚不同時，考慮地下連續(xù)墻剛度影響的實際配筋率見表3。車站外墻厚900 mm的方案經(jīng)濟性差且配筋變化率小；墻厚600 mm及700 mm方案雖配筋率變化較大，但標準斷面配筋率仍偏大。根據(jù)一般規(guī)律，側(cè)墻一側(cè)或兩側(cè)開洞后，側(cè)墻彎矩及配筋都高于標準斷面。因此，B3層外墻可選擇800 mm厚度。

為施工方便，車站B1及B2層外墻選擇同一厚度，外墻厚600 mm及700 mm時的配筋率均符合要求。但由于B3層與B2層外墻支座處鋼筋拉通，故600 mm厚外墻配筋率略大，且與800 mm厚B3層外墻銜接時的剛度突變較多，故B1層及B2層選擇700 mm厚外墻。

表3 考慮地下連續(xù)墻剛度后各墻厚實際配筋率

3 結(jié)論

（1）在考慮地下連續(xù)墻剛度時，應建立完整的地下連續(xù)墻與地下主體結(jié)構(gòu)共同作用的模型。直接折減外墻荷載算法的結(jié)果偏差較大。

（2）計算中如考慮地下連續(xù)墻剛度，則對外墻的內(nèi)力和配筋有一定幅度的優(yōu)化，對B1層和B2層的內(nèi)力及配筋減小幅度比B3層的大，且優(yōu)化幅度隨外墻厚減小而增加。

（3）當以裂縫控制作為配筋設計考慮因素時，既有地下連續(xù)墻的影響規(guī)律在假定外墻為純彎構(gòu)件和壓彎構(gòu)件時基本一致。外墻作為壓彎構(gòu)件分析時，墻體配筋率更小。

（4）地鐵車站外墻作為純彎構(gòu)件分析時，地下連續(xù)墻對外墻的頂板支座影響很小，考慮地下連續(xù)墻剛度時的頂板、中板和底板部分位置的內(nèi)力及實際配筋比不考慮地下連續(xù)墻剛度時有一定增加?？梢?，地下連續(xù)墻不能全面優(yōu)化整個結(jié)構(gòu)所有位置的內(nèi)力及實際配筋。

（5）假定外墻為壓彎構(gòu)件時，考慮地下連續(xù)墻剛度可整體優(yōu)化各層外墻的實際配筋，且隨墻厚減小，優(yōu)化作用越明顯。

（6）考慮地下連續(xù)墻剛度影響時，頂板、中板和底板部分位置的內(nèi)力及實際配筋比不考慮地下連續(xù)墻剛度影響時有一定幅度的增加。因此地下連續(xù)墻不能全面優(yōu)化整個結(jié)構(gòu)所有位置的內(nèi)力及實際配筋。

（7）由于地下連續(xù)墻剛度影響的實際存在，頂板、中板及底板的配筋設計不宜過低。

［1］ 胡耘，王衛(wèi)東，沈健.“樁墻合一”結(jié)構(gòu)體系的受力實測與分析［J］.巖土工程學報，2015，37（S2）：197.

［2］ 劉國彬，王衛(wèi)東.基坑工程手冊［M］.2版.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2009.

［3］ 王雨,劉國彬,屠傳豹.基于遺傳-GRNN在深基坑地下連續(xù)墻測斜預測中的研究［J］.巖土工程學報，2012（S1）：167.