裝配式地鐵車站施工力學(xué)特性研究

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（臨沂市建筑設(shè)計研究院有限責(zé)任公司，山東 臨沂 276000）

地鐵是一種快速、安全、運量大，對周邊環(huán)境影響小的交通工具，通常由區(qū)間隧道和車站兩部分構(gòu)成。目前，中國的地鐵車站大多為地下形式。地下地鐵車站不僅會受到周圍土體的擠壓，還會受到地下水、地震等不良地質(zhì)因素的影響［1-4］。國內(nèi)外許多專家對裝配式地下車站力學(xué)性能展開了研究。李兆平等人［5］對裝配式地鐵車站的接頭機構(gòu)進行了力學(xué)試驗，總結(jié)了在荷載作用下接頭部位的混凝土裂縫變形發(fā)展規(guī)律。鐘春玲等人［6］通過有限元法分析了在低周期反復(fù)荷載作用下車站節(jié)點整體擬靜力滯回性能和結(jié)構(gòu)節(jié)點應(yīng)力應(yīng)變的變化規(guī)律。TAO等人［7］以中國第一座全預(yù)制裝配車站——長春地鐵二號線袁家店站為工程背景，對傳統(tǒng)現(xiàn)澆混凝土車站和新型單拱大跨裝配式車站分別進行了大型振動臺試驗。劉惠敏［8］利用有限元數(shù)值模型，分析了不同接頭位置和接頭抗彎剛度對車站整體結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響，優(yōu)選出接頭構(gòu)造模型和最佳接頭位置。劉建洪［9］分析了裝配式車站的兩種結(jié)構(gòu)形式和接頭構(gòu)造，并對其進行了三維有限元數(shù)值模擬，得到縱向拼裝車站的結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布和位移變化規(guī)律。LIU等人［10］以廣州某裝配式地鐵車站為例，提出了一種新型焊接鋼板連接方法，該方法可以解決裝配式地鐵車站墻梁柱節(jié)點埋入式機械耦合器的豎向問題。SU等人［11］提出在盾構(gòu)開挖隧道中建立單拱裝配式車站的方法，總結(jié)了該工法需要處理的問題和計算模型。

本研究依托長春地鐵二號線捷達(dá)大路站工程，通過FLAC3D有限元軟件，建立三維裝配式地下地鐵車站的有限元數(shù)值模型，擬分析地下地鐵車站裝配過程中結(jié)構(gòu)特征及車站孔壓的變化規(guī)律，以期為類似工程施工提供借鑒。

1 工程概況

長春市地鐵2號線西延線捷達(dá)大路站位于長春市凱達(dá)北街與捷達(dá)大路交叉口的環(huán)島內(nèi)。車站周邊規(guī)劃為工業(yè)用地，車站范圍內(nèi)道路規(guī)劃標(biāo)高為208.5～209.9 m，車站主體覆土高度為3.9～4.9 m。該車站為地下島式車站，有效站臺寬度為11.0 m，有效站臺長度為118.0 m，有效站臺中心線處的軌頂標(biāo)高為191.2 m，車站全長為187.6 m，預(yù)制裝配段車站主體寬度為26.5 m，高度為20.1 m。

根據(jù)鉆探資料及室內(nèi)土工試驗，該項目地質(zhì)勘探范圍內(nèi)的土層按地層沉積年代、成因類型可劃分為人工堆積層、第四紀(jì)中更新統(tǒng)沖洪積層和白堊紀(jì)泥巖三類。按地層巖性及其物理力學(xué)性質(zhì)可進一步分為3層：①雜填土層，該土層呈黑色為主的雜色，稍濕，主要由黏性土和建筑垃圾組成，結(jié)構(gòu)松散，密度不均，部分為人工路面結(jié)構(gòu)層，厚度約為2.0 m。②粉質(zhì)黏土層，該土層呈黃褐色，可塑偏軟，可見少量鐵錳結(jié)核，略有光澤，干強度、韌性、壓縮性中等，厚度約為32.0 m，稍具搖振反應(yīng)。③強風(fēng)化泥巖層，該土層為紫紅色的泥巖夾灰白色、灰黃色、灰綠色的泥質(zhì)粉砂巖，泥質(zhì)結(jié)構(gòu)，塊狀構(gòu)造，原巖結(jié)構(gòu)大部分破壞，風(fēng)化裂隙較為發(fā)育，錘擊聲悶，破壞后呈碎塊狀，遇水易軟化，粉砂巖較泥巖強度高，局部地段見鈣質(zhì)膠結(jié)的砂巖，紫紅色泥巖可用手折斷或捏碎，粉砂巖較少，泥巖巖芯較完整，砂巖巖芯較破碎，厚度約為64.0 m。

2 裝配式車站力學(xué)特性數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模擬計算模型和參數(shù)

本研究選取該地鐵車站的中間標(biāo)段作為研究對象，考慮到模擬開挖的影響，基坑邊緣到模型邊緣的距離大于開挖寬度的3倍，基坑坑底到模型底部的距離大于基坑深度的2倍，故選定模型尺寸為190 m×50 m×100 m，其示意圖如圖1所示。

圖1 數(shù)值計算模型示意Fig.1 Numerical calculation model diagram

土體模型選用摩爾-庫倫模型。根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘查報告的天然土層分布情況，將土層簡化為3層，從上到下依次為雜填土層、粉質(zhì)黏土層和中風(fēng)化砂巖層。由地質(zhì)勘查報告可知土體參數(shù)壓縮模量Es和FLAC3D軟件數(shù)值模擬所需要的土體參數(shù)彈性模量E，依據(jù)實際工程經(jīng)驗常將彈性模量取為壓縮模量的3～5倍，本研究取壓縮模量的5倍作為彈性模量的數(shù)值。具體土體參數(shù)見表1～2。

表1 土體參數(shù)Table 1 Soil parameters

表2 車站結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Station structure parameters

2.2 數(shù)值模擬與現(xiàn)場實測的對比分析

為驗證數(shù)值模擬計算結(jié)果，根據(jù)長春地鐵二號線捷達(dá)大路站現(xiàn)場實測報告，分別將車站底板沉降（每隔1.0 m提取一次沉降量）、車站側(cè)墻側(cè)移（每隔2.0 m提取一次側(cè)移量）與FLAC3D軟件的模擬值作比較，如圖2～3所示。車站頂板的測點位置如圖4所示，車站頂板的實測值與模擬沉降量見表3。

圖4 車站頂板測點位置Fig.4 Measuring points location at station roof

從圖2～4及表3可知，實測值均略小于模擬值，其中，底板沉降實測值與模擬值相差10.5%，側(cè)墻側(cè)移實測值與模擬值相差4.7%，頂板沉降實測值與模擬值相差9.8%。因此，本研究提出的數(shù)值計算方法有效。

圖2 車站底板沉降實測和模擬對比曲線Fig.2 Contrast curve between measured and simulation of station floor settlement

圖3 車站側(cè)墻側(cè)移實測和模擬對比曲線Fig.3 Comparison curve of measured and simulated displacement of station side wall

表3 車站頂板實測和模擬沉降量Table 3 Measured and simulated settlement of station roofmm

2.3 車站結(jié)構(gòu)力學(xué)特征分析

2.3.1 結(jié)構(gòu)豎向位移分析

車站裝配過程中產(chǎn)生的豎向位移云圖如圖5所示。從圖5（a）可以看出，在裝配車站的第一環(huán)拼裝后，車站的最大沉降發(fā)生在其底板中心處，最大沉降為1.209 mm。裝配車站施加頂板后，車站自身重力通過側(cè)墻和中板傳遞給底板，使底板發(fā)生了沉降。從圖5（b）～（c）可以看出，隨著裝配車站的第二環(huán)和第三環(huán)結(jié)構(gòu)建立，其第一環(huán)車站底板處的最大沉降也隨之增加。這是由于后建車站結(jié)構(gòu)的建立會給基坑底部造成一定壓力，加劇了連墻側(cè)移，且后建車站結(jié)構(gòu)給地連墻向外的支撐力，在支撐力的作用下地連墻會形成“蹺板”變形，壓迫裝配車站的第一環(huán)結(jié)構(gòu)，使其產(chǎn)生更大的向內(nèi)彎曲沉降。從圖5（d）可以看出，在車站拼裝完成和上層覆土恢復(fù)后，整個車站結(jié)構(gòu)在上層覆土自重壓力下都出現(xiàn)了沉降趨勢，通過對比3個頂板的沉降量可看出，在上層土體自重壓力下，隆起逐漸被抵消，頂板的最大沉降發(fā)生在車站最遠(yuǎn)端的最后一環(huán)結(jié)構(gòu)，最大沉降量為8.088 mm。

圖5 車站裝配過程豎向位移云圖Fig.5 Vertical displacement contour during station assembly process

2.3.2 結(jié)構(gòu)水平位移分析

車站裝配過程產(chǎn)生的水平位移如圖6所示。從圖6（a）可以看出，在裝配式車站拼裝過程中，車站結(jié)構(gòu)受兩側(cè)地連墻指向基坑內(nèi)側(cè)的擠壓力，產(chǎn)生向內(nèi)的水平位移，且最大位移發(fā)生在側(cè)墻頂端。從圖6（b）～6（c）可看出，當(dāng)裝配車站的第二環(huán)和第三環(huán)結(jié)構(gòu)拼裝完成后，基坑底部所受壓力達(dá)到最大，結(jié)構(gòu)水平位移也達(dá)到最大，為4.547 mm。從圖6（d）可以看出，當(dāng)車站上層土體回填并壓實后，在土體的橫向支撐作用下，車站的最大水平位移由4.547 mm降低到2.698 mm。從整個拼裝過程產(chǎn)生的水平位移可知，在實際工程實踐中，需加強側(cè)墻頂部的支護措施，防止側(cè)墻產(chǎn)生過大側(cè)向傾斜而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)松散發(fā)生倒塌，對施工安全造成不利影響。

2.3.3 結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力分析

車站裝配過程中的Mises等效應(yīng)力云圖如圖7所示。從圖7（a）可以看出，在裝配車站的第一環(huán)結(jié)構(gòu)拼裝完成后，最大Mises等效應(yīng)力發(fā)生在側(cè)墻頂部和底板的接縫處，最大Mises等效應(yīng)力為1.217 MPa。這是由于結(jié)構(gòu)自重不斷加大，地連墻側(cè)移也隨之加大，地連墻對車站結(jié)構(gòu)的擠壓力不斷加大。車站接縫處由防水卷材和砂漿構(gòu)成，整體性較差。從圖7（b）～7（c）可看出，在建立第二環(huán)和第三環(huán)車站結(jié)構(gòu)后，最大Mises等效應(yīng)力發(fā)生在裝配車站上一環(huán)結(jié)構(gòu)的頂板拱腳外側(cè)和中板處，這是由于地連墻發(fā)生的側(cè)向位移隨著后續(xù)每環(huán)結(jié)構(gòu)的建立不斷加大，地連墻側(cè)向擠壓上一環(huán)結(jié)構(gòu)，而車站主要橫向支撐由中板和頂板拱腳部分承擔(dān)，因此，在這些位置也最容易產(chǎn)生最大Mises等效應(yīng)力。后續(xù)每環(huán)車站的不斷建立，促使車站結(jié)構(gòu)產(chǎn)生更大Mises等效應(yīng)力，加大結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞的概率。從圖7（d）可看出，在回填上層填土后，最大Mises等效應(yīng)力由4.297 MPa下降到3.711 MPa，這說明回填上層覆土可以增強結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，減少車站結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞的可能性。

圖7 車站裝配過程Mises等效應(yīng)力云圖Fig.7 Mises equivalent stress diagram during station assembly process

2.3.4 結(jié)構(gòu)孔隙水壓力分析

裝配式車站結(jié)構(gòu)的滲流云圖如圖8所示。車站結(jié)構(gòu)為不透水結(jié)構(gòu)，模型四周為透水邊界（地下水邊界條件），施工縫滲透系數(shù)為3.2×10-9m/s。在車站裝配完成和上層覆土回填后，在基坑內(nèi)外巨大水壓力差作用下，水會繞過地連墻涌向基坑內(nèi)部，水壓力在地連墻底部孔隙處達(dá)到最大值0.41 MPa?；拥撞侩m事先鋪設(shè)了防水卷材和100 mm厚混凝土墊層，但仍有滲透性，且裝配式車站各部分結(jié)構(gòu)間還存在接縫，水最終會透過接縫對結(jié)構(gòu)內(nèi)部產(chǎn)生滲流。其中，底板接縫處最大孔隙水壓力為0.18 MPa。由于車站底板接縫處設(shè)置了排水設(shè)施，因此車站其他部分并沒有產(chǎn)生滲流現(xiàn)象。

圖8 裝配式車站結(jié)構(gòu)孔隙水壓力圖Fig.8 Pore water pressure diagram of prefabricated station structure

本研究測量了底板接縫處的孔壓變化情況，繪制了接縫孔隙水壓力變化曲線，并探究車站滲流的發(fā)展規(guī)律，如圖9所示。從圖9可以看出，在滲流作用下，水不斷透過交接縫流向車站結(jié)構(gòu)內(nèi)部，車站底板接縫孔處的壓力逐漸增大，且該交接縫孔隙水壓力變化曲線的斜率隨著計算步的增加而變小。這是由于車站基坑底部本來無水，在初始巨大壓力差的作用下，車站交接縫處產(chǎn)生水滲流，但隨著計算步增加，基坑底部的水壓力差逐漸減小，滲流作用逐漸減緩，最終趨于平穩(wěn)。車站底板處孔隙水壓力最大值為1.80 MPa。

圖9 接縫孔隙水壓力變化曲線Fig.9 Change curve of joint pore water pressure

3 結(jié)論

利用FLAC3D數(shù)值模擬軟件，結(jié)合長春地鐵2號線捷達(dá)大路站的現(xiàn)場實際工程，分析施工過程中結(jié)構(gòu)力學(xué)特征變化和結(jié)構(gòu)孔隙水壓力滲流規(guī)律，得到結(jié)論為：

1）裝配車站在拼裝過程中，車站結(jié)構(gòu)在自身重力和兩側(cè)地連墻擠壓力的雙重作用下發(fā)生了沉降，車站底板受到上層結(jié)構(gòu)的壓力而產(chǎn)生最大沉降。后一環(huán)整環(huán)車站拼裝會加劇連墻結(jié)構(gòu)對前一環(huán)車站結(jié)構(gòu)的擠壓，使前一環(huán)車站頂板向上位移。

2）拆除橫支撐后，地連墻會對車站結(jié)構(gòu)產(chǎn)生一定側(cè)向擠壓，車站結(jié)構(gòu)兩側(cè)產(chǎn)生大小相等、方向相反的側(cè)移。側(cè)移隨著基坑底部距離增加而增大，并在側(cè)墻頂部的位移最大。

3）車站拼裝過程中，最大Mises等效應(yīng)力出現(xiàn)在底板拱形區(qū)域、中板和底板拱腳外側(cè)。隨著車站環(huán)數(shù)增多，最大Mises等效應(yīng)力也隨之增大，在第三環(huán)車站拼裝完成后其達(dá)到最大值。上層覆土回填后，最大Mises等效應(yīng)力出現(xiàn)在車站頂板內(nèi)側(cè)，相較于第三環(huán)車站拼裝完成的Mises等效應(yīng)力有一定減小。

4）在車站裝配回填覆土完成后，由于坑內(nèi)外水壓力差的作用，地下水繞過地連墻涌向基坑坑底，造成車站底板接縫處產(chǎn)生滲漏，隨著孔隙水壓力達(dá)到平衡狀態(tài)，接縫處孔隙水壓力逐漸趨于平穩(wěn)。