杜昀峰，黃 斐

（1、中鐵工程設(shè)計(jì)咨詢集團(tuán)有限公司 北京 100055；2、中鐵隧道勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司 廣州 511458）

0 引言

明挖地鐵車站作為地鐵的重要組成部分，由于其箱型框架結(jié)構(gòu)形式具有整體自重小、承受水浮力大的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，根據(jù)建設(shè)場(chǎng)地抗浮水位的埋深，一般需進(jìn)行抗浮設(shè)計(jì)。選擇合適的抗浮措施不僅能節(jié)省工程投資，還能提高地鐵運(yùn)營(yíng)的安全性。

國(guó)內(nèi)地鐵車站常用的抗浮措施有［1］：①在底板設(shè)置泄水孔，通過(guò)卸載底板下水壓力的方式達(dá)到抗浮目的；②在側(cè)墻外側(cè)底部設(shè)置墻趾，借助上部土體自重進(jìn)行抗?。虎墼趪o(hù)樁（墻）頂設(shè)置壓頂梁，借助圍護(hù)樁（墻）的自重及側(cè)摩阻力進(jìn)行抗?。虎茉诮Y(jié)構(gòu)底板下設(shè)置抗拔樁，借助抗拔樁的自重及側(cè)摩阻力進(jìn)行抗浮。其中設(shè)置泄水孔的抗浮方式主要用于車站施工階段的抗浮，設(shè)置墻趾的抗浮方式主要適用于全放坡開(kāi)挖車站。而對(duì)于采用圍護(hù)樁（墻）+內(nèi)支撐支護(hù)形式的明挖車站，通常采用壓頂梁和抗拔樁的抗浮方式。

目前國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)地下結(jié)構(gòu)抗浮措施已有相關(guān)研究。李蘭勇等人［2?3］研究了抗拔樁作為抗浮措施時(shí)的不同模擬方式，認(rèn)為樁?土彈簧模擬方式較為合理。陳麗娜［4］采用桿單元模擬抗拔樁，在樁底施加固定約束，相較于傳統(tǒng)將抗拔樁作為底縱梁不動(dòng)支座的方式，計(jì)算結(jié)果更符合實(shí)際工況。胡云華等人［5］認(rèn)為抗拔樁受壓時(shí)，彈簧剛度與混凝土彈性模量相關(guān)，抗拔樁受拉時(shí)，彈簧剛度與鋼筋彈性模量相關(guān)，提出采用大剛度非線性等效拉壓彈簧模擬抗拔樁；陳祥達(dá)［6］針對(duì)抗拔樁在不同受力工況下剛度不同的特性，提出多段線?荷載位移彈簧模型，該彈簧模型相對(duì)于單一彈簧更符合實(shí)際情況。李廣濤［7］采用鉸支座模擬壓頂梁，采用豎向力模擬抗拔樁，對(duì)地鐵車站進(jìn)行了整體分析。葉俊能等人［8?9］認(rèn)為車站正常使用階段不可能發(fā)生較大的隆起，建模時(shí)通過(guò)約束壓頂梁作用節(jié)點(diǎn)豎向位移2 mm 的方式進(jìn)行模擬，分析了壓頂梁對(duì)地鐵車站整體內(nèi)力與變形的影響。郭正偉［10］在模擬分析時(shí)將圍護(hù)樁和壓頂梁的自重按面荷載施加到結(jié)構(gòu)頂板壓頂梁作用范圍，分析了壓頂梁對(duì)地鐵車站主體結(jié)構(gòu)整體影響。上述研究?jī)H針對(duì)壓頂梁或抗拔樁單一作用時(shí)的抗浮狀態(tài)進(jìn)行了研究，未考慮壓頂梁與抗拔樁共同作用時(shí)的結(jié)構(gòu)受力情況，而實(shí)際工程實(shí)施中，壓頂梁與抗拔樁共同參與抗浮是較為常見(jiàn)的抗浮方式。為進(jìn)一步研究壓頂梁和抗拔樁對(duì)車站結(jié)構(gòu)受力及變形的影響規(guī)律，本文以成都某地鐵車站為研究背景，對(duì)采用壓頂梁和抗拔樁抗浮措施時(shí)的3 種工況車站結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，分析車站結(jié)構(gòu)受力和變形特征，并對(duì)明挖車站結(jié)構(gòu)抗浮措施的選擇提出建議，以期為今后類似工程提供設(shè)計(jì)思路與參考。

1 工程背景

成都某地鐵車站總長(zhǎng)156.8 m，標(biāo)準(zhǔn)段外包寬度23.3 m，頂板覆土厚度3.5 m，底板埋深25.5 m，車站結(jié)構(gòu)橫剖面如圖1 所示。除框架柱采用C50 混凝土外，其余結(jié)構(gòu)構(gòu)件均采用C35 混凝土，計(jì)算時(shí)取鋼筋混凝土重度25 kN/m3，泊松比為0.2。當(dāng)采用抗浮措施時(shí)，壓頂梁、抗拔樁兩種抗浮措施的節(jié)點(diǎn)大樣如圖2所示。

圖1 車站結(jié)構(gòu)橫剖面Fig.1 Cross-sectional of Station Structure （mm）

圖2 壓頂梁、抗拔樁節(jié)點(diǎn)大樣Fig.2 Details of Coping Beam and Uplift Pile （mm）

車站站址范圍地層自上至下依次為雜填土、黏土、全風(fēng)化泥巖、強(qiáng)風(fēng)化泥巖及中風(fēng)化泥巖。場(chǎng)地地下水主要有兩種類型：①賦存于黏土層之上的上層滯水；②基巖裂隙水。綜合區(qū)域水文地質(zhì)資料及本地相關(guān)工程經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)，抗浮水位取地面下2 m。土層物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical Mechanics Parameters of Soil Layer

2 抗浮穩(wěn)定性計(jì)算

在位于抗浮水位條件時(shí)，抗浮穩(wěn)定性驗(yàn)算作用效應(yīng)按承載能力極限狀態(tài)下作用的基本組合，其分項(xiàng)系數(shù)為1.0。抗浮穩(wěn)定性應(yīng)符合《建筑工程抗浮技術(shù) 標(biāo) 準(zhǔn)：JG J476—2019》［11］的規(guī)定。

水浮力設(shè)計(jì)值：

Nw，k=1.0×23.5×1×10×23.3=5 476 kN/m

車站結(jié)構(gòu)自重設(shè)計(jì)值：

G1=1.0×3 358=3 358 kN/m

覆土自重設(shè)計(jì)值：

G2=1.0×23.3×3.5×1×19=1 549 kN/m

圍護(hù)樁及壓頂梁自重設(shè)計(jì)值：

G3=1.0×384=384 kN/m

圍護(hù)樁參與抗浮時(shí)，由于基坑開(kāi)挖及樁體變形對(duì)樁周土體產(chǎn)生擾動(dòng)，影響圍護(hù)樁側(cè)摩阻力，出于安全考慮，基坑開(kāi)挖深度范圍內(nèi)圍護(hù)樁側(cè)摩阻力按0.5 折減系數(shù)進(jìn)行折減。

圍護(hù)樁抗拔承載力特征值：

當(dāng)采用抗拔樁參與抗浮時(shí)：

3 結(jié)構(gòu)整體數(shù)值分析

由上述計(jì)算可知，單獨(dú)采用壓頂梁或抗拔樁進(jìn)行抗浮均可滿足抗浮穩(wěn)定性驗(yàn)算要求。但是在實(shí)際地鐵工程實(shí)施中，本著工程經(jīng)濟(jì)性的原則，較少單獨(dú)采用抗拔樁抗浮。通常優(yōu)先采用壓頂梁進(jìn)行抗浮，當(dāng)采用壓頂梁無(wú)法滿足抗浮穩(wěn)定性計(jì)算要求時(shí)，則增設(shè)抗拔樁共同參與抗浮。本文旨在分析壓頂梁和抗拔樁對(duì)結(jié)構(gòu)受力及變形的影響規(guī)律，未考慮其經(jīng)濟(jì)性。為研究壓頂梁和抗拔樁對(duì)車站結(jié)構(gòu)受力及變形的影響規(guī)律，建立如下3個(gè)工況計(jì)算模型：

⑴工況1：采用壓頂梁進(jìn)行抗浮的車站結(jié)構(gòu)模型。壓頂梁設(shè)置于兩側(cè)墻頂部。

⑵工況2：采用抗拔樁進(jìn)行抗浮的車站結(jié)構(gòu)模型。抗拔樁設(shè)置于兩中柱底部。

⑶工況3：同時(shí)設(shè)置壓頂梁和抗拔樁進(jìn)行抗浮的車站結(jié)構(gòu)模型。壓頂梁設(shè)置于兩側(cè)墻頂部，抗拔樁設(shè)置于兩中柱底部。

3.1 計(jì)算模型

計(jì)算軟件采用大型結(jié)構(gòu)計(jì)算分析軟件Sap2000建立荷載?結(jié)構(gòu)模型，沿車站縱向取單位長(zhǎng)度按底板支承在有限彈性地基上的平面框架進(jìn)行分析。水土壓力采用水土分算，豎向土壓力按全土柱重量施加，水平土壓力按靜止土壓力施加，水壓力按靜止水壓力施加。壓頂梁與抗拔樁采用多段線?荷載位移模型進(jìn)行模擬［6］，并在Sap2000 軟件中利用Multilinear Elastic 2點(diǎn)連接單元實(shí)現(xiàn)。車站結(jié)構(gòu)計(jì)算模型如圖3所示。

圖3 計(jì)算模型Fig.3 Calculation Model

3.2 計(jì)算結(jié)果與分析

車站結(jié)構(gòu)在正常使用極限狀態(tài)下變形如圖4 所示?？梢钥闯觯?/p>

圖4 正常使用極限狀態(tài)下的位移Fig.4 Displacement of Serviceability Limit State

⑴工況1，車站結(jié)構(gòu)在壓頂梁的約束下，受水浮力作用，結(jié)構(gòu)整體呈以兩端壓頂梁為支座的單跨撓曲變形特征，各層板在中間跨跨中位置均出現(xiàn)較大+z方向位移，兩端受壓頂梁約束，+z方向位移較小。z方向最大位移位于底板跨中，為+14.7 mm。x方向最大位移位于側(cè)墻?3層跨中，為向背土側(cè)位移1.6 mm。

⑵工況2，車站結(jié)構(gòu)在抗拔樁的約束下，受水浮力作用，結(jié)構(gòu)整體呈上浮狀態(tài)，抗拔樁對(duì)兩中柱起到約束作用，頂板及中一板、中二板位移較為均勻，呈波浪形分布。各層板的位移均小于工況1。z方向最大位移位于底板跨中，為+8.2 mm。x方向最大位移位于側(cè)墻?3層跨中，為向背土側(cè)位移2.4 mm。

⑶工況3，車站結(jié)構(gòu)在壓頂梁和抗拔樁的共同約束作用下，受水浮力作用，結(jié)構(gòu)整體上浮位移較小。由于壓頂梁剛度大于抗拔樁，各層板在側(cè)墻位置的位移明顯小于中柱位移。側(cè)墻在?3 層跨中彎矩大于其他工況。z方向最大位移位于底板跨中，為+7.3 mm。x方向最大位移位于側(cè)墻?3 層跨中，為向背土側(cè)位移3.6 mm。

對(duì)比工況1 與工況3，可以看出，在采用壓頂梁抗浮措施條件下，增加抗拔樁措施，對(duì)減少各層板的中柱位置位移效果明顯。對(duì)比工況2 與工況3，可以看出，在采用抗拔樁抗浮措施條件下，增加壓頂梁措施，對(duì)減少各層板的側(cè)墻位置位移效果明顯。

車站結(jié)構(gòu)在承載能力極限狀態(tài)下彎矩如圖5 所示?？梢钥闯觯?/p>

圖5 承載能力極限狀態(tài)下的彎矩Fig.5 Bending Moment of Ultimate Limit State

⑴工況1，車站結(jié)構(gòu)各層板內(nèi)力呈以兩端壓頂梁為支座的單跨受力特征，底板的側(cè)墻支座彎矩和中間跨的跨中彎矩大于其他工況，且兩個(gè)中柱支座處彎矩為負(fù)彎矩。頂板及中一板、中二板邊跨的跨中彎矩和中柱支座彎矩大于其他工況，且中間跨跨中處彎矩為負(fù)彎矩，側(cè)墻支座彎矩小于其他工況。側(cè)墻的底板支座彎矩大于其他工況。

⑵工況2，底板的側(cè)墻支座彎矩小于工況1，中柱支座處受抗拔樁約束作用，呈正彎矩。頂板及中一板、中二板的彎矩分布較均勻，結(jié)構(gòu)受力較為合理。側(cè)墻在?3層跨中彎矩大于其他工況。

⑶工況3，底板內(nèi)力與工況2 較為相似。頂板及中一板、中二板的側(cè)墻支座彎矩小于工況2，中間支座的彎矩大于工況2。

對(duì)比工況1 與工況2，可以看出，在采用壓頂梁抗浮措施條件下，增加抗拔樁措施，可減小各層板中柱支座彎矩，增大側(cè)墻支座彎矩。對(duì)比工況2 與工況3，可以看出，在采用抗拔樁抗浮措施條件下，增加壓頂梁措施，可減少頂板、中一板、中二板的側(cè)墻支座彎矩，增大中柱支座彎矩。

4 結(jié)論

對(duì)上述3 種抗浮工況進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，分析其受力與變形特征，得出如下結(jié)論：

⑴從工程經(jīng)濟(jì)性來(lái)看，壓頂梁作為地鐵最為常用抗浮措施，能借助圍護(hù)樁（墻）的自重與側(cè)摩阻力參與抗浮，經(jīng)濟(jì)性優(yōu)于抗拔樁，但其對(duì)車站結(jié)構(gòu)整體受力不利。采用壓頂梁抗浮方案時(shí)，結(jié)構(gòu)整體呈以兩端壓頂梁為支座的單跨撓曲變形，且車站寬度越大，底板撓曲變形越明顯，對(duì)結(jié)構(gòu)整體受力越不利。

⑵從車站結(jié)構(gòu)整體受力來(lái)看，抗拔樁的設(shè)置位置具有改善車站結(jié)構(gòu)受力和變形的作用，且其在與壓頂梁共同抗浮時(shí)的作用效果大于壓頂梁。當(dāng)單獨(dú)采用壓頂梁無(wú)法滿足抗浮穩(wěn)定性計(jì)算，或車站底板變形過(guò)大、結(jié)構(gòu)整體配筋率過(guò)大時(shí)，可增設(shè)抗拔樁抗浮并改善結(jié)構(gòu)受力與變形。

⑶當(dāng)采用壓頂梁作為抗浮措施時(shí)，結(jié)構(gòu)底板與側(cè)墻節(jié)點(diǎn)內(nèi)力較大，建議對(duì)該結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加強(qiáng)。

⑷實(shí)際工程中，應(yīng)根據(jù)地下水位變化，當(dāng)采用抗拔樁作為抗浮措施時(shí)，其存在承壓和抗拔兩種受力狀態(tài)，應(yīng)考慮底板在抗拔樁設(shè)置位置兩個(gè)方向的抗沖切承載力。