压顶梁与抗拔桩对地铁车站结构内力和变形的影响分析

2022-09-07杜昀峰

广东土木与建筑 2022年8期

杜昀峰，黄斐

（1、中铁工程设计咨询集团有限公司北京 100055；2、中铁隧道勘察设计研究院有限公司广州 511458）

0 引言

明挖地铁车站作为地铁的重要组成部分，由于其箱型框架结构形式具有整体自重小、承受水浮力大的结构特点，根据建设场地抗浮水位的埋深，一般需进行抗浮设计。选择合适的抗浮措施不仅能节省工程投资，还能提高地铁运营的安全性。

国内地铁车站常用的抗浮措施有［1］：①在底板设置泄水孔，通过卸载底板下水压力的方式达到抗浮目的；②在侧墙外侧底部设置墙趾，借助上部土体自重进行抗浮；③在围护桩（墙）顶设置压顶梁，借助围护桩（墙）的自重及侧摩阻力进行抗浮；④在结构底板下设置抗拔桩，借助抗拔桩的自重及侧摩阻力进行抗浮。其中设置泄水孔的抗浮方式主要用于车站施工阶段的抗浮，设置墙趾的抗浮方式主要适用于全放坡开挖车站。而对于采用围护桩（墙）+内支撑支护形式的明挖车站，通常采用压顶梁和抗拔桩的抗浮方式。

目前国内学者对地下结构抗浮措施已有相关研究。李兰勇等人［2−3］研究了抗拔桩作为抗浮措施时的不同模拟方式，认为桩−土弹簧模拟方式较为合理。陈丽娜［4］采用杆单元模拟抗拔桩，在桩底施加固定约束，相较于传统将抗拔桩作为底纵梁不动支座的方式，计算结果更符合实际工况。胡云华等人［5］认为抗拔桩受压时，弹簧刚度与混凝土弹性模量相关，抗拔桩受拉时，弹簧刚度与钢筋弹性模量相关，提出采用大刚度非线性等效拉压弹簧模拟抗拔桩；陈祥达［6］针对抗拔桩在不同受力工况下刚度不同的特性，提出多段线−荷载位移弹簧模型，该弹簧模型相对于单一弹簧更符合实际情况。李广涛［7］采用铰支座模拟压顶梁，采用竖向力模拟抗拔桩，对地铁车站进行了整体分析。叶俊能等人［8−9］认为车站正常使用阶段不可能发生较大的隆起，建模时通过约束压顶梁作用节点竖向位移2 mm 的方式进行模拟，分析了压顶梁对地铁车站整体内力与变形的影响。郭正伟［10］在模拟分析时将围护桩和压顶梁的自重按面荷载施加到结构顶板压顶梁作用范围，分析了压顶梁对地铁车站主体结构整体影响。上述研究仅针对压顶梁或抗拔桩单一作用时的抗浮状态进行了研究，未考虑压顶梁与抗拔桩共同作用时的结构受力情况，而实际工程实施中，压顶梁与抗拔桩共同参与抗浮是较为常见的抗浮方式。为进一步研究压顶梁和抗拔桩对车站结构受力及变形的影响规律，本文以成都某地铁车站为研究背景，对采用压顶梁和抗拔桩抗浮措施时的3 种工况车站结构进行数值计算，分析车站结构受力和变形特征，并对明挖车站结构抗浮措施的选择提出建议，以期为今后类似工程提供设计思路与参考。

1 工程背景

成都某地铁车站总长156.8 m，标准段外包宽度23.3 m，顶板覆土厚度3.5 m，底板埋深25.5 m，车站结构横剖面如图1 所示。除框架柱采用C50 混凝土外，其余结构构件均采用C35 混凝土，计算时取钢筋混凝土重度25 kN/m3，泊松比为0.2。当采用抗浮措施时，压顶梁、抗拔桩两种抗浮措施的节点大样如图2所示。

图1 车站结构横剖面Fig.1 Cross-sectional of Station Structure （mm）

图2 压顶梁、抗拔桩节点大样Fig.2 Details of Coping Beam and Uplift Pile （mm）

车站站址范围地层自上至下依次为杂填土、黏土、全风化泥岩、强风化泥岩及中风化泥岩。场地地下水主要有两种类型：①赋存于黏土层之上的上层滞水；②基岩裂隙水。综合区域水文地质资料及本地相关工程经验数据，抗浮水位取地面下2 m。土层物理力学参数如表1所示。

表1 土层物理力学参数Tab.1 Physical Mechanics Parameters of Soil Layer

2 抗浮稳定性计算

在位于抗浮水位条件时，抗浮稳定性验算作用效应按承载能力极限状态下作用的基本组合，其分项系数为1.0。抗浮稳定性应符合《建筑工程抗浮技术标准：JG J476—2019》［11］的规定。

水浮力设计值：

Nw，k=1.0×23.5×1×10×23.3=5 476 kN/m

车站结构自重设计值：

G1=1.0×3 358=3 358 kN/m

覆土自重设计值：

G2=1.0×23.3×3.5×1×19=1 549 kN/m

围护桩及压顶梁自重设计值：

G3=1.0×384=384 kN/m

围护桩参与抗浮时，由于基坑开挖及桩体变形对桩周土体产生扰动，影响围护桩侧摩阻力，出于安全考虑，基坑开挖深度范围内围护桩侧摩阻力按0.5 折减系数进行折减。

围护桩抗拔承载力特征值：

当采用抗拔桩参与抗浮时：

3 结构整体数值分析

由上述计算可知，单独采用压顶梁或抗拔桩进行抗浮均可满足抗浮稳定性验算要求。但是在实际地铁工程实施中，本着工程经济性的原则，较少单独采用抗拔桩抗浮。通常优先采用压顶梁进行抗浮，当采用压顶梁无法满足抗浮稳定性计算要求时，则增设抗拔桩共同参与抗浮。本文旨在分析压顶梁和抗拔桩对结构受力及变形的影响规律，未考虑其经济性。为研究压顶梁和抗拔桩对车站结构受力及变形的影响规律，建立如下3个工况计算模型：

⑴工况1：采用压顶梁进行抗浮的车站结构模型。压顶梁设置于两侧墙顶部。

⑵工况2：采用抗拔桩进行抗浮的车站结构模型。抗拔桩设置于两中柱底部。

⑶工况3：同时设置压顶梁和抗拔桩进行抗浮的车站结构模型。压顶梁设置于两侧墙顶部，抗拔桩设置于两中柱底部。

3.1 计算模型

计算软件采用大型结构计算分析软件Sap2000建立荷载−结构模型，沿车站纵向取单位长度按底板支承在有限弹性地基上的平面框架进行分析。水土压力采用水土分算，竖向土压力按全土柱重量施加，水平土压力按静止土压力施加，水压力按静止水压力施加。压顶梁与抗拔桩采用多段线−荷载位移模型进行模拟［6］，并在Sap2000 软件中利用Multilinear Elastic 2点连接单元实现。车站结构计算模型如图3所示。

图3 计算模型Fig.3 Calculation Model

3.2 计算结果与分析

车站结构在正常使用极限状态下变形如图4 所示。可以看出：

图4 正常使用极限状态下的位移Fig.4 Displacement of Serviceability Limit State

⑴工况1，车站结构在压顶梁的约束下，受水浮力作用，结构整体呈以两端压顶梁为支座的单跨挠曲变形特征，各层板在中间跨跨中位置均出现较大+z方向位移，两端受压顶梁约束，+z方向位移较小。z方向最大位移位于底板跨中，为+14.7 mm。x方向最大位移位于侧墙−3层跨中，为向背土侧位移1.6 mm。

⑵工况2，车站结构在抗拔桩的约束下，受水浮力作用，结构整体呈上浮状态，抗拔桩对两中柱起到约束作用，顶板及中一板、中二板位移较为均匀，呈波浪形分布。各层板的位移均小于工况1。z方向最大位移位于底板跨中，为+8.2 mm。x方向最大位移位于侧墙−3层跨中，为向背土侧位移2.4 mm。

⑶工况3，车站结构在压顶梁和抗拔桩的共同约束作用下，受水浮力作用，结构整体上浮位移较小。由于压顶梁刚度大于抗拔桩，各层板在侧墙位置的位移明显小于中柱位移。侧墙在−3 层跨中弯矩大于其他工况。z方向最大位移位于底板跨中，为+7.3 mm。x方向最大位移位于侧墙−3 层跨中，为向背土侧位移3.6 mm。

对比工况1 与工况3，可以看出，在采用压顶梁抗浮措施条件下，增加抗拔桩措施，对减少各层板的中柱位置位移效果明显。对比工况2 与工况3，可以看出，在采用抗拔桩抗浮措施条件下，增加压顶梁措施，对减少各层板的侧墙位置位移效果明显。

车站结构在承载能力极限状态下弯矩如图5 所示。可以看出：