“窯洞式”變電站主廠房與擋土墻一體化設計的力學性能★

張曉曉 吳培紅 陳 凱 鄧 華

(北京電力經濟技術研究院，北京 100055)

黃土窯洞是我國黃土高原的一種民用建筑形式，多為依山崖挖掘而成或在沖溝的兩邊土壁上挖掘而成。但窯內光線太暗,通風不好。窯內在連陰雨天比較潮濕。對于災害較多的窯洞，在大量降雨入滲時,易引起塌窯的嚴重后果，造成居住者心理上的恐慌，因而漸漸淡出人們視野[1]。

同樣的原因，窯洞外觀的工業建筑亦較為少見，國內類似窯洞外觀的工業建筑僅見于幾處陡崖處的水電站廠房。施工方法為新奧法隧道施工，依山崖隧道式水平鉆進，采用噴錨支護，廠房一般位于隧道內，為條形狹長結構。

本文通過分析玉渡110 kV變電站的結構性能對“窯洞式”變電站結構形式的幾項關鍵技術進行論述，在解決實際問題的同時，為今后同類型結構提供借鑒。

1 工程概況

玉渡110 kV變電站位于北京市延慶區張山營鎮西大莊科村東北，規劃2022年北京冬奧會奧運村的北部，規劃海溪路東側，承擔著延慶賽區核心區的電力供應。由于所處地理位置特殊，需要滿足較高的功能需求及景觀需求。

玉渡110 kV變電站平面尺寸約為66 m×38 m，地下1層，地上3層。為了滿足冬奧會賽前賽后的功能需要以及與整個賽區景觀的協調性，本工程采用“窯洞式”建筑形式，變電站采取三側靠山(臨土)，單側臨崖(臨空)，上方在賽時設立停車場，賽后重新覆土設滑雪道，整個建筑消隱在冬奧會賽區內。為了滿足電力設備運輸以及消防要求，變電站必須設消防道路，轉彎半徑不小于9 m，因而臨土側需設擋土墻，主廠房與擋土墻之間存在約10 m寬的大跨度通道，并與臨崖側道路銜接形成環形通道。窯洞式變電站與周邊環境關系如圖1所示。

玉渡變電站雖然是三面臨土一面臨空的窯洞式外觀，但與傳統的窯洞差異較大。此變電站平面尺寸較大，擬采用明挖法形成基坑，本體結構按順作法施工，并在變電站上空設計相關功能型場地，此種設計除了達到變電站消隱的效果，在豎向空間上也達到多功能利用的目的。

玉渡110 kV變電站是國內第一座明挖施工大型窯洞式工業建筑。該種結構形式具有顯著的環境友好、節約空間的特點，與周圍環境融為一體(見圖2)。

2 擋土墻與結構本體的設計

2.1 擋土墻與結構分離設計

擋土墻與主廠房分離設計的結構形式為主廠房外挑大平臺，懸臂伸至擋土墻上方，懸臂與擋土墻之間設伸縮縫。

此種方案優點是結構受力明確，除頂板需承受上覆土壓力外，主廠房側墻不與周圍土體發生關系、不承擔水平土壓力，側土壓力全部由擋土墻承擔。但是結構頂板外挑懸臂跨度很大，且上方還需承受很大的覆土荷載，造成懸挑構件截面及配筋量較大。造成工程造價增大，有極大的局限性。如玉渡變電站結構上覆土厚度最厚達6 m，且頂板需外挑10 m，外挑頂板設計顯然不夠合理。

采用分力設計的結構形式，擋土墻可采用扶壁式擋土墻。考慮地基承載力、結構受力特點及經濟等因素，扶壁式擋土墻適用于深度不宜超過10 m，對于玉渡變電站，擋土墻需要特別處理。且扶壁式擋土墻占地較大，將會增加變電站的占地面積，導致更大的土方工程量及施工周期，從而增加工程造價。因而擋土墻與主廠房分離設計的方案具有較大局限。

2.2 擋土墻與結構一體設計

考慮到以上困難，本文提出了擋土墻與結構一體化設計的方案。即地下部分主廠房與擋土墻采用整體筏形基礎，地上部分主廠房與擋土墻通過梁、板進行連接，使得主廠房與擋土墻形成一個完整的結構體，擋土墻同時也成為結構體的外墻，消防道路按設于結構內部考慮(見圖3，圖4)。

擋土墻與結構一體化設計的優點是變電站結構受力相對合理，在土壓力作用下，頂板和側墻的內力均在合理范圍內，解決了擋土墻與結構分離時結構頂板懸挑截面過大、承載能力不足等困難，解決了擋土墻高度局限性的問題。擋土墻與結構一體化設計能節約工程材料，縮短施工進度。

由于結構單側臨空的特殊性，結構體的側土壓力不對稱，因而結構在抗滑移、抗傾覆、結構抗震等方面具有與普通地上或地下結構顯著不同的特征。下面對“窯洞式”變電站擋土墻與主廠房一體的關鍵受力特性進行分析。

3 擋墻與結構一體的關鍵受力特性

3.1 抗震性能

三面臨土窯洞式結構與土體相互關系的力學模型如圖5，圖6所示，結構三面被土包圍。尤其對于2—2剖面，結構一側臨土一側臨空，地震作用下結構與土的相互作用非常復雜。由于土體不能對結構產生拉力，土對結構的作用為只受壓的非線性彈簧。

只受壓非線性彈簧的力學特性如圖7所示，N1代表結構節點，d為結構與土體的初始間隙，k為土彈簧的剛度。

由于特征值分析與反應譜分析均為彈性分析，對于計算三面臨土的窯洞式結構、尤其是2—2剖面方向的受力模式顯然不適用。為了準確的計算地震作用下結構的力學特性，使用Midas Civil建立三維模型進行非線性時程分析。重點分析地震作用下2—2剖面方向一側臨土一側臨空的力學響應(見圖8)。

選取1995, HYOUGOKEN地震波，計算結構在該地震波下10 s內的響應。地震波與2—2剖面方向一致(見圖9，圖10)。

結構迎土方向最大位移2.7 mm，迎空方向最大位移5.2 mm。

為了定性分析一側土體對結構抗震性能的影響，對比計算了在兩側無土的情況下，結構在該地震波作用下的位移響應(見圖11，圖12)。

兩側無土的情況下，結構在該地震波作用下結構迎土方向最大位移10.6 mm，迎空方向最大位移11.7 mm。

通過對比顯示，一側臨土一側臨空的狀況比兩側均無土的狀況建筑結構的迎土方向最大位移減少了75%，迎空方向最大位移減少了56%?？梢钥闯鲆粋扰R土一側臨空的情況對地震力效應削弱明顯。對結構的抗震性能有較大提高。

對于兩側臨土的1—1剖面方向，結構兩側臨土，與傳統的地下結構抗震性能相近，亦能比兩側無土的情況大幅削減地震效應，此處不做贅述。

3.2 抗滑移穩定性

由于結構承受不對稱土壓力，在某一剖面存在一側臨土一側臨空(以下論述稱為土壓力不對稱剖面)。在不對稱土壓力作用下，需要驗算結構是否產生滑移。假定最可能發生滑移的破裂面沿結構底面。

對于結構底面存在傾角θ的情況，結構受力圖示如圖13所示，計算結構基礎底面的滑動力與抗滑力。將結構自重G1、結構正上方覆土重量G2、主動土壓力Ea等分解為垂直滑裂面與平行滑裂面兩個方向。

滑裂面處的靜摩擦力(μ為基礎與地基摩擦系數)：

f=(G1n+G2n+Ean)μ。

平行滑裂面的力：

F=Eat-G1t-G2t。

抗滑移穩定系數可按下式計算：

其中：

G1n=G1×cosθ;G1t=G1×sinθ；

G2n=G2×cosθ;G2t=G2×sinθ；

Ean=Ea×cosθ;Eat=Ea×sinθ。

由公式不難看出，增大θ有助于提高抗滑穩定；結構的高度越高越不利，結構平面尺寸越大越有利；結構上方覆土厚度越大，雖然G2增大了，但也會使Ea增大，對結構抗滑性能的影響應根據覆土地形情況精確核算。

因而對于結構寬度與結構高度比值過小導致抗滑移力較小的情況，可考慮增大結構底面傾角θ，或設置抗滑樁。

另外，施工過程中的抗滑移性能也應該重視，回填過程中應注意土壓力的變化。考慮到施工過程較為短暫，對抗滑移穩定系數的要求可適當降低。

3.3 抗傾覆性能

結構在不對稱土壓力的作用下，有發生傾覆的可能，因而需要驗算結構的抗傾覆性能。結構受力如圖14所示，將結構自重G1、結構正上方覆土重量G2、主動土壓力Ea等對結構左下角O點取矩。

傾覆力矩為:

M1=Eah。

抗傾覆力矩為:

M2=G1X1+G2X2。

抗傾覆穩定性按下式計算:

從公式可知，基礎底面與基巖土的角度對抗傾覆系數沒有影響；結構的高度越高越不利，結構平面尺寸越大越有利；結構上方覆土厚度越大，雖然G2增大了，但也會使Ea增大，對結構抗滑性能的影響應根據覆土地形情況精確核算。

因而對于結構寬度與結構高度比值過小導致抗傾覆安全系數較小的情況，可在結構迎土側設置抗拔樁。

4 結語

本文結合玉渡變電站，對“窯洞式”變電站進行了分析。

首先對明挖結構與擋土墻的關系作了對比，得出了覆土較深結構尺寸較大的情況下擋土墻與結構一體設計更合理的結論。

其次對擋土墻與結構一體設計的關鍵力學特性進行了計算分析，得出了以下結論及內容：

1)在地震作用下，一側臨土一側臨空的狀況比兩側均無土的狀況建筑結構的迎土方向地震效應減小顯著。對于兩側臨土的1—1剖面方向，結構兩側臨土，與傳統的地下結構抗震性能相近，亦能比兩側無土的情況大幅削減地震效應。因而該種結構形式相比地上結構的抗震性能有較大提高。

2)利用結構的抗傾覆穩定計算公式和抗滑移穩定計算公式，解決了此種結構類型的滑移穩定和傾覆穩定問題。

3)該種結構形式不僅具有顯著的環境友好、節約空間的特點，且結構受力合理，很好的實現了建筑變電站及奧運賽道的各項功能。