地鐵車站擴建改造工程對原有結構受力影響分析

安東輝,邵 文

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司,西安 710043)

引言

為緩解城市交通運行壓力，以北京、上海和廣州等為代表的各特大城市地鐵線網已初步建設完成，目前正處于“補充加密”和“外圍延伸”階段。以廣州為例，截止到2018年12月，廣州地鐵共有14條運營線路，組成了覆蓋廣州市各區及珠江三角洲的軌道交通系統。在這257座車站中，有30個換乘站投入使用，另有40個換乘站處于規劃線網中[1]。然而，先期建設的部分車站由于各種原因未考慮到預留換乘或預留條件不滿足新建車站的要求[2-3]，為后期車站換乘改造帶來了困難和風險。以廣州地鐵3號線華師站改造為例，分析了車站側墻大開洞條件下對原有結構的影響，以期為該工程順利開展提供安全保障，亦可供今后類似工程參考。

圖2 廣州地鐵3號線華師站擴建改造示意(單位：mm)

鋼筋混凝土側墻大開洞不僅改變了原有結構邊界條件，更使其受力模式發生變化。針對車站板墻開洞施工工藝及力學行為的研究，眾多業內人士對此進行了深入廣泛的探討。黃平生[4]等以實際工程為背景，總結出設計有、無預留接口條件兩種典型情況的工程處理原則和措施。楊德春[5]等運用有限元數值模型，預測分析了蘇州地鐵1號線金雞湖西站主體改造時結構附加應力和變位，為控制改造施工安全提出了構造、監測措施等建議。張長泰[6]通過理論分析與實際施工過程中對既有車站的結構墻體變形監測，指出采取分段破除墻體并及時架設支撐能有效控制既有結構內力及變形。黃小剛[7]對預留軌排井洞口的地鐵車站分析后指出，由于忽略了接觸面摩擦力，采用荷載-結構模型得到的結構內力一般應大于地層-結構模型。劉漢歆[8]對地下空間開發中地下結構物開口做連接通道的施工流程進行探討，同時針對結構施工流程中的受力進行分析與計算。李儲軍[9]等運用有限元方法分析研究了既有地鐵車站換乘改造的空間施工力學行為，重點論證既有地鐵車站側墻開洞工法的合理性。

側墻開洞以及新建結構使得原結構構件承擔的荷載增加，且原結構改造部分作為新舊結構相互作用傳遞的主要媒介，將與新建車站連為一體組成新的整體共同承擔各種荷載作用。地鐵車站開鑿接口部位空間結構受力體系轉換復雜[10]，孔洞周邊應力集中，是結構的薄弱環節，新建結構與開鑿部位毗鄰會對接口處空間受力形態產生重要影響[11]。然而目前鮮有關于地鐵車站擴建改造后與新建結構整體性分析的研究報道。根據規范要求[12]，混凝土構件宜按空間體系進行結構整體分析。即采用有限元軟件，重點研究了原有地鐵車站擴建改造前、中、后期側墻大開洞處周圍梁、板和墻的位移、應力場變化規律，并得到了一些有益結論。

1 研究背景

1.1 工程概況

圖1 車站總平面位置

如圖1所示，廣州地鐵3號線華師站位于五山路與天科路交叉口北側，沿五山路南北向敷設，總長176 m，標準段寬16.7 m，為地下兩層無柱島式站臺車站。新建地鐵11號線華師站沿天科路東西向敷設，設東西兩個站廳，為明暗挖結合[13]地下四層(部分兩層)分離島式車站，與已施工建成的3號線華師站形成T型換乘。新舊車站平面相對位置如圖1所示。為有效增加華師站換乘客流能力，且在保證新建車站主體施工期間不影響既有3號線車站正常運營的前提下，需要對原有車站主體結構站廳層和設備區進行功能改造以及東西兩側側墻實施大面積開洞以實現新舊車站的聯通。原站廳、新建東站廳和西站廳局部結構布置及開洞位置如圖2所示。

1.2 施工工藝

為滿足后期換乘站投入使用時的安全、耐久性要求，側墻大開洞需盡可能減少對原有結構的擾動，應遵循“先短后長，化整為零，隨挖隨支”的施工原則[9，14]，具體工法分為3步。第1步：切割掉新增框架柱以及相鄰擬做頂梁端部處側墻(如有暗柱，則需保留原有結構暗柱部分)，架設臨時支撐，施做結構柱及頂梁端部；第2步：分段切割擬做頂梁位置處側墻，架設臨時支撐，施做頂梁結構，與先期施工部分頂梁完成接駁；第3步：待梁、柱混凝土達到設計強度要求后，拆除臨時支撐，破除頂梁下方剩余側墻部分。在切割頂梁位置處側墻時，應保證切割高度控制在擬做頂梁以下500～800 mm，用以架設臨時支撐。

為進一步提高新舊站廳結構的整體性，增加改造后的安全儲備，結合本工程特點還應做以下處理：(1)破除側墻時應同時破除與擬建結構柱緊貼的圍護樁，待新建結構梁柱完全成形且混凝土達到設計強度后，破除剩余負一層范圍內的圍護樁；(2)在樁頂施做連續梁與負二層頂部側墻及圍護樁形成整體，作為新建結構柱的基礎承臺；(3)側墻開洞時保留原有暗柱，在暗柱邊新建的結構柱與原暗柱用開敞的U形箍筋連接組成疊合柱；(4)3號線車站圍護樁內植筋，東站廳開挖基坑回填素混凝土，與原站廳圍護樁拉結形成3號線車站配重；(5)新舊結構之間不設變形縫，側墻上方新建主梁與新建東西站廳頂板水平接駁。另外，擴建改造期間應做好接口防水處理[15]，重視結構應變、地基沉降和局部隆起的監測[16-17]，及時反饋確保施工和運營時的安全。

2 模型建立

采用有限元軟件MIDAS/GEN建立起三維數值模型進行研究，對比分析車站改造前、側墻開洞完畢與新建站廳相連后的內力及變形情況。按地貌成因和形態特征，華師站處于珠江三角洲沖積平原，地勢較平緩。車站上方地表高程11.63 m，穩定水位地表以下1.56 m。原站廳頂板、中板和底板高程分別為8.69，2.99 m和-3.91 m；新建東西兩側站廳頂板、負一層中板、負二層中板、負三層中板和底板高程分別為8.69，2.99，-2.96，-8.66 m和-17.24 m，其中負二層中板作為部分結構的底板。土層空間分布、基本物理力學參數見表1。

表1 土層空間分布及基本物理力學參數

表2列出了3號線華師站原有結構及11號線新建結構主要構件材料參數及尺寸參考值。對于新建結構，負一層和負二層側墻厚700 mm，負三層和負四層側墻厚800 mm。主體結構上荷載分布位置及荷載組合值系數見表3。根據相關研究及以往經驗表明，結構設計中地震荷載組合[18-19]及人防荷載組合[20]不起控制作用，故本文荷載工況中以基本組合驗算結構構件強度，以標準組合驗算持力層地基承載力，以準永久組合并考慮長期荷載作用驗算結構構件變形及裂縫寬度，以抗浮組合驗算結構抗浮穩定性。車站擴建改造前、中、后期三維模型分別按如下情況考慮。

改造前：原車站結構，東西側墻未開洞。

改造中：原車站結構，東西側墻開洞，地下水位于車站底板位置處。

改造后：原車站結構與新建東西站廳組為整體，東西側墻開洞完成，地下水恢復至原水位位置處。

表2 結構主要構件材料尺寸 mm

車站擴建改造完成后，11號線和3號線形成通道換乘，原側墻處新建的結構梁柱共同承擔原站廳和新建站廳頂板傳來的荷載，結構有限元模型如圖3所示。

表3 結構荷載分布位置及荷載組合系數

圖3 車站擴建改造后整體有限元模型

有限元法計算中邊界條件的選取至關重要，確定合理的邊界條件對保證結果的正確性起到重要作用。通常邊界條件的處理辦法是將底板與地基采用節點彈性連接，側墻與圍護樁之間由于設有防水層，二者之間不能傳遞剪力，按剛度無限大且只受壓的縫單元連接，圍護結構視為直立在文克爾地基上的彈性地基梁，與土體之間關系用彈簧進行模擬。但由于縫單元模擬樁與側墻關系，一方面忽略了二者之間敷設的柔性防水層，與真實受力不盡相符；另一方面圍護樁耐久性能否與主體結構保持一致有待商榷[21]。主體結構周圍圍護樁在一定程度上使得主體結構邊界受壓性能得到提高，具體表現在水平基床系數Kh的增大，但筆者通過對比分析發現Kh在一定范圍內變化對結果影響甚微。基于以上原因，本次計算中不考慮圍護樁作用，底板及側墻與周圍土體間的相互作用采用只受壓的面彈簧按照土層真實空間分布進行模擬；而原站廳北側及新建西站廳西側可按平面應變問題考慮，建模時保留開洞部位一定范圍內的結構，在梁端和墻端施加單方向一般支承來模擬剩余部分對模型的影響。值得注意的是，土體只受壓分析為非線性工況，不能按照單獨工況進行計算，各種荷載類型應同時分析才能反映實際情況。

3 結果分析

3.1 內力結果分析

本例中側墻大開洞使得原車站負一層東西兩側部分水土壓力消失，土體對側墻的約束作用也不復存在，頂板與原側墻的支承條件改變為頂板、梁、柱共同受力體系。邊界條件及支承約束條件的變化進而導致空間力系傳遞路徑的改變。首先，由圖4和圖5可以看出，支座處的彎矩值大于相應跨中截面彎矩，且改造前后頂部主梁跨中和支座處彎矩均有不同程度的改變，但變化范圍在10%以內。由于東側開洞范圍及新增結構柱距離較大，最大彎矩發生在④軸新增主梁上，其值遠高于其他主梁所承擔彎矩。

圖4 改造前頂板上主梁彎矩(單位：kN·m)

圖5 改造后頂板上主梁彎矩(單位：kN·m)

其次，為了驗算車站改造后安全和耐久性性能，表4列出了側墻開洞后頂部主梁不同截面上增大的彎矩值，對其按照純受彎構件分別在承載能力極限狀態和正常使用極限狀態下計算梁截面配筋和裂縫開展寬度值，并與原結構實際配筋面積對比。可以看出，實際配筋面積遠大于計算面積，且按照實際配筋面積計算得出的裂縫開展寬度均小于0.2 mm，仍能夠保證安全和耐久性要求。由于新增頂梁計算得出的彎矩值較其他主梁上的彎矩大，因此對于新增頂梁需要增大配筋面積和梁截面尺寸來滿足相應要求。

表 4 改造后配筋及裂縫寬度驗算值

圖6為東側側墻開洞前后頂板及側墻單位寬度絕對最大彎矩分布云圖。可以看出，頂板負彎矩沿梁板交接處分布，其中，梁、板、柱節點處剛度較大，應力集中現象明顯，負彎矩峰值點通常發生在該點，而板跨中正彎矩通常僅為支座處的1/2。由于車站頂、中、底板其平面內剛度非常大，當側向荷載作用于側墻時可以將其等效為豎向放置的兩跨連續板，彎矩峰值點發生在墻與板交接處，且隨著深度增加，側墻上水平水土壓力增大，這種等效也更為明顯。開洞后頂板跨中彎矩增加6.38%，側墻底部彎矩增大9.42%而中部彎矩減小3.87%。

圖6 改造前后頂板及側墻絕對最大彎矩(單位：kN·m)

車站在擴建改造前、中、后期頂板及側墻不同方向上最大內力變化如圖7所示。頂板及側墻各方向上的彎矩值隨著改造工序的推進呈先減小后增大的趨勢，且最終彎矩值大于改造前的彎矩值。Mxx與Myy較為相近，并遠大于Mxy，這也說明了對本工程進行三維建模分析的必要性。

圖7 頂板及側墻各方向上最大彎矩變化

3.2 變形結果分析

車站側墻大開洞將原有主體鋼筋混凝土箱形結構形式改變為框架結構形式，不僅會使原結構產生附加變形，而且新添加的洞口主梁由于跨度較大，當與原結構協同受力時必然會產生較大的變形。因此，需根據計算和參照相關規范，對改造前后主體結構的變形進行評估。

車站改造前后頂板上主梁豎向變形結果如圖8和圖9所示，可以看出，在改造后原結構主梁撓度均有所增大，其中②軸上梁各跨撓度變化值較大，比改造前增大10%～15%。撓度最大值發生在洞口頂新增主梁上，最大值為5.981 mm，滿足相關規范撓度限值要求。梁與側墻交接處產生的豎向位移相對較小，這部分位移主要是由于側墻承受上部壓力而產生的自身變形。

圖8 改造前頂板上主梁豎向變形(單位：mm)

圖9 改造后頂板上主梁豎向變形(單位：mm)

圖10進一步給出了車站改造前后頂板及側墻的變形云圖。可以看出，頂板變形量明顯大于側墻變形量，洞口周邊變形要大于其他部位變形。側墻開洞前頂板最大變形7.941 mm，發生在①～②軸頂板跨中靠近原站廳風道口處。當東西側墻開洞后，頂板及側墻變形進一步增大，峰值變形位置轉移到開洞附近處的頂板，在東西兩側形成兩個變形峰值點，分別為9.203 mm和9.543 mm。

圖10 改造前后頂板及側墻變形(單位：mm)

3.3 抗浮和地基承載力驗算

本例中華師站位于珠江三角洲，屬于海相沖積平原，地下水位較高，因此在車站擴建改造過程中需對結構進行整體抗浮驗算。在計算地下水浮力時，不考慮車站側壁和底板結構與巖土接觸面的摩擦作用及粘滯作用[22]，采用地層豎向反力合力Fz及其所占結構自重百分比δ來判斷抗浮安全性能。

表5為車站在改造不同階段時期Fz和δ變化值，改造中抗浮工況考慮地下水位分別位于原水位處和負一層中板處兩種工況(工況1、工況2)，可以看出，由于工況1在原車站水位條件下只考慮了結構所承受的水土壓力及其自重，地層豎向反力達到最小，為最不利工況。但在車站改造過程中實際水位需要降到車站底板位置處，因此抗浮能夠滿足要求。計算結果表明，車站改造完成后，Fz為正值，整體結構滿足抗浮承載力要求，同時在實際工程中壓頂梁的存在，可進一步保證新舊車站抗浮要求。

表 5 地層豎向反力

圖11為地基反力分布，由圖11可以看出，結構主要通過側墻及柱將荷載傳遞到地下巖體，底板跨中所承擔的上部豎向荷載與底部水壓力部分抵消。車站改造后地基反力明顯增大，基底最大壓力由原來418.4 kPa增大到588.60 kPa，滿足地基承載力要求。側墻拐角處底部土壓力通常較大，且由于結構不對稱性，東側側墻底部壓力明顯大于其他部位。

圖 11 地基反力分布(單位：kPa)

4 改造風險與預控措施

側墻大開洞對原有結構影響明顯，施工風險高、技術難度大，擴建改造時必須通過理論分析與構造加固措施相結合，才能確保整個施工過程及以后車站投入使用時的安全。通過結構建模分析，該車站側墻大開洞及新建結構梁柱施工存在以下3個風險點。

①梁、板、柱節點處存在應力集中現象，新建梁、柱結構與原結構頂板交接點由于應力集中而產生較大的內力，以及新舊混凝土連接導致材料整體強度降低，頂板上表面可能出現局部破壞和較大裂縫。

②側墻開洞后原結構變形將會增大，頂板由于邊界約束減少，撓度增大為原來的2倍。

③車站擴建改造后東西兩側地基反力有明顯區別，結構可能發生不均勻沉降。

其中，①在柱頂端四周增加腋角的同時，需對原結構頂板邊界處鑿毛，在梁、板、柱之間布置拉結筋，保證節點處結構強度和整體性。②中板與側墻變形雖然滿足規范要求，但在實際施工過程中存在不確定性因素較多[23]。因此，在側墻開洞后，洞口上方新增主梁需與頂板有牢固的連接，在滿足建筑功能要求下通過梁與頂板邊界處的腋角或者頂板鋼筋植筋和外包混凝土施工，盡可能多地增大板與梁的固接面積。③由于東側地基反力較大，可對其下巖土體加固以提高其壓縮變形剛度。

側墻開洞時應保留墻體中間原有暗柱，在原暗柱邊新增結構柱形成疊合柱時，新舊柱間應用U形箍筋橫向連接，柱間混凝土充分咬合保證兩者共同受力、協同變形。新舊混凝土柱之間連接如圖12所示。對原側墻邊保留的部分鋼筋混凝土墻體澆筑加固，在墻邊進行加固暗柱設計。對改造后車站整體防水，需按照相關設計規范要求，確保地鐵車站為一級防水設計，加強施工縫和變形縫的構造處理。同時應做好結構梁、板、柱的應力、變形監測，對地基沉降做好永久性監測，確保地鐵長期運營安全。

圖12 新舊混凝土柱間連接示意(單位：mm)

5 結論

以廣州地鐵3號線華師站擴建改造工程為例，采用三維有限元軟件分析了車站改造過程中對原有結構受力性能的影響，得到以下結論和建議。

(1)車站側墻大開洞使得原有側墻部分水土壓力消失，改變了結構與周圍土體的約束邊界及自身受力構件的約束條件，而新增梁柱結構進一步將原有主體鋼筋混凝土箱形體系改變為框架結構形式，使得擴建改造后的結構受力與原結構受力有很大不同。

(2)改造前后頂部主梁跨中和支座處彎矩均有不同程度的改變，但變化范圍在10%以內。原構件增大的內力經核算滿足承載能力極限狀態和正常使用極限狀態要求。

(3)頂板及側墻各方向上的彎矩值隨著改造工序的推進呈先減小后增大的趨勢，且最終彎矩值大于改造前的彎矩值。

(4)車站在改造后原結構主梁、頂板及側墻撓度均有所增大，頂板在側墻開洞位置附近的撓度遠大于其他部位。

(5)車站改造后地基反力明顯增大，但仍然滿足地基承載力要求。由于結構的不對稱性，側墻拐角處及東側側墻底部壓力通常較大。

(6)為保證車站擴建改造的安全性，對于存在的風險點應做到重點關注與預防，對重要構件加強構造措施以提高結構的整體性，并做好防水與監測工作。