地鐵車站復合墻結構體系受力特性

陳保國，閆騰飛，王程鵬，宗秋雷，孟慶達

(1.中國地質大學(武漢)工程學院，武漢 430074； 2.中國水利水電第七工程局有限公司，成都 610081)

近年來，中國城市軌道交通快速發展[1-2]，地鐵車站成為了現代城市軌道交通的重要紐帶[3-4]。諸多學者針對地鐵車站深基坑和車站結構受力變形規律開展了一系列研究，并取得許多成果。劉念武等[5]以實際工程為背景，分析軟土地區地鐵車站深基坑受力變形規律和對周邊建筑物的影響。吳意謙等[6]研究了黃土地區地鐵車站深基坑受力變形規律。石鈺鋒等[7]針對某局部蓋挖施工地鐵車站回填過程中主體結構局部開裂的問題，分析了不同工況下車站開裂原因。Zhou等[8]介紹了一種地鐵車站深基坑風險預測模型，并通過武漢某地鐵車站深基坑工程驗證了其可靠性。Xing等[9]通過理論分析和數值模擬的方法分析基坑降水和開挖對既有地鐵車站的影響，提出地鐵車站地下水處理措施和保護方案。Sun等[10]采用數值模擬方法研究了地震縱波作用下地鐵車站動力響應和對地表的影響。

上述研究工作對地鐵車站深基坑支護體系和車站主體結構設計、施工具有重要的指導意義，但未涉及圍護結構與車站主體結構之間的連接方式和相互作用。地鐵車站主體結構與圍護結構之間作用機理復雜，根據兩者連接方式不同可分為復合墻和疊合墻[11]。復合墻指車站結構外墻與地連墻之間分離，中間填充襯墊材料，僅可傳遞法向壓力；疊合墻指車站結構外墻與地連墻之間采用鋼筋連接形成整體，可傳遞彎矩和剪力。

有學者致力于疊合墻與復合墻體系受力變形研究工作，并取得寶貴的經驗。路林海等[12]對基坑“預制樁-墻”結構體系進行研究，分析了疊合墻與復合墻方案中，車站主體結構和圍護結構的承載性能。王雪劍等[13]分析了疊合墻式車站結構地震反應的影響規律，提出地連墻在有效約束車站結構側移的同時也會引起結構關鍵節點損傷。付繼賽等[14-15]通過對比疊合墻與復合墻體系條件下車站結構在地震荷載作用下的動力響應，提出疊合墻地鐵車站較復合墻具有更好的抗側移剛度。上述研究工作對進一步揭示復合墻體系受力變形規律起到了積極作用。

然而，地鐵車站復合墻體系作用機理復雜，受力變形規律與理論計算存在較大差異，圍護結構土壓力分布規律和主體結構內力具有不確知性。因此，有必要進行復合墻體系受力特性研究，尤其是車站主體結構受力特性、墻后土壓力分布規律及對周邊環境的影響。鑒于此，以復合墻體系(地連墻+EPS板+車站結構)為對象開展研究，并與疊合墻體系(地連墻+車站結構)對比，連接方式如圖1所示，采用模型試驗結合數值模擬方法研究復合墻體系受力特性及變形規律。以期為實際工程提供參考與借鑒。

1 模型試驗

1.1 試驗方案

試驗模型箱尺寸為1.5 m×1.5 m×1.0 m(長×寬×高)，采用5 mm的Q235鋼板。為減小模型箱內壁與填土之間的摩擦作用，在模型箱內壁均勻涂抹一層凡士林。本試驗模型與實際工程的幾何相似比為1∶50，基坑開挖深度為40 cm，模型試驗中深基坑支護體系采用地連墻+內支撐組合形式。考慮到加工難度，模型試驗中的鋼筋混凝土結構采用等效厚度的鋼板代替。根據剛度等效原則，地連墻采用Q235鋼材，厚度為5 mm；內支撐桿件選用直徑為12 mm(壁厚0.3 mm)的鋼管，水平間距6 cm，試驗模型中將圍檁與內支撐桿件連接為一個整體，作為一道水平支撐；圍檁選用截面尺寸為20 mm×20 mm的方形鋼管。在基坑開挖階段沿基坑深度方向共設置4道水平支撐，豎向間距為10 cm，支撐體系與地連墻之間不鉸接，僅可傳遞法向壓力。地鐵車站主體結構選用與地連墻相同材質的材料制作，結構尺寸為48 cm×26 cm(寬×高)，壁厚15 mm，車站頂板覆土厚度14 cm。復合墻試驗中在地連墻與車站結構外墻之間填充10 mm厚的EPS板，其高度與地鐵車站側墻高度一致，如圖2所示。為了對比分析，也進行了疊合墻模型試驗，疊合墻中地連墻與車站結構外墻固接，材料與復合墻試驗一致。

圖2 模型試驗裝置及地鐵車站模型

考慮到常重力條件下(1g)小比例模型試驗的一般局限性，本模型試驗主要目的在于研究車站復合墻結構體系對地連墻墻背土壓力的卸荷作用，對車站主體結構受力的改善效果，以及復合墻結構體系本身的受力與變形特性，為了避免復雜工程地質條件的影響，直觀地反映車站復合墻結構體系的受力和變形規律，模型試驗僅考慮了幾何上的相似，并非是針對實際工程進行的完全相似試驗。本文研究的問題源于實際工程，但研究的理論意義在于抽象出復合墻結構體系受力特性的一般規律，揭示復合墻結構體系的受力機理。

模型試驗地層材料為取自武漢江灘的河沙。試驗用砂的物理力學參數通過室內土工實驗測得，鋼材和EPS板參數根據材質查得。各種試驗材料的物理力學參數如表1所示。

表1 材料參數

地連墻側壁布設6對應變片監測構件應變，深度依次為0.02、0.12、0.22、0.34、0.45、0.55 m；墻后布設6只LY-350型應變式微型土壓力盒，深度依次為0.05、0.15、0.27、0.38、0.5、0.55 m；基坑側壁中部位置沿遠離基坑方向依次布置5只千分表監測地表沉降(地表鋪設5張20 mm×20 mm金屬薄片，千分表的測頭與金屬薄片接觸)，距基坑邊緣依次為0.04、0.12、0.24、0.36、0.49 m，如圖3所示。

圖3 試驗測點布置

試驗過程如下，先在地連墻上安置應變片和溫度補償應變片。向模型箱填砂44 cm厚，然后安放地連墻(基坑寬度48 cm)和墻后最下層土壓力盒；壓實到既定的填土密度，再依次填砂、壓實并安放墻后土壓力盒，直至填土頂面。然后進入開挖過程，第1步開挖至-0.03 m，安放第1道支撐；第2步開挖至-0.13 m，安放第2道支撐；第3步開挖至-0.23 m，安放第3道支撐；第4步開挖至-0.33 m，安放第4道支撐；第5步開挖至-0.40 m。再進入車站建設過程，分區域拆除第4道與第3道支撐，安放EPS板與車站結構。最后依次拆除第2道與第1道支撐，并回填車站上部土層，上覆填土厚度為14 cm。按以上試驗步驟分別進行復合墻與疊合墻試驗，每項試驗是一個獨立的試驗過程。

1.2 復合墻與疊合墻體系受力變形特性對比分析

墻背水平土壓力的分布規律如圖4所示，總體上墻背土壓力隨深度增加逐漸增大。車站深度范圍內復合墻體系墻背水平土壓力值小于疊合墻體系，該區域內的復合墻墻后水平土壓力介于靜止土壓力和主動土壓力之間。在深度為0.675H附近，復合墻體系墻背水平土壓力較疊合墻體系相同位置處的水平土壓力減小了約24.3%，減載效果明顯。在車站底板以下，深度為1.25H～1.4H，復合墻體系墻背土壓力大于疊合墻體系，主要原因可能是復合墻體系中EPS板壓縮導致墻體發生向基坑內的偏轉，使得地連墻底部出現了更大的被動土壓力。這也說明復合墻體系墻后卸荷作用將以嵌入段墻后土壓力增加為代價。

圖4 地連墻墻后水平土壓力分布規律

車站結構上部支撐拆除后，地連墻在水平土壓力作用下發生向基坑內的撓曲變形或偏轉，復合墻體系由于EPS板剛度低的特點，導致地連墻偏轉位移大于疊合墻，從而使地連墻墻后土壓力逐漸減小。由于EPS板的卸荷作用，傳遞至車站結構的水平土壓力減小，可有效改善車站結構受力特性。

車站周圍地表沉降分布規律如圖5所示。可以看出，地表最大沉降均發生在基坑邊緣，沉降隨距基坑邊緣距離增大而減小，為典型的三角形沉降分布規律；不同于基坑開挖時地連墻+內支撐支護方案下的“碟型”沉降。主要原因是車站結構上部支撐拆除后，地連墻在水平土壓力的作用下發生向基坑內的撓曲變形或偏轉，一方面引起了地連墻周邊進一步的地層缺失，另一方面使得地連墻與墻后土體的摩擦力降低。

圖5 基坑周圍地表沉降

總體上，復合墻體系對周圍環境的影響大于疊合墻體系。在距離地連墻0.6H內，復合墻體系與疊合墻體系引起的周邊沉降規律一致，數值接近，約為0.11%H；在0.6H～1.25H內，復合墻體系引起的地表沉降大于疊合墻，最大沉降差位于距基坑邊緣0.9H處，差值約為復合墻體系最大沉降值的12%。

造成兩種結構體系地表沉降差異的主要原因可能是：復合墻體系支撐剛度小于疊合墻體系，在地鐵車站頂-底板高度范圍受剛度影響，周圍土體擠壓地連墻發生變形，直接導致墻背土層進一步產生地層缺失。由于地連墻的豎向摩擦作用和土體內摩擦角的存在，深層土體地層缺失并非直接影響地連墻邊緣區域的地表沉降，而是將影響按照近似主動土壓力破裂面的角度方向擴展至基坑周邊較遠的區域，主要影響范圍為0.60H～1.25H。地表沉降理論影響范圍為0.63H～1.8H(見圖6，圖6中29°為主動破裂面與水平方向的近似夾角)。

圖6 地表沉降范圍理論計算區間

復合墻體系具有很好的卸荷作用，但是在控制周圍地表沉降方面相對于疊合墻體系并不占據優勢，在實際工程建設中應合理評價其影響范圍及影響程度，加強地表沉降監測，做好應急預案。

復合墻與疊合墻方案中左側地連墻彎矩包絡線如圖7所示。向基坑內撓曲定義為正，相反為負。結果表明，地連墻彎矩分布形式基本相同，但復合墻方案中地連墻的彎矩值小于疊合墻。

圖7 地連墻彎矩包絡線

受車站結構頂板和底板剛度影響，兩方案地連墻內均出現兩個反彎點，在頂板和底板附近出現負彎矩極值點；頂板附近分別為-0.8、-2.2 N·m，底板附近分別為-2.5、-5.1 N·m。車站側墻范圍內的地連墻出現正彎矩，由于EPS板減載作用，復合墻正彎矩小于疊合墻，最大值分別為2.3、6.4 N·m，位于0.34 m深度處。地連墻深度12、22、34、45 cm測點處，復合墻彎矩值同比疊合墻依次減小63.6%、73.9%、64.1%、50.0%。

2 數值模擬

2.1 數值模擬與參數

采用有限元軟件Midas-GTS建立模型，為了與試驗結果對比分析，數值模型尺寸與模型試驗一致(如圖8所示)。模型中土體和EPS板采用平面應變單元，地連墻、內支撐及車站結構采用結構單元。砂土采用M-C理想彈塑性材料，地連墻、內支撐及車站結構采用彈性模型。根據地連墻墻背土壓力試驗結果可知EPS板處于彈性工作狀態，因此，模擬中EPS板采用彈性模型。砂土-地連墻、地連墻-EPS板、EPS板-車站側墻之間均建立接觸關系，接觸面采用無厚度雙面接觸元，該接觸單元可模擬材料的相對滑移，接觸單元服從庫倫剪切破壞準則和拉伸破壞準則。模型四周邊界約束水平位移，底部邊界約束水平和豎向位移，不考慮排水固結的影響。材料參數見表1，接觸面參數見表2(接觸參數依據相關手冊[16]確定)。

圖8 數值模型示意

表2 接觸面參數

2.2 數值模擬結果驗證

圖9為復合墻與疊合墻條件下墻后水平土壓力對比曲線。可以看出，模擬結果與模型試驗結果變化趨勢相同，復合墻墻后土壓力數值模擬與試驗結果最大差異約為9.9%，疊合墻中墻后土壓力最大差異約為12.3%。

圖9 地連墻墻后水平土壓力

圖10為周圍地表沉降對比曲線，可以看出，模擬結果與實測結果變化趨勢相同，模擬結果略小于試驗結果，模擬與試驗得到的沉降最大值的差異分別為11.3%(復合墻)和5.4%(疊合墻)。

圖10 周圍地表沉降

圖11為地連墻彎矩對比曲線，可以看出，模擬與試驗得到的地連墻彎矩最大值的差異約為7.4%(復合墻)和14%(疊合墻)。數值模擬得出的墻背土壓力分布規律、周圍地表沉降規律、地連墻彎矩包絡線與模型試驗結果基本一致，驗證了數值模型的可靠性。

圖11 地連墻彎矩包絡線

下面將采用驗證后的數值模型，對比分析復合墻和疊合墻條件下結構體系的受力特性。

2.3 復合墻與疊合墻體系受力特性對比分析

復合墻體系與疊合墻體系的彎矩包絡線如圖12所示。地連墻及車站側墻彎矩最大值分別位于嵌入段和側墻頂部，分別為2.7、22.9 N·m。兩種結構形式的內力分布差異明顯，其中復合墻體系中地連墻與車站側墻的內力相對較小，表明復合墻方案中的車站結構受力性能優于疊合墻方案。

由圖13可知，兩種方案下頂板和底板彎矩分布形式基本相同，但復合墻方案中車站結構彎矩相對較小。頂板與側墻連接點的彎矩值降低40.36%，頂板中部立柱節點處彎矩值也顯著降低，底板與側墻連接點處彎矩減小69.36%，這表明復合墻體系可降低車站結構的內力，尤其是車站主體結構4個角點處的彎矩值，但是對底板中部立柱節點的彎矩改善不明顯。工程設計中采用復合墻方案時可以結合實際進一步優化地鐵車站結構尺寸，降低造價。

圖13 車站主體結構頂板和底板彎矩

3 EPS板對復合墻體系受力特性影響

3.1 EPS板厚度的影響

圖14為EPS板厚度對墻后土壓力的影響規律。可以看出，車站側墻深度范圍內水平土壓力隨EPS板厚度增加而減小，嵌入段土壓力隨EPS板厚度增加而增大。EPS板厚度增加有利于減小車站深度范圍內墻后水平土壓力，但會引起嵌入段墻后土壓力增加。EPS板厚度在0.5～1.5 cm的變化過程中，水平土壓力減小了17.14%。

圖14 EPS板厚度對墻后水平土壓力影響

不同EPS板厚度條件下地連墻及車站結構彎矩分布規律如圖15所示。可以看出，地連墻彎矩隨EPS板厚度增加而增大，車站結構彎矩隨EPS板厚度增加而減小。EPS板厚度在0.5～1.5 cm的變化過程中，地連墻最大彎矩增幅為17.39%，結構頂板與側墻節點最大彎矩降幅為19.38%，結構底板與側墻節點最大彎矩降幅為40.91%，這表明EPS板厚度增加會改善主體結構受力，但一定程度上會引起地連墻結構內力的增加。從圖15還可以看出，EPS板厚度變化對底板最大彎矩值(中柱-底板節點處)改善不明顯。復合墻方案工程應用中，應該重點關注此位置處的受力狀態。

圖15 地連墻及主體結構彎矩包絡線

3.2 EPS板彈性模量的影響

控制厚度1 cm不變，EPS板彈性模量分別取0.7、1.5、2、3、3.8 MPa，以研究EPS板彈性模量對復合墻體系受力特性的影響。

圖16為不同EPS板彈性模量條件下墻后土壓力分布規律。可以看出，車站側墻深度范圍內墻后土壓力隨EPS板彈性模量減小而減小，嵌入段土壓力隨模量減小而增加。EPS板彈性模量在0.7～3.8 MPa的變化過程中，車站側墻深度方向中心位置水平土壓力降幅為23.05%。

圖16 EPS板模量對墻后水平土壓力影響

不同EPS板模量下，地連墻和主體結構彎矩分布規律如圖17所示。可以看出，地連墻彎矩隨EPS板模量減小而增大，車站結構彎矩隨EPS板模量減小而減小。EPS板模量在0.7～3.8 MPa變化過程中，地連墻最大彎矩增幅為32%，結構頂板與側墻節點最大彎矩減幅為27.92%，結構底板與側墻節點最大彎矩減幅為36.84%，這表明EPS板彈性模量減小可顯著改善主體結構受力狀態，但會引起地連墻彎矩增大。從圖17還可以看出，EPS板模量變化對底板最大彎矩值(中柱-底板節點處)改善不明顯。

圖17 地連墻及車站主體結構彎矩

4 討 論

EPS板的物理和力學參數直接影響復合墻體系減載效果。EPS板厚度增加、彈性模量減小，將有利于體系減載卸荷，但亦可引發地連墻受力增大甚至失穩破壞。因此，應存在一個合理的EPS板厚度和彈性模量參數值，使地連墻和主體結構受力處于最優狀態，達到地連墻和主體結構協調受力目的，避免出現應力集中等問題，實現降低風險和造價的目標。

數值分析結果表明，車站結構的“中柱-底板”節點處正應力值(0.84 MPa)最大，且EPS板厚度及其彈性模量的變化對該節點的受力影響不大，但可以明顯改善除該節點以外的結構其他部位受力狀態。因而，在復合墻結構體系設計時應將該節點單獨考慮，文中在尋求合適的EPS板參數時未考慮該節點，重點研究了車站結構與地連墻兩者(中柱-底板節點除外)最大應力值隨EPS板參數的變化規律。

EPS板厚度和復合墻體系受力特性關系曲線如圖18所示。地連墻最大正應力隨EPS板厚度增加而增大，主體結構 (中柱-底板節點處除外) 最大正應力隨EPS板厚度增加而減小。兩條曲線交點即為地連墻和主體結構受力平衡點，該平衡點對應的EPS板厚度為最佳厚度，約為1.0 cm。

圖18 EPS板厚度與體系受力特性的關系

圖19為EPS板模量與復合墻體系受力特性關系曲線。可以看出，地連墻最大正應力隨EPS板彈性模量減小而增大，主體結構 (中柱-底板節點除外) 最大正應力隨EPS板彈性模量減小而減小。曲線交點即為地連墻和主體結構受力平衡點，對應的EPS板模量值為最佳彈性模量，約為3.0 MPa。

圖19 EPS板彈性模量與體系受力特性的關系

上述研究表明，并非EPS板厚度增大或彈性模量越小就越好，而是應在保障體系受力穩定條件下合理追求卸荷減載效果，達到合理受力的目的。

5 結論與建議

1)復合墻體系墻后土壓力具有良好的卸荷減載作用，減載效果隨EPS板厚度增大和模量減小呈增強趨勢。但是并非EPS板厚度越大或彈性模量越小結構體系的受力狀態就越好，而應尋求合理的減載參數達到最優的減載效果。本文數值模擬條件下EPS板合理厚度為1.0 cm，合理彈性模量為3.0 MPa。

2)復合墻體系能夠有效改善主體結構受力狀態，顯著降低主體結構4個角點的彎矩值。頂板-側墻節點彎矩降低40%，底板-側墻節點彎矩減小69%。

3)復合墻方案會引起較疊合墻方案更大的地表沉降，本文條件下的主要影響區域為距離基坑邊緣0.60H～1.25H，二者最大沉降值約相差12%。