地下水位及開洞范圍對地鐵車站抗浮影響研究

代文超，石鈺鋒，，陳昭陽，胡紹伶，方 燾，陳小羊，占宇飛

（1.華東交通大學(xué)江西省巖土工程基礎(chǔ)設(shè)施安全與控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江西 南昌 330013；2.華東交通大學(xué)江西建筑設(shè)計(jì)院有限公司，江西 南昌 330013；3.中建七局交通建設(shè)有限公司，河南 鄭州 450004）

相關(guān)學(xué)者利用不同手段對于地下結(jié)構(gòu)抗浮結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、監(jiān)測以及控制措施開展了大量研究。曹洪等[1]對于臨江二元地層，提出了一種更加合理實(shí)用的簡化算法用于抗浮設(shè)計(jì)；張?jiān)诿鞯萚2]利用現(xiàn)場測試等方法對場區(qū)內(nèi)的地下水進(jìn)行分析，對于工程抗浮問題，提出孔隙水壓力的分布特征較于傳統(tǒng)方法更具有可靠性；鄭偉國[3]提出可以將達(dá)到地下室入口地面標(biāo)高的水位作為極限水位，以此對車站結(jié)構(gòu)進(jìn)行保守性抗浮分析；李廣濤[4]以實(shí)際工程為依托，采用數(shù)值模擬方法，最終確定了合理的抗浮設(shè)計(jì)方案，為地下空間結(jié)構(gòu)的抗浮設(shè)計(jì)提供參考；馬榮等[5]認(rèn)為圍護(hù)結(jié)構(gòu)與內(nèi)襯墻通過冠梁連接成整體能夠增加車站整體剛度，最大限度利用圍護(hù)結(jié)構(gòu)參與車站結(jié)構(gòu)抗浮設(shè)計(jì)；陳昭陽等[6]利用數(shù)值模擬及相關(guān)抗浮公式，對某超深基坑在高水位下進(jìn)行抗浮驗(yàn)算，并提出圍護(hù)結(jié)構(gòu)底部所在地層的滲透系數(shù)對于圍護(hù)結(jié)構(gòu)上浮影響最大；牛斌等[7]提出車站頂板及附屬底板應(yīng)設(shè)置在洪水最大沖刷線以下，不僅利于車站抗浮設(shè)計(jì)，更能減小行洪區(qū)對車站結(jié)構(gòu)的不利影響；王露[8]以實(shí)際工程為背景，通過現(xiàn)場測試、室內(nèi)試驗(yàn)、數(shù)值手段與理論研究相結(jié)合的方法對于地鐵車站底板處于特殊巖層中所受浮力及折減系數(shù)進(jìn)行系統(tǒng)性研究；陳夏輝[9]采用修正改進(jìn)阻力系數(shù)法與有限元法確定地下結(jié)構(gòu)抗浮水位值，以此設(shè)置合理的抗浮加固方案。

地下結(jié)構(gòu)工程中常用的抗浮措施有配重、摩擦樁、錨固、擴(kuò)底樁、降水、隔滲帷幕抗浮[10-12]等。本文僅考慮地鐵車站主體結(jié)構(gòu)自重作用下抗浮效果。對某地鐵車站在增設(shè)鋪軌基地后依靠自重抗浮進(jìn)行計(jì)算，采用理論及數(shù)值計(jì)算手段分析依托工程水位變化后的抗浮穩(wěn)定性，以期為抗浮措施決策提供依據(jù)，供類似工程提供借鑒。

1 工程概況

某車站整體長484.9 m，為13 m 島式站臺，車站形式為地下兩層兩柱三跨矩形框架結(jié)構(gòu)，采用明挖法施工；車站中部范圍存在橋梁及河道，河道上穿結(jié)構(gòu)頂板，寬約28 m，深約3 m，河道內(nèi)常年有水，平面分布如圖1，2～9 為主體結(jié)構(gòu)斷面編號。車站標(biāo)準(zhǔn)段寬21.8 m，頂板覆土約4.0 m。兩端均接盾構(gòu)區(qū)間，大小里程端均為雙線盾構(gòu)始發(fā)。

圖1 位置示意圖（單位：m）Fig.1 Position sketch map（Unit：m）

上覆地層主要為第四系人工填土、含有機(jī)質(zhì)粉質(zhì)黏土、粉質(zhì)黏土，下伏基巖為全～微風(fēng)化安山巖、強(qiáng)風(fēng)化粉砂巖，詳見圖2。地下水類型主要為第四系潛水和基巖裂隙水，地下水徑流深度較大，徑流方向復(fù)雜。

圖2 標(biāo)準(zhǔn)橫斷面圖（單位：mm）Fig.2 Standard cross section map（Unit：mm）

原設(shè)計(jì)方案并未設(shè)置軌排井，為加快整條線路的施工進(jìn)度，變更后設(shè)計(jì)方案為在其即將建成的長大車站處增設(shè)鋪軌基地，尺寸為長37.8 m，寬16.1 m，該范圍內(nèi)不能進(jìn)行覆土回填。為保障鋪軌作業(yè)，封堵了部分降水井，為保證車站主體結(jié)構(gòu)安全，需對地下水位上升時(shí)車站抗浮進(jìn)行計(jì)算。

2 數(shù)值分析

2.1 模型建立

為計(jì)算考慮空間效應(yīng)影響下地鐵車站主體結(jié)構(gòu)抗浮驗(yàn)算結(jié)果，采用Plaxis 3D 軟件建立三維有限元模型，對地鐵車站主體結(jié)構(gòu)原設(shè)計(jì)工況及變更后工況（設(shè)置軌排井）分別進(jìn)行驗(yàn)算，為消除模型邊界效應(yīng)，取模型尺寸為車站整體尺寸的3 倍，即X 方向?yàn)? 500 m，Y 方向?yàn)?00 m，Z 方向?yàn)?0 m。數(shù)值模型中，約束模型底部、側(cè)面、河道岸邊土體、軌排井處及兩端盾構(gòu)區(qū)域土體法向位移，采用潛水位進(jìn)行計(jì)算分析。

模型計(jì)算時(shí)，車站主體結(jié)構(gòu)僅考慮梁、板、柱、河道處抗浮板、軌排井處混凝土擋墻和上覆土層的重量，忽略腋角、中板裝修層、臨時(shí)堆載、設(shè)備荷載等重量。梁、板、柱分別采用梁單元、板單元、樁單元模擬，圍護(hù)結(jié)構(gòu)采用位移邊界模擬。

2.2 本構(gòu)模型及參數(shù)選取

鋼筋混凝土重度，彈性模量及泊松比分別取值為25 kN/m3，3.45×104MPa，0.2。不計(jì)主體結(jié)構(gòu)側(cè)面與地層之間的摩擦力，在接觸面之間設(shè)置界面單元。

由于本模型僅計(jì)算車站主體結(jié)構(gòu)在地下水中的抗浮能力，即僅考慮主體結(jié)構(gòu)在地下水影響下的豎向位移及受力情況。且實(shí)際工程中，車站主體結(jié)構(gòu)周圍設(shè)置圍護(hù)樁及旋噴樁，車站主體結(jié)構(gòu)側(cè)面與地層不相接觸。對地層進(jìn)行簡化處理，根據(jù)地勘報(bào)告相關(guān)設(shè)計(jì)資料，綜合考慮多種因素，本次計(jì)算選取3.5 m 作為設(shè)計(jì)水位，并設(shè)置不同深度土層的滲透系數(shù)。模型中的圍護(hù)結(jié)構(gòu)、車站梁-柱以及車站樓板結(jié)構(gòu)采用線彈性本構(gòu)，土體采用摩爾庫倫本構(gòu)。模擬所選參數(shù)見表1 所示。

表1 土層參數(shù)Tab.1 Soil layer parameters

2.3 模擬過程及工況

根據(jù)現(xiàn)場施工情況將車站主體結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵過程進(jìn)行分步模擬，根據(jù)實(shí)際施工的過程，通過設(shè)定網(wǎng)格的生死單元來模擬施工，具體模型施工計(jì)算過程如下：

Step 1 對模型整體進(jìn)行地應(yīng)力平衡；

Step 2 位移清零并施做圍護(hù)結(jié)構(gòu)；

Step 3 基坑開挖并計(jì)算平衡；

Step 4 位移清零并施做主體結(jié)構(gòu)；

Step 5 添加上覆土層并計(jì)算平衡；

Step 6 進(jìn)行位移清零；

Step 7 按設(shè)計(jì)水位3.5 m 設(shè)置水位。

為驗(yàn)算增設(shè)軌排井對車站主體結(jié)構(gòu)抗浮產(chǎn)生的影響，于Step 4 處分兩種情況計(jì)算分析：①原設(shè)計(jì)方案計(jì)算分析；②變更后方案計(jì)算分析。

2.4 模擬結(jié)果分析

2.4.1 底板縱向彎矩分析

由于結(jié)構(gòu)底板跨度較大，且內(nèi)力變化差異主要集中在軌排井附近，為進(jìn)一步詳細(xì)分析底板結(jié)構(gòu)內(nèi)力變化差異，選取38～46 軸號結(jié)構(gòu)底板結(jié)構(gòu)區(qū)域進(jìn)行分析，如圖3 所示。未設(shè)置軌排井工況下，縱向底板主要承受負(fù)彎矩，彎矩值相對均勻分布，無明顯突變區(qū)域；增設(shè)軌排井后，車站底板軌排井附近彎矩發(fā)生了較大突變，其中40 軸號，41 軸號和44 軸號彎矩突變較為明顯，最大彎矩值分別增加至534.8，610.5 kN·m，較之前工況增加幅度分別為4.19 倍和6.96 倍，而在軌排井兩側(cè)區(qū)域出現(xiàn)最大負(fù)彎矩。總體上彎矩值較原設(shè)計(jì)工況明顯增大，安全富余量顯著降低，使得縱向底板可能會發(fā)生較大變形。

圖3 原設(shè)計(jì)與變更后底板彎矩對比曲線圖Fig.3 Comparison curve of the bending moment of the original design and the changed baseplate

2.4.2 邊墻縱向軸力分析

如圖4 所示原設(shè)計(jì)與變更后邊墻縱向軸力對比曲線圖，未設(shè)置軌排井工況下，邊墻縱向軸力值整體分布較為均勻，整體呈現(xiàn)受拉狀態(tài)；設(shè)置軌排井后，軸力值變化較大，變化范圍整體呈現(xiàn)“弓”形，主要集中于30～52 軸號之間。其中，在軌排井所在范圍內(nèi)軸力值大幅減小，在43 軸號軸力值最小，最小值為-526.2 kN，較原設(shè)計(jì)工況減小幅度為23.1%。在30～40 軸號和45～52 軸號之間，軸力逐漸增大。軸力最大值分別為-893，-912.8 kN，較原設(shè)計(jì)工況軸力最大值分別增加9.1%、11.5%。縱向側(cè)墻軌排井范圍受拉力不均勻可能對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不利影響。

圖4 原設(shè)計(jì)與變更后邊墻縱向軸力對比曲線圖Fig.4 Comparison curve of the longitudinal axial force of the original design and the wall after the change

2.4.3 底板上浮量分析

如圖5 所示，未設(shè)置軌排井工況，車站主體結(jié)構(gòu)最大上浮量為4.3 mm，在上覆土及自重作用下未超出預(yù)警值；在不采取任何抗浮措施情況下，增設(shè)軌排井后，相較于之前未設(shè)置軌排井工況，車站結(jié)構(gòu)上浮變形量顯著增加。其中對軌排井處主體結(jié)構(gòu)上浮量影響最大，軌排井附近上浮量增長可近似看成線性關(guān)系，增長率約為25%，所以增設(shè)軌排井后針對其各部分受到的上浮影響不同，在采取抗浮措施時(shí)應(yīng)區(qū)別考慮進(jìn)行抗浮設(shè)計(jì)參數(shù)優(yōu)化。

2.4.4 三維數(shù)值結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文模擬結(jié)果的可靠性，對變更后車站主體結(jié)構(gòu)上浮量計(jì)算值與現(xiàn)場實(shí)測值進(jìn)行對比，如圖5 所示。由圖5 可見，計(jì)算曲線與實(shí)測曲線變形趨勢基本吻合，軌排井處主體結(jié)構(gòu)最大上浮量基本相等，其中由于數(shù)值模擬中未考慮腋角、中板裝修層、臨時(shí)堆載、設(shè)備荷載等重量，故軌排井兩側(cè)車站底板中線上浮量值大于現(xiàn)場實(shí)測值。總體而言，模擬結(jié)果能夠反映設(shè)置軌排井后車站主體結(jié)構(gòu)的受力變形特性。

3 力學(xué)驗(yàn)算

根據(jù) 《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50007—2011）相關(guān)規(guī)定，對于簡單的浮力作用情況，基礎(chǔ)抗浮穩(wěn)定性應(yīng)符合下式要求

式中：Gk為建筑物自重及壓重之和，kN；Nw，k為浮力作用值，kN；Kw為抗浮穩(wěn)定安全系數(shù)，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)應(yīng)按最不利情況進(jìn)行抗浮穩(wěn)定性驗(yàn)算。不計(jì)地層側(cè)摩阻力時(shí)抗浮安全系數(shù)不應(yīng)小于1.05；當(dāng)抗浮安全系數(shù)計(jì)入地層側(cè)摩阻力時(shí)，可采用1.10～1.15。

根據(jù)既有圖紙及參數(shù)按地下水位標(biāo)高為3.5 m時(shí)，選取主體結(jié)構(gòu)斷面2-2、3-3、4-4、5-5、6-6、7-7、8-8、9-9 以及軌排井?dāng)嗝妫▓D1），按每延米進(jìn)行原設(shè)計(jì)工況和變更后工況的抗浮驗(yàn)算。水位以下取浮密度為1 t/m3，以上取天然密度為2 t/m3；頂板、中板及底板尺寸均按圖紙計(jì)算；結(jié)構(gòu)自重包括車站主體結(jié)構(gòu)自重、圍護(hù)結(jié)構(gòu)自重、壓頂梁自重及頂板上覆土自重梁附加且均未計(jì)入隔墻、吊頂、軌頂風(fēng)道等重量；各斷面進(jìn)行抗浮安全系數(shù)計(jì)算時(shí)，不計(jì)圍護(hù)結(jié)構(gòu)側(cè)摩阻力。

由表2 知，原設(shè)計(jì)工況中各斷面抗浮安全系數(shù)均大于規(guī)范值1.05，滿足規(guī)范要求；變更后工況中，僅軌排井?dāng)嗝婵垢“踩禂?shù)發(fā)生改變，其斷面自重減小導(dǎo)致軌排井?dāng)嗝嫣幍目垢“踩禂?shù)減小為0.710，小于規(guī)范值1.05，印證上述三維有限元模型分析結(jié)果，因此對于軌排井位置需有一定的抗浮措施，以確保結(jié)構(gòu)的安全可靠。

表2 各斷面安全系數(shù)匯總表Tab.2 Summary of safety factors for each section

4 開洞尺寸影響抗浮分析

為探明該地鐵車站開洞范圍影響主體結(jié)構(gòu)上浮量的安全范圍，選取受影響最大的結(jié)構(gòu)底板下表面作為對象，沿車站線路方向中心線及基底土體中心線進(jìn)行有限元結(jié)果分析。擬選取6 種工況（詳見表3），研究結(jié)構(gòu)厚板上開洞范圍對主體結(jié)構(gòu)上浮的影響。

表3 工況表Tab.3 Test cases

如圖6 所示為不同開洞范圍主體結(jié)構(gòu)上浮曲線，隨著開洞范圍逐漸增大，車站主體結(jié)構(gòu)上浮量及其上浮突變范圍均在逐漸增大，進(jìn)而導(dǎo)致車站主體結(jié)構(gòu)整體上浮量增大。僅考慮開洞尺寸大小的情況下，車站主體結(jié)構(gòu)上浮量有明顯差異。上浮量由開洞位置向兩邊逐漸減小，其中最大上浮量都出現(xiàn)在開洞位置中心處，當(dāng)縱向開洞長度30 m 時(shí)，最大值約為56.29 mm，當(dāng)縱向開洞長度5 m 時(shí)，最大值約為16.98 mm，前者約為后者的3 倍，這說明不同開洞范圍對車站主體結(jié)構(gòu)最上浮量有較大的影響。

圖6 不同開洞范圍主體結(jié)構(gòu)上浮曲線Fig.6 Floating curve of the main structure of different opening ranges

由圖7 不同開洞范圍最大上浮量曲線可知，開洞范圍對車站主體結(jié)構(gòu)上浮量影響較大，縱向開洞長度10 m 時(shí)，最大上浮量較前一工況增加3.61 mm增加了21.27%；縱向開洞長度15 m 時(shí)，最大上浮量較前一工況增加4.74 mm，增加了23.01%；縱向開洞長度20 m 時(shí)，最大上浮量較前一工況增加6.51 mm，增加了25.74%；縱向開洞長度25 m 時(shí)，最大上浮量較前一工況增加9.54 mm，增加了29.97%；縱向開洞長度30 m 時(shí)，最大上浮量較前一工況增加14.96 mm，增加了36.2%，可以看出最大上浮量增長率隨開洞范圍的增大而逐漸加快。

圖7 不同開洞范圍最大上浮量曲線Fig.7 Maximum floating curve of different opening ranges

綜上所述，開洞范圍對車站主體結(jié)構(gòu)上浮量影響較大，上浮量隨開洞范圍的增大而增大，且最大上浮量與開洞范圍呈現(xiàn)非線性增長關(guān)系，不能通過簡單的累加計(jì)算的方式計(jì)算其上浮量。針對不同開洞范圍的軌排井、盾構(gòu)井以及其余特殊設(shè)備井時(shí)，應(yīng)采取不同措施抑制車站主體結(jié)構(gòu)上浮。

5 結(jié)論

1）變更工況后，車站底板縱向及橫向均滿足抗彎承載力要求，但其局部縱向彎矩增大，安全富余量顯著降低；對于邊墻而言，受力較為復(fù)雜，總體上軸力增大明顯，安全富余量也隨之降低。

2）原設(shè)計(jì)工況中，車站主體結(jié)構(gòu)最大上浮量為4.3 mm，在上覆土及自重作用下未超出預(yù)警值；在不采取任何抗浮措施情況下，增設(shè)軌排井后，相較于之前未設(shè)置軌排井工況，車站結(jié)構(gòu)上浮變形量顯著增加。針對其各部分受到的上浮影響不同，在采取抗浮措施時(shí)可區(qū)別考慮以此進(jìn)行抗浮設(shè)計(jì)。

3）地鐵車站厚板開洞范圍對車站主體結(jié)構(gòu)上浮量影響較大，最大上浮量與開洞范圍呈現(xiàn)非線性增長關(guān)系。針對軌排井、盾構(gòu)井以及特殊設(shè)備井等不同開洞范圍時(shí)，應(yīng)采取不同措施防止主體結(jié)構(gòu)上浮。