考慮既有地下連續墻影響的地鐵車站外墻優化設計

王 雨周 鋼蔣俊杰

（1.北京市建筑設計研究院有限公司，100045，北京；2.Thornton Tomasetti Inc.，100004，北京∥第一作者，工程師）

在民用建筑領域，將基坑圍護結構與主體地下結構相結合的“樁墻合一”、“兩墻合一”技術已得到了初步應用并獲得了良好效果［1］。在地鐵車站結構設計中，通常直接建立土與結構相互作用的荷載-結構模型進行包絡設計，忽略地下連續墻等圍護結構的作用，而僅將其作為安全儲備。

隨著地鐵的發展，換乘車站越來越多，明挖基坑的開挖深度也相應增加。地下連續墻結構因工程施工對環境影響小，剛度大、整體性好、安全性高、支護結構變形較小，及抗滲性能良好等優點，被越來越多地用作車站主體基坑的圍護結構［2］。由于基坑開挖深度越來越大，為保證基坑本體安全，也為滿足對周邊環境變形的控制要求，地下連續墻的厚度逐漸增加（一般為 800 mm、1 000 mm、1 200 mm），混凝土強度等級也逐漸提高（現多采用C30、C35等）。

當地下連續墻剛度較大按永久結構設計時，應考慮正常使用階段地下連續墻與主體結構外墻的共同作用，可對地鐵車站主體結構進行優化。這樣的設計可有效提高材料利用率，減少相應主體結構投資，節約資源。

1 案例車站工程概況

現以北京某地下三層島式換乘車站為例進行優化分析。案例車站為雙柱三跨混凝土結構，其施工方法采用明挖。有效站臺中心處車站頂板覆土厚度為4.47 m，底板埋深約為26.87 m。標準段總寬23.10 m，總高22.40 m；車站總長185.25 m，島式站臺寬度為14.00 m，有效站臺長118.00 m。車站主體結構采用C40混凝土，HRB 400級鋼筋。

明挖基坑標準段開挖深度約為27.07 m，盾構段開挖深度約為27.98 m。開挖深度內土層主要有第②層粉質黏土，第②2層粉土，第③4層中細砂，第③6層卵石，第④層粉質黏土，第④2層粉土，第④3層粉細砂，第⑤層卵石，第⑤2層中細砂，第⑤4層粉質黏土。基底位于第⑥層粉質黏土及第⑥2層粉土中。

車站基坑工程采用800 mm厚地下連續墻圍護結構+內支撐的圍護形式。內支撐采用鋼支撐，共設置5道鋼支撐及+1道倒撐。地下連續墻采用抗滲等級為P8的C35水下混凝土及HRB400級鋼筋。

車站3層主體結構原設計均采用800 mm厚C40混凝土外墻。現將既有地下連續墻與車站外墻“水平向結合”“兩墻合一”，使地下連續墻與車站外墻成為共同受力體系。在近期正常使用階段，靜止土壓力和水壓力直接作用于地下連續墻；在遠期正常使用階段，水壓力作用于車站外墻結構，靜止土壓力作用于地下連續墻，并通過地下連續墻-車站外墻體系傳遞給車站地下室外墻。

經分析，抗震組合荷載不起控制作用，故優化設計中按承載力使用極限狀態、正常使用極限狀態及人防荷載組合狀態等3種情況進行包絡。地面超載及人防荷載中的水平荷載作用于地下連續墻，豎向荷載作用于車站結構頂板及底板。

2 仿真模擬

本文采用SAP2000軟件建立了包含地下連續墻及車站結構的板墻二維有限元模型。其中，框架柱按等剛度原則折算為每延米的桿件，在頂板兩側根據抗浮驗算設置結構壓頂；車站結構與地下連續墻及壓頂之間采用只壓型剛性鏈桿連接；以GAP單元模擬土彈簧作用，以LINEAR單元模擬地下連續墻及車站外墻間的相互作用。考慮地下連續墻及不考慮地下連續墻的計算模型分別如圖1及圖2所示。按是否考慮地下連續墻剛度進行優化設計，分析了地下連續墻剛度對車站外墻內力及配筋率的影響，并對車站結構進行優化設計。

圖1 考慮地下連續墻的計算模型

圖2 不考慮地下連續墻的計算模型

2.1 地下連續墻剛度對車站外墻內力的影響

為分析地下連續墻對車站外墻內力的影響，按車站外墻厚度分別為600 mm、700 mm、800 mm及900 mm等4種情況，分析頂板、2層中板及底板的墻支座（邊跨支座）、梁支座（中跨支座）、邊跨跨中及中跨跨中，以及3層外墻的上端支座、跨中及下端支座等幾個控制界面。由于正常使用極限狀態與承載力極限狀態下的內力存在相關性，故內力影響分析只考慮承載力極限狀態（以下簡稱“基本組合”）和人防荷載組合狀態（以下簡稱“人防組合”）的彎矩。

未考慮地下連續墻剛度的外墻彎矩為M0，考慮地下連續墻剛度后的外墻彎矩為M0+ΔM，則彎矩變化率（ΔM/M0）如圖3所示。由圖3可見，彎矩變化率有如下特點：

圖3 外墻彎矩變化率

（1）在頂板支座處，在不同墻厚、不同工況中外墻彎矩變化率并未顯著減小，反而有小幅度（約2%）的增加，且人防組合的彎矩增加較基本組合更明顯。

（2）在頂板支座處，基本組合的外墻彎矩增長率隨墻厚增加而增加，人防組合的外墻彎矩增長率隨墻厚增加而減小。

（3）在底板支座處，外墻彎矩有一定幅度的減小，基本組合的外墻彎矩變化率高于人防組合，且變化率隨外墻厚度增加而減小。

（4）其他位置的外墻彎矩減小幅度顯著高于頂板及底板支座處。

（5）在頂板及底板支座處，人防組合的外墻彎矩變化率小于基本組合；在其他位置，基本組合的外墻彎矩變化率小于人防組合。

頂板及底板的彎矩變化率（如圖4所示）有以下特點：

圖4 頂板及底板彎矩變化率

（1）由于地下連續墻的作用，頂板墻支座處彎矩不降反升，且人防組合的彎矩變化率大于基本組合，與外墻頂板支座處變化規律一致。

（2）在人防組合與基本組合中，頂板墻支座處彎矩變化率均隨墻厚增加而減小。

（3）在基本組合下，底板墻支座處的彎矩均有一定幅度減小，且彎矩變化率均隨墻厚增加而減小；在人防組合下除600 mm厚的外墻外，其他外墻的彎矩均小幅增加。

（4）在考慮了地下連續墻剛度影響后，頂板中跨支座及底板邊跨跨中處的彎矩增加，且增加幅度隨結構厚度的增加而減小。

（5）地下連續墻剛度對頂板邊跨跨中、頂板中跨跨中、底板中跨支座及頂板中跨跨中等處彎矩的影響較小。

由于地下連續墻剛度的影響，中板彎矩變化率（如圖5所示）有以下特點：

（1）B1層邊跨支座在基本組合及人防組合組合下，彎矩均呈現減小，且變化率隨外墻厚度增加而減小。

圖5 中板彎矩變化率

（2）B2層中跨跨中處的彎矩變化很小，可忽略。

（3）B1層與B2層中板其他位置的彎矩均有增大的可能。

2.2 地下連續墻剛度對車站配筋率的影響

在車站外墻的配筋設計中，正常使用極限狀況按迎土面結構裂縫不大于0.2 mm、背土面結構裂縫不大于0.3 mm的要求來控制。

當以裂縫控制作為配筋設計考慮因素時，隨著埋深加大，各層外墻受到的水平側力差別也增大，從而導致外墻各處彎、壓狀態程度不同。因此，應將外墻分別按純彎構件和壓彎構件兩種情況考慮。

當車站外墻按純彎構件計算時，如考慮地下連續墻剛度的影響，則車站外墻配筋率變化（見圖6）呈如下特點：

（1）頂板與底板支座處的配筋率變化較小，對墻厚仍起控制作用。

（2）當外墻厚度與地下連續墻厚度（800 mm）接近時，頂板支座處的配筋率呈小幅上升。

（3）B1層跨中處彎矩本來就較小，因此在地下連續墻剛度影響下雖該處彎矩大幅減小，也仍按照最小配筋率配筋，其配筋率變化為0。

（4）車站外墻厚度越大，地下連續墻對實際配筋率的優化影響越小。

圖6 外墻按純彎構件計算的配筋率變化

（5）除頂板與底板支座處，考慮地下連續墻剛度后，車站外墻在迎土面的配筋率減小大于背土面一側。

當車站外墻按照壓彎構件計算時，考慮地下連續墻剛度的影響，車站外墻的實際配筋率變化（見表1）呈如下特點：

（1）地下連續墻剛度的變化趨勢與純彎構件配筋率的變化趨勢基本一致，考慮壓力的有利影響時，能更大幅地降低墻體配筋率。

（2）原設計中800 mm厚外墻按照壓彎構件考慮時，B1層及B2層大多數位置可按照最小配筋率配筋。而在考慮地下連續墻影響后B2層下端支座處配筋率降低很多。由此說明了B1層與B2層外墻截面優化的必要性。

考慮地下連續墻剛度影響，頂板與底板配筋率變化（見圖7）有如下特點：

（1）外墻厚度不同時，頂板邊跨支座及中跨支座處的實際配筋率均出現了小幅上升。

圖7 頂板與底板配筋率變化

（2）底板邊跨支座處的配筋率有所降低，且外墻厚度越小，配筋率降低幅度越大。

（3）地下連續墻剛度對頂板及底板其他位置的實際配筋率影響不大。

B2層中板配筋率變化（見表2）有如下特點：

表2 外墻厚度不同時的B1、B2層中板配筋率變化率

（1）B1層及B2層中板邊跨支座配筋率均有降低。

（2）B2層中板支座配筋率在不同外墻厚度情況下均有所增加。

（3）地下連續墻對中板其他位置的配筋率基本沒有影響。

2.3 外墻優化設計

車站外墻的外側支座為配筋控制截面。B3層外墻下端支座處配筋率最高。墻厚不同時，考慮地下連續墻剛度影響的實際配筋率見表3。車站外墻厚900 mm的方案經濟性差且配筋變化率小；墻厚600 mm及700 mm方案雖配筋率變化較大，但標準斷面配筋率仍偏大。根據一般規律，側墻一側或兩側開洞后，側墻彎矩及配筋都高于標準斷面。因此，B3層外墻可選擇800 mm厚度。

為施工方便，車站B1及B2層外墻選擇同一厚度，外墻厚600 mm及700 mm時的配筋率均符合要求。但由于B3層與B2層外墻支座處鋼筋拉通，故600 mm厚外墻配筋率略大，且與800 mm厚B3層外墻銜接時的剛度突變較多，故B1層及B2層選擇700 mm厚外墻。

表3 考慮地下連續墻剛度后各墻厚實際配筋率

3 結論

（1）在考慮地下連續墻剛度時，應建立完整的地下連續墻與地下主體結構共同作用的模型。直接折減外墻荷載算法的結果偏差較大。

（2）計算中如考慮地下連續墻剛度，則對外墻的內力和配筋有一定幅度的優化，對B1層和B2層的內力及配筋減小幅度比B3層的大，且優化幅度隨外墻厚減小而增加。

（3）當以裂縫控制作為配筋設計考慮因素時，既有地下連續墻的影響規律在假定外墻為純彎構件和壓彎構件時基本一致。外墻作為壓彎構件分析時，墻體配筋率更小。

（4）地鐵車站外墻作為純彎構件分析時，地下連續墻對外墻的頂板支座影響很小，考慮地下連續墻剛度時的頂板、中板和底板部分位置的內力及實際配筋比不考慮地下連續墻剛度時有一定增加。可見，地下連續墻不能全面優化整個結構所有位置的內力及實際配筋。

（5）假定外墻為壓彎構件時，考慮地下連續墻剛度可整體優化各層外墻的實際配筋，且隨墻厚減小，優化作用越明顯。

（6）考慮地下連續墻剛度影響時，頂板、中板和底板部分位置的內力及實際配筋比不考慮地下連續墻剛度影響時有一定幅度的增加。因此地下連續墻不能全面優化整個結構所有位置的內力及實際配筋。

（7）由于地下連續墻剛度影響的實際存在，頂板、中板及底板的配筋設計不宜過低。

［1］ 胡耘，王衛東，沈健.“樁墻合一”結構體系的受力實測與分析［J］.巖土工程學報，2015，37（S2）：197.

［2］ 劉國彬，王衛東.基坑工程手冊［M］.2版.北京：中國建筑工業出版社，2009.

［3］ 王雨,劉國彬,屠傳豹.基于遺傳-GRNN在深基坑地下連續墻測斜預測中的研究［J］.巖土工程學報，2012（S1）：167.