地鐵車站誘導縫設置參數分析

郭智剛,程道來,董文澎,潘偉強,劉 沛

(1.上海應用技術大學軌道交通學院,上海 200235； 2.上海隧道工程有限公司,上海 200092)

目前國內外在飽和軟弱地層上修建的地鐵車站長度大多數都超過百米。因此，在施工和運營過程中地鐵車站混凝土結構因溫度變化和不均勻沉降等各種因素會產生縱向應力，導致混凝土結構開裂。國內外一般處理車站開裂方式是在車站襯墻內設置誘導縫。誘導縫是具有一定抗彎剛度和防止剪切移動接縫張開頂部大底部小、寬度很小的變形縫，是一種特殊的變形縫，但誘導縫和變形縫因構造和施工方法不同，在性能上存在顯著差別[1-5]。設置誘導縫，使結構所在的截面剛度削弱。當溫度變化、混凝土收縮徐變、結構不均勻沉降等情況發生時，結構應力會發生變化，這樣會使誘導縫所在的結構截面先行開裂，從而避免混凝土結構其他截面出現裂縫。因此，誘導縫的設置會使車站結構裂縫有序的產生、發展，從而減少裂縫對車站主體結構的危害[6-7]。研究表明[8-16]，在車站襯墻處設置誘導縫，可有效控制因溫度變化和不均勻沉降引起的裂縫擴展。

目前國內地鐵車站結構的誘導縫常以20～30 m為間距，普遍使用的誘導縫結構設計分為兩種：雙柱式誘導縫和梁板式誘導縫[2]。工程中雙柱式誘導縫因其施工復雜應用則較少，以梁板式的誘導縫應用最多。然而誘導縫的位置和數量的設置還是憑施工經驗來確定，以及影響誘導縫的設置因素還很復雜。因此本文以上海市軌道交通17號線青浦站為項目背景，考慮誘導縫的位置、間距、內襯墻厚度、頂板和襯墻分開與整體施工澆筑等影響因素，對車站進行有限元數值計算，為誘導縫在地鐵車站裂縫防治中的設置提供優化措施和建議。

1 數值建模與計算分析

1.1 工程背景

上海市軌道交通17號線青浦站全長165 m，結構形式是地下二層島式車站。該車站主體外圍是800 mm厚地下連續墻，埋置深度為28.0～32.0 m，車站基坑開挖深度15.8～17.8 m。側墻與板分開澆筑，每段結構分5次澆筑。地連墻與襯墻為復合式結構形式，梁、板和側墻混凝土均采用C35混凝土，有耐久性要求，底板、中板、頂板和襯墻混凝土抗滲等級為P8。

1.2 數值建模

齊峰等[19]采用有限元軟件對復合式地鐵車站進行數值模擬，發現計算結果與車站裂縫的實測分布基本吻合，驗證了有限元建模模擬思路及參數選取的基本合理性。因此，本文采用文獻[19]地鐵車站有限元建模分析方法，以青浦車站24 m標準車站段為數值模擬對象，分析在不同溫度荷載作用下的車站標準段的應力分布，為誘導縫的設置提供優化指導。車站截面為雙層單跨式框架結構形式，如圖1所示。所選車站標準段節段截面連續墻厚度為800 mm，內襯墻厚度為400 mm，底板厚度為900 mm，中板厚度為400 mm，頂板厚度為800 mm，地下一層高度為4.62 m，地下二層高度為6.37 m。24 m標準車站節段有限元模型如圖2所示。

圖1 復合式地鐵車站橫截面

地鐵車站主體結構采用Solid65單元模擬。混凝土彈性模量Ec=3.15×1010Pa，泊松比ν=0.2。鋼筋彈性模量Es=2×1011Pa，泊松比ν=0.3。混凝土的線膨脹系數取10-5/℃，鋼筋的線膨脹系數取1.2×10-5/℃。各個位置的鋼筋均沿z方向布置，分布情況如圖3所示。

圖2 24 m標準車站節段有限元模型

圖3 地鐵車站鋼筋分布

1.3 誘導縫處聯接單元的定義

根據施工方提供的資料，地鐵車站誘導縫構造處兩邊的襯墻內鋼筋沿襯墻高度方向每隔兩排就斷開。誘導縫處底板縱向鋼筋全部貫通。誘導縫這種構造方式使誘導縫兩邊的縱向鋼筋像彈簧。因此采用link188單元來模擬鋼筋。

1.4 約束

地鐵車站主要受周圍接觸土體和節段間連接鋼筋的這兩種約束。地鐵車站與土體約束作用可以分為垂直于接觸面的法向阻力和接觸面內的切向阻力。因此，選用Combin14彈簧單元的線彈性性質來模擬土體與地鐵車站連續墻、底板和頂板之間的約束，如圖4所示。

圖4 約束圖

1.5 荷載

混凝土干縮、外界溫度變化會使混凝土產生溫度應力。因此需要考慮混凝土干縮、不利年溫降和不利日溫降3種基本荷載工況。收縮等待溫差是由混凝土在30 d齡期內的收縮變形等效而來的溫差，在沒有實驗數據支持時，可以取-5 ℃[19]。對于地鐵車站，根據忻鼎康等[17]的研究，同時參考施工單位的經驗，年溫降對混凝土的影響一致，并考慮混凝土徐變的影響，取-14 ℃計算。日溫降需要考慮車站各部位混凝土溫度場分布的差異，根據齊峰等[18-21]的研究確定。車站混凝土的計算等待溫降荷載數值見表1。

表1 地鐵車站最不利等代溫降荷載值 ℃

2 不同參數影響分析

通過計算在表1的溫度荷載工況下，可以得到地鐵車站節段各個部位的應力分布。通過現場調研可知地鐵車站裂縫主要分布在頂板和內襯墻附近。因此，本節針對影響車站結構應力的設與不設誘導縫、誘導縫的間距、內襯墻厚度、頂板和襯墻分開與整體澆筑施工方法等因素進行分析，以應力云圖的形式顯示各個因素下車站頂板和內襯墻的第一主應力分布圖，圖中的應力等值線字母對應數值列于圖右，單位為Pa，由于不同類型參數只是數字大小不同，應力云圖較為相似，只列出具有代表性云圖進行展示。

2.1 設與不設誘導縫

圖5為頂板與上襯墻分開澆筑時，內襯墻厚度為400 mm，上襯墻在未施加誘導縫，溫度荷載為最不利溫降情況下的第一主應力圖。從圖5(a)可以看出，襯墻內側混凝土在1/4、1/2和3/4位置處明顯出現3處應力集中，應力為1.60 MPa，應力超過C35混凝土抗拉強度設計值1.57 MPa，因此建議在1/4、1/2和3/4位置設置誘導縫。設置誘導縫之后，上襯墻的應力集中現象消失，并且應力減小為1.43 MPa，小于抗拉強度設計值，如圖5(b)所示，說明誘導縫的設置起到了抑制裂縫開展的作用。

圖5 上襯墻第一主應力分布

2.2 誘導縫間距的影響

圖6為上襯墻在內襯墻厚度為400 mm，誘導縫間距分別為5、6、8、12 m，溫度荷載為收縮當量溫降情況下的第一主應力圖。從圖6可以看出，隨著誘導縫的間距增大，上襯墻的應力逐漸減小。

圖6 上襯墻第一主應力分布

2.3 內襯墻厚度的影響

內襯墻厚度的不同會影響襯墻和頂板的應力，因此選用內襯墻厚度為400、600 mm和800 mm分別計算。圖7為上襯墻未施加誘導縫情況下，內襯墻厚度分別為400、600 mm和800 mm的應力分布。從圖7可以看出，隨著內襯墻的厚度增加，上襯墻的應力逐漸減小。

圖7 上襯墻第一主應力分布

2.4 襯墻頂板分開與整體施工

在建模時程分析時，將頂板組與上襯墻模型共同激活進行整體澆筑的模擬。利用生死單元，先對頂板進行鈍化，等上襯墻激活后再對頂板進行激活，從而實現上襯墻和頂板分開澆筑的模擬。邊界條件的模擬同1.4節，溫降施加方式同1.5節。圖8(a)為內襯墻厚度為400 mm，在上襯墻內側混凝土1/4、1/2和3/4位置處設置誘導縫，頂板與上襯墻分開澆筑時，溫度荷載為最不利當量溫降情況下的頂板的第一主應力圖。圖8(b)為頂板與上襯墻整體澆筑時，頂板的第一主應力圖。從兩個圖相比較可以看出，分開澆筑時頂板的應力比整體澆筑的應力大0.2 MPa左右。圖9為上襯墻分開澆筑和整體澆筑的第一主應力圖，從圖9可以看出，上襯墻與頂板分開澆筑時上襯墻的應力比整體澆筑的應力大0.1 MPa左右。從計算分析來看，頂板與上襯墻整體澆筑比分開澆筑對結構有利，但從施工角度來講，分開澆筑更有利于模板施做與混凝土振搗。

圖8 頂板第一主應力分布

圖9 上襯墻第一主應力分布

3 結論

通過對上海17號線青浦站24 m標準段進行有限元建模及數值分析，得出如下結論和建議。

(1)對于24 m標準節段，在400 mm厚度的襯墻下，計算分析表明，在1/4，1/2，3/4處會產生大于混凝土抗拉強度的應力集中，應設置誘導縫。在設置誘導縫之后，上襯墻和頂板的應力減小。

(2)隨著誘導縫的間距增大，上襯墻和頂板的應力逐漸減小。隨著內襯墻的厚度增加，上襯墻和頂板的應力逐漸減小。

(3)上襯墻與頂板分開澆筑時上襯墻和頂板的應力比整體澆筑大，但應力變化影響不大，可根據施工具體情況采用合理的施工方式。

另外，限于工程現場實際條件，研究還存在不完善之處，如對不同體積情況下混凝土的水化熱情況的考慮等。這些會在今后誘導縫應用中展開分析計算。

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