上蓋物業對復雜地層中的地鐵車站影響效應預測

王呼佳 許煒萍 趙楚軒 楊 朋 肖支飛

(1. 中鐵二院工程集團有限責任公司,610031,成都； 2. 西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，610031,成都//第一作者，高級工程師)

針對目前大中城市有限的土地供給資源和高昂的地價，地鐵上蓋物業的合理開發已成為發展趨勢，對于上蓋物業與地鐵車站相互影響的研究亦逐漸得到關注。

近年來，眾多學者對處于復雜地層的車站安全性問題進行了研究。文獻[1-3]就砂土及黏土地層基坑開挖支護特性對深基坑施工的穩定性影響進行了研究。文獻[4-6]針對軟土地層基坑施工圍護結構的變形以及施工所造成鄰近結構的影響規律進行了分析。文獻[7-9]通過數值分析方法對深基坑施工過程中土體及支護的穩定性進行了研究。

針對地表建筑物與車站之間的相互影響關系，諸多學者也進行了深入研究。文獻[10]以建筑物抵抗變形的能力作為衡量基坑外建筑物安全的指標，提出城市軌道交通深基坑周邊建筑物安全的評估方法。文獻[11]以三維有限元數值分析的手段驗證了基礎托換的技術方法能夠有效地減小基坑開挖對地表建筑物的影響。

綜上所述，地鐵車站的施工安全已成為業界的研究熱點，并取得了諸多成果，但對于復雜地層，尤其是溶蝕風化凹槽區的地鐵車站修建技術和上蓋物業的影響與預測分析尚不多見。本文以廣州地鐵8號線鵝掌坦站為工程依托，采用數值分析和現場實測相結合的方法對復雜地層地鐵車站的安全評價和上蓋物業效應進行預測分析。

1 工程概況

1. 1 依托工程概況

鵝掌坦站屬于廣州地鐵8號線，全長294 m，位于雙向四車道的西槎路東側。該站為地下3層的島式站臺車站，標準段寬度為20.5 m，加寬段寬度為24 m，基坑開挖深度達到24 m。

1. 2 車站施工方案

車站采用明挖順筑法施工，圍護結構為1 m厚的地下連續墻，內支撐采用豎向4道支撐。第1道支撐為C30鋼筋混凝土支撐，截面為800 mm×1 000 mm，水平間距為9 m；第2道支撐為C30混凝土支撐，截面為800 mm×1 100 mm，水平間距為9 m；第3、4道鋼支撐為φ600 mm、壁厚16 mm的Q235鋼管，并施加預應力。

車站結構形式為地下三層兩跨鋼筋混凝土框架結構，頂板、中板、底板與中柱、內襯墻形成閉合框架，頂板、中板和底板設計為梁板體系。主要構件尺寸如下：頂板厚900 mm，中板厚400 mm，底板厚1 100 mm，車站邊墻的厚度取900 mm。頂板、中板和底板均采用C35混凝土，中柱采用C50混凝土。鵝掌坦站地層剖面如圖1所示。

1. 3 工程地質

根據現場勘察情況及報告，站址區地層主要包括雜填土、淤泥、礫砂、可塑狀的粉質黏土、強風化的碳質灰巖和中風化碳質灰巖，具體物理力學參數見表1。

1. 4 現場監測

在施工過程中，為保證車站施工安全，對周邊道路沉降、圍護結構頂面水平位移、墻體變形、墻體后土體側向變形和支撐軸力等項目進行了全方位監控。本文僅選取部分地表沉降及混凝土支撐軸力的測點作為分析對象，從中發現其變化規律并與后續的數值分析進行驗證。共選擇12個地表沉降測點(分別為D1、D2、D6、D9、D13、D17、D20、D23、D27、D31、D34、D38)以及9個支撐軸力測點(分別為Z16、Z15、Z14、Z10、Z8、Z6、Z3、Z2、Z1)進行分析。具體測點布置見圖2。

圖1 鵝掌坦站地層剖面圖

土層密度/(g/cm3)黏聚力/kPa內摩擦角/(°)變形模量/MPa泊松比雜填土1.659.45.78.00.33淤泥1.565.44.72.50.45礫砂2.03032.020.00.21粉質黏土2.0215.69.815.00.33強風化碳質灰巖2.0528.025.035.00.28中風化碳質灰巖2.40400.025.01 500.00.25

圖2 基坑測點布置圖

基坑各測點處的最終地表沉降如圖3所示。由圖3可以看出，基坑東西側的地表沉降呈非對稱分布，其中基坑西側的沉降值略大于相同斷面處基坑東側的沉降值，分析其原因是由基坑周邊施工物品堆放及車輛荷載導致；從整體來看，基坑中部的沉降要大于兩端的沉降量，最大沉降發生于基坑西側距離基坑北端部270 m處，為20.5 mm，未達到施工控制的330 mm的預警值。各測點的實測軸力如圖4所示。從圖4可以看出，在基坑深度方向上支撐軸力呈現增長態勢，在平面上支撐軸力分布呈現中間軸力大、兩端頭軸力小的特點，整體軸力均小于本工程混凝土支撐軸力設計值10 802 kN。

圖3 基坑各測點處實測地表沉降圖

圖4 基坑各測點實測軸力圖

2 數值分析

2. 1 計算方法

采用三維快速拉格朗日計算方法[12]進行數值仿真。該方法為顯式有限差分法，可以有效模擬巖土體的屈服、軟化乃至大變形，在彈塑性、大變形及施工過程仿真等領域有顯著優勢。巖土體是一種復雜的各向異性體，在外力作用下，不僅產生彈性變形，亦會產生塑性變形。因此，本文采用莫爾-庫倫彈塑性準則進行模擬，其屈服準則為：

(1)

(2)

式中：

c——黏聚力；

φ——內摩擦角；

σ1——第一主應力；

σ3——第三主應力。

巖土體屈服后的變形是彈性和塑性的復合結果，任意應力增量所對應的應變dεi,j均由彈性分量dεi,j,e和塑性分量dεi,j,p兩部分組成，即：

dεi,j=dεi,j,e+dεi,j,p

(3)

其中，dεi，j，e容易求得，dεi,j，p與塑性勢函數Q存在如下關系：

(4)

式中：

dλ——非負的瞬時比例系數；

σi，j——應力張量。

FLAC3D軟件分別對剪、拉塑性流動進行了定義，且對應不同的流動法則。其中，剪塑性流動對應非關聯流動法則，其勢函數為：

Qs=σ1-σ3Nψ

(5)

(6)

式中：

ψ——剪脹角。

拉塑性流動對應關聯流動法則，其勢函數為：

Qt=σ3

(7)

2. 2 計算模型與參數

圖5 鵝掌坦站Flac3D計算模型圖

鵝掌坦站實際長度為294 m，基于論文的研究對象，考慮計算能力和效率，依據對稱原理對其進行簡化，僅選取了南側長度為133 m的一段進行分析，最終確定的計算模型如圖5所示。模型整體尺寸為193 m×146 m×54 m，車站標準段寬度為20.5 m，擴大段寬度為24 m，基坑開挖深度為24 m。計算模型的上邊界為自由邊界，底部以及左右前后邊界為法向約束。同時，在模型頂部結合道路分布考慮20 kN/m2的路面荷載。站址區的具體地層分布以地勘報告為準，典型地質橫剖面如圖6所示。在計算模型中，土體采用莫爾-庫倫模型，地下連續墻、車站主體結構及上蓋建筑物均采取彈性實體模型，鋼筋混凝土內支撐采取beam單元，鋼支撐采取cable單元。

圖6 鵝掌坦站地質橫剖面圖

2. 3 計算工況

根據設計圖紙及勘察報告，結合現場施工情況，數值計算分為14個工況,如表2所示。

表2 數值計算工況

2. 4 現場監測與數值計算結果對比

圖7 地表沉降數據對比圖

本文在基坑端頭、中部以及尾部各選取部分測點的沉降值和支撐軸力的監測數據與計算結果進行對比驗證分析，如圖7～8所示。從圖7可以看出，計算結果與監測數據的吻合度較高，所有測點的相對誤差均不超過20%；從圖8混凝土支撐軸力對比來看，整體吻合度較好，僅測點Z12的相對誤差超過了20%，但考慮支撐軸力監測設備受天氣溫度等環境因素影響較大，故數值分析方法依然具有較好的可行性。

圖8 混凝土支撐軸力對比圖

2. 5 計算結果

2. 5. 1 位移空間效應

為了更好地表現基坑地表沉降及水平位移深度方向的分布規律，提取工況5的基坑標準段斷面1～3沉降橫向分布以及基坑中部水平位移云圖，具體如圖9～10所示。從圖9可以看出：距離基坑側邊緣10 m處有沉降槽出現，其中基坑東側最大沉降為11 mm，基坑西側最大沉降為12 mm；在基坑兩側1 m范圍內存在隆起現象，最大值為2 mm。從圖10可以看出，基坑整體均發生向開挖方向的位移，頂部及底部水平位移小，中下方位移大，整體呈現勺型，水平側移最大值為11.6 mm，小于《基坑工程技術規范》規定的一級基坑開挖水平位移允許值30 mm。

圖9 基坑標準段兩側沉降分布圖

圖10 基坑中部水平位移云圖

2. 5. 2 支撐軸力隨開挖步變化

基坑開挖過程中的內支撐軸力對基坑安全和變形控制至關重要。本文提取基坑加寬段斜撐軸力測點Z15、橫撐軸力測點Z14及基坑標準段軸力測點Z11、Z12、Z13的數據，如圖11所示。

圖11 支撐軸力隨開挖步變化圖

從圖11可以發現：支撐軸力隨著開挖的進行呈現先增大后減小的規律，第1道支撐軸力變化幅度小于第2道支撐；下部支撐軸力大于上部支撐軸力，且總體軸力值均未超過施工所布置的軸力預警值 9 800 kN。

3 上蓋物業對地鐵車站的影響效應預測

3. 1 計算模型參數

采用上述經過校驗的計算方法和參數，在鵝掌坦站原有模型的基礎上修建多層建筑物，以預測上蓋物業與車站的相互影響。結合上蓋物業規劃，確定其平面尺寸為25 m×35 m，高度為21 m，采用板加側墻、中隔墻的結構形式進行仿真，基礎采用1 m深的淺基礎，其剖面示意見圖12。

圖12 上蓋物業剖面示意圖

3. 2 地表沉降

上蓋物業的修建勢必會引起地表沉降，為了研究上蓋物業對地表沉降的影響規律，提取上蓋物業影響范圍內的沉降等值線，具體如圖13所示。

圖13 上蓋建筑物地表沉降等值線圖

從圖13可以看出，沉降具有明顯的不均勻性，上蓋物業沿基坑橫斷面方向的不均勻沉降較為明顯，車站上方的沉降很小(大部分小于5 mm)，靠近車站側沉降為5 mm，遠離車站側沉降為40 mm。根據《建筑物糾傾標準》規定的房屋傾斜值計算公式計算得到建筑物傾斜值為0.001,小于規范中的允許傾斜標準0.006。但上蓋物業沿基坑縱斷面方向呈現均勻沉降態勢，究其原因是車站結構剛度大及抵抗變形能力強，所以靠近基坑側沉降小；但是遠離基坑側的下方為天然土體，變形較大，由此造成兩側沉降不一致。所以在實際工程中，建議對遠離基坑側的地基進行強化處理，或采取合理的基礎形式來抑制不均勻沉降。基坑側的沉降較小，對周邊環境的位移影響不大，但在實際施工中尚應對車站的受力狀態進行關注，避免上蓋物業的附加荷載超過車站結構的承載能力。

3. 3 中柱受力

中柱作為車站承載體系的重要一環，其應力變化可以用來評價上蓋物業對車站受力的影響。提取車站中柱(柱號從南至北以1～16排列)的應力數據與未施作前的中柱應力值進行對比，見圖14。

圖14 上蓋物業對車站中柱應力影響曲線圖

從圖14可以看出，施作上蓋物業會造成中柱應力增加，最大增幅位于中柱12，為3.6 MPa，并于中柱12兩側應力逐漸遞減。施作上蓋物業后車站中柱軸力最大為6 280 kN，中柱極限承載力按不利的偏心受壓構件計算，其承載力為15 246 kN，故施作上蓋建筑物對車站結構影響不大。

4 結論

1) 構建了鵝掌坦站數值分析簡化模型，通過與現場多項實測數據對比分析，對計算模型、方法和參數的合理性進行了驗證，可為上蓋物業效應預測和類似工程提供技術支持。

2) 地表沉降最大值為20.5 mm，且在基坑兩側沉降呈槽型，沉降槽出現位置在基坑兩側0.5H(H為開挖深度)處附近。受支撐作用的影響，基坑頂部位移小，底部位移大，整體呈現“勺型”；最大位移為11 mm，位于2/3H處，沉降與水平側移均小于允許值。

3) 在基坑深度方向上，下層混凝土支撐軸力大于上層支撐；在基坑長邊方向上，支撐軸力則呈現中間大、兩邊小的態勢。

4) 上蓋物業在車站橫斷面方向上呈現明顯的不均勻沉降特性，建筑物傾斜值為0.001。實際施工時可對遠離車站側的土體進行加固處理；車站中柱所受荷載小于柱承載力，表明上蓋物業的附加荷載影響不大，車站主體結構處于安全狀態。