雙跨無柱裝配式地鐵車站結構力學特性分析

宋 冉,張繼清,崔 濤,郭劍勇

(1.中國鐵路設計集團有限公司,天津 300251； 2.城市軌道交通數字化建設與測評技術國家工程實驗室,天津 300251)

1 概述

軌道交通地下區間采用裝配式的盾構技術已經較為成熟，但地鐵車站仍主要以明挖、蓋挖施工為主。傳統的明挖車站存在施工條件困難、工程量大、工期較長、施工質量難以保證等問題[1-3]。采用構件工廠化生產、現場智能拼裝的裝配式結構是軌道交通發展的重要方向，因此，需要以全新的思維思考地下車站設計，發揮裝配式地鐵車站在軌道交通結構中設計和施工的優勢，并對其可行性進行研究[4-5]。

國外已對預制裝配式技術在高速鐵路、地鐵隧道和各類市政管線中的應用進行了大量研究[6-9]，國內前期主要對半預制半裝配地下結構進行研究[10]。隨著裝配式預制技術的發展，目前已有不少學者對裝配式地鐵車站結構形式及受力特性開展研究工作。陶連金[11]采用ABAQUS軟件對長春地鐵袁家店裝配式地鐵車站在不同支撐方式下的結構整體受力和接頭變形情況進行計算研究；李向海[12]采用MIDAS軟件分別對拱形和矩形裝配式地鐵車站受力性能進行有限元分析計算，結果表明拱形結構車站受力性能更優；劉建洪[13]對雙層雙跨、雙層單跨地下車站框架結構進行設計方案的優化，采用數值模擬方法分析了上述2種結構在施工過程中的力學特性，并從裝配條件、施工便捷性、使用功能和經濟性等多方面進行了分析；鐘春玲[14]建立了裝配式地鐵車站節點有限元模型，研究車站結構節點在低周期反復荷載作用下的應力、應變變化規律和抗震性能；蘇會鋒[15]、李兆平[16]、楊秀仁[17]對全裝配式地鐵車站榫槽式接頭的抗彎承載能力分別進行了試驗研究，并對接頭尺寸、注漿范圍影響下的接頭抗彎剛度進行了數值模擬分析；丁鵬[18]以長春地鐵袁家店裝配式地鐵車站為例，采用有限元分析手段，對車站結構分塊進行閉腔優化，閉腔構造有效減輕了車站分塊的自重，且滿足結構的安全性和可靠性要求。

上述研究成果中，通過數值模擬和試驗研究手段對不同結構形式的裝配式地鐵車站受力性能進行了分析，結構形式大多與現澆車站相類似，對于如何更大程度地發揮裝配式結構的優勢，還需要進一步研究。在現有的研究基礎上，結合某工程實際需求，考慮結構、建筑、空間、軌道與管線等綜合因素，提出雙跨無柱裝配式地鐵車站結構方案，利用數值模擬方法，建立含縱、橫向連接接頭的多幅裝配式地鐵車站三維精細化有限元計算模型，分析車站整體及各接頭處的受力、變形結果，驗證結構安全性和穩定性。

2 裝配式地鐵車站結構方案

2.1 工程概況

某工程車站場地地勢較為平坦，地面高程2.88～4.08 m。地層主要為第四系人工填土層、第四系海陸交互相淤泥、第四系上更新統粉質黏土、中粗砂、硬塑狀砂質黏土及全～中風化巖。

地下水主要為孔隙潛水和上層滯水，其中砂層為主要含水層，富水性和透水性較好，其他為弱透水層。抗浮水位設置于地面。

車站為地下二層島式站臺，站臺寬度11 m，結構上部覆土3 m，標準段基坑深16.53 m。兩端盾構井與部分標準段為現澆結構，其余部分為預制裝配式結構。工程區域土體力學特性參數見表1。

表1 土體物理力學參數

2.2 結構方案

裝配式車站采用雙層島式無柱結構，主體結構標準段總寬度為20.1 m，高13.28 m。采用無柱方式需解決結構大跨受力問題，結構設計綜合考慮空間利用、減輕結構分塊自重和結構使用便利等因素。

車站結構橫斷面分為6塊，如圖1所示。

圖1 裝配式地鐵車站結構橫斷面(單位：mm)

底板中部與站臺板組成一體化箱梁結構，兩側與整體道床組合為一體結構。底板A塊和底角板B塊之間設置凹凸榫，接頭通過螺栓連接。中板采用魚腹形式的空間結構，利用結構空腔設置風道。側墻C塊和中板D塊通過牛腿連接，牛腿插入錨栓實現連接。頂板采用中空的“T”形拱形結構，并在拱腳外側空間設置結構風道。頂角板E塊和頂板F塊通過榫槽和螺栓連接。側墻C塊和底角板B塊、頂角板E塊均通過凹凸榫和預應力鋼棒連接。預制裝配段縱向幅寬1.5 m，縱向2幅之間通過凹凸榫和精軋螺紋鋼連接。

車站各分塊的施工安裝順序為：A塊與B塊→B塊與C塊→C塊與D塊→C塊與E塊→E塊與F塊，橫向成幅后進行下一幅的拼裝，并采用精扎螺紋鋼進行幅間縱向連接。安裝過程中應嚴格控制各分塊的安裝精度，底板基礎在墊層中設置槽鋼軌道，精度控制在±2 mm；構件底部預安裝定位角鋼，使其縱向平移過程中的橫向偏差控制在±5 mm；底板構件在首環端部設置定位架作為基準，保證底板構件的縱向位置精確；待安裝構件精準就位于安裝臺車，臺車軌道定位要精確。

3 有限元計算模型建立

由于該裝配式地鐵車站結構形式較復雜，且存在樓扶梯開洞位置受力情況不明確的問題，為全面地模擬車站整體的受力和變形情況，采用大型通用有限元軟件ABAQUS，對裝配式車站的整體剛度、強度和穩定性進行分析計算。

3.1 計算條件和荷載

裝配式車站主體結構均采用C50混凝土，主體結構橫斷面各分塊間采用3根8.8級螺栓進行連接，螺栓尺寸φ30 mm；側墻上、下及縱向凹凸榫間采用φ32 mm的PSB830鋼棒連接。車站結構材料的物理力學參數見表2。

表2 材料物理力學參數

圖2 結構計算荷載

圖2為此次計算的荷載模式和計算得到的荷載值，結構重要性系數取1.1，基本組合下永久荷載分項系數為1.35、可變荷載為1.5；標準組合下永久荷載分項系數為1.0、可變荷載為1.0。

分別采用水平線彈簧和豎向線彈簧模擬地層對結構的水平位移和底板垂直位移的約束作用。結構底部豎向線彈簧僅承受壓力，側墻部分水平線彈簧僅承受壓力。基坑底土層基床系數取44 MPa/m；側墻處土層水平基床系數取30 MPa/m。

3.2 計算模型

基于CAD-CAE集成技術，采用精細化建模方法，建立能夠反映裝配式地鐵車站工程主要結構特征的有限元“荷載-結構”數值模型。結構受力和變形分析計算采用三維精細化有限元模型，如圖3所示。模型縱向共計16幅(長24 m)，中板樓扶梯開洞及底板扶梯基坑位于第7～12幅處。采用本構模型包括彈性模型(模擬混凝土材料)、經典金屬彈塑性本構模型(Classical metal plastic model)(模擬螺栓、預應力鋼棒等金屬材料)。主體結構各分塊混凝土均采用實體應力/位移單元C3D8R模擬，橫斷面分塊間采用螺栓連接，每個接頭處單幅縱向布置3根螺栓，側墻連接使用預應力鋼棒，負一層為2根，負二層為3根，螺栓和預應力鋼棒采用桿單元(T3D2單元)模擬。分塊間的連接關系，采用“面-面接觸”模型，切向為滑動摩擦，法向為硬接觸關系。連接構件如螺栓、預應力鋼棒可通過施加溫度場的方式模擬預應力[19]，并通過嵌入接觸關系模擬其與混凝土的相互作用關系。有限元模型共有節點145 582個，實體單元96 262個，線單元704個。

圖3 三維精細化有限元模型

計算模型坐標系為笛卡爾坐標系，x向沿車站橫向方向，y向為豎直方向，豎直向上為正，z向沿車站縱向方向，符合右手螺旋定則。

4 計算結果分析

對結構使用階段的變形模式(整體變形和接頭處局部變形)、連接螺栓和預應力鋼棒的應力、典型斷面的內力進行分析，從而判定裝配式地鐵車站使用階段的整體剛度、強度和穩定性。

4.1 結構變形結果分析

圖4和圖5分別為車站結構整體和各接頭處的變形云圖。車站結構以豎向變形為主，表現為頂板和中板向下變形，底板稍有隆起。水平變形整體較小，主要發生在負一層和負二層側墻部位，表現為側向內鼓。

圖4 車站結構整體變形云圖(單位：m)

圖5 標準斷面接頭變形云圖(單位：m)

表3和表4分別總結了結構的整體變形和接頭處變形。

撓度控制值按照GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》3.4.3中的規定，按照l0/300計算，其中l0為板的計算跨度。

表3 車站結構整體變形結果 mm

表4 接頭連接處變形結果 mm

由表3和表4可知：車站頂板和中板的變形較大，最大變形值為13 mm左右，滿足撓度和變形要求；各接頭連接處的張開量和錯臺量均小于1 mm，接頭變形量小，說明了該方案下裝配式車站接頭連接具備有效性。

4.2 結構受力結果分析

(1)主體結構混凝土受力分析

圖6 主體結構混凝土應力云圖(單位：Pa)

圖6為裝配式地鐵車站主體結構混凝土應力分布云圖。由圖6可知，主體結構混凝土應力分布在25.62 MPa之內，最大應力出現在頂板與側墻過渡段，主要是由于結構斷面形式變化和網格質量引起應力集中，其余位置混凝土應力均未超過C50混凝土的抗壓強度設計值23.1 MPa。

(2)連接接頭受力分析

表5給出了接頭螺栓及側墻預應力鋼棒的受力結果。

表5 接頭螺栓及側墻預應力鋼棒受力結果

螺栓的初始預拉力設定為100 kN。側墻E塊側墻位置與頂板風道接頭處螺栓最大拉應力為418.9 MPa，為屈服應力640 MPa的65.5%；其他部位連接螺栓最大拉應力為202.6 MPa，等效拉力為143.2 kN。單根螺栓屈服拉力為452.4 kN，為屈服拉力的31.7%。

預應力鋼棒的初始預拉力設定為300 kN。負二層側墻預應力鋼棒的最大拉應力為387.9 MPa，等效拉力為311.9 kN。單根預應力鋼棒的屈服拉力為630 kN，為屈服拉力的49.50%。負一層側墻預應力鋼棒的最大拉應力為389.0 MPa，等效拉力為312.8 kN。單根預應力鋼棒的屈服拉力為630 kN，為屈服拉力的49.64%。

(3)典型截面內力分析

圖7為內力分析的典型截面示意。各典型界面的內力值見表6。

圖7 內力分析典型截面示意

表6 典型截面內力計算結果

由表6可知，裝配式車站結構底板跨中為整個車站橫斷面內力最不利截面，根據GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》6.2條計算得到底板跨中截面在承受1 253 kN軸力時的極限彎矩為8 340 kN·m，底板彎矩小于極限彎矩。其余截面經驗算，內力均滿足承載能力要求。因此，裝配式車站結構受力滿足截面承載能力要求，底板跨中采用箱形結構在減輕自重的情況下可承擔較大的內力。內力計算結果可用于指導結構配筋計算。

4.3 車站整體及局部抗浮驗算

對于裝配式地下車站結構，由于接頭的存在，需考慮車站的整體抗浮能力和底板接頭局部抗浮能力[20-21]。

根據前述條件及計算結果，得到單幅車站的結構自重為2 491.2 kN，結構覆土1 809 kN，水浮力4 974.7 kN，圍護結構自重1 230 kN，樁側極限抗拔力標準值和特征值分別為3 350.25 kN和1 675.13 kN，考慮地連墻自重和樁側阻力參與抗浮，抗浮安全系數為1.448，大于1.15，由此判斷，車站整體滿足抗浮要求。在整體抗浮滿足要求的條件下，底板A塊與B塊之間的縱向錯臺量僅為0.338 mm，滿足局部抗浮的要求。

5 結論

依托某工程地下二層島式車站，設計了雙跨無柱裝配式地鐵車站結構，車站橫分塊間采用“凹凸榫+預應力鋼棒”連接，縱向幅間采用“凹凸榫+精軋螺紋鋼”連接。借助三維有限元計算軟件，對車站結構的整體及局部接頭變形、受力情況進行了分析研究，得到如下結論。

(1)裝配式地鐵車站結構表現為“豎向整體向下、水平內鼓”的變形模式，最大水平位移位于樓扶梯斷面側墻—頂板相交處，為3.38 mm，最大豎向位移出現在頂板跨中，為13.75 mm。頂板和中板撓度均小于控制值，說明空心結構頂板和魚腹梁結構中板的形式可有效地減輕自重，保證車站結構滿足變形控制要求。

(2)車站結構橫斷面各分塊間接頭均發生一定程度的張開或錯臺，最大張開量為0.95 mm，位于側墻(C塊)與中板連接處；最大錯臺量為0.93 mm，位于側墻與底板連接處，各分塊間張開量和錯臺量均小于1 mm。接頭變形整體較小，可保證接頭防水的有效性，在滿足車站整體抗浮穩定性的前提下，底板接縫變形很小，保證了分塊間的局部抗浮能力。

(3)車站主體結構混凝土除局部存在應力集中外，均滿足混凝土抗壓強度設計值要求。接頭連接處螺栓最大應力為418.9 MPa，負一層和負二層側墻預應力鋼棒最大應力為389.0 MPa，螺栓和鋼棒受力均小于屈服應力。車站結構整體受力滿足材料強度要求，底板采用箱形結構在減輕自重的情況下可承擔較大的內力，結構受力可靠。

該裝配式地鐵車站結構形式能夠滿足變形控制要求，結構混凝土和連接鋼筋滿足強度要求，結構整體和局部均能保證穩定，整體受力分析結果可靠。