開挖過程及圍護結構對地鐵車站抗震性能的影響

張 然, 張鴻儒

(北京交通大學土木建筑工程學院,北京 100044)

0 引言

明挖地鐵車站的施工應用廣泛,近年來動力荷載帶來的問題為工程界提出了新的挑戰[1]。與其他開挖形式不同,明挖的設計與驗算需要特殊考慮,因為相對而言,明挖具有獨特的開挖工序[2]。明挖車站的抗震設計校核,需要考慮開挖步驟的土與結構相互作用,以及臨時支護的去除[3]。規范指出明挖車站使用階段的受力可認為是開挖階段受力的繼續。然而目前抗震驗算沒有考慮開挖過程。此外,地連墻是否作為永久結構來擔當地震承載構件也對抗震設計結果有影響。

考慮開挖過程較為復雜,對明挖地下結構的地震特性、災變機理的影響尚不明確。《地鐵設計規范》[4]建議考慮施工過程,因其對框架結構使用階段受力的影響較大,由此進行的配筋更為經濟。結構內力的最大計算值往往出現在施工過程中[4]。此外施工的二維模擬中應考慮臨時支護,降低結構變形,如水平支撐和錨桿,在基坑降水過程中可以影響土體向內側的變形[5]。關于土體本構模型的選擇,Hashash等[6]提出土和結構相互作用存在老化現象,結構設計需要考慮非彈性的本構關系。

圍護結構的形式和使用年限也會影響地鐵車站的抗震性能[4]。將地下連續墻和灌注樁等基坑圍護結構作為主體結構的一部分進行設計,符合可持續發展的要求。王姝[7]依據主體結構與圍護結構設計使用年限的區別,討論了墻體厚度折減對結構內力設計值的影響,并建議結合工程實際考慮圍護結構的模擬。應宏偉等[8]給出了圍護結構受開挖影響的鼓形變形規律和應力分布規律。杜修力等[9]通過數值模擬的方式對結構和場地進行密度折減,提出結構的慣性效應可以忽略,而場地的動力特性的對車站抗震設計有90%的影響。此外止水帷幕失效會導致長期使用中灌注樁承受的水壓力轉移到剪力墻上[10]。

綜上所述,尚無研究分析施工階段引起的土與結構相互作用形式的變化對結構地震響應的影響。存在關于基坑圍護結構作為永久結構的研究,但鮮有地震作用下,對施工階段應力繼承和圍護結構失效程度的分析。

本文針對鄭州市某使用灌注樁作為圍護結構的明挖地鐵車站進行抗震驗算,使用plaxis2d軟件進行土動力學研究。按規范[4]對使用地層-結構模型和荷載-結構模型計算得到的內力進行分析,來考慮開挖過程和圍護結構對地下結構抗震設計造成的影響。參考實際工程的構造措施,來得出開挖過程影響受震結構內力的因素及其大小。

1 車站結構

本文研究基于鄭州市某地鐵站的明挖結構抗震設計。車站為地下二層單柱雙跨矩形框架式結構。標準段車站寬度為23.3 m。底板埋深16.63 m。頂板厚0.8 m,中板厚0.4 m,底板厚0.9 m,側墻厚0.7 m,中柱截面0.8 m×1.2 m,縱向柱跨9.5 m。主體圍護結構采用用d800@1200鉆孔灌注樁,除柱采用C50 混凝土外,其余構件均采用C35 混凝土。梁、柱、墻、板受力縱筋采用HRB400,箍筋采用HPB300。標準段范圍主要構件截面相同,具體布置見圖1所示。

車站頂板覆土厚3.1 m。場地為中軟場地土,主要地層為砂質粉土、黏質粉土、粉質黏土。土層性質沿縱向分布變化不大。設計按最高地下水6 m埋深的全部浮力計。

根據安評報告,鄭州市該場地為7度抗震設防烈度,乙類設防分類,三級抗震等級。設計基本地震加速度值為0.15g。

2 數值分析模型

本文采用plaxis2D建模,模型如圖2所示。下文以按照規范設計的不考慮施工過程影響、沒有圍護結構、施工完成后一次加載的車站作為對照組,對關鍵截面結構內力進行分析。靜力計算的取標準邊界,動力計算取黏性吸收邊界。由于縱向尺寸和材料較為一致,將車站簡化成二層二跨平面框架模型。中柱沿縱向按照抗彎剛度等效折算成中隔墻。灌注樁折算成地連墻,用柔性板來模擬。

圖1 車站剖面圖Fig.1 Cross-section of underground station

圖2 Plaxis2D車站橫截面模型Fig.2 Underground structure model in Plaxis 2D

設置12步開挖工序。最后加上地震荷載計算結構的連續響應。本工程在開挖前進行坑外整體降水。由于開挖時地連墻兩側土層不水平,使用重力法加載地層應力。開挖步驟如下:

(1) 開挖第一層雜填土①1～-3.1 m,在1.5 m深處做混凝土支撐。(2)開挖第二層粉土②32～-9.9 m,并在8 m深處做第一道鋼支撐。(3)開挖第三層到地下14.1 m,并在13 m處做第二道鋼支撐。(4)開挖至地板,激活底板,下層側墻、中柱、防水層,施工荷載。(5)激活中板、頂板,上層側墻、中柱、防水層,施工荷載,回填。(6)施加活荷載。(7)根據需要鈍化地連墻。靜力計算結束。

計算中一方面要考慮開挖工序對設計的影響。車站施作圍護結構后,開挖與施作結構交替進行直至回填上覆土的過程中,受力的最不利階段往往不是結構完成后的使用階段。模擬中對于開挖工序和土與結構的相互作用的研究采用了兩種考慮方式:(1)考慮施工過程的分步開挖,施工結束后保留/折減灌注樁進行抗震驗算。(2)土層與結構同時激活,并進行抗震驗算。

另一方面要考慮臨時結構在其使用年限內對主體結構抗震性能的影響。由于水平支撐、鉆孔灌注樁、地連墻這類臨時結構和主體結構使用年限、材料與施工的設計原則差異較大,規范中要求結合具體情況進行設計。本文中鉆孔灌注樁受力形式與地連墻類似,將其等效成一定厚度地連墻[11-12],按照縱向間距進行抗彎強度折減,得到的地連墻厚度為494 mm。長期使用后的連續墻的強度性能發生退化,可以采取兩種折減方法,依規范折減剛度到70%與內襯共同承載[7],及厚度對半折減的方法[11]。

3 參數設置

明挖車站主要穿越粉土層。簡化的土層分布L1～L4如表1所列。靜力計算和抗震驗算中,巖土物理力學參數為分別使用靜力、動力參數,見表1,2所列。

表1 土層分布

表2 巖土體物理力學參數

圖3 硬化土模型本構Fig.3 Constitutive model of hardening soil

(1)

土的瑞利阻尼為α=β=0.01,車站板結構的α=0.232,β=0.008,結構的阻尼比相對較小可以不考慮[9]。土與支護的相互作用用plaxis中界面單元的摩擦系數Rinter=0.67來表示。

支護選取的材料性質如表3所列。其中鋼支撐和混凝土支撐選取錨桿模型,經過無預應力的計算,取開挖過程中各支撐的最大應力的一半施加到支撐上作為預應力,混凝土支撐和第一、二道鋼支撐分別取-145 kN,-175 kN,-130 kN的預應力。混凝土內支撐間距5 m,置于地面以下1.5 m處的冠梁上;鋼支撐間距3 m,兩端連接到地下8 m和13 m處的鉆孔灌注樁上。經過抗彎剛度折減的灌注樁假設為線彈性材料。

表3 車站開挖過程支撐材料性質

圍護結構的性質如下:考慮與土體的重力和剛度重疊,灌注樁的密度為5.4 kN/m3,彈性模量3.25×104MPa,泊松比0.15。車站的墻體由外側灌注樁和內側剪力墻構成的復合墻進行模擬[15]。地連墻是小應變體,在長期使用過程中,考慮灌注樁外的止水帷幕失效以及水壓力。

4 計算過程

現行建筑抗震設計規范(GB 50011-2010)中車站的承載能力極限狀態設計,按照荷載組合值中最不利的效應設計。本文的計算中只考慮恒荷載、活荷載和水平地震作用的組合,其疊加的共同作用如下:

S=γper×Sper+γliv×Sliv+γeqH×SeqH

(2)

式中:S為結構構件的地震作用效應與其它荷載效應的基本組合設計值;γper為重力荷載分項系數,取采用1.05;活荷載分項系數γliv,參考《建筑結構荷載規范》[16]靜力計算中組合值取1.2,動力計算中組合值取0.6;γeqH為水平地震作用分項系數,文中采用1.3。

車站結構承受永久荷載和可變荷載如表4所列。計算中不計混凝土收縮和徐變的影響。

4.1 靜力計算

靜力開挖過程plaxis用地層結構模型計算,用midas荷載結構模型進行驗證,其計算簡圖如圖4所示。

4.2 動力時程法

動力時程法可以描述土-結構系統的能量以及動力學響應。土的動彈性模量是彈性模量的10倍左右,通過本構模型可以描述系統的非線性性質,是最為成熟的數值計算方法[17]。地震波選取EL Centro波,經EERA反演后,從底部基巖處以強制位移的形式輸入。

地震波的選取和施加遵守建筑場地類別和設計地震分組。峰值加速度0.15g的某30 s地震波作用在結構上的加速度曲線如圖5所示。

表4 荷載取值

圖4 復合墻結構短/長期計算簡圖[15]Fig.4 Short/long-term calculation diagram of composite wall[15]

圖5 地下結構頂基巖輸入地震動時程曲線Fig.5 Time history curve of ground motion input from bedrock

5 結果分析

5.1 開挖方式的差異對靜、動力計算的影響

為了研究靜力計算開挖順序對于結構內力、變形,乃至后續地震響應的影響,分為兩種工況:分步開挖(13步)和不考慮開挖。靜力計算結束后,重置位移進行地震響應的分析。圖6和表5、6中列出靜力與地震荷載作用下開挖方式對結構內力計算的影響。

隨著開挖過程的進行,連續墻的最大彎矩逐漸增大,彎矩出現的位置逐漸下移。各個開挖步驟的最大彎矩(kN/m)、出現的深度(m)、對應的開挖步驟如下:(182.9,-6.3,開挖1);(602.3,-6.3,開挖2);(726.2,-10.2,開挖3);(777.9,-10.7,開挖4);(747.1,-10.7,底層);(761.4,-10.5,頂層);(753.4,-10.2,荷載)。由此可以看出,結構應力最大的時候對應的是開挖過程中支護結構尚未完成的時候,而不是長期使用過程。

圖7中為不考慮開挖的結構彎矩分布圖,地層結構模型的最大值出現在側墻底部為-1 504 kN/m,荷載結構模型相應位置處的彎矩值為-2 377 kN/m。不考慮開挖的荷載結構模型與地層結構模型相比,趨勢較為一致,大小偏大約58%,符合現有認識。

考慮開挖的靜力計算中,墻頂和墻底的應力相近,應力計算值是最小的。考慮分步開挖的計算模型中,側墻底部的內力計算變化最明顯,彎矩減小53%,剪力減小46%,此外其余部位較為一致。在底板中部由于分步開挖設置了預支護,導致開挖過程中的結構內力更大結構變形更小。

地震響應分析,不考慮開挖時結構上部彎矩設計值偏小31%,側墻和底板的設計偏于保守,偏大87%和64%。在頂中底板和下部側墻中,這一影響具有隨深度增加的變化趨勢,例如下部側墻的彎矩和剪力計算偏差由36%增加至122%。這是由于不考慮開挖相當于忽略了土體應力的逐步釋放,以及土與結構的錯動,引起土體塑性變形的分布與實際有出入,導致計算出的應力偏大。

分析支撐預加軸力的影響:根據支撐內最大軸力的50%確定預應力的大小,混凝土支護預應力設置為-145 kN/m,兩道鋼支撐為-175,130 kN/m。開挖結束后,沒有預應力的地連墻的最大彎矩為736.1 kN/m,84.2 mm,有預應力的地連墻的最大彎矩為777.9 kN/m,77.4 mm驗證了開挖過程內力增大5.6%,位移減小8%。預應力的施加可以確保基坑安全穩定,不必采取額外加固措施。

圖6 靜力作用下不同結構模型彎矩對比Fig.6 Comparison between bending moment of different structural models under static action

表5 靜力作用下開挖步驟對內力設計值的影響

5.2 圍護墻結構對靜力計算的影響

通過計算主體結構加0.5 m 厚圍護墻、剛度按60%折減的圍護墻、厚度按0.5倍折減的圍護墻、不考慮圍護墻四個模型進行計算分析,考察圍護墻對主體結構內力的影響程度。為了避免plaxis中網格改變對于計算結果的影響,另設置一組模型通過對墻體剛度折減進行對比。由圖8可知,從靜力計算結束時開挖區域左右30 m的范圍內土體都達到了塑性條件,驗證了軟土地層中應用硬化土模型的適用性。

表6 地震作用下開挖步驟對內力設計值的影響

圖7 不考慮開挖的地層結構模型與荷載結構模型彎矩分布圖Fig.7 Bending moment distribution of stratum structure model and load structure model without considering excavation

表7 支撐預應力對靜力計算彎矩設計值的影響(單位:kN/m)

圖8 開挖過程中土體塑性區域Fig.8 Plastic zone of soil during excavation

地層結構模型計算結果如圖6所示。其中第一幅圖對應地層結構模型開挖結束階段的靜力彎矩圖,最大值出現在底板與中柱的交點處,大小為1 691 kN/m;第二幅圖表示了對應地連墻失效后,最大值為1 611 kN/m。地連墻的存在與否對結構靜力計算的結果影響約為5%,可以忽略。彎矩圖形狀解釋為,中柱承受兩跨的荷載,兩邊的剪力墻承受半跨的荷載,因此中柱處可以取到最大彎矩。其余圖為地連墻上彎矩圖,與其他研究中考慮開挖的計算趨勢相符。

5.3 圍護墻的有無與剛度對動力計算的影響

通過平面模型,采用動力時程法對比有無圍護墻的內力包絡線,得到兩者內力分布的規律基本相同,見圖9、10,表8～10。地震作用下考慮施工過程的模型結構頂底板最大水平相對位移為91 mm,該變化趨勢符合實際,滿足規范要求。側墻作為車站內部主要抗圍護結構對于剪力的承擔有主要作用。

圖9 有(左)無(右)圍護結構車站彎矩圖Fig.9 Bending moment diagram of station with (left) and without (right) retaining structure

圖10 有(左)無(右)圍護結構車站剪力圖Fig.10 Shear force diagram of station with (left) and without (right) retaining structure

表8 圍護墻對結構彎矩抗震設計值的影響(單位:kN·m-1)

表9 圍護墻對結構剪力抗震設計值的影響(單位:kN)

表10 圍護墻對結構軸力設計值的影響(單位:kN)

表中彎矩和剪力的分布受有無圍護結構影響差距不明顯,但是由圖8可以看出不考慮圍護墻的局部結構彎矩設計偏高。側墻彎矩受圍護墻的影響較大,在下層側墻底部彎矩增大比例高達49.5%,頂中底板中部的彎矩變化均在10%左右。這一現象解釋為,有圍護結構的情況下,由于連續墻的彈性模量遠大于土的模量,且土體具有壓硬性和剪脹性,因此連續墻作為永久結構大大增加的土體的穩定性。連續墻的剛度折減對結構內力造成的影響不到1%,不能用于模擬地連墻使用年限。在plaxis計算結果輸出表格中可以看到柱的兩端正負最大彎矩的數值接近,這反映了地震過程中的中柱反復承受相反方向的彎矩變化,引發結構疲勞的過程。

整體而言,由于加入圍護墻之后車站所在區域的剛度變大,結構內力設計值較無連續墻模型略升高。換言之,地連墻的變形和支撐內力的大小是此消彼長的。極限狀態下,連續墻與土層的剛度相等,仍然得到較大的內力設計值,這與軟土的本構模型選取有關。由于將軟土考慮做硬化土模型而連續墻考慮成線彈性,只要有連續墻結構的存在,就會導致內力增大。柔度比R越小,土與結構的剛度相差的越小(土的剛度增大或連續墻剛度降低),結構的內力水平就越小[18]。

分析剪力,地連墻作為永久結構的剪力設計值整體變小。模型的結構的剪力設計值降低,變化最大的位置在上層側墻底部,達到67%,側墻其余位置受到影響在20%～61%之間。而頂中底板剪力的變化值不到3%。此外柱以承受軸力為主,而承擔的剪力變化程度不大。

圖11描述了地震作用下的結構位移時程變化。主體結構與圍護墻保持變形協調,地連墻作為永久結構時的結構位移更小。有地連墻的頂底板最大相對位移91 mm,沒有地連墻的為86 mm。考慮地連墻作為永久結構后,結構-土的柔度比和結構應力增大,不能忽略,與此同時結構的位移計算結果減小,結構更加安全符合實際。

圖11 開挖步驟對層間位移的影響Fig.11 Influence of excavation steps on interlayer displacement

6 結論

文中對比了不同開挖方式、不同地連墻剛度、以及支撐預加軸力對軟土層中二層二跨明挖地鐵內力設計值的影響。開挖過程和圍護結構對于結構總體的靜力比動力響應要小。得到地連墻作為永久結構的模型中土體的剛度和結構應力增大,與此同時結構的位移計算結果減小,結構安全更加符合實際。計算結果表明:

(1) 開挖過程對動力計算的結果影響大較。不考慮開挖時結構上部彎矩設計值偏小31%,側墻和底板的設計偏于保守,偏大87%和64%。在頂、中、底板和下部側墻中,這一影響具有隨深度增加的變化趨勢。不考慮開挖造成的下部側墻的剪力計算偏差由36%增加至122%。由于結構的內力最大的階段出現在開挖過程中,而并非出現在長期使用階段,因此長期使用和地震荷載作用下不考慮開挖會造成土與結構。

(2) 復合墻的剛度影響車站抗震性能。側墻作為主要抗側力構件,彎矩受圍護墻的影響較大,地震荷載作用下,下層側墻底部彎矩增大比例高達49.5%。頂、中、底板中部的彎矩變化均在10%左右。相反連續墻的剛度折減對結構內力造成的影響不足5%。總體趨勢是由于連續墻的存在增加土體剛度,增加結構內力水平,減小結構位移。提高了整體的抗震性能。

因此在該種軟土地層的抗震設計中需要考慮設計年限內的地連墻對結構彎矩設計的影響,對剪力墻底部、以及中柱的頂部和底部進行內力校核。

(3) 本文中結構的支護設置可以保證開挖過程的穩定性,在保證了結構承受靜力荷載的前提下,不必采取額外的加固措施。