地下水位及開洞范圍對地鐵車站抗浮影響研究

代文超，石鈺鋒，，陳昭陽，胡紹伶，方 燾，陳小羊，占宇飛

（1.華東交通大學江西省巖土工程基礎設施安全與控制重點實驗室，江西 南昌 330013；2.華東交通大學江西建筑設計院有限公司，江西 南昌 330013；3.中建七局交通建設有限公司，河南 鄭州 450004）

相關學者利用不同手段對于地下結構抗浮結構設計、監測以及控制措施開展了大量研究。曹洪等[1]對于臨江二元地層，提出了一種更加合理實用的簡化算法用于抗浮設計；張在明等[2]利用現場測試等方法對場區內的地下水進行分析，對于工程抗浮問題，提出孔隙水壓力的分布特征較于傳統方法更具有可靠性；鄭偉國[3]提出可以將達到地下室入口地面標高的水位作為極限水位，以此對車站結構進行保守性抗浮分析；李廣濤[4]以實際工程為依托，采用數值模擬方法，最終確定了合理的抗浮設計方案，為地下空間結構的抗浮設計提供參考；馬榮等[5]認為圍護結構與內襯墻通過冠梁連接成整體能夠增加車站整體剛度，最大限度利用圍護結構參與車站結構抗浮設計；陳昭陽等[6]利用數值模擬及相關抗浮公式，對某超深基坑在高水位下進行抗浮驗算，并提出圍護結構底部所在地層的滲透系數對于圍護結構上浮影響最大；牛斌等[7]提出車站頂板及附屬底板應設置在洪水最大沖刷線以下，不僅利于車站抗浮設計，更能減小行洪區對車站結構的不利影響；王露[8]以實際工程為背景，通過現場測試、室內試驗、數值手段與理論研究相結合的方法對于地鐵車站底板處于特殊巖層中所受浮力及折減系數進行系統性研究；陳夏輝[9]采用修正改進阻力系數法與有限元法確定地下結構抗浮水位值，以此設置合理的抗浮加固方案。

地下結構工程中常用的抗浮措施有配重、摩擦樁、錨固、擴底樁、降水、隔滲帷幕抗浮[10-12]等。本文僅考慮地鐵車站主體結構自重作用下抗浮效果。對某地鐵車站在增設鋪軌基地后依靠自重抗浮進行計算，采用理論及數值計算手段分析依托工程水位變化后的抗浮穩定性，以期為抗浮措施決策提供依據，供類似工程提供借鑒。

1 工程概況

某車站整體長484.9 m，為13 m 島式站臺，車站形式為地下兩層兩柱三跨矩形框架結構，采用明挖法施工；車站中部范圍存在橋梁及河道，河道上穿結構頂板，寬約28 m，深約3 m，河道內常年有水，平面分布如圖1，2～9 為主體結構斷面編號。車站標準段寬21.8 m，頂板覆土約4.0 m。兩端均接盾構區間，大小里程端均為雙線盾構始發。

圖1 位置示意圖（單位：m）Fig.1 Position sketch map（Unit：m）

上覆地層主要為第四系人工填土、含有機質粉質黏土、粉質黏土，下伏基巖為全～微風化安山巖、強風化粉砂巖，詳見圖2。地下水類型主要為第四系潛水和基巖裂隙水，地下水徑流深度較大，徑流方向復雜。

圖2 標準橫斷面圖（單位：mm）Fig.2 Standard cross section map（Unit：mm）

原設計方案并未設置軌排井，為加快整條線路的施工進度，變更后設計方案為在其即將建成的長大車站處增設鋪軌基地，尺寸為長37.8 m，寬16.1 m，該范圍內不能進行覆土回填。為保障鋪軌作業，封堵了部分降水井，為保證車站主體結構安全，需對地下水位上升時車站抗浮進行計算。

2 數值分析

2.1 模型建立

為計算考慮空間效應影響下地鐵車站主體結構抗浮驗算結果，采用Plaxis 3D 軟件建立三維有限元模型，對地鐵車站主體結構原設計工況及變更后工況（設置軌排井）分別進行驗算，為消除模型邊界效應，取模型尺寸為車站整體尺寸的3 倍，即X 方向為1 500 m，Y 方向為200 m，Z 方向為80 m。數值模型中，約束模型底部、側面、河道岸邊土體、軌排井處及兩端盾構區域土體法向位移，采用潛水位進行計算分析。

模型計算時，車站主體結構僅考慮梁、板、柱、河道處抗浮板、軌排井處混凝土擋墻和上覆土層的重量，忽略腋角、中板裝修層、臨時堆載、設備荷載等重量。梁、板、柱分別采用梁單元、板單元、樁單元模擬，圍護結構采用位移邊界模擬。

2.2 本構模型及參數選取

鋼筋混凝土重度，彈性模量及泊松比分別取值為25 kN/m3，3.45×104MPa，0.2。不計主體結構側面與地層之間的摩擦力，在接觸面之間設置界面單元。

由于本模型僅計算車站主體結構在地下水中的抗浮能力，即僅考慮主體結構在地下水影響下的豎向位移及受力情況。且實際工程中，車站主體結構周圍設置圍護樁及旋噴樁，車站主體結構側面與地層不相接觸。對地層進行簡化處理，根據地勘報告相關設計資料，綜合考慮多種因素，本次計算選取3.5 m 作為設計水位，并設置不同深度土層的滲透系數。模型中的圍護結構、車站梁-柱以及車站樓板結構采用線彈性本構，土體采用摩爾庫倫本構。模擬所選參數見表1 所示。

表1 土層參數Tab.1 Soil layer parameters

2.3 模擬過程及工況

根據現場施工情況將車站主體結構的關鍵過程進行分步模擬，根據實際施工的過程，通過設定網格的生死單元來模擬施工，具體模型施工計算過程如下：

Step 1 對模型整體進行地應力平衡；

Step 2 位移清零并施做圍護結構；

Step 3 基坑開挖并計算平衡；

Step 4 位移清零并施做主體結構；

Step 5 添加上覆土層并計算平衡；

Step 6 進行位移清零；

Step 7 按設計水位3.5 m 設置水位。

為驗算增設軌排井對車站主體結構抗浮產生的影響，于Step 4 處分兩種情況計算分析：①原設計方案計算分析；②變更后方案計算分析。

2.4 模擬結果分析

2.4.1 底板縱向彎矩分析

由于結構底板跨度較大，且內力變化差異主要集中在軌排井附近，為進一步詳細分析底板結構內力變化差異，選取38～46 軸號結構底板結構區域進行分析，如圖3 所示。未設置軌排井工況下，縱向底板主要承受負彎矩，彎矩值相對均勻分布，無明顯突變區域；增設軌排井后，車站底板軌排井附近彎矩發生了較大突變，其中40 軸號，41 軸號和44 軸號彎矩突變較為明顯，最大彎矩值分別增加至534.8，610.5 kN·m，較之前工況增加幅度分別為4.19 倍和6.96 倍，而在軌排井兩側區域出現最大負彎矩。總體上彎矩值較原設計工況明顯增大，安全富余量顯著降低，使得縱向底板可能會發生較大變形。

圖3 原設計與變更后底板彎矩對比曲線圖Fig.3 Comparison curve of the bending moment of the original design and the changed baseplate

2.4.2 邊墻縱向軸力分析

如圖4 所示原設計與變更后邊墻縱向軸力對比曲線圖，未設置軌排井工況下，邊墻縱向軸力值整體分布較為均勻，整體呈現受拉狀態；設置軌排井后，軸力值變化較大，變化范圍整體呈現“弓”形，主要集中于30～52 軸號之間。其中，在軌排井所在范圍內軸力值大幅減小，在43 軸號軸力值最小，最小值為-526.2 kN，較原設計工況減小幅度為23.1%。在30～40 軸號和45～52 軸號之間，軸力逐漸增大。軸力最大值分別為-893，-912.8 kN，較原設計工況軸力最大值分別增加9.1%、11.5%。縱向側墻軌排井范圍受拉力不均勻可能對結構產生不利影響。

圖4 原設計與變更后邊墻縱向軸力對比曲線圖Fig.4 Comparison curve of the longitudinal axial force of the original design and the wall after the change

2.4.3 底板上浮量分析

如圖5 所示，未設置軌排井工況，車站主體結構最大上浮量為4.3 mm，在上覆土及自重作用下未超出預警值；在不采取任何抗浮措施情況下，增設軌排井后，相較于之前未設置軌排井工況，車站結構上浮變形量顯著增加。其中對軌排井處主體結構上浮量影響最大，軌排井附近上浮量增長可近似看成線性關系，增長率約為25%，所以增設軌排井后針對其各部分受到的上浮影響不同，在采取抗浮措施時應區別考慮進行抗浮設計參數優化。

2.4.4 三維數值結果與現場實測驗證

為了驗證本文模擬結果的可靠性，對變更后車站主體結構上浮量計算值與現場實測值進行對比，如圖5 所示。由圖5 可見，計算曲線與實測曲線變形趨勢基本吻合，軌排井處主體結構最大上浮量基本相等，其中由于數值模擬中未考慮腋角、中板裝修層、臨時堆載、設備荷載等重量，故軌排井兩側車站底板中線上浮量值大于現場實測值。總體而言，模擬結果能夠反映設置軌排井后車站主體結構的受力變形特性。

3 力學驗算

根據 《建筑地基基礎設計規范》（GB 50007—2011）相關規定，對于簡單的浮力作用情況，基礎抗浮穩定性應符合下式要求

式中：Gk為建筑物自重及壓重之和，kN；Nw，k為浮力作用值，kN；Kw為抗浮穩定安全系數，結構設計應按最不利情況進行抗浮穩定性驗算。不計地層側摩阻力時抗浮安全系數不應小于1.05；當抗浮安全系數計入地層側摩阻力時，可采用1.10～1.15。

根據既有圖紙及參數按地下水位標高為3.5 m時，選取主體結構斷面2-2、3-3、4-4、5-5、6-6、7-7、8-8、9-9 以及軌排井斷面（圖1），按每延米進行原設計工況和變更后工況的抗浮驗算。水位以下取浮密度為1 t/m3，以上取天然密度為2 t/m3；頂板、中板及底板尺寸均按圖紙計算；結構自重包括車站主體結構自重、圍護結構自重、壓頂梁自重及頂板上覆土自重梁附加且均未計入隔墻、吊頂、軌頂風道等重量；各斷面進行抗浮安全系數計算時，不計圍護結構側摩阻力。

由表2 知，原設計工況中各斷面抗浮安全系數均大于規范值1.05，滿足規范要求；變更后工況中，僅軌排井斷面抗浮安全系數發生改變，其斷面自重減小導致軌排井斷面處的抗浮安全系數減小為0.710，小于規范值1.05，印證上述三維有限元模型分析結果，因此對于軌排井位置需有一定的抗浮措施，以確保結構的安全可靠。

表2 各斷面安全系數匯總表Tab.2 Summary of safety factors for each section

4 開洞尺寸影響抗浮分析

為探明該地鐵車站開洞范圍影響主體結構上浮量的安全范圍，選取受影響最大的結構底板下表面作為對象，沿車站線路方向中心線及基底土體中心線進行有限元結果分析。擬選取6 種工況（詳見表3），研究結構厚板上開洞范圍對主體結構上浮的影響。

表3 工況表Tab.3 Test cases

如圖6 所示為不同開洞范圍主體結構上浮曲線，隨著開洞范圍逐漸增大，車站主體結構上浮量及其上浮突變范圍均在逐漸增大，進而導致車站主體結構整體上浮量增大。僅考慮開洞尺寸大小的情況下，車站主體結構上浮量有明顯差異。上浮量由開洞位置向兩邊逐漸減小，其中最大上浮量都出現在開洞位置中心處，當縱向開洞長度30 m 時，最大值約為56.29 mm，當縱向開洞長度5 m 時，最大值約為16.98 mm，前者約為后者的3 倍，這說明不同開洞范圍對車站主體結構最上浮量有較大的影響。

圖6 不同開洞范圍主體結構上浮曲線Fig.6 Floating curve of the main structure of different opening ranges

由圖7 不同開洞范圍最大上浮量曲線可知，開洞范圍對車站主體結構上浮量影響較大，縱向開洞長度10 m 時，最大上浮量較前一工況增加3.61 mm增加了21.27%；縱向開洞長度15 m 時，最大上浮量較前一工況增加4.74 mm，增加了23.01%；縱向開洞長度20 m 時，最大上浮量較前一工況增加6.51 mm，增加了25.74%；縱向開洞長度25 m 時，最大上浮量較前一工況增加9.54 mm，增加了29.97%；縱向開洞長度30 m 時，最大上浮量較前一工況增加14.96 mm，增加了36.2%，可以看出最大上浮量增長率隨開洞范圍的增大而逐漸加快。

圖7 不同開洞范圍最大上浮量曲線Fig.7 Maximum floating curve of different opening ranges

綜上所述，開洞范圍對車站主體結構上浮量影響較大，上浮量隨開洞范圍的增大而增大，且最大上浮量與開洞范圍呈現非線性增長關系，不能通過簡單的累加計算的方式計算其上浮量。針對不同開洞范圍的軌排井、盾構井以及其余特殊設備井時，應采取不同措施抑制車站主體結構上浮。

5 結論

1）變更工況后，車站底板縱向及橫向均滿足抗彎承載力要求，但其局部縱向彎矩增大，安全富余量顯著降低；對于邊墻而言，受力較為復雜，總體上軸力增大明顯，安全富余量也隨之降低。

2）原設計工況中，車站主體結構最大上浮量為4.3 mm，在上覆土及自重作用下未超出預警值；在不采取任何抗浮措施情況下，增設軌排井后，相較于之前未設置軌排井工況，車站結構上浮變形量顯著增加。針對其各部分受到的上浮影響不同，在采取抗浮措施時可區別考慮以此進行抗浮設計。

3）地鐵車站厚板開洞范圍對車站主體結構上浮量影響較大，最大上浮量與開洞范圍呈現非線性增長關系。針對軌排井、盾構井以及特殊設備井等不同開洞范圍時，應采取不同措施防止主體結構上浮。