考虑既有地下连续墙影响的地铁车站外墙优化设计

2018-04-27雨周钢蒋俊杰

城市轨道交通研究 2018年3期

王雨周钢蒋俊杰

（1.北京市建筑设计研究院有限公司，100045，北京；2.Thornton Tomasetti Inc.，100004，北京∥第一作者，工程师）

在民用建筑领域，将基坑围护结构与主体地下结构相结合的“桩墙合一”、“两墙合一”技术已得到了初步应用并获得了良好效果［1］。在地铁车站结构设计中，通常直接建立土与结构相互作用的荷载-结构模型进行包络设计，忽略地下连续墙等围护结构的作用，而仅将其作为安全储备。

随着地铁的发展，换乘车站越来越多，明挖基坑的开挖深度也相应增加。地下连续墙结构因工程施工对环境影响小，刚度大、整体性好、安全性高、支护结构变形较小，及抗渗性能良好等优点，被越来越多地用作车站主体基坑的围护结构［2］。由于基坑开挖深度越来越大，为保证基坑本体安全，也为满足对周边环境变形的控制要求，地下连续墙的厚度逐渐增加（一般为 800 mm、1 000 mm、1 200 mm），混凝土强度等级也逐渐提高（现多采用C30、C35等）。

当地下连续墙刚度较大按永久结构设计时，应考虑正常使用阶段地下连续墙与主体结构外墙的共同作用，可对地铁车站主体结构进行优化。这样的设计可有效提高材料利用率，减少相应主体结构投资，节约资源。

1 案例车站工程概况

现以北京某地下三层岛式换乘车站为例进行优化分析。案例车站为双柱三跨混凝土结构，其施工方法采用明挖。有效站台中心处车站顶板覆土厚度为4.47 m，底板埋深约为26.87 m。标准段总宽23.10 m，总高22.40 m；车站总长185.25 m，岛式站台宽度为14.00 m，有效站台长118.00 m。车站主体结构采用C40混凝土，HRB 400级钢筋。

明挖基坑标准段开挖深度约为27.07 m，盾构段开挖深度约为27.98 m。开挖深度内土层主要有第②层粉质黏土，第②2层粉土，第③4层中细砂，第③6层卵石，第④层粉质黏土，第④2层粉土，第④3层粉细砂，第⑤层卵石，第⑤2层中细砂，第⑤4层粉质黏土。基底位于第⑥层粉质黏土及第⑥2层粉土中。

车站基坑工程采用800 mm厚地下连续墙围护结构+内支撑的围护形式。内支撑采用钢支撑，共设置5道钢支撑及+1道倒撑。地下连续墙采用抗渗等级为P8的C35水下混凝土及HRB400级钢筋。

车站3层主体结构原设计均采用800 mm厚C40混凝土外墙。现将既有地下连续墙与车站外墙“水平向结合”“两墙合一”，使地下连续墙与车站外墙成为共同受力体系。在近期正常使用阶段，静止土压力和水压力直接作用于地下连续墙；在远期正常使用阶段，水压力作用于车站外墙结构，静止土压力作用于地下连续墙，并通过地下连续墙-车站外墙体系传递给车站地下室外墙。

经分析，抗震组合荷载不起控制作用，故优化设计中按承载力使用极限状态、正常使用极限状态及人防荷载组合状态等3种情况进行包络。地面超载及人防荷载中的水平荷载作用于地下连续墙，竖向荷载作用于车站结构顶板及底板。

2 仿真模拟

本文采用SAP2000软件建立了包含地下连续墙及车站结构的板墙二维有限元模型。其中，框架柱按等刚度原则折算为每延米的杆件，在顶板两侧根据抗浮验算设置结构压顶；车站结构与地下连续墙及压顶之间采用只压型刚性链杆连接；以GAP单元模拟土弹簧作用，以LINEAR单元模拟地下连续墙及车站外墙间的相互作用。考虑地下连续墙及不考虑地下连续墙的计算模型分别如图1及图2所示。按是否考虑地下连续墙刚度进行优化设计，分析了地下连续墙刚度对车站外墙内力及配筋率的影响，并对车站结构进行优化设计。

图1 考虑地下连续墙的计算模型

图2 不考虑地下连续墙的计算模型

2.1 地下连续墙刚度对车站外墙内力的影响

为分析地下连续墙对车站外墙内力的影响，按车站外墙厚度分别为600 mm、700 mm、800 mm及900 mm等4种情况，分析顶板、2层中板及底板的墙支座（边跨支座）、梁支座（中跨支座）、边跨跨中及中跨跨中，以及3层外墙的上端支座、跨中及下端支座等几个控制界面。由于正常使用极限状态与承载力极限状态下的内力存在相关性，故内力影响分析只考虑承载力极限状态（以下简称“基本组合”）和人防荷载组合状态（以下简称“人防组合”）的弯矩。

未考虑地下连续墙刚度的外墙弯矩为M0，考虑地下连续墙刚度后的外墙弯矩为M0+ΔM，则弯矩变化率（ΔM/M0）如图3所示。由图3可见，弯矩变化率有如下特点：

图3 外墙弯矩变化率

（1）在顶板支座处，在不同墙厚、不同工况中外墙弯矩变化率并未显著减小，反而有小幅度（约2%）的增加，且人防组合的弯矩增加较基本组合更明显。

（2）在顶板支座处，基本组合的外墙弯矩增长率随墙厚增加而增加，人防组合的外墙弯矩增长率随墙厚增加而减小。

（3）在底板支座处，外墙弯矩有一定幅度的减小，基本组合的外墙弯矩变化率高于人防组合，且变化率随外墙厚度增加而减小。

（4）其他位置的外墙弯矩减小幅度显著高于顶板及底板支座处。

（5）在顶板及底板支座处，人防组合的外墙弯矩变化率小于基本组合；在其他位置，基本组合的外墙弯矩变化率小于人防组合。

顶板及底板的弯矩变化率（如图4所示）有以下特点：

图4 顶板及底板弯矩变化率

（1）由于地下连续墙的作用，顶板墙支座处弯矩不降反升，且人防组合的弯矩变化率大于基本组合，与外墙顶板支座处变化规律一致。

（2）在人防组合与基本组合中，顶板墙支座处弯矩变化率均随墙厚增加而减小。

（3）在基本组合下，底板墙支座处的弯矩均有一定幅度减小，且弯矩变化率均随墙厚增加而减小；在人防组合下除600 mm厚的外墙外，其他外墙的弯矩均小幅增加。

（4）在考虑了地下连续墙刚度影响后，顶板中跨支座及底板边跨跨中处的弯矩增加，且增加幅度随结构厚度的增加而减小。

（5）地下连续墙刚度对顶板边跨跨中、顶板中跨跨中、底板中跨支座及顶板中跨跨中等处弯矩的影响较小。

由于地下连续墙刚度的影响，中板弯矩变化率（如图5所示）有以下特点：

（1）B1层边跨支座在基本组合及人防组合组合下，弯矩均呈现减小，且变化率随外墙厚度增加而减小。

图5 中板弯矩变化率

（2）B2层中跨跨中处的弯矩变化很小，可忽略。

（3）B1层与B2层中板其他位置的弯矩均有增大的可能。

2.2 地下连续墙刚度对车站配筋率的影响

在车站外墙的配筋设计中，正常使用极限状况按迎土面结构裂缝不大于0.2 mm、背土面结构裂缝不大于0.3 mm的要求来控制。

当以裂缝控制作为配筋设计考虑因素时，随着埋深加大，各层外墙受到的水平侧力差别也增大，从而导致外墙各处弯、压状态程度不同。因此，应将外墙分别按纯弯构件和压弯构件两种情况考虑。

当车站外墙按纯弯构件计算时，如考虑地下连续墙刚度的影响，则车站外墙配筋率变化（见图6）呈如下特点：

（1）顶板与底板支座处的配筋率变化较小，对墙厚仍起控制作用。

（2）当外墙厚度与地下连续墙厚度（800 mm）接近时，顶板支座处的配筋率呈小幅上升。

（3）B1层跨中处弯矩本来就较小，因此在地下连续墙刚度影响下虽该处弯矩大幅减小，也仍按照最小配筋率配筋，其配筋率变化为0。

（4）车站外墙厚度越大，地下连续墙对实际配筋率的优化影响越小。

图6 外墙按纯弯构件计算的配筋率变化

（5）除顶板与底板支座处，考虑地下连续墙刚度后，车站外墙在迎土面的配筋率减小大于背土面一侧。

当车站外墙按照压弯构件计算时，考虑地下连续墙刚度的影响，车站外墙的实际配筋率变化（见表1）呈如下特点：

（1）地下连续墙刚度的变化趋势与纯弯构件配筋率的变化趋势基本一致，考虑压力的有利影响时，能更大幅地降低墙体配筋率。

（2）原设计中800 mm厚外墙按照压弯构件考虑时，B1层及B2层大多数位置可按照最小配筋率配筋。而在考虑地下连续墙影响后B2层下端支座处配筋率降低很多。由此说明了B1层与B2层外墙截面优化的必要性。

考虑地下连续墙刚度影响，顶板与底板配筋率变化（见图7）有如下特点：

（1）外墙厚度不同时，顶板边跨支座及中跨支座处的实际配筋率均出现了小幅上升。

图7 顶板与底板配筋率变化

（2）底板边跨支座处的配筋率有所降低，且外墙厚度越小，配筋率降低幅度越大。

（3）地下连续墙刚度对顶板及底板其他位置的实际配筋率影响不大。

B2层中板配筋率变化（见表2）有如下特点：

表2 外墙厚度不同时的B1、B2层中板配筋率变化率

（1）B1层及B2层中板边跨支座配筋率均有降低。

（2）B2层中板支座配筋率在不同外墙厚度情况下均有所增加。

（3）地下连续墙对中板其他位置的配筋率基本没有影响。

2.3 外墙优化设计

车站外墙的外侧支座为配筋控制截面。B3层外墙下端支座处配筋率最高。墙厚不同时，考虑地下连续墙刚度影响的实际配筋率见表3。车站外墙厚900 mm的方案经济性差且配筋变化率小；墙厚600 mm及700 mm方案虽配筋率变化较大，但标准断面配筋率仍偏大。根据一般规律，侧墙一侧或两侧开洞后，侧墙弯矩及配筋都高于标准断面。因此，B3层外墙可选择800 mm厚度。

为施工方便，车站B1及B2层外墙选择同一厚度，外墙厚600 mm及700 mm时的配筋率均符合要求。但由于B3层与B2层外墙支座处钢筋拉通，故600 mm厚外墙配筋率略大，且与800 mm厚B3层外墙衔接时的刚度突变较多，故B1层及B2层选择700 mm厚外墙。