装配式 | 内支撑体系下装配式车站基坑支护受力研究

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原文发表于《都市快轨交通》

第 36 卷  第 2 期  2023 年 4 月

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徐海惠1 ，吴成刚2 ，张远荣3

摘要:以深圳地铁装配式车站中医院站为工程背景，结合车站所处的工程地质条件以及装配式车站的施工工序，采用ABAQUS有限元分析软件，建立地层-结构模型，重点分析装配式车站施工过程中基坑的变形规律、支撑轴力变化规律及倒换接续支撑的受力特点。首先，分析装配式车站基坑变形，主要分为开挖阶段和车站拼装阶段，地连墙总变形为10.31mm，其开挖阶段占比较大，占总变形的88.6%，开挖过程中基坑变形趋势与现浇车站一致；其次，在支撑倒换及结构拼装过程中，地连墙变形占总变形的11.4%，变化范围为0.05～0.99mm，其变形的量值及变形的范围同现浇车站均存在较大的差异；再次，分析拆撑、换撑的工序及受力特点，拆撑及换撑是装配式车站施工的重要施工步序，在靠近拆撑环的中板临时支撑轴力较大，占整个换撑轴力的80%，因此在布置接续撑时，靠近换撑的1环接续撑数量可适当增加，远离换撑1环接续撑可减少支撑数量；最后，对比数值计算和现场监测结果，两者的变化规律基本一致，验证数值分析的有效性。

目前，地铁建设面临施工工期长、效率低、施工噪声和粉尘污染严重、劳动力供求矛盾等问题。装配式建筑施工效率高，对环境污染小，劳动力需求低，可以很好地解决当前建筑行业存在的问题。装配式建筑行业基本形成了比较完善的技术和标准体系，工程应用十分广泛，其多用于地上工程的建设，地下工程较少[1]。自从2012年长春地铁开始应用装配式车站后，其他城市陆续研究和应用装配式车站。装配式建造技术与传统现浇工艺相比，由于主体结构均为预制构件，施工时将各个构件装配成车站整体结构，缩短了施工工期，减少了噪声和粉尘等对环境的污染，降低了施工建材和劳动力的需求。装配式地铁车站的建设解决了传统地铁车站建设面临的一系列问题，在国家政策的引导下，将成为未来地铁车站建设发展的趋势[2]。

一些专业人员针对装配式地铁车站的接头力学性能[3-5]、结构抗震性能[6]、结构优化设计[7-8]、施工技术和防水[9-10]等开展了一系列研究，取得了较多的研究成果。既有装配式车站结构支护体系为锚索支护，但因深圳地区地质条件复杂，且地下可开发利用空间有限，锚索支护体系在使用过程中存在诸多限制，所以在实际工程中内支撑支护体系应用较为广泛。在内支撑体系下，装配式地铁车站的施工工艺相比于现浇地铁车站差异较大。由于对这种新的施工技术条件下的支护结构研究较少，为确保内支撑体系下装配式车站施工阶段的基坑安全，更好地控制基坑的变形，研究车站施工过程中的变形规律具有重要意义。

1工程概况

1. 1.1  地铁车站概况

市中医院站为深圳地铁13号线二期工程(北延)起点站，位于龙大高速与长圳路交叉点的西南象限，沿长圳路敷设。车站总长度260.0m，其中装配段长194m，其余为现浇段钢筋混凝土结构。装配式车站为地下两层站，采用站厅无柱、站台有柱的拱顶结构断面，结构总宽度22.3m，结构总高度17.35m，外围衬砌结构采用闭腔薄壁构件结构型式，标准外围衬砌环由4个预制构件组成。其中，预制构件A块位于车站底板位置；预制构件B块分别为车站左右侧墙块，在B1、B2中设置安装中板的牛腿；预制构件C块为拱顶块。预制构件间通过注浆式榫槽接头连接。中板梁柱体系中，中柱、中梁采用预制构件，中板采用预制中板加叠合层的形式(见图1)。

1. 1.2  工程地质条件

根据岩土工程勘察报告，市中医院站地貌单元为冲洪积平原，地面高程30.07～32.07m，地势起伏不大。场地揭露到的地层主要有：第四系全新统人工填土层(Q4ml)、第四系全新统冲洪积层(Q4al+pl)、第四系残积层(Qel)、加里东期片麻状黑云母花岗岩(ηγO1)。装配式车站主体基坑的基底主要位于硬塑—坚硬状砂质黏性土层、全风化花岗岩层，车站顶板位于淤泥质黏性土层、可塑状黏性土层。车站侧墙位于中粗砂层、可塑状黏性土层、硬塑—坚硬状砂质黏性土层，车站主体结构与土层剖面如图2所示，装配式车站主要的土体物理学参数如表1所示。

1. 1.3  基坑围护结构

根据基坑计算及深圳地区基坑围护结构常用厚度，确定围护结构采用800mm厚地下连续墙+内支撑的支护方案，采用明挖法施工。装配段竖向设置3道内支撑：第1道采用钢筋混凝土支撑(支撑间距8m)，第2道～第3道采用直径800mm、厚度t=20mm的钢管支撑(间距4m)；倒换支撑间距10m。在装配式车站结构拼装过程中，侧墙和顶板分别设置接续撑结构，进行施工过程中支撑拆除的受力转换。装配式车站实现流水化拼装的可调节式接续支撑结构用于装配式车站的受力转换，适应装配式车站结构流水快速拼装的要求，能够快速、便捷地安装和传力。接续撑可以满足基坑支撑转换过程中的受力要求，长度可调节，可以适应基坑肥槽的宽度变化。装配式车站支撑布置及倒换接续撑结构型式如图3所示。

1. 1.4  主要施工步序

现浇车站施工主要步骤：底板施工→拆除第3道支撑→施作中楼板→拆除第2道支撑→施作顶板，单个流水段长度在20m左右。而装配式车站同现浇车站在支撑倒换上存在较大的不同，施工步序如表2所示。其中，第1道混凝土支撑记为ZC1-1、ZC1-2，第2道钢支撑记为ZC2-1～ZC2-4，第3道钢支撑记为ZC3-1～ZC3-4，钢换撑记为HC1-1、HC1-2。因接续撑较小，在施工示意图中编号仅涉及后续计算分析的第3环处的接续撑，记为JXC3-1～3-4，表2中工况列为后续数值模拟所对应的施工步序。

2计算模型

根据地层-结构法，建立ABAQUS三维实体有限元模型，如图4所示。

为了较好地反映围护结构在支撑倒换过程中的变化规律，模型用生死单元模拟车站预制构件的拼装。由于单块拼装都是在同一个施工步序里面完成，不涉及对基坑支护的影响，因此本研究以整环为单位进行模拟，主体结构之间用TIE连接，单环构件的计算模型采用均质圆环法。纵向模拟了7环结构的拼装，为了减小土体边界的影响，土体深度在装配式车站的下边界取3倍的车站高度，土体左右边界各取5倍的车站宽度，车站埋深按实际埋深取值，土体底部边界设置固定约束，四周边界设置水平约束，上边界无约束。主体构件根据结构优化设计设有空腔，模型均选用C3D8单元，在土体材料弹塑性有限元分析中，采用了Mohr-Coulomb弹塑性模型，预制装配式车站围护结构、主体结构的材料均采用线弹性材料，其中主体构件、地连墙、混凝土支撑采用混凝土结构，钢支撑及接续撑采用钢结构。

3计算结果分析

3.1地连墙变形

地连墙在施工过程中的变形如图5所示，随着基坑的开挖及各道支撑的安装，地连墙的变形在逐渐增大，最终趋于稳定，全过程地连墙总变形为10.31mm。其中，在基坑开挖过程中，地连墙的总变形为9.13mm，为总变形的88.6%；在支撑倒换及结构拼装过程中，地连墙的总变形为1.18mm，占总变形的11.4%。当拆除1根第2道支撑并进行第1道支撑的倒换后，地连墙的变形为0.99mm，为该阶段变形最大值；此后地连墙的变形趋于稳定，变化范围为0.05～0.19mm，体现了支撑倒换的可靠性。

分析表明，在拆换撑工况中连续墙的变形较小，同现浇车站施工工序相比，主要在于拆撑数量少、拆撑的影响范围小，并且遵照先撑后拆的原则，故而本次拆换撑引起的地连墙变形较小。3.2钢支撑轴力本研究选取具有代表性的第3环右侧的钢支撑来分析其轴力随分析步骤的变化，计算结果如图6所示。可以看出，第2道支撑轴力最大值为2271kN，第3道支撑轴力最大值为1515kN。在基坑开挖的过程中，第2、3道支撑的轴力累计量为1965、1504kN，各占最大轴力的86.5%、99.3%。在结构拼装及拆撑过程中，第2道支撑轴力变化累计量为306kN，占最大轴力的13.5%；拼装底板块A对支撑轴力的变化影响不大；拆除第3道支撑后，第2道支撑的轴力增加32kN，占最大轴力的1.4%。由4根第2道支撑step8、9的轴力图(见图7)可知，在拆除相邻的第2道支撑、第1道支撑并进行钢换撑后，ZC2-2轴力增加261kN，ZC2-3轴力增加134kN，ZC2-4轴力增加45kN，3根支撑轴力增量分担了已拆除支撑轴力的21.4%。拆除ZC2-2后，ZC2-3、ZC2-4的轴力分别增加207、191kN，2根支撑轴力增量分担了已拆除支撑轴力的18.3%，拆撑后相邻的支撑轴力增加较多，远离的支撑轴力增加较少。分析表明，钢支撑在相邻前序钢支撑拆除后，支撑轴力有所增加，增加量值在11%左右。

3.3接续撑轴力

钢支撑和接续撑轴力如图8所示，拼装主体结构和其接续撑并拆除ZC2-2后，ZC2-3、ZC2-4轴力分别增加207、191kN，2根支撑的轴力增量分担了已拆除支撑轴力的18.3%；第3环侧墙4根接续撑轴力分别增加95、177、277、385kN，说明接续撑轴力增量体现了基坑的纵向效应。4根接续撑轴力总增量分担了已拆除支撑轴力的42.9%，说明接续撑在支撑倒换过程中能够很好地满足支撑倒换受力的要求。选取第3环的接续撑来分析支撑倒换的受力情况，侧墙接续撑轴力如图9所示。可以看出：靠近已拼装完成的接续撑轴力较另一侧的小；由于结构受力合理稳定，后续的支撑倒换和结构拼装对侧墙接续撑的轴力影响较小，其轴力变化范围为0.9～40.8kN。计算分析接续支撑的受力主要为拆除邻近钢支撑的工况，而后续钢支撑的拆除对其受力影响较小，并且集中分布在相邻中板的范围，前一环中板接续撑的轴力较小。因此，在侧墙背后接续撑的布置中，应考虑该因素的影响。

4监测结果分析

4.1地连墙水平位移

选取ZQT25监测点监测结果进行分析，ZQT25监测点位于数值模拟中第3环对应的地连墙。首先选取基坑开挖后的地连墙水平位移进行对比分析，监测结果与数值计算结果的地连墙水平位移曲线如图10所示。由图可知，地连墙水平位移的计算结果和监测结果的变化趋势基本一致，说明数值模拟计算中模型的建立、参数和计算方法的选取是合理的，能够反映基坑的变形规律。ZQT25监测点step9、10的地连墙水平位移监测数据和计算数据如图11所示：step9的最大监测数据和计算数据分别为12.82、10.31mm；step10的最大监测数据和计算数据分别为11.84、9.85mm；后者地连墙水平位移最大值的监测和计算数据分别减小0.98、0.46mm，说明主体结构的拼装和接续撑的安装能够有效地进行支撑拆除后的受力转换，支撑倒换的时机与方法是可行的。相比监测数据，计算数据的大小和其变化速率都较小，对现场的一些施工条件的影响无法考虑，导致地连墙水平位移的计算结果和监测结果在数值上必然存在一些不可避免的误差，但其计算结果和监测结果的变化趋势基本一致。

4.2支撑轴力

选取基坑开挖完成至第3环拼装完成后其后侧的第2道钢支撑轴力的监测值与有限元计算值进行对比分析，结果如图12所示。监测结果与计算结果的趋势基本一致，监测结果略大于计算值，是因为数值模拟无法将现实施工过程中所受到的各种影响因素考虑进去。其中，支撑轴力监测值最大为2594kN，最大增量在step8，增加了252kN；支撑轴力计算值最大为2271kN，最大增量在step9，增加了261kN。增量最大值的工况不一样：计算增量最大值出现在step9，是因为拆除了相邻的第2道支撑，由前述基坑纵向效应可知，此时该第2道支撑轴力增加较大；而监测增量最大值出现在step8，是因为拆除2根第3道支撑后，轴力会有明显增大，但由于现场施工环境的复杂多变，在进行step9前支撑轴力没有稳定，相较于step8测得的值有所增加，同时step9倒换撑时有预加轴力的损失，导致step9轴力增量小于step8轴力增量。

5结论

计算结果表明：

1)内支撑体系下装配式地铁车站地连墙总变形主要发生在基坑开挖过程中，占总变形的88.6%；在后续拼装过程中，由于单个步序拆换支撑的数量少，并及时架设了接续倒换支撑，所以该工况中引起的变形量较小。

2)在基坑开挖过程中，钢支撑轴力变化量占最大轴力的86.5%；在预制构件拼装及拆除钢支撑的工况中，相邻钢支撑的轴力有所增加，增加值占总轴力的13.5%。

3)通过在装配式结构背后设置接续撑，可以很好地实现预制车站拼装过程中的支护结构受力转换，接续撑轴力总增量占拆除支撑轴力的42.9%；同时，靠近拆除钢支撑侧墙的接续撑轴力较大，而相邻侧墙的接续撑轴力较小。

4)地连墙水平位移的计算数据和监测数据变化趋势基本一致，说明数值模拟计算中模型的建立、参数和计算方法的选取是合理的，能够反映基坑的变形特点。

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