開挖過程及圍護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)地鐵車站抗震性能的影響

張 然, 張鴻儒

(北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院,北京 100044)

0 引言

明挖地鐵車站的施工應(yīng)用廣泛,近年來動(dòng)力荷載帶來的問題為工程界提出了新的挑戰(zhàn)[1]。與其他開挖形式不同,明挖的設(shè)計(jì)與驗(yàn)算需要特殊考慮,因?yàn)橄鄬?duì)而言,明挖具有獨(dú)特的開挖工序[2]。明挖車站的抗震設(shè)計(jì)校核,需要考慮開挖步驟的土與結(jié)構(gòu)相互作用,以及臨時(shí)支護(hù)的去除[3]。規(guī)范指出明挖車站使用階段的受力可認(rèn)為是開挖階段受力的繼續(xù)。然而目前抗震驗(yàn)算沒有考慮開挖過程。此外,地連墻是否作為永久結(jié)構(gòu)來擔(dān)當(dāng)?shù)卣鸪休d構(gòu)件也對(duì)抗震設(shè)計(jì)結(jié)果有影響。

考慮開挖過程較為復(fù)雜,對(duì)明挖地下結(jié)構(gòu)的地震特性、災(zāi)變機(jī)理的影響尚不明確?！兜罔F設(shè)計(jì)規(guī)范》[4]建議考慮施工過程,因其對(duì)框架結(jié)構(gòu)使用階段受力的影響較大,由此進(jìn)行的配筋更為經(jīng)濟(jì)。結(jié)構(gòu)內(nèi)力的最大計(jì)算值往往出現(xiàn)在施工過程中[4]。此外施工的二維模擬中應(yīng)考慮臨時(shí)支護(hù),降低結(jié)構(gòu)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(nèi)側(cè)的變形[5]。關(guān)于土體本構(gòu)模型的選擇,Hashash等[6]提出土和結(jié)構(gòu)相互作用存在老化現(xiàn)象,結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)需要考慮非彈性的本構(gòu)關(guān)系。

圍護(hù)結(jié)構(gòu)的形式和使用年限也會(huì)影響地鐵車站的抗震性能[4]。將地下連續(xù)墻和灌注樁等基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)作為主體結(jié)構(gòu)的一部分進(jìn)行設(shè)計(jì),符合可持續(xù)發(fā)展的要求。王姝[7]依據(jù)主體結(jié)構(gòu)與圍護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)使用年限的區(qū)別,討論了墻體厚度折減對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)力設(shè)計(jì)值的影響,并建議結(jié)合工程實(shí)際考慮圍護(hù)結(jié)構(gòu)的模擬。應(yīng)宏偉等[8]給出了圍護(hù)結(jié)構(gòu)受開挖影響的鼓形變形規(guī)律和應(yīng)力分布規(guī)律。杜修力等[9]通過數(shù)值模擬的方式對(duì)結(jié)構(gòu)和場(chǎng)地進(jìn)行密度折減,提出結(jié)構(gòu)的慣性效應(yīng)可以忽略,而場(chǎng)地的動(dòng)力特性的對(duì)車站抗震設(shè)計(jì)有90%的影響。此外止水帷幕失效會(huì)導(dǎo)致長期使用中灌注樁承受的水壓力轉(zhuǎn)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(jié)構(gòu)相互作用形式的變化對(duì)結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。存在關(guān)于基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)作為永久結(jié)構(gòu)的研究,但鮮有地震作用下,對(duì)施工階段應(yīng)力繼承和圍護(hù)結(jié)構(gòu)失效程度的分析。

本文針對(duì)鄭州市某使用灌注樁作為圍護(hù)結(jié)構(gòu)的明挖地鐵車站進(jìn)行抗震驗(yàn)算,使用plaxis2d軟件進(jìn)行土動(dòng)力學(xué)研究。按規(guī)范[4]對(duì)使用地層-結(jié)構(gòu)模型和荷載-結(jié)構(gòu)模型計(jì)算得到的內(nèi)力進(jìn)行分析,來考慮開挖過程和圍護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)地下結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)造成的影響。參考實(shí)際工程的構(gòu)造措施,來得出開挖過程影響受震結(jié)構(gòu)內(nèi)力的因素及其大小。

1 車站結(jié)構(gòu)

本文研究基于鄭州市某地鐵站的明挖結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)。車站為地下二層單柱雙跨矩形框架式結(jié)構(gòu)。標(biāo)準(zhǔn)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(cè)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(hù)結(jié)構(gòu)采用用d800@1200鉆孔灌注樁,除柱采用C50 混凝土外,其余構(gòu)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(biāo)準(zhǔn)段范圍主要構(gòu)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(chǎng)地為中軟場(chǎng)地土,主要地層為砂質(zhì)粉土、黏質(zhì)粉土、粉質(zhì)黏土。土層性質(zhì)沿縱向分布變化不大。設(shè)計(jì)按最高地下水6 m埋深的全部浮力計(jì)。

根據(jù)安評(píng)報(bào)告,鄭州市該場(chǎng)地為7度抗震設(shè)防烈度,乙類設(shè)防分類,三級(jí)抗震等級(jí)。設(shè)計(jì)基本地震加速度值為0.15g。

2 數(shù)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(guī)范設(shè)計(jì)的不考慮施工過程影響、沒有圍護(hù)結(jié)構(gòu)、施工完成后一次加載的車站作為對(duì)照組,對(duì)關(guān)鍵截面結(jié)構(gòu)內(nèi)力進(jìn)行分析。靜力計(jì)算的取標(biāo)準(zhǔn)邊界,動(dòng)力計(jì)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(shè)置12步開挖工序。最后加上地震荷載計(jì)算結(jié)構(gòu)的連續(xù)響應(yīng)。本工程在開挖前進(jìn)行坑外整體降水。由于開挖時(shí)地連墻兩側(cè)土層不水平,使用重力法加載地層應(yīng)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(cè)墻、中柱、防水層,施工荷載。(5)激活中板、頂板,上層側(cè)墻、中柱、防水層,施工荷載,回填。(6)施加活荷載。(7)根據(jù)需要鈍化地連墻。靜力計(jì)算結(jié)束。

計(jì)算中一方面要考慮開挖工序?qū)υO(shè)計(jì)的影響。車站施作圍護(hù)結(jié)構(gòu)后,開挖與施作結(jié)構(gòu)交替進(jìn)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(jié)構(gòu)完成后的使用階段。模擬中對(duì)于開挖工序和土與結(jié)構(gòu)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(jié)束后保留/折減灌注樁進(jìn)行抗震驗(yàn)算。(2)土層與結(jié)構(gòu)同時(shí)激活,并進(jìn)行抗震驗(yàn)算。

另一方面要考慮臨時(shí)結(jié)構(gòu)在其使用年限內(nèi)對(duì)主體結(jié)構(gòu)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(shí)結(jié)構(gòu)和主體結(jié)構(gòu)使用年限、材料與施工的設(shè)計(jì)原則差異較大,規(guī)范中要求結(jié)合具體情況進(jìn)行設(shè)計(jì)。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(jìn)行抗彎強(qiáng)度折減,得到的地連墻厚度為494 mm。長期使用后的連續(xù)墻的強(qiáng)度性能發(fā)生退化,可以采取兩種折減方法,依規(guī)范折減剛度到70%與內(nèi)襯共同承載[7],及厚度對(duì)半折減的方法[11]。

3 參數(shù)設(shè)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(jì)算和抗震驗(yàn)算中,巖土物理力學(xué)參數(shù)為分別使用靜力、動(dòng)力參數(shù),見表1,2所列。

表1 土層分布

表2 巖土體物理力學(xué)參數(shù)

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

(1)

土的瑞利阻尼為α=β=0.01,車站板結(jié)構(gòu)的α=0.232,β=0.008,結(jié)構(gòu)的阻尼比相對(duì)較小可以不考慮[9]。土與支護(hù)的相互作用用plaxis中界面單元的摩擦系數(shù)Rinter=0.67來表示。

支護(hù)選取的材料性質(zhì)如表3所列。其中鋼支撐和混凝土支撐選取錨桿模型,經(jīng)過無預(yù)應(yīng)力的計(jì)算,取開挖過程中各支撐的最大應(yīng)力的一半施加到支撐上作為預(yù)應(yīng)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(yù)應(yīng)力。混凝土內(nèi)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(jīng)過抗彎剛度折減的灌注樁假設(shè)為線彈性材料。

表3 車站開挖過程支撐材料性質(zhì)

圍護(hù)結(jié)構(gòu)的性質(zhì)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(cè)灌注樁和內(nèi)側(cè)剪力墻構(gòu)成的復(fù)合墻進(jìn)行模擬[15]。地連墻是小應(yīng)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(jì)算過程

現(xiàn)行建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范(GB 50011-2010)中車站的承載能力極限狀態(tài)設(shè)計(jì),按照荷載組合值中最不利的效應(yīng)設(shè)計(jì)。本文的計(jì)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(jié)構(gòu)構(gòu)件的地震作用效應(yīng)與其它荷載效應(yīng)的基本組合設(shè)計(jì)值;γper為重力荷載分項(xiàng)系數(shù),取采用1.05;活荷載分項(xiàng)系數(shù)γliv,參考《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[16]靜力計(jì)算中組合值取1.2,動(dòng)力計(jì)算中組合值取0.6;γeqH為水平地震作用分項(xiàng)系數(shù),文中采用1.3。

車站結(jié)構(gòu)承受永久荷載和可變荷載如表4所列。計(jì)算中不計(jì)混凝土收縮和徐變的影響。

4.1 靜力計(jì)算

靜力開挖過程plaxis用地層結(jié)構(gòu)模型計(jì)算,用midas荷載結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行驗(yàn)證,其計(jì)算簡圖如圖4所示。

4.2 動(dòng)力時(shí)程法

動(dòng)力時(shí)程法可以描述土-結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的能量以及動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。土的動(dòng)彈性模量是彈性模量的10倍左右,通過本構(gòu)模型可以描述系統(tǒng)的非線性性質(zhì),是最為成熟的數(shù)值計(jì)算方法[17]。地震波選取EL Centro波,經(jīng)EERA反演后,從底部基巖處以強(qiáng)制位移的形式輸入。

地震波的選取和施加遵守建筑場(chǎng)地類別和設(shè)計(jì)地震分組。峰值加速度0.15g的某30 s地震波作用在結(jié)構(gòu)上的加速度曲線如圖5所示。

表4 荷載取值

圖4 復(fù)合墻結(jié)構(gòu)短/長期計(jì)算簡圖[15]Fig.4 Short/long-term calculation diagram of composite wall[15]

圖5 地下結(jié)構(gòu)頂基巖輸入地震動(dòng)時(shí)程曲線Fig.5 Time history curve of ground motion input from bedrock

5 結(jié)果分析

5.1 開挖方式的差異對(duì)靜、動(dòng)力計(jì)算的影響

為了研究靜力計(jì)算開挖順序?qū)τ诮Y(jié)構(gòu)內(nèi)力、變形,乃至后續(xù)地震響應(yīng)的影響,分為兩種工況:分步開挖(13步)和不考慮開挖。靜力計(jì)算結(jié)束后,重置位移進(jìn)行地震響應(yīng)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(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)力計(jì)算的影響。

隨著開挖過程的進(jìn)行,連續(xù)墻的最大彎矩逐漸增大,彎矩出現(xiàn)的位置逐漸下移。各個(gè)開挖步驟的最大彎矩(kN/m)、出現(xiàn)的深度(m)、對(duì)應(yīng)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(jié)構(gòu)應(yīng)力最大的時(shí)候?qū)?yīng)的是開挖過程中支護(hù)結(jié)構(gòu)尚未完成的時(shí)候,而不是長期使用過程。

圖7中為不考慮開挖的結(jié)構(gòu)彎矩分布圖,地層結(jié)構(gòu)模型的最大值出現(xiàn)在側(cè)墻底部為-1 504 kN/m,荷載結(jié)構(gòu)模型相應(yīng)位置處的彎矩值為-2 377 kN/m。不考慮開挖的荷載結(jié)構(gòu)模型與地層結(jié)構(gòu)模型相比,趨勢(shì)較為一致,大小偏大約58%,符合現(xiàn)有認(rèn)識(shí)。

考慮開挖的靜力計(jì)算中,墻頂和墻底的應(yīng)力相近,應(yīng)力計(jì)算值是最小的?？紤]分步開挖的計(jì)算模型中,側(cè)墻底部的內(nèi)力計(jì)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(shè)置了預(yù)支護(hù),導(dǎo)致開挖過程中的結(jié)構(gòu)內(nèi)力更大結(jié)構(gòu)變形更小。

地震響應(yīng)分析,不考慮開挖時(shí)結(jié)構(gòu)上部彎矩設(shè)計(jì)值偏小31%,側(cè)墻和底板的設(shè)計(jì)偏于保守,偏大87%和64%。在頂中底板和下部側(cè)墻中,這一影響具有隨深度增加的變化趨勢(shì),例如下部側(cè)墻的彎矩和剪力計(jì)算偏差由36%增加至122%。這是由于不考慮開挖相當(dāng)于忽略了土體應(yīng)力的逐步釋放,以及土與結(jié)構(gòu)的錯(cuò)動(dòng),引起土體塑性變形的分布與實(shí)際有出入,導(dǎo)致計(jì)算出的應(yīng)力偏大。

分析支撐預(yù)加軸力的影響:根據(jù)支撐內(nèi)最大軸力的50%確定預(yù)應(yīng)力的大小,混凝土支護(hù)預(yù)應(yīng)力設(shè)置為-145 kN/m,兩道鋼支撐為-175,130 kN/m。開挖結(jié)束后,沒有預(yù)應(yīng)力的地連墻的最大彎矩為736.1 kN/m,84.2 mm,有預(yù)應(yīng)力的地連墻的最大彎矩為777.9 kN/m,77.4 mm驗(yàn)證了開挖過程內(nèi)力增大5.6%,位移減小8%。預(yù)應(yīng)力的施加可以確?；影踩€(wěn)定,不必采取額外加固措施。

圖6 靜力作用下不同結(jié)構(gòu)模型彎矩對(duì)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(duì)內(nèi)力設(shè)計(jì)值的影響

5.2 圍護(hù)墻結(jié)構(gòu)對(duì)靜力計(jì)算的影響

通過計(jì)算主體結(jié)構(gòu)加0.5 m 厚圍護(hù)墻、剛度按60%折減的圍護(hù)墻、厚度按0.5倍折減的圍護(hù)墻、不考慮圍護(hù)墻四個(gè)模型進(jìn)行計(jì)算分析,考察圍護(hù)墻對(duì)主體結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響程度。為了避免plaxis中網(wǎng)格改變對(duì)于計(jì)算結(jié)果的影響,另設(shè)置一組模型通過對(duì)墻體剛度折減進(jìn)行對(duì)比。由圖8可知,從靜力計(jì)算結(jié)束時(shí)開挖區(qū)域左右30 m的范圍內(nèi)土體都達(dá)到了塑性條件,驗(yàn)證了軟土地層中應(yīng)用硬化土模型的適用性。

表6 地震作用下開挖步驟對(duì)內(nèi)力設(shè)計(jì)值的影響

圖7 不考慮開挖的地層結(jié)構(gòu)模型與荷載結(jié)構(gòu)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(yù)應(yīng)力對(duì)靜力計(jì)算彎矩設(shè)計(jì)值的影響(單位:kN/m)

圖8 開挖過程中土體塑性區(qū)域Fig.8 Plastic zone of soil during excavation

地層結(jié)構(gòu)模型計(jì)算結(jié)果如圖6所示。其中第一幅圖對(duì)應(yīng)地層結(jié)構(gòu)模型開挖結(jié)束階段的靜力彎矩圖,最大值出現(xiàn)在底板與中柱的交點(diǎn)處,大小為1 691 kN/m;第二幅圖表示了對(duì)應(yīng)地連墻失效后,最大值為1 611 kN/m。地連墻的存在與否對(duì)結(jié)構(gòu)靜力計(jì)算的結(jié)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(jì)算趨勢(shì)相符。

5.3 圍護(hù)墻的有無與剛度對(duì)動(dòng)力計(jì)算的影響

通過平面模型,采用動(dòng)力時(shí)程法對(duì)比有無圍護(hù)墻的內(nèi)力包絡(luò)線,得到兩者內(nèi)力分布的規(guī)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(jié)構(gòu)頂?shù)装遄畲笏较鄬?duì)位移為91 mm,該變化趨勢(shì)符合實(shí)際,滿足規(guī)范要求。側(cè)墻作為車站內(nèi)部主要抗圍護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)于剪力的承擔(dān)有主要作用。

圖9 有(左)無(右)圍護(hù)結(jié)構(gòu)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(hù)結(jié)構(gòu)車站剪力圖Fig.10 Shear force diagram of station with (left) and without (right) retaining structure

表8 圍護(hù)墻對(duì)結(jié)構(gòu)彎矩抗震設(shè)計(jì)值的影響(單位:kN·m-1)

表9 圍護(hù)墻對(duì)結(jié)構(gòu)剪力抗震設(shè)計(jì)值的影響(單位:kN)

表10 圍護(hù)墻對(duì)結(jié)構(gòu)軸力設(shè)計(jì)值的影響(單位:kN)

表中彎矩和剪力的分布受有無圍護(hù)結(jié)構(gòu)影響差距不明顯,但是由圖8可以看出不考慮圍護(hù)墻的局部結(jié)構(gòu)彎矩設(shè)計(jì)偏高。側(cè)墻彎矩受圍護(hù)墻的影響較大,在下層側(cè)墻底部彎矩增大比例高達(dá)49.5%,頂中底板中部的彎矩變化均在10%左右。這一現(xiàn)象解釋為,有圍護(hù)結(jié)構(gòu)的情況下,由于連續(xù)墻的彈性模量遠(yuǎn)大于土的模量,且土體具有壓硬性和剪脹性,因此連續(xù)墻作為永久結(jié)構(gòu)大大增加的土體的穩(wěn)定性。連續(xù)墻的剛度折減對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)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(jì)算結(jié)果輸出表格中可以看到柱的兩端正負(fù)最大彎矩的數(shù)值接近,這反映了地震過程中的中柱反復(fù)承受相反方向的彎矩變化,引發(fā)結(jié)構(gòu)疲勞的過程。

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

分析剪力,地連墻作為永久結(jié)構(gòu)的剪力設(shè)計(jì)值整體變小。模型的結(jié)構(gòu)的剪力設(shè)計(jì)值降低,變化最大的位置在上層側(cè)墻底部,達(dá)到67%,側(cè)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(dān)的剪力變化程度不大。

圖11描述了地震作用下的結(jié)構(gòu)位移時(shí)程變化。主體結(jié)構(gòu)與圍護(hù)墻保持變形協(xié)調(diào),地連墻作為永久結(jié)構(gòu)時(shí)的結(jié)構(gòu)位移更小。有地連墻的頂?shù)装遄畲笙鄬?duì)位移91 mm,沒有地連墻的為86 mm?？紤]地連墻作為永久結(jié)構(gòu)后,結(jié)構(gòu)-土的柔度比和結(jié)構(gòu)應(yīng)力增大,不能忽略,與此同時(shí)結(jié)構(gòu)的位移計(jì)算結(jié)果減小,結(jié)構(gòu)更加安全符合實(shí)際。

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

6 結(jié)論

文中對(duì)比了不同開挖方式、不同地連墻剛度、以及支撐預(yù)加軸力對(duì)軟土層中二層二跨明挖地鐵內(nèi)力設(shè)計(jì)值的影響。開挖過程和圍護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)于結(jié)構(gòu)總體的靜力比動(dòng)力響應(yīng)要小。得到地連墻作為永久結(jié)構(gòu)的模型中土體的剛度和結(jié)構(gòu)應(yīng)力增大,與此同時(shí)結(jié)構(gòu)的位移計(jì)算結(jié)果減小,結(jié)構(gòu)安全更加符合實(shí)際。計(jì)算結(jié)果表明:

(1) 開挖過程對(duì)動(dòng)力計(jì)算的結(jié)果影響大較。不考慮開挖時(shí)結(jié)構(gòu)上部彎矩設(shè)計(jì)值偏小31%,側(cè)墻和底板的設(shè)計(jì)偏于保守,偏大87%和64%。在頂、中、底板和下部側(cè)墻中,這一影響具有隨深度增加的變化趨勢(shì)。不考慮開挖造成的下部側(cè)墻的剪力計(jì)算偏差由36%增加至122%。由于結(jié)構(gòu)的內(nèi)力最大的階段出現(xiàn)在開挖過程中,而并非出現(xiàn)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(huì)造成土與結(jié)構(gòu)。

(2) 復(fù)合墻的剛度影響車站抗震性能。側(cè)墻作為主要抗側(cè)力構(gòu)件,彎矩受圍護(hù)墻的影響較大,地震荷載作用下,下層側(cè)墻底部彎矩增大比例高達(dá)49.5%。頂、中、底板中部的彎矩變化均在10%左右。相反連續(xù)墻的剛度折減對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)力造成的影響不足5%?？傮w趨勢(shì)是由于連續(xù)墻的存在增加土體剛度,增加結(jié)構(gòu)內(nèi)力水平,減小結(jié)構(gòu)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(shè)計(jì)中需要考慮設(shè)計(jì)年限內(nèi)的地連墻對(duì)結(jié)構(gòu)彎矩設(shè)計(jì)的影響,對(duì)剪力墻底部、以及中柱的頂部和底部進(jìn)行內(nèi)力校核。

(3) 本文中結(jié)構(gòu)的支護(hù)設(shè)置可以保證開挖過程的穩(wěn)定性,在保證了結(jié)構(gòu)承受靜力荷載的前提下,不必采取額外的加固措施。