上盖物业对复杂地层中的地铁车站影响效应预测

王呼佳 许炜萍 赵楚轩 杨 朋 肖支飞

(1. 中铁二院工程集团有限责任公司,610031,成都； 2. 西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室，610031,成都//第一作者，高级工程师)

针对目前大中城市有限的土地供给资源和高昂的地价，地铁上盖物业的合理开发已成为发展趋势，对于上盖物业与地铁车站相互影响的研究亦逐渐得到关注。

近年来，众多学者对处于复杂地层的车站安全性问题进行了研究。文献[1-3]就砂土及黏土地层基坑开挖支护特性对深基坑施工的稳定性影响进行了研究。文献[4-6]针对软土地层基坑施工围护结构的变形以及施工所造成邻近结构的影响规律进行了分析。文献[7-9]通过数值分析方法对深基坑施工过程中土体及支护的稳定性进行了研究。

针对地表建筑物与车站之间的相互影响关系，诸多学者也进行了深入研究。文献[10]以建筑物抵抗变形的能力作为衡量基坑外建筑物安全的指标，提出城市轨道交通深基坑周边建筑物安全的评估方法。文献[11]以三维有限元数值分析的手段验证了基础托换的技术方法能够有效地减小基坑开挖对地表建筑物的影响。

综上所述，地铁车站的施工安全已成为业界的研究热点，并取得了诸多成果，但对于复杂地层，尤其是溶蚀风化凹槽区的地铁车站修建技术和上盖物业的影响与预测分析尚不多见。本文以广州地铁8号线鹅掌坦站为工程依托，采用数值分析和现场实测相结合的方法对复杂地层地铁车站的安全评价和上盖物业效应进行预测分析。

1 工程概况

1. 1 依托工程概况

鹅掌坦站属于广州地铁8号线，全长294 m，位于双向四车道的西槎路东侧。该站为地下3层的岛式站台车站，标准段宽度为20.5 m，加宽段宽度为24 m，基坑开挖深度达到24 m。

1. 2 车站施工方案

车站采用明挖顺筑法施工，围护结构为1 m厚的地下连续墙，内支撑采用竖向4道支撑。第1道支撑为C30钢筋混凝土支撑，截面为800 mm×1 000 mm，水平间距为9 m；第2道支撑为C30混凝土支撑，截面为800 mm×1 100 mm，水平间距为9 m；第3、4道钢支撑为φ600 mm、壁厚16 mm的Q235钢管，并施加预应力。

车站结构形式为地下三层两跨钢筋混凝土框架结构，顶板、中板、底板与中柱、内衬墙形成闭合框架，顶板、中板和底板设计为梁板体系。主要构件尺寸如下：顶板厚900 mm，中板厚400 mm，底板厚1 100 mm，车站边墙的厚度取900 mm。顶板、中板和底板均采用C35混凝土，中柱采用C50混凝土。鹅掌坦站地层剖面如图1所示。

1. 3 工程地质

根据现场勘察情况及报告，站址区地层主要包括杂填土、淤泥、砾砂、可塑状的粉质黏土、强风化的碳质灰岩和中风化碳质灰岩，具体物理力学参数见表1。

1. 4 现场监测

在施工过程中，为保证车站施工安全，对周边道路沉降、围护结构顶面水平位移、墙体变形、墙体后土体侧向变形和支撑轴力等项目进行了全方位监控。本文仅选取部分地表沉降及混凝土支撑轴力的测点作为分析对象，从中发现其变化规律并与后续的数值分析进行验证。共选择12个地表沉降测点(分别为D1、D2、D6、D9、D13、D17、D20、D23、D27、D31、D34、D38)以及9个支撑轴力测点(分别为Z16、Z15、Z14、Z10、Z8、Z6、Z3、Z2、Z1)进行分析。具体测点布置见图2。

图1 鹅掌坦站地层剖面图

土层密度/(g/cm3)黏聚力/kPa内摩擦角/(°)变形模量/MPa泊松比杂填土1.659.45.78.00.33淤泥1.565.44.72.50.45砾砂2.03032.020.00.21粉质黏土2.0215.69.815.00.33强风化碳质灰岩2.0528.025.035.00.28中风化碳质灰岩2.40400.025.01 500.00.25

图2 基坑测点布置图

基坑各测点处的最终地表沉降如图3所示。由图3可以看出，基坑东西侧的地表沉降呈非对称分布，其中基坑西侧的沉降值略大于相同断面处基坑东侧的沉降值，分析其原因是由基坑周边施工物品堆放及车辆荷载导致；从整体来看，基坑中部的沉降要大于两端的沉降量，最大沉降发生于基坑西侧距离基坑北端部270 m处，为20.5 mm，未达到施工控制的330 mm的预警值。各测点的实测轴力如图4所示。从图4可以看出，在基坑深度方向上支撑轴力呈现增长态势，在平面上支撑轴力分布呈现中间轴力大、两端头轴力小的特点，整体轴力均小于本工程混凝土支撑轴力设计值10 802 kN。

图3 基坑各测点处实测地表沉降图

图4 基坑各测点实测轴力图

2 数值分析

2. 1 计算方法

采用三维快速拉格朗日计算方法[12]进行数值仿真。该方法为显式有限差分法，可以有效模拟岩土体的屈服、软化乃至大变形，在弹塑性、大变形及施工过程仿真等领域有显著优势。岩土体是一种复杂的各向异性体，在外力作用下，不仅产生弹性变形，亦会产生塑性变形。因此，本文采用莫尔-库伦弹塑性准则进行模拟，其屈服准则为：

(1)

(2)

式中：

c——黏聚力；

φ——内摩擦角；

σ1——第一主应力；

σ3——第三主应力。

岩土体屈服后的变形是弹性和塑性的复合结果，任意应力增量所对应的应变dεi,j均由弹性分量dεi,j,e和塑性分量dεi,j,p两部分组成，即：

dεi,j=dεi,j,e+dεi,j,p

(3)

其中，dεi，j，e容易求得，dεi,j，p与塑性势函数Q存在如下关系：

(4)

式中：

dλ——非负的瞬时比例系数；

σi，j——应力张量。

FLAC3D软件分别对剪、拉塑性流动进行了定义，且对应不同的流动法则。其中，剪塑性流动对应非关联流动法则，其势函数为：

Qs=σ1-σ3Nψ

(5)

(6)

式中：

ψ——剪胀角。

拉塑性流动对应关联流动法则，其势函数为：

Qt=σ3

(7)

2. 2 计算模型与参数

图5 鹅掌坦站Flac3D计算模型图

鹅掌坦站实际长度为294 m，基于论文的研究对象，考虑计算能力和效率，依据对称原理对其进行简化，仅选取了南侧长度为133 m的一段进行分析，最终确定的计算模型如图5所示。模型整体尺寸为193 m×146 m×54 m，车站标准段宽度为20.5 m，扩大段宽度为24 m，基坑开挖深度为24 m。计算模型的上边界为自由边界，底部以及左右前后边界为法向约束。同时，在模型顶部结合道路分布考虑20 kN/m2的路面荷载。站址区的具体地层分布以地勘报告为准，典型地质横剖面如图6所示。在计算模型中，土体采用莫尔-库伦模型，地下连续墙、车站主体结构及上盖建筑物均采取弹性实体模型，钢筋混凝土内支撑采取beam单元，钢支撑采取cable单元。

图6 鹅掌坦站地质横剖面图

2. 3 计算工况

根据设计图纸及勘察报告，结合现场施工情况，数值计算分为14个工况,如表2所示。

表2 数值计算工况

2. 4 现场监测与数值计算结果对比

图7 地表沉降数据对比图

本文在基坑端头、中部以及尾部各选取部分测点的沉降值和支撑轴力的监测数据与计算结果进行对比验证分析，如图7～8所示。从图7可以看出，计算结果与监测数据的吻合度较高，所有测点的相对误差均不超过20%；从图8混凝土支撑轴力对比来看，整体吻合度较好，仅测点Z12的相对误差超过了20%，但考虑支撑轴力监测设备受天气温度等环境因素影响较大，故数值分析方法依然具有较好的可行性。

图8 混凝土支撑轴力对比图

2. 5 计算结果

2. 5. 1 位移空间效应

为了更好地表现基坑地表沉降及水平位移深度方向的分布规律，提取工况5的基坑标准段断面1～3沉降横向分布以及基坑中部水平位移云图，具体如图9～10所示。从图9可以看出：距离基坑侧边缘10 m处有沉降槽出现，其中基坑东侧最大沉降为11 mm，基坑西侧最大沉降为12 mm；在基坑两侧1 m范围内存在隆起现象，最大值为2 mm。从图10可以看出，基坑整体均发生向开挖方向的位移，顶部及底部水平位移小，中下方位移大，整体呈现勺型，水平侧移最大值为11.6 mm，小于《基坑工程技术规范》规定的一级基坑开挖水平位移允许值30 mm。

图9 基坑标准段两侧沉降分布图

图10 基坑中部水平位移云图

2. 5. 2 支撑轴力随开挖步变化

基坑开挖过程中的内支撑轴力对基坑安全和变形控制至关重要。本文提取基坑加宽段斜撑轴力测点Z15、横撑轴力测点Z14及基坑标准段轴力测点Z11、Z12、Z13的数据，如图11所示。

图11 支撑轴力随开挖步变化图

从图11可以发现：支撑轴力随着开挖的进行呈现先增大后减小的规律，第1道支撑轴力变化幅度小于第2道支撑；下部支撑轴力大于上部支撑轴力，且总体轴力值均未超过施工所布置的轴力预警值 9 800 kN。

3 上盖物业对地铁车站的影响效应预测

3. 1 计算模型参数

采用上述经过校验的计算方法和参数，在鹅掌坦站原有模型的基础上修建多层建筑物，以预测上盖物业与车站的相互影响。结合上盖物业规划，确定其平面尺寸为25 m×35 m，高度为21 m，采用板加侧墙、中隔墙的结构形式进行仿真，基础采用1 m深的浅基础，其剖面示意见图12。

图12 上盖物业剖面示意图

3. 2 地表沉降

上盖物业的修建势必会引起地表沉降，为了研究上盖物业对地表沉降的影响规律，提取上盖物业影响范围内的沉降等值线，具体如图13所示。

图13 上盖建筑物地表沉降等值线图

从图13可以看出，沉降具有明显的不均匀性，上盖物业沿基坑横断面方向的不均匀沉降较为明显，车站上方的沉降很小(大部分小于5 mm)，靠近车站侧沉降为5 mm，远离车站侧沉降为40 mm。根据《建筑物纠倾标准》规定的房屋倾斜值计算公式计算得到建筑物倾斜值为0.001,小于规范中的允许倾斜标准0.006。但上盖物业沿基坑纵断面方向呈现均匀沉降态势，究其原因是车站结构刚度大及抵抗变形能力强，所以靠近基坑侧沉降小；但是远离基坑侧的下方为天然土体，变形较大，由此造成两侧沉降不一致。所以在实际工程中，建议对远离基坑侧的地基进行强化处理，或采取合理的基础形式来抑制不均匀沉降。基坑侧的沉降较小，对周边环境的位移影响不大，但在实际施工中尚应对车站的受力状态进行关注，避免上盖物业的附加荷载超过车站结构的承载能力。

3. 3 中柱受力

中柱作为车站承载体系的重要一环，其应力变化可以用来评价上盖物业对车站受力的影响。提取车站中柱(柱号从南至北以1～16排列)的应力数据与未施作前的中柱应力值进行对比，见图14。

图14 上盖物业对车站中柱应力影响曲线图

从图14可以看出，施作上盖物业会造成中柱应力增加，最大增幅位于中柱12，为3.6 MPa，并于中柱12两侧应力逐渐递减。施作上盖物业后车站中柱轴力最大为6 280 kN，中柱极限承载力按不利的偏心受压构件计算，其承载力为15 246 kN，故施作上盖建筑物对车站结构影响不大。

4 结论

1) 构建了鹅掌坦站数值分析简化模型，通过与现场多项实测数据对比分析，对计算模型、方法和参数的合理性进行了验证，可为上盖物业效应预测和类似工程提供技术支持。

2) 地表沉降最大值为20.5 mm，且在基坑两侧沉降呈槽型，沉降槽出现位置在基坑两侧0.5H(H为开挖深度)处附近。受支撑作用的影响，基坑顶部位移小，底部位移大，整体呈现“勺型”；最大位移为11 mm，位于2/3H处，沉降与水平侧移均小于允许值。

3) 在基坑深度方向上，下层混凝土支撑轴力大于上层支撑；在基坑长边方向上，支撑轴力则呈现中间大、两边小的态势。

4) 上盖物业在车站横断面方向上呈现明显的不均匀沉降特性，建筑物倾斜值为0.001。实际施工时可对远离车站侧的土体进行加固处理；车站中柱所受荷载小于柱承载力，表明上盖物业的附加荷载影响不大，车站主体结构处于安全状态。