魏度強(qiáng) 余 超 張慧鵬 夏 明 石鈺鋒

(1.中國(guó)鐵路南昌局集團(tuán)有限公司， 330009, 南昌； 2.佛山市鐵路投資建設(shè)集團(tuán)有限公司， 528041, 佛山；3.南昌軌道交通集團(tuán)有限公司， 330038, 南昌； 4.華東交通大學(xué)土木工程國(guó)家實(shí)驗(yàn)教學(xué)示范中心， 330013,南昌∥第一作者， 助理工程師)

我國(guó)地鐵建設(shè)快速發(fā)展的同時(shí)，其質(zhì)量也越來越受到重視。地鐵結(jié)構(gòu)質(zhì)量好壞直接關(guān)系到其自身的運(yùn)營(yíng)安全、使用壽命乃至周邊環(huán)境[1],因此，嚴(yán)格控制車站主體結(jié)構(gòu)變形、開裂等現(xiàn)象變得愈來愈重要。

目前，文獻(xiàn)[2-6]分析了不同施工階段、溫度及收縮效應(yīng)等因素對(duì)地鐵車站結(jié)構(gòu)裂縫的影響，而針對(duì)局部蓋挖法施工中，由于回填施工順序不同造成局部振動(dòng)壓實(shí)作用下產(chǎn)生的不均勻沉降而導(dǎo)致其開裂的現(xiàn)象鮮有討論。

本文將在前期靜力分析[7-8]的基礎(chǔ)上，通過動(dòng)力分析，研究在不同振動(dòng)頻率、名義振幅及振動(dòng)次數(shù)下局部振動(dòng)壓實(shí)荷載對(duì)車站結(jié)構(gòu)開裂的影響程度及其規(guī)律。

1 某地鐵車站結(jié)構(gòu)裂縫分布特征

1.1 工程概況

某地鐵車站(見圖1)總長(zhǎng)206.1 m，標(biāo)準(zhǔn)段寬21.7 m，車站頂板覆土厚3.0～3.5 m。車站主體結(jié)構(gòu)采用明挖順作法(局部蓋挖法)施工，共分3期：

1) 第1期：施工便橋區(qū)車站圍護(hù)結(jié)構(gòu)及便橋(便橋搭建于圍護(hù)結(jié)構(gòu)及其下方的混凝土橫撐上)，以恢復(fù)路面交通。

2) 第2期：施工車站其余區(qū)域的圍護(hù)結(jié)構(gòu)，然后進(jìn)行基坑開挖及主體施做、頂板回填(回填分區(qū)為先便橋兩側(cè)，后便橋區(qū))。

3) 第3期：施工車站附屬結(jié)構(gòu)。

圖1 某地鐵車站平面位置圖Fig.1 Location plan of certain metro station

便橋與車站主體結(jié)構(gòu)的位置關(guān)系見圖2。車站結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)斷面見圖3。

車站回填采用殘積砂質(zhì)黏性土，分層回填(每層厚0.5 m)并碾壓。其中，車站1～12軸范圍內(nèi)共回填7層，18～24軸范圍內(nèi)共回填6層。

a) 橫剖面

b) 縱剖面圖2 地鐵車站結(jié)構(gòu)與便橋的位置關(guān)系圖Fig.2 Location relation of metro station structure and temporary bridge

車站范圍內(nèi)的土層依次為素填土、粉質(zhì)黏土、殘積砂質(zhì)黏性土、全風(fēng)化花崗巖、散體狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖(見圖3)。車站底板主要坐落于全風(fēng)化花崗巖上，該土層具有軟化性與崩解性，擾動(dòng)后強(qiáng)度損失大，遇水后易崩解。

1.2 車站結(jié)構(gòu)裂縫分布特征

蓋板下方頂板混凝土澆筑完成后4個(gè)月，便橋兩側(cè)進(jìn)行土體回填?；靥詈螅銟蛳路杰囌卷敯寮皞?cè)墻區(qū)域混凝土結(jié)構(gòu)產(chǎn)生裂縫。車站結(jié)構(gòu)裂縫平面展布圖如圖4所示。

圖3 地鐵車站結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)斷面圖Fig.3 Standard section of metro station structure

圖4 地鐵車站結(jié)構(gòu)裂縫平面展布示意圖Fig.4 Schematic diagram of plane distribution of metro station structure cracking

由圖4可知，車站頂板裂縫主要發(fā)生在11～12軸頂板與縱梁之間及13～18軸整塊頂板區(qū)域，各裂縫間距約2 m，寬度為0.02～0.10 mm，為上下貫穿型裂縫。

通過對(duì)實(shí)際工程進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)中板、站臺(tái)層側(cè)墻和頂板、站廳層側(cè)墻均采取側(cè)墻與板整體澆注的施工方法進(jìn)行澆筑，澆筑后經(jīng)檢驗(yàn)各板、墻混凝土性質(zhì)較穩(wěn)定且差異性??；站廳層頂板及側(cè)墻各部分混凝土強(qiáng)度質(zhì)量均合格，且裂縫僅在11～18軸范圍內(nèi)發(fā)生，其余軸線范圍內(nèi)均無裂縫產(chǎn)生。根據(jù)文獻(xiàn)[7-8]，該地鐵車站結(jié)構(gòu)開裂是由不均勻回填荷載、坑底全風(fēng)化花崗巖擾動(dòng)后未處理及壓路機(jī)振動(dòng)等綜合因素引起的。

2 地鐵車站有限元模型的建立

2.1 模型的建立與邊界條件的設(shè)置

本文通過ABAQUS有限元軟件建立車站-土體二維模型(見圖5)，模型長(zhǎng)500 m、高100 m，對(duì)此車站結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力分析。

圖5 地鐵車站-土體二維有限元模型圖Fig.5 Two dimensional finite element model of metro station-soil

考慮到初始靜應(yīng)力條件，地鐵車站-土體二維有限元模型計(jì)算從靜力分析步過渡到動(dòng)力分析步時(shí)，須對(duì)模型地基的側(cè)向邊界條件進(jìn)行轉(zhuǎn)換。

土體-地下結(jié)構(gòu)靜、動(dòng)力耦合邊界的處理技術(shù)主要有兩種：一種是文獻(xiàn)[9]提出的靜-動(dòng)力統(tǒng)一人工邊界技術(shù)；另一種是靜-動(dòng)力耦合邊界處理技術(shù)。靜-動(dòng)力耦合邊界處理技術(shù)是在靜力分析步中，在其側(cè)向邊界采用水平向約束和豎向自由的滾軸邊界；在動(dòng)力分析步中，在其側(cè)向邊界采用水平向自由和豎向約束的滾軸邊界；在靜力分析步向動(dòng)力分析步轉(zhuǎn)化的過程中，將靜力分析結(jié)束后側(cè)向邊界的水平向支座反力采用人工方式以集中力施加于側(cè)向邊界上的靜力水平支座對(duì)應(yīng)的單元結(jié)點(diǎn)上，以此來實(shí)現(xiàn)靜力邊界條件向動(dòng)力邊界條件的轉(zhuǎn)化，具體轉(zhuǎn)化過程見圖6。

圖6 分析步中靜、動(dòng)力邊界條件轉(zhuǎn)換

由于第2種方法概念明確且實(shí)施容易，因此，本文中對(duì)靜、動(dòng)力耦合作用下車站主體結(jié)構(gòu)側(cè)向邊界的處理采用第2種方法。

2.2 車站-土體模型本構(gòu)關(guān)系與參數(shù)的選擇

采用摩爾-庫侖本構(gòu)模型及NewMark-β法研究局部振動(dòng)壓實(shí)荷載作用對(duì)地鐵車站的影響規(guī)律。土體采用Rayleigh阻尼，地下連續(xù)墻、車站梁-柱及樓板結(jié)構(gòu)采用線彈性本構(gòu)。根據(jù)模態(tài)求得的固有頻率對(duì)該模型進(jìn)行有限元計(jì)算。地鐵車站-土體二維有限元模型所選參數(shù)見表1～2。

表1 某地鐵車站土層物理力學(xué)參數(shù)表

表2 某地鐵車站結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)

2.3 振動(dòng)壓路機(jī)荷載

振動(dòng)壓路機(jī)的振動(dòng)參數(shù)主要由其參振質(zhì)量md、振動(dòng)頻率f與名義振幅A0決定[10]。由于振動(dòng)壓路機(jī)的工作振幅是一個(gè)隨機(jī)參數(shù)，為便于評(píng)價(jià)和比較不同機(jī)型振動(dòng)壓路機(jī)的振動(dòng)性能，引入了“名義振幅”概念。表3為實(shí)際工程中所用的振動(dòng)壓路機(jī)參數(shù)。當(dāng)已知振動(dòng)壓路機(jī)的參振質(zhì)量md、振動(dòng)頻率f與名義振幅A0時(shí)，壓路機(jī)激振力F0的計(jì)算公式為：

F0=mdA0(2πf)2

(1)

表3 振動(dòng)壓路機(jī)參數(shù)表

2.4 模擬工序

1) 對(duì)車站結(jié)構(gòu)及周圍土體進(jìn)行初始地應(yīng)力計(jì)算；

2) 施加靜荷載模擬不同區(qū)域土體的回填；

3) 對(duì)基坑不同區(qū)域分步施加如圖7所示的動(dòng)力荷載,模擬振動(dòng)壓路機(jī)振動(dòng)壓實(shí)過程。

圖7 壓路機(jī)荷載模型Fig.7 Load model of road roller

3 地鐵車站模擬數(shù)據(jù)與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比

車站施工過程中的監(jiān)測(cè)內(nèi)容主要包括：①圍護(hù)樁頂水平位移監(jiān)測(cè)；②圍護(hù)樁頂豎向位移監(jiān)測(cè)；③圍護(hù)樁水平位移監(jiān)測(cè)；④地表沉降監(jiān)測(cè)；⑤基坑底部沉降監(jiān)測(cè)。車站基坑監(jiān)測(cè)點(diǎn)平面布置圖見圖8。

圖8 地鐵車站基坑監(jiān)測(cè)點(diǎn)平面布置圖

由于本次模擬未考慮基坑開挖過程，僅考慮土體回填過程對(duì)地鐵車站的影響，故監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)僅選取了基坑底部ZCZ-1、ZCZ-2、ZCZ-3 3點(diǎn)。選取2016年11月基坑開挖完成至2018年1月蓋挖區(qū)兩側(cè)土體回填完成期間基坑底部標(biāo)高變化量進(jìn)行對(duì)比分析。

圖9為車站基坑現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)、靜力分析與動(dòng)力分析結(jié)果對(duì)比曲線。由圖9可知，使用振動(dòng)壓路機(jī)對(duì)蓋板兩側(cè)土體回填并壓實(shí)的過程中，地鐵車站主體結(jié)構(gòu)會(huì)發(fā)生較大的不均勻沉降。不論是靜力分析[10-11]還是動(dòng)力分析，車站基坑底部的整體沉降均與實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)吻合，采用靜力分析法得到的數(shù)據(jù)可能會(huì)偏大，動(dòng)力分析法得出的數(shù)據(jù)與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)較為接近。這表明本文所采用的動(dòng)力分析法數(shù)值模擬是可行的,且較之靜力分析更為合理。

圖9 地鐵車站基坑底部模擬數(shù)據(jù)與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比

4 不同振動(dòng)壓實(shí)荷載對(duì)地鐵車站結(jié)構(gòu)的影響

4.1 振動(dòng)壓路機(jī)振動(dòng)次數(shù)對(duì)地鐵車站的影響

為研究振動(dòng)壓路機(jī)振動(dòng)次數(shù)對(duì)地鐵車站結(jié)構(gòu)開裂的影響，選取表4所示的4種工況，對(duì)車站頂板上表面應(yīng)力分布及基坑底部最大沉降差進(jìn)行分析。

表4 不同振動(dòng)次數(shù)工況表

如圖10所示，振動(dòng)壓路機(jī)振動(dòng)次數(shù)所引起的地鐵車站上表面應(yīng)力分布情況是一致的，但是隨著振動(dòng)次數(shù)的增加，車站頂板上表面最大應(yīng)力會(huì)呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)。

a) 工況1

b) 工況2

c) 工況3

d) 工況4

由表5所示，振動(dòng)壓路機(jī)振動(dòng)30次時(shí)，基坑底部土體最大沉降差值達(dá)到最大，而振動(dòng)60次時(shí)土體的沉降差反而降低到比振動(dòng)5次時(shí)的數(shù)值還小。這可能是由于土體較為松散時(shí)，隨著振動(dòng)次數(shù)的增加，土體以塑性變形為主，且其變形量較大；而隨著土體密實(shí)度的提高，土體塑性變形量減小，且振動(dòng)次數(shù)的增加對(duì)土體變形量影響較小。

表5 不同壓實(shí)次數(shù)下車站頂板上表面最大應(yīng)力和基坑底部最大沉降差

4.2 振動(dòng)壓路機(jī)名義振幅對(duì)地鐵車站的影響

如表6所示，選取1.2 mm、1.5 mm、1.8 mm等3種不同名義振幅，分別在振動(dòng)頻率為30 Hz，振動(dòng)次數(shù)為5、10、30、60次的條件下，研究名義振幅對(duì)地鐵車站的影響。

表6 不同名義振幅工況表

由圖11 a)可知，車站頂板上表面最大應(yīng)力值隨著名義振幅的增大而逐漸增加；當(dāng)名義幅值為1.2 mm時(shí)，振動(dòng)壓路機(jī)振動(dòng)5次造成的最大應(yīng)力值約為0.519 MPa；當(dāng)名義幅值為1.5 mm時(shí)，頂板上表面最大應(yīng)力值約為0.545 MPa，僅比名義幅值為1.2 mm時(shí)增加了約4.7%；而名義幅值為1.8 mm時(shí)，車站頂板最大應(yīng)力值達(dá)到了0.656 MPa，較名義振幅為1.2 mm時(shí)增幅高達(dá)26.3%。

由圖11 b)可知，除振動(dòng)30次外，在名義振幅為1.2 mm時(shí)，振動(dòng)5、10、60次時(shí)的基坑底部土體最大沉降差較為接近，均接近20 mm。但隨著名義振幅的增加，不同振動(dòng)次數(shù)下基坑底部的最大沉降差變化規(guī)律相差較大。振動(dòng)次數(shù)為30次時(shí)，隨著名義振幅的增加，基坑底部的最大沉降差呈現(xiàn)出較大的增長(zhǎng)，從名義振幅為1.2 mm時(shí)的23.28 mm增加到名義振幅為1.8 mm時(shí)的41.48 mm，增幅接近1倍；而當(dāng)振動(dòng)次數(shù)為60次時(shí)，隨著名義振幅的增加，基坑底部最大沉降差值變化不大，僅由名義振幅為1.2 mm時(shí)的19.87 mm增加到名義振幅為1.8 mm時(shí)的21.05 mm。

a) 頂板上表面最大應(yīng)力

b) 基坑底部最大沉降差

4.3 振動(dòng)壓路機(jī)振動(dòng)頻率對(duì)地鐵車站的影響

如表7所示，選取2 Hz、5 Hz、10 Hz、20 Hz、30 Hz等5種不同振動(dòng)頻率，分別在名義振幅為1.2 mm，振動(dòng)次數(shù)為5、10、30、60次的條件下，研究不同振動(dòng)頻率對(duì)地鐵車站的影響。

表7 不同振動(dòng)頻率工況表

由圖12可知，隨著振動(dòng)頻率的增加，地鐵車站頂板上表面最大應(yīng)力值與基坑底部最大沉降差值均呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)；當(dāng)振動(dòng)頻率為10 Hz時(shí)，車站頂板上表面最大應(yīng)力約是振動(dòng)頻率為2 Hz時(shí)的1.25倍，而基坑底部土體最大沉降差值約是振動(dòng)頻率為2 Hz時(shí)的1.5倍。

a) 頂板上表面最大應(yīng)力

b) 基坑底部最大沉降差

由此可見，該基坑底部土體存在一個(gè)合適的共振頻率范圍，在此共振頻率范圍內(nèi)，土體會(huì)得到充分壓實(shí)使得沉降差擴(kuò)大，從而導(dǎo)致車站頂板上表面拉應(yīng)力增加產(chǎn)生開裂；而當(dāng)基坑底部土體超過該頻率后，由于土體過于密實(shí)其相對(duì)沉降差會(huì)減小，車站頂板上表面拉應(yīng)力亦會(huì)隨之減弱。

5 結(jié)論

1) 靜力模擬和動(dòng)力模擬整體趨勢(shì)類似并與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)吻合，但靜力模擬數(shù)據(jù)明顯偏大，而動(dòng)力分析更為準(zhǔn)確。

2) 對(duì)振動(dòng)壓路機(jī)振動(dòng)壓實(shí)荷載影響較大的主要是其名義振幅與振動(dòng)頻率，振動(dòng)次數(shù)對(duì)基坑底部沉降差的影響較小。

3) 當(dāng)土體比較松散時(shí)，在振動(dòng)壓路機(jī)振動(dòng)碾壓下，基坑底部土體的變形量較大，且其隨著壓實(shí)次數(shù)的增加而逐漸增大；而隨著土體密實(shí)度的提高，土體在振動(dòng)壓實(shí)下變得更為密實(shí)，基坑底部沉降量會(huì)隨著壓實(shí)次數(shù)的增加而降低。

4) 振動(dòng)次數(shù)與振動(dòng)頻率的增加均會(huì)使得基坑底部最大沉降差呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，而最大沉降差會(huì)隨著名義振幅的增加而增大。

5) 當(dāng)振動(dòng)壓路機(jī)振動(dòng)頻率為10 Hz、名義振幅為1.8 mm時(shí)，土體最大沉降差值最大，使局部蓋挖后填區(qū)車站主體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生應(yīng)力集中，承受較大拉應(yīng)力，可能使得頂板發(fā)生開裂。