彭智勇， 楊秀仁, *， 黃美群， 林 放， 楊 明

(1. 北京城建設計發(fā)展集團股份有限公司， 北京 100037； 2. 城市軌道交通綠色與安全建造技術國家工程研究中心， 北京 100037)

0 引言

預制裝配式地下車站結構通過構件裝配、接頭連接而成。與現(xiàn)澆連續(xù)結構相比，預制裝配式這種多體非連續(xù)結構受力和變形更為復雜[1]，同時其復雜性也表現(xiàn)在預制裝配式地下車站施工的全過程，每一階段的施工對結構內(nèi)力、變形都有著不同的影響，這種影響對預制裝配式地下車站的結構設計與施工至關重要。因此，為確保裝配式車站結構在施工過程中的安全與穩(wěn)定，有必要展開預制裝配式地下車站結構施工全過程力學行為研究，為預制裝配式地下車站結構設計及施工提供參考。

從預制裝配式地下車站施工全過程的角度看，目前針對明挖預制裝配式地下車站結構施工方面的研究已有一些，例如： 文獻[2]介紹了俄羅斯裝配式地下車站的建造技術，重點關注其在施工建造過程中的實現(xiàn)； 王明年等[3]介紹了國外裝配式車站的建造方案，并通過荷載-結構模型展開了二維結構計算分析；陳久恒[4]對國內(nèi)首座預制裝配式地下車站施工全過程的技術要點展開了討論； 楊秀仁[5]基于長春地鐵車站，從結構設計的角度，利用荷載-結構模型分析了預制裝配式地下車站結構施工過程中的內(nèi)力及變形規(guī)律。本文在此基礎上，考慮圍巖與結構的共同作用，利用ABAQUS有限元分析軟件，建立三維精細化地層-結構模型，對預制裝配式地下車站結構的施工全過程進行模擬，分析不同施工階段結構的力學行為，以期研究結果為預制裝配式地下車站的結構設計及施工提供指導。

1 工程背景

車站的主體結構為預制裝配式結構，頂板埋深 4.5 m，底板埋深21.4 m，水位埋深為地下2.0 m，車站所在地層物理力學參數(shù)見表1。

表1 地層物理力學參數(shù)

構件混凝土強度等級為C50，構件間采用注漿式榫槽連接[6]，榫槽間隙用特殊連接材料充填，榫槽連接外部設置加力棒加強接頭連接強度[6]。

預制裝配式地下車站主要施工過程如表2所示。

2 模型建立

根據(jù)預制裝配式地下結構施工過程，按地層-結構模型采用ABAQUS有限元軟件建立三維數(shù)值計算分析模型，建立的計算模型如圖1所示。裝配式結構模型由A塊、B1塊、B2塊、C1塊、C2塊、D塊、E塊7塊構件以及中板、中柱等相關內(nèi)部結構組成，構件內(nèi)部設有空腔[7]；采用實體單元模擬接頭接縫位置的5 mm注漿層。車站環(huán)寬2 m，模型整體尺寸X×Y×Z=150 m×70 m×2 m，最大單元尺寸0.5 m，最小單元尺寸5 mm，單元數(shù)1 650 183，節(jié)點數(shù)1 758 558，計算結果為環(huán)寬2 m的計算結果。

表2 預制裝配式地下車站主要施工過程

(a) 裝配式結構 (b) 地層-結構模型

(c) 各分塊結構剖面圖及接頭接縫處注漿層(黃色)

模型假定條件： 1)未考慮結構與土體之間的接觸關系，按共節(jié)點考慮； 2)未考慮結構縱向效應的影響，按單環(huán)考慮； 3)未考慮結構拼裝誤差和精度的影響； 4)未考慮加力棒的作用。

地層-結構模型中，地層土體單元采用摩爾-庫侖模型[8]，參數(shù)根據(jù)車站地層參數(shù)取值；車站結構實體單元本構采用彈性模型，構件和中柱彈性模量按C50、中板按C40軸心抗壓強度[9]取值，中板與側墻、柱子與底板、中柱與中板之間的連接均為剛性連接； 接頭間注漿層按實體單元模擬，注漿材料按彈性材料考慮，其強度值根據(jù)材料試驗應力-應變曲線彈性階段的斜率取值[10]；側壁回填混凝土液態(tài)時彈性模量按1 Pa取值，固態(tài)時按C25取值。模型邊界前后左右按僅約束法向水平位移、底部僅約束豎向位移設置。地層埋深根據(jù)實際設計埋深4.5 m取值，地下水位按照設計常水位2 m考慮。錨桿按桿單元模擬。

結構內(nèi)力分析斷面如圖2所示。根據(jù)實際施工過程，主要模擬了拼裝成環(huán)、側壁回填、頂部回填、道床澆筑、中板施作、水位恢復和遠期使用等7個主要施工階段。

3 施工力學行為分析

3.1 施工過程中結構內(nèi)力及變形結果分析

3.1.1 內(nèi)力結果分析

通過計算分析可知： 從幅值和分布角度看，彎矩受結構施工影響比軸力、剪力更敏感。本文重點針對主要施工階段的結構彎矩分布特點，展開施工力學行為分析。提取到的遠期使用階段局部斷面彎矩如圖3所示。

圖2 結構內(nèi)力分析斷面

若箭頭按右手法則沿Z軸正向旋轉，則彎矩為正。

通過計算分析得到主要施工階段各斷面彎矩分布，結果如圖4所示。主要施工階段最大彎矩變化幅度統(tǒng)計見表3。

由圖4可以看出： 1)在拼裝成環(huán)階段，由于只受到結構自重的影響，結構彎矩較小，最大值為1 263 kN·m； 2)在側壁回填階段，結構彎矩受到固化前液態(tài)混凝土填筑的影響，分布區(qū)域有所調(diào)整，但整體變化幅度不大，最大值為1 788 kN·m，較拼裝成環(huán)階段增加41.6%； 3)在頂部回填階段，由于頂部豎向荷載的影響，拱頂彎矩有較大增長，此階段結構彎矩最大值為5 945 kN·m，位于斷面9(B1塊，側墻與底板交匯區(qū)域)，較前一階段增加了232.5%； 4)在道床澆筑和中板施作階段，結構彎矩變化幅度不明顯，最大彎矩分別為5 669 kN·m和5 554 kN·m； 5)在水位恢復階段，結構彎矩繼續(xù)增大，最大值為5 982 kN·m，較前一階段又增加了7.7%； 6)在遠期使用階段，結構彎矩變化不明顯，彎矩最大值為5 984 kN·m。

圖4 主要施工階段各斷面彎矩分布圖

表3 主要施工階段最大彎矩變化幅度統(tǒng)計

分析不同施工階段彎矩變化可以看出，頂部回填對結構彎矩影響最大，水位恢復在頂部回填影響的基礎上，使得結構彎矩又有進一步的增加。因此，水位恢復也是對結構內(nèi)力影響的重要因素。

由表3可知： 1)從較前一階段彎矩變化幅度來看，彎矩變化幅度最大階段在頂部回填階段； 2)從與拼裝成環(huán)階段對比的累積變化幅度來看，頂部回填階段至遠期使用階段，彎矩增加幅度基本在349%～374%，可以看出，后續(xù)施工階段結構的彎矩值主要繼承了頂部回填階段的施工力學影響。

分析施工全過程的彎矩變化可以發(fā)現(xiàn)： 1)在拼裝成環(huán)階段，彎矩分布較為平緩； 2)在側壁回填階段，結構彎矩開始在C塊區(qū)域增大； 3)頂部回填后，使得結構彎矩在拱頂內(nèi)側、拱肩外側、底板兩端外側呈現(xiàn)明顯增大的情況； 4)道床澆筑和中板施作階段對結構的內(nèi)力影響不大； 5)當水位恢復時，結構特別是底板兩端的彎矩有較大增加； 6)在遠期使用階段，結構彎矩無明顯變化。

3.1.2 變形結果分析

通過提取模型拱腳和拱頂內(nèi)側位置的變形結果可以發(fā)現(xiàn)： 結構在施工過程中呈現(xiàn)頂拱向下、推動兩側墻C塊向外擴的趨勢，且每階段各有不同。不同施工階段結構變形情況如圖5所示。

(a) 拱腳水平收斂

(b) 拱頂沉降

由圖5分析可知：

1)側壁回填階段，由于液態(tài)混凝土的側推作用以及頂拱暫未覆土，拱腳向外的水平收斂變形較小，為2.96 mm；拱頂沉降也相對較小，為7.04 mm。

2)當頂部覆土后，拱腳向外的相對水平收斂變形明顯增大，為7.40 mm，拱頂沉降也增大到14.60 mm(滿足豎向撓度小于l/400的要求[9]，其中l(wèi)為結構跨度)，對結構變形影響明顯。

3)道床澆筑和中板施作階段的拱腳水平收斂和拱頂沉降受到頂部回填階段的累積效應，對結構的實際變形影響不大。

4)水位恢復階段，由于受到水壓力握裹作用，拱腳水平收斂減小到6.76 mm，較前一階段減小7.9%；拱頂沉降減小到11.86 mm，較前一階段減小17.5%。因此此階段對結構的變形影響較大。

5)遠期使用階段，錨桿失效，土壓力逐漸作用到結構上，使得拱腳水平收斂進一步減小，但變化幅度不大；拱頂沉降也相應減小。此階段屬于水位恢復累積影響的延續(xù)，對結構的變形有影響但影響不大。

分析不同施工階段結構變形結果可知： 1)頂部回填階段對結構變形影響較大，頂部回填階段較前一階段拱腳水平收斂增加150%，拱頂沉降增加107%，是決定結構變形的主要階段，因此拱頂上部荷載對裝配式車站結構有重要影響； 2)水位恢復階段和遠期使用階段可使結構的拱腳水平收斂變形和拱頂沉降減小，有利于結構變形調(diào)整?？傮w上可以看出，結構在各階段的變形屬于頂部回填階段的累積影響。

3.2 施工階段特殊節(jié)點受力分析

從施工階段結構的彎矩變化可以發(fā)現(xiàn)，拼裝成環(huán)階段和側壁回填階段的彎矩分布異于其他階段，雖然幅值比其他階段小，但由于結構在此2階段暫未完全與圍護結構和地層發(fā)生約束關系，結構的穩(wěn)定性能更需重點分析。

3.2.1 拱腳受力

經(jīng)數(shù)值分析發(fā)現(xiàn)，拼裝成環(huán)后側壁未回填前，在自重條件下結構拱腳處分別產(chǎn)生了約447 kN和457 kN的水平推力，如圖6所示。因此，有必要在此處設置拱腳支撐，以降低拱頂對結構變形及內(nèi)力的影響。本文按設置絲杠和未設置絲杠分別建模分析拼裝成環(huán)階段結構的彎矩，結果如圖7所示。

圖6 自重狀態(tài)下的拱腳推力(單位： N)

圖7 拼裝成環(huán)階段設置絲杠與未設置絲杠時的結構彎矩

由圖7可知，相比設置絲杠，未設置絲杠時拱頂和側墻處的彎矩有明顯增加，其中，拱頂彎矩由1 103 kN·m增大到2 184 kN·m，增大幅度為198%?？梢娊z杠對拼接成環(huán)階段結構的調(diào)幅作用明顯。

3.2.2 側壁分層回填對結構變形的影響

側壁回填階段，填筑的混凝土會經(jīng)歷從流動狀態(tài)到固態(tài)的轉變過程。混凝土填筑到側墻壁后時呈液態(tài)，會對結構產(chǎn)生水平推力。按側壁回填1次完成和側壁回填分4次完成(每次填筑待混凝土固化后再填筑下1層，分4次填筑)分析結構的變形，結果如表4所示。

表4 側壁分層回填對結構變形的影響

表4中： 拱腳水平收斂為結構拱腳的水平變化量，正值代表結構拱腳水平相對變形在增大，負值代表結構拱腳水平相對變形在減?。还绊敵两禐榻Y構拱頂?shù)呢Q向變形，正值為拱頂沉降，負值為拱頂抬升。

按側壁1次回填完成計算，結構拱腳水平收斂為1.23 mm，相對4次回填減小了141%；側壁1次回填下結構拱頂沉降為2.06 mm，相對4次回填減小了71%。

通過分析數(shù)據(jù)可以看出： 在側壁高度一定的情況下，側壁1次回填時，填筑的流動狀態(tài)的混凝土比分4次填筑的高度大，對側壁產(chǎn)生的水平推力也大，因此使得結構側壁向車站內(nèi)部變形的趨勢更明顯，拱腳水平方向上有明顯的向內(nèi)變形；拱腳向內(nèi)變形的同時使得拱頂有向上抬升的趨勢，從而呈現(xiàn)出1次回填比4次回填拱頂沉降小的狀態(tài)。

雖然1次回填較4次回填對結構的變形影響小，但由于此階段拱頂無荷載作用，結構的水平內(nèi)縮可能導致拱頂過度抬升，使得結構失穩(wěn)。側壁回填1次和4次澆筑方式下結構變形云圖分別如圖8和圖9所示。從圖8和圖9可以看出，側壁1次回填相對于4次回填拱頂有抬升趨勢，嚴重影響施工安全，因此必須避免1次回填的情況，并應根據(jù)現(xiàn)場情況盡量多次分層回填。此處分層回填是指前一層固化后，再開始下一層的回填工作。

(a) 拱腳水平收斂

(b) 拱頂沉降

4 現(xiàn)場實測驗證

為驗證模型分析的可靠性，在長春地鐵2號線捷達大路站點完成了預制裝配式地下車站施工全過程現(xiàn)場測試，測試現(xiàn)場如圖10所示。針對結構內(nèi)力，主要在結構拱頂、拱肩、拱腳(D塊、E塊)、側墻(C1塊、C2塊)和底板(A塊、B1塊、B2塊)等關鍵斷面的迎土側、背土側分別布置了混凝土應變計。在拼裝成環(huán)階段到道床澆筑階段每h采集1次數(shù)據(jù)，道床澆筑后調(diào)整為每4 h采集1次。

(a) 拱腳水平收斂

(b) 拱頂沉降

圖10 測試現(xiàn)場

在不同施工階段，提取拱頂和拱腳關鍵截面迎土側和背土側的混凝土應變實測結果，與數(shù)值計算結果進行對比，如圖11所示。

Ⅰ截面(對應數(shù)值模型24斷面)位于結構拱頂，在施工過程中迎土側受壓，背土側受拉，這一趨勢與數(shù)值計算結果一致；同時，頂部回填階段Ⅰ截面拉壓應變均有明顯增加，其中，拉應變增加266%，最大值為139με(微應變)，壓應變增加104%，最大值為-149με；頂部回填階段后的施工階段截面應變基本無變化，變化趨勢與同位置數(shù)值計算結果一致。

(a) Ⅰ截面迎土側

(b) Ⅰ截面背土側

(c) Ⅱ截面迎土側

(d) Ⅱ截面背土側

Ⅱ截面(對應數(shù)值模型31斷面)位于結構拱腳，在施工過程中迎土側受拉，背土側受壓，這一趨勢與數(shù)值計算結果一致；同時，頂部回填階段Ⅱ截面拉壓應變均有明顯增加，其中，拉應變增加38%，最大值為99με，壓應變增加216%，最大值為-136με； 頂部回填階段后的施工階段截面應變基本無變化，變化趨勢與同位置數(shù)值計算結果一致。

由于采用地層-結構模型，與常規(guī)荷載-結構模型相比，結構頂部地層產(chǎn)生的荷載不會像荷載-結構模型外荷載一樣全部作用在結構上，因此，導致覆土回填后頂板跨中23點、底板跨中1點彎矩偏小。通過23點旁的24點(23點對應位置沒有預埋混凝土應變計)對應的現(xiàn)場實測同位置混凝土應變值(迎土側-149με和背土側139με)，按初等梁平截面假定計算該截面的彎矩值，結果與數(shù)值計算結果基本一致。

拼裝成環(huán)和側壁回填階段局部應變數(shù)值計算結果與實測結果相差較大，這是由于數(shù)值計算模型按單環(huán)模擬所致。在拼裝成環(huán)和側壁回填階段，結構周圍約束區(qū)未完全形成，實際現(xiàn)場結構和相鄰環(huán)連接形成了整體效應，而數(shù)值模型由于按單環(huán)模擬缺乏整體效應，使得數(shù)值計算結果出現(xiàn)飄移；在后期施工階段，結構周圍約束區(qū)形成后，空間效應的差異減弱，數(shù)值計算結果與現(xiàn)場實測結果逐漸接近?？傮w上看，各施工階段數(shù)值計算結果和現(xiàn)場實測結果的變化趨勢基本相同。

綜上可知，關鍵位置的數(shù)值計算結果與現(xiàn)場實測結果基本一致，驗證了模型的可靠性。

5 結論與建議

本文以長春地鐵2號線捷達大路站預制裝配式地下車站工程為背景，利用ABAQUS軟件建立三維精細化地層-結構模型，模擬分析不同施工階段結構的力學行為，并通過現(xiàn)場實測結果，驗證了數(shù)值模擬的準確性。得到的結論如下：

1)從初始拼裝成環(huán)到遠期使用階段，結構彎矩在D塊、E塊拱頂和拱肩，A塊跨中，B塊區(qū)域有逐漸增大的趨勢，施工全過程彎矩最大值為5 984 kN·m，發(fā)生在遠期使用階段的B塊位置(側墻與底板交匯區(qū)域)；結構拱腳水平收斂和拱頂沉降先增大后減小(水平收斂和拱頂沉降分別由側壁回填階段的2.96 mm和7.04 mm增大到道床澆筑階段的7.45 mm和14.63 mm，然后再減小到遠期使用階段的6.60 mm和10.93 mm)，這一現(xiàn)象是由于后期水位恢復和側向土壓力恢復所致。

2)在拼裝成環(huán)階段，拱腳處分別產(chǎn)生約447 kN和457 kN的水平推力，設置絲杠和未設置絲杠條件下拱頂彎矩分別為1 103 kN·m和2 184 kN·m，未設置絲杠使得拱頂彎矩增大198%，說明拼裝成環(huán)階段絲杠的設置對結構內(nèi)力的調(diào)幅作用明顯。

3)在側壁回填階段，側壁回填的分層厚度對結構變形有較大影響，按1次回填計算，結構拱腳水平收斂為1.23 mm，相對4次回填的2.96 mm減小了141%；1次回填時拱頂沉降為2.06 mm，相對4次回填減小了71%。但1次回填可能導致結構拱頂抬升、側墻內(nèi)傾。

4)頂部回填階段是結構內(nèi)力和變形變化幅度最大的階段，最大彎矩較前一階段增加了232.5%，拱腳水平收斂增加了150%，拱頂沉降增加了107%。此階段決定了結構總體上的內(nèi)力和變形，后續(xù)階段結構的內(nèi)力和變形是這一階段的累積。

通過本文研究得到的建議如下： 1)在拼裝成環(huán)階段，拱腳處必須設置絲杠限位，降低拱頂彎矩增大風險； 2)在側壁回填階段，需注意1次回填形成的液態(tài)混凝土對結構水平內(nèi)推的影響，并應采用分層回填的方式避免拱腳水平內(nèi)傾、拱頂抬升； 3)頂部回填階段是結構內(nèi)力和變形變化幅度較快的階段，現(xiàn)場需注意避免偏載、超高堆載，且回填應充分壓實，避免交通恢復時產(chǎn)生過大差異沉降，造成額外重載沖擊。