地鐵車站逆作法施工中鋼支撐設計參數優化分析

尉勝偉

(蘇州軌道交通有限公司,江蘇蘇州 215006)

1 工程概況

新蘇州站是一座集鐵路、城市軌道、城市道路交通換乘功能于一體的現代化大型交通樞紐,位于蘇州市平江新城,地上2層、地下3層,建筑面積85 717 m2。地鐵換乘車站位于火車站站房與高架候車廳正下方,要求同期建設完成。地上兩層及地下一層為站房使用,地下二層、負三層為地鐵車站,地鐵站采取暗挖逆作法施工,開挖面積為3 278 m2,自負一層地面開挖深度為13 m左右,兩端局部端頭井深度為15 m,地鐵站基坑四周的800 mm厚地下連續墻不僅作為圍護結構,還作為站房主體基礎結構。

本工程施工內容多,涵蓋了“鐵路橋梁、車站房建、市政地鐵”三大類,施工任務重,專業工種多,工序交叉紛繁復雜,施工總工期為29個月,工期較緊。此外,周邊環境復雜,多單位施工,有線路、路基、四電、雨棚、站前廣場、市政高架橋梁、配套房屋等工程同時施工,作業面緊密相連且相互交叉,存在相互間的干擾和制約。

本工程軟土地質土方開挖難度大,安全事故易發點多。地下一層基坑開挖面積近4萬 m2,根據國鐵站房和地鐵站的功能要求,基坑深淺不一,負一層基坑深約10.5 m,且在大基坑中還有地鐵站基坑的二次開挖,是典型的坑中坑施工。地下二層基坑深約17.5 m,地下三層基坑深約23.4 m。對開挖順序、分層、行車路線等均提出嚴格要求。

本工程的工程地質水文地質條件如下。

(1)工程地質條件

基坑開挖深度范圍內的土層主要為人工填土、③1層硬～可塑黏土、③2層軟～可塑粉質黏土、④2層軟～流塑粉質黏土、④3層稍～中密粉砂夾粉質黏土、④5層軟～流塑粉質黏土及⑤1層黏土；圍護結構插入土層為⑥3a層粉質黏土或⑥3c層粉質黏土。

(2)水文地質條件

微承壓水：主要為④3粉土夾粉質黏土,局部夾較多粉質黏土,其透水性及賦水性一般～中等。該含水層埋深及厚度均有一定變化,埋深在6.80～12.20 m,厚度在1.30～6.50 m。據區域資料[1],蘇州市歷年最高微承壓水頭高程為1.74 m,最低承壓水頭高程為0.62 m。

承壓水：主要為⑥2粉土夾粉質黏土,局部夾較多粉質黏土,其透水性及賦水性一般～中等。該含水層埋深及厚度均有一定變化,埋深在29.00～34.90 m,厚度在3.90～10.50 m,為對車站施工影響較大的含水層。該含水層的補給來源主要為承壓水的越流補給及地下徑流補給。承壓水頭埋深在2.80 m左右,承壓水頭相應高程在-1.32 m左右,據區域資料,年變幅為1 m左右。

2 原設計方案分析

2.1 設計方案

地鐵站采用地下連續墻作為圍護結構,并與內襯墻形成疊合結構,且是火車站站房柱的基礎,設計地下連續墻厚800 mm。根據工期安排,為盡可能縮短施工周期,兩層地鐵站采用逆作法施工,利用負一層板、負二層板作為基坑開挖期間的支撐系統,并在負三層內土方開挖時設臨時鋼支撐,間距3 m,地鐵車站剖面如圖1所示。

圖1 地鐵站剖面及地質分布(單位：mm)

2.2 原方案中制約工期的節點

本工程采用逆作法施工的目的是在要求工期內同時完成站房和地鐵車站的結構工程[2],原設計中,為保障施工中基坑的安全,在負三層設置了間距3 m的鋼支撐。在逆作土方開挖時,需采用長臂挖機與小挖機配合作業,施工操作空間因支撐間距過密而嚴重不足,機械臂不能自由旋轉,制約了挖土工效,且所用鋼支撐僅能從出土口吊放入坑內,然后水平運輸進行安裝和拆卸,對施工工期也存在很大制約,如圖2所示。

圖2 逆作法基坑開挖示意(高程為絕對高程)

3 逆作法施工中支撐參數優化的依據

要優化逆作施工條件,加快施工進度,需在保質保安全的前提下,對外部及內部工況進行分析,掌握合理充分的依據,經過科學的模擬驗算,才可實施支撐的增減。因此,在負二層逆作施工過程中,加強對各項數據的收集整理并進行分析,然后進行優化完善。

3.1 承壓水對基坑影響的分析

根據地下連續墻基底高程為-50.3～-56 m,理論上已將場地周邊與基坑內的微承壓水和承壓水層隔斷,無外部承壓水向內補給的工況。為驗證承壓水是否存在因連續墻的墻體質量缺陷而有繞流現象,避免造成基坑施工安全隱患。在前期地鐵站降水設計時,均勻布設4口降壓井對承壓水進行降排,通過觀測其水位回升速度從而判定承壓水層部位的連續墻質量。降壓井于2008年12月進行抽水試驗,水位下降至-23 m,后經檢測,水位基本未有回升,8個月后降壓井水位高程為-20 m左右。據此可確定承壓水層被地下連續墻有效隔斷。

3.2 地下連續墻體質量確定

通過基坑負二層的開挖,對所有連續墻質量進行檢測,開挖完成后,所有外露的墻體混凝土密實,鋼筋無外露現象,墻面平整度良好,觀感質量優；根據其28 d的試塊檢測,其強度平均值為45.24 MPa,強度符合設計要求；墻幅間采用的H型鋼接頭性能良好,整體性強,無滲漏；墻體位置經實測實量,與原成槽時定位基本一致,無侵限。

根據2008年地下連續墻施工時的記錄資料,初始幅連續墻成槽及澆筑混凝土時,槽壁發生坍塌,范圍在地面以下17 m的范圍之內,槽壁在17 m以下基本未有變形,后經采取高壓旋噴樁進行槽壁加固,成槽質量獲得理想效果,因此結合目前已開挖部分的墻體質量,可以基本確定在高程-15 m以下的墻體質量會更有保障。經第三方對地下連續墻結構進行檢測,墻體質量均為Ⅰ類。

3.3 負二層施工過程中監測情況

在負二層開挖過程中,委托第三方對地下連續墻在基坑土方開挖過程中的墻體變形進行全過程監測。根據數據統計,監測點墻體累計變形2～3 mm,遠小于設計文件規定的最大水平位移≤0.14%H(H為基坑開挖深度,這里為7 m)的標準,可判定連續墻自身剛度很大,質量良好。

根據以上幾個方面的分析和結論,在負三層基坑施工中,支撐體系存在可優化的空間。

4 鋼支撐設計參數的優化驗算

4.1 計算模型及參數

結合地鐵車站的結構特點,建立平面應變數值計算模型,并作以下幾個方面的考慮。

①連續墻圍護結構、各層底板采用板單元模擬,計算結構單元的彎矩與軸力。②鋼支撐采用錨桿單元模擬,只計算軸力,不計算彎矩。③土體采用15節點的三角形實體單元模擬,并選用H-S本構模型[3],即硬化塑性模型,該模型為能較好地模擬包括軟土和硬土在內的不同類型土體行為的先進模型。④結構單元與實體單元間設置接觸單元,接觸面剛度用強度折減系數R來模擬,根據計算經驗,確定地下連續墻與土體之間的接觸剛度系數Rinter=0.6。

數值計算過程根據本工程逆作施工工序分為10步：①計算初始應力狀態；②施作地下連續墻；③施作負一層板；④開挖負二層土體,每步開挖不超過3 m；⑤施作負二層板；⑥開挖負三層土體到鋼支撐位置；⑦施作鋼支撐；⑧繼續開挖負三層土體到底板位置；⑨施作負三層板；⑩拆除鋼支撐。

計算尺寸根據基坑開挖深度和寬度,并考慮邊界效應的影響。基坑寬28 m,連續墻最大深度44 m,考慮左右兩側邊界效應各再取30 m,圍護結構底部以下再取20 m。最終計算模型深度方向64 m,寬度方向88 m。模型底部x、y雙向約束,模型左右兩側x方向約束,模型頂部為自由邊界。計算示意如圖3所示。

圖3 計算示意(單位：m)

結構和土體的數值計算參數列于表1、表2。土體的計算參數是將地層參數相近的相鄰亞層合并后的取值。土壓力計算時,土體的側壓力系數按表1中靜止側壓力系數取值,為極大值,偏安全。

表1 土體材料的計算參數

表2 結構的計算參數

4.2 計算結果及分析

為建立既能準確模擬工程結構條件,又適當簡化的合理數值計算模型。計算分析前,首先對底板與立柱的連接方式、是否考慮連續墻上站房柱荷載的影響、以及是否考慮連續墻外側城際鐵路橋梁樁基的影響等因素進行了對比分析。結果表明：上述各對比工況中連續墻的變形與內力曲線規律相一致,板與立柱的連接關系對連續墻的變形和內力規律影響較小；考慮連續墻上站房柱豎向荷載時,連續墻的水平變形、最大負彎矩稍有減小,而最大正彎矩變化不大；考慮連續墻外側的樁基影響時,連續墻的水平變形、最大負彎矩稍有減小。因此,從安全出發,在計算模型中,將各層底板與立柱的連接當成鉸接處理,且不計入連續墻上的豎向荷載作用和連續墻外側樁基的遮攔影響。

圖4～圖6對比了負三層鋼支撐間距為6、3 m及不設支撐時,連續墻的變形與內力圖。圖中第一步開挖為施工完負二層,第二步開挖為施工到鋼支撐位置,第三步開挖為施工到負三層底板。

從圖中可以看出,隨著基坑開挖深度加大,連續墻變形逐漸增大,且最大變形均發生在當前開挖深度附近。隨著鋼支撐拆除,連續墻的最大變形位置有所上升,而變形量變化較小。此外,從彎矩圖可以看出,基坑開挖過程中,最大負彎矩出現在負二層板所在位置,且隨著基坑開挖深度加大和拆除鋼支撐,負彎矩均有所增大。基坑開挖到坑底時,最大正彎矩出現在坑底附近。隨著施工完負三層底板、拆除鋼支撐后,最大正彎矩位置有所上升,但正彎矩值增加較小。

圖4 鋼支撐間距為6 m時連續墻的變形、內力曲線

圖5 鋼支撐間距為3 m時連續墻的變形、內力曲線

圖6 無鋼支撐時連續墻的變形、內力曲線

圖7給出了鋼支撐在不同間距條件下,連續墻在施工過程中的最大變形、彎矩對比曲線。

圖7 不同鋼支撐間距對連續墻的變形與內力影響

從圖7中可以看出,隨著鋼支撐間距增加,連續墻的最大變形、最大負彎矩、最大正彎矩均有所增大。鋼支撐的間距從3 m增加到6 m,以及不設鋼支撐情況下,連續墻的最大水平變形從12.9 mm增加到14.6、19.7 mm；最大負彎矩從622.6 kN·m/m增加到689、985.5 kN·m/m；最大正彎矩從630.6 kN·m/m增加到700、953.3 kN·m/m。

此外,隨著鋼支撐間距增加,支撐的軸力也增大,支撐間距從3 m增加到6 m,鋼支撐的軸力從1 154.4 kN增大到1 746 kN。

根據該工程連續墻的配筋圖和混凝土結構設計原理[4],計算得到連續墻正截面抗彎極限承載力為1 445 kN·m/m(開挖側)、722.5 kN·m/m(迎土側),均大于鋼支撐間距為6 m時連續墻實際承受的最大正負彎矩值。另外,根據水平向配筋計算得到連續墻水平抗彎極限承載力為200.3 kN·m/m,大于鋼支撐間距為6 m時連續墻實際承受的最大水平彎矩值(160.3 kN·m/m)。而支撐間距取6 m時鋼支撐的軸力計算值均不超過2 000 kN,低于支撐軸力設計值。

5 施工過程的數據監測

為了及時收集、反饋和分析周圍環境及圍護結構在施工中的變形信息,實現信息化施工,確保施工安全。根據施工現場環境條件、設計單位確定的監測內容要求,確定以下幾方面監測內容。

支承軸力：采用鋼弦式軸力計及VW-1型頻率接收儀進行監測,了解逆作法土方開挖及結構施工中,支撐的軸力大小及其變化情況并進行分析,對圍護結構是否安全進行判斷。

圍護結構水平位移：采用SINCO水平測斜儀與預埋于放入連續墻內測斜管進行監測,了解逆作法土方開挖及結構施作中圍護結構在不同深度處的水平位移情況并進行分析,對圍護結構是否安全進行判斷。

經對開挖及結構施工中的監測數據分析,鋼支承軸力最大值為731.42 kN,遠低于2 000 kN的支撐軸力設計值；連續墻的水平變形最大值為13.68 mm,均不超過設計文件規定的最大水平位移≤0.14%H(H為基坑開挖深度,這里為15 m)的標準。

6 綜合比較分析

(1)經濟分析

鋼支撐由3 m間距合理優化為6 m,可減少支撐35道,節約租賃、運輸、安裝、拆卸等費用約25.7萬元；

(2)工期分析

支撐間距增大1倍,方便機械化作業,使機械的施工工效得到極大提高,同時減少了35道支撐安設拆卸時間,可提前工期28 d。

7 結論

針對火車站站房與地鐵車站同步實施以及地鐵車站采用逆作法施工的特點,結合現場施工量測,對地鐵站的鋼支撐支護方案進行了優化分析。既保證了地鐵站逆作法施工與上部火車站建筑物的安全施工,又取得了明顯的經濟效益并節約了建設工期。現場施工過程中連續墻的變形在21 mm之內,達到了預期分析的目標。

[1]繆曉圖.蘇錫常地區孔隙Ⅱ承壓水開采條件與水、土應力平衡探討[J].江蘇地質,2004,28(4):233-237.

[2]夏明耀,曾進倫.地下工程設計施工手冊[M].北京：中國建筑工業出版社,1999．

[3]李曉晶.淺析某蓋挖逆作地鐵車站的圍護結構形式[J].鐵道標準設計，2007(3)：81-82.

[4]P,B.J.Brinkgreve. PLAXIS 2D-Version 8 Reference Manual[M]. Netherlands: A.A.Balkema Pubfishem, 2002．

[5]GB50010—2002,混凝土結構設計規范[S]．