黃土地區地鐵車站換乘改造施工力學行為研究

李儲軍,王立新,胡瑞青,汪 珂,白陽陽

(1.中鐵第一勘察設計院集團有限公司,西安 710043； 2.陜西省鐵道及地下交通工程重點實驗室(中鐵一院),西安 710043)

引言

隨著我國城市化進程的不斷加快和經濟的日益發展，城市公共交通壓力與日俱增，而地鐵作為大運量的交通運輸工具在緩解城市交通擁堵方面起著至關重要的作用[1-4]，隨著地鐵工程的大量修建和迅猛發展，使得新建地鐵車站與既有地鐵車站銜接并形成整體已成為換乘站設計的一個重要內容。但是由于線網規劃、建設時序等因素，先期建設的地鐵車站未給遠期地鐵車站預留換乘條件或預留換乘條件無法滿足現行客流及規范等相關要求，因此新建車站時需對既有車站結構板墻進行局部破除改造[5-8]。由于車站主體結構板墻開洞后，將導致板墻支承約束條件和傳遞荷載路徑的變化，從而改變車站局部結構的受力狀態[9]，針對既有地鐵車站板墻開洞施工工藝及施工力學行為，國內外眾多專家學者進行了廣泛而深入的研究，并取得了大量的理論與實踐成果。劉元杰[9]通過典型明挖地鐵車站三維數值計算分析總結了板墻開孔尺寸對主體結構內力的變化規律，張長泰[5]、徐斌[6]采用有限元分析程序對施工破除既有側墻方案進行理論分析，并對施工階段監測數據進行回歸分析驗證了施工方案是切實可行的，李昂等[7]通過方案優化、理論分析及數值模擬等方法對單拱獨柱地鐵車站側墻開洞的影響進行分析，并提出了新、舊結構連接的防水設計及施工工藝，吳洪墻[10]總結了在既有運營地鐵站廳層側墻開洞施工中的方法和注意事項。

然而既有研究多采用彈性地基框架(荷載-結構模型)計算模型對板墻開洞施工力學行為進行模擬分析，未考慮結構與地層的共同作用，且既有研究的分析對象多集中于板墻開洞的單一工況，而對鄰近新建換乘廳基坑及換乘通道開挖引起的疊加效應鮮有報道，而往往地鐵車站和橫通道接口部位空間結構受力復雜，孔洞周邊應力集中，是結構的薄弱環節[11]。本文運用有限元程序分析研究黃土地區既有地鐵車站換乘改造的空間施工力學行為，以期為后續類似換乘改造設計和施工提供理論依據和技術支撐。

1 工程概況

西安地鐵2號線南稍門站位于友誼路與長安北路交叉口南側，沿長安北路南北向布置；南稍門站為地下二層島式站臺車站，未預留換乘條件，車站結構采用10 m站臺的雙層單柱雙跨框架結構形式。新建西安地鐵5號線南稍門站位于友誼路與長安北路交叉口西側，沿友誼西路東西向布置，與既有2號線采用“L形”通道換乘方式。為增加換乘能力，在既有2號線車站西側新建地下一層換乘廳，并通過新建換乘橫通道將換乘廳與2號線既有站廳連接，且需在既有車站主體結構站廳層側墻開洞以實現聯通。新建換乘廳與既有2號線南稍門站之間夾土體鋪設有混凝土DN1000雨水管(直埋)和混凝土DN600污水管(直埋)，受場地條件限制及周邊環境等影響[12]，管線遷改困難，因此換乘橫通道考慮采用平頂直墻礦山法隧道斷面形式，施工工法為交叉中隔墻法或雙側壁導坑法，南稍門換乘站總平面如圖1所示，換乘大廳、暗挖橫通道及既有車站剖面關系如圖2所示。

圖1 南稍門車站總平面

圖2 換乘大廳、暗挖橫通道及既有車站剖面關系

2 側墻開洞施工工藝

在地鐵車站進行局部破除改造時，因開洞上端和下端部位約束發生變化，傳遞荷載路徑亦將發生改變，使車站主體結構局部受力變化明顯。為確保既有線結構安全，側墻開洞施工宜遵循“化整為零，隨挖隨支”的原則，即加強圈梁應盡快封閉成環，完成施工過程中結構承載體系的有效轉換與協調變形[5]，當換乘通道施工到既有車站結構外皮位置時，擬對地鐵車站側墻分3次進行破洞施工。

第一步：分段破除圖3(a)中陰影部分墻體I區，破除高度控制在新做頂梁底500 mm左右(柱位處全破除)，架立臨時豎向支撐(I28a工字鋼)，施作洞口邊柱及頂梁端部；第二步：破除圖3(b)中陰影部分墻體Ⅱ區至新做頂梁底500 mm左右，架立臨時豎向支撐；第三步：施作頂梁結構，與先期施工頂梁完成接駁；第四步：待邊柱及頂梁混凝土強度達到設計強度要求后，拆除梁下臨時型鋼支撐以及臨時支撐體系，破除頂梁底剩余墻體，地鐵車站側墻開洞施工步序如圖3所示。

圖3 地鐵車站側墻開洞施工步序(單位：mm)

3 側墻開洞計算工況

因先期建設的既有2號線南稍門站未預留任何換乘條件，為實現與既有站的換乘功能需在既有地鐵車站側墻開洞接入。根據南稍門站遠期預測超高峰小時的換乘客流量，確定換乘橫通道總寬度為15 m，考慮到地鐵車站板墻破除開洞勢必會改變車站局部結構的受力狀態，為保證既有線結構安全，擬分析研究側墻開洞尺寸(5，7.5，15 m)及孔洞凈距(0.5D、1.0D、1.5D)對既有地鐵車站變形特性及受力特征的影響，為既有地鐵車站換乘改造設計和施工提供有益的借鑒和指導。

4 模型建立

4.1 計算模型

運用有限元分析軟件MIDAS/GTS NX建立三維有限元模型，對黃土地區新建換乘廳基坑開挖、橫通道施工及既有車站側墻開洞的空間施工力學行為進行分析研究，數值模擬建模時，模型橫向寬度取165 m，縱向寬度取80 m，豎向高度取35 m，新建暗挖換乘通道埋深4.8 m，污水管混凝土DN600和雨水管混凝土DN1000埋深分別為3.7 m和2.7 m，地層從上至下依次為素填土1-2、新黃土3-1-1、新黃土3-1-3、古土壤3-2-2、老黃土4-1-1及粉質黏土4-4。圍巖、新建換乘廳基坑及既有2號線車站主體結構整體有限元模型如圖4所示，新建換乘廳基坑圍護結構、暗挖橫通道及既有車站主體結構如圖5～圖7所示。基坑水平對撐、冠梁、圍檁、換乘廳與既有車站縱梁及中柱、既有車站側墻開洞臨時型鋼支撐、邊柱及頂梁、地下管線等均采用1D梁單元模擬，超前大管棚采用植入式梁單元模擬，基坑等效地下連續墻及角撐、換乘廳及既有車站板墻等均采用2D板單元模擬，橫通道初支、二襯和土體等均采用3D實體單元模擬，靜力計算時模型底部采用固定邊界條件，模型四周采用法向約束邊界，頂面采用自由變形邊界[13-15]。

圖4 圍巖與地下建(構)筑物整體有限元模型(單位：m)

圖5 新建換乘廳基坑圍護結構

圖6 暗挖換乘通道(平頂直墻+仰拱)

圖7 既有南稍門站主體結構

4.2 計算參數

新建換乘廳基坑圍護結構、橫通道支護結構及換乘廳、既有地鐵車站梁板柱等均采用線彈性本構模型，土體采用修正摩爾庫倫本構模型，超前小導管注漿預加固作用采用等效地層加固方式[16]，考慮到暗挖橫通道施工的時間效應，開挖、支護過程中荷載釋放率分別為30%和70%[17-19]，土層和結構的基本物理力學參數如表1、表2所示。

表1 土層基本物理力學參數

注：①地下連續墻厚度由圍護樁等效剛度計算；②暗挖橫通道不同跨度斷面尺寸；③大管棚壁厚由等效抗彎剛度計算。

5 換乘通道不同開挖跨度下計算結果分析

5.1 變形結果分析

(1)混凝土DN600污水管與混凝土DN1000雨水管

由于新建換乘廳基坑開挖卸載影響，坑周及坑底土體均產生偏向基坑側的位移[20-21]，進而導致既有地鐵車站和雨污水管線的上抬變形及水平側移。

橫通道不同開挖跨度下基坑開挖鄰近地下管線水平變形極值曲線如圖8所示。由圖8可知，地下管線整體表現為水平側移且變化規律基本一致，其中，混凝土DN600污水管和混凝土DN1000雨水管的水平變形極值分別為1.12 mm和0.78 mm。地下管線變形部位均主要發生在基坑范圍，且偏向基坑側，同時基坑開挖至坑底時水平側移量最大；由于基坑圍護結構水平對撐布置不同(即支撐剛度不同)，地下管線基坑范圍局部水平變形較大。

圖8 橫通道不同開挖跨度下地下管線水平變形極值曲線

橫通道不同開挖跨度下地下管線豎向變形極值曲線如圖9所示。由圖9可知，隨著暗挖橫通道開挖跨度的增加，地下管線豎向沉降值顯著增大且變形規律基本一致，呈“漏斗”狀，換乘改造施工過程中地下管線沉降變形極值如表3所示。由表3可知，暗挖橫通道7.5 m和15 m凈跨方案地下管線的豎向沉降極值分別為2.14 mm和3.46 mm，較暗挖橫通道5 m凈跨方案增幅分別為48.6%和140.3%，地下管線下沉變形極值部位均位于隧道拱頂正上方。

圖9 橫通道不同開挖跨度下地下管線豎向變形極值曲線

隧道跨度/m5.07.515.0沉降變形/mmDN600-1.32-1.72-2.79DN1000-1.44-2.14-3.46

由于新建換乘廳基坑開挖已對坑周土體產生了擾動，當暗挖橫通道施工時將會對周圍土層造成二次擾動，進一步增加鄰近雨污水管線的變位。因此在暗挖橫通道超近距下穿年代久遠、非剛性接頭的雨污水干管時，宜控制隧道開挖跨度，且建議基坑開挖卸荷前對基坑范圍管線采用地表袖閥管注漿，預加固后注漿管及時洗管，留作跟蹤注漿加固用，保證市政管線的正常使用及隧道施工安全。

(2)換乘通道

橫通道不同開挖跨度下襯砌結構豎向變形極值如表4所示。由表4可知，隨著暗挖橫通道開挖跨度的增加，襯砌結構變形極值增大且增幅較大，其中暗挖橫通道7.5 m和15 m凈跨方案拱頂沉降極值分別為2.35 mm和3.60 mm，較暗挖橫通道5 m凈跨方案增幅分別為35.8%和108.1%。

表4 橫通道不同開挖跨度下襯砌結構豎向變形極值

(3)地鐵車站主體結構

由于既有地鐵車站側墻未預留換乘通道接口條件，而側墻開洞必然會改變原結構的受力承載體系，導致既有結構局部發生變形及應力重分布。

新建換乘廳基坑開挖卸荷使近基坑側車站整體發生上抬變形，而側墻開洞導致孔洞上端和下端部位支承約束減弱，開孔洞頂發生下沉變形，橫通道不同開挖跨度下既有車站變形極值曲線如圖10所示。由圖10可知，隨著側墻開洞跨度的增加，既有車站主體結構下沉變形極值顯著增大且變形增幅較大，基本呈線性增長趨勢，而上浮變形主要由新建換乘廳基坑開挖卸載引起，側墻開洞對既有車站隆起變形影響較小，因此橫通道不同開挖跨度下既有車站隆起變形極值曲線變化甚小，沉隆變形極值部位分別位于側墻開洞洞頂和換乘通道與既有車站中板接口處。因換乘改造施工使作用于側墻的水平土壓力減小，即地層對側墻的水平約束作用減弱，因此橫通道與既有車站中板接口處發生偏向基坑側的橫向變形，且隨著側墻開洞跨度的增加，橫向變形極值增大。橫通道不同開挖跨度下既有車站變形極值如表5所示，其中，暗挖橫通道15 m凈跨方案側墻開洞完成后既有車站主體結構沉隆變形極值分別為0.74 mm和0.69 mm，水平側移極值為0.81 mm，但考慮到既有車站結構正常使用階段整體剛度降低等實際工程因素，尚應遵循“少擾動，緊封閉”的開洞原則，嚴格控制既有車站結構變形。

表5 橫通道不同開挖跨度下既有車站變形極值

圖10 橫通道不同開挖跨度下既有車站變形極值曲線

5.2 內力結果分析

側墻開洞必然使孔洞周邊的支承約束發生變化，同時傳遞荷載路徑亦將發生改變，導致與側墻孔洞相鄰的頂板跨和中板跨縱橫向彎矩增加，經核算，既有車站結構斷面配筋滿足受力要求和裂縫寬度限值，限于篇幅，重點討論側墻開洞施工引起的側墻受力變化情況。

側墻開洞導致孔洞上端部位發生下沉變形，下端部位(橫通道與既有車站中板接口處)發生上抬變形，孔洞上端由受壓區轉變為受拉區，且孔洞頂部下沉底部隆起導致孔洞兩邊側墻受到擠壓，豎向壓力突增。因此，在既有車站側墻破除開洞時加強圈梁應盡快封閉成環，以抵抗由于側墻開洞引發的周邊結構復雜的內力形式。橫通道不同開挖跨度下既有車站側墻內力極值曲線如圖11、圖12所示。由圖可知，隨著側墻開洞跨度的增加，孔洞上端部位拉力及兩邊壓力增大且增幅較大，橫通道不同開挖跨度下既有車站側墻軸力極值如表6、表7所示。

圖11 橫通道不同開挖跨度下側墻軸力Fxx極值曲線

圖12 橫通道不同開挖跨度下側墻軸力Fyy壓力極值曲線

表6 橫通道不同開挖跨度下既有車站側墻軸力Fxx極值kN

橫通道跨度/m57.515基坑開挖前-21.5-347.1-1.74-341.8-2.6-352.4側墻開洞后+326.6-432.4+520.6-533.7+923.8-794.8

表7 橫通道不同開挖跨度下既有車站側墻軸力Fyy極值 kN

橫通道不同開挖跨度下既有車站側墻彎矩極值如表8、表9所示。由表8、表9可知，側墻開洞引起的側墻彎矩極值變化幅度較小，彎矩極值均位于車站側墻跨中處。

表8 橫通道不同開挖跨度下既有車站側墻彎矩Mxx極值 kN·m

表9 橫通道不同開挖跨度下既有車站側墻彎矩Myy極值 kN·m

6 換乘通道不同水平凈距下計算結果分析

為研究暗挖橫通道不同水平凈距工況下換乘改造施工階段既有地鐵車站及鄰近雨污水管的空間施工力學行為，通過對比分析暗挖橫通道不同開挖跨度條件下地下建(構)筑物的變形規律及受力特征，選取暗挖橫通道7.5 m凈跨不同水平凈距下(0.5D、1.0D、1.5D)的3種工況，分析研究換乘改造施工對既有地下建(構)筑物的變形和受力影響。

6.1 變形結果分析

(1)混凝土DN600污水管與混凝土DN1000雨水管

換乘改造過程中雨污水管的水平變形主要由新建換乘廳基坑開挖卸荷引起，因此，橫通道不同水平凈距下雨、污水管線水平變形較橫通道不同開挖跨度工況基本無變化，在此不再贅述。

橫通道不同水平凈距下地下管線豎向變形極值曲線如圖13所示。由圖13可知，隨著暗挖橫通道水平凈距的增加，地下管線下沉變形增幅較小但變形規律基本一致，呈“駝峰”狀，橫通道不同水平凈距下地下管線豎向變形極值如表10所示。由表10可知，暗挖橫通道不同水平凈距下雨污水管豎向沉降變形極值基本相同，混凝土DN600污水管和混凝土DN1000雨水管的下沉變形極值分別為1.70 mm和2.07 mm，地下管線豎向變形極值部位均位于隧道拱頂正上方。

圖13 橫通道不同水平凈距下地下管線豎向變形極值曲線

表10 橫通道不同水平凈距下地下管線豎向變形極值

橫通道水平凈距0.5D1.0D1.5D沉降變形/mmDN600-1.68-1.70-1.70DN1000-2.01-2.07-2.07

(2)換乘通道

橫通道不同開挖跨度下襯砌結構豎向變形極值如表11所示。由表11可知，隨著暗挖橫通道水平凈距的增大，襯砌結構豎向變形極值略微減小。暗挖橫通道水平凈距為0.5D時襯砌結構變形較大，沉隆極值分別為-2.37 mm和1.82 mm。

表11 橫通道不同水平凈距下襯砌結構豎向變形極值

(3)地鐵車站主體結構

既有線換乘改造施工中新建換乘廳大范圍的基坑開挖卸荷是引起既有車站結構發生上浮變形的主因，故橫通道不同水平凈距下既有車站隆起變形極值基本不變，上抬變形部位位于換乘通道與既有車站中板接口處。隨著側墻開孔水平凈距的增加，開孔對上端支承約束削弱的影響減小，故孔洞上端發生下沉變形的極值亦逐漸減小。考慮到換乘改造施工使作用于側墻的地層抗力減小，因此橫通道與既有車站中板接口處發生偏向基坑側的橫向變形，橫通道不同水平凈距下既有車站豎向變形極值曲線如圖14所示。由圖14可知，橫通道不同水平凈距下既有車站變形均呈減小趨勢，而變化幅度較小，橫通道不同水平凈距下既有車站變形極值如表12所示。

圖14 橫通道不同水平凈距下既有車站變形極值曲線

表12 橫通道不同水平凈距下既有車站變形極值

橫通道水平凈距0.5D1.0D1.5D豎向變形/mm隆起+0.68+0.68+0.67沉降-0.21-0.19-0.17水平變形/mm0.700.680.68

6.2 內力結果分析

橫通道不同水平凈距下既有車站側墻軸力極值如表13所示。由表13可知，橫通道不同水平凈距下側墻軸力變化極小，但為最大限度地減少開洞施工對既有線的影響，建議左右換乘通道破除改造宜分期實施，待洞口加強梁柱達到設計強度之后方可進行下一橫通道的開洞破除施工。

橫通道不同水平凈距下既有車站側墻彎矩極值如表14所示。由表14可知，橫通道不同水平凈距下側墻雙向彎矩變化均較小，變化幅度10%以內，經核算既有車站結構斷面配筋滿足施工及使用階段結構強度及剛度的要求。

表13 橫通道不同水平凈距下既有車站側墻軸力極值 kN

表14 橫通道不同水平凈距下既有車站側墻彎矩極值 kN·m

7 結論與建議

以西安地鐵5號線新建南稍門站對既有地鐵車站換乘改造工程為背景，運用有限元程序分析研究了黃土地區既有地鐵車站換乘改造的空間施工力學行為，主要結論如下。

(1)側墻開洞必然導致板墻支承約束條件和傳遞荷載路徑的變化，從而改變既有車站局部結構的變形和受力狀態，故側墻開洞應遵循“化整為零，隨挖隨支”的原則，以盡快完成既有車站結構承載體系的有效轉換和協調變形。該施工工藝可為后續類似側墻開洞設計和施工提供理論依據和技術支撐。

(2)換乘改造施工過程中，新建換乘廳基坑開挖卸荷是引起鄰近雨污水管水平側移及既有地鐵車站上抬變形的主因，其引起的變形量占換乘改造施工累計變形的97%以上，而橫通道開挖是導致雨、污水管下沉變形的關鍵工序，約占總沉降量的95%，同時側墻開洞使板墻支承約束減弱導致孔洞上端發生下沉變形，因此實際工程中應加強動態監測，以確保既有線及周邊環境的安全。

(3)側墻開洞導致孔洞上端發生下沉變形，橫通道與既有車站中板接口處發生上抬變形，從而引起孔洞頂部由受壓區轉為受拉區，其中橫通道15 m開挖跨度下拉力最值達923.8 kN，另外洞口周邊豎向壓力突增，其中橫通道15 m開挖跨度下豎向壓力最值達2 279.3 kN，為基坑開挖前的2.4倍，而側墻彎矩變化幅度較小(5%以內)。因此，在既有車站側墻開洞時加強圈梁應盡快封閉成環，以抵抗由于側墻開洞所引發的周邊結構復雜的內力形式。

(4)隨著橫通道開挖跨度的增加，雨、污水管及既有車站的變形和內力增大且增幅較大，而橫通道水平凈距對雨、污水管及既有車站的變形和內力基本無影響。因此，破除既有線側墻方案建議選取7.5 m凈跨0.5D水平凈距的施工方案，可確保既有線的運營及施工安全。