暗挖地鐵車站空間交叉部位施工對地層管線變形影響及控制措施研究

陳建華,李明皓,李兆平,王海濤,張興昕

(1.北京市市政四建設工程有限責任公司,北京 100176； 2.北京交通大學土木建筑工程學院,北京 100044)

暗挖洞樁法(PBA工法)是目前北京暗挖地鐵車站一種主要施工方法[1-7]。為了進行暗挖地鐵車站主體結構施工，需要垂直車站走向設置施工橫通道，并從橫通道的兩側壁開馬頭門進行車站主體結構的施工，從而在車站該部位形成了空間交叉結構，其施工工序主要有：開挖橫通道、從橫通道兩側壁開挖車站主體結構的導洞、洞口部位的車站主體結構拱部開挖等。暗挖地鐵車站工程實踐表明：空間交叉部位施工工序多，受力體系轉換復雜，對地層多次擾動，由于施工擾動疊加效應，導致空間交叉部位地層沉降控制難度大[8-12]，若該部位存在對變形敏感的地下管線，則必須采取措施控制管線周圍的地層變形，防止由于管線破裂帶來的次生災害[13-17]。

北京地鐵16號線紅蓮南里車站L1橫通道與車站主體交叉部位上方存在大量平行、垂直穿越的市政管線，且這些管線均為帶水、帶壓管線，管線變形控制標準極高，因此需要分析車站空間交叉部位施工對這些帶水、帶壓管線的影響，研究合適的控制措施。

1 工程背景

紅蓮南里站位于蓮花河東側路與紅蓮南路交叉路口，沿蓮花河南北向布置。車站主體結構為連拱直墻雙層三跨框架結構，采用暗挖PBA法施工，標準段覆土厚度約為13 m。車站范圍地層自上而下主要有：人工填土、粉土、粉質黏土、粉細砂、中粗砂、圓礫、卵石。地下水類型為潛水，水位埋深為23.00～24.17 m，車站主要位于卵石層，含砂率低，膠結性能差，圍巖自穩性較差。車站主體結構暗挖施工共設置4個施工橫通道，其中L1橫通道與車站主體結構交叉部位場地范圍內地下管線密集，主體平行下穿的管線主要有：D1050污水管、DN400上水管、DN300和DN273工業重油管；主體垂直下穿的管線主要有：2 000 mm×2 350 mm電力溝。車站與周邊管線位置關系見圖1和表1。

圖1 地鐵車站主體結構交叉部位上方管線分布(單位：mm)

表1 地鐵車站主體結構交叉部位周邊管線統計

2 車站空間交叉部位上方管線變形控制措施

上述污水管、雨水管、重油管以及電力管溝均為一級風險源，尤其是電力溝道距離車站主體結構較近，地層沉降極易導致管線破裂，產生次生災害，需要采取有效的風險控制措施[18]，經過與設計單位、管線產權單位的多次方案研討，確定以控制管線變形作為制定開挖方案和地層加固措施的依據。控制管線變形的一個重要手段是采取超前深孔注漿措施加固地層，注漿(灌漿)目的是提高拱部地層的強度。對管線的具體保護措施如下。

(1)對于垂直于橫通道的污水管、上水管和工業重油管，橫通道的第一層開挖前，在橫通道內預先對管線下方土體進行超前深孔注漿加固，并將超前深孔注漿范圍擴大至隧道側壁。

(2)下穿電力溝道前，車站主體結構的導洞和拱部均采取超前深孔注漿加固地層，注漿范圍擴大至導洞側壁(圖2)。

(3)除采取超前深孔注漿措施外，根據變形監測結果，對拱部地層打設超前小導管進行補充注漿。

(4)及時進行初支背后回填注漿，并采取多次補注漿的措施。

3 車站空間交叉部位施工對地層及管線影響的計算分析

3.1 空間交叉部位施工力學機理三維計算模型

L1橫通道與車站主體結構交叉部位的計算模型如圖3和圖4所示。模型計算跨度為5倍車站跨徑，沿車站縱向方向模型長度64.7 m，上邊界取至地表，底部邊界取至2倍車站跨徑處，模型尺寸為120 m×64.7 m×75 m，共劃分為485 644個實體單元，84 249個網格節點。初始地應力場僅由土體自重產生，上表面(地表)為自由邊界，下表面為固定約束，左右和前后表面均為法向約束。土層為各向同性的連續均勻介質，施工前已將水位降至車站底板以下，不考慮地下水的影響，強度準則為Mohr-Coulomb準則。

圖2 電力溝下方深孔注漿示意(單位：mm)

圖3 地鐵車站空間交叉部位計算模型

圖4 整體計算模型(單位：m)

3.2 模型計算參數

車站結構和周圍地層均采用實體單元模擬，超前小導管注漿及預加固措施通過改變注漿加固范圍的地層物理力學參數來模擬注漿加固效果，這是目前通用的一種模擬注漿加固效果的方法。支護結構采用線彈性本構模型，并根據剛度等效原則將鋼格柵折算成混凝土，結合實際地勘資料和工程狀況，對地層進行簡化合并，并采用厚度加權平均處理的方法進行力學參數的折算，劃分為6層不同性質的土層，地層參數和結構物理力學參數分別見表2和表3。

表2 地層物理力學參數

表3 結構物理力學參數

3.3 數值模擬計算結果分析

3.3.1 模擬計算的取值點(監測點)

車站自橫通道向兩側開挖，分析地表沉降時，參照實際監測斷面，分別在橫通道上方、橫通道與主體結構交叉位置以及主體結構上方分別布置一系列沉降計算取值測線(測線DB-01～DB-06)；分析管線沉降時依據管線實際所處位置布置相應監測斷面(污水WG-01、工業重油GYZY-01、電力DG-01)，另外DN400上水管線與該交叉部位附近的實際測點受遮擋無有效監測數據，因此不做分析。每條取值測線布置一系列測點，平面位置關系如圖5所示。

圖5 地表沉降計算取值測線平面布置(單位：m)

3.3.2 空間交叉部位開挖引起的地表沉降分析

模型各個計算取值斷面(DB-01～DB-06)地表沉降槽及DB-06測線中間測點的歷時沉降曲線分別如圖6、圖7所示。

圖6 歷時沉降曲線

圖7 各測線計算的地表沉降槽對比

空間交叉部位地層沉降計算結果表明：

(1)地層最大沉降發生在車站中心線上方，橫通道兩側10 m的范圍內沉降疊加效應最為顯著，越接近橫通道的測點沉降越大，表明橫通道空間交叉部位開挖擾動劇烈，沉降多次疊加(圖6)；

(2)自橫通道施工開始，地層沉降監測點一直處于下沉趨勢，車站主體扣拱完畢后沉降趨于穩定，橫通道開挖、導洞開挖及扣拱是沉降變化幅度最大的3個階段(圖6)；

(3)由于受橫通道施工擾動和兩側車站主體的施工擾動，橫通道部位的DB-06測線沉降最大，疊加效應顯著，計算沉降最大值為43.04 mm(圖7)，而實際施工中由于掌子面應力釋放和支護的滯后效應，沉降值將會更大；

(4)圖7的數值模擬計算結果表明，通過對車站上層導洞及拱部地層進行超前深孔注漿，有效控制了開挖對上部地層的擾動：橫通道與車站主體結構交叉部位施工對地層擾動最大，其最大沉降計算值為43 mm左右，遠遠小于類似工程的地層沉降值；圖7中的其他測線沉降計算值在10～40 mm。

3.3.3 空間交叉部位結構應力分析

圖8和表4分別為第一層、第二層橫通道和主體結構完成后交叉部位支護結構的最大主應力云圖和交叉部位拉應力區分布。

圖8 結構最大主應力云圖(單位:Pa)

表4 空間交叉部位拉應力區分布

空間交叉部位結構應力計算結果表明：

(1)第1層、第2層橫通道開挖完成后，在橫通道拱頂下側、臨時仰拱以及初支底板上側部位均出現了拉應力集中區，拉應力最大值分別為0.67，0.17，0.48 MPa，但均未超過混凝土抗拉強度；

(2)車站主體施工完成后，在橫通道側壁進洞區域、主體結構初支拱頂、二襯拱頂均出現了拉應力聚集區，拉應力最大值分別為3.79，0.83，0.99 MPa，其中橫通道側壁的導洞開洞區域最大拉應力超過初支C20混凝土抗拉強度，需采取加固措施；

(3)橫通道交叉部位主體結構拱部出現上下截面整體受拉的不利工況，施工過程中應更加重視施工順序調整，避免支護結構受力體系轉換復雜導致應力疊加。

4 空間交叉部位開挖支護加強措施

工程實踐表明：控制地層沉降和管線變形應采取主動保護措施[19-20]，根據上述的空間交叉部位地層沉降分布規律及支護結構應力數值模擬計算結果，對管線保護提出如下加強措施。

(1)調整橫通道開挖方案。L1橫通道為暗挖高邊墻結構，共分為5層，為最大限度降低橫通道與車站交叉部位施工的疊加影響，先開挖第1層和第2層橫通道，然后在第1層、第2層橫通道的兩側側壁開洞進行車站主體的上層4個導洞施工，待主體二襯扣拱施工完成后，隨著車站主體結構的施工，開挖剩余的3層橫通道。

(2)從交叉口進洞部位，沿車站結構縱向5 m范圍內拱部采用CD法施工。

(3)在橫通道兩側沿車站結構縱向方向的5 m范圍內，拱部增設超前小導管注漿。

(4)車站主體結構左側第一個導洞幾乎零距離穿越電力溝道，因此橫通道右側的車站主體結構拱部初期支護在距離洞口5 m范圍內采用格柵密排措施，并對縱向連接鋼筋加強，以增大初期支護的剛度。

5 空間交叉部位地層沉降及管線變形監測結果分析

5.1 地層沉降監測結果及分析

選取橫通道中心線(DB-06測線)，橫通道與主體結構交叉部位(DB-04測線)，交叉部位影響外區域(DB-01)3個典型斷面，根據現場實際監測數據作出3條測線的中間測點歷時沉降曲線，如圖9所示。

圖9 典型監測點的實測沉降歷時曲線

圖9的沉降測點實測歷時曲線表明：

(1)DB-01測線中間測點的地層最終沉降為19.39 mm，明顯小于DB-04測線的中間測點地層沉降值(46.55 mm)，雖然DB-01測線和DB-04測線部位都屬于車站標準斷面，但是DB-04測線離橫通道更近，該測點的一部分沉降是由橫通道開挖引起的，橫通道的開挖在DB-04測線部位產生了明顯的疊加效應；

(2)DB-06測線中間測點的最終沉降為29.09 mm，地層沉降控制效果較好，表明交叉口部位的車站扣拱開挖支護加強措施效果明顯。

3條測線的地表沉降實測值與計算值的對比見圖10。

圖10 DB-01、DB-04及DB-06測線沉降計算值與實測值對比

計算結果表明：DB-01測線、DB-04測線的實測值與模擬計算值較為吻合；DB-06測線的沉降實測值明顯小于計算值，主要是由于事先充分估計到了橫通道施工風險，對地層超前注漿加固措施和支護結構進行了調整和加強。

5.2 管線沉降分析

依據實際管線測點位置(圖5)在模型中布置相應監測斷面(污水WG-01、工業重油GYZY-01、電力DG-01)，車站施工完成后管線模擬和實測沉降曲線對比見圖11。

3條管線沉降實測與計算結果對比有如下結論。

(1)平行車站主體結構的管線沉降中，橫通道左側的沉降模擬曲線和實測曲線趨勢一致，模擬的最大沉降值分別為：污水管35.01 mm、重油管39.87 mm；實測最大沉降值分別為：污水管39.97 mm、重油管27.36 mm，模擬值和實測值基本接近，且最大沉降位置均位于橫通道左側10 m內。

(2)橫通道右側的沉降模擬曲線和實測曲線趨勢差別較大，模擬計算沉降值明顯大于實測沉降值，這是由于右側管線密集區施工前采取了超前深孔注漿加固地層和支護結構加強措施，實測最大沉降值分別為：污水管17.67 mm、重油管16.56 mm，有效控制了管線沉降。

(3)垂直車站的電力管溝實測沉降值明顯小于模擬沉降值，模擬最大沉降值50.04 mm，實測最大沉降值15.75 mm，表明施工前為保護電力管溝所采取的注漿加固地層和支護結構加強措施是有效的。

6 結論

(1)車站空間交叉部位施工引起的車站縱向地表沉降影響范圍為橫通道兩側25 m左右，該范圍內地層受到多次開挖擾動，沉降疊加效應顯著，橫通道兩側的10 m范圍為沉降疊加效應最為顯著區域。

(2)橫通道開挖、小導洞開挖和主體初支扣拱是交叉部位地表受影響最大的3個階段，各階段沉降占最終沉降比例分別為30.8%、53.9%、7.9%，是地層沉降控制的3個關鍵工序。

(3)交叉部位施工過程中，橫通道側壁受到多次施工擾動影響，受力轉換復雜，最大拉應力達到3.79 MPa，已超出初期支護結構允許抗拉強度，主體結構拱部出現拉應力。根據數值計算結果對橫通道施工方案、洞口段車站主體結構開挖方案以及初期支護措施進行了調整加強。

(4)管線沉降監測數據表明：橫通道左側順行車站結構的污水管線和重油管線實測沉降曲線和模擬值基本一致；橫通道右側垂直車站結構的電力管溝沉降實測值明顯小于模擬值，表明施工階段采取的超前注漿加固地層措施、車站主體拱部開挖方案的調整以及初期支護結構加強措施有效控制了管線的變形。