拱蓋法暗挖地鐵車站風道接主體進洞技術方案分析*

馬全武 雷 剛 劉明明 董亞男 楊沚蕙

(1. 青島地鐵集團有限公司, 266011, 青島; 2. 北京城建設計發展集團股份有限公司, 100037, 北京; 3. 中國電建集團昆明勘測設計研究院有限公司, 650051, 昆明∥第一作者, 高級工程師)

在地鐵建設中,車站站點通常選址在人流量較大的區域,為避免施工造成過多影響,一般采用地下施工。暗挖法能夠在不挖開地面的情況下,采用地下挖洞的方式進行施工。暗挖法主要有CD(中隔墻)法、雙側壁導坑法及PBA(洞樁逆作)法等。近年來,針對“上軟下硬”地層的特殊施工區域發展出了暗挖拱蓋法,該方法能夠充分發揮巖石地層的自承力。但在施工過程中,當風道等附屬結構轉入車站主體施工時,其連接處受力復雜,施工難度較大。因此,為附屬與主體結構連接處選擇一個合理的接口形式可以保證施工工程的質量與安全。

目前,已有專家學者對地鐵車站施工方面的問題進行了研究分析。文獻[1]對雙側壁導坑法、中隔壁加臺階法及雙層疊合初支拱蓋法進行適應性研究,從安全性和經濟性等多個指標比選出適用于層狀巖地層的施工方法。文獻[2]對拱蓋法施工的力學特性進行了研究,并對施工工序進行了優化分析。文獻[3]研究了對巖層質量較差的土層使用拱蓋法施工時,其拱部的支護體系。文獻[4]研究了拱蓋法的施工工藝對施工周期的影響。文獻[5]以實際工程為例,對車站主體和附屬結構接口的開挖風險進行了研究,并分析了優化后的接口形式,發現采用優化后的接口形式能減少約70%的地面沉降和結構變形。

1 工程概況

1.1 車站主體與風道概況

車站為地下兩層標準島式站臺,采用復合式襯砌結構,車站全長214.0 m,高為17.9 m,跨度為21.5 m,主體結構采用暗挖拱蓋法施工。

風道結構段分為兩部分,第一部分為橫通道段,開挖寬度為14.9 m,高為16.5 m,此段出豎井后直行4.0 m,再以中軸線半徑為12.3 m向西轉90°后接入第二部分的連接段,然后接入車站主體,采用臺階法施工。

1.2 地質概況

根據地勘資料顯示,擬建場地地形起伏較小,上覆主要為第四系人工填土層,其下為全新統沖洪積粉質黏土與中、粗砂層,下伏燕山晚期花崗巖。為方便模擬建模,將其簡化為5層土體,從上往下依次為:人工填土層3 m、粉質黏土層3 m、強風化巖層5 m、中風化巖層2 m、第5層為微風化巖。結構初期支護采用格柵鋼架、鋼筋網和C35噴射混凝土等,二次襯砌采用C45鋼筋混凝土。結合地鐵工程實際勘察報告,土層及支護結構主要物理學參數如表1所示。

表1 土層及支護結構主要物理學參數

2 數值模型建立與分析點布置

2.1 方案設計與建模

地鐵車站主體與風道結構的接口形式多樣。根據相關研究,接口處采用弧形拱蓋時,可以有效改善結構的受力與變形,故考慮風道原有拱頂形狀、車站主體高度及施工便捷等因素后,將進洞時的風道斷面設計為壓低與挑高兩種形式。同時,考慮到施工斷面較大及工程成本等因素,將壓低和挑高斷面再細分為半斷面進洞與全斷面進洞,則本文共研究4種接口方案:風道挑高半斷面進洞方案、風道挑高全斷面進洞方案、風道壓低半斷面進洞方案和風道壓低全斷面進洞方案。風道接口方案示意圖如圖1所示。

a) 挑高方案

采用MIDAS GTS軟件進行三維有限元模擬,考慮邊界效應,有限元模型的整體尺寸取為150 m×90 m×50 m,結構位于第5層微風化巖中。邊界條件設置為:上邊界為自由面、側邊界為法向約束、底部為法向和水平約束。設定地面水平均勻,不受地形影響,沒有多余荷載,且不受地下水影響,土體材料選擇摩爾-庫倫本構模型模擬,混凝土等材料采用彈性材料模擬。施工階段設置與實際施工工序一致,風道接口有限元模型如圖2所示。

a) 挑高方案

2.2 地面位移分析點設置

根據相關工程經驗,沿著風道段和車站主體連接處正上方設置分析斷面,記為A斷面。在A斷面上選取一系列的地面位移分析點,每兩個分析點間距為5 m,其位置示意圖如圖3所示。

圖3 地面位移分析點位置示意圖

3 計算結果分析

3.1 地面位移分析

各進洞施工方案包括風道與車站主體施工,兩者均分為上、中、下3層進行開挖施工。將風道拱部、主體拱部、風道中層、主體中層、風道下層、主體下層、主體二次襯砌(以下簡稱“二襯”)與風道二襯施工完成這8個施工節點定為關鍵施工工序(工序1—工序8)。提取4種方案所有分析點在8個關鍵施工工序的地面豎向變形進行分析,如圖4所示。

a) 風道壓低半斷面方案

由圖4 a)和圖4 b)可知:在風道開始施工時,對A斷面離風道中軸線越近的分析點的豎向位移影響較大,風道壓低半斷面與全斷面方案的最大沉降值分別為8.12 mm和8.53 mm;在主體下層開挖結束后,地面隆起值達到最大,風道壓低半斷面與全斷面方案的最大隆起值分別為9.19 mm和9.77 mm;施作二襯結構時,隆起變形有所減小,風道壓低半斷面與全斷面方案的隆起變形最小值分別為1.24 mm和1.11 mm。

這是典型的民營企業“離場論”，與此類似的還有公私“合營論”、黨建工會“控制論”等觀點在網上流行。可以說，從下到上，都不同意這類觀點。加之中美貿易戰的影響，民營經濟出現了一些不安定的現象。

分析兩個方案隧道中軸線上的分析點可知:在風道段中部開挖結束前,半斷面接口方案的地面沉降值與全斷面接口方案的地面沉降值相差不大,因為在此階段,全斷面接口方案僅多開挖了半個壓低面;主體中部開挖階段,兩個方案的豎向位移變化均最大,風道壓低半斷面與全斷面方案的豎向位移值分別變化了8.55 mm和8.31 mm,全斷面方案比半斷面方案的豎向位移變化小3%;在后續的施工階段,兩種方案的豎向位移變化基本一致。

由圖4 c)和圖4 d)可知:在主體拱部二襯施作完成后,大部分分析點的地面豎向變形達到了峰值,風道壓低半斷面與全斷面方案的最大隆起值分別為17.75 mm、20.07 mm;在車站主體中層開挖完后,遠離車站主體一端的3個分析點(A1—A3)的隆起值逐漸穩定;后續階段,所有分析點的豎向位移變化均較小,僅在最后施作風道二襯結構時,豎向位移變化稍大。

風道拱部開挖結束后,風道壓低全斷面方案的沉降值略小于風道壓低半斷面方案。在主體拱部二襯施工階段,兩個方案的豎向位移變化均最大,全斷面方案比半斷面方案的隆起量變化小14%。主體拱部二襯結構完成后,兩種方案的豎向位移變化基本一致,這是因為在中部土體開挖前,風道壓低半斷面方案挑高段的剩余土體已經開挖結束,后續的施工工序在主體大拱蓋的保護下是一樣的,因此兩種方案的豎向位移變化相差較小。

3.2 典型斷面結構應力分析

為分析4種方案初期支護結構的受力情況,選取風道段、連接段與主體段典型斷面,分別提取拱頂、拱腳及直墻中段的應力進行對比,如圖5所示。

a) 風道段斷面

由圖5 a)可知:在風道段斷面處,風道壓低和挑高斷面方案的應力均相差較小,半斷面方案基本均略小于全斷面方案;與風道壓低接口方案相比,風道挑高方案在拱頂、拱腳和直墻中段位置處的應力值平均減小了53.2%、14.2%和35.1%。

由圖5 b)可知:在接口斷面處,風道壓低方案中,全斷面接口方案拱頂位置處的應力比半斷面接口方案相同位置處的應力減小了17.1%,其他位置處兩種方案的應力均相差較小;風道挑高方案中,兩種方案拱腳位置處的應力均偏小,半斷面接口方案拱頂位置處的應力較全斷面方案減小了9.4%;風道挑高方案在拱腳位置處的應力遠小于風道壓低方案相同位置處的應力,風道挑高方案在拱頂和直墻中段位置處的應力值平均減小了33.0%和62.1%。

由圖5 c)可知:在主體結構斷面處,各方案的應力值相差不大,僅在拱頂位置處,風道壓低全斷面方案比半斷面方案的應力減小了約11.9%;相比于風道挑高方案,風道壓低方案的應力值在直墻中段和拱腳位置處平均減小了61.1%、40.0%;相比于風道壓低方案,風道挑高方案在拱頂位置處的應力減小了約38.5%。綜合考慮4種方案,風道壓低全斷面接口方案的支護結構應力偏小且滿足強度要求,因此風道壓低全斷面接口方案為最優方案。

4 監測數據對比

在地鐵車站施工結束后,提取全施工過程中(所有施工工序)車站主體與風道連接處正上方中軸線上監測點DBC01的實際監測數據,并將其與模擬計算值進行對比,如圖6所示。由圖6可知:模擬計算結果與現場監測數據的豎向位移變化規律基本一致;在車站全部施工結束后,豎向位移監測值為3.21 mm,模擬值為2.99 mm,二者僅相差6.5%,由此驗證了模擬計算的準確性。

圖6 實際監測數據與模擬數據時程曲線對比

5 結語

本文依托青島地鐵某拱蓋法施工車站工程,基于數值模擬與現場監測數據,研究了風道結構轉入車站主體的進洞施工方案,通過對比地面位移與結構受力等指標,獲得以下結論:

1) 主體拱部和中層土體開挖施工階段的地面豎向位移變化最大,故在實際施工中,此階段應加強支護與監測頻率。

2) 車站結構施工時比風道結構施工時的地面豎向位移變化大,說明洞室開挖跨度對地面位移有一定的影響。

3) 對比地面位移數據可知,風道壓低全斷面接口方案的豎向位移變形控制效果最好。

4) 各方案支護結構的應力均較小,綜合考慮4種方案,風道壓低全斷面接口方案的支護結構應力偏小且滿足強度要求,因此風道壓低全斷面接口方案為最優方案。

計算結果與現場地面位移監測數據均滿足或遠小于控制要求,說明拱蓋法在“上軟下硬”地層中有較好的適用性。此外,本文是根據實際的施工工序進行開挖模擬的,不同的開挖工序和支護設計對各方案的影響還需進一步研究。