喀斯特地貌区超浅埋拱盖法暗挖车站主体与附属结构接口优化设计

2020-07-04齐少轩王非朱培王安东

铁道建筑 2020年6期

齐少轩王非朱培王安东

（中铁二院工程集团有限责任公司，成都 610031）

在城市轨道交通工程尤其是车站工程中常由于受外界条件影响只能暗挖施工。国内暗挖车站常用工法主要有PBA（洞桩法）、双侧壁导坑法以及拱盖法［1-2］。青岛、重庆等城市的暗挖车站基本都采用拱盖法。随着近些年拱盖法的应用及发展出现了初支拱盖法、二衬拱盖法以及双层叠合初支拱盖法。

国内对拱盖法车站的研究主要集中在车站主体结构部分。王圣涛等［3］详细研究了拱盖法的施工工法，对拱盖法的施工步骤进行了优化；朱晓雨［4］通过室内模型试验确定了拱盖结构承载力受拱脚处边墙和仰拱的强度影响较大；王安东［5］详细分析了双层叠合初支整体受力特点，明确了双层叠合初支拱盖法的优越性；李伟［6］采用有限元法计算分析了导洞开挖的相互影响并提出了支护优化方案。拱盖法车站主体结构的整体安全固然重要，但工程的实际风险往往在结构最薄弱处体现，如拱盖法暗挖车站主体与附属结构接口处。实际工程证明，接口处施工时结构自身有可能产生较大变形从而引起较大的地表沉降甚至导致地表塌陷。国内对拱盖法车站主体与附属结构接口的研究甚少。

本文依托贵阳地铁2 号线车站工程，基于数值分析，对双层叠合初支拱盖法暗挖车站主体与附属结构接口形状及初期支护措施进行分析，给出最优的接口设计方案并通过现场监测数据验证其合理性。

1 工程概况

贵阳处于喀斯特地貌区。贵阳地铁2号线油榨街站为地下二层岛式车站，采用双层叠合初支拱盖法施工。车站标准段宽19.9 m，拱顶埋深9～11 m，拱盖角部埋深15～18 m，车站主体与附属结构接口处埋深12～15 m，接口宽5.0～6.5 m，高5～6 m［7］。

车站地层从上至下依次为：〈1⁃2⁃1〉人工杂填土、〈4⁃1⁃3〉可塑状红黏土、〈14⁃5⁃b〉强风化白云岩以及〈14⁃5⁃c〉中风化白云岩［8］。

2 接口优化

2.1 接口形状优化

城市轨道交通中双层叠合初支拱盖法车站主体与附属结构接口形式多样，接口尺寸及大小受控于建筑功能需求，接口处初期支护受控于所处的地层。适合的接口形式及初期支护不仅可以降低开挖风险，也可以改善接口受力及变形，减少地表沉降。

根据建筑功能需求，车站主体与附属结构接口形成有“矩形”和“弧形拱顶+直墙+平直底板”2种。在上软（红黏土）下硬（中风化白云岩）超浅埋地层中矩形接口可利用建筑空间较大，但初期支护刚度小，截面变形大，跨中和支座处弯矩大，结构受力不合理且不安全。当采用“弧形拱顶+直墙+平直底板”接口时拱脚处同样存在上述问题。

根据多年设计经验以及结构设计原理，从2 个方面对接口进行优化：①保留弧形拱顶及直墙，增加拱盖；②优化底板外截面，减少开挖深度及范围。形成优化的接口形式“弧形拱顶+直墙+仰拱+拱盖”，如图1所示。

图1 主体与附属结构优化接口形式

2.2 接口处初期支护优化

由于车站主体与附属结构接口处埋深较浅，初期支护统一采用300 mm 厚C25 喷射混凝土+I20a@500 mm型钢钢架，辅以2.5 m 长ϕ25 中空注浆锚杆+3.5 m 长ϕ42 超前小导管，小导管间距0.35 m（环向）×2.0 m（纵向）。

贵州喀斯特地貌区接口处拱顶通常上覆第四系红黏土。红黏土具有遇水软化、易剥落、显著的吸水膨胀、失水收缩的变形特性，在荷载作用下仍能浸水膨胀产生膨胀压力［8］，易使初期支护大变形，同时产生较大的地表沉降。此时增强初期支护参数或采用辅助措施效果并不明显。根据设计经验以及结构设计原理，结合拱盖法车站的特点在接口处初期支护中增加拱盖环框梁，并使其与车站主体结构拱盖相连，如图2所示。

图2 接口处初期支护优化示意

3 数值模拟及现场监测

采用双层叠合初支拱盖法开挖时车站主体与附属结构接口处存在受力转换的问题。不恰当的接口形式及支护措施易造成结构、地表大变形。现采用有限元分析及现场监测相结合的方式验证上述接口形式的合理性。

3.1 计算假定

1）假设车站周围的土体均为各向同性的弹塑性体，结构为线弹性体；接口之间相距2D以上（D为隧道洞径），不考虑相互影响；每个接口处初期支护参数一致。

2）假设土层呈层状分布。初始应力场考虑土体的自重应力及地下水的影响，且其变形与时间相关。

3）计算过程中不考虑土体的固结蠕变，不考虑地下水的渗透作用。

3.2 计算模型的建立

建立地层-结构静力三维计算模型。初期支护、拱盖及二次衬砌采用壳单元模拟；小导管及系统锚杆采用梁单元模拟，以上构件均采用弹塑性模型。岩土体采用修正Mohr⁃Colomb 本构模型，三维实体单元模拟。模型上边界为地表，左、右、下边界与隧道的净距均≥3D。通过分段释放应力模拟隧道开挖后的变形状态［9］，计算模型见图3。

图3 计算模型

模拟过程主要分为6 步：①主体结构初期支护施工完成后位移清零，建立初始应力场；②施作接口处初期支护，拆除主体初期支护；③开挖接口处上台阶施作初期支护，应力释放20%；④开挖接口处下台阶施作初期支护，应力释放10%；⑤激活接口处拱盖环框梁，应力释放50%；⑥激活接口处二次衬砌，应力释放20%。

计算分4 种工况：工况1，矩形；工况2，弧形拱顶+直墙+平直底板；工况3，矩形+拱盖；工况4，弧形拱顶+直墙+仰拱+拱盖。

3.3 计算参数

依据地勘报告［8］确定各层土体的参数，见表1。

3.4 现场监测断面及测点布置

地表沉降测点横向以左右隧道中轴线为中心等间距布置，纵向沿接口中轴线布置。洞内监测项目为净空水平收敛、拱顶沉降及底板竖向位移，现场监测剖面及测点布置按规范设置［10］。以主体结构初期支护施工完成后的监测值为基准，进行接口监测，并持续监测基准测点，更新基准值以消除主体结构变形干扰。

表1 土层及结构参数

3.5 计算结果分析

3.5.1 接口处地层最终沉降

4种工况接口处地层最终沉降云图见图4。工况1变形主要发生在顶部边角及直墙，变形较大且变形影响线延伸至地表：工况2 变形主要发生在底部边角及直墙，底部变形较大但拱顶以上变形较小；工况3底板有局部隆起，其余部位变形均匀且变形值较小；工况4整体变形均匀且变形值较小。

图4 各工况接口处地层最终沉降云图

3.5.2 地表沉降

对工况3 及工况4 地表沉降的监测值进行拟合。监测值与计算值基本相符。拱顶红黏土的地表沉降槽规律基本符合Peck公式。

开挖过程中扰动周围土体引起地表沉降。接口横断面累计地表沉降的计算值及监测值对比见图5。可见：地表沉降槽宽度约6D；累计地表沉降工况1 最大，工况4 最小，4 种工况累计地表沉降均小于规范限值（25 mm）［10］。其沉降规律与地层最终沉降规律一致。

图5 接口横断面累计地表沉降的计算值及监测值对比

各工况拱顶对应的地表沉降随开挖步变化曲线见图6。开挖步1—步5 为初期支护阶段。在初期支护参数一致的情况下，影响地表沉降的决定因素为接口形式。开挖步4 时工况4 地表累计沉降相较工况1—工况3 分别减少57%，64%，56%。在二次衬砌施工前如未增加拱盖则变形继续发展，地层应力完全释放，导致开挖步6 时工况1（矩形）及工况2（弧形拱顶+直墙+平直底板）拱顶地表沉降相较开挖步4分别增加约185%，34%。若二次衬砌施工前增加拱盖（工况3），开挖步6 时沉降仅增加约11%。开挖步6 时工况3相较工况1地表累计沉降减少57%。最终地表沉降工况4相较工况1—工况3分别减少83%，70%，61%。

图6 各工况拱顶地表沉降随开挖步变化曲线

综上所述，优化后的接口形式工况4 可使初期支护阶段（开挖步4）地表累计沉降减少56%～64%，最终地表沉降减少61%～83%。接口处增加拱盖（工况3）能使地表累计沉降减少57%。

3.5.3 拱顶沉降

图7 各工况拱顶沉降随开挖步变化曲线

拱顶沉降为地表沉降的诱因。各工况拱顶沉降随开挖步变化曲线见图7。可见：①工况1（矩形）、工况2（弧形拱顶+直墙+平直底板）拱顶最终沉降计算值分别为17.2，11.8 mm，这2 种接口拱顶最终沉降值均大于规范限值（10 mm）。②工况3（矩形+拱盖）拱顶最终沉降计算值为7.87 mm，监测值为8.52 mm；工况4（弧形拱顶+直墙+仰拱+拱盖）拱顶最终沉降计算值为3.11 mm，监测值为4.68 mm。工况3 及工况4 拱顶最终沉降值均小于规范限值。③工况3 拱顶沉降趋于平稳，与工况1 相比拱顶最终沉降计算值减少54%，满足规范要求；优化方案工况4拱顶最终沉降计算值及监测值均最小，与工况1—工况3相比拱顶最终沉降计算值分别减少82%，74%，60%。

3.5.4 底板竖向位移

平直底板和曲面底板（仰拱）会导致底板变形有较大差异。各工况底板竖向位移随开挖步变化曲线见图8。可见：所有工况在各步序底板竖向位移计算值及监测值均小于规范限值（10 mm）［10］，工况1—工况4 最大底板竖向位移计算值分别为3.72，3.01，3.61，2.54 mm，工况3、工况4 最大底板竖向位移监测值分别为6.87，3.76 mm。由于数值计算中岩土体的本构模型与实际地层存在差异，工况3 的监测值远大于计算值。工况1—工况3 底板竖向位移均较工况4大。因此，采用优化方案工况4，虽然增加了部分底板开挖量，但能有效控制底板竖向位移。

图8 各工况底板竖向位移随开挖步变化曲线

3.5.5 净空水平收敛

由于车站主体与附属结构接口处的净空要求，通常接口都采用直墙形式，直墙在围岩压力下跨中挠度较大。各工况净空水平收敛随开挖步变化曲线见图9。可见：工况1、工况2 最终净空水平收敛计算值分别为15.64，12.67 mm，均大于规范限值（10 mm）［10］。同样采用直墙的工况3 在开挖步1—步4 时净空水平收敛计算值与工况1 基本一致，增加拱盖后工况3 最终净空水平收敛计算值为6.8 mm，相较工况1 减少57%。工况4 最终净空水平收敛计算值为6.7 mm，在4 种工况中最小。由此可见，接口增加拱盖能有效减少初期支护时直墙段的净空水平收敛，保证其满足规范要求。

图9 各工况净空水平收敛随开挖步变化曲线

3.5.6 二次衬砌结构强度

按照准永久组合计算得出工况4 的弯矩值，见图10。其余工况同理计算后取弯矩最大值进行配筋计算。根据裂缝宽度限值0.2 mm［11］，得出主体二次衬砌最小厚度及配筋，见表2。工况4（优化方案）主体二次衬砌最小厚度仅为600 mm，相较工况1—工况3 分别减少约54%，50%，54%。钢筋用量相较工况1—工况3分别减少6%，25%，6%。由此可见，优化方案混凝土及钢筋用量优势明显。