齊少軒 王非 朱培 王安東

（中鐵二院工程集團有限責任公司，成都 610031）

在城市軌道交通工程尤其是車站工程中常由于受外界條件影響只能暗挖施工。國內暗挖車站常用工法主要有PBA（洞樁法）、雙側壁導坑法以及拱蓋法［1-2］。青島、重慶等城市的暗挖車站基本都采用拱蓋法。隨著近些年拱蓋法的應用及發(fā)展出現(xiàn)了初支拱蓋法、二襯拱蓋法以及雙層疊合初支拱蓋法。

國內對拱蓋法車站的研究主要集中在車站主體結構部分。王圣濤等［3］詳細研究了拱蓋法的施工工法，對拱蓋法的施工步驟進行了優(yōu)化；朱曉雨［4］通過室內模型試驗確定了拱蓋結構承載力受拱腳處邊墻和仰拱的強度影響較大；王安東［5］詳細分析了雙層疊合初支整體受力特點，明確了雙層疊合初支拱蓋法的優(yōu)越性；李偉［6］采用有限元法計算分析了導洞開挖的相互影響并提出了支護優(yōu)化方案。拱蓋法車站主體結構的整體安全固然重要，但工程的實際風險往往在結構最薄弱處體現(xiàn)，如拱蓋法暗挖車站主體與附屬結構接口處。實際工程證明，接口處施工時結構自身有可能產生較大變形從而引起較大的地表沉降甚至導致地表塌陷。國內對拱蓋法車站主體與附屬結構接口的研究甚少。

本文依托貴陽地鐵2 號線車站工程，基于數值分析，對雙層疊合初支拱蓋法暗挖車站主體與附屬結構接口形狀及初期支護措施進行分析，給出最優(yōu)的接口設計方案并通過現(xiàn)場監(jiān)測數據驗證其合理性。

1 工程概況

貴陽處于喀斯特地貌區(qū)。貴陽地鐵2號線油榨街站為地下二層島式車站，采用雙層疊合初支拱蓋法施工。車站標準段寬19.9 m，拱頂埋深9～11 m，拱蓋角部埋深15～18 m，車站主體與附屬結構接口處埋深12～15 m，接口寬5.0～6.5 m，高5～6 m［7］。

車站地層從上至下依次為：〈1?2?1〉人工雜填土、〈4?1?3〉可塑狀紅黏土、〈14?5?b〉強風化白云巖以及〈14?5?c〉中風化白云巖［8］。

2 接口優(yōu)化

2.1 接口形狀優(yōu)化

城市軌道交通中雙層疊合初支拱蓋法車站主體與附屬結構接口形式多樣，接口尺寸及大小受控于建筑功能需求，接口處初期支護受控于所處的地層。適合的接口形式及初期支護不僅可以降低開挖風險，也可以改善接口受力及變形，減少地表沉降。

根據建筑功能需求，車站主體與附屬結構接口形成有“矩形”和“弧形拱頂+直墻+平直底板”2種。在上軟（紅黏土）下硬（中風化白云巖）超淺埋地層中矩形接口可利用建筑空間較大，但初期支護剛度小，截面變形大，跨中和支座處彎矩大，結構受力不合理且不安全。當采用“弧形拱頂+直墻+平直底板”接口時拱腳處同樣存在上述問題。

根據多年設計經驗以及結構設計原理，從2 個方面對接口進行優(yōu)化：①保留弧形拱頂及直墻，增加拱蓋；②優(yōu)化底板外截面，減少開挖深度及范圍。形成優(yōu)化的接口形式“弧形拱頂+直墻+仰拱+拱蓋”，如圖1所示。

圖1 主體與附屬結構優(yōu)化接口形式

2.2 接口處初期支護優(yōu)化

由于車站主體與附屬結構接口處埋深較淺，初期支護統(tǒng)一采用300 mm 厚C25 噴射混凝土+I20a@500 mm型鋼鋼架，輔以2.5 m 長?25 中空注漿錨桿+3.5 m 長?42 超前小導管，小導管間距0.35 m（環(huán)向）×2.0 m（縱向）。

貴州喀斯特地貌區(qū)接口處拱頂通常上覆第四系紅黏土。紅黏土具有遇水軟化、易剝落、顯著的吸水膨脹、失水收縮的變形特性，在荷載作用下仍能浸水膨脹產生膨脹壓力［8］，易使初期支護大變形，同時產生較大的地表沉降。此時增強初期支護參數或采用輔助措施效果并不明顯。根據設計經驗以及結構設計原理，結合拱蓋法車站的特點在接口處初期支護中增加拱蓋環(huán)框梁，并使其與車站主體結構拱蓋相連，如圖2所示。

圖2 接口處初期支護優(yōu)化示意

3 數值模擬及現(xiàn)場監(jiān)測

采用雙層疊合初支拱蓋法開挖時車站主體與附屬結構接口處存在受力轉換的問題。不恰當的接口形式及支護措施易造成結構、地表大變形。現(xiàn)采用有限元分析及現(xiàn)場監(jiān)測相結合的方式驗證上述接口形式的合理性。

3.1 計算假定

1）假設車站周圍的土體均為各向同性的彈塑性體，結構為線彈性體；接口之間相距2D以上（D為隧道洞徑），不考慮相互影響；每個接口處初期支護參數一致。

2）假設土層呈層狀分布。初始應力場考慮土體的自重應力及地下水的影響，且其變形與時間相關。

3）計算過程中不考慮土體的固結蠕變，不考慮地下水的滲透作用。

3.2 計算模型的建立

建立地層-結構靜力三維計算模型。初期支護、拱蓋及二次襯砌采用殼單元模擬；小導管及系統(tǒng)錨桿采用梁單元模擬，以上構件均采用彈塑性模型。巖土體采用修正Mohr?Colomb 本構模型，三維實體單元模擬。模型上邊界為地表，左、右、下邊界與隧道的凈距均≥3D。通過分段釋放應力模擬隧道開挖后的變形狀態(tài)［9］，計算模型見圖3。

圖3 計算模型

模擬過程主要分為6 步：①主體結構初期支護施工完成后位移清零，建立初始應力場；②施作接口處初期支護，拆除主體初期支護；③開挖接口處上臺階施作初期支護，應力釋放20%；④開挖接口處下臺階施作初期支護，應力釋放10%；⑤激活接口處拱蓋環(huán)框梁，應力釋放50%；⑥激活接口處二次襯砌，應力釋放20%。

計算分4 種工況：工況1，矩形；工況2，弧形拱頂+直墻+平直底板；工況3，矩形+拱蓋；工況4，弧形拱頂+直墻+仰拱+拱蓋。

3.3 計算參數

依據地勘報告［8］確定各層土體的參數，見表1。

3.4 現(xiàn)場監(jiān)測斷面及測點布置

地表沉降測點橫向以左右隧道中軸線為中心等間距布置，縱向沿接口中軸線布置。洞內監(jiān)測項目為凈空水平收斂、拱頂沉降及底板豎向位移，現(xiàn)場監(jiān)測剖面及測點布置按規(guī)范設置［10］。以主體結構初期支護施工完成后的監(jiān)測值為基準，進行接口監(jiān)測，并持續(xù)監(jiān)測基準測點，更新基準值以消除主體結構變形干擾。

表1 土層及結構參數

3.5 計算結果分析

3.5.1 接口處地層最終沉降

4種工況接口處地層最終沉降云圖見圖4。工況1變形主要發(fā)生在頂部邊角及直墻，變形較大且變形影響線延伸至地表：工況2 變形主要發(fā)生在底部邊角及直墻，底部變形較大但拱頂以上變形較??；工況3底板有局部隆起，其余部位變形均勻且變形值較??；工況4整體變形均勻且變形值較小。

圖4 各工況接口處地層最終沉降云圖

3.5.2 地表沉降

對工況3 及工況4 地表沉降的監(jiān)測值進行擬合。監(jiān)測值與計算值基本相符。拱頂紅黏土的地表沉降槽規(guī)律基本符合Peck公式。

開挖過程中擾動周圍土體引起地表沉降。接口橫斷面累計地表沉降的計算值及監(jiān)測值對比見圖5?？梢姡旱乇沓两挡蹖挾燃s6D；累計地表沉降工況1 最大，工況4 最小，4 種工況累計地表沉降均小于規(guī)范限值（25 mm）［10］。其沉降規(guī)律與地層最終沉降規(guī)律一致。

圖5 接口橫斷面累計地表沉降的計算值及監(jiān)測值對比

各工況拱頂對應的地表沉降隨開挖步變化曲線見圖6。開挖步1—步5 為初期支護階段。在初期支護參數一致的情況下，影響地表沉降的決定因素為接口形式。開挖步4 時工況4 地表累計沉降相較工況1—工況3 分別減少57%，64%，56%。在二次襯砌施工前如未增加拱蓋則變形繼續(xù)發(fā)展，地層應力完全釋放，導致開挖步6 時工況1（矩形）及工況2（弧形拱頂+直墻+平直底板）拱頂地表沉降相較開挖步4分別增加約185%，34%。若二次襯砌施工前增加拱蓋（工況3），開挖步6 時沉降僅增加約11%。開挖步6 時工況3相較工況1地表累計沉降減少57%。最終地表沉降工況4相較工況1—工況3分別減少83%，70%，61%。

圖6 各工況拱頂地表沉降隨開挖步變化曲線

綜上所述，優(yōu)化后的接口形式工況4 可使初期支護階段（開挖步4）地表累計沉降減少56%～64%，最終地表沉降減少61%～83%。接口處增加拱蓋（工況3）能使地表累計沉降減少57%。

3.5.3 拱頂沉降

圖7 各工況拱頂沉降隨開挖步變化曲線

拱頂沉降為地表沉降的誘因。各工況拱頂沉降隨開挖步變化曲線見圖7?？梢姡孩俟r1（矩形）、工況2（弧形拱頂+直墻+平直底板）拱頂最終沉降計算值分別為17.2，11.8 mm，這2 種接口拱頂最終沉降值均大于規(guī)范限值（10 mm）。②工況3（矩形+拱蓋）拱頂最終沉降計算值為7.87 mm，監(jiān)測值為8.52 mm；工況4（弧形拱頂+直墻+仰拱+拱蓋）拱頂最終沉降計算值為3.11 mm，監(jiān)測值為4.68 mm。工況3 及工況4 拱頂最終沉降值均小于規(guī)范限值。③工況3 拱頂沉降趨于平穩(wěn)，與工況1 相比拱頂最終沉降計算值減少54%，滿足規(guī)范要求；優(yōu)化方案工況4拱頂最終沉降計算值及監(jiān)測值均最小，與工況1—工況3相比拱頂最終沉降計算值分別減少82%，74%，60%。

3.5.4 底板豎向位移

平直底板和曲面底板（仰拱）會導致底板變形有較大差異。各工況底板豎向位移隨開挖步變化曲線見圖8?？梢姡核泄r在各步序底板豎向位移計算值及監(jiān)測值均小于規(guī)范限值（10 mm）［10］，工況1—工況4 最大底板豎向位移計算值分別為3.72，3.01，3.61，2.54 mm，工況3、工況4 最大底板豎向位移監(jiān)測值分別為6.87，3.76 mm。由于數值計算中巖土體的本構模型與實際地層存在差異，工況3 的監(jiān)測值遠大于計算值。工況1—工況3 底板豎向位移均較工況4大。因此，采用優(yōu)化方案工況4，雖然增加了部分底板開挖量，但能有效控制底板豎向位移。

圖8 各工況底板豎向位移隨開挖步變化曲線

3.5.5 凈空水平收斂

由于車站主體與附屬結構接口處的凈空要求，通常接口都采用直墻形式，直墻在圍巖壓力下跨中撓度較大。各工況凈空水平收斂隨開挖步變化曲線見圖9?？梢姡汗r1、工況2 最終凈空水平收斂計算值分別為15.64，12.67 mm，均大于規(guī)范限值（10 mm）［10］。同樣采用直墻的工況3 在開挖步1—步4 時凈空水平收斂計算值與工況1 基本一致，增加拱蓋后工況3 最終凈空水平收斂計算值為6.8 mm，相較工況1 減少57%。工況4 最終凈空水平收斂計算值為6.7 mm，在4 種工況中最小。由此可見，接口增加拱蓋能有效減少初期支護時直墻段的凈空水平收斂，保證其滿足規(guī)范要求。

圖9 各工況凈空水平收斂隨開挖步變化曲線

3.5.6 二次襯砌結構強度

按照準永久組合計算得出工況4 的彎矩值，見圖10。其余工況同理計算后取彎矩最大值進行配筋計算。根據裂縫寬度限值0.2 mm［11］，得出主體二次襯砌最小厚度及配筋，見表2。工況4（優(yōu)化方案）主體二次襯砌最小厚度僅為600 mm，相較工況1—工況3 分別減少約54%，50%，54%。鋼筋用量相較工況1—工況3分別減少6%，25%，6%。由此可見，優(yōu)化方案混凝土及鋼筋用量優(yōu)勢明顯。

圖10 工況4二次襯砌準永久組合彎矩值

表2 各工況主體二次襯砌最小厚度、配筋及裂縫計算寬度

4 結語

1）初期支護階段接口形式影響著結構變形及地表沉降。采用“弧形拱頂+直墻+仰拱+拱蓋”接口形式時接口結構變形及最終地表沉降最小，相較其余接口形式，結構變形減少60%～82%，最終地表沉降減少61%～83%。

2）上軟下硬地層中隧道施工地表沉降規(guī)律符合Peck 公式。在傳統(tǒng)初期支護基礎上增加拱蓋環(huán)框梁能抑制圍巖應力釋放的后續(xù)變形。在增加拱蓋環(huán)框梁的情況下，采用空間利用率最高的矩形接口，拱頂沉降及凈空水平收斂可滿足規(guī)范要求。

3）與采用矩形、弧形拱頂+直墻+平直底板、矩形+拱蓋3 種接口相比，采用弧形拱頂+直墻+仰拱+拱蓋接口主體結構二次襯砌最小厚度分別減少約54%，50%，54%，鋼筋用量分別減少約6%，25%，6%，優(yōu)勢明顯。