蘭州地鐵黃河岸灘深大豎井結構設計及力學特性研究*

王 飛 鄭余朝 羅川疆

(1.中鐵第一勘察設計院集團有限公司，710043，西安；2.西南交通大學土木工程學院，610031，成都；3. 西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，610031，成都//第一作者，教授級高級工程師)

地鐵隧道長度超過一定距離時，往往在線路中部設置豎井，以兼顧輔助施工、聯絡通道、運營通風及防災救援等功能；特別是采用盾構法施工的隧道，設置盾構始發井、接收井、檢修井和通風豎井已十分普遍[1-2]。

本文以蘭州地鐵黃河岸灘豎井工程為依托，針對黃河上游段巨厚狀強透水大顆粒砂卵石地層，進行深大豎井不同結構方案的風險評估和結構受力特征分析，選取最優的結構支護體系；并通過現場測試對比，確保工程順利建成，豐富強透水砂卵石地層深大豎井的修建技術。

1 工程概況

蘭州地鐵1號線奧體中心站—世紀大道站區間(以下簡為“奧—世區間”)隧道下穿黃河(見圖1)。岸灘豎井深度達45.5 m，平面尺寸為33 m×21 m，且井位臨近黃河，具有較大的施工難度和風險。

奧—世區間下穿黃河隧道的岸灘豎井位于蘭州市七里河斷陷盆地內。其下為巨厚狀砂卵石地層，地下水埋深5～8 m。場地自上而下依次為第四系全新統雜填土(Q4ml)、黃土狀土、中砂、2～10 mm卵石，第四系下更新統3～11 mm卵石(該層厚200～300 m)。地層中，粒徑大于200 mm的漂石及粒徑大于20 mm的卵石含量平均占64.53%，一般卵石粒徑為20～60 mm，最大卵石粒徑為650 mm。卵石層膠結體隨機分布，泥質膠結為主，中粗砂充填其中。現場施工時通過對卵石進行篩分發現，粒徑50 mm以下的卵石占68%，粒徑為50～150 mm的卵石占25%，粒徑150 mm以上的卵石占7%。

圖1 蘭州地鐵1號線與黃河位置關系圖

經分析，奧—世區間豎井工程施工難點如下：

(1)豎井平面尺寸大(33 m×21 m)，開挖深度深(45.5 m)，砂卵石地層滲透系數大(62 m/d)，因此開挖過程易出現涌水涌砂、坑底隆起及地面沉降過大等情況，從而引起圍護和主體結構失穩。

(2)豎井與黃河水平距離為100 m，且地層滲透系數大，受黃河水補給迅速。因此，豎井實施過程中需控制基坑降水及堵水，以有效緩解外界高水頭的不利影響。

(3)豎井地質條件較差，需要安全有效的實施結構體系并確保質量。

目前，在武漢、南京、上海等地區，超深基坑普遍采用“落地式止水帷幕”，將隔水帷幕嵌入基巖或相對不透水層中；部分超深基坑采用“懸掛式止水帷幕+管井降水”，其基坑深度多為20～30 m。本工程為在巨厚狀強透水大顆粒砂卵石地層中開挖深度超過45 m的深基坑，無法采用“落地式止水帷幕”，且其止水措施具有較高的實施難度[3-9]。

2 豎井工法及結構型式

2.1 豎井工法和支護體系

豎井通常有順作法、逆作法，以及特殊情況下的“逆作法+止水帷幕”等施工方法。施工前，先對豎井的地質條件、水文條件、實施難度、基坑穩定性、結構穩定性及降水隔水措施等進行了風險評估。根據GB 50652—2011《城市軌道交通地下工程建設風險管理規范》，采用基于信心指數的專家調查法和模糊層次綜合評估方法進行風險評估。評估結果見表1。

表1 模糊層次綜合風險評估結果

根據風險評估結果，“逆作法+止水帷幕”的施工方法存在中風險，一般無需采取風險處理措施，但應予以監測。因此，本豎井采用逆作法施工，其主體結構采用鋼筋混凝土地下連續墻，外圍采用素混凝土地下連續墻，并結合地層注漿及區域降水等措施。

2.2 豎井結構型式

基于隧道地層地質條件，為最大限度避免左、右線隧道在施工及運營階段的相互影響，兩線隧道結構凈距按不小于2倍洞徑(洞徑為6.2 m)控制，線間距為18～20 m。

為滿足盾構施工期間進井接收、拆解吊出等需求，兼顧運營期間聯絡通道及通風排煙等功能，豎井長邊及深度應能涵蓋左、右線隧道，短邊結合豎井使用功能及設備擺放布置，采用五層框架結構、懸掛式隔水帷幕的逆作法復合墻體系。豎井整體結構型式見圖2。

3 降水及阻隔水措施對豎井結構影響的數值分析

豎井地質環境復雜，毗鄰黃河，水位較高，砂卵石地層滲透系數大，有必要模擬計算多種降水和阻隔水措施工況并綜合比較。按逆作法實施條件，結合現場情況擬定4種工況(見表2)。

經綜合分析，豎井施工采用坑內+坑外聯合降水方式，其降水井位布置如圖3所示。

3.1 數值模型及參數

豎井空間尺寸為33.0 m×21.0 m×45.5 m(長×寬×高)，止水帷幕尺寸為46.0 m×34.4 m×51.1 m(長×寬×高)。按照豎井實際尺寸建模，土體邊界的長、寬、高分別為150 m、100 m和120 m。土體模型采用實體單元。考慮地下水滲流場和應力場耦合，地下水按等向流體考慮。初始地下水位線位于地面下約10.4 m。模型四周施加相同的透水邊界，底面和側面施加法向位移約束。有限元計算模型如圖4所示。

a) 橫剖面圖b) 縱剖面圖

c) 平面圖

工況施工措施一無輔助工法,坑底注漿,井內抽水二井外降水10 m,坑底注漿,井內抽水三井外降水20 m,坑底注漿,井內抽水四外圍懸掛止水帷幕,豎井端頭和坑底注漿,帷幕外圍降水20 m,井內抽水

圖3 降水井位布置平面圖

a) 整體模型b) 豎井結構模型

圖4 豎井結構及土體的有限元計算模型

3.2 施工步驟模擬

豎井按逆作法施工，首先，施作外側素混凝土連續墻和內側豎井結構地下連續墻；然后，豎井外側降水至設計深度，逐步開挖并施作主體結構各層的縱梁、橫梁、柱和側墻，直至底部封底；最后，澆筑各層樓板并回填覆土。在初始階段降水和每次開挖井內降水后，均進行滲流場和應力場耦合平衡計算。各工況具體施工的計算模擬見表3。

3.3 連續墻水平位移

以工況一為例，計算各階段連續墻水平位移(見圖5)。根據表3，計算節點1為開挖至負一層，計算節點2為開挖至負三層，計算節點3為開挖至負五層，計算節點4為豎井回填。

圖5 工況一各開挖階段連續墻水平位移

隨著豎井不斷向下開挖，圍護結構地下連續墻外側承受的主動土壓力越來越大，連續墻逐漸向坑內傾斜，水平位移也越來越大。在計算節點1～3中，連續墻最大水平位移均出現在開挖處附近。在計算節點3中，連續墻最大水平位移發生在負五層。計算節點3和4的水平位移變化曲線基本重合，表明連續墻水平位移在基坑開挖完畢(計算節點3)之后已經基本穩定，回填豎井頂部土體和施作井內各層中板不影響連續墻的水平位移。

表3 不同工況下的模擬計算表

4種工況下的連續墻最大水平位移統計見表4。4種工況的降水和阻隔水策略不同，計算的圍護結構水平位移差別很大。這表明不同的降水及堵水方式改變了基坑原有的水土壓力分布狀態，從而改變了圍護結構的變形和位移。

表4 連續墻各工況最大水平位移表

工況四在工程前期施做了外圍止水帷幕，并采用端頭加固止水、坑底注漿和井內抽水等組合措施，極大改善了連續墻受力狀態，使其水平位移最小，其圍護結構更加安全。

3.4 連續墻彎矩

由工況一的連續墻彎矩曲線(見圖6)可知，連續墻豎向彎矩呈現中間大兩頭小的分布態勢。隨著井內土體開挖，連續墻受到的土壓力越來越大，所受彎矩也不斷增加。最大內力作用點隨開挖深度沿墻體深度方向移動。彎矩在負四層—負五層處達到最大值(1 155 kNm)。在連續墻底部嵌固端，彎矩逐漸減小至趨近于零。井內各層橫縱梁起到了支撐作用，避免了豎井開挖過程中圍護結構的內力過大。各工況連續墻彎矩計算結果見表5。

a) 各階段連續墻彎矩圖b) 連續墻彎矩包絡圖

注：內側受拉為正

圖6 工況一的連續墻彎矩曲線圖

表5 各工況連續墻彎矩計算表

4種工況因降水及阻隔水策略不同，圍護結構豎向彎矩計算值差別很大。這表明不同的降水及堵水方式改變了基坑原有的水土壓力分布狀態，進而影響了結構受力。井外降水后，基坑部分孔隙水壓力減小，而土體總應力不變，則土體的有效應力增加，土體強度增加，從而使圍護結構受到的水壓力減小，總體側壓力減小。隨著降水深度增大(工況一—工況三)，連續墻最大豎向彎矩減小，尤其是上部彎矩減小明顯。工況四于工程前期施作外圍素混凝土連續墻止水帷幕，并在端頭加固止水和坑底注漿，極大改善了連續墻受力狀態，故其連續墻計算彎矩最小，結構更加安全。

3.5 主體結構側墻彎矩計算

當豎井采用逆作法實施時，受空間作用影響，側墻會產生兩個方向的彎矩：豎向彎矩和橫向彎矩。對各工況側墻的長邊彎矩進行計算。考慮到各層側墻的厚度差異和施做時序，計算負一層、負三層(負二層和負三層墻體厚度一樣)、負四層及負五層側墻中部橫向彎矩。側墻豎向彎矩選自側墻跨中位置，計算截面分布見圖7。

圖7 側墻彎矩示意圖

以工況一為例計算，結果見圖8。由圖8可知，隨著豎井土體逐步開挖，主體結構側墻不斷施作并逐漸參與承擔荷載。由于連續墻的墻體分幅之間存在接頭，故其力學效應主要體現在豎向彎矩。從計算結果看，主體結構側墻為雙向板，其豎向彎矩較大，側墻橫向彎矩隨著墻體深度的增加而增加，并在負四層和負五層達到最大；主體側墻存在相對滯后施作特性，其豎向彎矩最大值發生在負四層。

a) 計算節點1側墻豎向彎矩b) 計算節點1側墻橫向彎矩c) 計算節點2側墻豎向彎矩d) 計算節點2側墻橫向彎矩e) 計算節點3側墻豎向彎矩f) 計算節點3側墻橫向彎矩g) 計算節點4側墻豎向彎矩h) 計算節點4側墻橫向彎矩

注：內側受拉為正

圖8 工況一下的主體側墻彎矩

各工況下的彎矩計算結果見表6。豎井地下連續墻承擔了較大的豎向彎矩；主體側墻承擔了較大的橫向彎矩。4種工況的降水及阻隔水策略不同，計算的主體側墻豎向彎矩差異很大。這表明不同的降水及堵水方式改變了坑外水土壓力分布狀態，進而改變了側墻受力。隨著井外降水深度增加，側墻橫、豎向彎矩減小，在采用外周帷幕止水和基底注漿加固后，橫向彎矩進一步減小。

表6 主體側墻各工況彎矩計算表

4 現場測試驗證

奧—世區間豎井從2015年7月2日開始進行地下連續墻內力監測[10-11]，至2016年3月2日結束，歷時240 d。測點分別布置于地下連續墻頂部以下5.0～55.0 m處，間隔5 m布置1處。選取監測點QL02、QL05的數據，繪出地下連續墻實測內力曲線與計算內力曲線(如圖9所示)。

a) 開挖至負一層(計算節點一)b) 開挖至負三層(計算節點二)c) 開挖至負五層(計算節點三)

圖9 不同階段地連墻內力實測值與計算值對比

由圖9可見，當豎井開挖至負一層、負三層和負五層底板時，地下連續墻的彎距計算值與實測值基本相符，且負一層至負三層的內力在開挖前四層時基本保持穩定，最大正彎矩出現在-40.0 m附近(即負五層側墻中部位置)。當豎井開挖至負五層時，實測彎矩比計算彎矩要大些。經分析，模擬計算中，降水及地層注漿加固等措施的計算參數選得偏于理想化，而在實際現場操作中很難實現完全理想化，尤其在高水壓強透水的砂卵石地層，降水及注漿加固的效果會打折扣，很難形成理想的均質完整加固區域。

豎井實際配筋按平面應變進行計算，其設計內力大于三維數值分析值和現場測試值，故工程安全有保證。

5 結論

(1)蘭州地鐵區間隧道下穿黃河岸灘的深豎井位于巨厚狀強透水的砂卵石地層，毗鄰黃河。豎井平面尺寸33 m×21 m，井深45.5 m。惡劣的建設環境罕遇，具有較大的實施難度和工程風險。

(2)位于巨厚狀強透水大顆粒砂卵石地層的深大豎井工程，采用了懸掛式隔水帷幕，以整體逆作、分層順筑施工，并采用復合墻結構體系，有效確保了工程安全修建。

(3)針對豎井不同的降水及阻隔水措施，對圍護結構地下連續墻及主體側墻結構進行受力分析，提出了“豎井主體地下連續墻+外圍地下連續墻+地層注漿+區域降水”的組合支護體系。

(4)對地下連續墻及主體側墻的位移和彎矩進行計算分析，在設置多道隔水帷幕并采取有效降水及基底注漿加固等措施后，墻體結構受力性能明顯改善，確保了施工期間及建成運營的安全。

(5)計算分析與現場測試的總體規律基本相符，因實際降水及地層注漿加固效果與計算選取參數的差異，現場實測彎矩相比計算值略大，但仍在工程設計安全范圍內。