管幕-結構法下穿站場股道與站臺沉降特征模擬分析

胡大偉,韓現民,肖明清,鄧朝輝

(1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司,武漢 430063； 2.石家莊鐵道大學土木工程學院,石家莊 050043)

引言

管幕-結構法最早可追溯到20世紀70年代比利時的“安特衛普技術”，其在修筑地鐵車站(矩形斷面)時，首次采用了頂管施工、鋼管切割、鋼筋綁扎和混凝土澆筑形成結構體的工法；到20世紀90年代，Pietro Lunardi教授在修建意大利米蘭的地鐵車站時提出了“管拱技術工法”，在隧道縱向設置了環向拱肋，起到提高管道整體剛度和主體結構承載能力的作用；20世紀90年代后期，韓國根據上軟下硬的地層特點，在超淺埋情況下提出了拱部采用管幕法(TRCM)和格構工法(CAM)進行了車站拱部施工，鋼管直徑達2 000 mm[1]。到2010年沈陽地鐵2號線新樂遺址站[2]修建時，在大陸首次采用了新管幕法(簡稱NTR工法)施工，在砂層、礫石地層中修建了車站主體結構(拱形結構)和風道(矩形結構)。國內有學者也稱這種工法為管幕預筑法(簡稱PPM工法)[3-4]或管幕-結構法(Pipe Curtain-Structure Method，簡稱PSM法)[5]。

關于此類工法，國內相關研究主要是以沈陽地鐵[6]和拱北隧道[7-9]為工程背景，在設計、施工等方面進行了一些研究，如楊仙[10]基于土拱理論對頂管間距進行了優化設計，湯華深[11]對頂管摩阻力理論進行了研究，黎永索[3-4，12]對管幕施工地表沉降規律和土體大開挖時地鐵車站襯砌結構受力變形進行了分析等，對該工法的施工力學效應、設計理論和施工技術有了一定的認識和經驗積累[13-17]，但仍未形成系統性研究成果。管幕-結構法主要優勢體現在地表沉降控制方面，故對鋼管多次頂進下地表沉降影響規律、管幕-結構法復雜工序中各施工步驟對地表沉降的影響程度和占比關系等進行全面、詳細分析顯得尤為重要。

迎澤大街下穿太原火車站地下通道工程采用管幕-結構法施工，為全斷面管幕結構形式，具有斷面大、埋深淺、地表沉降控制要求嚴格(下穿股道)等特點。管幕-結構法施工時，由于工藝復雜，在多次頂進擾動(20根鋼管)和鋼管切割、焊接、主體混凝土澆筑以及土方大開挖等諸多工序作業影響下，地表沉降控制難度極大。因此需在制定股道沉降控制標準的基礎上，采用數值計算對鋼管頂進次序優化和施工過程進行模擬研究，揭示管幕-結構法施工時股道與站臺沉降變化規律，對股道沉降預判、預警和后續工程施工有著重要的指導意義。

1 工程概況

迎澤大街下穿太原火車站通道工程分車站北線車行通道、南線車行通道，正交下穿太原站站場，南、北通道軸線中心相距346 m。通道工程下穿段采用管幕-結構法施工，南通道管幕段長105 m，北通道管幕段長102.5 m。

1.1 地下車行通道設計

地下通道設計為兩孔單向四車道，管幕結構全寬18.2 m，全高10.5 m，通道橫斷面如圖1所示。每條通道設置20根φ2 m×20 mm鋼管，其中上、下部各7根，左、右側邊墻各3根，鋼管凈間距165～265 mm。

圖1 車行通道橫斷面設計(單位：mm)

1.2 地下通道與站內股道、站臺位置關系

地下通道正交下穿10條股道、3座站臺，其中6條為到發線、4條為正線，既有軌道鋼軌頂面距北線車行通道頂板3.6 m、距南線車行通道頂板3.5 m；站臺高度約為1.5 m。

1.3 地層特征

工程涉及到地層有填土層和第四系沖洪積層新黃土，頂管主要穿越黃土地層。其中填土層埋深0～4.6 m、軟塑新黃土層埋深3.5～15.4 m、硬塑新黃土層厚12.5～26.6 m，地層物理力學參數見表1。

表1 數值計算采用的物理力學參數

2 鋼管頂進次序優化研究

管幕-結構法施工中鋼管頂進是第一個關鍵工序，群管頂進對地層擾動次數多，引起的地表沉降大，有必要進行頂管施工次序優化研究。

2.1 頂管施工模擬影響因素

管幕結構由20根鋼管組成，如圖2所示，采用土壓平衡式頂管機頂進。

圖2 管幕結構及鋼管編號

頂管頂進模擬需要考慮的影響因素有：穩定掌子面的土倉壓力、鋼管頂進過程中地層與頂管之間的摩擦阻力、地層損失、觸變泥漿層的作用及注漿壓力等。

土倉壓力：土壓平衡式頂管機土倉壓力值為在刀盤中心處土層靜止土壓力值基礎上增加20 kPa。

管周摩擦阻力：考慮到觸變泥漿套作用，管周摩阻可采用《頂管施工技術及驗收規范(試行-2012)》、余彬泉(1998)[18]和何蓮[19]推薦的公式綜合計算確定，其中頂部1號～7號管管周摩阻力為4 kPa，8號、20號管為8 kPa，9號、19號管為10 kPa，10號、16號管為13 kPa，其余的為15 kPa。

地層損失：地層損失通過調整圍巖應力釋放率來實現，考慮到頂管機刀盤與鋼殼尺寸差、管節與圍巖間隙，按經驗對兩處地層取5%的應力釋放率，以模擬地層損失。

注漿壓力：計算中注漿壓力取0.15 MPa。

由于鋼軌、扣件、軌枕與道床之間相互作用關系復雜，不作為本文研究內容，數值計算只模擬了道床，并假定道床與鋼軌一起協調變形。

2.2 計算工況

為了分析鋼管頂進次序對地表沉降影響，主要對上、下部鋼管的頂進順序對道床和站臺沉降影響的差異性進行分析，通過對比確定最優頂進次序。

具體計算工況如下。

工況1：先頂進上排7根鋼管、再中部6根鋼管、最后下排7根鋼管，依次連續頂進。

工況2：先頂進下排7根鋼管、再中部6根鋼管、最后上排7根鋼管，依次連續頂進。

工況3：先頂進下排7根鋼管、再中部6根鋼管、最后上排7根鋼管，上排間隔頂進。

計算中上部行車活載按規范采用中-活載計算模式計算，對于Ⅰ級線路次重型軌道，軸重取220 kN，根據鐵科院的推薦方法[20]，計算等效動輪載為74.46 kN/m2，施加于道床表面。

2.3 數值模型和計算用力學參數

數值模型沿頂管軸線縱向(y軸)取67.2 m，頂管橫截面方向(x軸、鐵路線路方向)113.4 m、豎直方向(z軸)長度約45 m，如圖3所示；模型左、右、前、后和下部邊界均施加法向位移約束，上部為自由邊界條件。數值計算中選取處于管幕結構中部位置上的6號股道和3號站臺進行沉降監測，它們在計算模型中的位置見圖3，其中L1、L2分別為道床與站臺沉降監測線。

圖3 三維數值計算模型

計算中地層采用莫爾-庫倫彈塑性本構關系，觸變泥漿、道床及鋼管等采用彈性本構；地層、泥漿、道床及鋼管等采用的物理力學參數見表1。

2.4 計算結果

以工況3為例，群管頂進過程中股道沉降變形計算結果如圖4所示。3種工況股道和站臺最大沉降值統計結果見表2。

表2 3種工況股道和站臺最大沉降量 mm

圖4 工況3群管頂進股道沉降曲線

由計算結果可得：①3種工況下工況3沉降最小，工況1沉降最大，沉降減小約23%，說明先頂進下部鋼管對控制地表沉降比較有利；②工況2與工況3沉降值差別較小，說明上部鋼管的頂進次序對沉降影響不大；③由于站臺、股道與上部頂管距離不同，頂進對其沉降影響程度也不同，股道沉降略大于站臺沉降；④工況3下部頂進結束后股道沉降量為1.32 mm、占比31.3%，中部頂進結束后沉降增量為1.03 mm、占比24.5%，上部鋼管頂進結束后沉降增量1.85 mm、占比44.2%，上部頂進對地層擾動較大；⑤采用先下后上的頂進次序，可減弱多次頂進對上層土體的施工擾動，對減小地層沉降有利。

3 管幕-結構法施工對股道、站臺沉降影響

管幕-結構法施工有3個主要工序，第一是群管頂進；第二是鋼管切割、管間土體開挖、連接鋼板焊接、設置支撐柱，形成貫通性空間后鋪設主體結構鋼筋和澆筑混凝土，一般采用沿縱向分段施工方式，該工程中鋼管切割高度為1.2 m，連接鋼板厚度為20 mm，支撐柱為外徑180 mm、壁厚14 mm的鋼管柱，縱向間距為1.2 m；第三是管幕中間土方大開挖。

3.1 鋼管切割、主體結構施作等對股道、站臺沉降影響

為提高施工效率，鋼管切割等采用縱向分段、從中間向兩端平行推進的方式施工，鋼管沿縱向一次切割長度約為6 m，每一循環包括切割、焊接、支撐及主體混凝土施作等，施工完畢后，進行下一循環作業。

數值模擬中首先選擇模型中間(股道)下部位置進行鋼管切割等施工，而后向兩端同時平行推進，模型中包括7次循環作業。單個循環分為4個子工序，即下部7根鋼管切割支撐、中間6根鋼管切割支撐、上部7根鋼管切割支撐和一次性澆筑混凝土。單個循環各子工序引起地表(軌道)沉降曲線如圖5所示，各循環作業過程中股道和站臺沉降曲線分別如圖6、圖7所示。

圖6 鋼管切割、混凝土澆筑過程中股道沉降曲線

圖7 鋼管切割、混凝土澆筑過程中站臺沉降曲線

由計算結果可得：①第一個循環作業引起股道沉降增量為1.47 mm，其中下部7根鋼管施工引起的沉降占比為20.4%，中部6根鋼管施工引起的沉降占比為15.0%，上部7根鋼管引起沉降占比為50.3%，混凝土澆筑施工引起的沉降占比為14.3%，上部鋼管切割擾動最大；②所有鋼管完成切割支撐及混凝土澆筑后，股道累積最大沉降達7.67 mm、站臺累積最大沉降達6.75 mm；③各循環作業與沉降監測面空間位置關系不同，引起的股道和站臺沉降增量也不同。

3.2 土方大開挖對股道、站臺沉降影響

管幕結構中間土方開挖采用從兩端向中間同時施工方式，每次開挖進尺約4 m，土方開挖過程中股道、站臺最大沉降量變化如圖8、圖9所示。施工結束后股道沉降曲線如圖10所示。

圖8 土方開挖過程股道沉降變化曲線

圖9 土方開挖過程站臺沉降變化曲線

圖10 土方開挖結束后股道沉降曲線

由計算結果可得：①土方開挖后股道最大沉降為8.9 mm，增量為1.21 mm，股道沉降量小于總體沉降控制標準；②軌道10 m弦最大矢量值為1 mm，滿足軌道前后高差要求；③土方開挖后站臺最大沉降為7.8 mm，增量為1.04 mm，略小于股道沉降變化量；④管幕-結構法施工結束后，地表橫向沉降曲線類似高斯曲線形態，沉降影響范圍約為50 m，即W+2Htan 41°范圍，W為結構寬度,H為結構底部埋深。

3.3 管幕-結構法施工過程中股道、站臺沉降特征

管幕-結構法整個施工過程中股道、站臺最大沉降量變化如圖11、圖12所示，統計結果見表3。

表3 管幕-結構法施工引起股道、站臺變形統計

圖11 管幕-結構法施工股道沉降變化曲線

圖12 管幕-結構法施工站臺沉降變化曲線

由計算結果可知：①管幕-結構法施工過程中，鋼管頂進引起的地表沉降所占比例最大，約為50%；其次為鋼管切割與混凝土澆筑階段，沉降占比約為36%；最小為土方開挖，沉降占比約為14%；②管幕-結構法施工時，要重點控制鋼管多次頂進對地層的擾動影響，特別是頂進鋼管數量較大時，應尤為引起注意；③鋼管切割、混凝土澆筑引起的沉降比例也相對較大，應采用小切割長度、即切即支、快速澆筑的施工方式，以減小對沉降影響；④主體結構施作完畢后，在中間土方周圍形成一個大剛度的封閉結構，故土方開挖對地表沉降影響較小，可適當加大一次開挖長度。

4 既有鐵路軌道沉降控制標準

地下通道施工引起的地表沉降對既有鐵路影響主要表現在兩個方面：一是可能造成水平(指線路兩股鋼軌頂面的相對高差)超限；二是可能造成鋼軌前后高差(指沿線路方向的豎向平順性)超限。

根據隧道施工引起的地表沉降槽規律，地表橫向變形要比沿隧道軸線方向的變形顯著。當既有線路正交于施工隧道軸線時，既有線路的運營安全主要受控于軌道的前后高低不平順。

目前關于線路軌道靜態幾何尺寸容許偏差管理依據主要有2006年的《鐵路線路修理規則》，考慮到站內列車降速因素，按vmax≤120 km/h正線及到發線(作業驗收)對應的數值選取，即線路軌道前后高低差用L=10 m弦量測的最大矢度不應超過4 mm，縱向斜率小于0.08%。

理論上，在線路縱向上鋼軌可以看作無限長的柔性結構，與道床、地面一起發生協調變形。因此根據Peck橫向沉降規律，地表沉降在2i(i為沉降槽寬度系數)內沉降變化最大，且在i點處地表沉降值為0.61Smax。故根據工程的具體情況，確定由股道前后高低不平順決定的允許沉降計算公式如下

(1)

式中，[δ]為鐵路股道允許10 m弦量測的最大矢度值，4 mm；i為沉降槽寬度系數；L為量測弦長。

沉降槽寬度系數可根據管幕結構施工結束后地表沉降槽曲線(圖10)擬合公式(2)選取。

S(x)=9.0·exp(-x2/(2·i2))

(2)

式中,沉降槽寬度系數i為10.5 m。

由式(1)計算所得股道允許最大沉降為21 mm，軌道變形量測困難時，可以此作為鄰近地表或道床沉降控制值。

5 結論

通過對管幕-結構法下穿火車站場引起股道、站臺沉降變化規律的數值模擬研究，可得如下結論。

(1)鋼管頂進次序對地表沉降量有影響，推薦采用先下部、再中部、后上部的群管頂進次序。

(2)管幕-結構法3個主要工序中，鋼管頂進引發的地表沉降最大，約占總變形的50%，鋼管切割與混凝土澆筑引起的變形次之，約為36%，土方開挖引起的變形最小，約為14%。

(3)管幕-結構法施工結束后，股道最大沉降為8.9 m，10 m弦最大矢量值為1 mm，滿足控制標準；站臺最大沉降為7.8 mm，管幕-結構法施工地表沉降控制優勢明顯。

(4)管幕-結構法施工地表橫向沉降槽主要出現在W+2Htan41°范圍內。

(5)根據管幕結構施工地表橫向沉降曲線特征和股道靜態幾何尺寸管理規定，確定股道最大允許沉降量為21 mm。