超淺埋地鐵車站復合型拱蓋設計方法
——以青島地鐵某工程段為例

徐 振 李修浩 陳 新 劉 鵬 姜其琛

(1.青島市地鐵一號線有限公司 山東青島 266000； 2.山東大學巖土與結構工程研究中心 山東濟南 250061)

0 引言

拱蓋法被城市地鐵隧道暗挖掘進廣泛采用。拱蓋上部荷載通過拱腳傳遞至圍巖，充分利用圍巖進行承載，可有效應對“上軟下硬”地層，加快施工速度，但該工法對圍巖承載能力有著較高要求。因此，在特殊地層適用性方面存在討論的空間。以拱蓋法為基礎，相二襯拱蓋法和初支拱蓋法相繼問世，并在大連、重慶、青島地鐵等工程廣泛實踐。針對不同拱蓋法適用特點及力學機制，眾多學者開展了廣泛研究。

楊忠年[1]等通過模型試驗，研究拱蓋法開挖過程地表變形演化規律及圍巖應力響應情況；吳學鋒[2]通過三維有限元數值模擬，對土巖復合層拱蓋法隧道工況開展計算；賈桂寶[3]闡述了拱蓋法施工工藝及關鍵控制點，及其較之其他工法的優劣；華福才[4]等結合青島地鐵工程實踐，分析采用逆作拱蓋法和順作雙側壁導坑法的適用特點；牟新偉[5]通過綜合數值模擬，對拱蓋法隧道在不同工序下的應力場、位移場，以及塑性區的演化過程開展了研究，對比了車站施工過程力學響應機制；針對初支拱蓋法，張世杰[6]通過模型試驗、現場試驗和COMSOL數值模擬，分析初支拱蓋法開挖過程圍巖受力、圍巖變形、地表沉降等參數變化規律，確定不同圍巖條件下的極限巖層覆蓋厚度；杜子建[7]通過數值理論計算，對比分析了不同施工工序下拱蓋法的沉降值；二襯拱蓋法方面，王洪昌[8]以牡綏線為研究對象，通過理論分析、現場試驗、數值模擬等手段，研究大變形隧道在雙層初支法施作時的應用機制；針對新型的雙層疊合初支拱蓋法，鄧昆[9]以重慶軌道交通5號線風西路站為研究對象，通過理論推導和數值模擬，研究雙層疊合初支拱蓋法結構設計方法、施工技術和監控量測手段。

濱海城市地鐵盾構隧道修建過程，常遇極淺埋、圍巖條件差、地表變形敏感等問題，暗挖工法設計時需保證拱部圍巖具備充足的強度，并產生較小地表位移；工法選擇會影響區間盾構過站與車站主體結構修建的時間關系，從而對工期與投資費用產生較大影響。因此，為協調結構強度、地表敏感程度與工期的關系，本研究依托青島地鐵貴州路站，通過方案比選與優化，提出一種雙層初支結合二襯拱蓋法的復合型拱蓋設計方法，并通過計算驗證該工法的安全穩定性，擬為國內其他相似工程提供借鑒。

1 工程概況

圖1 車站位置示意圖

青島地鐵貴州路站，位于團島二路與貴州路以及明月峽路交叉口之間，臨近膠州灣隧道出口匝道，周邊建筑密集，交通繁忙(圖1)，故設置為地下3層明挖加兩層暗挖11m島式車站。車站主體長138.95m，標準段寬20.3m，總建筑面積11 226m2。明挖段長60m；暗挖段長86.8m，埋深極淺，約5.7m～7.3m。挖段拱頂位于強、中風化巖層，洞身位于中、微風化巖層，采用單柱雙跨地下兩層單拱直墻結構形式，車站標準段寬度18.5m，總長146.8m。暗挖段上部地層鋪設大量市政管線，變形敏感。車站由明挖基坑進入暗挖段施工，受工作面及TBM過站影響，貴州路站工期緊張，如圖2所示。

圖2 車站及兩側站點工期分析

圖3 地質剖面圖

2 設計工法比較

2.1 工程難點

該車站開挖跨度大，埋深淺，車站上方管線眾多，施工風險大。如何在控制風險的基礎上推進施工進度成為該工程難點。為保證施工進度，必須采用拱蓋法施工，減少施工步序及內支撐施工。拱蓋必須有足夠的強度和剛度，控制地表及管線沉降，避免次生災害風險。

2.2 常規思路

2.2.1雙側壁導坑法

雙側壁導坑法，系在開挖兩側及中部導洞并及時設置初支后，在拱部施作第二層初支，發揮臨時二襯的作用進而開展施工作業的工法。具體施工過程如圖4所示。

圖4 雙側壁導坑法施工過程

該工法技術成熟，但在巖石地層中開挖時，多次爆破對臨時支撐產生擾動，易造成初支開裂。在拆撐階段，工序干擾情況顯著，防水質量難以保證。此方案主要缺點是：工程造價高，施工步序多，施工工期長，工期影響TBM過站。

2.2.2二襯拱蓋法

二襯拱蓋法，系利用下部微風化巖石承載力高的特點進行作業，此方案在青島、大連以及重慶等城市皆有很多成功案例，是應對上軟下硬層狀巖的常用設計方案。此方案要求拱腳必須設置在穩定圍巖上，拱部二襯模筑完成后，下斷面采用臺階法施工，具體施工步驟如圖5所示。

圖5 二襯拱蓋法施工過程

與雙側壁導坑法相比，二襯拱蓋法可提高下斷面開挖速度，但在地層起伏變化較大或破碎帶發育地層中，易發生拱腳不均勻沉降，進而導致襯砌開裂破壞，縣拱部二襯與側墻二襯接口處防水處理困難，混凝土澆筑質量不易保證。若采用此方案，存在以下技術難點：

①拱部圍巖埋深較淺，圍巖成拱效應差，拆撐風險大。

②拱部二襯施工周期較長，TBM無法實現空推過站，需采用掘進方式通過車站下斷面。掘進通過車站對其工期影響嚴重，同時增加投資。

2.3 復合型拱蓋法施工過程

采用雙層初支設計可較好解決施工工期與風險之間的矛盾。雙層初支協同受力，可保證拱蓋具有較大剛度，限制拱部圍巖變形，降低施工風險。同時，由于不需臨時支撐，下部圍巖采用臺階法施工，該工法可極大提高施工效率。其工法具體設計如下：

(1)超前支護及開挖方案設計

該工程針對車站周邊環境及施工進度，對不同位置采取了超前大管棚、超前帷幕注漿以及地面注漿方式進行地層加固。通過現場施工情況，采用大管棚超前支護可有效避免隧道塌方事故，在條件允許情況下，應該優先考慮。

但拱部宜采用雙側壁導坑或者環形導坑法施工，不宜采用CD法施工，以確保鋼架連接節點在受力較小區段。下部圍巖應采用中間拉槽，分層開挖方式施工，各坡面臨時坡率不宜過大。邊墻預留巖體寬度不宜小于3m，宜采用逐層剝離方式爆破施工，減少對圍巖擾動。

(2)拱腳設計

拱腳基礎梁施工前應該進行驗槽，并對不良地質進行加固處理，清理虛渣，避免產生附加沉降，造成兩層初支難以協同受力。拱腳基礎梁應預埋鋼筋，與側墻支護鋼筋連接。第一層初支宜在拱腳一定范圍設置連接筋，保證兩層初支協同受力。拱腳以下5m范圍應采用控制爆破方案，減少爆破對圍巖擾動；每次開挖一層錨桿間距圍巖，及時進行錨噴支護，并在拱腳設置鎖腳錨桿。

(3)側墻支護設計

采取有效措施控制側墻超挖或增加鋼架支護。下臺階宜采用中間拉槽、分層開挖方式施工，減少爆破對側墻影響。側墻設置系統錨桿。

(4)臨時支撐拆除

第二層初支宜設置在中隔壁之間，避免拆撐工況風險，中隔壁在二層初支噴射混凝土強度達到設計強度時方可拆除。拆除宜分段試拆，并加強監測，及時反饋監測結果，根據監測數據對初支安全性進行研判。

因此，該方案采用復合型拱蓋設計方法，設置兩層初支保證拱頂的剛度及穩定性，減少對地面產生的敏感性變形；二襯的施做，為隧道使用階段提供足夠的強度儲備；拱下土體利用臺階法施工，同時又縮短了建設工期，保證盾構機可空推過站，節約了成本。淺埋暗挖隧道嚴格按照“管超前，嚴注漿；弱爆破；短進尺，強支護；早封閉，勤量測”原則進行設計與施工。

復合型拱蓋法施工步序(圖6)：

圖6 復合型拱蓋法施工步驟

(1)施工超前支護，采用雙側壁導坑法開挖上斷面左右側巖體；

(2)開挖上斷面中部巖體，架立格柵拱架、臨時支護，施工初期支護；

(3)拱部施作第二層初期支護，分段拆除臨時支撐，并架立臨時中立柱；

(4)拆除拱部第二層初支中立柱，施工拱部二襯結構；

(5)采用臺階法分步開挖下半斷面巖體，施工邊墻錨噴支護；

(6)待底板邊墻完成后，施工下半斷面二襯結構，保證盾構得以空推過站。

3 復合型拱蓋襯砌承載力計算

3.1 計算準則

復合型拱蓋襯砌承載力計算采用以下計算準則：

(1)對于荷載-結構模型，考慮地層抗力對襯砌變形的約束作用。

(2)復合式襯砌的初期支護作為施工階段的主要承載結構，其設計參數采用工程類比法確定。

(3)考慮長期使用過程，外部荷載向二次襯砌轉移；采用荷載-結構模式進行簡算。

(4)復合式襯砌的初期支護+二次襯砌的結構體系，應能滿足結構在最不利狀況下受力要求。

3.2 計算參數

圍巖主要物理力學參數及支護結構力學參數取值如表1～表2所示。

表1 圍巖物理力學參數

表2 支護結構力學參數

3.3 計算模型

暗挖段拱部初支承載力計算(圖7)采用Ansys14.0軟件進行受力及位移分析，兩層初支均采用beam單元，并采用受壓彈簧連接模擬兩層初支間接觸，考慮兩層初支協同受力。第一層初支外部設置受壓彈簧以模擬圍巖與第一層初支間的相互約束，從而反映圍巖與結構的相互作用。計算內容為施工階段不考慮水壓力，考慮初支承受全部荷載，拱腳按中風化花崗巖考慮。

圖7 初支承載力計算簡圖

洞室二襯結構承載力計算，采用Ansys14.0軟件進行受力及位移分析，結構外部設受壓彈簧模擬圍巖與結構間的相互約束，反映圍巖與結構的相互作用。由于洞室開挖前已做好降排水及注漿加固工作，且車站采用全包防水結構，因此施工階段不考慮水壓力、內部結構荷載；使用階段考慮部分地下水長期作用下加固區易產生缺陷，以及結構-圍巖長期下可能產生的結構開裂，因此使用階段考慮水壓力及部分內部結構荷載作用，取最不利組合計算。兩種情形下，車站洞室二襯結構的計算簡圖如圖8～圖9所示。

圖8 施工階段計算簡圖

圖9 使用階段計算簡圖

3.4 拱部初支承載力計算

選取最不利荷載組合情況下最不利位置進行內力計算，如圖10所示。由圖10可見拱頂部位處出現最大正彎矩，為89kN·m，而在拱部兩側，導坑邊墻附近出現最大負彎矩，大小為49kN·m。反彎點位于開挖設置的臨時支撐處。在該支撐作用下，為拱結構提供了支座效應，限制了兩極值彎矩的大小，因此可以證明兩側臨時支撐的設置合理且必要。兩層初支協同效應下外層初支最大軸力為2290kN，位于兩端支座處，而拱頂處的軸力為1370kN。因此，據內力分析結構，選用配筋2φ25，符合承載力要求。

圖10 第一層初支基本組合彎矩及軸力圖

雙層初支協同效應下，內層初支內力分布情況如圖11所示。此時，內層襯砌內力分布規律與外層初支相同，最大正彎矩位于拱頂處，為17kN·m，呈現最大彎矩區效應分布，導洞邊墻處最大負彎矩值9.4kN·m。內層初支最大軸力為1390 kN，最小軸力為1360 kN，差距較小，基本可看做軸力沿拱軸線呈均勻分布。與外層初支相比，內層初支在施工期荷載作用下內力狀況僅為前者的19%，因此證明在相同的材料參數下，內層可作為優秀的強度儲備以發揮作用，并且內層由于應力分布較為均勻，較好地避免了襯砌裂縫產生，保證了雙層支護結構較強的完整性。

圖11 第二層初支基本組合彎矩及軸力圖

3.5 拱部初支位移演算

針對拱部初支結構變形，兩層初支可實現良好的協調變形，計算過程兩層襯砌緊密貼合，并未產生大小不均間隙。最大位移發生在拱部，大小為50mm，小于一般暗挖車站拱頂下沉控制值100mm，因此，雙層初支結構在施工階段能較好地滿足承載及剛度要求，結構變形如圖12所示。

圖12 拱部初支結構變形圖

3.6 洞室二襯結構承載力計算

3.6.1施工階段

施工階段基本組合下彎矩及軸力圖如圖13～圖14所示。彎矩方面，拱部最大正彎矩仍然出現在拱頂處，為306kN·m，但并非拱部彎矩最大值。最大彎矩值出現在拱蓋與邊墻連接處，為-744kN·m，且接近拱腳處，其因在于較大剪力作用，彎矩近似呈線性分布。邊墻部位處，最大正彎矩發生在大約一半高度處，其值約220kN·m。底板部位約3/5截面上彎矩為0，但在邊墻與底板連接部位處彎矩突然增加至約-330kN·m。軸力方面，拱部軸力值在各結構中最大，軸力由拱頂2340kN變化至拱腳處的1760kN。邊墻處與底板處內力分布近似呈均勻分布，分別約1500kN與1300kN。

圖13 施工階段基本組合彎矩及軸力圖

圖14 施工階段準永久組合彎矩及軸力圖

準永久組合下彎矩及軸力圖分布與基本組合下趨勢基本相同，差距基本僅為數值方面，如圖14所示：拱部最大彎矩203kN·m，拱腳處最大彎矩為-484kN·m，邊墻最大彎矩約150kN·m，邊墻-底板連接處最大彎矩-330kN·m。軸力方面，拱腳處軸力為1510kN，邊墻及底板軸力分別約95kN與81kN。

由內力變化情況可知，邊墻拱腳處及拱部與邊墻連接處均產生大量內力，因此在該兩處應當增大配筋量，或采取必要的加固措施保證連接部位強度，如在拱部導洞外側打設砂漿錨桿與鎖腳錨桿加固大拱腳處圍巖，導洞連通后設置冠梁，以提高整體穩定性。

3.6.2服役階段

服役階段基本組合下，彎矩及軸力圖如圖15所示。與施工階段相比，由于考慮水壓力作用，其內力分布出現明顯的差異，且數值上均比之前有較大的提高。

彎矩方面，拱腳處仍產生最大彎矩值，其值約為800kN·m，與施工階段相差不大，但拱部大部分區域的彎矩值均小于100kN·m，與整個斷面彎矩分布寥寥無幾。由于側向水壓力作用點，使得拱部及邊墻上的反彎點均向底部移動。邊墻上最大彎矩值約為640kN·m，約為施工期3倍，分布在墻高的2/5高度處。底板部位處內力變化劇烈，其最大正彎矩為1120kN·m，最大負彎矩位于與邊墻連接處，其值約為-2000kN·m，全段面最大彎矩分布在邊墻-工地連接處，為-2310kN·m，體量巨大，與施工階段相比，增加了6倍，因此應當特別注意底板處防突水能力。

軸力方面，拱部軸力在2760kN～3200kN范圍內變化，邊墻與拱底處大致均呈現均勻分布，分別約為2900kN與3600kN，分別為施工期的2～3倍，因此應特別注意施工期的結構承載能力。同時，邊墻反彎點部位處出現了軸力突變，該變化表明，此處由拱部傳遞的荷載及水壓力作用產生的彎矩大小相等。

使用階段準永久組合下彎矩及軸力圖如圖16所示，其變化規律與基本組合基本一致，僅存在數值上差距，因此不再贅述。

圖15 服役階段基本組合彎矩及軸力圖

圖16 服役階段準永久組合彎矩及軸力圖

由內力變化情況可知，為了滿足結構承載要求，全斷面設置的二次襯砌是必要的。總的來看，其為拱部提供了充足的強度儲備，也作為邊墻與底板的主要承載結構，保證車站洞室的強度與穩定性。因此，結構全斷面二襯結構的配筋設計也是十分重要環節。

經過各個工況的計算對比分析，取最不利工況及組合控制構件配筋及裂縫寬度，計算結果匯總見表3。

表3 計算結果匯總表

3.6.3洞室二襯結構位移驗算

圖17 施工及使用階段位移圖

針對洞室二襯結構，考慮荷載長期作用影響，施工階段拱頂處產生最大撓度值，大小為8mm(圖17)，小于允許值45mm(18000/400)的規范要求，使用階段底板中部產生最大撓度值，為23mm，小于允許值45mm(18000/400)，同樣滿足規范要求。因此，從結構內力變化及剛度變化來看，該方案雙層初支+全斷面二襯的結構形式滿足要求，但應特別注意在構件連接處強化構造措施，及時加固。

3.7 施工驗證

設計付諸實施后，TBM如期過站，經洞內收斂值實測，最大變形量小于20mm，結構強度安全可靠，無滲漏水情況發生，且優化方案對比原設計方案最大可減少投資230余萬元，為貴州路站節省工期3～5個月，表明了超淺埋大跨度隧道采用雙層襯砌+二襯組合型拱蓋法施工，可以滿足施工及使用過程的強度及變形要求，并使TBM區間施工和車站施工避免干擾，取得良好的經濟及工期效益。

4 結論

(1)經計算分析及工程實踐，超淺埋大跨度隧道采用雙層襯砌+二襯組合型拱蓋法施工，可以滿足施工及使用過程的強度及變形要求；優化方案較對比原設計方案最大可減少投資230余萬元，為貴州路站節省工期3～5個月，使TBM區間施工和車站施工基本上不相互干擾，取得良好的經濟及工期效益。

(2)內層襯砌施作不僅可與外層襯砌共同作用，提高拱蓋的承載能力，同時可以較好地將拱蓋應力進行較為均勻分散，避免集中應力區的形成，有效地減少了襯砌裂縫產生，保證了雙層支護結構較強的完整性。

(3)由內力分析可知，復合型拱蓋法施作時，拱腳處以及邊墻與底板連接處容易產生較大內力，因此應特別注意相應部位的加固，如設置大拱腳，設置拉筋錨索，加密連接鋼筋的設置等其他構造措施。

(4)拱部臨時支撐及邊墻錨桿的設計，均分別顯著改善拱部、邊墻的應力及變形狀況，因此相關結構的設計應當合理可行。