地鐵隧道下穿既有車站凍土帷幕設計研究

孔令輝（北京中煤礦山工程有限公司，北京 100013）

隨著我國市政工程不斷發展，地鐵建設已向網絡化發展，地鐵線路立體交叉、地鐵車站銜接換乘的情況越來越多。因較早的地鐵規劃未能預見與新建線路交叉，一些車站下穿既有線路因工況復雜存在較大施工困難，部分工程無法采用盾構法或注漿法等傳統施工工藝。人工凍結法以其封水性好、加固土體強度高、適應性強、安全性好等優勢在富水軟弱地層中得到廣泛的應用[1]。但是，目前鮮見針對地鐵隧道近距離穿越車站的凍結法設計方案資料。如何保證凍結壁設計的合理性及對臨近既有建構筑物安全的影響評價是亟須解決的難點問題。

本文以上海市某地鐵隧道近距離下穿車站凍結工程為背景，對凍結壁厚度、平均溫度、凍脹對環境作用等方面進行研究，利用有限元和結構力學算法驗算設計的合理性。這為今后類似凍結工程設計提供了參考依據。其中，上、下行線隧道均需下穿車站主體及出入口結構。上、下行線隧道管片頂部距車站底板 2.209 m。該處地面標高 + 3.2 m，隧道頂部埋深約 18.790 m。軌道交通上下行線隧道下穿既有車站主體及出入口結構如圖 1 所示。

圖1 軌道交通上下行線隧道下穿既有車站主體及出入口結構

1 工程背景

上海市軌道交通某工程分上、下行線 2 條隧道，隧道斷面為圓形結構，管片外徑 6 600 mm，壁厚 350 mm。設計上、下行線下穿既有車站，擬穿越段長度約 36 m。

根據地質勘察資料可知，施工范圍內的土層主要有 ④灰色淤泥質黏土、⑤1-1 灰色黏土、⑤1-2 灰色粉質黏土。由于既有車站下方存在 4 道地連墻及多根格構柱樁基，盾構法施工存在較大困難。所以必須采用凍結法加固地層+礦山暗挖法開挖清楚障礙物并完成初期支護，最后進行盾構施工并完成隧道管片安裝。

2 凍土帷幕參數設計

2.1 凍結參數選取

既有車站底部采用旋噴抽條加固，深度基底以下 4 m，28 d 無側限抗壓強度qu≥1.2 MPa。為簡化計算，本次計算將水泥土凍結加固后的強度參數按原狀土凍結參數選取。

設計方案為先進行土層凍結形成凍結壁，在凍結壁保護下進行暗挖清障，再回填泡沫混凝土，盾構推進并拼裝管片進入新建車站。

選取 –10 ℃ 凍土的彈性模量和泊松比分別為 165.0 MPa和 0.19?；炷翉椥阅Ａ亢筒此杀确謩e為 200 GPa 和 0.25。凍結壁承載力驗算采用許用應力法，凍土強度指標為抗壓3.6 MPa，抗折 2.0 MPa，抗剪 1.5 MPa。強度檢驗安全系數按 Ⅲ 類凍結壁選取為抗壓 2.0，抗折 3.0，抗剪 2.0。

計算所用凍土力學參數如表 1 所示。

表1 凍土力學參數

2.2 承載力驗算

依據經驗，選取隧道外圈凍結壁厚度 2.0 m 進行驗算。凍結壁平均溫度取 –10 ℃。

凍土帷幕的受力三維計算模型如圖 2 所示。模型的寬度為 85 m，深度為 30 m，長度 40 m。上部承受車站和上覆土層自重以及地鐵車輛和人流荷載。

圖2 隧道凍結帷幕力學模型圖

用有限元法進行凍土帷幕的受力與變形計算。強度檢驗計算結果如表 2 所示。

表2 凍土帷幕安全系數

由表 2 可知，凍土帷幕的承載能力滿足施工安全要求。在計算過程采用全斷面開挖，并未考慮初期支護，實際施工中斷面內設置了“十”字弱加固區，采用上下臺階開挖并分別支護，有利于結構受力。

2.3 凍結壁荷載結構模型計算

采用荷載結構模型中的彈性地基梁法對圓形凍結壁進行受力驗算。計算基本假定如表 3 所示。

表3 計算參數

（1）假定凍結壁為小變形彈性梁，凍結壁為多個離散等厚度直桿梁單元。

（2）用布置于各節點上的彈簧單元來模擬周圍土體、車站的相互約束，假定彈簧不承受拉力，即不計土體與凍結壁的黏結力，彈簧受壓時的反力即為土體對凍結壁的彈性抗力。

（3）凍結壁承受全水頭壓力及全部土壓力。

依據地勘報告，取土體地層抗力系數為 8 000 kN/m3。計算模型如圖 3 所示。

圖3 計算模型

取地面超載 30 kPa，車站底板壓力等效于該深度處的自重應力，計算如式（1）所示。

式中：γ—土體自重，取 18.5 kN/m3；

h—上覆土層埋藏深度，取 17.886 m；

q—地面超載，取q＝30 kPa；

PS＝[18.5×17.886+30]×10-3=0. 361(MPa)

因該處地層滲透系數較小，故而全部采用水土合算方式計算側向壓力，則凍結壁承受側向水平地壓力計算如式（2）所示。

式中：PC—側墻承受水平地壓力，MPa；

K—側壓力系數，取K＝0.7。

側面上部承受水平地壓力：

側面凍結壁下部承受水平地壓力：

底部受力按主動土壓力作用，計算如式（3）所示。

式中：γ—土體自重，取 18.5 kN/m3；

h—土體計算深度；

c—黏聚力，取 16 kPa；

φ—內摩擦角，取φ＝11.5°。

K—計算得Px=0.352 MPa。

圖 4 為計算所得彎矩圖，圖 5 為軸力圖。其中最大軸力1 333.28 kN（受壓），最大彎矩值 136.2 kN·m。所受最大應力值計算公式如式（4）所示。

圖4 彎矩圖(單位：kN·m）

圖5 軸力圖（單位：kN）

經計算最大應力值 σmax為 870.94 kPa，最小應力值 σmin為 462.34 kPa。

最大應力值 870.94 kPa（受壓），安全系數 4.13，未出現受拉區。計算最大變形量 19 mm，均滿足設計要求。

3 凍脹對周邊環境影響驗算

計算模型選取長度 80 m、寬度 45 m、深度 40 m 的模型進行模擬分析，劃分上部車站結構、凍土體、地下連續墻、土體等網格。計算凍脹對既有車站受力和變形的影響。熱物理力學參數如表 4 所示。

表4 土壤導熱、比熱及結冰溫度試驗結果

凍結初期，由于凍結管內循環低溫鹽水與土體溫差大，凍結管與周邊土體進行劇烈的熱交換，此時凍結壁擴展迅速。凍結管周邊形成凍土柱并逐漸向外擴展，相鄰凍土柱逐漸相交，在開挖范圍外形成連續的凍土體；45 d 時，凍土體厚度達到約2.2 m 左右，大于設計值 2.0 m，達到了凍結設計效果。

凍結 45 d 時車站結構豎向位移計算結果如圖 6 所示。從模擬結果看，45 d 時，周圍土體最大凍脹為 40.00 mm，位于正視圖中下行線隧道凍結壁與土體交界面內側。

圖6 車站結構最大豎向位移

計算可知，凍脹引起的既有車站變形豎向位移 2.10 mm，側向位移 0.60 mm，凍脹量可控。說明凍結施工對既有車站的影響是有限的，配合控制凍脹的措施進行施工，可以保證既有車站的運營安全。

目前該工程已順利完工，施工過程平穩順利。實測既有車站底板最大隆起量為 4.86 mm，未危及既有車站運行，但較設計值計算結果偏大，可能原因如下：① 實際施工過程較長，施工過程中隨采取措施控制凍結壁擴展范圍，但仍明顯大于設計的 2.0 m 厚凍結壁，引起進一步凍脹導致車站底板抬升；② 開挖隧道上方的車站底板處設計有誘導縫導致了變形加大，實測最大底板隆起位于該誘導縫處。

4 結 語

本文以上海市某地鐵隧道近距離穿越車站的凍結工程為背景，對凍結壁厚度、平均溫度、凍脹對環境作用等方面進行設計計算，利用有限元算法驗算設計的合理性。具體結論如下。

（1）本文采用三維數值模擬和荷載結構模型計算兩種方法驗算凍結壁厚度，計算得 2.0 m 厚凍結壁下均能滿足承載力要求。

（2）該工程在凍結壁厚度 2.0 m 下凍脹量可控，采用凍結法進行大體量近距離施工方案可行。但施工過程中因施工工期較長，會導致后期凍結壁厚度明顯大于設計厚度，應關注凍結壁厚度不宜擴展過大。