明暗挖結合附屬施工對車站主體結構影響分析

蔣巋松

（成都軌道交通集團有限公司，成都 610041）

0 引言

PBA工法是利用邊樁、中樁（柱）、頂底梁以及頂拱共同形成初期的受力體系，承受施工過程中的荷載。PBA工法在北京地鐵6、7、10號線中廣泛應用。張愛軍等[1]介紹北京地鐵10號線蘇州街全暗挖車站的施工技術；羅富榮等[2]對北京地鐵6號線一期及7號線PBA暗挖車站地表變形的實測數據進行了數理統計分析；劉賈蓬等[3]以北京地鐵6號線東四站為研究對象，分析了開挖順序對小導洞和車站拱頂的豎向土壓力分布的影響。由于施工靈活，支護結構轉換單一，安全可靠之外能夠較好地對地面沉降進進行控制，之后逐漸在北京地鐵后續線路如8、12、16號線以及大連、西安、沈陽、長春等其他城市采用，已成為一種主流的暗挖車站施工工法：李賀等[4]對北京某富水卵石地層暗挖地鐵車站建造方案進行了研究；李金奎等[5]研究了大連某地鐵車站的洞樁法施工時群洞效應；趙文強等[6]以數值計算為手段分析了西安黃土地區某PBA車站施工方案；朱統步[7]對沈陽地鐵車站采用PBA工法、洞樁法及兩者混合的工法進行了對比分析；張海明等[8]以長春地區的地鐵車站工程為依托，分析了PBA法導洞施工引起地表沉降規律。以某PBA車站明暗挖結合的附屬施工為工程背景，結合風險控制措施，建立了三維數值計算模型，比較加固和不加固工況下車站結構和風道初支結構位移變化特征，總結了注漿加固后風道結構位移控制效果，研究結論以期為類似工程提供參考。

1 工程概況

某地鐵車站為島式車站，車站總長266.0m，頂板覆土約13.1～14.2m，采用PBA工法（4導洞）施工。車站有效站臺中心里程為K50+481.078，中心里程處軌面標高12.885m。車站設置2個出入口、4個安全出口、2組風亭及1處冷卻塔。北端為礦山法區間，南端為盾構區間，車站南端預留盾構脫殼接收條件。

3號風井風道位于車站南端，設一組活塞風道及新、排風道，根據風道開挖斷面尺寸及結構形式分別采用CRD法或臺階法開挖。出地面風井部分與1號安全口及1號無障礙電梯整合設置，風井部分采用蓋挖順做法施工，樁+內支撐圍護體系，風道部分采用暗挖法施工，根據斷面尺寸及結構形式選擇相應的工法開挖。

風井基坑南北方向長27.4m，東西方向寬9.4m，深30.869m，采用樁+內支撐體系，圍護樁采用1000鉆孔灌注樁，間距1.2～1.5m，支撐體系第一道采用混凝土支撐并設蓋板作為施工場地的一部分，第二～第六道采用609鋼支撐。風井結構持力層為卵石⑦（fak=450kPa），承載力滿足要求。

2 風道施工方案

2.1 暗挖施工措施

拱部土體預加固，盡少擾動圍巖，短進尺，盡快施作初期支護，并使每步斷面及早封閉，采用信息化施工，勤量測和反饋以指導施工。嚴格遵循“管超前、嚴注漿、短開挖、強支護、快封閉、勤量測”十八字方針。暗挖進洞的馬頭門需提前對拱部范圍土體采用超前深孔注漿加固，豎井橫通道破馬頭門向兩側進洞時應錯開距離且將橫通道截斷鋼架主筋與馬頭門格柵鋼筋焊接牢固。明挖基坑進洞時，需待二襯實施完成后再破除圍護樁，圍護樁范圍內需連立三榀通道格柵鋼架（需做好圍護樁破除的應急預案及局部反掏施工措施）。

2.2 暗挖施工技術要求

（1） 通道結構開挖必須在無水條件下進行，嚴禁帶水作業。

（2） 超前小導管注漿漿液根據地層情況確定，漿液配合比應由現場試驗確定。

（3） 結構施工前，應對臨近的建（構）筑物、管線等風險源調查，做好工前現狀建筑物狀態查詢、拍照記錄，避免非施工原因導致的建（構）筑物裂縫等與本工程施工產生糾紛。

（4） 暗挖結構開挖允許最大超挖量為150mm，平均超挖量為100mm，不允許欠挖。確定開挖輪廓時，應預留圍巖變形量為50mm，在施工過程中通過施工監測及時加以調整此值。

（5） 施工過程中，加強對掌子面和側墻面地層觀察和記錄，隨時掌握土層的濕度情況，判斷其穩定性，預報開挖面前方的地質情況，以指導施工。若發現地層潮濕，隨即打設超前探管進行探測，探測深度不小于5m，如有殘余水（由管線滲漏、降水盲區或地層中水囊所致）則通過探管引排；同時根據地質情況選擇合適漿液進行注漿堵水，防止流砂；必要時封閉掌子面。

（6） 施工過程中在各受力轉換處（如豎井進通道、通道轉角開挖），應遵循“先替代，后轉換”的原則，所有受力轉換的承力結構必須施工完成，并有足夠強度后，方可進行結構轉換，進入下一道施工過程。

（7） 應對施工影響范圍內（平面范圍為結構外輪廓外放一倍底板埋置深度）的所有建筑物和地下管線施工詳查并制定詳細的保護措施與應急預案，同時應有完備的預警機制。

2.3 超前支護措施

（1） 超前小導管采用DN32×2.75（卵石層DN25×2.75）焊接鋼管。

（2） 樁底注漿管DN32×2.75焊接鋼管。

（3） 注漿漿液：水泥-水玻璃雙液漿、單液水泥漿；漿液種類、配合比及注漿壓力應由施工單位在現場根據土層情況及加固效果經注漿試驗確定，在保證注漿效果及安全的前提下，盡量選用費用較低的漿液，以降低工程造價?，F場施工時應根據實際地層條件選擇注漿漿液。

圖1 暗挖通道注漿加固斷面

3 數值計算分析

3.1 模型概況

計算分析軟件采用midas GTSNX軟件，三維有限元計算模型及模型中車站結構、風井、活塞風道、排風道、新風道等不同結構的相互關系如圖3所示。計算模型尺寸參數：123.7m（X方向）×107.85m（Y方向）×50m（Z方向）。邊界約束：底部X、Y、Z方向位移約束，四面約束X方向或Y方向水平位移。土體、風道二次襯砌采用實體單元模擬，車站結構（頂板、中板、底板、側墻）、風道初支、風井連續墻均采用板單元模擬，車站中柱、風井支撐采用梁單元模擬。分析不考慮地下水的影響，土體本構模型為摩爾庫倫模型，地面超載大小取20kPa。

在分析中，加固是通過在模擬中改變土體的屬性即土體參數的方式實現，即加固工程和不加固工況加固范圍內土體參數不同。

圖2 三維有限元計算模型及模型中不同結構相互關系

3.2 計算參數

三維有限元模型中土層有7層，根據地勘報告計取物理力學參數，層號、巖土名稱、層厚、天然重度、彈性模量、粘聚力內摩擦角具體數值列于表1中。其中地勘報告只提供了壓縮模量，按照W彈性模量一般為3～5倍壓縮模量的經驗，計算彈性模量取壓縮模量的5倍。

表1 土體物理力學參數

3.3 計算工況與施工步

計算分析了不加固和加固兩種工況，不加固工況即在模擬過程中不考慮深孔注漿的影響，其他措施正常實施。3個風道的施工順序為排風道兩種工況下，活塞風道、排風道、新風道施工均采用了分段方式模擬，風道長度23.45m，按照4m一段進行分段，分段尺寸分別為4、4、4、4、4、3.45m。

3.4 車站結構影響分析

加固工況下風井、風道施工完成后車站主體結構X方向水平位移、Y方向水平位移和豎向位移云圖如圖3所示。由圖3可看出，①風井、風道施工對車站主體結構的影響主要體現在豎向位移和Y方向水平位移，而X方向水平位移較其他兩向位移要小，其中豎向位移整體上大于Y方向水平位移；②對于豎向位移，側墻開洞上方為沉降，開洞下方為隆起，是由風道開挖引起的頂部沉降和底部隆起導致；③Y方向水平位移計算結果表明車站側墻整體上發生向風井方向的水平位移，風井、風道施工完成后，最大Y方向水平位移發生在中板位置。頂板和開洞上方部分區域的頂板發生遠離風井的水平位移，但位移較小。不加固工況車站主體結構X方向水平位移、Y方向水平位移和豎向位移分布特征與加固工況相似。

圖3 加固工況下施工完成后車站結構位移云圖

加固和不加固兩種工況下車站側墻X方向水平位移、Y方向水平位移和豎向位移隨不同施工步變化曲線如圖4所示。由圖4可知，加固和不加固兩種工況下，X方向水平位移和豎向位移基本一致，Y方向水平位移在活塞風道施工前基本一致，活塞風道施工后出現明顯一定的差異，不加固工況與加固工況Y方向水平位移最大差異達到20.5%；車站側墻破除時，側墻X方向水平位移和豎向位移出現明顯變化，主要是由于結構破除施工產生的空間效應導致；施工完成后，車站側墻的豎向位移和Y方向水平位移相差不大，但施工過程中豎向位移小于Y方向水平位移，表明風井、風道施工對車站側墻主要產生水平位移影響。

圖4 車站側墻位移隨不同施工步變化曲線

3.5 風道初支計算結果與分析

加固工況下和不加固工況下施工完成后風道初支結構位移云圖如圖5、圖6所示，兩種工況下風道初支結構位移統計結果列于表2中。

圖5 加固工況下施工完成后風道初支結構位移云圖

圖6 不加固工況下施工完成后風道初支結構位移云圖

表2 兩種工況下風道初支結構位移統計

通過圖5、圖6可知，對于豎向位移，兩種工況下初支頂部發生沉降，底部則是隆起。相對于不加固工況，加固工況下頂部沉降得到明顯改善，沉降值減小約49%，底部隆起則有所增大，從9.433mm增至10.147mm，變化幅度約為1.54%；對于Y方向水平位移，兩種工況下臨近風井側的初支結構發生向風井側的正向位移，初支頂部則發生向主體結構方向的負向位移。相對于不加固工況，加固工況下最大正向位移和最大負向位移均有一定的減小，分別減小約7.02%、36.89%；對于X方向水平位移，兩種工況下活塞風道、排風道和新風道的初支結構均發生向洞內的X方向水平位移。相對于不加固工況，加固工況下最大正向位移和最大負向位移均有一定的減小，分別減小約23.43%、38.11%。

3.6 結構安全性分析

根據城市軌道交通安全保護規范，已建地鐵車站變形控制指標為：車站主體結構10mm。結合工程的重要性程度，設定地鐵車站變形允許值設定為5mm，控制根據主體結構計算結果，加固和不加固工況下，車站主體結構豎向變形最大值分別為1.746、1.832mm，水平變形最大分別為1.485、1.586mm，主體結構變形均在允許范圍內，并由較大的安全余量，加固主要是改善了風道初支結構變形。

4 結語

（1） 風道施工時，車站主體結構變形滿足已建地鐵結構變形允許值，也尚有一部分余量，表明風道施工影響可控。加固工況對車站主體結構位移控制有一定的效果，但差異較小。

（2） 豎井、風道施工對車站主體結構影響主要體現在豎向位移和向風井風道一側的橫向水平位移上，縱向水平位移相對較小。

（3） 風道頂部注漿加固對車站主體結構橫向水平位移有一定的影響，差異值約為20%左右，不加固與加固工況下豎向位移和縱向水平位移差異不大。

（4） 車站側墻結構破除時，豎向位移發生明顯變化，對于車站主體結構來說，破除施工是關鍵階段，需要重點監測。

（5） 風道頂部加固于風道周邊土體變形和風道支護結構位移有較好的控制效果，加固后，風道初支結構頂部沉降減小約49%，風道初支結構水平位移也得到較好控制，最大減小超過38%。