地鐵車站新管幕法破壞模式及其承載力計算方法研究

鐘 雪

(沈陽地鐵集團有限公司,沈陽 110011)

引言

新管幕工法具有變形控制好、安全性高、環境適應能力強等特點，對于超淺埋大跨地鐵車站施工具有十分突出的優勢。目前，已有學者對新管幕構件的力學性能及破壞模式開展相關研究，閻石等[1]采用ANSYS有限元計算軟件，利用地層結構模型對NTR構件密排鋼管的力學特性及對地層的作用進行了數值模擬分析；金春福[2]在對新管幕構件的模型試驗中，總結出管幕結構在結點位置處的破壞特點及構件的極限承載力，對新管幕構件破壞模式及破壞機理進行了描述；黎永索等[3-5]為考察管幕預筑隧道襯砌結構在土方大開挖過程中的力學響應，對中國首個采用管幕預筑法工程進行了現場試驗；李慎剛等[6]開展新管幕構件中鋼管的頂進現場試驗，并對頂進造成的地表位移和頂推力進行了監測，得出頂管頂進過程中地表橫斷面變形規律，地表變形隨頂進距離的變化規律及STS新管幕特殊頂管形式下適合沈陽地區的頂力估算方法；趙文，董駕潮等[7-8]以STS管幕結構修建沈陽地鐵某車站為依托，結合現場施工，通過現場試驗和監測對頂管施工及混凝土澆筑等工藝進行了研究，解決了鋼管頂進準確定位的難題和大直徑帶翼緣板鋼管減阻問題，提出清理管間土和混凝土灌注的施工方法；GOTO 等[9]研究了在恒載與列車動載作用下管幕結構的應變、位移及管幕鎖口的力學特性；TAN等[10]研究了管幕形狀和鋼管直徑對地表沉降的影響，發現管幕作為超前支護結構可使隧道開挖時地表沉降減40%～50%；HISATAKE等[11]通過離心模型試驗研究了管幕結構不同開挖方式對地表沉降的影響，結果表明分步開挖較全斷面開挖可明顯減少地面沉降；賈鵬蛟等[12]對翼緣板連接的管幕結構抗彎性能進行了研究，深入分析了翼緣板在構件中的作用；關永平等[13]對STS管幕結構抗彎性能進行了試驗研究并對其中的參數進行了優化設計；賈鵬蛟等[14]針對新管幕結構受力模式及關鍵技術進行了分析；郝云超[15]采用有限元軟件，分析影響新管幕構件抗彎能力的主要設計參數，對構件的工作機理、承載力的影響因素等進行了研究；趙朕[16]通過對新管幕結合洞樁法施工車站進行數值模擬，得出了各步序施工引起的地表沉降和新管幕構件受力狀況，為現場車站施工提供指導和參考；王世哲[17]采用以試驗方法為主、理論分析為輔的綜合研究方法，對螺栓橫向連接的錨固構件的錨固性能進行了研究。工程技術人員根據工程所處的地質條件及城區地表建(構)筑物復雜程度，對管幕工法進行了持續的改進和完善，在此基礎上提出了一個新的地下工程施工理念，形成了具有中國地下工程特色的新型施工方法，即模筑襯砌支護法[18]。盛浩[19]通過模型試驗得出簡支梁和 Winkler 彈性地基梁相結合的理論計算模型，能較好地反映管幕結構的變形和受力特征。本文通過采用鋼管混凝土原理[20]計算方法，對新管幕構件進行了計算。

新管幕構件作為一種新型結構受力體系用于地下工程領域，目前在理論上并未形成系統的計算體系，且由于其結構上的復雜性與多變性，建立數學模型進行計算較為困難，因此，目前設計中大多采用定性分析與工程經驗相結合的方法。由于采用新管幕工法施工的地鐵車站還較少，對新管幕構件的橫向力學性能研究方面僅為針對現有結構的計算分析。依托沈陽地鐵東北大馬路站結構設計與施工，結合模型試驗，從管幕構件橫、縱向受力進行了分析，提出構件承載能力計算方法。基于構件橫向承載力不足的問題，對新管幕構件結構進行優化設計，充分利用其縱向上鋼管混凝土良好的受力性能，將縱向方面受力的優勢發揮出來，更好地承擔上覆荷載。

1 新管幕法破壞模式

1.1 試驗目的

新管幕橫向連接體系的設計合理與否直接影響新管幕整體結構的可靠性。為此，針對新管幕支護體系受力性能開展了室內模型試驗。通過室內試驗和理論研究，明確新管幕結構橫向連接的幾個關鍵構件對結構承載能力的影響，從而對新管幕構件連接方式等進行優化，以提高新管幕構件的承載能力。

1.2 試驗方案及構件設計與實施

根據新管幕支護體系構件的構造特點和橫向連接方式，本次試驗共設計了17組整體承載力試件，其中，9組研究構件的抗彎承載力，8組研究構件的抗剪承載力。試驗設計參數見表1、表2，試件沿縱向長度取0.5 m，模型試件的尺寸取實際試件的1/4，確定試件最終的鋼管外徑為219 mm、內徑為207 mm。連接橫向鋼管的螺栓采用M10，4.6級螺栓；模型試驗中螺栓縱向間距100 mm。

表1 抗彎試驗設計參數(鋼管壁厚6 mm)

表2 抗剪試驗設計參數(鋼管壁厚6 mm)

本次采用靜力試驗的方法，并采用單調分級加載靜力試驗，以便于觀測和研究試件在靜荷載作用下強度、剛度等基本性能，以及構件的破壞機制與構件荷載與變形的關系。通過傳感器讀出液壓千斤頂所施加的荷載值；試件的撓度值使用位移計量測；試件混凝土與鋼筋的應變值使用應變片測量并用采集箱采集，并觀察、記錄加載過程中混凝土裂縫出現與擴展的過程與形態。

1.3 試驗現象及結論分析

荷載達到極限荷載的10%～20%時，構件加載點位置處由于彎矩最大，下翼緣板與鋼管之間的混凝土在拉應力作用下首先出現開裂。荷載達到極限荷載的80%～90%時，整個構件下部繼續受拉，隨著拉應力增大，下翼緣板及螺栓達到鋼筋屈服強度。荷載繼續增大至極限荷載時，跨中兩個加載點之間為純彎段內，其中下翼緣板和受拉螺栓被拉斷，試件發生延性破壞。模型裂縫示意如圖1所示，模型試驗構件現場破壞如圖2所示。

圖1 模型裂縫示意

圖2 模型試驗構件現場破壞

從試驗現象可以得出如下結論。

(1)下翼緣板不焊接時，管幕構件極限承載力降低80%以上，說明下翼緣板焊接對新管幕構件的承載力影響極大，施工現場應充分保證下翼緣板的焊接質量，否則可能出現新管幕構件承載力遠達不到設計值的情況。

(2)混凝土強度等級降低至C20時，新管幕構件極限承載力未降低；表明管間混凝土受鋼管和翼緣板的約束，其強度得到提高，施工現場如能保證管間清土和混凝土灌注質量，可適當降低混凝土強度等級。

(3)均布加載方式、加大螺栓配筋率、螺栓是否通長布置等條件對新管幕構件的承載力影響不大，極限承載力變化幾乎很小，表明施工現場焊接上翼緣板以及采用通長螺栓等措施，對新管幕構件的極限承載力提高效果不顯著，意義不大；同時可適當減小上翼緣板厚度。

(4)新管幕法模型試驗表明，管幕在跨中彎矩作用下發生了下翼緣板拉裂、上翼緣板壓潰的破壞模式，表明鋼管之間的連接仍然是新管幕法的薄弱環節。

2 新管幕構件承載力計算方法

新管幕結構中鋼管通過扣件及翼板的連接形成整體橫向受力結構，在結構縱向上目前均按梁式構件考慮。因橫向上結構通過扣件以及翼板連接，整體結構剛度較縱向小很多，因此，如何發揮新管幕構件縱向上良好的受力性能成為關鍵。

2.1 新管幕構件橫向承載力計算方法

由上節試驗得出的結論可知，管幕在跨中彎矩作用下會發生下翼緣板拉裂、上翼緣板壓潰的破壞模式，在這種模式中管幕構件下部結構的抗拉作用主要靠焊接在鋼管上的下翼緣板來承擔，而管幕構件上部承受的壓應力大部分由混凝土來承擔，這也正是常規鋼筋混凝土梁的受力特點，基于此對新管幕構件進行簡化計算。目前，對新管幕構件橫向力學承載力計算方法中，最常見的為簡支梁計算模型，由于其在縱向上長度較大，可簡化為平面應變模型。在管幕構件施工完成后進行土方開挖時，管幕構件下方土體被挖除，在上覆土荷載作用下，管幕構件承受較大的彎矩和剪力，如圖3所示。

圖3 管幕構件橫向受力示意

圖3中，q(x)為地面均布荷載；p(x)為地層反力。當新管幕構件受到橫向受彎荷載時，最不利截面為鋼管之間的位置，根據簡支梁均布荷載下彎矩計算公式

(1)

式中，l為簡支梁跨度。即可求得跨中位置處最大彎矩值。此時若跨中位置正處于新管幕構件的薄弱位置時，此時為最不利工況，如圖4所示。

圖4 新管幕構件薄弱位置示意

由于該處邊界條件較為復雜，現將其等效為鋼筋混凝土矩形梁進行計算。在縱向上取單位長度1 m進行等效為雙向鋼筋截面梁，其等效受力示意如圖5所示。

圖5 截面梁等效受力示意

其中，構件考慮以下4種力的作用，受壓區混凝土壓應力Fc、受壓區螺栓壓應力Fck、受拉區螺栓拉應力Ftk以及受拉翼板拉應力F1，拉壓螺栓面積相同。按鋼筋混凝土設計規范基本假定進行計算如下。

(1)受壓區混凝土合力

Fc=α1fcbx

(2)

(2)受壓區螺栓合力

(3)

(3)受拉區螺栓合力

Fck=fyAs

(4)

(4)受拉區翼板合力

F1=fytAt

(5)

力平衡方程為

Fc+Ftk=Fck+F1

(6)

由式(2)可以求得混凝土受壓區高度x，此時受壓區高度有以下3種情況，第一種為求得的受壓區高度x

2as≤x≤xb=ξbh0

(7)

對受拉翼板位置處取矩,可求得此時正截面受彎承載力

Mu=α1fcbx(h-x/2)+fyAs(h-as)-fytasAs

(8)

第二種情況為當混凝土受壓區高度x大于界限受壓區高度時，取受壓區高度為界限受壓區高度，即

x=xb=ξbh0

(9)

此時只需將x代入式(8)即可。即

Mu=α1fcbξbh0(h-(ξbh0)/2)+fyAs(h-as)-fytasAs

(10)

第三種情況為混凝土受壓區高度小于2倍的混凝土保護層厚度時，可近似取

x=2as

(11)

此時，受壓螺栓合力與受壓混凝土合力作用點相互重合，對合力作用點取矩可以得到

Mu=fyAs(h-as)+fytAt(h-as)

(12)

由承載力計算公式可得出以下結論，受拉區螺栓及翼板對構件承載力影響較大。因實際施工中螺栓的限制，提高螺栓強度在施工和造價上意義不大，而提高翼板強度是提高整個構件承載能力最經濟有效的方式。翼板強度的提高方式可考慮以下兩方面，一是增加翼板厚度，二是提高翼板焊接質量。

2.2 新管幕構件縱向承載力計算方法

縱向承載力可采用鋼管混凝土梁進行計算，對圓鋼管混凝土受彎構件的抗彎承載力計算時，有如下3條基本假設：①平截面假定，且只對危險截面進行計算；②不考慮受拉區混凝土的拉應力；③在達到極限抗彎承載力時，截面上受壓區混凝土達到抗壓強度設計值fc，受拉區和受壓區的鋼管強度均達到了抗拉強度設計值fy。圖6為鋼管混凝土達到承載力極限狀態時，截面上鋼管和混凝土的應力分布。

圖6 鋼管混凝土應力分布

圖6中，r和R分別為圓鋼管的內外徑。由圖中構件受力情況分析可知，構件的抗彎承載力Mu由受壓區混凝土承擔的彎矩Mc、受拉區鋼管承擔的彎矩Mt和受壓區鋼管承擔的彎矩Mc1組成，即

Mu=Mc+Mt+Mc1

(13)

受壓區混凝土、受拉區鋼管和受壓區鋼管各自承擔的軸向力Fc、Ft和Fc1可由各自材料強度乘以各自區域面積得到，由圖6所示關系計算可得

Fc=fcAC

(14)

Ft=ftAt

(15)

Fc1=fyAc1

(16)

式中，Ac，At，Ac1分別為受壓區混凝土、受拉區鋼管和受壓區鋼管面積；dc、dt和dc1分別為受壓區混凝土、受拉區鋼管和受壓區鋼管區域的形心至x坐標軸的距離，則受壓區混凝土承擔的彎矩Mc為

Mc=Fcdc

(17)

同樣可得

Mt=Ftdt

(18)

Mc1=Fc1dc1

(19)

根據截面上力的平衡條件，有

Fc=Ft+Fc1

(20)

由此，聯立上式方程可以進行中和軸高度的求解及承載力計算。

根據模型試驗所采用的材料，采用本節的承載力計算方法進行驗算，其中，模型材料種類和參數如下：①本次試驗采用混凝土強度等級為C40；②鋼管采用外直徑219 mm，厚6 mm的無縫鋼管，翼緣板采用6 mm厚鋼板，并焊接于鋼管上；③橫向連接鋼筋采用φ10 mm鋼筋，使用M10螺栓固定，鋼筋長225 mm，縱向間距100 mm，上下間距125 mm，混凝土保護層厚度20 mm。根據計算得出其抗彎承載力約為240 kN·m，而模型試驗中采取如上加載方式的力為445 kN，進行換算可得出彎矩為278 kN·m。文中抗彎承載能力計算方法略低于管幕構件的實際承載能力，在計算上趨向于保守，分析其原因為公式中采用的簡化模型為矩形截面方式。

3 優化設計方案

通過前文對新管幕構件的模型試驗及承載力分析可知，新管幕構件破壞主要發生在構件的下翼板與鋼管的連接處，構件的承載能力受到構件橫向連接中與鋼管連接的下翼緣板抗拉強度限制，若想提高整個管幕的承載能力，需對管幕構件進行優化設計。

3.1 結構橫縱向優化方案

考慮到其橫向承載能力不足及縱向鋼管混凝土受力得不到充分利用，對新管幕構件結構進行優化設計，從橫向和縱向兩方面來進行。在橫向上考慮到實際受力情況，管幕構件下部的抗拉極限取決于下翼緣板的抗拉強度，因此，從構造上改變下翼緣板的結構形式，增加下翼緣板寬度及提高下翼緣板與鋼管混凝土的連接。在縱向上將鋼管混凝土進行分段，并在分段處設置支撐，架立鋼架及澆筑混凝土對成段的鋼管混凝土進行支撐，與管幕構件共同承受荷載，形成整體支護體系。這種優化設計的核心理念就是，通過架立的鋼筋混凝土結構一方面來傳遞上面構件傳遞的荷載，另一方面在支撐處將構件橫向連為一體，提高橫向承載能力。新管幕結構施作方式沒有變化，在構件施作完成后，對鋼管進行切割，創造工作面，進行第二道支撐結構的施作。這樣就相當于在這兩者之間形成簡支梁模式，這種結構由上面的管幕構件和下面的支撐共同受力。相鄰兩道支撐之間的管幕構件相當于簡支梁，后面施作的兩道支撐作為簡支梁的支座。管幕構件在兩道支撐作用下整體剛度以及抗彎承載力均得到了較大程度提高。構件上覆土壓力及地面荷載等通過管幕構件傳遞到相鄰的兩道支撐中。

對新管幕結構進行優化設計后，整個結構受力方式轉為傳統的簡支梁模型，在設計時結構更加簡單明確，按傳統簡支梁結構模型計算即可。并且在上述結構完成后，可進行整個隧道結構部分土體的大開挖，極大地簡化施工步序，同時提高施工安全性。相較于未經優化的方案，其相當于又增加了許多支座結構，在相同荷載作用下，對地面沉降的控制效果也會更好。

3.2 優化后結構受力分析

優化后新管幕組合結構縱向受力示意如圖7所示。

圖7 優化后組合結構縱向受力示意

在隧道橫斷面方向上，新管幕法中受力主體為鋼管混凝土加扣件及翼板組成的組合受力體系。由于新管幕構件在主體結構的土方開挖階段承受上覆土壓力及路面荷載，在無臨時支撐的情況下需依靠鋼管間的連接強度提供橫向承載力，其承載力對整個工程的安全性最為關鍵。新管幕構件橫向連接下部受拉僅有連接相鄰鋼管的螺栓和翼緣板，承載能力有限，這部分是管幕結構受力的最薄弱環節。而經過優化后的結構相當于在鋼管幕下方施加了一個整體的橫梁，將新工法中的最不利狀況進行了有效解決，受力簡圖如圖8所示。

圖8 優化后組合結構橫向受力示意

4 工程應用

4.1 工程概況

本工法首次應用于國內沈陽地鐵10號線東北大馬路站，車站位于東北大馬路與北海街十字路口，跨東北大馬路設置，為10號線與遠期7號線的換乘車站。車站中部跨東北大馬路段有改移困難的軍用電纜隧道及110 kV供電管廊，因此，車站中部跨路段需采用暗挖法施工。該段覆土埋深僅4 m，采用常規淺埋暗挖法施工風險較大。鑒于以上問題及前述背景，為盡可能保證車站使用功能(站廳層連通)，同時盡量減少10號線車站埋深，以降低工程投資及遠期7號線車站的實施難度，本車站中部暗挖段采用新管幕法解決上述問題。東北大馬路站為雙層三跨矩形框架結構，車站北端基坑采用半蓋挖法，南端基坑采用明挖法，中部跨路暗挖段平面如圖9所示。新管幕法采用平頂直墻結構，先完成由相互連為一體的鋼管形成初期支護，然后開挖土體并完成二襯，采用基坑外降水方案，暗挖段剖面如圖10所示。

圖9 東北大馬路站暗挖段平面

圖10 東北大馬路站暗挖段剖面

綜合比較目前國內常規暗挖工法，在本項目中的應用存在以下問題。

(1)在不改變車站埋深的情況下，由于埋深太淺，車站中部暗挖段僅能做單層結構，車站站廳層需斷開，嚴重影響了換乘車站的使用功能。

(2)在保證站廳層連通的情況下，車站埋深增加較大、不經濟，同時，車站埋深增大會進一步加大遠期7號線車站及區間的實施難度。

4.2 承載力計算

按照新管幕構件最不利工況進行承載能力計算，當管幕構件施作完畢后，下一步工序為管幕下方小導洞開挖，如圖11中工序3開挖，開挖完成后為構件的最不利狀態。此時結構受力見圖3，應按該工況進行構件承載能力計算。

圖11 最不利工況示意

實際工程中計算材料及參數如下：①混凝土強度等級為C40；②鋼管采用16 mm厚鋼板，卷成900 mm直徑鋼管；③翼緣板采用20 mm厚鋼板，并焊接于鋼管上；④橫向連接鋼筋連接采用M30螺栓固定，螺栓長860 mm，縱向間距150 mm，上下間距500 mm，翼緣板上下間距700 mm。工序3導洞跨度按5 m考慮，上覆土層厚4.2 m。根據力平衡條件可求得受壓區高度為38 cm，滿足式(7)要求，以此求得該工序下受彎承載力為3 312 kN·m，遠大于按全土柱法計算得出的上覆荷載引起的最大彎矩718 kN·m，可以看出，受彎承載力安全系數達4.6，可保證施工期間的安全。但在施工中應嚴格控制施工質量，尤其是下翼板之間及其與鋼管的焊接質量，同時也要關注澆筑鋼管混凝土的質量，防止出現空洞等缺陷。

4.3 沉降控制措施及效果

對地表沉降及地下管線的變形控制是本工程的重難點，因此，本文主要研究新管幕法開挖導致的地表沉降。現場沉降測點布置如圖12所示。

圖12 東北大馬路站暗挖段監測平面

圖12中共設置3個地表沉降監測斷面，分別為始發端、接收端及頂管中部。結合監測情況，地表沉降可分為4個階段，第一階段為新管幕構件施工引起的沉降，主要控制措施為：①在鋼管頂進過程中對四周進行注漿，以減少頂進過程中管土摩擦；②管頭土體開挖過程中嚴格控制超挖，防止對管頭外部土體擾動過大。第二階段為管間切割引起的地表沉降。第三階段為管幕內部土體開挖過程中引起的地表沉降，主要控制措施為對內部土體進行注漿加固，方案優化后提高了管幕結構整體剛度，此階段引起的地層沉降明顯得到改善。第四階段為地表固結引起的地表沉降。

監測沉降數據主要包括地表豎向位移及管線豎向位移，最終監測數據顯示地表豎向位移累計最大值為12.70 mm，小于控制值40 mm；拱頂最大沉降值為12.80 mm，小于控制值20 mm；管線最大變形量為3.92 mm。每日監測的沉降數據變化不大，符合變形速率要求。

4.4 優化方案施工方法及優點

在施工過程中，由于無現成的技術規范及計算方式來進行驗證，分析認為，在上覆荷載作用下，管幕構件橫向連接過于薄弱，容易發生構件橫向連接開裂的事故，加之人為焊接焊縫質量得不到保證，施工風險會進一步提高。如上述試驗中一旦發生下翼緣板拉裂的情況，整個構件的承載能力近乎完全喪失，隧道面臨巨大風險。

該工程暗挖段縱向長43.1 m，可將整個管幕分為2段，每段長度約為22 m，除去兩個端部以外，中間設置2 m厚搭接段。搭接段優先施工混凝土襯砌結構，用于支撐管幕結構，架立鋼架及澆筑混凝土對成段的鋼管混凝土進行支撐，與管幕構件共同承受荷載，形成整體支護體系。這樣原有通長設置的管幕構件在縱向上被分為每段約為22 m的小段簡支梁結構。

采用經過優化后的方案進行施工，不僅可提高管幕構件整體的承載能力，同時優化了受力體系，上覆荷載可直接通過簡支梁的支座傳遞至下部。在管幕下方縱向上每隔一段設置橫梁的方式，無論是在縱向上還是在橫向上分析均對整個管幕構件承載能力有進一步的提高，投資無需過多增加，可供類似工程參考。

5 結論

(1)新管幕法在鋼管之間焊接了翼緣板，并增加了連接鋼筋，大幅度提高了管幕法的橫向承載力。模型試驗表明，管幕在跨中彎矩作用下發生了下翼緣板拉裂、上翼緣板壓潰的破壞模式，表明鋼管之間的連接仍然是新管幕法的薄弱環節。

(2)建議在隧道縱向進行分段開挖和支護，使鋼管在橫向和縱向均有支撐作用，從而利用鋼管的縱向承載力來彌補鋼管橫向承載力不足，可進一步提高新管幕法的承載力。

(3)新管幕法橫向承載力可等效為鋼筋混凝土矩形梁進行計算，縱向承載力可采用鋼管混凝土梁計算。

(4)現場實測監控數據表明，采用新管幕法施工對地面沉降起到了良好的控制效果，解決了大空間開挖引起的地層失穩地面沉降技術難題，減少了對周邊建(構)筑物的影響。