黃土區毗鄰風道初期支護結構PBA洞群暗挖施工安全控制研究*

張 華，商學旋，雷 奇，席 宇，劉 義，楊 焜，李 偉

(1.陜西建工集團股份有限公司，陜西 西安 710003； 2.陜西省建筑科學研究院有限公司，陜西 西安 710082)

0 引言

近年來，城市密集區地下軌道交通建設發展迅猛，為保證地面交通正常運行、減小施工對周圍環境的影響，在城市地下軌道交通新建、擴建過程中，多采用暗挖法施工。暗挖施工過程中，地下空間交叉結構受荷條件、邊界支承條件會隨土體卸荷、交叉部位失去支承約束而發生改變，其受力與變形控制至關重要。劉明忠等[1]結合北京地鐵10號線工程，進行了交叉部位雙向扣拱施工方案比選，優化完善立體交叉結構受力分析、技術組織措施，形成了交叉部位雙向扣拱技術。房旭[2]主要開展了PBA洞樁法新建地鐵車站與既有地鐵車站相交形成的空間交叉結構在施工過程中的變形和受力分析，優化了施工方案。張建新[3]分析了車站交叉區段結構穩定性及安全系數，結合實際工程提出了進洞方案和施工加固措施。黃明利等[4]依托重慶北站交叉隧道工程，開展了交叉隧道施工過程力學及變形仿真分析，并與監測值進行對比分析，驗證了施工方案的合理性。由此可見，城市地下軌道交通建設過程中空間交叉結構暗挖施工階段的安全控制值得研究。

西安地鐵2號線二期工程何家營車站設計采用三跨雙柱式地下2層現澆直墻三聯拱結構形式，采用PBA洞樁法暗挖施工，施工工序轉換頻繁，且工期緊，導洞需與風道、橫通道等多種空間交叉結構施工作業，潛在風險較大。本文依托該工程，開展毗鄰風道初期支護結構PBA洞群暗挖施工安全控制研究，為工程方案決策提供技術依據。

1 工程概況

何家營車站位于西安市長安區南長安街與神禾二路十字路口北側下，沿南長安街南北向布設，南長安街實現規劃道路雙向6個機動車道、2個機非混合道，神禾二路規劃道路雙向4車道。車站地處黃土臺塬區，所在地層自上而下依次為素填土層、新黃土層、古土壤層、老黃土層、古土壤層和老黃土層，地下穩定水位在地表以下31～32m。車站設計為島式站臺車站，站臺主體長度約230.3m，結構標準段寬度約21.9m，總高約16.5m，結構拱部埋深13.3～24.8m，車站南、北端接風道結構，標準段共設置3座施工豎井及橫通道，如圖1所示。車站北端1號風道(風井)兼作盾構機出入井，由于該線路常寧站—何家營站區間盾構施工工期短，為便于及時接收和吊出盾構機，現場先進行車站1號風道施工豎井及其西側風道施工，同時通過1～3號施工豎井及橫通道開展車站正線PBA洞群暗挖施工。

1號風道施工豎井平面凈尺寸為5.4m×14.7m，井深36.1m，采用倒掛井壁法施工，施工前對周邊地層采用超前小導管注漿加固，初期支護系統采用等間距格柵拱架-噴射混凝土結構及型鋼對撐、角撐。豎井西側風道進深28.75m，跨度13.3m，開挖高度25.0m，初期支護系統采用等間距格柵拱架-噴射混凝土結構(鋼架上設置鎖腳錨管)，內設型鋼-噴射混凝土中隔壁、型鋼-噴射混凝土仰拱，共5層、10個暗挖導洞，采用預留核心土施作，施工前對周邊地層進行超前管棚和小導管注漿加固。

車站主體PBA洞群設計采用“上4下2”導洞形式，上部4個導洞開挖寬度均為4.0m，高度均為5.0m，采用臺階法施工；下部2個導洞開挖寬度均為11.4m，高度均為6.0m，采用CD法施工。各導洞初期支護系統采用等間距格柵拱架-噴射混凝土結構(鋼架上設置鎖腳錨管)，下導洞內設型鋼-噴射混凝土中隔壁，施工前對周邊地層進行超前管棚和小導管注漿加固。

由于風道10個導洞及PBA洞群暗挖施工易引發群洞效應，且洞群與1號風道形成空間交叉結構，整個車站暗挖施工風險較大。

2 模型建立與驗證

建立車站1號風道施工豎井、豎井西側風道及毗鄰風道PBA洞群的三維有限元力學計算模型，建模區域如圖1虛線框所示。通過對比分析豎井、風道施工誘發地表與結構的變形計算值與監測值，對計算模型進行驗證。

2.1 模型建立

1)模型尺寸

基于研究對象，結合GB 50911—2013《城市軌道交通工程監測技術規范》[5]和DBJ 61—98—2015《西安城市軌道交通工程監測技術規范》[6]中的影響區劃分，確定三維模型x，y，z向尺寸分別為80，180，75m，x向為平行于車站正線方向，y向為平行于1號風道方向，z向為平行于重力方向，計算模型如圖2所示。

2)單元及材料本構

土體采用實體單元模擬，材料采用修正莫爾-庫侖本構關系；豎井、風道及PBA洞群的格柵拱架-噴射混凝土結構、中隔壁、仰拱均采用等效板單元模擬，角撐及對撐采用桁架單元模擬，鎖腳錨管及管棚采用植入式桁架單元模擬，以上材料均采用線彈性本構關系；注漿加固區采用實體單元模擬，土體本構關系同原土層[7]。土體物理力學參數如表1所示，材料參數如表2所示。

3)等效模擬

將超前小導管注漿加固范圍地層通過厚度等效換算為注漿土[8]，確定風道導洞拱部外圈取0.6m厚注漿土，PBA洞群拱部外圈取1.0m厚注漿土。將格柵鋼架-噴射混凝土結構、型鋼-噴射混凝土結構通過剛度等效換算為混凝土結構[8]。

表1 土體物理力學參數

表2 材料參數

4)施工階段劃分

依據現場施工方案和進度，將1號風道施工豎井及西側風道1號導洞的施工過程共劃分為11個階段：①豎井第3榀格柵鋼架施工完畢；②豎井第8榀格柵鋼架施工完畢；③豎井第13榀格柵鋼架施工完畢；④豎井第20榀格柵鋼架施工完畢；⑤豎井施工至風道1號導洞下3榀(臨時封底)；⑥風道1號導洞進尺5.0m；⑦風道1號導洞進尺10.0m；⑧風道1號導洞進尺15.0m；⑨風道1號導洞進尺20.0m；⑩風道1號導洞進尺25.0m；風道1號導洞施工完畢。

5)計算假定

計算假定如下：①各土層平整，厚度取各土層厚度平均值；②計算荷載考慮土體及結構自重、地面超載20kPa；③土體開挖與支護簡化為同一施工階段進行，施工步距0.5m；④模型底面約束x，y，z向位移，頂面為自由面，其余面各自約束其法向(x向或y向)位移；⑤由于地下水位穩定且開挖面未到達地下水位面，計算不予考慮。

2.2 模型驗證

結合現場施工和監測進度，分別選取豎井周邊地表沉降監測點DB1-33，DB1-44，DB1-38，DB1-53，鎖口圈梁收斂監測點SL1-6，SL1-7及風道1號導洞拱頂沉降監測點FDS1-121和收斂監測點FDS1-12作為分析對象(見圖3)，各監測點變形計算值和監測值對比如圖4所示。

由圖4可知，除監測點DB1-53在豎井施工至風道1號導洞下3榀(臨時封底)直至導洞進尺10.0m階段因受監測點周邊地表堆載影響出現監測值與計算值偏差較大外，在豎井開挖直至風道1號導洞施工完畢階段，各監測點變形計算值與監測值隨施工階段的推進變化趨勢基本一致，即在豎井開挖過程中，地表沉降及鎖口圈梁收斂變形不斷增大，而在風道1號導洞開挖過程中，地表沉降及鎖口圈梁收斂變形基本保持穩定，但導洞拱頂沉降及收斂變形不斷增加直至導洞施工完畢后趨于穩定。由此可見，計算模型所取參數合理，可進一步開展毗鄰風道初期支護結構PBA洞群暗挖施工安全控制研究。

3 PBA洞群施工安全控制

本工程既定施工方案為風道二次襯砌施工結束后由風道處轉進車站洞群施工，但受工期和現場進度影響，1號施工豎井及橫通道已形成，為加快車站正線施工進度，將方案調整為風道初期支護結構形成后，由PBA洞群向風道方向施工。建立PBA洞群與風道交叉區域模型(見圖5)，考慮豎井、風道施工路徑效應，以風道初期支護結構作為重點分析對象，開展洞群暗挖施工安全控制研究。

3.1 計算條件與施工階段

3.1.1計算條件

以豎井、風道施工路徑效應作為洞群暗挖施工計算分析的前提條件，洞群開挖與支護簡化為同一施工階段進行，施工步距0.5m。

3.1.2施工階段

根據現場施工進度和論證優化的車站正線洞群暗挖方案，主要選取以下施工階段進行分析：①1號風道初期支護結構施工完畢；②洞群均施工至距風道初期支護結構10.0m；③下1-D導洞施工至風道；④上1導洞施工至風道；⑤下2-D導洞施工至風道；⑥上4導洞施工至風道；⑦下1-C導洞施工至風道；⑧下2-C導洞施工至風道；⑨上2導洞施工至風道；⑩上3導洞施工至風道。

3.2 結果分析

1號風道初期支護結構主要由格柵拱架-噴射混凝土結構、中隔壁及仰拱構成，主要基于洞群施工誘發風道初期支護結構各組成部分的內力、格柵拱架-噴射混凝土結構安全系數及格柵拱架-噴射混凝土結構與地表的變形展開分析。

3.2.1內力

統計各施工階段風道初期支護結構內力最大值，并對格柵拱架-噴射混凝土結構、中隔壁及仰拱軸力和彎矩進行歸一化處理(各施工階段結構內力最大值與1號風道初期支護結構施工完畢階段結構內力最大值的比值，稱為比例系數)，結果如圖6所示。

由圖6a可知，隨著車站正線洞群向風道方向施工，各階段格柵拱架-噴射混凝土結構彎矩最大值略有增加，均發生在拱架底部，增量僅7%；各階段結構軸力不斷增大，從1號風道初期支護結構施工完畢到車站正線洞群均施工至距風道10.0m位置時，結構軸力最大值由風道第5層拱架北側壁轉移至與下1導洞交叉的第5層拱架南側壁(與車站正線洞群交叉區域，下文同)，且在下1-D、下1-C導洞施工至風道階段，結構軸力增加明顯，增量分別達47%，54%，但自下2-C、上2、上3導洞施工階段，結構軸力增量基本不變。

由圖6b可知，隨著車站正線洞群向風道方向施工，各階段型鋼-噴射混凝土中隔壁結構彎矩最大值略有減小，結構軸力最大值略有增加，且各施工階段結構最大彎矩、軸力均發生在底部，增量均≤5%。

由圖6c可知，隨著車站正線洞群向風道方向施工，各階段型鋼-噴射混凝土仰拱結構彎矩最大值略有增加，從1號風道初期支護結構施工完畢到下1-C導洞施工至風道，結構彎矩最大值由風道第4層仰拱與中隔壁交匯處轉移至第3層仰拱與拱架南側壁交匯處，增量≤9%；各階段軸力最大值不斷增大，從1號風道初期支護結構施工完畢到下2-D導洞施工至風道，結構軸力最大值由第3層仰拱轉移至第4層仰拱與拱架南側壁交匯處，且在下1-C導洞施工至風道階段，結構軸力增加明顯，增量達90%，但自下2-C、上2、上3導洞施工階段，結構軸力增量基本不變。

綜上所述，車站正線洞群施工誘發風道初期支護結構的彎矩增量較小，風道格柵拱架-噴射混凝土結構、型鋼-噴射混凝土仰拱的軸力增量較大，尤其在下1-C導洞施工至風道階段，結構軸力增加明顯，且此階段格柵拱架-噴射混凝土結構已不滿足規范允許的安全承載要求。風道初期支護結構內力產生上述變化的主要原因是受與之毗鄰的車站正線導洞施工誘發風道初期支護結構邊界約束變化、土體應力釋放及風道導洞施工路徑效應的綜合影響[9-10]。

3.2.2結構安全系數

格柵拱架-噴射混凝土結構安全系數計算結果如圖7所示。依據TB 10003—2016《鐵路隧道設計規范》[11]的規定，在“主要荷載+附加荷載”組合下，鋼筋混凝土結構強度安全系數取為1.7，隧道按所采用的施工方法檢算施工階段強度時，安全系數可按規定值乘以折減系數0.9，故格柵拱架-噴射混凝土結構允許安全系數應≥1.53。

由圖7可知，隨著車站正線洞群向風道方向施工，自下1-C導洞施工至風道階段開始，格柵拱架-噴射混凝土結構安全系數<1.53，已不滿足安全承載要求。

3.2.3變形

統計各施工階段風道格柵拱架-噴射混凝土結構與地表最大變形值(見圖8)，變形為正值時，變形方向為計算模型x，z軸坐標正向，變形為負值時，變形方向為計算模型x，z軸坐標反向。

由圖8可知，隨著車站正線洞群的施工，格柵拱架-噴射混凝土結構及地表最大變形值未發生明顯變化，均滿足變形監測控制要求。風道格柵拱架-噴射混凝土結構豎向變形主要表現為拱頂沉降和拱底隆起，其中拱頂沉降最大值約為9.3mm，拱底隆起最大值約為19.9mm。風道格柵拱架-噴射混凝土結構水平向變形主要表現為拱架南、北側壁均向風道挖空區位移，最大值分別為4.7，2.5mm，均發生在風道初期支護結構第4層區域，即風道總高度的3/5～4/5區域。地表變形表現為沉降，最大值約為7.6mm，主要發生在風道上方對應地表區域，其不隨車站正線導洞施工而發生明顯變化，這是受風道施工誘發地表沉降累積效應的影響，但在車站正線洞群施工階段，地表沉降區域逐漸由風道上方地表向洞群上方地表擴大。

綜上所述，為確保洞群暗挖施工安全，建議車站正線下1-C、下2-D導洞施工安全距離控制在距風道初期支護結構10.0m，且為避免上2、上3導洞初期支護結構受下1-C、下2-C導洞施工誘發的二次擾動，上2、上3導洞施工安全距離同樣控制在距風道初期支護結構10.0m，并應考慮構造措施進行各導洞掌子面臨時封堵，待風道二次襯砌結構施作后，再進行下1-C、下2-C、上2、上3導洞貫通施工，其余導洞可先行施工至風道。

4 結語

本文基于三維有限元力學計算模型，考慮豎井、風道施工路徑效應，開展毗鄰風道初期支護結構PBA洞群暗挖施工安全控制研究，主要得出以下結論。

1)對比豎井、風道施工誘發地表及結構的變形計算值與監測值，驗證了三維有限元力學計算模型的合理性，可用于PBA洞群暗挖施工安全控制研究。

2)基于調整后方案，隨著車站正線洞群施工，風道初期支護結構彎矩增量較小，風道格柵拱架-噴射混凝土結構、型鋼-噴射混凝土仰拱軸力增量較大，尤其在下1-C導洞施工至風道階段，結構軸力增加明顯，且自此階段開始，格柵拱架-噴射混凝土結構安全系數小于規范允許限值1.53，已不滿足安全承載要求。

3)基于調整后方案，隨著車站正線洞群施工，格柵拱架-噴射混凝土結構及地表最大變形值未發生明顯變化，均滿足變形監測控制要求。風道格柵拱架-噴射混凝土結構豎向變形主要表現為拱頂沉降、拱底隆起，水平向變形主要表現為拱架側壁向風道挖空區位移，且最大值均發生在風道總高度的3/5～4/5區域。地表最大沉降變形主要發生在風道上方地表區域，但隨著洞群施工，地表沉降區域逐漸由風道上方地表向洞群上方地表擴大。

4)為確保PBA洞群安全施工，綜合洞群施工誘發毗鄰風道初期支護結構內力與變形、結構安全系數及地表變形計算結果，建議車站正線下1-C、下2-C、上2、上3導洞施工安全距離控制在距風道初期支護結構10.0m，并應考慮采取構造措施進行掌子面臨時封堵，待風道二次襯砌結構施作后可貫通施工，其余導洞可先行施工至風道。