雙洞密貼頂管法裝配式地鐵車站建造方案及其力學性能研究

陳湘生, 王 雷, 陽文勝, 蘇 棟, 2, 3, *, 吳永照, 劉樹亞4,

(1. 深圳大學土木與交通工程學院, 廣東 深圳 518060; 2. 濱海城市韌性基礎設施教育部重點實驗室(深圳大學), 廣東 深圳 518060; 3. 深圳市地鐵地下車站綠色高效智能建造重點實驗室, 廣東 深圳 518060; 4. 深圳市地鐵集團有限公司, 廣東 深圳 518026; 5. 深圳市市政設計研究院有限公司, 廣東 深圳 518029)

0 引言

地鐵車站的建設常采用明挖法現澆施工,需大范圍降水、開挖基坑、遷改地下管線,不可避免地影響路面交通,對周邊建(構)筑物、居民出行及日常生活產生不利影響[1]。為了減少地鐵建設期對城市居民、環境產生的不利影響,解決目前建筑行業面臨的勞動力短缺問題,迫切需要探索更加綠色、可持續的機械化暗挖、裝配式建造新工法[2]。

頂管法作為暗挖工法的一種,具有全機械化開挖、管節全預制裝配的特點,近年來發展迅速[3-4]。該工法適用于短距離地下結構的施工,具有非開挖施工、機械造價低、施工簡單、占用施工場地小等優點,在城市地下基礎設施建設中得到廣泛應用[5-8]。在地鐵車站的建設中,頂管法常用于車站出入口工程[9]。由于目前頂管機械尺寸不滿足車站主體結構的建筑空間需求,在主體結構工程中應用較少。上海地鐵14號線靜安寺站首次嘗試采用頂管法施工車站主體結構。該車站頂管段為分離式車站,由相互分離的3洞頂管隧道組成,其中,站臺層分別由左、右2洞頂管隧道組成,中間通過4條橫通道連接;站廳層由單洞頂管隧道建成[10-11]。然而,采用頂管法建造整體式地鐵車站尚無相關研究及工程實例。

鄭州某地下停車場采用小斷面的矩形頂管機密貼頂進7洞停車場子結構后,再將其相互連通形成整體停車場結構[12]。因此,采用雙洞密貼頂管法建造整體式地鐵車站的方案具有可行性,然而也遇到一系列技術難題。1)大斷面裝配式地下結構接頭的受力及防水問題。由于城市區域場地緊張,通常無法在現場預制整環頂管管節,而在工廠預制整環管節后運輸較為困難。因此,需要對管節進行分塊設計,再通過接頭將預制構件拼裝成環。研究表明,接頭是預制地下結構受力和防水的薄弱環節,其結構和防水設計至關重要[13-14]。2)大斷面單洞頂管空間向超大斷面整體車站空間轉換時的結構受力轉換問題,即在地層荷載作用下對車站的主要受力構件進行力學轉換。盾構法擴挖施工地鐵車站的研究表明,施工工序和結構力學轉換對地鐵車站結構施工期的力學性能有重要影響[15-16]。

本文以下穿大型箱涵的深圳市軌道交通12號線沙三站為工程背景,提出了雙洞密貼頂管法裝配式地鐵車站建造方案,結合車站結構施工工序,建立基于荷載-結構法的三維有限元模型,對裝配式地鐵車站結構體系的力學性能進行分析。

1 工程概況

深圳市軌道交通12號線2期工程沙三站位于深圳市寶安區,為地下2層島式車站。車站中部下穿大型鋼筋混凝土雨水箱涵(尺寸為11.5 m×3.6 m),車站總長212 m,標準段寬度為22.6 m,最大覆土厚度為7.1 m。車站兩端采用明挖法施工,長度分別為59.6、82.4 m,中間下穿雨水箱涵段采用頂管法施工,長度為70 m,車站結構與箱涵凈距約2.5 m。沙三站平面示意如圖1所示。

圖1 沙三站平面示意圖Fig. 1 Plane of Shasan station

沙三站建設場地范圍內主要地層自上而下為素填土、淤泥、粉質黏土、淤泥質粉質黏土、砂質黏性土、全風化混合花崗巖。頂管段車站洞身主要土層為淤泥質粉質黏土、砂質黏性土、全風化混合花崗巖,車站底板基本位于全風化混合花崗巖中。

2 頂管段地鐵車站總體方案設計

2.1 車站斷面劃分

頂管段地鐵車站寬度為22.6 m,高度為13.53 m。頂管段地鐵車站結構橫斷面如圖2所示。采用“變大為小、化整為零”的建造理念,將車站斷面等分為左洞和右洞2個矩形斷面;再采用相應大小的矩形頂管機依次施工左洞、右洞車站子結構,子結構凈距約為5 cm;最后對左、右洞子結構進行結構轉換,拆除密貼部位的臨時側墻后,形成整體地鐵車站空間。

圖2 頂管段地鐵車站結構橫斷面(單位: m)Fig. 2 Cross-section of station structure at pipe-jacking section(unit: m)

2.2 超大斷面組合式矩形頂管機

車站所用頂管機為超大斷面矩形頂管機(如圖3所示),其寬度和高度分別為11.295、13.55 m,均比左(右)洞子結構尺寸大2 cm。超大斷面矩形頂管機的設計采用裝配式理念,由上部和下部子頂管機組合而成,其寬度均為11.295 m,高度均為6.775 m,如圖4所示。該頂管機可以較為方便地被拆卸為2臺較小斷面的矩形頂管機,以便應用于類似斷面的地下工程,這樣可以提高超大斷面矩形頂管機的使用率,降低工程中的機械攤銷費用。

圖3 超大斷面矩形頂管機Fig. 3 Super-large cross-section rectangular pipe jacking machine

圖4 組合式頂管機斷面分割Fig. 4 Segmentation of composite pipe-jacking machine

2.3 結構轉換及施工工序

雙洞密貼頂管法裝配式地鐵車站左、右洞子結構向整體結構的力學轉換主要分為豎向力學轉換和橫向力學轉換2步。

1)豎向力學轉換。由于各環頂管管片在施工工況下是縱向離散的,頂板和底板在密貼部位均由臨時側墻支撐,而在車站使用時需要拆除臨時側墻以形成左、右洞連通的整體車站空間,因此,需要進行合理的豎向力學轉換。其目的是將豎向的臨時側墻支撐轉換為縱梁和立柱支撐。首先,將臨時側墻分為立柱環和標準環,立柱環在頂進方向的中心距為8 m,拆除臨時側墻時保留立柱環的型鋼混凝土芯柱;然后,通過在頂板、底板設置鋼箱,在力學轉換工況插入工字鋼、澆筑混凝土形成連續的縱梁,該縱梁是以立柱為支點的多跨連續梁,可將縱向離散的頂管結構連成整體,同時也作為拆除臨時側墻后頂板、底板的支點,為地鐵車站重要的受力構件。該設計避免了拆除臨時側墻時在洞內設置臨時豎撐以支撐車站頂、底板,減少了力學轉換時引起的附加內力和變形,有利于提高車站結構的防水性能。

2)橫向力學轉換。由于在施工工況時左、右洞子結構橫向均由鋼支撐傳力,而車站使用時需拆除臨時側墻,使鋼支撐失去了支點,因此,需要進行合理的橫向力學轉換設計。考慮到車站成型過程中需要施工中板,通過設置略低于中板的臨時支撐為中板施工留出空間,在拆除支撐上部的臨時側墻后可先施工中板,從而實現在臨時支撐拆除前完成車站結構的橫向受力轉換。同時,臨時支撐可作為中板澆筑的模板支撐,以減少洞內腳手架的施工,有利于縮短施工工期和節約成本。

雙洞密貼頂管法裝配式地鐵車站結構的施工工序如圖5所示。其施工主要分為5步:

(a) 第1步: 左洞子結構施工

(b) 第2步: 右洞子結構施工

(d) 第4步: 拆除臨時鋼支撐和側墻

(e) 第5步: 車站結構成型圖5 雙洞密貼頂管法裝配式地鐵車站結構的施工工序Fig. 5 Design of construction procedure

1)在頂管始發井內拼裝左洞子結構管節構件,形成單環結構;利用始發井外未開挖的土體提供頂管頂推反力,頂進施工車站左洞子結構,直至頂管機到達頂管接收井。

2)從接收井吊出矩形頂管機械,重復第1步,密貼頂進施工右洞子結構,結構凈距為5 cm。

3)車站左、右洞子結構頂進完成后,在始發井將工字鋼插入頂、底板預留的鋼箱空腔內并澆注混凝土,完成頂、底縱梁的施工;切割拆除支撐上部的臨時側墻,保留型鋼混凝土立柱,利用臨時鋼支撐作為中板混凝土模板的支撐,澆筑中板、中縱梁。

4)拆除臨時鋼支撐和其下部的臨時側墻。

5)現澆施作上、下U形梁;安裝預制軌頂風道、預制站臺板,完成車站主體結構的施工。

3 頂管段地鐵車站結構設計

3.1 管節分塊設計

由于地鐵車站結構斷面較大,若采用常規的整環管節方案,則結構質量過大,不利于管節的吊裝施工和運輸;同時,地鐵建設一般在城市區域,周邊建設場地有限,無法在現場進行管節預制。因此,需要對管節進行分塊處理,在工廠預制后運輸至施工現場,并在頂管始發井內裝配形成整環管節結構。

管節環向分塊的主要原則是在受力合理、大小均勻的基礎上,盡量減少結構接頭數量。接頭位置應避開受力較大的位置,宜設置于結構反彎點附近,以減小接頭的受力和變形,提高管節整體受力性能、抗變形性能和防水性能。另外,合適的管節分塊尺寸有利于管片生產、運輸和吊裝施工。

根據上述原則,將車站子結構的單環管片分為4塊,每環管片設4個接頭,車站子結構構件共包含5種類型,即構件A—E,如圖6所示。A、C和E塊的三維設計圖如圖7所示。B塊與A塊設計基本一致,B塊側墻高出底板底2.9 m;D塊與C塊設計基本一致,D塊構件長度為9.53 m。各分塊參數見表1。子結構單環管節分為2種: 標準環和立柱環。標準環采用鋼筋混凝土結構,由頂板、底板、側墻和臨時側墻組成,其中,臨時側墻后期需要拆除,以便將2個車站子結構連通。立柱環的臨時側墻由型鋼混凝土芯柱和其兩側的外包混凝土組成,均在管片廠預制而成。在結構轉換時拆除立柱兩側的臨時鋼筋混凝土結構,保留芯柱作為車站中柱,車站縱向相鄰立柱的間距為8 m。

圖6 管節分塊方案(單位: m)Fig. 6 Segmentation of pipe ring structure (unit: m)

(a) A塊

(b) C塊

(c) E塊圖7 管節分塊三維設計圖(單位: m)Fig. 7 3D design of pipe segments (unit: m)

表1 管節各分塊參數表Table 1 Parameters of pipe segments

接頭均設置于側墻和臨時側墻的上部和下部。側墻接頭距離頂板、底板外側2.4 m或2.9 m;臨時側墻接頭距離頂板、底板外側2 m,該位置考慮了拆除臨時側墻后車站內部凈空使用高度的要求。同時,左洞和右洞子結構的管節接頭、左(右)洞子結構縱向相鄰的管節接頭高度均不在一個平面上,即將不同高度的左、右洞子結構側墻接頭交錯布置(如圖6所示),這樣可以避免縱向和橫向在接頭部位貫通形成薄弱剪切面,從而提高結構整體抗剪性能。

3.2 接頭設計

接頭作為裝配式結構承載的薄弱環節,其承載能力對結構整體受力性能至關重要。同時,地鐵車站作為地下結構,在地下水的作用下接頭受力張開易引起地鐵車站發生滲漏水,因此其抗變形的能力也較為重要。

針對接頭承載能力、抗變形能力要求高,現場施工要求拼裝速度快的特點,本文提出了新型地下裝配式結構接頭。該接頭由C形槽鋼、高強螺栓和混凝土榫槽構成,如圖8所示。接頭縱向長度為2.0 m,厚度為0.9 m,內外側均由2個C形槽鋼通過高強度螺栓連接,內外側螺栓數量均為10個,間距為200 mm,接頭中部設置鋼筋混凝土榫頭與榫槽。C形槽鋼和螺栓的設計充分利用了鋼材的強度和延性,提高了接頭抗彎能力。混凝土榫槽的設計一方面可提高接頭界面的抗剪能力,另一方面可起到結構裝配的定位作用,有利于提高結構拼裝精度。榫頭與榫槽之間設置約5 mm的縫隙,避免拼裝時兩者之間的硬接觸導致接頭損傷。

(b) 榫頭側接頭圖8 接頭設計Fig. 8 Design of joint

4 頂管段地鐵車站結構防水設計

4.1 接頭防水

接頭榫槽兩側各設置1處彈性密封墊,密封墊在軸力作用下壓密后形成2道防水體系,如圖9所示。同時,在接頭的背土側預埋注漿管,接頭安裝完成后注漿填充榫頭與榫槽之間的空隙,這作為接頭的第3道防水體系。

圖9 接頭防水體系設計圖Fig. 9 Design of joint waterproof system

4.2 環縫防水

環縫防水體系設計如圖10所示。在管節縱向頂板、底板或側墻的環與環之間設置承插接口,其中,承口管節沿著斷面外圍設置1圈鋼套環,鋼套環內側設置錨固鋼筋固定。由于單環管節由4塊管片拼裝而成,因此,每環管節的鋼套環在環向存在4處接縫。在始發井將管節拼裝成環后需要對鋼套環接縫進行焊接施工,使其在環向連成整體。承口鋼套環內設置2條遇水膨脹橡膠條,用于管節承插接口部位鋼套環內側的防水。在管節縱向環與環之間的定位榫頭兩側設置2道彈性密封墊,在頂管頂推力的作用下使彈性密封墊壓密,從而起到防水作用。為了減少頂管施工后管節間接觸壓力的損失,每環管節頂進后均采用精軋螺紋桿對相鄰管節進行拉結,以提高彈性密封墊的防水可靠性。最后,通過預埋注漿管對定位榫槽間的空隙進行注漿填充,共形成5道環縫防水體系。

圖10 環縫防水體系設計圖Fig. 10 Design of ring seam waterproof system

4.3 中縫防水

中縫防水設計如圖11所示。在左、右洞管節頂進結束后進行二次注漿,即采用水泥漿替換頂進施工時的減阻泥漿,則中縫空隙將被二次注入的水泥漿填充,水泥漿硬化后可作為第1道防水。在結構轉換工況拆除臨時支撐和臨時側墻后,后澆施作頂部、底部U形梁將左、右洞連成整體,U形梁結構可作為第2道防水。同時,施工期若產生滲漏水,可在中縫頂部施作水平旋噴樁等進行堵水。中縫防水整體上采用堵、排結合的方式,對少量滲漏水進行封堵的同時在車站結構中部設置排水措施。

圖11 中縫防水設計圖Fig. 11 Waterproof system design of slit between substructures

5 頂管段地鐵車站施工期結構受力分析

5.1 數值模型

車站結構施工過程中所受荷載如圖12所示。左洞子結構施工時,其兩側受對稱的水土壓力荷載;而右洞子結構施工時,其臨時側墻受到左洞子結構的接觸約束。

(a) 左洞子結構施工時所受荷載

(b) 右洞子結構施工時所受荷載圖12 車站結構施工過程中所受荷載 (單位: kPa)Fig. 12 Loads applied on station structure (unit: kPa)

基于荷載-結構法建立裝配式地鐵車站結構三維有限元模型,如圖13所示。其中,Z軸為車站縱向,X軸為車站橫向。建模范圍取相鄰立柱之間的中心距8 m,模型共包含5環管節,其中,首尾2環為半環立柱環結構,中間3環為整環標準環結構,在首尾環Z軸方向施加對稱邊界約束。

圖13 車站結構三維有限元模型Fig. 13 3D finite element model of station structure

地層對結構的約束采用土彈簧模擬,包括法向彈簧和切向彈簧,分別模擬土層對結構法向和切向的約束。法向彈簧為僅受壓、不受拉的非線性彈簧,彈簧剛度值主要與其接觸的地層基床系數和網格大小有關,最大值和最小值分別為3 000、1 000 kN/m;切向彈簧用于模擬地層對結構的摩擦力,也采用非線性彈簧模擬,單根彈簧可提供的摩擦力最大值為0.94 kN,最小值為0.37 kN。

車站頂板、底板厚度均為0.95 m,側墻最大厚度為0.9 m,最小厚度為0.7 m,立柱環側墻厚度為0.5 m。

混凝土管節采用C50混凝土,管節間法向接觸采用硬接觸,接觸面切向摩擦因數取0.55。管節鋼箱內為后澆的型鋼混凝土梁,鋼箱內部設置了栓釘。因此,鋼箱與其內部的混凝土梁界面設置綁定約束。

車站結構模型考慮雙洞密貼頂管法裝配式車站的施工過程,共包含4個分析步,分別為左洞施工、右洞施工、結構轉換和永久結構施工,其中,結構轉換工況如圖5(c)和5(d)所示。

模型中對接頭采用非線性彈簧進行模擬。根據接頭的梁-彈簧單元模型原理[17],將接頭對截面的約束等效為6個方向的彈簧,其中主要受力彈簧為k1、k2、k6,如圖14所示。彈簧剛度參數k1、k6通過接頭足尺抗剪試驗和抗彎試驗測得[18-19];k2=EA,其中,E是混凝土彈性模量,A為接頭截面面積。彈簧剛度參數見表2。

圖14 接頭模型簡化示意圖Fig. 14 Simplified schematic of joint model

表2 彈簧剛度參數表Table 2 Joint stiffness parameters

5.2 結構受力分析

車站結構施工過程中的彎矩變化是其力學性能的直觀表現,截面彎矩也是結構截面尺寸設計和配筋的重要依據。立柱環和后澆縱梁作為車站結構施工和使用階段的重要承力結構,需對其施工期的彎矩變化進行分析。立柱環彎矩取主要受彎方向的彎矩(MZ),以結構內側受拉時彎矩為正;同理,后澆縱梁彎矩取MX。彎矩圖中,X坐標起點為混凝土側墻內側,Y坐標起點為底板內側。

5.2.1 立柱環頂、底板彎矩

立柱環頂板彎矩如圖15所示。由圖15可知: 1)左洞子結構頂進時,頂板最大正彎矩位于跨中;因永久側墻剛度較臨時側墻大,導致頂板左端的負彎矩大于右端。2)右洞子結構頂進時,由于左、右洞子結構的相互作用,導致左洞子結構頂板右端負彎矩顯著增大,達到-685.3 kN·m,相應地跨中正彎矩減小至918.4 kN·m。右洞子結構頂板彎矩分布規律與左洞基本一致。由于右洞永久側墻上部接頭位置低于左洞0.5 m,側墻對頂板的約束剛度較大,并且相較于土層,左洞子結構對右洞子結構具有更強的約束作用,因此,右洞頂板負彎矩明顯大于左洞。3)結構轉換工況時,頂板彎矩與左右洞子結構施工工況下頂板彎矩變化規律一致,均呈現出最大正彎矩位于跨中、兩端負彎矩最大的現象,且最大正彎矩位置向車站中部移動,車站中部縱梁附近的頂板負彎矩均呈現下降趨勢。4)永久結構施工工況下,結構受力與結構轉換工況基本一致,數值上的微小變化主要是由后澆U形梁結構的自重引起的。

圖15 立柱環頂板彎矩Fig. 15 Bending moment of top plates of column ring structure

立柱環底板彎矩如圖16所示。左右洞施工期底板彎矩變化規律與頂板彎矩基本一致,值得注意的是底板縱梁附近負彎矩在結構轉換工況出現較小的增幅,左、右洞底板縱梁附近的彎矩分別由-719.1、-683.8 kN·m增大至-809、-822.6 kN·m,而相同情況下左、右洞頂板在頂縱梁附近的彎矩出現明顯的減小。這是由于臨時側墻拆除后,立柱承擔了相鄰幾環管節的水土壓力,其軸力增大的同時對頂底板的約束也增大了。

圖16 立柱環底板彎矩Fig. 16 Bending moment of bottom plates of column ring structure

5.2.2 側墻彎矩

立柱環側墻彎矩如圖17所示。由圖可知,左、右洞子結構側墻在各工況下彎矩分布規律基本一致。因此,只分析左洞子結構永久側墻和臨時側墻的彎矩變化規律。

(a) 左洞永久側墻

(b) 左洞臨時側墻

(c) 右洞永久側墻

(d) 右洞臨時側墻圖17 立柱環側墻彎矩Fig. 17 Bending moment of lateral walls of column ring structure

如圖17(a)所示,左洞施工工況下,側墻頂、底兩端負彎矩值分別為-492、-814.6 kN·m,隨后負彎矩向中間部位逐漸減小。上部接頭Y=10.1 m、下部接頭Y=1.9 m位置的負彎矩值較小,約為-100 kN·m。側墻正彎矩極值位于支撐上下兩側,分別位于Y=3.8、7.7 m處,對應的彎矩值分別為208、192 kN·m。由于鋼支撐的作用,側墻在支撐位置出現負彎矩(-75.1 kN·m)。結構轉換工況下,由于中板位于鋼支撐上方約1 m處,側墻下部跨度增大,因此,其正彎矩增大至395.7 kN·m。左洞施工工況到右洞施工工況、結構轉換工況到永久結構施工工況,側墻彎矩變化較小。

如圖17(b)所示,頂進工況下,左洞臨時側墻彎矩分布規律與永久側墻基本一致,然而其在接頭部位出現明顯的彎矩突變,這是由于接頭截面中心點位于臨時側墻外,接頭合力對側墻的偏心矩引起了接頭位置彎矩的突變。結構轉換工況下,拆除臨時側墻后保留型鋼混凝土芯柱,因此,立柱環兩側共5環管片的水土壓力均由立柱承擔,其頂、底部偏心軸力的增加引起兩端負彎矩均明顯增大,分別增至-493、-494.4 kN·m。由于后澆中板的約束作用,在中板附近臨時側墻彎矩出現較大的波動。

5.2.3 縱梁彎矩

永久結構施工工況下后澆的工字鋼混凝土縱梁彎矩如圖18所示。由圖可以看出,4根縱梁的彎矩沿著縱向基本呈對稱分布,均呈兩端負彎矩大、向跨中逐漸減小、隨后變為正彎矩的趨勢;左洞與右洞縱梁彎矩相差不大。底縱梁的彎矩在數值上略大于頂縱梁,因此,本文主要對底縱梁彎矩進行分析。

圖18 永久結構施工工況下縱梁彎矩Fig. 18 Bending moment of longitudinal beams of permanent station structure

左洞底縱梁負彎矩和正彎矩峰值分別為-264.8、158.6 kN·m。同時可以看出,管節接縫對縱梁彎矩影響較大,G1和G5環縱梁負彎矩峰值均在管節接縫位置,明顯大于其他部位縱梁彎矩值;G3環兩端接縫處縱梁彎矩也大于該環中部彎矩。這是由于縱梁沿縱向對各環管節頂板的約束剛度不同,立柱附近約束剛度較大、而跨中附近約束剛度較小,約束條件的變化導致各環管節頂板右端的內力分布出現差異,進而引起縱梁在管節接縫處出現彎矩峰值。

5.2.4 鋼箱應力

車站結構施工完成后頂縱梁鋼箱應力云圖如圖19所示。由圖可以看出,鋼箱最大應力位于左洞子結構鋼箱的角部,其值為28.82 MPa,小于屈服應力345 MPa。由于縱梁兩端的鋼箱受到了頂板和縱梁負彎矩的疊加作用,使左洞子結構鋼箱上部的角部出現了最大應力。這與右洞子結構鋼箱的應力分布規律一致,但由于右洞子結構該處的彎矩值均較小,相應地其應力值也較小。此外,下部鋼箱的應力分布規律和大小與上部鋼箱類似。

圖19 頂縱梁鋼箱應力云圖(單位: Pa)Fig. 19 Stress contour of upper steel box (unit: Pa)

5.2.5 總體分析

總體來看,立柱環左洞或右洞子結構頂板、底板彎矩峰值在各施工工況下變化不大,然而右洞施工工況到永久結構施工工況,右洞頂板右端負彎矩增幅為23.8%,左洞頂板跨中正彎矩增幅為8.4%。從左洞與右洞子結構頂板、底板彎矩的對比可以看出,其彎矩分布規律基本一致,但是由于接頭位置和施工時外部邊界條件的不同,永久結構施工工況下右洞頂板右端負彎矩比左洞頂板左端的負彎矩大66.1%。同理,左洞底板左端負彎矩比右洞底板右端負彎矩大35.3%。

左洞或右洞子結構永久側墻彎矩分布規律和大小在結構轉換工況均出現顯著變化,而在其他工況變化較小。這是由于車站中板位置高于臨時支撐,結構轉換工況拆除支撐、施工車站中板增大了側墻下部的跨度,引起了側墻下部正彎矩的增大。對比左洞與右洞永久側墻的彎矩可以看出,由于接頭位置和邊界條件的不同,右洞永久側墻頂端負彎矩比左洞大66.2%,而左洞永久側墻底端負彎矩比右洞大23.6%。側墻接頭位置處的彎矩較小,有利于減小接頭的變形,提高接頭的防水性能,同時也說明了接頭位置設計是合理的。對于臨時側墻,結構轉換工況其彎矩大小和分布規律變化均較大,這是由臨時側墻型鋼混凝土立柱兩側混凝土結構的拆除和支撐位置的改變共同引起的。

6 結論與展望

雙洞密貼頂管法裝配式地鐵車站建造方案的探索有利于提高車站的機械化暗挖與裝配式建造水平,顯著減少對周邊環境、居民正常生活的影響。本文以深圳市軌道交通12號線沙三站為工程背景,對該工法的建造方案、結構體系和力學性能開展了研究,主要結論如下:

1)受頂管機尺寸和道路運輸、現場吊裝施工條件限制,將車站結構等分為左洞和右洞子結構,單環管片由4個構件通過接頭拼裝而成,接頭均設置于側墻,在橫向和縱向均交錯布置,有利于提高車站整體結構的抗剪切變形能力。

2)雙洞密貼頂管法裝配式地鐵車站在接頭、子結構、整體結構3個層面均設置了多道防水體系,最大限度地改善了裝配式地下結構的防水性能。

3)通過在子結構頂板和底板構件中預埋鋼箱,并在結構轉換工況插入型鋼、澆筑混凝土,實現了從臨時側墻到立柱和縱梁支撐的豎向力學轉換;通過優化支撐位置、分段拆除臨時側墻的設計,實現了從臨時鋼支撐到中板支撐的橫向力學轉換。

4)左洞和右洞子結構在施工過程中彎矩分布規律和峰值變化不大,說明了施工工序設計的合理性;同時,左、右洞子結構為反對稱結構,施工期兩者外部的邊界條件不同,引起了左、右洞子結構在彎矩大小上具有較大的差異,設計時需注意對各控制截面的校核。

沙三站作為雙洞密貼頂管法裝配式地鐵車站的工程示范項目,現階段正在施工中,后續將結合現場施工情況,進一步進行施工環境影響控制和超大斷面矩形頂管密貼頂進控制等相關研究。