盾構始發與接收對工作井圍護結構的影響研究

郭 亮 胡瑞青 相 旭

(1.中鐵第一勘察設計院集團有限公司,710043,西安; 2.陜西省鐵道及地下交通工程重點實驗室(中鐵一院),710043,西安)

在地鐵車站位置,由于車站兩端兼做區間盾構始發、接收工作井,常采用明挖法進行施工。盾構始發與接收通常在盾構工作井主體結構澆筑至頂板標高且結構達到設計強度后進行,且盾構工作井施工前需進行大量的交通疏解、管線遷改等工作,這些前期工程往往會造成車站主體結構工期滯后,進而影響盾構始發、接收時間,對整體工程籌劃不利。

在盾構工作井主體結構澆筑前完成盾構始發與接收可以節省施工時間,從而使整體工程籌劃更為靈活。文獻[1]結合北京地鐵某區間盾構接收工程實例,從現場施工的角度分析了盾構接收至解體、吊裝、轉場等整個接收期間各階段的注意事項,以及所采取的相應對策。為解決常規盾構工作井在內襯結構完成后才能進行盾構接收的問題,文獻[2]通過采取一系列施工措施,實現了不施作豎井內襯結構,盾構直接切削樁體進入豎井。文獻[3]對某電力隧道盾構吊裝過程中的連續墻位移、支撐桿軸向力和變形現場監測數據進行分析,結合數值模擬計算結果,驗證了在吊裝過程中的隧道開挖支護結構是安全穩定的。文獻[4]以深圳地鐵車站盾構工作井為例,結合現場監測、二維及三維有限元數值分析,對盾構工作井結構未完成狀態下,盾構提前吊裝下井時的基坑安全穩定性進行了研究,提出了一種合理的二維驗算方法,可應用于盾構工作井結構僅部分完成的特殊工況下的基坑安全驗算。以上文獻采用了現場監測、數值模擬、理論分析等方法對無內襯狀態下的盾構工作井始發與接收工程進行了研究,但其均未對未施作盾構工作井內襯結構狀態下的盾構工作井始發與接收工程進行分析。

鑒于此,本文以成都地鐵砂卵石地層中某標準地下三層島式車站為例,采用高精度有限元數值模擬方法,分析盾構工作井在未施作內襯結構狀態下,實現盾構始發與接收時的工作井圍護結構受力及變形情況,總結盾構始發與接收對工作井圍護結構穩定性的影響規律。本文研究可為地鐵工程建設提供參考與借鑒。

1 工程及地質概況

1.1 工程概況

以成都地鐵某標準地下三層島式車站為例,車站標準段外包寬度為23.7 m,基坑開挖深度為27 m,盾構工作井段外包寬度為30.2 m,基坑開挖深度為28 m,車站采用明挖順作法施工。圍護結構采用鉆孔灌注樁及內支撐,圍護樁樁徑為1.2 m,樁間距為2.0 m,嵌固深度為5.5 m,主筋為28根直徑為25 mm的螺紋鋼?；迂Q向設4道內支撐,第1道、第2道、第4道支撐是直徑為609 mm、壁厚為16 mm的鋼支撐,第3道支撐是直徑為800 mm、壁厚為16 mm的鋼支撐。第1～4道鋼支撐的標高依次為-2.5 m、-9.5 m、-16.5 m、-22.0 m,鋼支撐之間的水平間距均為3.5 m。盾構區間管片外徑為8.3 m,內徑為7.5 m,厚度為0.4 m。車站圍護結構橫斷面示意圖如圖1所示。

圖1 車站圍護結構橫斷面示意圖

1.2 地質概況

場地范圍地勢平緩,地貌單元為岷江水系一級階地。地層自上而下依次為第四系全新統人工填土、第四系全新統沖洪積層卵石土,基坑底部為密實卵石土。地下水主要為第四系卵石層中的孔隙潛水,水位埋深約為5 m。車站所處地層物理力學參數如表1所示。

表1 地層物理力學參數

2 計算模型及優化工況

2.1 計算模型

基于MIDAS GTS有限元數值分析軟件建立地層-結構三維模型,模擬無內襯狀態下的盾構始發與接收施工過程?；又苓呁馏w視為彈塑性介質,采用修正的摩爾-庫倫本構模型模擬。地鐵結構均視為彈性介質,其中:基坑圍護樁等效為連續墻體(墻厚為0.848 m)[5],采用殼單元模擬;鋼支撐、冠梁及鋼圍檁采用梁單元模擬;車站底板等主體結構采用實體單元模擬;盾構管片采用殼單元模擬。根據圣維南原理,考慮基坑開挖及盾構掘進對周圍土體的影響,選取邊界尺寸為170 m(長)×190 m(寬)×60 m(高)建立三維模型,車站部分長為90 m,盾構區間部分長為80 m。數值分析模型如圖2所示,其結構材料物理力學參數、截面尺寸及型號如表2所示。

表2 結構材料物理力學參數、截面尺寸及型號

圖2 數值分析模型

2.2 優化工況

研究盾構工作井在未施作內襯狀態下實現盾構始發與接收時的工作井圍護結構受力及變形情況,并與正常施工完工作井主體內襯結構后盾構始發與接收的情況進行對比。

本文主要分為3種工況進行分析:工況1——正常施工完工作井主體內襯結構后盾構始發與接收;工況2——無內襯狀態下工作井盾構始發;工況3——無內襯狀態下工作井盾構接收?？紤]到施作內襯后,工作井圍護結構在基坑開挖階段及盾構始發與接收階段的變形及受力情況基本一致,故工況1包含盾構始發與接收兩種情況。

施工階段的模擬應盡可能接近實際施工情況,基坑開挖前采用坑外降水的方式降低地下水位,故數值模擬中不考慮地下水的影響。工況1的主要施工步驟為:①圍護結構施工;②第1層土體開挖,施作冠梁并架設第1道支撐;③第2層土體開挖及支撐架設;④第3層土體開挖及支撐架設;⑤第4層土體開挖及支撐架設;⑥第5層土體開挖及底板澆筑;⑦拆除第4道支撐。

根據既有工程經驗,采用明挖法施工的地鐵車站,其圍護結構在拆除第4道支撐且未澆筑地下二層中板時為受力最不利時刻[6],故對于拆除第4道支撐后的施工步驟不再進行分析。

工況2的前7個施工步驟與工況1相同,所增加的施工步驟為:盾構吊裝、盾構始發(盾構接收)和盾構掘進。其中,盾構吊裝時需在盾構工作井端頭考慮85 kPa的地面超載[7]。盾構始發、盾構接收及盾構掘進步驟中,需考慮盾構機端頭頂推力的影響,結合盾構始發、盾構接收、盾構掘進過程中不同的施工荷載,盾構掘進過程中在隧道掌子面施加160 kPa的頂推力,盾構始發與盾構接收過程的頂推力在盾構掘進過程的基礎上進行折減,設置其初始值為120 kPa。

3 模擬結果分析

本文主要對工況1～3中盾構工作井端墻中跨處(測點a)、端墻隧道中線處(測點b)、側墻中跨處(測點c)的樁體水平位移、圍護結構彎矩及剪力、鋼支撐軸力進行對比分析。盾構工作井3處測點位置示意圖如圖3所示。

圖3 盾構工作井3處測點位置示意圖

3.1 樁體水平位移

工況1～2中,測點a處樁體水平位移隨基坑開挖進程的變化情況如圖4所示。隨著土體開挖及支撐架設,樁體水平位移不斷增大且最大值不斷下移,直至第4道支撐拆除時,樁體水平位移增大至工況1時的最大值,約為14.76 mm。該數值模擬結果與成都砂卵石地層相同支護參數的地下三層地鐵車站基坑開挖現場監測數據較為接近[8],表明數值模型及參數取值基本合理,計算結果較為可靠。

注:工況1的測點a處樁體水平位移隨基坑開挖進程的變化情況即為圖中土體開挖、支撐架設及第4道支撐拆除的步驟。

工況1～3中,測點a、b、c處的樁體水平位移最大值對比如圖5所示。由圖5可知:

a) 測點a

1) 工況2及工況3的樁體水平位移相對于工況1而言有所增大。以測點a為例,樁頂第1道橫撐位置的水平位移增大最為明顯,隨著樁頂以下基坑距樁頂距離的增大,樁體水平位移先增大后逐漸減小并到達底板位置。3種工況的樁底位移基本相同,說明無內襯結構情況下,隨著樁頂以下基坑距樁頂距離的增大,樁體水平位移先增大后逐漸減小,局部區域的底部幾乎不受影響。

2) 就測點a和測點c而言,3種工況的樁體水平位移最大值均出現在第4道支撐處,說明此處為最不利位置。對于測點a,工況2的樁體水平位移最大值為18.59 mm,比工況1增大了26%,工況3的樁體水平位移為18.02 mm,比工況1增大了22%。對于測點b,樁體水平位移最大值出現在樁頂以下基坑距樁頂距離15 m處,即區間隧道拱頂處,工況2樁體水平位移最大值為9.83 mm,比工況1增大了32%,工況3的樁體水平位移最大值為10.58 mm,比工況1增大了42%。根據GB 50911—2013《城市軌道交通工程監測技術規范》,一級基坑的樁體水平位移控制值為30.00 mm,工況2及工況3的樁體水平位移雖然大于工況1,但其仍滿足規范要求。

3) 工況2和工況3中,測點c處樁體水平位移最大值與工況1基本相同,且在施工過程中,樁頂位置發生了向基坑外側的位移現象。這是由于盾構吊裝超載引起側向力增大,其通過冠梁及支撐傳遞至盾構工作井側墻處,導致樁頂位移有所減小,甚至向基坑外側產生位移。

3.2 圍護結構內力

工況1～3中,盾構工作井測點a、b、c處的圍護結構彎矩最大值對比如圖6所示。由圖6可知:3種工況下,測點a和測點b處圍護結構彎矩最大值均有所增加。以測點a為例,工況2的圍護結構彎矩最大值較工況1增加約18%,最大彎矩值約為-565 kNm,換算至每根樁上的彎矩為-1 130 kNm。工況3的圍護結構彎矩最大值較工況1增加約8%,最大彎矩值約為-517 kNm,換算至每根樁上的彎矩為-1 034 kNm。工況1～3中,測點a處圍護結構彎矩最大值發生的位置均為第4道支撐處。參照GB 50010—2010《混凝土設計規范》,經驗算,28根φ25 mm的主筋配置能夠滿足工況2及工況3中單樁最大彎矩值情況下的抗彎承載力要求。工況1～3中,測點c處的圍護結構彎矩最大值基本無變化,說明無內襯結構對測點c處的結構彎矩影響最小,可忽略不計。

a) 測點a

工況1～3中,測點a、b、c處圍護結構剪力最大值對比如圖7所示。由圖7可知:與工況1相比,工況2和工況3測點 a處的圍護結構剪力最大值均有所增加,工況2的圍護結構剪力最大值較工況1增加了約30%,工況3的圍護結構剪力最大值較工況1增加了約18%;與工況1相比,工況2和工況3測點b處的圍護結構剪力最大值均有所增加,工況2的圍護結構剪力最大值較工況1增加了約10%,工況3的圍護結構剪力最大值較工況1增加了約43%。經驗算,所設計的樁徑及樁間距能夠滿足工況2及工況3中單樁最大剪力情況下的抗剪承載力要求。工況1～3在測點c處的圍護結構剪力最大值基本無變化,說明無內襯結構對測點c處的剪力影響最小,可忽略不計。

a) 測點a

3.3 鋼支撐軸力

根據計算結果,工況1的第1道—第3道鋼支撐軸力最大值均出現在拆除第4道支撐時,工況2的第1道—第3道支撐軸力最大值均出現在盾構完成始發時,工況3的第1道—第3道支撐軸力最大值均出現在盾構吊裝時。工況1～3的第4道鋼支撐軸力最大值均出現在車站底板澆筑時。提取工況1～3中第1道—第3道鋼支撐軸力最大值,如表3所示。

表3 工況1～3中的鋼支撐軸力最大值

由表3可知:①這3道支撐在工況3的軸力最大,因此選取工況3條件下的最大軸力進行驗算分析,根據工程經驗,第1道和第2道鋼支撐采用φ609 mm、壁厚為16 mm的鋼管,軸力最大的鋼支撐長度為14 m;參照GB 50017—2017《鋼結構設計標準》,經驗算,鋼支撐在最大軸力為1 832 kN的情況下,能夠滿足強度及穩定性要求。②第3道鋼支撐采用φ800 mm、壁厚為16 mm的鋼管,軸力最大的鋼支撐長度為19 m;參照GB 50017—2017《鋼結構設計標準》,經驗算,鋼支撐在最大軸力為2 730 kN的情況下,能夠滿足強度及穩定性要求。

3.4 經濟效益分析

常規狀態下,盾構始發與盾構接收必須待工作井內襯結構完成后才能進行,由此導致了豎井施工工期長、建設成本高、施工工序多等問題。無內襯狀態下完成盾構始發與盾構接收,工作井圍護結構的內力與變形均滿足規范要求。文獻[2]通過分析南寧軌道交通2號線石子塘站—建設路站區間的施工工籌計劃及施工進度發現,無內襯狀態下完成盾構始發及接收能夠有效節省施工工期約85 d,節約工程成本約165萬元。根據現場實際調研和文獻[9]的研究成果可知,僅考慮人工費、機械折舊費等因素時,無內襯狀態下盾構完成始發與接收每天可節約成本約1.94萬元。因此,可以認為無內襯狀態施工方案對于盾構施工具有較高的經濟效益。

4 結語

針對砂卵石地層中標準地下三層島式車站,通過對無內襯狀態盾構工作井基坑施工及盾構區間始發與接收施工全過程進行數值模擬,研究盾構工作井在未施作內襯的圍護結構狀態下實現盾構始發與接收時,工作井圍護結構的力學響應。主要獲得以下幾個結論:

1) 無內襯狀態工作井盾構始發與接收時,圍護結構樁體水平位移最大值及彎矩最大值均發生在盾構工作井端墻中跨第4道鋼支撐處,圍護結構剪力最大值發生在盾構工作井端墻中跨底板處。

2) 相較于常規狀態,無內襯狀態下完成盾構始發與接收時,圍護結構樁體變形及受力均有所增大,但其位移及力學指標均滿足規范要求,圍護結構在剪力及彎矩作用下能夠滿足承載力及強度要求。

3) 無內襯狀態下的工作井盾構始發與接收方案技術可行,可在基本不增加或增加較少工程投資的基礎上提高施工效率,縮短工期,具有一定的經濟效益。