地鐵超深豎井及超小曲率半徑隧道施工技術

劉兵科， 賀少輝， 賀家新， 鄭金雷

(1.北京建工土木工程有限公司, 北京 100085； 2.北京交通大學土木建筑工程學院, 北京 100044)

在城市地鐵建設中,豎井、馬頭門及橫通道的施工是工程的關鍵一環(huán)。在建筑密集、管線復雜的城市中心地段,既有建構筑物對施工引起的地層變形極為敏感。因此,施工中必須根據(jù)工程的特點采取針對性的施工技術方案,減少施工引起的地層變形[1-4]。

研究人員依據(jù)具體的工程實施案例開展了相關研究。白銘海等[5]借助ABAQUS對地鐵豎井轉(zhuǎn)橫通道施工的支護方案進行模擬,發(fā)現(xiàn)在馬頭門 4個角增設豎向格柵和在橫通道布置超前小導管可以有效保證支護結構的安全與穩(wěn)定。在深圳地鐵怡景路站～黃貝嶺站區(qū)間隧道的豎井及橫通道施工過程中,蔣青青等[6]分析了地層沉降和洞內(nèi)收斂等監(jiān)測數(shù)據(jù), 發(fā)現(xiàn)二重管注漿、中空錨桿注漿、大管棚支護及小導管注漿相結合的支護方法能有效控制地層變形,快速封閉支護結構能有效控制馬頭門洞內(nèi)水平收斂。楊宏射[7]在青島地鐵延安三路站的馬頭門破除工程中,提出了“系統(tǒng)錨桿與鋼架聯(lián)體”的新支護方法,并在實際施工中取得了成功。對于北京地鐵北京西客站區(qū)間隧道的豎井開挖及橫通道施工,廖秋林等[8]應用FLAC3D對比分析了無收縮深孔注漿和超前小導管注漿兩種支護方案的效果,結合施工實踐,發(fā)現(xiàn)無收縮深孔注漿方案的地表沉降量是超前小導管支護方案地表沉降量的1/3～1/2。

在中國其他地鐵工程中[9-11],其施工豎井的深度、馬頭門斷面及埋深均較小且橫通道均呈直線形,該工況下的施工難度和工程風險均較小。但是對于北京地鐵3號線東四十條站工程,其3號豎井深度超過36 m,這在中國地鐵工程中都是較為少見的。在該豎井底部破除一個斷面高12.6 m、寬 4.6 m 的馬頭門,其井壁支護結構在破壁過程中會產(chǎn)生較大的不確定性。此外,由于場地限制原因,3號豎井橫通道為曲率半徑極小的曲線隧道且其拱頂覆土深達22 m,該深度下的豎向土壓力及側(cè)向土壓力均較大,工程施工風險高。在借鑒以往地鐵豎井工程經(jīng)驗的基礎上,結合工程的特點選擇了專門的施工技術方案,結合數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測對地表沉降、井壁應力和變形規(guī)律進行了分析和總結,研究成果可為今后類似工程提供了一定的參考。

1 工程概況

1.1 項目概況

圖1 工程平面圖Fig.1 Construction site layout

北京地鐵2、3號線東四十條站車站均建成五十余年,2號線車站現(xiàn)正在運營中,3號線車站為預留車站位于2號線的下方,現(xiàn)今在預留車站兩邊側(cè)下方改擴建新的車站結構。改擴建施工中需要在既有3號線車站的周邊開挖4個施工豎井,其中3號豎井位于交通繁忙的工人體育場北路與東直門南大街交叉口的東北角,靠近保利大廈。如圖1所示,3號豎井周邊地層環(huán)境復雜,豎井與2號線車站東北出入口通道和3號線車站東北風道結構的最小水平距離分別為0.5 m和6.1 m,橫通道距離預留3號線車站主體結構的最小水平距離為0.4 m。此外,施工影響范圍內(nèi)存在熱力方溝、雨水方溝、中壓煤氣及上水管等多條構筑物和管線。這些既有的車站結構服役期均超過50 a,結構耐久性狀態(tài)下降,抗變形能力差。以上這些因素均對施工引起的地層變形控制提出了極高的要求。

根據(jù)設計,3號豎井截面凈空尺寸為7.8 m×4.5 m,深度為36.2 m。馬頭門位于豎井的西南側(cè)邊墻,其中,馬頭門高12.6 m、寬4.6 m。橫通道為拱頂直墻結構,凈高12 m、凈寬4 m,其頂部覆土厚22 m。橫通道總長34.3 m,由兩段曲率半徑為7 m的1/4圓弧段隧道和兩段直線段隧道構成。

1.2 工程地質(zhì)及水文地質(zhì)情況

根據(jù)地勘資料,工程地質(zhì)水文條件如圖2所示,橫通道主要底板位于⑩1粉質(zhì)黏土層,土層較為軟弱,抗變形能力較差。施工范圍內(nèi)觀測到潛水層、層間水層和承壓水層等三層地下水,含水層間由黏性隔水層隔開。其中,潛水層、層間水層和承壓水層水位分別為-18.3～20.0、-25.0～26.60、34.7～36.7 m。此外,各土層物理力學參數(shù)及滲透系數(shù)如表1所示。

表1 土層力學參數(shù)及滲透系數(shù)

圖2 地質(zhì)及水文情況剖面圖Fig.2 Geological and hydrological profile

2 工程難點

工程施工中的主要技術難點主要有以下三個方面。

(1)豎井深度較大,穿越多個含水地層,工程地質(zhì)和水文地質(zhì)條件差,豎井周邊對地層變形十分敏感的建構筑物較多(商場、地鐵出入口等),工程中地層變形的控制極為嚴格。

(2)馬頭門位置深度較大(拱頂覆土厚約 22 m),井壁支護結構需要破洞的面積大(高 12.6 m,寬4.6 m),占環(huán)向井壁面積的18.7%,其施工會對地層、 原有井壁結構造成較大的擾動,施工過程中井壁支護結構受力轉(zhuǎn)換復雜,易造成工程事故。

(3)橫通道隧道由兩段直線段隧道與兩段1/4圓弧段隧道構成,且兩轉(zhuǎn)彎段隧道的曲率半徑均只有7 m,隧道的開挖前進方向、超前注漿效果及支護方式均為技術難題。

3 施工技術方案

3.1 施工降水

工程共設計272眼降水井,每眼降水井直徑600 mm,深49 m,降水井之間距離為5～6 m。豎井施工前開展降水作業(yè),將地下水位降至 -38 m處。

3.2 豎井開挖及馬頭門施工

工程采用了小進尺倒掛井壁法開挖豎井,相對于以往地鐵豎井0.75～1 m的施工進尺[12-13],豎井工程施工進尺僅為0.5 m。

3.2.1 豎井施工

如圖3所示,將豎井掌子面按Ⅰ→Ⅱ→Ⅲ→Ⅳ的順序依次開挖。鋼格柵主筋采用4根C25 mm鋼筋,U型筋與Z型筋采用C12 mm鋼筋,鋼筋最外層鋼筋保護層厚度均為30 mm。采用C20噴混凝土,支護厚度為300 mm。錨桿方向與水平的夾角為25°,長為3 m,錨桿間水平間距為1 m,呈梅花形布置。

如圖3所示,滯后2個開挖循環(huán)在豎井長邊架設型號為工25b的鋼支撐,提高豎井支護結構的抗變形能力。如圖4所示,在馬頭門拱頂以上2 m至洞底以下1.6 m范圍內(nèi)的豎井井壁設置雙層 C22 mm@500 mm的豎向拉結筋,增強井壁結構豎向的抗變形能力。如圖5所示,將馬頭門頂部以上的3個豎井開挖循環(huán)的進尺縮短至0.4 m,增強井壁結構環(huán)向的抗變形能力。

3.2.2 豎井封底施工

圖3 豎井施工順序Fig.3 The construction sequence of shaft

圖4 馬頭門剖面示意圖Fig.4 Cross section of tunnel portal

圖5 馬頭門施工示意圖Fig.5 The construction of the tunnel portal

豎井封底格柵主筋與豎井初支鋼格柵參數(shù)相同,封底采用噴射C20噴混凝土,臨時封底和永久封底分別厚300 mm和400 mm,鋼筋最外層鋼筋保護厚度為30 mm。

3.2.3 馬頭門施工

馬頭門位置的豎向土壓力和側(cè)向土壓力均較大,工程采用分層法破除馬頭門,如圖4所示,馬頭門被分為上、中、下三層,由上至下按順序逐步施工。豎井開挖至每一層馬頭門仰拱下1.5 m處開始施作豎井臨時封底,接著對馬頭門周邊地層進行深孔注漿。上(中)層橫通道開挖深度達到8～10 m后,才能破除中(下)層馬頭門。

3.3 曲形隧道施工

橫通道對應馬頭門也分為上、中、下三層導洞分步開挖,相鄰兩層導洞的開挖步距保持在8 m以上,每層導洞采用兩臺階法施工,臺階長度為3～5 m。橫通道初支厚300 mm,噴混凝土標號為C20,鋼格柵參數(shù)與豎井初支鋼格柵相同,雙排縱向連接筋選擇C22 mm@1 000 mm,鋼筋最外層保護厚度為30 mm。

通過割線分割的方式,將轉(zhuǎn)彎段隧道中軸線在平面上分割成多等分長度為1 m的參照直線,依據(jù)參照直線的方位確定隧道前進及超前注漿的方向,注漿搭接長度為2 m。如圖6所示,曲線段隧道的鋼格柵選擇通長鋼格柵、截斷鋼格柵兩種類型的鋼格柵相間排布,解決曲線段隧道內(nèi)外兩側(cè)的格柵排布不均的問題。橫通道拱部和底部中軸線位置增設一道由6根C25 mm@150 mm鋼筋組成的縱向加強梁(分兩層布置,每層3根)。

4 數(shù)值分析

4.1 模型的建立

采用FLAC3D對施工方法進行模擬,分析豎井、馬頭門和曲線隧道施工對地層的影響。為避免邊界效應,施工區(qū)邊界到模型邊界的距離應大于3倍的施工區(qū)跨徑,因此模型尺寸設計為190 m×70 m×70 m。模型四周邊界施加法向約束,底部施加固定約束,上部地表面為自由面,計算模型如圖7所示。模型采用四面體單元劃分網(wǎng)格,曲線隧道的網(wǎng)格劃分沿隧道軸線拉伸,且為更準確計算其力學響應,進行了加密。

由于施工前進行了降水,因此建模計算時不考慮地下水的影響。地層采用實體單元模擬,假定地層為均勻介質(zhì),采用Mohr-Coulomb模型代表其力學行為。豎井初支采用實體單元模擬,且假定為均質(zhì)彈性體。豎井鋼支撐采用梁單元模擬。依據(jù)地質(zhì)勘查資料,各層土體的力學參數(shù)如表1所示。深孔注漿加固通過提高加固區(qū)地層的土體參數(shù)來模擬,注漿后土層及支護構件的計算參數(shù)如表2所示。

圖6 橫通道鋼格柵布置Fig.6 The layout of the reinforced bar in the cross channel

圖7 計算模型Fig.7 Calculation model

4.2 地表沉降結果分析

根據(jù)模擬結果,工程施工結束后地表沉降分布如圖8所示,其中L1、L2、L3和L4為4條分別為垂直于豎井井口四條邊中點的地表沉降測線。

表2 模型結構計算參數(shù)

圖8 地表豎向變形分布Fig.8 Distribution of ground deformation

由圖8可知,地表沉降最大值出現(xiàn)在井口位置,最大沉降為22.7 mm。在距離井口5 m范圍內(nèi)地表沉降量增加較快,隨著距離井口距離的繼續(xù)增加,L2、L3、L4測線的沉降逐漸減少,當距離井口10 m位置時,地表沉降已經(jīng)小于1 mm。位于橫通道側(cè)的L1測線,由于馬頭門破除和橫通道施工的影響,在距離井口5～20 m范圍內(nèi)地表沉降基本維持在 7 mm。整體而言,施工方案在控制地層變形方面效果較好,施工引起的地表沉降影響范圍基本控制井口范圍5 m以內(nèi)。

4.3 井壁支護結構應力及變形分析

馬頭門施工會在原豎井井壁結構上破洞,改變原豎井井壁結構的受力狀態(tài)。通過分析模擬結過果發(fā)現(xiàn),馬頭門破洞施工過程中,豎井井壁支護結構內(nèi)的最大拉應力及剪應力均出現(xiàn)在馬頭門拱頂位置。在馬頭門拱頂位置設置應力監(jiān)測點,記錄不同施工階段下馬頭門拱頂?shù)膽η闆r,結果如圖9所示。

如圖9所示,隨著破除馬頭門的進行,拱頂處井壁支護結構受到的拉應力和剪應力都呈遞增趨勢。下層馬頭門施工結束后拱頂處的拉應力和剪應力達到最大,分別為1.5 MPa和1.3 MPa,較馬頭門施工開始前分別增加了3.2倍和2.8倍,但均小于井壁結構的環(huán)向設計極限抗拉強度5.81 MPa及豎向設計極限抗拉強度2.92 MPa(根據(jù)井壁環(huán)向及豎向配筋率計算得出)。因此,可以認為施工方案中馬頭門施工是安全可行的。

此外,根據(jù)模擬結果,施工結束后豎井井壁水平變形云圖如圖10所示。

由圖10可知,施工結束后豎井井壁的水平收斂變形主要集中在馬頭門頂部及底部,井壁其他部位的水平收斂變形則較小。井壁最大水平收斂變形出現(xiàn)在馬頭門拱頂位置,豎井單側(cè)最大變形為 22.8 mm,小于設計變形30 mm。這說明施工方案在控制豎井井壁水平收斂方面是可行有效的。

圖9 馬頭門施工過程中的井壁應力Fig.9 The stress of the shaft wall during the construction of the tunnel portal

圖10 豎井井壁水平變形云圖Fig.10 Horizontal deformation contour of the shaft

5 現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)分析

5.1 地表沉降對比

分別選取L1測線和L2測線上到豎井井口邊緣距離為3 m的兩點D1和D2作為地表沉降監(jiān)測點,將兩個測點地表沉降的現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬計算結果進行比對,結果如圖11所示。

圖11 地表沉降對比Fig.11 Comparison of surface settlement

由圖11可知,兩地表沉降監(jiān)測點的現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)和模擬結果變化趨勢均呈現(xiàn)良好的一致性。在豎井開挖初期,實測和模擬均出現(xiàn)輕微的地層隆起現(xiàn)象,隨著豎井開挖深度的增加,二者地表沉降的值也慢慢增大。當豎井施工至27 m時,由于豎井臨時封底后馬頭門和橫通道施工時間較長,地層長時間處于應力釋放、固結蠕變狀態(tài),模擬結果和實測結果的地表沉降值均出現(xiàn)了突變式增加。

5.2 隧道拱頂下沉對比

在隧道的轉(zhuǎn)彎段拱頂設置拱頂沉降監(jiān)測點D3,將該測點拱頂沉降的現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬計算結果進行比對,結果如圖12所示；隧道穩(wěn)定后,將實測和模擬兩種情況下不同里程處隧道拱頂下沉值進行對比(以馬頭門處里程為0),結果如圖13所示。

由圖12可知,轉(zhuǎn)彎處隧道拱頂下沉降監(jiān)測點的現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)和模擬結果吻合較好。實測和模擬的拱頂沉降速率均隨著時間的增長而慢慢放緩,二者在隧道支護時間達到30 d后,隧道均達到穩(wěn)定狀態(tài),隧道拱頂下沉量幾乎不再變化。分析圖13可知,無論是實測數(shù)據(jù)還是模擬結果,曲線段隧道(里程0～19 m)的拱頂下沉量均大于直線段隧道(二者拱頂下沉量相差4～6 mm),這也表明直線隧道支護結構的抗變形能力優(yōu)于曲線隧道,因此在曲線隧道設計施工中,要加強其支護結構的強度。

圖12 隧道轉(zhuǎn)彎段拱頂沉降對比Fig.12 Comparison of the settlement of the arch in curved tunnel

圖13 穩(wěn)定狀態(tài)隧道拱頂下沉對比Fig.13 Comparison of the settlement of the arch in steady state

6 結論

針對復雜城市環(huán)境下超深地鐵豎井、深埋大斷面馬頭門及超小曲率半徑曲線隧道的施工,提出了專門的施工技術方案,運用FLAC3D對施工進行模擬,結合現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)得出如下結論。

(1)數(shù)值模擬結果表明,施工技術方案對地表沉降控制效果較好,工程施工引起最大地表沉降量出現(xiàn)在豎井井口附近,最大值為22.7 mm。在距井口大于5 m的范圍,地表沉降控制在7 mm以內(nèi)。

(2)馬頭門破除施工中,豎井井壁應力最大值出現(xiàn)在馬頭門拱頂處,且該位置的拉應力和剪應力隨著馬頭門破壁施工的進行而不斷增加；井壁的水平收斂變形主要集中在馬頭門破除范圍的頂部和底部,最大值出現(xiàn)在馬頭門的拱頂處；但在整個施工過程中,井壁支護結構的應力和變形均控制在設計規(guī)定范圍內(nèi)。

(3)曲線段隧道的拱頂下沉量大于直線段隧道,二者拱頂下沉量相差 4～6 mm,同等支護強度下直線段隧道支護結構的抗變形能力優(yōu)于曲線段隧道。

(4)數(shù)值模擬結果與現(xiàn)場實測結果基本一致,采取的施工技術方案取得了良好的施工效果,可為今后類似工程的實施提供借鑒。