黄土区毗邻风道初期支护结构PBA洞群暗挖施工安全控制研究*

张 华，商学旋，雷 奇，席 宇，刘 义，杨 焜，李 伟

(1.陕西建工集团股份有限公司，陕西 西安 710003； 2.陕西省建筑科学研究院有限公司，陕西 西安 710082)

0 引言

近年来，城市密集区地下轨道交通建设发展迅猛，为保证地面交通正常运行、减小施工对周围环境的影响，在城市地下轨道交通新建、扩建过程中，多采用暗挖法施工。暗挖施工过程中，地下空间交叉结构受荷条件、边界支承条件会随土体卸荷、交叉部位失去支承约束而发生改变，其受力与变形控制至关重要。刘明忠等[1]结合北京地铁10号线工程，进行了交叉部位双向扣拱施工方案比选，优化完善立体交叉结构受力分析、技术组织措施，形成了交叉部位双向扣拱技术。房旭[2]主要开展了PBA洞桩法新建地铁车站与既有地铁车站相交形成的空间交叉结构在施工过程中的变形和受力分析，优化了施工方案。张建新[3]分析了车站交叉区段结构稳定性及安全系数，结合实际工程提出了进洞方案和施工加固措施。黄明利等[4]依托重庆北站交叉隧道工程，开展了交叉隧道施工过程力学及变形仿真分析，并与监测值进行对比分析，验证了施工方案的合理性。由此可见，城市地下轨道交通建设过程中空间交叉结构暗挖施工阶段的安全控制值得研究。

西安地铁2号线二期工程何家营车站设计采用三跨双柱式地下2层现浇直墙三联拱结构形式，采用PBA洞桩法暗挖施工，施工工序转换频繁，且工期紧，导洞需与风道、横通道等多种空间交叉结构施工作业，潜在风险较大。本文依托该工程，开展毗邻风道初期支护结构PBA洞群暗挖施工安全控制研究，为工程方案决策提供技术依据。

1 工程概况

何家营车站位于西安市长安区南长安街与神禾二路十字路口北侧下，沿南长安街南北向布设，南长安街实现规划道路双向6个机动车道、2个机非混合道，神禾二路规划道路双向4车道。车站地处黄土台塬区，所在地层自上而下依次为素填土层、新黄土层、古土壤层、老黄土层、古土壤层和老黄土层，地下稳定水位在地表以下31～32m。车站设计为岛式站台车站，站台主体长度约230.3m，结构标准段宽度约21.9m，总高约16.5m，结构拱部埋深13.3～24.8m，车站南、北端接风道结构，标准段共设置3座施工竖井及横通道，如图1所示。车站北端1号风道(风井)兼作盾构机出入井，由于该线路常宁站—何家营站区间盾构施工工期短，为便于及时接收和吊出盾构机，现场先进行车站1号风道施工竖井及其西侧风道施工，同时通过1～3号施工竖井及横通道开展车站正线PBA洞群暗挖施工。

1号风道施工竖井平面净尺寸为5.4m×14.7m，井深36.1m，采用倒挂井壁法施工，施工前对周边地层采用超前小导管注浆加固，初期支护系统采用等间距格栅拱架-喷射混凝土结构及型钢对撑、角撑。竖井西侧风道进深28.75m，跨度13.3m，开挖高度25.0m，初期支护系统采用等间距格栅拱架-喷射混凝土结构(钢架上设置锁脚锚管)，内设型钢-喷射混凝土中隔壁、型钢-喷射混凝土仰拱，共5层、10个暗挖导洞，采用预留核心土施作，施工前对周边地层进行超前管棚和小导管注浆加固。

车站主体PBA洞群设计采用“上4下2”导洞形式，上部4个导洞开挖宽度均为4.0m，高度均为5.0m，采用台阶法施工；下部2个导洞开挖宽度均为11.4m，高度均为6.0m，采用CD法施工。各导洞初期支护系统采用等间距格栅拱架-喷射混凝土结构(钢架上设置锁脚锚管)，下导洞内设型钢-喷射混凝土中隔壁，施工前对周边地层进行超前管棚和小导管注浆加固。

由于风道10个导洞及PBA洞群暗挖施工易引发群洞效应，且洞群与1号风道形成空间交叉结构，整个车站暗挖施工风险较大。

2 模型建立与验证

建立车站1号风道施工竖井、竖井西侧风道及毗邻风道PBA洞群的三维有限元力学计算模型，建模区域如图1虚线框所示。通过对比分析竖井、风道施工诱发地表与结构的变形计算值与监测值，对计算模型进行验证。

2.1 模型建立

1)模型尺寸

基于研究对象，结合GB 50911—2013《城市轨道交通工程监测技术规范》[5]和DBJ 61—98—2015《西安城市轨道交通工程监测技术规范》[6]中的影响区划分，确定三维模型x，y，z向尺寸分别为80，180，75m，x向为平行于车站正线方向，y向为平行于1号风道方向，z向为平行于重力方向，计算模型如图2所示。

2)单元及材料本构

土体采用实体单元模拟，材料采用修正莫尔-库仑本构关系；竖井、风道及PBA洞群的格栅拱架-喷射混凝土结构、中隔壁、仰拱均采用等效板单元模拟，角撑及对撑采用桁架单元模拟，锁脚锚管及管棚采用植入式桁架单元模拟，以上材料均采用线弹性本构关系；注浆加固区采用实体单元模拟，土体本构关系同原土层[7]。土体物理力学参数如表1所示，材料参数如表2所示。

3)等效模拟

将超前小导管注浆加固范围地层通过厚度等效换算为注浆土[8]，确定风道导洞拱部外圈取0.6m厚注浆土，PBA洞群拱部外圈取1.0m厚注浆土。将格栅钢架-喷射混凝土结构、型钢-喷射混凝土结构通过刚度等效换算为混凝土结构[8]。

表1 土体物理力学参数

表2 材料参数

4)施工阶段划分

依据现场施工方案和进度，将1号风道施工竖井及西侧风道1号导洞的施工过程共划分为11个阶段：①竖井第3榀格栅钢架施工完毕；②竖井第8榀格栅钢架施工完毕；③竖井第13榀格栅钢架施工完毕；④竖井第20榀格栅钢架施工完毕；⑤竖井施工至风道1号导洞下3榀(临时封底)；⑥风道1号导洞进尺5.0m；⑦风道1号导洞进尺10.0m；⑧风道1号导洞进尺15.0m；⑨风道1号导洞进尺20.0m；⑩风道1号导洞进尺25.0m；风道1号导洞施工完毕。

5)计算假定

计算假定如下：①各土层平整，厚度取各土层厚度平均值；②计算荷载考虑土体及结构自重、地面超载20kPa；③土体开挖与支护简化为同一施工阶段进行，施工步距0.5m；④模型底面约束x，y，z向位移，顶面为自由面，其余面各自约束其法向(x向或y向)位移；⑤由于地下水位稳定且开挖面未到达地下水位面，计算不予考虑。

2.2 模型验证

结合现场施工和监测进度，分别选取竖井周边地表沉降监测点DB1-33，DB1-44，DB1-38，DB1-53，锁口圈梁收敛监测点SL1-6，SL1-7及风道1号导洞拱顶沉降监测点FDS1-121和收敛监测点FDS1-12作为分析对象(见图3)，各监测点变形计算值和监测值对比如图4所示。

由图4可知，除监测点DB1-53在竖井施工至风道1号导洞下3榀(临时封底)直至导洞进尺10.0m阶段因受监测点周边地表堆载影响出现监测值与计算值偏差较大外，在竖井开挖直至风道1号导洞施工完毕阶段，各监测点变形计算值与监测值随施工阶段的推进变化趋势基本一致，即在竖井开挖过程中，地表沉降及锁口圈梁收敛变形不断增大，而在风道1号导洞开挖过程中，地表沉降及锁口圈梁收敛变形基本保持稳定，但导洞拱顶沉降及收敛变形不断增加直至导洞施工完毕后趋于稳定。由此可见，计算模型所取参数合理，可进一步开展毗邻风道初期支护结构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为风道二次衬砌施工结束后由风道处转进车站洞群施工，但受工期和现场进度影响，1号施工竖井及横通道已形成，为加快车站正线施工进度，将方案调整为风道初期支护结构形成后，由PBA洞群向风道方向施工。建立PBA洞群与风道交叉区域模型(见图5)，考虑竖井、风道施工路径效应，以风道初期支护结构作为重点分析对象，开展洞群暗挖施工安全控制研究。

3.1 计算条件与施工阶段

3.1.1计算条件

以竖井、风道施工路径效应作为洞群暗挖施工计算分析的前提条件，洞群开挖与支护简化为同一施工阶段进行，施工步距0.5m。

3.1.2施工阶段

根据现场施工进度和论证优化的车站正线洞群暗挖方案，主要选取以下施工阶段进行分析：①1号风道初期支护结构施工完毕；②洞群均施工至距风道初期支护结构10.0m；③下1-D导洞施工至风道；④上1导洞施工至风道；⑤下2-D导洞施工至风道；⑥上4导洞施工至风道；⑦下1-C导洞施工至风道；⑧下2-C导洞施工至风道；⑨上2导洞施工至风道；⑩上3导洞施工至风道。

3.2 结果分析

1号风道初期支护结构主要由格栅拱架-喷射混凝土结构、中隔壁及仰拱构成，主要基于洞群施工诱发风道初期支护结构各组成部分的内力、格栅拱架-喷射混凝土结构安全系数及格栅拱架-喷射混凝土结构与地表的变形展开分析。

3.2.1内力

统计各施工阶段风道初期支护结构内力最大值，并对格栅拱架-喷射混凝土结构、中隔壁及仰拱轴力和弯矩进行归一化处理(各施工阶段结构内力最大值与1号风道初期支护结构施工完毕阶段结构内力最大值的比值，称为比例系数)，结果如图6所示。

由图6a可知，随着车站正线洞群向风道方向施工，各阶段格栅拱架-喷射混凝土结构弯矩最大值略有增加，均发生在拱架底部，增量仅7%；各阶段结构轴力不断增大，从1号风道初期支护结构施工完毕到车站正线洞群均施工至距风道10.0m位置时，结构轴力最大值由风道第5层拱架北侧壁转移至与下1导洞交叉的第5层拱架南侧壁(与车站正线洞群交叉区域，下文同)，且在下1-D、下1-C导洞施工至风道阶段，结构轴力增加明显，增量分别达47%，54%，但自下2-C、上2、上3导洞施工阶段，结构轴力增量基本不变。

由图6b可知，随着车站正线洞群向风道方向施工，各阶段型钢-喷射混凝土中隔壁结构弯矩最大值略有减小，结构轴力最大值略有增加，且各施工阶段结构最大弯矩、轴力均发生在底部，增量均≤5%。

由图6c可知，随着车站正线洞群向风道方向施工，各阶段型钢-喷射混凝土仰拱结构弯矩最大值略有增加，从1号风道初期支护结构施工完毕到下1-C导洞施工至风道，结构弯矩最大值由风道第4层仰拱与中隔壁交汇处转移至第3层仰拱与拱架南侧壁交汇处，增量≤9%；各阶段轴力最大值不断增大，从1号风道初期支护结构施工完毕到下2-D导洞施工至风道，结构轴力最大值由第3层仰拱转移至第4层仰拱与拱架南侧壁交汇处，且在下1-C导洞施工至风道阶段，结构轴力增加明显，增量达90%，但自下2-C、上2、上3导洞施工阶段，结构轴力增量基本不变。

综上所述，车站正线洞群施工诱发风道初期支护结构的弯矩增量较小，风道格栅拱架-喷射混凝土结构、型钢-喷射混凝土仰拱的轴力增量较大，尤其在下1-C导洞施工至风道阶段，结构轴力增加明显，且此阶段格栅拱架-喷射混凝土结构已不满足规范允许的安全承载要求。风道初期支护结构内力产生上述变化的主要原因是受与之毗邻的车站正线导洞施工诱发风道初期支护结构边界约束变化、土体应力释放及风道导洞施工路径效应的综合影响[9-10]。

3.2.2结构安全系数

格栅拱架-喷射混凝土结构安全系数计算结果如图7所示。依据TB 10003—2016《铁路隧道设计规范》[11]的规定，在“主要荷载+附加荷载”组合下，钢筋混凝土结构强度安全系数取为1.7，隧道按所采用的施工方法检算施工阶段强度时，安全系数可按规定值乘以折减系数0.9，故格栅拱架-喷射混凝土结构允许安全系数应≥1.53。

由图7可知，随着车站正线洞群向风道方向施工，自下1-C导洞施工至风道阶段开始，格栅拱架-喷射混凝土结构安全系数<1.53，已不满足安全承载要求。

3.2.3变形

统计各施工阶段风道格栅拱架-喷射混凝土结构与地表最大变形值(见图8)，变形为正值时，变形方向为计算模型x，z轴坐标正向，变形为负值时，变形方向为计算模型x，z轴坐标反向。

由图8可知，随着车站正线洞群的施工，格栅拱架-喷射混凝土结构及地表最大变形值未发生明显变化，均满足变形监测控制要求。风道格栅拱架-喷射混凝土结构竖向变形主要表现为拱顶沉降和拱底隆起，其中拱顶沉降最大值约为9.3mm，拱底隆起最大值约为19.9mm。风道格栅拱架-喷射混凝土结构水平向变形主要表现为拱架南、北侧壁均向风道挖空区位移，最大值分别为4.7，2.5mm，均发生在风道初期支护结构第4层区域，即风道总高度的3/5～4/5区域。地表变形表现为沉降，最大值约为7.6mm，主要发生在风道上方对应地表区域，其不随车站正线导洞施工而发生明显变化，这是受风道施工诱发地表沉降累积效应的影响，但在车站正线洞群施工阶段，地表沉降区域逐渐由风道上方地表向洞群上方地表扩大。

综上所述，为确保洞群暗挖施工安全，建议车站正线下1-C、下2-D导洞施工安全距离控制在距风道初期支护结构10.0m，且为避免上2、上3导洞初期支护结构受下1-C、下2-C导洞施工诱发的二次扰动，上2、上3导洞施工安全距离同样控制在距风道初期支护结构10.0m，并应考虑构造措施进行各导洞掌子面临时封堵，待风道二次衬砌结构施作后，再进行下1-C、下2-C、上2、上3导洞贯通施工，其余导洞可先行施工至风道。

4 结语

本文基于三维有限元力学计算模型，考虑竖井、风道施工路径效应，开展毗邻风道初期支护结构PBA洞群暗挖施工安全控制研究，主要得出以下结论。

1)对比竖井、风道施工诱发地表及结构的变形计算值与监测值，验证了三维有限元力学计算模型的合理性，可用于PBA洞群暗挖施工安全控制研究。

2)基于调整后方案，随着车站正线洞群施工，风道初期支护结构弯矩增量较小，风道格栅拱架-喷射混凝土结构、型钢-喷射混凝土仰拱轴力增量较大，尤其在下1-C导洞施工至风道阶段，结构轴力增加明显，且自此阶段开始，格栅拱架-喷射混凝土结构安全系数小于规范允许限值1.53，已不满足安全承载要求。

3)基于调整后方案，随着车站正线洞群施工，格栅拱架-喷射混凝土结构及地表最大变形值未发生明显变化，均满足变形监测控制要求。风道格栅拱架-喷射混凝土结构竖向变形主要表现为拱顶沉降、拱底隆起，水平向变形主要表现为拱架侧壁向风道挖空区位移，且最大值均发生在风道总高度的3/5～4/5区域。地表最大沉降变形主要发生在风道上方地表区域，但随着洞群施工，地表沉降区域逐渐由风道上方地表向洞群上方地表扩大。

4)为确保PBA洞群安全施工，综合洞群施工诱发毗邻风道初期支护结构内力与变形、结构安全系数及地表变形计算结果，建议车站正线下1-C、下2-C、上2、上3导洞施工安全距离控制在距风道初期支护结构10.0m，并应考虑采取构造措施进行掌子面临时封堵，待风道二次衬砌结构施作后可贯通施工，其余导洞可先行施工至风道。