李儲軍,王立新,胡瑞青,汪 珂,白陽陽

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

引言

隨著我國城市化進程的不斷加快和經(jīng)濟的日益發(fā)展，城市公共交通壓力與日俱增，而地鐵作為大運量的交通運輸工具在緩解城市交通擁堵方面起著至關(guān)重要的作用[1-4]，隨著地鐵工程的大量修建和迅猛發(fā)展，使得新建地鐵車站與既有地鐵車站銜接并形成整體已成為換乘站設(shè)計的一個重要內(nèi)容。但是由于線網(wǎng)規(guī)劃、建設(shè)時序等因素，先期建設(shè)的地鐵車站未給遠期地鐵車站預留換乘條件或預留換乘條件無法滿足現(xiàn)行客流及規(guī)范等相關(guān)要求，因此新建車站時需對既有車站結(jié)構(gòu)板墻進行局部破除改造[5-8]。由于車站主體結(jié)構(gòu)板墻開洞后，將導致板墻支承約束條件和傳遞荷載路徑的變化，從而改變車站局部結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)[9]，針對既有地鐵車站板墻開洞施工工藝及施工力學行為，國內(nèi)外眾多專家學者進行了廣泛而深入的研究，并取得了大量的理論與實踐成果。劉元杰[9]通過典型明挖地鐵車站三維數(shù)值計算分析總結(jié)了板墻開孔尺寸對主體結(jié)構(gòu)內(nèi)力的變化規(guī)律，張長泰[5]、徐斌[6]采用有限元分析程序?qū)κ┕て瞥扔袀?cè)墻方案進行理論分析，并對施工階段監(jiān)測數(shù)據(jù)進行回歸分析驗證了施工方案是切實可行的，李昂等[7]通過方案優(yōu)化、理論分析及數(shù)值模擬等方法對單拱獨柱地鐵車站側(cè)墻開洞的影響進行分析，并提出了新、舊結(jié)構(gòu)連接的防水設(shè)計及施工工藝，吳洪墻[10]總結(jié)了在既有運營地鐵站廳層側(cè)墻開洞施工中的方法和注意事項。

然而既有研究多采用彈性地基框架(荷載-結(jié)構(gòu)模型)計算模型對板墻開洞施工力學行為進行模擬分析，未考慮結(jié)構(gòu)與地層的共同作用，且既有研究的分析對象多集中于板墻開洞的單一工況，而對鄰近新建換乘廳基坑及換乘通道開挖引起的疊加效應鮮有報道，而往往地鐵車站和橫通道接口部位空間結(jié)構(gòu)受力復雜，孔洞周邊應力集中，是結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)[11]。本文運用有限元程序分析研究黃土地區(qū)既有地鐵車站換乘改造的空間施工力學行為，以期為后續(xù)類似換乘改造設(shè)計和施工提供理論依據(jù)和技術(shù)支撐。

1 工程概況

西安地鐵2號線南稍門站位于友誼路與長安北路交叉口南側(cè)，沿長安北路南北向布置；南稍門站為地下二層島式站臺車站，未預留換乘條件，車站結(jié)構(gòu)采用10 m站臺的雙層單柱雙跨框架結(jié)構(gòu)形式。新建西安地鐵5號線南稍門站位于友誼路與長安北路交叉口西側(cè)，沿友誼西路東西向布置，與既有2號線采用“L形”通道換乘方式。為增加換乘能力，在既有2號線車站西側(cè)新建地下一層換乘廳，并通過新建換乘橫通道將換乘廳與2號線既有站廳連接，且需在既有車站主體結(jié)構(gòu)站廳層側(cè)墻開洞以實現(xiàn)聯(lián)通。新建換乘廳與既有2號線南稍門站之間夾土體鋪設(shè)有混凝土DN1000雨水管(直埋)和混凝土DN600污水管(直埋)，受場地條件限制及周邊環(huán)境等影響[12]，管線遷改困難，因此換乘橫通道考慮采用平頂直墻礦山法隧道斷面形式，施工工法為交叉中隔墻法或雙側(cè)壁導坑法，南稍門換乘站總平面如圖1所示，換乘大廳、暗挖橫通道及既有車站剖面關(guān)系如圖2所示。

圖1 南稍門車站總平面

圖2 換乘大廳、暗挖橫通道及既有車站剖面關(guān)系

2 側(cè)墻開洞施工工藝

在地鐵車站進行局部破除改造時，因開洞上端和下端部位約束發(fā)生變化，傳遞荷載路徑亦將發(fā)生改變，使車站主體結(jié)構(gòu)局部受力變化明顯。為確保既有線結(jié)構(gòu)安全，側(cè)墻開洞施工宜遵循“化整為零，隨挖隨支”的原則，即加強圈梁應盡快封閉成環(huán)，完成施工過程中結(jié)構(gòu)承載體系的有效轉(zhuǎn)換與協(xié)調(diào)變形[5]，當換乘通道施工到既有車站結(jié)構(gòu)外皮位置時，擬對地鐵車站側(cè)墻分3次進行破洞施工。

第一步：分段破除圖3(a)中陰影部分墻體I區(qū)，破除高度控制在新做頂梁底500 mm左右(柱位處全破除)，架立臨時豎向支撐(I28a工字鋼)，施作洞口邊柱及頂梁端部；第二步：破除圖3(b)中陰影部分墻體Ⅱ區(qū)至新做頂梁底500 mm左右，架立臨時豎向支撐；第三步：施作頂梁結(jié)構(gòu)，與先期施工頂梁完成接駁；第四步：待邊柱及頂梁混凝土強度達到設(shè)計強度要求后，拆除梁下臨時型鋼支撐以及臨時支撐體系，破除頂梁底剩余墻體，地鐵車站側(cè)墻開洞施工步序如圖3所示。

圖3 地鐵車站側(cè)墻開洞施工步序(單位：mm)

3 側(cè)墻開洞計算工況

因先期建設(shè)的既有2號線南稍門站未預留任何換乘條件，為實現(xiàn)與既有站的換乘功能需在既有地鐵車站側(cè)墻開洞接入。根據(jù)南稍門站遠期預測超高峰小時的換乘客流量，確定換乘橫通道總寬度為15 m，考慮到地鐵車站板墻破除開洞勢必會改變車站局部結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，為保證既有線結(jié)構(gòu)安全，擬分析研究側(cè)墻開洞尺寸(5，7.5，15 m)及孔洞凈距(0.5D、1.0D、1.5D)對既有地鐵車站變形特性及受力特征的影響，為既有地鐵車站換乘改造設(shè)計和施工提供有益的借鑒和指導。

4 模型建立

4.1 計算模型

運用有限元分析軟件MIDAS/GTS NX建立三維有限元模型，對黃土地區(qū)新建換乘廳基坑開挖、橫通道施工及既有車站側(cè)墻開洞的空間施工力學行為進行分析研究，數(shù)值模擬建模時，模型橫向?qū)挾热?65 m，縱向?qū)挾热?0 m，豎向高度取35 m，新建暗挖換乘通道埋深4.8 m，污水管混凝土DN600和雨水管混凝土DN1000埋深分別為3.7 m和2.7 m，地層從上至下依次為素填土1-2、新黃土3-1-1、新黃土3-1-3、古土壤3-2-2、老黃土4-1-1及粉質(zhì)黏土4-4。圍巖、新建換乘廳基坑及既有2號線車站主體結(jié)構(gòu)整體有限元模型如圖4所示，新建換乘廳基坑圍護結(jié)構(gòu)、暗挖橫通道及既有車站主體結(jié)構(gòu)如圖5～圖7所示?；铀綄巍⒐诹?、圍檁、換乘廳與既有車站縱梁及中柱、既有車站側(cè)墻開洞臨時型鋼支撐、邊柱及頂梁、地下管線等均采用1D梁單元模擬，超前大管棚采用植入式梁單元模擬，基坑等效地下連續(xù)墻及角撐、換乘廳及既有車站板墻等均采用2D板單元模擬，橫通道初支、二襯和土體等均采用3D實體單元模擬，靜力計算時模型底部采用固定邊界條件，模型四周采用法向約束邊界，頂面采用自由變形邊界[13-15]。

圖4 圍巖與地下建(構(gòu))筑物整體有限元模型(單位：m)

圖5 新建換乘廳基坑圍護結(jié)構(gòu)

圖6 暗挖換乘通道(平頂直墻+仰拱)

圖7 既有南稍門站主體結(jié)構(gòu)

4.2 計算參數(shù)

新建換乘廳基坑圍護結(jié)構(gòu)、橫通道支護結(jié)構(gòu)及換乘廳、既有地鐵車站梁板柱等均采用線彈性本構(gòu)模型，土體采用修正摩爾庫倫本構(gòu)模型，超前小導管注漿預加固作用采用等效地層加固方式[16]，考慮到暗挖橫通道施工的時間效應，開挖、支護過程中荷載釋放率分別為30%和70%[17-19]，土層和結(jié)構(gòu)的基本物理力學參數(shù)如表1、表2所示。

表1 土層基本物理力學參數(shù)

注：①地下連續(xù)墻厚度由圍護樁等效剛度計算；②暗挖橫通道不同跨度斷面尺寸；③大管棚壁厚由等效抗彎剛度計算。

5 換乘通道不同開挖跨度下計算結(jié)果分析

5.1 變形結(jié)果分析

(1)混凝土DN600污水管與混凝土DN1000雨水管

由于新建換乘廳基坑開挖卸載影響，坑周及坑底土體均產(chǎn)生偏向基坑側(cè)的位移[20-21]，進而導致既有地鐵車站和雨污水管線的上抬變形及水平側(cè)移。

橫通道不同開挖跨度下基坑開挖鄰近地下管線水平變形極值曲線如圖8所示。由圖8可知，地下管線整體表現(xiàn)為水平側(cè)移且變化規(guī)律基本一致，其中，混凝土DN600污水管和混凝土DN1000雨水管的水平變形極值分別為1.12 mm和0.78 mm。地下管線變形部位均主要發(fā)生在基坑范圍，且偏向基坑側(cè)，同時基坑開挖至坑底時水平側(cè)移量最大；由于基坑圍護結(jié)構(gòu)水平對撐布置不同(即支撐剛度不同)，地下管線基坑范圍局部水平變形較大。

圖8 橫通道不同開挖跨度下地下管線水平變形極值曲線

橫通道不同開挖跨度下地下管線豎向變形極值曲線如圖9所示。由圖9可知，隨著暗挖橫通道開挖跨度的增加，地下管線豎向沉降值顯著增大且變形規(guī)律基本一致，呈“漏斗”狀，換乘改造施工過程中地下管線沉降變形極值如表3所示。由表3可知，暗挖橫通道7.5 m和15 m凈跨方案地下管線的豎向沉降極值分別為2.14 mm和3.46 mm，較暗挖橫通道5 m凈跨方案增幅分別為48.6%和140.3%，地下管線下沉變形極值部位均位于隧道拱頂正上方。

圖9 橫通道不同開挖跨度下地下管線豎向變形極值曲線

隧道跨度/m5.07.515.0沉降變形/mmDN600-1.32-1.72-2.79DN1000-1.44-2.14-3.46

由于新建換乘廳基坑開挖已對坑周土體產(chǎn)生了擾動，當暗挖橫通道施工時將會對周圍土層造成二次擾動，進一步增加鄰近雨污水管線的變位。因此在暗挖橫通道超近距下穿年代久遠、非剛性接頭的雨污水干管時，宜控制隧道開挖跨度，且建議基坑開挖卸荷前對基坑范圍管線采用地表袖閥管注漿，預加固后注漿管及時洗管，留作跟蹤注漿加固用，保證市政管線的正常使用及隧道施工安全。

(2)換乘通道

橫通道不同開挖跨度下襯砌結(jié)構(gòu)豎向變形極值如表4所示。由表4可知，隨著暗挖橫通道開挖跨度的增加，襯砌結(jié)構(gòu)變形極值增大且增幅較大，其中暗挖橫通道7.5 m和15 m凈跨方案拱頂沉降極值分別為2.35 mm和3.60 mm，較暗挖橫通道5 m凈跨方案增幅分別為35.8%和108.1%。

表4 橫通道不同開挖跨度下襯砌結(jié)構(gòu)豎向變形極值

(3)地鐵車站主體結(jié)構(gòu)

由于既有地鐵車站側(cè)墻未預留換乘通道接口條件，而側(cè)墻開洞必然會改變原結(jié)構(gòu)的受力承載體系，導致既有結(jié)構(gòu)局部發(fā)生變形及應力重分布。

新建換乘廳基坑開挖卸荷使近基坑側(cè)車站整體發(fā)生上抬變形，而側(cè)墻開洞導致孔洞上端和下端部位支承約束減弱，開孔洞頂發(fā)生下沉變形，橫通道不同開挖跨度下既有車站變形極值曲線如圖10所示。由圖10可知，隨著側(cè)墻開洞跨度的增加，既有車站主體結(jié)構(gòu)下沉變形極值顯著增大且變形增幅較大，基本呈線性增長趨勢，而上浮變形主要由新建換乘廳基坑開挖卸載引起，側(cè)墻開洞對既有車站隆起變形影響較小，因此橫通道不同開挖跨度下既有車站隆起變形極值曲線變化甚小，沉隆變形極值部位分別位于側(cè)墻開洞洞頂和換乘通道與既有車站中板接口處。因換乘改造施工使作用于側(cè)墻的水平土壓力減小，即地層對側(cè)墻的水平約束作用減弱，因此橫通道與既有車站中板接口處發(fā)生偏向基坑側(cè)的橫向變形，且隨著側(cè)墻開洞跨度的增加，橫向變形極值增大。橫通道不同開挖跨度下既有車站變形極值如表5所示，其中，暗挖橫通道15 m凈跨方案側(cè)墻開洞完成后既有車站主體結(jié)構(gòu)沉隆變形極值分別為0.74 mm和0.69 mm，水平側(cè)移極值為0.81 mm，但考慮到既有車站結(jié)構(gòu)正常使用階段整體剛度降低等實際工程因素，尚應遵循“少擾動，緊封閉”的開洞原則，嚴格控制既有車站結(jié)構(gòu)變形。

表5 橫通道不同開挖跨度下既有車站變形極值

圖10 橫通道不同開挖跨度下既有車站變形極值曲線

5.2 內(nèi)力結(jié)果分析

側(cè)墻開洞必然使孔洞周邊的支承約束發(fā)生變化，同時傳遞荷載路徑亦將發(fā)生改變，導致與側(cè)墻孔洞相鄰的頂板跨和中板跨縱橫向彎矩增加，經(jīng)核算，既有車站結(jié)構(gòu)斷面配筋滿足受力要求和裂縫寬度限值，限于篇幅，重點討論側(cè)墻開洞施工引起的側(cè)墻受力變化情況。

側(cè)墻開洞導致孔洞上端部位發(fā)生下沉變形，下端部位(橫通道與既有車站中板接口處)發(fā)生上抬變形，孔洞上端由受壓區(qū)轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓍^(qū)，且孔洞頂部下沉底部隆起導致孔洞兩邊側(cè)墻受到擠壓，豎向壓力突增。因此，在既有車站側(cè)墻破除開洞時加強圈梁應盡快封閉成環(huán)，以抵抗由于側(cè)墻開洞引發(fā)的周邊結(jié)構(gòu)復雜的內(nèi)力形式。橫通道不同開挖跨度下既有車站側(cè)墻內(nèi)力極值曲線如圖11、圖12所示。由圖可知，隨著側(cè)墻開洞跨度的增加，孔洞上端部位拉力及兩邊壓力增大且增幅較大，橫通道不同開挖跨度下既有車站側(cè)墻軸力極值如表6、表7所示。

圖11 橫通道不同開挖跨度下側(cè)墻軸力Fxx極值曲線

圖12 橫通道不同開挖跨度下側(cè)墻軸力Fyy壓力極值曲線

表6 橫通道不同開挖跨度下既有車站側(cè)墻軸力Fxx極值kN

橫通道跨度/m57.515基坑開挖前-21.5-347.1-1.74-341.8-2.6-352.4側(cè)墻開洞后+326.6-432.4+520.6-533.7+923.8-794.8

表7 橫通道不同開挖跨度下既有車站側(cè)墻軸力Fyy極值 kN

橫通道不同開挖跨度下既有車站側(cè)墻彎矩極值如表8、表9所示。由表8、表9可知，側(cè)墻開洞引起的側(cè)墻彎矩極值變化幅度較小，彎矩極值均位于車站側(cè)墻跨中處。

表8 橫通道不同開挖跨度下既有車站側(cè)墻彎矩Mxx極值 kN·m

表9 橫通道不同開挖跨度下既有車站側(cè)墻彎矩Myy極值 kN·m

6 換乘通道不同水平凈距下計算結(jié)果分析

為研究暗挖橫通道不同水平凈距工況下?lián)Q乘改造施工階段既有地鐵車站及鄰近雨污水管的空間施工力學行為，通過對比分析暗挖橫通道不同開挖跨度條件下地下建(構(gòu))筑物的變形規(guī)律及受力特征，選取暗挖橫通道7.5 m凈跨不同水平凈距下(0.5D、1.0D、1.5D)的3種工況，分析研究換乘改造施工對既有地下建(構(gòu))筑物的變形和受力影響。

6.1 變形結(jié)果分析

(1)混凝土DN600污水管與混凝土DN1000雨水管

換乘改造過程中雨污水管的水平變形主要由新建換乘廳基坑開挖卸荷引起，因此，橫通道不同水平凈距下雨、污水管線水平變形較橫通道不同開挖跨度工況基本無變化，在此不再贅述。

橫通道不同水平凈距下地下管線豎向變形極值曲線如圖13所示。由圖13可知，隨著暗挖橫通道水平凈距的增加，地下管線下沉變形增幅較小但變形規(guī)律基本一致，呈“駝峰”狀，橫通道不同水平凈距下地下管線豎向變形極值如表10所示。由表10可知，暗挖橫通道不同水平凈距下雨污水管豎向沉降變形極值基本相同，混凝土DN600污水管和混凝土DN1000雨水管的下沉變形極值分別為1.70 mm和2.07 mm，地下管線豎向變形極值部位均位于隧道拱頂正上方。

圖13 橫通道不同水平凈距下地下管線豎向變形極值曲線

表10 橫通道不同水平凈距下地下管線豎向變形極值

橫通道水平凈距0.5D1.0D1.5D沉降變形/mmDN600-1.68-1.70-1.70DN1000-2.01-2.07-2.07

(2)換乘通道

橫通道不同開挖跨度下襯砌結(jié)構(gòu)豎向變形極值如表11所示。由表11可知，隨著暗挖橫通道水平凈距的增大，襯砌結(jié)構(gòu)豎向變形極值略微減小。暗挖橫通道水平凈距為0.5D時襯砌結(jié)構(gòu)變形較大，沉隆極值分別為-2.37 mm和1.82 mm。

表11 橫通道不同水平凈距下襯砌結(jié)構(gòu)豎向變形極值

(3)地鐵車站主體結(jié)構(gòu)

既有線換乘改造施工中新建換乘廳大范圍的基坑開挖卸荷是引起既有車站結(jié)構(gòu)發(fā)生上浮變形的主因，故橫通道不同水平凈距下既有車站隆起變形極值基本不變，上抬變形部位位于換乘通道與既有車站中板接口處。隨著側(cè)墻開孔水平凈距的增加，開孔對上端支承約束削弱的影響減小，故孔洞上端發(fā)生下沉變形的極值亦逐漸減小?？紤]到換乘改造施工使作用于側(cè)墻的地層抗力減小，因此橫通道與既有車站中板接口處發(fā)生偏向基坑側(cè)的橫向變形，橫通道不同水平凈距下既有車站豎向變形極值曲線如圖14所示。由圖14可知，橫通道不同水平凈距下既有車站變形均呈減小趨勢，而變化幅度較小，橫通道不同水平凈距下既有車站變形極值如表12所示。

圖14 橫通道不同水平凈距下既有車站變形極值曲線

表12 橫通道不同水平凈距下既有車站變形極值

橫通道水平凈距0.5D1.0D1.5D豎向變形/mm隆起+0.68+0.68+0.67沉降-0.21-0.19-0.17水平變形/mm0.700.680.68

6.2 內(nèi)力結(jié)果分析

橫通道不同水平凈距下既有車站側(cè)墻軸力極值如表13所示。由表13可知，橫通道不同水平凈距下側(cè)墻軸力變化極小，但為最大限度地減少開洞施工對既有線的影響，建議左右換乘通道破除改造宜分期實施，待洞口加強梁柱達到設(shè)計強度之后方可進行下一橫通道的開洞破除施工。

橫通道不同水平凈距下既有車站側(cè)墻彎矩極值如表14所示。由表14可知，橫通道不同水平凈距下側(cè)墻雙向彎矩變化均較小，變化幅度10%以內(nèi)，經(jīng)核算既有車站結(jié)構(gòu)斷面配筋滿足施工及使用階段結(jié)構(gòu)強度及剛度的要求。

表13 橫通道不同水平凈距下既有車站側(cè)墻軸力極值 kN

表14 橫通道不同水平凈距下既有車站側(cè)墻彎矩極值 kN·m

7 結(jié)論與建議

以西安地鐵5號線新建南稍門站對既有地鐵車站換乘改造工程為背景，運用有限元程序分析研究了黃土地區(qū)既有地鐵車站換乘改造的空間施工力學行為，主要結(jié)論如下。

(1)側(cè)墻開洞必然導致板墻支承約束條件和傳遞荷載路徑的變化，從而改變既有車站局部結(jié)構(gòu)的變形和受力狀態(tài)，故側(cè)墻開洞應遵循“化整為零，隨挖隨支”的原則，以盡快完成既有車站結(jié)構(gòu)承載體系的有效轉(zhuǎn)換和協(xié)調(diào)變形。該施工工藝可為后續(xù)類似側(cè)墻開洞設(shè)計和施工提供理論依據(jù)和技術(shù)支撐。

(2)換乘改造施工過程中，新建換乘廳基坑開挖卸荷是引起鄰近雨污水管水平側(cè)移及既有地鐵車站上抬變形的主因，其引起的變形量占換乘改造施工累計變形的97%以上，而橫通道開挖是導致雨、污水管下沉變形的關(guān)鍵工序，約占總沉降量的95%，同時側(cè)墻開洞使板墻支承約束減弱導致孔洞上端發(fā)生下沉變形，因此實際工程中應加強動態(tài)監(jiān)測，以確保既有線及周邊環(huán)境的安全。

(3)側(cè)墻開洞導致孔洞上端發(fā)生下沉變形，橫通道與既有車站中板接口處發(fā)生上抬變形，從而引起孔洞頂部由受壓區(qū)轉(zhuǎn)為受拉區(qū)，其中橫通道15 m開挖跨度下拉力最值達923.8 kN，另外洞口周邊豎向壓力突增，其中橫通道15 m開挖跨度下豎向壓力最值達2 279.3 kN，為基坑開挖前的2.4倍，而側(cè)墻彎矩變化幅度較小(5%以內(nèi))。因此，在既有車站側(cè)墻開洞時加強圈梁應盡快封閉成環(huán)，以抵抗由于側(cè)墻開洞所引發(fā)的周邊結(jié)構(gòu)復雜的內(nèi)力形式。

(4)隨著橫通道開挖跨度的增加，雨、污水管及既有車站的變形和內(nèi)力增大且增幅較大，而橫通道水平凈距對雨、污水管及既有車站的變形和內(nèi)力基本無影響。因此，破除既有線側(cè)墻方案建議選取7.5 m凈跨0.5D水平凈距的施工方案，可確保既有線的運營及施工安全。