衛(wèi)守峰

(1.中國鐵建大橋工程局集團有限公司，天津 300300；2.西安建筑科技大學(xué) 陜西省巖土與地下空間工程重點實驗室，陜西 西安 710055)

在既有建(構(gòu))筑物密集的城市地下工程建設(shè)中，普遍采用對交通影響較小的暗挖或蓋挖法施工[1-6].暗挖或蓋挖施工中通常需要通過豎井轉(zhuǎn)橫通道然后進行車站或區(qū)間隧道正線施工.豎井轉(zhuǎn)橫通道施工以及豎井轉(zhuǎn)橫通道施工中馬頭門能否安全、快速施工是地下工程暗挖和蓋挖順利施工的關(guān)鍵[7-10].目前豎井轉(zhuǎn)橫通道施工普遍采用豎井先行施工，到封底標(biāo)高后通過臨時搭設(shè)施工平臺進行橫通道施工的“先豎井后橫通道”施工方案[11]；另一種常用的施工方法是在豎井施工至橫通道標(biāo)高時先行施工橫通道，橫通道施工至預(yù)定位置后進行豎井剩余部分施工的“豎井-橫通并行”施工方案.針對不同豎井轉(zhuǎn)橫通道的施工，王福恩等[12]針對沈陽地鐵1號線不同地層，分析了不同豎井轉(zhuǎn)橫通道施工工藝的特點，提出了在豎井底部地層較好條件宜采用“豎井-橫通并行”的施工方案；針對豎井轉(zhuǎn)橫通道施工的穩(wěn)定性問題，賀長俊等[13]分析了“先豎井后橫通”施工時不同斷面豎井及馬頭門部位的受力特點；針對廣州軌道交通換乘站大跨淺埋暗挖隧道的施工，白銘海等[14]采用數(shù)值分析方法研究了豎井轉(zhuǎn)橫通道施工的穩(wěn)定問題，提出了有針對性的施工應(yīng)對措施；針對深圳地鐵五號線區(qū)間隧道的施工，蔣青青等[15]討論了施工中不同加固措施對地層變形的控制效應(yīng)，提出并實施的橫通道支護快速封閉措施，有效控制了橫通道施工中的地層變形.

以上針對具體工程進行的研究對豎井進橫通道施工的變形控制和施工安全控制具有一定的指導(dǎo)意義，但目前對豎井轉(zhuǎn)橫通道不同施工方案的確定研究還鮮見報道.以西安地鐵五號線一期月登閣～三殿村區(qū)間隧道暗挖施工為工程背景，對降水條件下的黃土地層中豎井轉(zhuǎn)橫通道施工的穩(wěn)定性進行數(shù)值試驗研究，分析降水條件下黃土地層中“先豎井后橫通”和“豎井-橫通并行”兩種施工方案時豎井-橫通支護體系和地層的力學(xué)響應(yīng)及變形特征，明確少水黃土地層中豎井轉(zhuǎn)橫通道施工的控制重點及豎井轉(zhuǎn)橫通道施工的優(yōu)化方案.研究明確了降水條件下黃土地層采用“豎井-橫通并行”施工方案的安全、可行性，為黃土地區(qū)豎井轉(zhuǎn)橫通設(shè)計和施工提供了理論依據(jù).

1 豎井轉(zhuǎn)橫通道施工方案比選分析

1.1 工程概況

西安地鐵五號線一期工程月登閣站～三殿村站區(qū)間隧道采用礦山法暗挖施工；正線區(qū)間暗挖隧道通過ZDK44+310樁號處設(shè)置的豎井通過橫通道進行施工.工程區(qū)間隧道擬建區(qū)間場地屬浐河三級階地，場地平坦，地形起伏小.工程區(qū)間隧道施工豎井周邊為荒地，無重要建筑物.施工豎井地質(zhì)剖面如圖1所示.根據(jù)地勘資料，豎井和橫通道覆蓋層從下至上，從老到新依次為：老黃土Q2eol、新黃土Q3eol、雜填土Q4ml.區(qū)間隧道穩(wěn)定地下水位埋深在30.00～39.35 m之間，水位年變化幅度在2.0 m左右.因本區(qū)間地下段均位于地下水位以上，可不考慮地下水的影響.

圖1 區(qū)間隧道施工豎井剖面圖(單位：cm)Fig.1 Geological conditions of shafts (unit: cm)

表1 豎井支護參數(shù)表

表2 橫通道支護參數(shù)表

工程區(qū)間隧道豎井平面尺寸5.00 m×6.50 m，井深22.45 m；豎井橫通道總長27.93 m，凈寬4.50 m，凈高7.35 m.橫通道靠豎井端設(shè)馬頭門.豎井井口設(shè)鎖口圈梁，斷面尺寸2.00 m×1.00 m.豎井支護參數(shù)見表1，橫通道支護參數(shù)見表2.

1.2 豎井轉(zhuǎn)橫通施工方案

豎井先行施工封底后再進行橫通道施工的“先豎井后橫通”施工方案(施工方案一)，豎井與橫通道交叉段施工分五步完成，圖2給出了工程“先豎井后橫通”施工工序圖，施工技術(shù)要點如下：

(1) 豎井鎖口段的施工：開挖鎖口段并設(shè)置鎖口段井壁的支護.設(shè)置安全柵欄和安全門.

(2)豎井井身的施工：井身標(biāo)準(zhǔn)段采用格柵鋼架網(wǎng)噴C25混凝土形成井壁的支護結(jié)構(gòu).

(3)豎井井底的施工：豎井井底的結(jié)構(gòu)面比橫通道結(jié)構(gòu)的底面低2.00 m，采用C30混凝土封底.

(4)破橫通道馬頭門的施工：在豎井封底完成后，搭設(shè)施工平臺至橫通道位置進行馬頭門破除作業(yè).馬頭門破除后架立鋼格柵支撐，噴射混凝土，設(shè)置臨時仰拱.

(5)橫通道的施工：橫通道采用臺階法施工，上臺階進尺5～8 m后破除馬頭門下臺階混凝土，架設(shè)鋼格柵并噴射混凝土形成初期支護；其后并行進行橫通道上下臺階施工.

圖2 方案一施工工序圖Fig.2 Construction sequence of the first plan

在豎井施工至橫通道位置破除橫通道馬頭門，進行橫通道施工；其后并行進行豎井剩余部分及橫通道臺階法施工的“豎井-橫通并行”(施工方案二)施工工藝見圖3所示，其施工要點如下：

(1)豎井鎖口段的施工：與施工方案一相同.

(2)豎井井身的施工：井身施工至橫通道上臺階位置，停止開挖進行臨時封閉施工.

(3)馬頭門橫通道的上臺階施工：豎井臨時封底完成后，進行馬頭門段超前支護，破除馬頭門并轉(zhuǎn)入橫通道上臺階施工.

(4)豎井剩余部分及橫通道下臺階的施工：豎井轉(zhuǎn)橫通道施工的上臺階進尺4.0 m后，并行進行橫通道下臺階和豎井剩余部分的施工；豎井井窩施工完成后完成豎井永久性封底混凝土澆筑.

(5)橫通道的臺階法施工：重復(fù)步驟(4)橫通道的開挖至主線隧道位置，轉(zhuǎn)入正線馬頭門施工.

圖3 方案二施工工序圖Fig.3 Construction sequence of the second plan

1.3 豎井轉(zhuǎn)橫通施工方案的比較

對于國內(nèi)普遍使用的“先豎井后橫通道”和“豎井-橫通并行”兩種施工方案，都有較為成熟的設(shè)計和施工實例.大量工程實踐表明，按“先豎井后橫通道”的施工方案，豎井和橫通道交叉施工，馬頭門的施工穩(wěn)定較好；但其施工工序復(fù)雜，豎井轉(zhuǎn)橫通馬頭門的破除需要在豎井封底混凝土達到一定強度后搭設(shè)高度達9 m的作業(yè)平臺；橫通道上臺階支護完成后需要拆除作業(yè)平臺，而后再進行下臺階的施工.作業(yè)平臺的搭設(shè)、拆除，費時、費力，施工危險性高，工序間干擾大.

采用“豎井-橫通并行”的施工方案，豎井施工至橫通道上臺階位置后進行豎井臨時封底，轉(zhuǎn)而進行橫通道上臺階施工；上臺階推進4 m，滿足橫通道施工空間要求后轉(zhuǎn)入豎井剩余部分的施工，并進行橫通道馬頭門下臺階施工.工序上，“豎井-橫通并行”的施工方案，豎井轉(zhuǎn)橫通道上臺階施工可在臨時封底上進行，施工簡便、操作性強，減少了施工中的作業(yè)平臺的搭設(shè)、拆除時間，工作量大為減少，且避免了高空作業(yè)的安全隱患.

“豎井-橫通道并行”施工方案在工序上對“先豎井后橫通道”施工方案進行了優(yōu)化，縮短了施工時間，提高了作業(yè)安全性，因此“豎井-橫通并行’方案在工序上較“先豎井后橫通道”施工方案有一定的優(yōu)勢，但兩種施工方案下豎井和橫通道結(jié)構(gòu)的變形和力學(xué)響應(yīng)不同，需要結(jié)合工程特點，采用MIDAS有限元分析軟件對兩種施工方案施工引起的地表沉降，豎井、橫通道和施工交叉位置的應(yīng)力和變形特性進行分析.

2 豎井轉(zhuǎn)橫通道施工穩(wěn)定性數(shù)值試驗

2.1 數(shù)值試驗?zāi)Ｐ图皡?shù)

根據(jù)月登閣站～三殿村站區(qū)間隧道豎井工程場址條件，豎井轉(zhuǎn)橫通道施工模擬分析中，地層簡化為均質(zhì)水平的層狀分布，地層巖土體采用Mohr-Column本構(gòu)模型.

豎井轉(zhuǎn)橫通道計算分析模型在X方向的尺寸為66.00 m，在Y方向上的尺寸為36.00 m，在Z方向上的尺寸為36.00 m，共劃分單元數(shù)為43 802.分別約束計算模型X、Y(水平)方向上的平動自由度及Z(豎直)方向底部的平動自由度.數(shù)值試驗?zāi)Ｐ鸵妶D4.分析中豎井及橫通道支護按彈性考慮，材料參數(shù)按勘察資料，見表3.

圖4 豎井轉(zhuǎn)橫通道施工模擬數(shù)值模型Fig.4 Location of shaft and cross passage

表3 模型物理力學(xué)參數(shù)表

2.2 數(shù)值試驗方案及步驟

“先豎井后橫通”施工方案(方案一)的施工模擬步驟：①豎井鎖口段開挖支護；②豎井井身循環(huán)開挖、支護，至豎井底部，進行豎井封底；③橫通道馬頭門上臺階開挖支護，進尺6.00 m；④橫通道馬頭門下臺階開挖支護，進尺3.00 m；⑤橫通道循環(huán)開挖、支護至預(yù)定長度.橫通道施工完成，共90個施工步驟.圖5給出了“先豎井后橫通”施工方案時，豎井轉(zhuǎn)橫通道段的施工工序圖.

圖5 先豎井后橫通施工時豎井轉(zhuǎn)橫通施工工序(方案一)Fig.5 Construction of the first plan shaft and cross passage

“豎井-橫通并行”施工方案(方案一)施工模擬步驟：①豎井鎖口段開挖支護；②井身循環(huán)開挖、支護至橫通道上臺階下方2.00 m后進行豎井臨時封底；③橫通道馬頭門上臺階開挖、支護，進尺4.00 m；④破除豎井臨時封底，開挖豎井剩余部分，進行豎井永久封底；⑤進行橫通馬頭門的下臺階開挖、支護，循環(huán)進尺4.00 m；⑥橫通道循環(huán)開挖、支護至預(yù)定長度.橫通道開挖完成，共有91個施工步驟.圖6為模擬“豎井-橫通并行”施工時，豎井轉(zhuǎn)橫通道段的施工工序圖.

圖6 并行方案時豎井轉(zhuǎn)橫通道施工工序(方案二)Fig.6 Shaft construction and cross passage of second plan

2.3 數(shù)值試驗結(jié)果及分析

2.3.1 地層沉降特性分析

區(qū)間豎井轉(zhuǎn)橫通道不同施工方案引起的地表沉降變形對比見圖7.由圖7可見，不同的豎井轉(zhuǎn)橫通道施工方案引起的地表的變形變化特性基本一致；施工引起的地表變形基本呈橢圓形，橢圓形沉降坑的長軸方向平行橫通道方向；此時，施工引起的最大變形出現(xiàn)在遠離橫通道方向靠鎖口圈梁的地表處，最大的變形量約15.00 mm.

表4 豎井轉(zhuǎn)橫通道施工中豎井最大變形對比表(單位：mm)

圖7 地表沉降(單位：mm)Fig.7 Ground surface settlement (unit: mm)

圖8 豎井井壁隨深度變化曲線Fig.8 Deformation of shaft under different depth

2.3.2 豎井支護結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性分析

兩種施工方案下，豎井支護整體上都處于受壓的狀態(tài)，表4給出了豎井不同方向上的最大變形值；由表可知，兩種施工方案下，豎井不同方向上的最大變形位置基本一致，平面上的最大變形位置靠近馬頭門.方案二相較于方案一，在X、Y、Z方向上的最大變形量減少了21.91%、13.87%、-0.52%.

由圖8(a)給出了兩種方案下，施工完成時豎井后井壁隨豎井深度向橫通道側(cè)的變形曲線可見，在豎井深度0～6.00 m之間，方案二比方案一引起的變形量要?。坏谪Q井深度的6.00～21.00 m之間，方案二比方案一的變形要大；在豎井施工至深度18.00 m時，豎井最大變形量相差約20.00%，但在豎井開挖深度超過18.00 m之后，兩種方案施工引起的變形趨于一致.

圖8(b)為兩種施工方案下，豎井兩側(cè)井壁隨豎井深度向臨空面變形的對比曲線.整體上看，方案二下，豎井的收斂變形值都比方案一小，且在豎井深度18.00 m處，變現(xiàn)量減小了9.79%.

表5給出了不同方案下豎井支護結(jié)構(gòu)最大受力對比表.在方案二時，結(jié)構(gòu)支護最大主應(yīng)力、最大剪應(yīng)力較方案一分別減少了14.38%和19.57%，很大程度上改善了支護結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，但兩種施工方案下，豎井井壁靠近馬頭門的拱肩位置均為最大的受力位置.

表5 豎井最大受力對比表(單位：kPa)

圖9給出了豎井深度內(nèi)地層的塑性區(qū)分布圖，由圖可見，方案一和方案二施工時，豎井周邊地層的塑性區(qū)分布均集中在豎井兩側(cè)的井壁處，范圍在2.00～4.00 m，并且方案一較方案二的地層的塑性區(qū)的面積大.

圖9 豎井圍巖塑性分布Fig.9 Plastic zone of horizontal distribution surrounding rock

2.3.3 橫通道支護結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性分析

兩種施工方案下，橫通道支護結(jié)構(gòu)整體上均處于受壓狀態(tài)；表6給出了不同方案下豎井不同方向上的位移對比表，由表可知，兩種方案下，豎井在X、Z方向上的最大變形位置一致，但方案二比方案一變形小21.91%、-3.92%.在Y方向上，兩種施工方案下變形出現(xiàn)的最大位置不同，方案二出現(xiàn)的最大變形位置距離馬頭門12.00 m，方案一出現(xiàn)的位置距離馬頭門2.00 m；變形最大值離馬頭門越近，則在豎井與橫通道的交叉部位，施工穩(wěn)定性越差.因此方案二較為有利.

圖10(a)為兩種方案下橫通道拱頂、拱底變形曲線，兩種方案下橫通其變形基本一致.在馬頭門位置，方案二比方案一的拱底隆起量大3.71 mm.圖10(b)為兩種施工方案下橫通道的橫向收斂位移曲線，方案二時馬頭門在Y方向上的較方案一減少了63.49%.

表6 豎井轉(zhuǎn)橫通道施工時橫通道變形對比表(單位：mm)

由表7給出的兩種方案下橫通道支護的最大受力對比可見，不同施工方案時橫通道的受力狀態(tài)出現(xiàn)較大的變化.方案二的支護最大主應(yīng)力位置相比方案一時的位置延后了2.00 m，在橫通道拱底的位置，最大主應(yīng)力數(shù)值減少了27.88%；方案二的支護最大剪應(yīng)力比方案一大365.8 kPa.

截取馬頭門處斷面，對比分析地層中的塑性區(qū)分布，圖11給出了不同方案時馬頭門處塑性區(qū)的分布.由圖11可見，兩種方案下地層塑性分布集中在橫通道馬頭門拱底的位置，且塑性區(qū)分布范圍要比豎井周邊的土體大.相對于方案一，方案二時豎井地層的塑性區(qū)的分布更淺，但在施工時也需要對周圍地層進行加固.

表7 橫通道最大受力對比表(單位：kPa)

圖10 橫通道不同位置的變形對比曲線Fig.10 Deformation of cross passage arch hance

圖11 橫通道馬頭門處圍巖塑性對比分布Fig.11 plastic zone of horse head

2.3.4 馬頭門處支護結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性分析

豎井和橫通道支護分析表明，兩種方案時橫通道馬頭門拱腰處豎井兩側(cè)井壁的收斂變形最大；做不同方案時兩側(cè)豎井收斂變形隨施工的變化曲線，見圖12所示.圖12可見，在施工步驟18時(豎井施工至18.00 m)時，豎井收斂變形急劇上升；在施工步驟20到26，方案二進行橫通道馬頭門上臺階開挖，此時，豎井收斂變形基本不變；剩余豎井開挖后，收斂變形繼續(xù)增大，最大值達44.94 mm；相較與方案一的變形最大值52.28 mm，減少了14.03%.

選取橫通道距離馬頭門2.00 m的拱底位置進行對比分析，由圖13給出的拱底變形隨施工步序的變化曲線可見，施工至豎井深度3.00 m時，橫通道拱底開始出現(xiàn)隆起變形，隨著施工的進行，隆起量逐漸變大.兩種方案下橫通道的最大隆起值大致相同.在施工趨于穩(wěn)定時，方案二變形值較方案一大了1.01 mm.

圖12 最大收斂值隨施工變化曲線Fig.12 Variation process of maximum deformation of cross passage arch hance

圖13 最大隆起位置隨施工對比變化曲線Fig.13 Variation process of maximum deformation of cross passage invert

圖14 豎井馬頭門大主應(yīng)力分布云圖Fig.14 Maximum principal stress distribution of horse head

圖14給出了豎井轉(zhuǎn)橫通道施工中豎井馬頭門段的大主應(yīng)力分布云圖，由圖可見，方案二和方案一大主應(yīng)力最大值都出現(xiàn)在馬頭門拱肩處的豎井井壁位置，但方案一的大主應(yīng)力最大值比方案二的最大值小了14.38%.

圖15給出了豎井轉(zhuǎn)橫通道施工中豎井馬頭門段的最大剪應(yīng)力的分布云圖.兩種施工方案下馬頭門段支護結(jié)構(gòu)受到的最大剪應(yīng)力整體上比受到的最大主應(yīng)力要小，且方案二比方案一時的最大剪應(yīng)力值小了8.93%.

圖15 豎井馬頭門段剪應(yīng)力分布云圖Fig.15 Maximum shear stress distribution of horse head

綜上所述，方案二相較于方案一能更有效地控制豎井、橫通道結(jié)構(gòu)支護的變形和受力.特別是方案二，能使橫通道橫向最大變形值減少63.49 %.但是豎井和橫通道交叉段、馬頭門位置依然是施工的危險位置，在馬頭門破除前需要對豎井、橫通道周圍土體進行加固.

綜合兩種施工方法和數(shù)值模擬結(jié)果的比較分析，建議西安地鐵5號線月登閣站～三殿村站區(qū)間豎井采用“豎井-橫通并行”的施工方案，并在施工中加強豎井馬頭門段的支護強度，確保施工中該應(yīng)力集中部位的穩(wěn)定性.

3 豎井轉(zhuǎn)橫通道施工及現(xiàn)場監(jiān)測

3.1 區(qū)間隧道“豎井-橫通并行”施工

西安地鐵5號線月登閣站～三殿村站區(qū)間豎井按照建議的“豎井-橫通并行”施工方案進行施工，基于數(shù)值試驗分析結(jié)果和現(xiàn)場施工實際情況，確定豎井轉(zhuǎn)橫通道施工流程及施工控制技術(shù)要點如下：

(1)進行豎井井口段的施工，在完成豎井周邊管線等調(diào)查和改遷基礎(chǔ)上，完成豎井鎖口圈梁施工，并進行基槽開挖；

(2)豎井井身段開挖采用明挖逆做的人工開挖，每次開挖進尺0.50 m，由上而下，邊開挖邊支護.鑒于黃土地層的復(fù)雜性，豎井應(yīng)避免全斷面開挖，宜采取分側(cè)、分塊，邊挖邊支；豎井采用的開挖順序見圖16所示.

圖16 豎井開挖、支護順序(1、3、5、7為開挖順序，Ⅱ、Ⅳ、Ⅵ為格柵鋼架施工順序)Fig.16 Excavation and support sequence of shaft(1、3、5、7 are excavation sequence, Ⅱ、Ⅳ、Ⅵ are support sequence)

(3)豎井井壁土方分側(cè)、分塊開挖中，每開挖完成一段，在凈空檢查合格后初噴40 mm砼封閉，再掛Φ6.5@150 mm×150 mm鋼筋焊接成的雙層鋼筋網(wǎng)；其后進行格柵鋼架施工并補噴C25混凝土至400 mm.

(4)進行豎井井壁地層固結(jié)注漿.在豎井井壁設(shè)Φ42×3.5，L=3 m的注漿鋼管，每榀格柵鋼架打設(shè)一次，環(huán)向間距0.4 m；在噴砼后立即采用1:1水泥-水玻璃雙液漿進行地層固結(jié)注漿.

(5)豎井開挖至馬頭門位置時，于馬頭門上設(shè)置加強型鋼鋼架，繼續(xù)開挖至橫通道上臺階底部；進行30 cm的素噴C25砼封底后轉(zhuǎn)入橫通道施工.

(6)豎井橫通道施工的關(guān)鍵是馬頭門的施工，根據(jù)數(shù)值模擬分析，該處結(jié)構(gòu)受力復(fù)雜，是施工控制的重點.為確保施工安全，在馬頭門破除前的換撐處置中在橫通道上臺階開挖部分采用I20型鋼設(shè)置臨時支撐，并在進洞后拆除.

(7)進行橫通道頂部超前小導(dǎo)管的施作，采用Φ42×3.5，L=4 m小導(dǎo)管進行超前注漿加固橫通道地層；小導(dǎo)管注漿固結(jié)后破除馬頭門.橫通道開洞后先并行設(shè)置I20型鋼鋼架3榀，噴射砼完成支護.

(8)按環(huán)形開挖預(yù)留核心土方式進行橫通土體開挖及支護，在上臺階推進4.00 m后進行下部臺階的施工；上下臺階并行施工，下臺階推進4.00 m后轉(zhuǎn)而進行豎井剩余部分的施工.

(9)豎井開挖至設(shè)計深度進行永久封底施工，采用間距0.50 m的I20a工字鋼和厚度350 mm網(wǎng)噴C25砼封底；設(shè)置井壁臨時爬梯等輔助施工設(shè)施，完成豎井轉(zhuǎn)橫通道的施工.

3.2 區(qū)間隧道施工安全監(jiān)測

為確保豎井轉(zhuǎn)橫通道的施工安全，在施工過程中對豎井轉(zhuǎn)橫通道并行施工引起的地表沉降和橫通道拱頂沉降進行了跟蹤監(jiān)測.工程豎井及橫通道地表沉降監(jiān)測點布置如圖17所示， 監(jiān)測斷面以5.00 m為間隔，共設(shè)5組.

選取H1系列監(jiān)測點進行分析，圖18給出了地表沉降和橫通道拱頂沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)圖，由圖和現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)的分析可見，對地下水位較低的黃土地層或是降水條件下的黃土地層，施工引起的沉降均較?。痪偷乇沓两盗繑?shù)值而言，受豎井和橫通道施工的影響，地表最大沉降值約為10.00 mm，小于規(guī)范要求的30.00 mm的控制值.對橫通道施工引起的橫通道拱頂?shù)淖冃味?，其沉降最大值出現(xiàn)在馬頭門附近，距離馬頭門距離越遠，拱頂沉降量將隨之減小.但模擬結(jié)果整體上要比實測結(jié)果要小.

圖17 監(jiān)測點布置圖Fig.17 Layout of measuring points

對比分析數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測變形的變化，由圖18可見，施工監(jiān)測結(jié)果與模擬分析中地表沉降最大位置基本一致，且其數(shù)值相差不大；就馬頭門處的變形而言，實際監(jiān)測中馬頭門拱頂向臨空面變形，而模擬結(jié)果為向地表的抬升變形.但就數(shù)值分析和監(jiān)測結(jié)果的數(shù)值對比而言，采用“豎井-橫通并行”施工方案引起的地層以及豎井、橫通道支護結(jié)構(gòu)變形均在15.00 mm之內(nèi)，因此，降水條件下的黃土地層中，如地層穩(wěn)定，采用“豎井-橫通并行”施工的方案經(jīng)濟、可行.

圖18 “豎井-橫通并行”施工地表沉降對比Fig.18 Comparisons of measured and calculated ground surface settlements

4 結(jié)論

以西安市地鐵五號線一期工程中月登閣站～三殿村站區(qū)間隧道豎井轉(zhuǎn)橫通道施工為背景，對少水條件下的黃土地層中豎井轉(zhuǎn)橫通道施工的穩(wěn)定性進行數(shù)值試驗，分析了“豎井-橫通并行”施工方案以及“先豎井后橫通”施工方案引起的地層及豎井、橫通支護結(jié)構(gòu)的變形、受力特點，論文研究可得出如下研究結(jié)論：

(1) 降水條件下黃土地層中采用“豎井-橫通并行”方案和“先豎井后橫通”方案引起的地表沉降基本相同，但“豎井-橫通并行”方案在控制豎井和橫通本身的變形效果上具有明顯的優(yōu)勢，并行方案較“先豎井后橫通”方案時豎井和橫通道的收斂變形減小了約21.91%.

(2) 采用“豎井-橫通并行”施工方案時，橫通道最大收斂位移出現(xiàn)在距馬頭門2倍豎井跨度位置，而“先豎井后橫通”方案橫通道的水平收斂變形最大值出現(xiàn)在馬頭門附近.

(3) 黃土地層中不同豎井轉(zhuǎn)橫通道施工方案施工時，豎井井壁靠近馬頭門位置均將出現(xiàn)局部的應(yīng)力集中，因此是施工加固的重點位置.但就應(yīng)力的數(shù)值而言，“豎井-橫通并行”施工方案中豎井馬頭門附近的大主應(yīng)力較“先豎井后橫通”方案減小了14.38 %，因此并行方案豎井安全系數(shù)較高.

(4) 黃土地層中不同豎井轉(zhuǎn)橫通道施工方案施工時，豎井-橫通道周邊地層中的塑性區(qū)均出現(xiàn)在馬頭門附近，且以馬頭門拱底位置處地層的塑性范圍最大，因此豎井轉(zhuǎn)橫通道施工中需加強橫通道底部地層的加固.

基于數(shù)值模擬試驗的對比分析和跟蹤施工進行的變形監(jiān)測均表明，在穩(wěn)定的黃土地層中采用“豎井-橫通并行”方案經(jīng)濟、可行，因此，在黃土地區(qū)的地鐵暗挖施工中的豎井轉(zhuǎn)橫通道施工，應(yīng)優(yōu)先選用“豎井-橫通道并行”施工方案.