盾構隧道基礎上修建三連拱地鐵車站結構參數研究
摘 要: 以廣州地鐵3 號線林和西路站為工程背景,采用有限元法數值模擬分析手段對在單線區間盾構隧道的基礎上,采用礦山法直接擴挖單層三連拱地鐵車站進行了研究,得出了主體結構的參數和整個施工過程結構的內力、變形和位移分布與大小,為今后實際工程的設計和施工提供有價值的參考。
關鍵詞: 地鐵車站; 盾構隧道; 結構參數; 有限元法
國外許多城市不僅用盾構法修建地鐵區間隧道, 還用盾構法修建地鐵車站等特殊斷面結構。直接采用盾構法或配合盾構法修建地鐵車站等特殊斷面結構已成為世界各國地下鐵道施工的最新技術前沿之一[ 1～3 ] 。
目前由于我國設備能力及設計施工技術經驗不足,僅在區間隧道的修建時采用盾構法,而車站及特殊斷面的隧道尚未采用。一般為了給盾構機提供場地, 在區間隧道修建前必須先修建區間隧道兩端的地鐵車站,并且相鄰的區間隧道不能連續修建,這無疑限制了盾構法的大規模采用。為尋求盾構法在城市地鐵工程中大規模應用的突破口,結合我國實情,作者以廣州地鐵3 號線林和西路站為工程背景,在國內首次對在區間盾構隧道的基礎上修建地鐵車站的方案進行了研究[ 4 ] ,列出了兩連拱島式站臺車站、四條平行隧道島式站臺車站、四條平行隧道側式站臺車站、三條平行隧道島式站臺車站和三連拱島式站臺車站等基本方案形式,本文采用有限元法模擬手段就最具可能性的區間隧道基礎上修建三連拱島式站臺地鐵車站的方案進行了研究。
1 三連拱地鐵車站方案概況
1. 1 車站基本情況
林和西路站位于天河北路與林和西路交叉口,呈南北向。車站周圍超高層建筑較多,道路較窄,交通繁忙;站兩側建筑物距離較近,站位東、西向調整幅度非常有限;站位所處位置兩旁建筑物的地下室已超出道路規劃紅線,造成出入口及風亭的布置困難;客流量較小;地下管線密集。
本站地形平坦,為珠江一級階地,第四系覆蓋層以人工堆積、沖洪積、殘積為主,厚5. 1～14. 5 m , 局部可見淤泥質土和細砂透鏡體。強風化巖面埋深5. 1～ 14. 5 m 。地質構造簡單,未發現有斷層通過。部分地段有砂層孔隙水, 及風化巖裂隙水,穩定地下水位埋深1. 90～5. 70 m 。
1. 2 設計原則和技術標準
根據《廣州市軌道交通3 號線工程總體策劃綱要(討論稿) 》中的車站施工方法及綜合情況一覽表,林和西路站為3 級車站、客流4 365 人/h、線路軌面埋深15 ～20 m 、島式站臺、站臺寬8 m 、線間距13. 2 m 、施工方法為盾構過站后采用礦山法擴挖。林和西路地鐵車站的主要技術標準以《地下鐵道設計規范》( GB50157 -92) 為準。
1. 3 車站結構型式
根據對林和西路站的具體情況分析,結合現階段國內施工裝備和能力,提出車站為單層三連拱島式站臺車站,站廳設在地面或兩端地下,站臺兩端可設輔助用房,站臺與站廳之間由樓梯和自動扶梯連接(車站斷面圖見圖1) 的車站結構型式。
2 有限元數值模擬
采用兩種平面應變數值模擬方法對在區間盾構隧道基礎上采用礦山法擴挖的單層三連拱島式站臺地鐵車站進行數值模擬研究。首先采用荷載2結構模式對三連拱島式站臺地鐵車站在不同埋深條件下最終主體結構的高跨比和厚度進行研究;再采用考慮施工效應的數值模擬方法對車站的整個施工過程進行模擬,對施工中的臨時支護和主體結構的適應性進行研究。
2. 1 荷載2結構模式
2. 1. 1 基本假設和計算模式
荷載2結構模式的基本假設為:主體結構為小變形彈性梁,將主體結構離散為足夠多個等厚度直梁單元; 用布置于全周各節點上的彈簧單元來模擬圍巖與結構的相互作用;彈簧單元不承受拉力,受拉力的彈簧自動脫落;拱底作用相同的豎向反力來平衡地面荷載、土壓、水壓及結構的自重。具體計算模式如圖2 所示。
2. 1. 2 計算參數和模型本次采用ANSYS 軟件梁單元(BEAM 3) 模擬主體結構,彈簧單元(COMBIN 14) 模擬彈簧,將所有的荷載換算為等效節點荷載加到每個節點上。在每個節點上都加上徑向的彈簧,彈簧的剛度為同一點處地層的彈性抗力系數,通過反復計算確定彈簧的有無。總共劃分了128 個梁單元和28 個彈簧單元。巖土體計算參數以實際的地質勘測資料為準,主體結構盾構隧道管片為C50 混凝土,但根據管片的接頭效應和剛度等效原理,將其彈模折減到原值的0. 75[5] ,其他結構取C30 混凝土的參數。計算采用水土合算的形式,荷載取值如下:巖土體的容重為20 kN/m3,鋼筋混凝土的容重為25 kN/立方米,地面活載為20 kN/平方米,水平壓力用豎向荷載乘以側壓力系數0. 538(地質資料) 。地層的彈性抗力為16 MPa/m , 有限元模型網格、約束和荷載見圖3。
2. 1. 3 計算情況
根據荷載2結構模式的基本假設,本次計算取車站主體結構的最不利受荷情況即可能的最大埋深:軌面埋深21. 5 m 模擬計算。站廳取3 種不同的凈高,分別為5. 5 m 、6. 0 m 和6. 5 m ; 每種站廳凈高下主體結構取3 種不同的厚度,分別為0. 4 m 、0. 5 m 和0. 6 m 。
2. 1. 4 計算結果和分析
每一種情況的計算結果包括結構的變形、彎矩、軸6. 5 m , 主體結構厚度0. 5 m 為例,將部分計算結果如力和剪力。將部分計算結果由表1 列出,以站廳凈高圖4～ 圖6 列出。
表1 主體結構最大彎矩及相應的軸力
從以上計算結果分析:
(1) 隨著站廳凈高的增加,拱頂、仰拱和盾構管片的最大彎矩都明顯減小,拱頂處最大減小了80 %(從328 kN·m 減小到59 kN·m) ;雖然相應的軸力也有所減小,但減小的百分比很小,最大只有6 %(從1 080 kN 減小到1 022 kN) ,對于混凝土材料而言,這樣的內力變化是有利的,故在考慮站廳凈高時,在條件允許的情況下,應盡量增加站廳的凈高。
(2) 兩側立柱彎矩的變化情況是先由小增大再由大減小(從274 kN·m 增大到303 kN·m , 再從303 kN ·m 減小到297 kN·m) ,而相應的軸力減小卻不太明顯,最大只有6 %(從2 373 kN 減小到2 221 kN) ,說明對立柱而言,并非站廳的凈高越高越好,而是有一個合理的高度。
(3) 在相同站廳凈高條件下,拱頂和仰拱的彎矩隨主體結構厚度增加的變化情況是先由大減小再由小增大(以站廳凈高6. 5 m , 拱頂的彎矩變化為例,先從101 kN·m 減小到59 kN ·m , 再從59 kN ·m 增大到141 kN·m) ,相應的軸力變化情況是先由小增大再由大減小(從1 160 kN 增大到1 181 kN , 再從1 181 kN 減小到1 140 kN) ,但兩側立柱和盾構管片的內力變化幅度較小(最大不超過10 %),故在考慮主體結構厚度時,在滿足材料要求的前提下,應選擇合理的主體結構厚度。
(4) 從盾構管片的內力分布來看,三連拱島式站臺車站結構盾構管片的內力,與相應的盾構區間隧道管片內力分布在相同的量級上,說明采用這種方法沒有給盾構管片增加太大的附加內力,并且更重要的是管片不需要作任何特殊處理,采用普通的盾構管片就可以滿足結構要求。
綜上分析,對盾構法隧道基礎上擴挖的三連拱島式站臺車站,在軌面埋深為21. 5 m 時主體結構參數的合理取值如下:站廳凈高6. 5 m , 主體結構厚度0. 5 m , 管片部分采用普通盾構管片。主體結構混凝土各部分的應力分布情況如表2 所示。從表上可看出,盾構隧道管片主體結構厚度為0. 3 m 的C50 鋼筋混凝土平板型、通過內外兩側配鋼筋后(比如,鋼筋凈保護層厚為50 mm , As = 1 018 平方毫米) 能夠滿足結構的長期安全性要求。再次說明此種結構形式的管片主體結構本身是可行的。其他部位采用0. 5 m 厚的C30 鋼筋混凝土也能滿足結構的長期安全性要求。
表2 結構各部分應力分布情況表
2. 2 考慮施工效應的有限元數值模擬
2. 2. 1 計算模型和參數為了考察軌面埋深21. 5 m 、主體結構站廳凈高6. 5 m 、厚0. 5 m 、普通盾構管片和臨時支護在整個施工過程中的可行性與安全性,進行了考慮施工效應的有限元數值模擬。采用ANSYS 程序的平面應變方法、Drucker2Prager (D2P) 材料、單元“ 生(alive) ”與“ 死(kill) ”的處理功能和隧道開挖等效釋放載荷的概念[6 ] 進行模擬,對在盾構法隧道基礎上擴挖的三連拱島式站臺地鐵車站整個施工過程進行了數值模擬。使用等參四邊形單元(PLAN E 42) 模擬巖土體, 梁單元(BEAM 3) 模擬主體結構。計算邊界為:左右取1. 5 倍三連拱隧道跨度,下邊界取1 倍三連拱洞室高,上邊界取至地面;最終計算邊界為高35 m , 寬77 m ; 軌面埋深為-21. 5 m 。整個模型總共劃分成2 639 個單元, 有限元網格劃分如圖7 所示。同荷載2結構模式,將其彈模折減到原值的0. 75 , 其他結構取C30 混凝土的參數,加固區巖體和超前支護根據等效加固原理采用將圍巖參數提高的方法進行模擬。物理力學參數見表3 。
2. 2. 2 施工過程的模擬
施工方法為先用盾構機修建兩條平行的盾構區間隧道,再采用CRD 法擴挖,最終修成單層三連拱車站。施工步驟(見圖8) 為:修建盾構隧道左洞1 →修建盾構隧道右洞2 →修建左立柱3 → 對4 的外周地層進行加固改良及超前支護→開挖左上部4 并做初期支護→修建右立柱5 →對6 的外周地層進行加固改良及超前支護→開挖右上部6 并做初期支護→開挖左下部7 并做初期支護→開挖右下部8 并做初期支護→拆除7 、8 部分的盾構管片→修筑主體結構。
在開挖4 、6 、7 和8 步時,使用鋼支撐和噴射混凝土進行支護,鋼支撐用14 號工字鋼,噴射混凝土用C20 , 厚25 cm 。計算參數取值以《地下鐵道設計規范》( GB50157 -92) 為準。
2. 2. 3 計算結果和分析每一施工步的結果包括土層的應力、位移和結構的變形、彎矩、軸力、剪力。以彎矩為例,將其中幾步的最大最小內力值(以結構的彎矩和軸力為例) 見表4 。模擬結果以圖表示,見圖9～ 圖11 。每步模擬計算的
表4 結構內力隨開挖變化情況表
最大彎矩為293. 9 kN·m , 和第7 步結構的最大彎矩為-340. 9 kN·m) ,結構的內力值遠遠小于荷載2結構模式的內力值。而這些個別較大值產生的原因是應力集中或局部應力分布不均造成的,這些可以在施工過程中選擇恰當的臨時支護措施,確定合理的支護參數得以解決。故從總體上講,軌面埋深21. 5 m , 主體結構站廳凈高6. 5 m , 主體結構厚度0. 5 m , 普通盾構管片的結構在整個施工過程中主體結構和臨時支護是安全的,建議的設計參數能夠滿足施工階段對結構提出的要求。
3 結論
通過本文的數值模擬分析,可以得出如下結論:
(1) 根據目前我國地下鐵道修建技術的現狀,在盾構法隧道基礎上擴挖地鐵車站的思路是完全可行的,這不但可以使盾構法在城市地鐵工程中大規模的應用,還可以較大幅度地降低工程的造價,進一步提高地鐵工程的建設質量,縮短建設周期。
(2) 目前我國的地鐵車站的軌面埋深一般在10～ 25 m 之間,通過林和西路站為主要工程對象較大埋深(軌面埋深21. 5 m) 的模擬計算,只要選用適當的車站主體結構參數,采用普通盾構管片,整個車站主體結構能夠滿足承載能力極限狀態和正常使用極限狀態的要求。
(3) 在整個施工過程中,只要選擇恰當的臨時支護措施,確定合理的支護參數,應力集中或局部應力分布不均造成的局部應力增大問題可以解決。
(4) 在三連拱地鐵車站擴挖時,雖然盾構隧道的
從模擬結果可知,除個別施工步外(第4 步結構的內力有所增大,但在管片的設計時,不需要作任何特殊處理。雖然在結構上滿足承載能力極限狀態和正常使用極限狀態的要求,在施工過程中是可行的,但是在一些細部方面,如盾構管片在無損條件下的拆裝及再利用, 結構雁型部的防水和施工過程對周圍環境的影響等問題還需要做進一步的研究。
參考文獻:
[1 ]地盤工? 仝. ?ψ ?? の調 [ M ]. 東京: 鹿島出版仝, 1997.
[2 ] 地盤工? 仝. ?ψ ????? ? の新技術[ M ]. 東京: 鹿島出版仝,1997.
[3 ] 李圍,何川,李志南,等. 地鐵車站盾構法綜合技術在我國的應用前景探討[ A ]. 見:中國土木工程學會地下工程分會地下鐵道專業委員會編. 中國土木工程學會地下工程分會地下鐵道專業委員會第十四屆年會論文集[ C ]. 北京: 中國科學技術出版社,2001. 337.
[4 ] 何川,李圍,張志強,等. 結合盾構法修建地鐵車站的方案研究[J ]. 現代隧道技術,2002 ,(增刊) : 64.
[5 ] 何川. ?ψ ????? ? 縦? 方向の地震に関する研究[D]. 東京:早稲田大學, 1999.
[6 ] 潘昌實. 隧道力學數值方法[ M ]. 北京:中國鐵道出版社, 1995.
