超浅埋地铁车站复合型拱盖设计方法
——以青岛地铁某工程段为例

徐 振 李修浩 陈 新 刘 鹏 姜其琛

(1.青岛市地铁一号线有限公司 山东青岛 266000； 2.山东大学岩土与结构工程研究中心 山东济南 250061)

0 引言

拱盖法被城市地铁隧道暗挖掘进广泛采用。拱盖上部荷载通过拱脚传递至围岩，充分利用围岩进行承载，可有效应对“上软下硬”地层，加快施工速度，但该工法对围岩承载能力有着较高要求。因此，在特殊地层适用性方面存在讨论的空间。以拱盖法为基础，相二衬拱盖法和初支拱盖法相继问世，并在大连、重庆、青岛地铁等工程广泛实践。针对不同拱盖法适用特点及力学机制，众多学者开展了广泛研究。

杨忠年[1]等通过模型试验，研究拱盖法开挖过程地表变形演化规律及围岩应力响应情况；吴学锋[2]通过三维有限元数值模拟，对土岩复合层拱盖法隧道工况开展计算；贾桂宝[3]阐述了拱盖法施工工艺及关键控制点，及其较之其他工法的优劣；华福才[4]等结合青岛地铁工程实践，分析采用逆作拱盖法和顺作双侧壁导坑法的适用特点；牟新伟[5]通过综合数值模拟，对拱盖法隧道在不同工序下的应力场、位移场，以及塑性区的演化过程开展了研究，对比了车站施工过程力学响应机制；针对初支拱盖法，张世杰[6]通过模型试验、现场试验和COMSOL数值模拟，分析初支拱盖法开挖过程围岩受力、围岩变形、地表沉降等参数变化规律，确定不同围岩条件下的极限岩层覆盖厚度；杜子建[7]通过数值理论计算，对比分析了不同施工工序下拱盖法的沉降值；二衬拱盖法方面，王洪昌[8]以牡绥线为研究对象，通过理论分析、现场试验、数值模拟等手段，研究大变形隧道在双层初支法施作时的应用机制；针对新型的双层叠合初支拱盖法，邓昆[9]以重庆轨道交通5号线风西路站为研究对象，通过理论推导和数值模拟，研究双层叠合初支拱盖法结构设计方法、施工技术和监控量测手段。

滨海城市地铁盾构隧道修建过程，常遇极浅埋、围岩条件差、地表变形敏感等问题，暗挖工法设计时需保证拱部围岩具备充足的强度，并产生较小地表位移；工法选择会影响区间盾构过站与车站主体结构修建的时间关系，从而对工期与投资费用产生较大影响。因此，为协调结构强度、地表敏感程度与工期的关系，本研究依托青岛地铁贵州路站，通过方案比选与优化，提出一种双层初支结合二衬拱盖法的复合型拱盖设计方法，并通过计算验证该工法的安全稳定性，拟为国内其他相似工程提供借鉴。

1 工程概况

图1 车站位置示意图

青岛地铁贵州路站，位于团岛二路与贵州路以及明月峡路交叉口之间，临近胶州湾隧道出口匝道，周边建筑密集，交通繁忙(图1)，故设置为地下3层明挖加两层暗挖11m岛式车站。车站主体长138.95m，标准段宽20.3m，总建筑面积11 226m2。明挖段长60m；暗挖段长86.8m，埋深极浅，约5.7m～7.3m。挖段拱顶位于强、中风化岩层，洞身位于中、微风化岩层，采用单柱双跨地下两层单拱直墙结构形式，车站标准段宽度18.5m，总长146.8m。暗挖段上部地层铺设大量市政管线，变形敏感。车站由明挖基坑进入暗挖段施工，受工作面及TBM过站影响，贵州路站工期紧张，如图2所示。

图2 车站及两侧站点工期分析

图3 地质剖面图

2 设计工法比较

2.1 工程难点

该车站开挖跨度大，埋深浅，车站上方管线众多，施工风险大。如何在控制风险的基础上推进施工进度成为该工程难点。为保证施工进度，必须采用拱盖法施工，减少施工步序及内支撑施工。拱盖必须有足够的强度和刚度，控制地表及管线沉降，避免次生灾害风险。

2.2 常规思路

2.2.1双侧壁导坑法

双侧壁导坑法，系在开挖两侧及中部导洞并及时设置初支后，在拱部施作第二层初支，发挥临时二衬的作用进而开展施工作业的工法。具体施工过程如图4所示。

图4 双侧壁导坑法施工过程

该工法技术成熟，但在岩石地层中开挖时，多次爆破对临时支撑产生扰动，易造成初支开裂。在拆撑阶段，工序干扰情况显著，防水质量难以保证。此方案主要缺点是：工程造价高，施工步序多，施工工期长，工期影响TBM过站。

2.2.2二衬拱盖法

二衬拱盖法，系利用下部微风化岩石承载力高的特点进行作业，此方案在青岛、大连以及重庆等城市皆有很多成功案例，是应对上软下硬层状岩的常用设计方案。此方案要求拱脚必须设置在稳定围岩上，拱部二衬模筑完成后，下断面采用台阶法施工，具体施工步骤如图5所示。

图5 二衬拱盖法施工过程

与双侧壁导坑法相比，二衬拱盖法可提高下断面开挖速度，但在地层起伏变化较大或破碎带发育地层中，易发生拱脚不均匀沉降，进而导致衬砌开裂破坏，县拱部二衬与侧墙二衬接口处防水处理困难，混凝土浇筑质量不易保证。若采用此方案，存在以下技术难点：

①拱部围岩埋深较浅，围岩成拱效应差，拆撑风险大。

②拱部二衬施工周期较长，TBM无法实现空推过站，需采用掘进方式通过车站下断面。掘进通过车站对其工期影响严重，同时增加投资。

2.3 复合型拱盖法施工过程

采用双层初支设计可较好解决施工工期与风险之间的矛盾。双层初支协同受力，可保证拱盖具有较大刚度，限制拱部围岩变形，降低施工风险。同时，由于不需临时支撑，下部围岩采用台阶法施工，该工法可极大提高施工效率。其工法具体设计如下：

(1)超前支护及开挖方案设计

该工程针对车站周边环境及施工进度，对不同位置采取了超前大管棚、超前帷幕注浆以及地面注浆方式进行地层加固。通过现场施工情况，采用大管棚超前支护可有效避免隧道塌方事故，在条件允许情况下，应该优先考虑。

但拱部宜采用双侧壁导坑或者环形导坑法施工，不宜采用CD法施工，以确保钢架连接节点在受力较小区段。下部围岩应采用中间拉槽，分层开挖方式施工，各坡面临时坡率不宜过大。边墙预留岩体宽度不宜小于3m，宜采用逐层剥离方式爆破施工，减少对围岩扰动。

(2)拱脚设计

拱脚基础梁施工前应该进行验槽，并对不良地质进行加固处理，清理虚渣，避免产生附加沉降，造成两层初支难以协同受力。拱脚基础梁应预埋钢筋，与侧墙支护钢筋连接。第一层初支宜在拱脚一定范围设置连接筋，保证两层初支协同受力。拱脚以下5m范围应采用控制爆破方案，减少爆破对围岩扰动；每次开挖一层锚杆间距围岩，及时进行锚喷支护，并在拱脚设置锁脚锚杆。

(3)侧墙支护设计

采取有效措施控制侧墙超挖或增加钢架支护。下台阶宜采用中间拉槽、分层开挖方式施工，减少爆破对侧墙影响。侧墙设置系统锚杆。

(4)临时支撑拆除

第二层初支宜设置在中隔壁之间，避免拆撑工况风险，中隔壁在二层初支喷射混凝土强度达到设计强度时方可拆除。拆除宜分段试拆，并加强监测，及时反馈监测结果，根据监测数据对初支安全性进行研判。

因此，该方案采用复合型拱盖设计方法，设置两层初支保证拱顶的刚度及稳定性，减少对地面产生的敏感性变形；二衬的施做，为隧道使用阶段提供足够的强度储备；拱下土体利用台阶法施工，同时又缩短了建设工期，保证盾构机可空推过站，节约了成本。浅埋暗挖隧道严格按照“管超前，严注浆；弱爆破；短进尺，强支护；早封闭，勤量测”原则进行设计与施工。

复合型拱盖法施工步序(图6)：

图6 复合型拱盖法施工步骤

(1)施工超前支护，采用双侧壁导坑法开挖上断面左右侧岩体；

(2)开挖上断面中部岩体，架立格栅拱架、临时支护，施工初期支护；

(3)拱部施作第二层初期支护，分段拆除临时支撑，并架立临时中立柱；

(4)拆除拱部第二层初支中立柱，施工拱部二衬结构；

(5)采用台阶法分步开挖下半断面岩体，施工边墙锚喷支护；

(6)待底板边墙完成后，施工下半断面二衬结构，保证盾构得以空推过站。

3 复合型拱盖衬砌承载力计算

3.1 计算准则

复合型拱盖衬砌承载力计算采用以下计算准则：

(1)对于荷载-结构模型，考虑地层抗力对衬砌变形的约束作用。

(2)复合式衬砌的初期支护作为施工阶段的主要承载结构，其设计参数采用工程类比法确定。

(3)考虑长期使用过程，外部荷载向二次衬砌转移；采用荷载-结构模式进行简算。

(4)复合式衬砌的初期支护+二次衬砌的结构体系，应能满足结构在最不利状况下受力要求。

3.2 计算参数

围岩主要物理力学参数及支护结构力学参数取值如表1～表2所示。

表1 围岩物理力学参数

表2 支护结构力学参数

3.3 计算模型

暗挖段拱部初支承载力计算(图7)采用Ansys14.0软件进行受力及位移分析，两层初支均采用beam单元，并采用受压弹簧连接模拟两层初支间接触，考虑两层初支协同受力。第一层初支外部设置受压弹簧以模拟围岩与第一层初支间的相互约束，从而反映围岩与结构的相互作用。计算内容为施工阶段不考虑水压力，考虑初支承受全部荷载，拱脚按中风化花岗岩考虑。

图7 初支承载力计算简图

洞室二衬结构承载力计算，采用Ansys14.0软件进行受力及位移分析，结构外部设受压弹簧模拟围岩与结构间的相互约束，反映围岩与结构的相互作用。由于洞室开挖前已做好降排水及注浆加固工作，且车站采用全包防水结构，因此施工阶段不考虑水压力、内部结构荷载；使用阶段考虑部分地下水长期作用下加固区易产生缺陷，以及结构-围岩长期下可能产生的结构开裂，因此使用阶段考虑水压力及部分内部结构荷载作用，取最不利组合计算。两种情形下，车站洞室二衬结构的计算简图如图8～图9所示。

图8 施工阶段计算简图

图9 使用阶段计算简图

3.4 拱部初支承载力计算

选取最不利荷载组合情况下最不利位置进行内力计算，如图10所示。由图10可见拱顶部位处出现最大正弯矩，为89kN·m，而在拱部两侧，导坑边墙附近出现最大负弯矩，大小为49kN·m。反弯点位于开挖设置的临时支撑处。在该支撑作用下，为拱结构提供了支座效应，限制了两极值弯矩的大小，因此可以证明两侧临时支撑的设置合理且必要。两层初支协同效应下外层初支最大轴力为2290kN，位于两端支座处，而拱顶处的轴力为1370kN。因此，据内力分析结构，选用配筋2φ25，符合承载力要求。

图10 第一层初支基本组合弯矩及轴力图

双层初支协同效应下，内层初支内力分布情况如图11所示。此时，内层衬砌内力分布规律与外层初支相同，最大正弯矩位于拱顶处，为17kN·m，呈现最大弯矩区效应分布，导洞边墙处最大负弯矩值9.4kN·m。内层初支最大轴力为1390 kN，最小轴力为1360 kN，差距较小，基本可看做轴力沿拱轴线呈均匀分布。与外层初支相比，内层初支在施工期荷载作用下内力状况仅为前者的19%，因此证明在相同的材料参数下，内层可作为优秀的强度储备以发挥作用，并且内层由于应力分布较为均匀，较好地避免了衬砌裂缝产生，保证了双层支护结构较强的完整性。

图11 第二层初支基本组合弯矩及轴力图

3.5 拱部初支位移演算

针对拱部初支结构变形，两层初支可实现良好的协调变形，计算过程两层衬砌紧密贴合，并未产生大小不均间隙。最大位移发生在拱部，大小为50mm，小于一般暗挖车站拱顶下沉控制值100mm，因此，双层初支结构在施工阶段能较好地满足承载及刚度要求，结构变形如图12所示。

图12 拱部初支结构变形图

3.6 洞室二衬结构承载力计算

3.6.1施工阶段

施工阶段基本组合下弯矩及轴力图如图13～图14所示。弯矩方面，拱部最大正弯矩仍然出现在拱顶处，为306kN·m，但并非拱部弯矩最大值。最大弯矩值出现在拱盖与边墙连接处，为-744kN·m，且接近拱脚处，其因在于较大剪力作用，弯矩近似呈线性分布。边墙部位处，最大正弯矩发生在大约一半高度处，其值约220kN·m。底板部位约3/5截面上弯矩为0，但在边墙与底板连接部位处弯矩突然增加至约-330kN·m。轴力方面，拱部轴力值在各结构中最大，轴力由拱顶2340kN变化至拱脚处的1760kN。边墙处与底板处内力分布近似呈均匀分布，分别约1500kN与1300kN。

图13 施工阶段基本组合弯矩及轴力图

图14 施工阶段准永久组合弯矩及轴力图

准永久组合下弯矩及轴力图分布与基本组合下趋势基本相同，差距基本仅为数值方面，如图14所示：拱部最大弯矩203kN·m，拱脚处最大弯矩为-484kN·m，边墙最大弯矩约150kN·m，边墙-底板连接处最大弯矩-330kN·m。轴力方面，拱脚处轴力为1510kN，边墙及底板轴力分别约95kN与81kN。

由内力变化情况可知，边墙拱脚处及拱部与边墙连接处均产生大量内力，因此在该两处应当增大配筋量，或采取必要的加固措施保证连接部位强度，如在拱部导洞外侧打设砂浆锚杆与锁脚锚杆加固大拱脚处围岩，导洞连通后设置冠梁，以提高整体稳定性。

3.6.2服役阶段

服役阶段基本组合下，弯矩及轴力图如图15所示。与施工阶段相比，由于考虑水压力作用，其内力分布出现明显的差异，且数值上均比之前有较大的提高。

弯矩方面，拱脚处仍产生最大弯矩值，其值约为800kN·m，与施工阶段相差不大，但拱部大部分区域的弯矩值均小于100kN·m，与整个断面弯矩分布寥寥无几。由于侧向水压力作用点，使得拱部及边墙上的反弯点均向底部移动。边墙上最大弯矩值约为640kN·m，约为施工期3倍，分布在墙高的2/5高度处。底板部位处内力变化剧烈，其最大正弯矩为1120kN·m，最大负弯矩位于与边墙连接处，其值约为-2000kN·m，全段面最大弯矩分布在边墙-工地连接处，为-2310kN·m，体量巨大，与施工阶段相比，增加了6倍，因此应当特别注意底板处防突水能力。

轴力方面，拱部轴力在2760kN～3200kN范围内变化，边墙与拱底处大致均呈现均匀分布，分别约为2900kN与3600kN，分别为施工期的2～3倍，因此应特别注意施工期的结构承载能力。同时，边墙反弯点部位处出现了轴力突变，该变化表明，此处由拱部传递的荷载及水压力作用产生的弯矩大小相等。

使用阶段准永久组合下弯矩及轴力图如图16所示，其变化规律与基本组合基本一致，仅存在数值上差距，因此不再赘述。

图15 服役阶段基本组合弯矩及轴力图

图16 服役阶段准永久组合弯矩及轴力图

由内力变化情况可知，为了满足结构承载要求，全断面设置的二次衬砌是必要的。总的来看，其为拱部提供了充足的强度储备，也作为边墙与底板的主要承载结构，保证车站洞室的强度与稳定性。因此，结构全断面二衬结构的配筋设计也是十分重要环节。

经过各个工况的计算对比分析，取最不利工况及组合控制构件配筋及裂缝宽度，计算结果汇总见表3。

表3 计算结果汇总表

3.6.3洞室二衬结构位移验算

图17 施工及使用阶段位移图

针对洞室二衬结构，考虑荷载长期作用影响，施工阶段拱顶处产生最大挠度值，大小为8mm(图17)，小于允许值45mm(18000/400)的规范要求，使用阶段底板中部产生最大挠度值，为23mm，小于允许值45mm(18000/400)，同样满足规范要求。因此，从结构内力变化及刚度变化来看，该方案双层初支+全断面二衬的结构形式满足要求，但应特别注意在构件连接处强化构造措施，及时加固。

3.7 施工验证

设计付诸实施后，TBM如期过站，经洞内收敛值实测，最大变形量小于20mm，结构强度安全可靠，无渗漏水情况发生，且优化方案对比原设计方案最大可减少投资230余万元，为贵州路站节省工期3～5个月，表明了超浅埋大跨度隧道采用双层衬砌+二衬组合型拱盖法施工，可以满足施工及使用过程的强度及变形要求，并使TBM区间施工和车站施工避免干扰，取得良好的经济及工期效益。

4 结论

(1)经计算分析及工程实践，超浅埋大跨度隧道采用双层衬砌+二衬组合型拱盖法施工，可以满足施工及使用过程的强度及变形要求；优化方案较对比原设计方案最大可减少投资230余万元，为贵州路站节省工期3～5个月，使TBM区间施工和车站施工基本上不相互干扰，取得良好的经济及工期效益。

(2)内层衬砌施作不仅可与外层衬砌共同作用，提高拱盖的承载能力，同时可以较好地将拱盖应力进行较为均匀分散，避免集中应力区的形成，有效地减少了衬砌裂缝产生，保证了双层支护结构较强的完整性。

(3)由内力分析可知，复合型拱盖法施作时，拱脚处以及边墙与底板连接处容易产生较大内力，因此应特别注意相应部位的加固，如设置大拱脚，设置拉筋锚索，加密连接钢筋的设置等其他构造措施。

(4)拱部临时支撑及边墙锚杆的设计，均分别显著改善拱部、边墙的应力及变形状况，因此相关结构的设计应当合理可行。