引用本文
徐冲. 巨厚砂卵层中钢格构柱-桩基顶托下超大深竖井逆作设计与建造方案探讨[J]. 北京交通大学学报, 2020,44(3): 109-117.
XU Chong. Discussion on top-down construction design of ultra-large and ultra-deep shaft using steel lattice columns-pile foundation in sandy cobble stratum with mega-thickness[J]. JOURNAL OF BEIJING JIAOTONG UNIVERSITY, 2020,44(3): 109-117.
Doi:10.11860/j.issn.1673-0291.20190081  
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巨厚砂卵层中钢格构柱-桩基顶托下超大深竖井逆作设计与建造方案探讨
徐冲1,2
1.中铁第一勘察设计院集团有限公司, 西安 710043
2.陕西省铁道及地下交通工程重点实验室(中铁一院), 西安 710043

第一作者:徐冲(1984—),男,陕西临潼人,正高级工程师,博士.研究方向为岩土工程中的计算智能与数值分析.email:14319984@qq.com.

收稿日期: 2019-07-30
基金: 国家自然科学基金(51378052); 陕西省重点科技创新团队计划项目(2015KCT-01)
摘要

针对兰州地铁一号线穿越黄河区间竖井面临三高(高水压、高渗透、高强度)、三大(大冲刷、大孔隙、大卵石)的特殊工程地质,为解决竖井施工面临的深大降水、复合墙体全包防水、结构内力分配及体系转换等问题,对大断面、大深度竖井逆作采用钢格构柱-桩基顶托、冠梁倒挂结合的变截面内衬-连续墙全包防水复合墙体全新设计方法,构筑了深大竖井永临结合支护体系,重点解决多道连续墙悬挂止水、结构全包防水、逆作顶托下结构安全等技术难题.结果表明:在黄河岸滩构建深大竖井,采用“内外墙组合的悬挂式止水帷幕+井点降水+基底注浆”加固及围护体系,可很好地实现降水、堵水功能;同时冠梁倒挂结合临时格构柱顶托方式下的“梁墙逆作、立柱顺作”方案实现了主体结构及其内力体系优化,保障了施工安全.

关键词: 深大竖井; 巨厚砂卵石; 钢格构柱-桩基; 逆作法
中图分类号:U453.4 文献标志码:A 文章编号:1673-0291(2020)03-0109-09
Discussion on top-down construction design of ultra-large and ultra-deep shaft using steel lattice columns-pile foundation in sandy cobble stratum with mega-thickness
XU Chong1,2
1. China Railway First Survey and Design Institute Group Co., Ltd.,Xi'an 710043,China
2. Shaanxi Railway and Underground Traffic Engineering Key Laboratory (FSDI),Xi'an 710043,China
Fund:National Natural Science Foundation of China (51378052); Key Science and Technology Innovation Team Plan of Shaanxi Province(2015KCT-01)
Abstract

Due to the geological characteristics of high water press, high permeability, high intensity, deep erosion, macropore, large-diameter cobble gravel in the tunnel of Lanzhou Metro Line 1 under crossing the Yellow River, the construction of shaft is confronted with several difficulties such as deep and large drainage, fully-covered water proofing of composite wall, internal force distribution and system transformation. Therefore, a top-down construction design of ultra-large and ultra-deep shaft is conducted using the steel lattice columns-pile foundation combined with upside-down top beam, optimizing the beam with variable sections and fully-covered waterpro of ing diaphragm composite wall. The temporary support system of deep and large shift is estab lished. It could solve the difficulties such as suspended water shutoff of diaphragm wall, fully-covered waterproofing and structural safety under top-down support. The results show that to build deep and large shaft beside the Yellow River, the reinforcement and support system combining “suspended waterproof curtain combining interior and exterior wall, dewatering at well point and foundation grouting” contributes to the drainage and water shutoff; temporary lattice columns-pile foundation combined with upside-down top beam, which can be seen as “top-down beam mixed with down-top column”, is used to achieve the optimization of main structure and internal force system, which ensures construction safety.

Keyword: deep and large shaft; sand gravel with mega-thickness; steel lattice columns-pile foundation; top-down construction

受车站接线条件、用地拆迁、工程筹划、平纵线位等综合因素影响, 地铁区间往往需要设置中央竖井, 用以实现区间通风、防灾救援及盾构机接收调出等功能[1].尤其在穿江越河长大区间建设中, 竖井选址、结构体系、施工组织的合理性, 直接制约上述功能需求的实现度.当中央竖井置于黄河岸滩此类复杂河道及水域环境时, 其结构安全、防水密闭、工法合理、规模适度、运营安全将对设计与施工提出较大的挑战.

目前, 针对深大竖井选址、工法比选、建筑布局、结构优化等方面的研究论述已多有报道.徐玉峰等[2]从工程地质角度详述了在软弱、上软下硬、硬质岩等不同地层中竖井的围护及结构形式比选和工艺控制, 但围护结构为传统的旋喷桩止水形式, 未涉及新式围护结构形式且竖井开挖深度较浅; 翟可[3]从行车追踪、防灾救援角度对上海地铁7号线南浦-耀华路下穿黄浦江区间竖井开展了选址优化, 基于环控通风影响将竖井置于区间隧道长度1/2处; 符志远等[4, 5]介绍了在南水北调中线穿黄隧洞工程中, 为满足盾构机始发与中继要求, 建设挖深为50.5 m的圆形断面(直径15.2 m)竖井, 并采用逆作法施工.该水利竖井虽然开挖深度较深, 但圆形断面不适宜轨道交通竖井建筑功能布局的需求, 存在浪费建筑空间且增加土建造价的缺点; Le等[6]采用离心试验与现场监测试验对比, 对圆形通风竖井开挖过程中引起的地表变形提出经验公式, 该公式仅适用于黏土地层的变形计算与预测, 不能直接用于砂卵石地层中竖井地表沉降量的计算分析; 沈林冲[7]介绍了杭州地铁1号线滨江-富春路区间采用泥水盾构一次性穿越钱塘江底, 在江岸两侧分别设置骑跨正线上的江南、江北两处深约35 m的中央竖井, 并应用了变截面复合墙设计理念建造, 发现变截面设计对于改善结构体系受力及节省投资具有一定优势.彭长胜[8]介绍了武汉地铁4号线拦江路-复兴路盾构区间建设中, 根据区间平面展线条件、地表建构筑物及工期等控制因素, 对整体跨坐正线和两线中间分别设置不同规模竖井进行了方案对比, 提出跨坐式中央竖井在防灾救援、节点防水、通风效果等方面具有显著优势, 主体结构采用600~800 mm厚中墙并配合11道加强腰梁形式.整体而言, 该结构设计过于保守, 整体刚度过大; Walton等[9]基于非连续变形二维差分数值模型, 研究了叶片状岩层中圆形和椭圆形两种几何断面对竖井周边应力及衬砌受力状态的影响, 发现竖井断面形式与其结构力学行为之间的紧密关联; Dias等[10]采用三维有限元研究了80 m× 40 m× 20 m异形车站竖井在顺筑时, 不同竖向开挖深度工况下竖井的稳定性变化规律, 但未与逆作法开展对比研究, 方案比选存在局限性.因此当建井规模在平面和竖向两个维度均较大且伴随复杂的内外部制约条件时, 竖井开挖支护体系将表现出一个难度自增值系统特征, 需在施工时间、应力空间、结构安全、建筑功能上进行协调和平衡, 优化设计.

本文作者以地铁首次下穿黄河区间附属竖井为建设背景, 从竖井选址、工法比选、结构设计等方面浅析, 提出采用“ 内外墙组合的悬挂式止水帷幕+井点降水+基底注浆” 的加固及围护体系、冠梁倒挂结合临时格构柱顶托的“ 梁墙逆作、立柱顺作” 的主体结构体系, 很好地解决了岸滩深竖井逆作中的降水、堵水、主体结构内力体系优化问题, 保障了施工安全.

1 工程概况
1.1 线位条件

兰州地铁1号线一期工程奥体中心-世纪大道盾构区间, 由奥体中心站出站后采用单洞双线同侧并行向黄河上游绕避深安大桥并下穿黄河, 接着沿银安路下方敷设到达世纪大道站.受接线条件控制, 区间总长2 033 m, 其中, 下穿黄河段长度约317 m, 纵面埋深约36 m.考虑区间通风、防灾救援、盾构接收功能, 在黄河漫滩区设一座中央竖井, 位于七里河断陷盆地巨厚状强透水砂卵石地层中, 平面尺寸33.4 m× 20.4 m, 平面距离渠化黄河岸堤约80 m, 井深约45.5 m, 现场竖井施工布置于深安道桥匝道内, 见图1所示.

图1 竖井平面布置Fig.1 Plane layout of shaft

1.2 工程及水文地质条件

竖井位于兰州七里河盆地拗陷部位, 场地自上而下分别为第四系全新统杂填土、黄土状土、中砂、2-10卵石、第四系下更新统的3-11卵石.其中, 2-10和3-11卵石层石英平均含量86.92%, 饱和单轴抗压强度59~90 MPa, 中粗砂充填.一般粒径20~60 mm, 最大粒径500 mm.

地下水主要赋存于卵石层, 水位埋深为8.40~14.73 m, 含水层(潜水层)最大厚度可达316 m, 属断陷盆地松散岩类孔隙潜水, 综合渗透系数62 m/d, 为强透水地层, 卵石颗粒直径分布占比及分层渗透系数如表1所示.

表1 卵石颗粒直径分布占比及渗透系数 Tab.1 Particle diameter distribution ration and permeability coefficient of sand gravel
2 竖井设计难点
2.1 竖井选址

结构布置满足建筑功能是土建设计中需要考量的首要原则.竖井选址主要涉及环控通风、防灾救援及盾构始发(接收)的功能要求, 同时需要考虑竖井与区间的相对关系及建设难度, 达到优化设计、安全施工、节约投资的目的.黄河岸滩竖井选址多因素影响分析如表2所示.

表2 竖井选址影响因素分析 Tab.2 Influencing factors analysis of shaft location

由表2中各影响因素对比分析可知, 横跨方案中, 盾构穿越竖井后仅需拆除井内管片, 无多余工程.侧挂方案中, 需增设大量风道及横通道并进行管片开孔, 运营通风和火灾排烟效果差、工程代价大、风险高.骑跨左右线方案中, 亦需增设横通道及开孔, 结构整体性及防水性能受到影响.

总体上, 整体横跨正线方案在通风效果、防灾疏散、施工风险、工程造价上均具有明显优势, 可很好地兼容各项功能需求, 实现了与地上建筑布局、开发协调的目的.结合区间正线平、纵敷设受黄河河道局部冲刷的影响[11], 最终将竖井置于东北象限深安大桥匝道内绿化带.

2.2 竖井地层预加固及降水

2.2.1 地层预加固及施工组织

为控制竖井内外深厚潜水层的水利联系, 采用“ 悬挂式止水帷幕+井点降水+基底注浆” 的地层预加固及止水体系.具体为在素墙和钢筋混凝土墙间采用袖阀管加固形成端头加固体, 为盾构接收预备条件.后续开挖时, 两墙间和井内同步抽水并在开挖至地下三层底板时, 对坑底以下10 m范围内土体采用袖阀管注浆止水, 即“ 先封底, 后通过” , 竖井施工组织示意如图2所示.

图2 竖井施工组织示意Fig.2 Construction organization diagram of shaft

在图2中, A代表钢混连续墙; B代表素混凝土墙; C代表素墙外降水; D代表盾构端头加固; E代表墙间及坑内降水; F代表井内回填; G代表井内注水; H代表盾构进井.

2.2.2 最小降水深度计算

基坑突涌稳定安全系数F为[12]

F=γs·Dγw·hw(1)

式中:F≥ 1.1; D为承压含水层(由基底注浆形成承压层)顶面至坑底的土层厚度; hw为承压水含水层顶面的压力水头; γ s为基坑底板至承压含水层顶板间土层平均加权重度; γ w为水的容重.

按照不同设计工况, 由式(1)计算得到不同条件下的基坑突涌安全系数并汇总见表3.

表3 基坑开挖深度与抗突涌安全系数对比 Tab.3 Comparison on excavation depth and anti-uprush safety coefficient of foundation pit

由表3可知, 在不降水工况下, 当开挖深度从10 m逐渐加深至33.6 m时, 基坑突涌稳定安全系数F从2.2降低到临界安全系数1.1.因此, 为满足设计开挖深度45.5 m并确保基坑安全, 应在开挖过程中选择坑外辅助降水22 m, 此时F=1.1.

2.3 钢格构柱-桩基顶托下主体结构设计

竖井平面和竖向布置如图3所示, 地下一~五层侧墙为变截面设计, 厚度1~1.5 m.连续墙顶设置冠梁, 作为竖井主体结构逆作法施工的一部分, 通过与主体侧墙连为一体, 兼起压顶抗浮功能.

图3 竖井建筑布局Fig.3 Architectural layout of shaft

2.3.1 顺作与逆作比选

相对于逆作法, 当竖井开挖较深时, 顺作方案的临时支撑系统过于复杂, 支撑服役期长且内力及变形大, 存在功效低、后期拆除难问题.顺作方案内部支撑体系内力分布如图4所示.

图4 顺作支撑体系内力Fig.4 Internal force of support system based on down-top construction

图4中, 开挖至基坑底后, 由下至上顺作主体结构, 当拆除第五道混凝土支撑时, 第四道混凝土撑内力突然增大到11 846.69 kN, 此时连续墙最大弯矩达到2 749.84 kN· m, 为最不利工况.

以第四道撑为例, 其自重荷载q为

q=γ0γ1AG(2)

式中:γ 0为结构重要度系数, 取1.1; γ 1为荷载分项系数, 取1.25; A为截面面积, 取0.9 mm× 1.2 mm; G为钢筋混凝土重度, 取25 kN/m3.

继而可得其总弯矩M为

M=112ql2+M1(3)

式中:M1为5 kN施工活载产生的弯矩; l为混凝土撑设计跨度, 取15.5 m.

由式(2)~式(3)可得第四道撑的最大弯矩为773.61 kN· m, 需配置6根Ø 28HRB400钢筋.因此顺作工况下围护支撑元件结构尺寸大、工程量大, 后期拆除亦为困难.

此外, 顺作法和逆作法的整体内撑系统设置及截面检算结果汇总如表4所示.

表4 顺作与逆作设计参数对比 Tab.4 Comparison on design parameters between down-top and top-down construction

由表4中内力及位移值对比分析:采用逆作法不但节省临时工程量, 即内撑系统减少了3根钢支撑及5根钢筋混凝土支撑, 而且竖井围护结构的各项内力响应指标均小于顺作法, 最大弯矩发生在地下约32 m(地下负四层)处, 较顺作方案小了529 kN· m, 地表沉降指标宜满足文献[13]的相关规定.故提出梁墙逆作、板柱顺作方案.

2.3.2 梁墙逆作、板柱顺作结构体系构建

1)水平支撑系统布置.

逆作中, 利用地下结构梁板等内部水平构件兼作基坑水平支撑系统, 做到永临结合.其优势:①利用框架梁的大刚度有效控制基坑开挖阶段围护结构变形; ②可节省大量临时支撑的设置和拆除, 并避免围护体系二次受力及变形.

“ 梁墙逆作” 中, 在施工阶段仅浇筑水平向主、次框架梁及边框梁并作为内支撑, 于底板浇筑后再施作中板结构.不但可减少竖向荷载, 也利于工序组织, 竖井水平支撑系统如图5所示.

图5 竖井水平支撑系统Fig.5 Horizontal support system of shaft

2)竖向支撑系统布置.

逆作施工中, 上部已浇筑梁、侧墙的竖向荷载均需由合理的竖向支承系统承担, 该荷载可由钢格构柱-桩基顶托作为竖井竖向支撑系统, 即采用钢格构柱插入基底桩基的方式, 以此承担从上至下逆作至基坑底的各项竖向荷载.

在底板浇筑完成、逆作结束之后, 侧墙可与底梁及底板连接为封闭整体, 并将上部竖向荷载传递给地基.格构柱设置宜为侧墙内及框架梁跨1/2~1/3处, 竖井竖向支撑系统如图6所示.

图6 竖井竖向支撑系统Fig.6 Vertical support system of shaft

3)梁墙逆作、板柱顺作难点设计.

①逆作结构的悬挂方式.

在开挖负一层时, 采用跳仓开挖并及时浇筑当层主体侧墙、环框梁及框架梁.其中, 将负一层侧墙顶部与围护冠梁搭接浇筑为一体, 侧墙部分自重依托冠梁传递于地基及地下连续墙上, 以平衡内衬结构的自重下拉效应, 即形成上“ 挂” 作用; 同时, 在破土开挖前, 先期施工钢格构柱, 格构柱底部采用1 m直径的桩基基础, 即在侧墙内部增设钢格构柱, 对结构形成下“ 托” 作用.“ 上挂下托” 构造如图7所示.

图7 冠梁倒挂与钢格构柱顶托结合Fig.7 Combination of suspended upside-down top beam and steel lattice columns-pile foundation

②顺作框架柱的梁柱节点搭接.

在逆作框架梁时, 需在梁柱节点处将框架柱提前向下延伸浇筑1 m左右.从负五层开始采用顺作法施工各层框架柱和中板, 可通过架立杯型立柱模板, 由下自上浇筑至前期逆作梁下节点, 确保后浇立柱与先期梁体结合处密实、密贴, 杯口混凝土待柱体强度达到设计值后凿除, 搭接节点工序如图8所示.

图8 框架柱顺作梁柱节点搭接Fig.8 Joint of frame column and down-top beam column

在竖井建成后, 与主体结构交叉的所有格构柱可直接割除, 使钢立柱在正常使用阶段可作为劲性构件与混凝土共同作用.

2.4 防水体系构建

2.4.1 围护结构防水体系

竖井采用0.8 m厚素混凝土墙和1.2 m厚钢筋混凝土墙围护.素墙作为防渗体主要起到隔水帷幕作用, 与竖井围长形成封闭空间, 降低了竖井与黄河水的水利联系.钢混墙作为复合墙体的一部分, 采用了工字型钢作为墙体接头, 避免锁口管或接头箱拔除, 大大降低施工难度, 提高效率.

2.4.2 主体结构防水体系

钢筋混凝土连续墙和主体内衬墙两墙之间不设置剪力构件、不留钢筋连接, 二者形成复合墙体并设置全包防水层, 防水卷材采用预铺反黏与内衬黏结牢固, 并留好防水材料接茬.

2.4.3 盾构进井接收防水节点

盾构于竖井内接收并调出时, 除正常安装进出洞预埋钢环外, 还须在侧墙开洞周围设置外包环梁, 该环梁后期浇筑必须保障与盾构管片外侧密实、密贴.此外, 受线路纵坡影响, 进出洞外包环梁将呈不规则形状.在盾构接收后, 其井内管片应拆除整数环, 剩余非整管片长度h视现场情况而定, 并确保h≥ 500 mm, 如图9所示.

图9 不规则外包环梁设计Fig.9 Design of irregular outer ring beam

3 竖井主体施工过程力学特征分析

采用FLAC 3D软件, 模拟“ 悬挂式隔水帷幕+井点降水+基底注浆” → “ 梁墙逆作、板柱顺作” → “ 盾构接收” 过程, 揭示竖井建造方案合理性.

3.1 数值模型

选取模型180 m× 120 m× 160 m(长× 宽× 高), 计算模型如图10所示, 数值计算参数见表5和表6.

图10 竖井有限元计算模型Fig.10 Finite element calculation model of shaft

表5 土体参数 Tab.5 Soil parameters
表6 结构参数 Tab.6 Structural parameters
3.2 施工步序及工况设计

竖井采用逆作法施工, 先期设置围挡, 施作临时排水沟、连续墙导向墙及墙体; 施作冠梁及主体结构顶板并一次浇筑, 同步坑外降水; 开挖主体负一层基坑土, 在格构柱支撑下, 立模板施作该层主体结构.以此类推开挖至负三层中板下部一定距离, 对设计坑底标高下土体注浆加固, 接着开挖浇筑至负五层主体结构; 回填负五层供盾构进进井接收; 盾构吊出后局部顺作各层中板并回填恢复原地面.

数值分析分为两大工况:①外围悬挂止水帷幕、竖井端头和坑底注浆, 井内抽水; ②外围悬挂止水帷幕、竖井端头和坑底注浆, 帷幕外降水22 m, 井内抽水.

3.3 模拟结果分析

3.3.1 连续墙水平位移

钢筋混凝土连续墙作为复合墙体的一部分, 其随开挖深度的增加而产生向基坑内的变形趋势, 如图11所示.

图11 连续墙水平位移Fig.11 Horizontal displacement of diaphragm wall

首先, 从图11最大变形发生位置分析, 其位移最大值发生在坑底开挖面以上约3 m附近, 不同于杭州、上海等软土地区水平变形最大值大幅度上移而远离开挖面.这是由于连续墙嵌固于刚度较大的砂卵层内15 m, 墙趾不会发生大变形, 更无“ 踢脚” 形态, 故坑底45~60 m嵌固段的墙体变形会急剧减小.

其次, 从连续墙最大变形值分析, 其达到18.7 mm, 满足文献[13]中关于深层墙体变化绝对值40~50 mm的规定.同时, 主体侧墙的位移曲线斜率在整个开挖深度范围内与连续墙变形基本一致, 均呈现出随开挖深度的增加, 水平位移向基坑内倾斜加大的现象.

最后, 从变形计算的原理分析, 由于有限元计算是基于(最小)势能原理, 而连续墙应变能函数又是土压力位能函数(二次函数)的原函数, 故变形曲线规律应近似为一条三次抛物线.

3.3.2 连续墙弯矩

钢筋混凝土连续墙作为主要承弯构件, 其在不同降水工况下的弯矩分布如图12所示.

图12 连续墙弯矩Fig.12 Bending moment of diaphragm wall

由图12可知, 在不降水和降水两种工况下, 连续墙最大弯矩(坑内)分别达到1 394 kN· m和751 kN· m, 并发生在负五层.不降水工况下计算结果为表4平面计算结果的63%.由此可知, 三维计算结果能充分考虑渗流场与应力场的耦合, 竖井自身框架结构亦能充分抑制墙体变形及内力发展.此外, 降水策略在减小侧向水压力的同时, 配合注浆堵水策略极大改善了连续墙受力状态.

3.3.3 主体内衬侧墙弯矩

选取图13中1-1截面并与竖井侧墙的交线I-K(侧墙最大跨)作为评价对象.

图13 侧墙截面示意图Fig.13 Section diagram of side wall

随开挖负一层至负五层过程中, I-K路径侧墙竖向和横向弯矩包络图如图14所示.

图14 侧墙弯矩Fig.14 Bending moment of side wall

由图14可知, 侧墙竖向和横向弯矩最大值分别达到469 kN· m和110 kN· m.横向弯矩为平面内弯矩, 说明深竖井设置封闭形式的环向腰梁(框梁)很有必要, 其不但改善了整个框架井的受力体系, 且可大大降低结构构件的几何尺寸.

4 现场测试与分析

现场沿连续墙自上而下5~60 m深度范围内, 每间隔5 m布设一处传感器监测其位移和弯矩发展, 相应监测点数据绘制如图15和图16所示.

图15 侧墙实测水平位移Fig.15 Measured horizontal displacement of side wall

图16 连续墙实测弯矩Fig.16 Measured bending moment of diaphragm wall

由图15可知, 实测连续墙最大水平变形分别达到13.7 mm, 较数值分析结果小26%.

由图16可知, 实测连续墙最大弯矩达到902 kN· m, 较数值分析大20%.此问题由现场施工中存在工序衔接不畅、降水设备故障, 加之岩土介质非均质化、离散化等综合因素导致.总体而言, 对比三维数值分析与现场监测结果, 服役结构的力学特征及内在演化规律整体上是趋于一致的.

5 结论

以兰州地铁首穿黄河隧道附属竖井为案例背景, 针对其设计及建造方法, 从围护防水、结构体系优化、工法选择等方面进行了深入研究, 主要得出以下结论:

1)深大竖井在钢格构柱-桩基顶托下的梁墙逆作、立柱顺作方案较整体顺作方案在工程实践上更具科学性和安全性.

2)“ 内外连续墙组合的悬挂式隔水帷幕+井点降水+基底注浆” 的加固及围护体系有效地实现了巨厚砂卵潜水地层的降水、堵水及防水功能, 极大地改善了围护体系的结构受力.

3)冠梁倒挂与钢构顶托结合方式下的变截面内衬-连续墙全包防水复合墙体设计, 充分实现了复合墙体的内墙结构优化、内力转化及耐久性功能, 确保了竖井安全建造.

4)三维仿真与现场测试结果在结构力学特征及演化规律上基本一致, 但现场测试受环境不确定影响, 结构内力响应较三维仿真明显, 因此设计、施工宜采用平面地层模型开展方案比较及研究.

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