0 引言

　　随着城市交通蓬勃发展，地铁建设飞速推进，城市新建地铁车站面临复杂的地上地下环境。地铁安全事故给人民生命财产安全带来了巨大损失^[1]。广州作为地质环境复杂、城市化水平极高的一线城市，地铁项目建设除要面临复杂的地质情况，还要面临周边环境限制、社会要求严格等风险。安全经济地控制地面沉降、减少市政管线迁改、节制地面围挡和降低工程风险是城市地铁车站建设的重要议题^[2]。盖挖法是一种成熟的地铁车站建设工法，该方法有利于路面交通更快恢复，但其在顶盖施工前要占用过大场地，同时仍要求进行大量管线迁改。管幕工法可有效控制地表沉降、减少施工占地、减少管线迁改并降低工程风险，在国内已有许多应用案例^[3,4,5]，但该方法成本高、施工难度大，须始发井和接收井的建造在某些场地条件有限制时不能使用。本文结合广州某地铁车站工程，提出一种结合盖挖法和管幕工法优点的地铁车站施工方法，并通过数值模拟对其可靠性进行验证。

　　1 工程概况

　　广州地铁某车站工程主体为地下4层结构，净跨25.25m，深约33.4m，左线基坑全长183.65m，宽13.7m。车站西侧靠近BRT车站，南侧紧邻既有地铁车站，周边多为文物建筑、商业广场、居民楼及地下管线等重要建(构)筑物。

　　为保护周边环境，同时满足地面交通及地下管线保护要求，车站采用盖挖联合管幕施工方法。为保护周边环境，选择地下连续墙作为车站围护结构，同时在靠近建筑物一侧施工建筑隔离桩以降低施工对建筑物的影响。车站左线为地下4层车站，受场地条件限制采用盖挖逆作法施工，右线受地下管线原位保护要求制约，为地下3层车站，采用先施工管幕结构再施作顶板进行盖挖逆作的施工方法。

　　2 盖挖联合管幕工法施工方案

　　2.1 方案概述及施工步骤

　　盖挖联合管幕工法是将盖挖逆作法及管幕工法的优点结合，应用于地面环境复杂、地下管线难以迁改的城市地铁车站建造的施工方法。该方法充分利用盖挖方法和管幕的支撑作用，降低施工占地对地面交通的影响，保护右线车站上覆土层中难以迁改的地下管线，同时控制地面沉降，降低工程风险。

　　盖挖联合管幕工法施工主要施工步骤如下，施工流程如图1所示。

　　1)车站左线地下管线迁改建筑物隔离双管旋喷桩和槽壁加固搅拌桩施工。

　　2)车站钢管柱及其桩基施工;地下连续墙施工，其中右线右幅地下连续墙从设计深度施作至拟施工管幕结构上方一定设计高度。

　　3)车站左线盖板施工。

　　4)盖挖逆作法施工车站左线顶板、顶纵梁及地下1层中板。

　　5)右线横向管幕结构顶进施工，始发端完全搁置于中幅地下连续墙上，接收端搁置于右线右幅地下连续墙上但不穿透墙面;管幕结构由钢管逐根顶进后通过锁扣连接，锁扣空隙处填充止水材料，钢管内填充微膨胀混凝土。

　　图1 盖挖联合管幕工法施工流程  

　　6)分段挖除管幕结构下方足量土体，并施工右线顶板。

　　7)逆作法依次施工车站地下2～4层主体结构。

　　2.2 体系受力分析

　　盖挖联合管幕工法与传统管幕工法沿纵向设置管幕结构不同，盖挖联合管幕工法中以横向管幕结构承担上覆土压力更符合受力原则，横向管幕结构在车站主体结构施工完毕前起临时支撑作用，承担上覆土体压力，待车站主体结构施工完毕后，右线上覆土体压力主要由右线顶板与管幕结构协同承担。右线顶板施工前，横向管幕结构承受并传递荷载至地下连续墙及顶纵梁，顶纵梁传递荷载至钢管柱，形成完整结构受力体系。管幕锁扣结构既提高管幕施工精度，又起到防水和受力作用，使内力在管幕间协调分配。

　　盖挖联合管幕工法与传统盖挖法相比，将管幕结构作为一种临时结构承担上覆土体压力并进行下部结构盖挖，对管幕受力变形规律及车站施工过程中地面沉降变化进行研究，验证工法的可靠性。

　　3 数值模拟

　　3.1 模型建立

　　3.1.1 模型简化

　　利用有限元软件ABAQUS建立车站施工过程的横断面二维模型，计算模型中不考虑槽壁加固桩、建筑物隔离桩及路面行车行人的影响。地下工程中将横向结构构件作为受力验算主要对象，符合平面应变基本假定^[6]。对施工步骤简化设定为:(1)施工地铁车站钢管柱及其桩基，施工地下连续墙;(2)施工左线盖板并开挖左线地下1层土体;(3)施工左线地下1层结构;(4)施工右线管幕结构;(5)施工右线顶板，开挖地下2层土体;(6)施工地下2层结构;(7)开挖地下3层土体;(8)施工地下3层结构;(9)开挖地下4层土体;(10)施工地下4层结构。

　　3.1.2 参数设定

　　模型中，取土体水平向60m、竖向80m，车站净跨25.25m、深33.4m，管幕跨长12.5m。假设模型土体各土层厚度均匀平缓，本构为莫尔-库仑弹塑性模型。车站模型中，钢材为Q345，混凝土强度等级为C45。

　　管幕结构弹性模量即钢管混凝土组合弹性模量参考文献[7]可知:由管幕外径1 200mm，钢管壁厚20mm，计算得管幕含钢率为0.07，结合混凝土强度等级C45，可知管幕结构钢管混凝土构件组合弹性模量为44 745.7MPa。

　　各土层参数如表1所示，车站模型如图2所示。

　　3.2 计算结果分析

　　3.2.1 地表沉降及管幕变形分析

　　车站施工过程中最大地表沉降及管幕最大竖向变形随施工步的变化如图3所示，管幕最大弯矩与施工步的关系如图4所示。

　　由图3可知，地铁车站钢管柱及其桩基、地下连续墙施工对地表沉降几乎没有影响(施工步1);左线盖板施工完毕及挖除左线地下1层土体后地表沉降达到最终沉降量的65%(施工步2);左线地下1层结构及右线管幕结构施工后，地表最大沉降量有少许回弹，地表最大沉降量为最终沉降量的60%(施工步3,4);右线顶板施工完毕及挖除地下2层土体后，地表沉降达到最终沉降量的98.6%(施工步5)，之后地表沉降趋于稳定，在车站所有施工步完成后，地表最终沉降量为14.65mm，满足施工要求。

　　表1 土层参数 

　　表1 土层参数

　　图2 车站施工有限元模型  

　　图3 地表最大沉降及管幕最大竖向变形曲线  

　　图4 管幕最大弯矩曲线  

　　由图3,4知，管幕结构施工后，管幕竖向最大变形值与地表最大沉降值的变化趋势基本一致;右线管幕结构施工后，管幕弯矩有一个较小值，同时管幕最大竖向变形达到最终竖向变形值的59%;第5步施工后管幕弯矩、竖向变形值增大且随后趋于稳定，所有施工步骤完成后管幕最大弯矩值达到5 566kN·m，最终最大竖向变形为4.47mm。由此可知，左线管幕结构的受力变形主要受其上覆土体荷载、左线顶板施工及地下2层土体挖除的影响，其他施工步的土体开挖和结构施工对左线管幕的受力变形影响较小。

　　图5所示为各施工步在地表不同测点的地表沉降变化曲线，纵轴为地表沉降，横轴为测点与左幅地下连续墙的水平距离，各测点位置分别对应图6中的A～M点。

　　图5 位置点地表沉降曲线  

　　图6 地层竖向位移云图  

　　由图5可知，地表沉降值随着远离右线右幅地下连续墙而增大，且在J点达到峰值;受到车站中幅地下连续墙的影响，地表沉降从K点开始减小，且L,M点有较小的地表沉降值，其中M点位于中幅地下连续墙顶部。出现图5中左缓右陡的沉降槽的主要原因是，右线右幅地下连续墙考虑节省成本仅从设计深度施作至管幕结构上方一定设计高度处，而中幅地下连续墙则施作至地表位置。由图6的竖向位移云图也可知管幕上方地表沉降槽的槽底在靠近中幅地下连续墙位置处。

　　图5中，随着第2～4步的施工，整体的地表沉降在减小，但L点和M点地表有较小隆起，其主要原因为左线土体挖除卸荷及右线管幕施工对土体和中幅地下连续墙的挤压作用;第5～10步，地表沉降基本稳定，说明在右线顶板及地下2层土体开挖施工完毕后，其余施工步对地表沉降影响较小，同时验证了管幕结构支撑的可靠性。

　　3.2.2 地层沉降分析

　　图6所示为车站施工的最终地层竖向位移云图，图7所示为地层不同深度测点随施工步的沉降位移曲线，沿地表沉降最大点J点以下选取分布测点N～S。

　　由图7知，第4步管幕施工有效减小了地层沉降，说明管幕结构支承的有效性;地层沉降随测点深度增加而减小，且地层越深沉降的减小幅度越大;地层沉降在第5步后开始趋于稳定，进一步说明第5步后的施工步对地层及地表沉降影响较小。

　　图7 不同深度地层沉降曲线  

　　4 结语

　　通过建立盖挖联合管幕工法地铁车站施工步骤有限元模型，并分析计算结果，得到如下结论。

　　1)盖挖联合管幕工法充分利用管幕的支承作用以减少管线迁改、减少施工占地并保障施工安全。

　　2)施工中若要求控制车站右侧的地表沉降则应施作地下连续墙至临近地表位置。

　　3)施工中，左线盖板施工及左线地下1层土体开挖后地表最大沉降达最终沉降量的65%;左线地下1层结构及右线管幕结构施工后，地表最大沉降量有少许回弹，为最终沉降量的60%;右线顶板施工及地下2层土体开挖后，地表最大沉降达到最终沉降量的98.6%，随后施工步中地层、地表沉降趋于稳定，所有施工步骤施工完毕后地表最大沉降量达最终沉降量14.65mm，满足施工要求。

　　4)右线管幕结构的受力变形主要受其上覆土体荷载、右线顶板施工及地下2层土体挖除的影响，后续施工步对管幕的受力变形以及地表沉降影响较小。