鐘 雪

(沈陽地鐵集團(tuán)有限公司,沈陽 110011)

引言

新管幕工法具有變形控制好、安全性高、環(huán)境適應(yīng)能力強(qiáng)等特點，對于超淺埋大跨地鐵車站施工具有十分突出的優(yōu)勢。目前，已有學(xué)者對新管幕構(gòu)件的力學(xué)性能及破壞模式開展相關(guān)研究，閻石等[1]采用ANSYS有限元計算軟件，利用地層結(jié)構(gòu)模型對NTR構(gòu)件密排鋼管的力學(xué)特性及對地層的作用進(jìn)行了數(shù)值模擬分析；金春福[2]在對新管幕構(gòu)件的模型試驗中，總結(jié)出管幕結(jié)構(gòu)在結(jié)點位置處的破壞特點及構(gòu)件的極限承載力，對新管幕構(gòu)件破壞模式及破壞機(jī)理進(jìn)行了描述；黎永索等[3-5]為考察管幕預(yù)筑隧道襯砌結(jié)構(gòu)在土方大開挖過程中的力學(xué)響應(yīng)，對中國首個采用管幕預(yù)筑法工程進(jìn)行了現(xiàn)場試驗；李慎剛等[6]開展新管幕構(gòu)件中鋼管的頂進(jìn)現(xiàn)場試驗，并對頂進(jìn)造成的地表位移和頂推力進(jìn)行了監(jiān)測，得出頂管頂進(jìn)過程中地表橫斷面變形規(guī)律，地表變形隨頂進(jìn)距離的變化規(guī)律及STS新管幕特殊頂管形式下適合沈陽地區(qū)的頂力估算方法；趙文，董駕潮等[7-8]以STS管幕結(jié)構(gòu)修建沈陽地鐵某車站為依托，結(jié)合現(xiàn)場施工，通過現(xiàn)場試驗和監(jiān)測對頂管施工及混凝土澆筑等工藝進(jìn)行了研究，解決了鋼管頂進(jìn)準(zhǔn)確定位的難題和大直徑帶翼緣板鋼管減阻問題，提出清理管間土和混凝土灌注的施工方法；GOTO 等[9]研究了在恒載與列車動載作用下管幕結(jié)構(gòu)的應(yīng)變、位移及管幕鎖口的力學(xué)特性；TAN等[10]研究了管幕形狀和鋼管直徑對地表沉降的影響，發(fā)現(xiàn)管幕作為超前支護(hù)結(jié)構(gòu)可使隧道開挖時地表沉降減40%～50%；HISATAKE等[11]通過離心模型試驗研究了管幕結(jié)構(gòu)不同開挖方式對地表沉降的影響，結(jié)果表明分步開挖較全斷面開挖可明顯減少地面沉降；賈鵬蛟等[12]對翼緣板連接的管幕結(jié)構(gòu)抗彎性能進(jìn)行了研究，深入分析了翼緣板在構(gòu)件中的作用；關(guān)永平等[13]對STS管幕結(jié)構(gòu)抗彎性能進(jìn)行了試驗研究并對其中的參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計；賈鵬蛟等[14]針對新管幕結(jié)構(gòu)受力模式及關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行了分析；郝云超[15]采用有限元軟件，分析影響新管幕構(gòu)件抗彎能力的主要設(shè)計參數(shù)，對構(gòu)件的工作機(jī)理、承載力的影響因素等進(jìn)行了研究；趙朕[16]通過對新管幕結(jié)合洞樁法施工車站進(jìn)行數(shù)值模擬，得出了各步序施工引起的地表沉降和新管幕構(gòu)件受力狀況，為現(xiàn)場車站施工提供指導(dǎo)和參考；王世哲[17]采用以試驗方法為主、理論分析為輔的綜合研究方法，對螺栓橫向連接的錨固構(gòu)件的錨固性能進(jìn)行了研究。工程技術(shù)人員根據(jù)工程所處的地質(zhì)條件及城區(qū)地表建(構(gòu))筑物復(fù)雜程度，對管幕工法進(jìn)行了持續(xù)的改進(jìn)和完善，在此基礎(chǔ)上提出了一個新的地下工程施工理念，形成了具有中國地下工程特色的新型施工方法，即模筑襯砌支護(hù)法[18]。盛浩[19]通過模型試驗得出簡支梁和 Winkler 彈性地基梁相結(jié)合的理論計算模型，能較好地反映管幕結(jié)構(gòu)的變形和受力特征。本文通過采用鋼管混凝土原理[20]計算方法，對新管幕構(gòu)件進(jìn)行了計算。

新管幕構(gòu)件作為一種新型結(jié)構(gòu)受力體系用于地下工程領(lǐng)域，目前在理論上并未形成系統(tǒng)的計算體系，且由于其結(jié)構(gòu)上的復(fù)雜性與多變性，建立數(shù)學(xué)模型進(jìn)行計算較為困難，因此，目前設(shè)計中大多采用定性分析與工程經(jīng)驗相結(jié)合的方法。由于采用新管幕工法施工的地鐵車站還較少，對新管幕構(gòu)件的橫向力學(xué)性能研究方面僅為針對現(xiàn)有結(jié)構(gòu)的計算分析。依托沈陽地鐵東北大馬路站結(jié)構(gòu)設(shè)計與施工，結(jié)合模型試驗，從管幕構(gòu)件橫、縱向受力進(jìn)行了分析，提出構(gòu)件承載能力計算方法。基于構(gòu)件橫向承載力不足的問題，對新管幕構(gòu)件結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計，充分利用其縱向上鋼管混凝土良好的受力性能，將縱向方面受力的優(yōu)勢發(fā)揮出來，更好地承擔(dān)上覆荷載。

1 新管幕法破壞模式

1.1 試驗?zāi)康?/h3>

新管幕橫向連接體系的設(shè)計合理與否直接影響新管幕整體結(jié)構(gòu)的可靠性。為此，針對新管幕支護(hù)體系受力性能開展了室內(nèi)模型試驗。通過室內(nèi)試驗和理論研究，明確新管幕結(jié)構(gòu)橫向連接的幾個關(guān)鍵構(gòu)件對結(jié)構(gòu)承載能力的影響，從而對新管幕構(gòu)件連接方式等進(jìn)行優(yōu)化，以提高新管幕構(gòu)件的承載能力。

1.2 試驗方案及構(gòu)件設(shè)計與實施

根據(jù)新管幕支護(hù)體系構(gòu)件的構(gòu)造特點和橫向連接方式，本次試驗共設(shè)計了17組整體承載力試件，其中，9組研究構(gòu)件的抗彎承載力，8組研究構(gòu)件的抗剪承載力。試驗設(shè)計參數(shù)見表1、表2，試件沿縱向長度取0.5 m，模型試件的尺寸取實際試件的1/4，確定試件最終的鋼管外徑為219 mm、內(nèi)徑為207 mm。連接橫向鋼管的螺栓采用M10，4.6級螺栓；模型試驗中螺栓縱向間距100 mm。

表1 抗彎試驗設(shè)計參數(shù)(鋼管壁厚6 mm)

表2 抗剪試驗設(shè)計參數(shù)(鋼管壁厚6 mm)

本次采用靜力試驗的方法，并采用單調(diào)分級加載靜力試驗，以便于觀測和研究試件在靜荷載作用下強(qiáng)度、剛度等基本性能，以及構(gòu)件的破壞機(jī)制與構(gòu)件荷載與變形的關(guān)系。通過傳感器讀出液壓千斤頂所施加的荷載值；試件的撓度值使用位移計量測；試件混凝土與鋼筋的應(yīng)變值使用應(yīng)變片測量并用采集箱采集，并觀察、記錄加載過程中混凝土裂縫出現(xiàn)與擴(kuò)展的過程與形態(tài)。

1.3 試驗現(xiàn)象及結(jié)論分析

荷載達(dá)到極限荷載的10%～20%時，構(gòu)件加載點位置處由于彎矩最大，下翼緣板與鋼管之間的混凝土在拉應(yīng)力作用下首先出現(xiàn)開裂。荷載達(dá)到極限荷載的80%～90%時，整個構(gòu)件下部繼續(xù)受拉，隨著拉應(yīng)力增大，下翼緣板及螺栓達(dá)到鋼筋屈服強(qiáng)度。荷載繼續(xù)增大至極限荷載時，跨中兩個加載點之間為純彎段內(nèi)，其中下翼緣板和受拉螺栓被拉斷，試件發(fā)生延性破壞。模型裂縫示意如圖1所示，模型試驗構(gòu)件現(xiàn)場破壞如圖2所示。

圖1 模型裂縫示意

圖2 模型試驗構(gòu)件現(xiàn)場破壞

從試驗現(xiàn)象可以得出如下結(jié)論。

(1)下翼緣板不焊接時，管幕構(gòu)件極限承載力降低80%以上，說明下翼緣板焊接對新管幕構(gòu)件的承載力影響極大，施工現(xiàn)場應(yīng)充分保證下翼緣板的焊接質(zhì)量，否則可能出現(xiàn)新管幕構(gòu)件承載力遠(yuǎn)達(dá)不到設(shè)計值的情況。

(2)混凝土強(qiáng)度等級降低至C20時，新管幕構(gòu)件極限承載力未降低；表明管間混凝土受鋼管和翼緣板的約束，其強(qiáng)度得到提高，施工現(xiàn)場如能保證管間清土和混凝土灌注質(zhì)量，可適當(dāng)降低混凝土強(qiáng)度等級。

(3)均布加載方式、加大螺栓配筋率、螺栓是否通長布置等條件對新管幕構(gòu)件的承載力影響不大，極限承載力變化幾乎很小，表明施工現(xiàn)場焊接上翼緣板以及采用通長螺栓等措施，對新管幕構(gòu)件的極限承載力提高效果不顯著，意義不大；同時可適當(dāng)減小上翼緣板厚度。

(4)新管幕法模型試驗表明，管幕在跨中彎矩作用下發(fā)生了下翼緣板拉裂、上翼緣板壓潰的破壞模式，表明鋼管之間的連接仍然是新管幕法的薄弱環(huán)節(jié)。

2 新管幕構(gòu)件承載力計算方法

新管幕結(jié)構(gòu)中鋼管通過扣件及翼板的連接形成整體橫向受力結(jié)構(gòu)，在結(jié)構(gòu)縱向上目前均按梁式構(gòu)件考慮。因橫向上結(jié)構(gòu)通過扣件以及翼板連接，整體結(jié)構(gòu)剛度較縱向小很多，因此，如何發(fā)揮新管幕構(gòu)件縱向上良好的受力性能成為關(guān)鍵。

2.1 新管幕構(gòu)件橫向承載力計算方法

由上節(jié)試驗得出的結(jié)論可知，管幕在跨中彎矩作用下會發(fā)生下翼緣板拉裂、上翼緣板壓潰的破壞模式，在這種模式中管幕構(gòu)件下部結(jié)構(gòu)的抗拉作用主要靠焊接在鋼管上的下翼緣板來承擔(dān)，而管幕構(gòu)件上部承受的壓應(yīng)力大部分由混凝土來承擔(dān)，這也正是常規(guī)鋼筋混凝土梁的受力特點，基于此對新管幕構(gòu)件進(jìn)行簡化計算。目前，對新管幕構(gòu)件橫向力學(xué)承載力計算方法中，最常見的為簡支梁計算模型，由于其在縱向上長度較大，可簡化為平面應(yīng)變模型。在管幕構(gòu)件施工完成后進(jìn)行土方開挖時，管幕構(gòu)件下方土體被挖除，在上覆土荷載作用下，管幕構(gòu)件承受較大的彎矩和剪力，如圖3所示。

圖3 管幕構(gòu)件橫向受力示意

圖3中，q(x)為地面均布荷載；p(x)為地層反力。當(dāng)新管幕構(gòu)件受到橫向受彎荷載時，最不利截面為鋼管之間的位置，根據(jù)簡支梁均布荷載下彎矩計算公式

(1)

式中，l為簡支梁跨度。即可求得跨中位置處最大彎矩值。此時若跨中位置正處于新管幕構(gòu)件的薄弱位置時，此時為最不利工況，如圖4所示。

圖4 新管幕構(gòu)件薄弱位置示意

由于該處邊界條件較為復(fù)雜，現(xiàn)將其等效為鋼筋混凝土矩形梁進(jìn)行計算。在縱向上取單位長度1 m進(jìn)行等效為雙向鋼筋截面梁，其等效受力示意如圖5所示。

圖5 截面梁等效受力示意

其中，構(gòu)件考慮以下4種力的作用，受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)力Fc、受壓區(qū)螺栓壓應(yīng)力Fck、受拉區(qū)螺栓拉應(yīng)力Ftk以及受拉翼板拉應(yīng)力F1，拉壓螺栓面積相同。按鋼筋混凝土設(shè)計規(guī)范基本假定進(jìn)行計算如下。

(1)受壓區(qū)混凝土合力

Fc=α1fcbx

(2)

(2)受壓區(qū)螺栓合力

(3)

(3)受拉區(qū)螺栓合力

Fck=fyAs

(4)

(4)受拉區(qū)翼板合力

F1=fytAt

(5)

力平衡方程為

Fc+Ftk=Fck+F1

(6)

由式(2)可以求得混凝土受壓區(qū)高度x，此時受壓區(qū)高度有以下3種情況，第一種為求得的受壓區(qū)高度x

2as≤x≤xb=ξbh0

(7)

對受拉翼板位置處取矩,可求得此時正截面受彎承載力

Mu=α1fcbx(h-x/2)+fyAs(h-as)-fytasAs

(8)

第二種情況為當(dāng)混凝土受壓區(qū)高度x大于界限受壓區(qū)高度時，取受壓區(qū)高度為界限受壓區(qū)高度，即

x=xb=ξbh0

(9)

此時只需將x代入式(8)即可。即

Mu=α1fcbξbh0(h-(ξbh0)/2)+fyAs(h-as)-fytasAs

(10)

第三種情況為混凝土受壓區(qū)高度小于2倍的混凝土保護(hù)層厚度時，可近似取

x=2as

(11)

此時，受壓螺栓合力與受壓混凝土合力作用點相互重合，對合力作用點取矩可以得到

Mu=fyAs(h-as)+fytAt(h-as)

(12)

由承載力計算公式可得出以下結(jié)論，受拉區(qū)螺栓及翼板對構(gòu)件承載力影響較大。因?qū)嶋H施工中螺栓的限制，提高螺栓強(qiáng)度在施工和造價上意義不大，而提高翼板強(qiáng)度是提高整個構(gòu)件承載能力最經(jīng)濟(jì)有效的方式。翼板強(qiáng)度的提高方式可考慮以下兩方面，一是增加翼板厚度，二是提高翼板焊接質(zhì)量。

2.2 新管幕構(gòu)件縱向承載力計算方法

縱向承載力可采用鋼管混凝土梁進(jìn)行計算，對圓鋼管混凝土受彎構(gòu)件的抗彎承載力計算時，有如下3條基本假設(shè)：①平截面假定，且只對危險截面進(jìn)行計算；②不考慮受拉區(qū)混凝土的拉應(yīng)力；③在達(dá)到極限抗彎承載力時，截面上受壓區(qū)混凝土達(dá)到抗壓強(qiáng)度設(shè)計值fc，受拉區(qū)和受壓區(qū)的鋼管強(qiáng)度均達(dá)到了抗拉強(qiáng)度設(shè)計值fy。圖6為鋼管混凝土達(dá)到承載力極限狀態(tài)時，截面上鋼管和混凝土的應(yīng)力分布。

圖6 鋼管混凝土應(yīng)力分布

圖6中，r和R分別為圓鋼管的內(nèi)外徑。由圖中構(gòu)件受力情況分析可知，構(gòu)件的抗彎承載力Mu由受壓區(qū)混凝土承擔(dān)的彎矩Mc、受拉區(qū)鋼管承擔(dān)的彎矩Mt和受壓區(qū)鋼管承擔(dān)的彎矩Mc1組成，即

Mu=Mc+Mt+Mc1

(13)

受壓區(qū)混凝土、受拉區(qū)鋼管和受壓區(qū)鋼管各自承擔(dān)的軸向力Fc、Ft和Fc1可由各自材料強(qiáng)度乘以各自區(qū)域面積得到，由圖6所示關(guān)系計算可得

Fc=fcAC

(14)

Ft=ftAt

(15)

Fc1=fyAc1

(16)

式中，Ac，At，Ac1分別為受壓區(qū)混凝土、受拉區(qū)鋼管和受壓區(qū)鋼管面積；dc、dt和dc1分別為受壓區(qū)混凝土、受拉區(qū)鋼管和受壓區(qū)鋼管區(qū)域的形心至x坐標(biāo)軸的距離，則受壓區(qū)混凝土承擔(dān)的彎矩Mc為

Mc=Fcdc

(17)

同樣可得

Mt=Ftdt

(18)

Mc1=Fc1dc1

(19)

根據(jù)截面上力的平衡條件，有

Fc=Ft+Fc1

(20)

由此，聯(lián)立上式方程可以進(jìn)行中和軸高度的求解及承載力計算。

根據(jù)模型試驗所采用的材料，采用本節(jié)的承載力計算方法進(jìn)行驗算，其中，模型材料種類和參數(shù)如下：①本次試驗采用混凝土強(qiáng)度等級為C40；②鋼管采用外直徑219 mm，厚6 mm的無縫鋼管，翼緣板采用6 mm厚鋼板，并焊接于鋼管上；③橫向連接鋼筋采用φ10 mm鋼筋，使用M10螺栓固定，鋼筋長225 mm，縱向間距100 mm，上下間距125 mm，混凝土保護(hù)層厚度20 mm。根據(jù)計算得出其抗彎承載力約為240 kN·m，而模型試驗中采取如上加載方式的力為445 kN，進(jìn)行換算可得出彎矩為278 kN·m。文中抗彎承載能力計算方法略低于管幕構(gòu)件的實際承載能力，在計算上趨向于保守，分析其原因為公式中采用的簡化模型為矩形截面方式。

3 優(yōu)化設(shè)計方案

通過前文對新管幕構(gòu)件的模型試驗及承載力分析可知，新管幕構(gòu)件破壞主要發(fā)生在構(gòu)件的下翼板與鋼管的連接處，構(gòu)件的承載能力受到構(gòu)件橫向連接中與鋼管連接的下翼緣板抗拉強(qiáng)度限制，若想提高整個管幕的承載能力，需對管幕構(gòu)件進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。

3.1 結(jié)構(gòu)橫縱向優(yōu)化方案

考慮到其橫向承載能力不足及縱向鋼管混凝土受力得不到充分利用，對新管幕構(gòu)件結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計，從橫向和縱向兩方面來進(jìn)行。在橫向上考慮到實際受力情況，管幕構(gòu)件下部的抗拉極限取決于下翼緣板的抗拉強(qiáng)度，因此，從構(gòu)造上改變下翼緣板的結(jié)構(gòu)形式，增加下翼緣板寬度及提高下翼緣板與鋼管混凝土的連接。在縱向上將鋼管混凝土進(jìn)行分段，并在分段處設(shè)置支撐，架立鋼架及澆筑混凝土對成段的鋼管混凝土進(jìn)行支撐，與管幕構(gòu)件共同承受荷載，形成整體支護(hù)體系。這種優(yōu)化設(shè)計的核心理念就是，通過架立的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)一方面來傳遞上面構(gòu)件傳遞的荷載，另一方面在支撐處將構(gòu)件橫向連為一體，提高橫向承載能力。新管幕結(jié)構(gòu)施作方式?jīng)]有變化，在構(gòu)件施作完成后，對鋼管進(jìn)行切割，創(chuàng)造工作面，進(jìn)行第二道支撐結(jié)構(gòu)的施作。這樣就相當(dāng)于在這兩者之間形成簡支梁模式，這種結(jié)構(gòu)由上面的管幕構(gòu)件和下面的支撐共同受力。相鄰兩道支撐之間的管幕構(gòu)件相當(dāng)于簡支梁，后面施作的兩道支撐作為簡支梁的支座。管幕構(gòu)件在兩道支撐作用下整體剛度以及抗彎承載力均得到了較大程度提高。構(gòu)件上覆土壓力及地面荷載等通過管幕構(gòu)件傳遞到相鄰的兩道支撐中。

對新管幕結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計后，整個結(jié)構(gòu)受力方式轉(zhuǎn)為傳統(tǒng)的簡支梁模型，在設(shè)計時結(jié)構(gòu)更加簡單明確，按傳統(tǒng)簡支梁結(jié)構(gòu)模型計算即可。并且在上述結(jié)構(gòu)完成后，可進(jìn)行整個隧道結(jié)構(gòu)部分土體的大開挖，極大地簡化施工步序，同時提高施工安全性。相較于未經(jīng)優(yōu)化的方案，其相當(dāng)于又增加了許多支座結(jié)構(gòu)，在相同荷載作用下，對地面沉降的控制效果也會更好。

3.2 優(yōu)化后結(jié)構(gòu)受力分析

優(yōu)化后新管幕組合結(jié)構(gòu)縱向受力示意如圖7所示。

圖7 優(yōu)化后組合結(jié)構(gòu)縱向受力示意

在隧道橫斷面方向上，新管幕法中受力主體為鋼管混凝土加扣件及翼板組成的組合受力體系。由于新管幕構(gòu)件在主體結(jié)構(gòu)的土方開挖階段承受上覆土壓力及路面荷載，在無臨時支撐的情況下需依靠鋼管間的連接強(qiáng)度提供橫向承載力，其承載力對整個工程的安全性最為關(guān)鍵。新管幕構(gòu)件橫向連接下部受拉僅有連接相鄰鋼管的螺栓和翼緣板，承載能力有限，這部分是管幕結(jié)構(gòu)受力的最薄弱環(huán)節(jié)。而經(jīng)過優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)相當(dāng)于在鋼管幕下方施加了一個整體的橫梁，將新工法中的最不利狀況進(jìn)行了有效解決，受力簡圖如圖8所示。

圖8 優(yōu)化后組合結(jié)構(gòu)橫向受力示意

4 工程應(yīng)用

4.1 工程概況

本工法首次應(yīng)用于國內(nèi)沈陽地鐵10號線東北大馬路站，車站位于東北大馬路與北海街十字路口，跨東北大馬路設(shè)置，為10號線與遠(yuǎn)期7號線的換乘車站。車站中部跨東北大馬路段有改移困難的軍用電纜隧道及110 kV供電管廊，因此，車站中部跨路段需采用暗挖法施工。該段覆土埋深僅4 m，采用常規(guī)淺埋暗挖法施工風(fēng)險較大。鑒于以上問題及前述背景，為盡可能保證車站使用功能(站廳層連通)，同時盡量減少10號線車站埋深，以降低工程投資及遠(yuǎn)期7號線車站的實施難度，本車站中部暗挖段采用新管幕法解決上述問題。東北大馬路站為雙層三跨矩形框架結(jié)構(gòu)，車站北端基坑采用半蓋挖法，南端基坑采用明挖法，中部跨路暗挖段平面如圖9所示。新管幕法采用平頂直墻結(jié)構(gòu)，先完成由相互連為一體的鋼管形成初期支護(hù)，然后開挖土體并完成二襯，采用基坑外降水方案，暗挖段剖面如圖10所示。

圖9 東北大馬路站暗挖段平面

圖10 東北大馬路站暗挖段剖面

綜合比較目前國內(nèi)常規(guī)暗挖工法，在本項目中的應(yīng)用存在以下問題。

(1)在不改變車站埋深的情況下，由于埋深太淺，車站中部暗挖段僅能做單層結(jié)構(gòu)，車站站廳層需斷開，嚴(yán)重影響了換乘車站的使用功能。

(2)在保證站廳層連通的情況下，車站埋深增加較大、不經(jīng)濟(jì)，同時，車站埋深增大會進(jìn)一步加大遠(yuǎn)期7號線車站及區(qū)間的實施難度。

4.2 承載力計算

按照新管幕構(gòu)件最不利工況進(jìn)行承載能力計算，當(dāng)管幕構(gòu)件施作完畢后，下一步工序為管幕下方小導(dǎo)洞開挖，如圖11中工序3開挖，開挖完成后為構(gòu)件的最不利狀態(tài)。此時結(jié)構(gòu)受力見圖3，應(yīng)按該工況進(jìn)行構(gòu)件承載能力計算。

圖11 最不利工況示意

實際工程中計算材料及參數(shù)如下：①混凝土強(qiáng)度等級為C40；②鋼管采用16 mm厚鋼板，卷成900 mm直徑鋼管；③翼緣板采用20 mm厚鋼板，并焊接于鋼管上；④橫向連接鋼筋連接采用M30螺栓固定，螺栓長860 mm，縱向間距150 mm，上下間距500 mm，翼緣板上下間距700 mm。工序3導(dǎo)洞跨度按5 m考慮，上覆土層厚4.2 m。根據(jù)力平衡條件可求得受壓區(qū)高度為38 cm，滿足式(7)要求，以此求得該工序下受彎承載力為3 312 kN·m，遠(yuǎn)大于按全土柱法計算得出的上覆荷載引起的最大彎矩718 kN·m，可以看出，受彎承載力安全系數(shù)達(dá)4.6，可保證施工期間的安全。但在施工中應(yīng)嚴(yán)格控制施工質(zhì)量，尤其是下翼板之間及其與鋼管的焊接質(zhì)量，同時也要關(guān)注澆筑鋼管混凝土的質(zhì)量，防止出現(xiàn)空洞等缺陷。

4.3 沉降控制措施及效果

對地表沉降及地下管線的變形控制是本工程的重難點，因此，本文主要研究新管幕法開挖導(dǎo)致的地表沉降。現(xiàn)場沉降測點布置如圖12所示。

圖12 東北大馬路站暗挖段監(jiān)測平面

圖12中共設(shè)置3個地表沉降監(jiān)測斷面，分別為始發(fā)端、接收端及頂管中部。結(jié)合監(jiān)測情況，地表沉降可分為4個階段，第一階段為新管幕構(gòu)件施工引起的沉降，主要控制措施為：①在鋼管頂進(jìn)過程中對四周進(jìn)行注漿，以減少頂進(jìn)過程中管土摩擦；②管頭土體開挖過程中嚴(yán)格控制超挖，防止對管頭外部土體擾動過大。第二階段為管間切割引起的地表沉降。第三階段為管幕內(nèi)部土體開挖過程中引起的地表沉降，主要控制措施為對內(nèi)部土體進(jìn)行注漿加固，方案優(yōu)化后提高了管幕結(jié)構(gòu)整體剛度，此階段引起的地層沉降明顯得到改善。第四階段為地表固結(jié)引起的地表沉降。

監(jiān)測沉降數(shù)據(jù)主要包括地表豎向位移及管線豎向位移，最終監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示地表豎向位移累計最大值為12.70 mm，小于控制值40 mm；拱頂最大沉降值為12.80 mm，小于控制值20 mm；管線最大變形量為3.92 mm。每日監(jiān)測的沉降數(shù)據(jù)變化不大，符合變形速率要求。

4.4 優(yōu)化方案施工方法及優(yōu)點

在施工過程中，由于無現(xiàn)成的技術(shù)規(guī)范及計算方式來進(jìn)行驗證，分析認(rèn)為，在上覆荷載作用下，管幕構(gòu)件橫向連接過于薄弱，容易發(fā)生構(gòu)件橫向連接開裂的事故，加之人為焊接焊縫質(zhì)量得不到保證，施工風(fēng)險會進(jìn)一步提高。如上述試驗中一旦發(fā)生下翼緣板拉裂的情況，整個構(gòu)件的承載能力近乎完全喪失，隧道面臨巨大風(fēng)險。

該工程暗挖段縱向長43.1 m，可將整個管幕分為2段，每段長度約為22 m，除去兩個端部以外，中間設(shè)置2 m厚搭接段。搭接段優(yōu)先施工混凝土襯砌結(jié)構(gòu)，用于支撐管幕結(jié)構(gòu)，架立鋼架及澆筑混凝土對成段的鋼管混凝土進(jìn)行支撐，與管幕構(gòu)件共同承受荷載，形成整體支護(hù)體系。這樣原有通長設(shè)置的管幕構(gòu)件在縱向上被分為每段約為22 m的小段簡支梁結(jié)構(gòu)。

采用經(jīng)過優(yōu)化后的方案進(jìn)行施工，不僅可提高管幕構(gòu)件整體的承載能力，同時優(yōu)化了受力體系，上覆荷載可直接通過簡支梁的支座傳遞至下部。在管幕下方縱向上每隔一段設(shè)置橫梁的方式，無論是在縱向上還是在橫向上分析均對整個管幕構(gòu)件承載能力有進(jìn)一步的提高，投資無需過多增加，可供類似工程參考。

5 結(jié)論

(1)新管幕法在鋼管之間焊接了翼緣板，并增加了連接鋼筋，大幅度提高了管幕法的橫向承載力。模型試驗表明，管幕在跨中彎矩作用下發(fā)生了下翼緣板拉裂、上翼緣板壓潰的破壞模式，表明鋼管之間的連接仍然是新管幕法的薄弱環(huán)節(jié)。

(2)建議在隧道縱向進(jìn)行分段開挖和支護(hù)，使鋼管在橫向和縱向均有支撐作用，從而利用鋼管的縱向承載力來彌補(bǔ)鋼管橫向承載力不足，可進(jìn)一步提高新管幕法的承載力。

(3)新管幕法橫向承載力可等效為鋼筋混凝土矩形梁進(jìn)行計算，縱向承載力可采用鋼管混凝土梁計算。

(4)現(xiàn)場實測監(jiān)控數(shù)據(jù)表明，采用新管幕法施工對地面沉降起到了良好的控制效果，解決了大空間開挖引起的地層失穩(wěn)地面沉降技術(shù)難題，減少了對周邊建(構(gòu))筑物的影響。