施工通道門型轉換法進入地鐵車站施工力學研究

汪令平，王明均，趙向忠，穆鑫浩，郭志強

(1. 中鐵六局集團有限公司，北京 100036； 2. 重慶大學 土木工程學院，重慶 400045)

0 引 言

隨著我國城市化進程的不斷加快，基礎設施建設速度日益增加，城市地鐵的發展達到新高度。然而，在交通擁堵、建筑物密集、人口集中的中心地段，為了保證路面交通的正常運行以及減小對周邊居民日常生活的影響，地鐵施工越來越多采用暗挖法。在地鐵暗挖施工中，施工通道與車站的轉換施工工序復雜，國內學者對此進行了研究[1-5]。林達明等[6]對交叉隧道圍巖的收斂性和應力分布規律進行了相關研究；羅彥斌等[7]以哈爾濱某公路隧道工程為依托，通過有限元數值模擬和現場實測，綜合分析了橫通道施工對主隧道襯砌結構的影響；李玉峰等[8]針對不同種類的交叉隧道工程，總結其設計和施工過程中面臨的關鍵技術問題，并對其發展方向做出總結。施工通道與車站隧道轉換段的施工使原有巖體的應力從三向受力狀態變為兩向受力狀態，最終轉變成單向受力狀態，隧道周圍巖體應力改變較大，并且施工過程中彼此影響較大，施工工序更為復雜。因此在實際施工過程中，對如何選擇開挖方式、交叉轉換部位采取何種施工方法以及對現場監控量測的加強等方面提出了更為嚴格的要求，同時也對加固措施提出更高的要求。筆者依托重慶軌道交通十號線紅土地車站工程，對深埋地鐵車站與施工通道交叉段的力學行為進行分析。

1 工程概況

重慶軌道交通10號線紅土地車站位于五紅路下方，呈南北向布置，采用15 m島式站臺，單拱雙層結構。車站起點里程為K12+192.711，車站終點里程為K12+414.711，總長度222 m。車站主體采用暗挖法施工，為復合式襯砌結構，開挖寬為26.26 m，高為21.567 m，面積為475.8 m2。車站埋深較大，頂部覆蓋層厚度約65.1～72.9 m(中風化巖層厚度為61.2～68.8 m)，為深埋隧道。

門型轉換法的實際施工過程如圖1，其施工過程為：首先采用全斷面開挖的方法對施工通道進行施工，當開挖至與車站交接位置時，在該位置立三榀門型拱架；隨后在施工通道與車站接口位置挑高通道，按照車站輪廓線向外上挑至拱頂；然后向上以12%的坡度進行轉換段開挖，開挖寬度與施工通道寬度相同，直至開挖至車站隧道另一側輪廓線位置，轉換段共分為8部分進行開挖，開挖后進行門型拱架及初期支護施做；最后隨工作面掘進沿車站隧道頂部輪廓線架立環向鋼支撐，通過多次開挖將車站隧道頂部拱架封閉成環，轉換段開挖至車站邊界位置，完成轉換段施工。

圖1 門型轉換法Fig. 1 Door-type-conversion method

2 模型的建立

由于該工程的復雜性和地層結構的不確定性，為了較為準確的反映隧道圍巖的穩定性及支護結構的受力特性，并考慮安全性要求，在滿足工程精度要求的前提下，作如下假定：①忽略地表、各巖層和土層的起伏和不均勻性，假定地表和各巖土層呈均質水平層狀分布；②假定圍巖為各向同性、連續的彈塑性材料；③只考慮巖土體的自重應力，忽略構造應力。

2.1 模型及邊界條件

根據紅土地車站的勘察及施工圖設計資料，車站研究范圍內隧道所處地層可簡化為6層，上部土層厚度約4 m，主要為素填土，下部巖層為砂巖和砂質泥巖，圍巖等級為Ⅳ級。模型受到的約束條件為：前后、左右邊界為水平約束，下邊界為豎向約束，上部邊界為自由邊界。考慮模型的邊界條件，模型在車站隧道建立的數值模型范圍為：左、右邊界取車站隧道外邊緣側各70 m；沿車站隧道縱向取80 m，下邊界取隧道下邊緣55 m；上邊界為地表面。建立的數值模型劃分網格之后，共有280 624個單元，52 365個節點，施工通道和車站模型以及整體模型如圖2和圖3。

圖2 施工通道與車站模型Fig. 2 Model of construction passage and station

圖3 門型轉換法數值計算模型Fig. 3 Numerical calculation model of door-type-conversion method

2.2 隧道開挖支護步驟

施工通道采用全斷面開挖，每次掘進長度為4 m，初期支護緊隨隧道開挖后進行施做。對于施工通道與車站隧道轉換段則按照圖1施工方法進行開挖。轉換段施工完成后，車站隧道大、小里程方向采用雙側壁導坑法同時施工，車站隧道左右側導洞以及上中下臺階之間滯后距離均為10 m。初期支護緊隨隧道開挖后進行施做。利用臺階法進行車站隧道中間核心土的施工，臺階施工間隔距離為10 m，掘進速度為2 m/步。數值模型共分為60個施工步來進行模擬。

2.3 材料參數及本構模型

數值模擬中的巖土材料采用莫爾-庫倫本構模型，初期支護采用厚度為300 mm的C25混凝土，并采用工字鋼加掛網噴漿的方式進行施工。襯砌結構和錨桿均采用各向同性彈性本構模型，分別利用板單元及植入式桁架進行模擬。支護結構的參數根據等效剛度原理[9]，折算到支護體系當中。圍巖及支護材料的計算參數如表1。

表1 巖土及支護結構物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of rock soil and supporting structure

注：錨桿力學參數為：彈性模量E=2.05×109kPa。

3 數值分析結果

為進一步研究轉換段在爬坡法施工過程中變形的情況，選取分析斷面如圖4，并選取該斷面車站拱頂點、轉換段頂點(車站拱肩)及轉換段底點(車站拱腰)3個特征控制點進行研究。

3.1 圍巖位移

3.1.1 圍巖豎向位移

圍巖豎向位移云圖如圖5。由圖5可以看出，車站及施工通道拱頂、拱底的圍巖豎向位移較大，隧道拱頂的豎向位移為負，發生沉降；隧道拱底的豎向位移為正，發生向上的隆起。

圖5 圍巖豎向位移云圖Fig. 5 Vertical displacement cloud map of surrounding rock

圖6為分析斷面拱頂和拱肩豎向位移隨施工步序的變化曲線。為驗證數值計算結果的準確性，在車站隧道ZDK12+400斷面(與分析斷面相同位置)布設拱頂監測點，其位移監測數據隨時間的變化曲線如圖7。通過對比圖6和圖7可以看出，現場實際監測所得沉降變化曲線與數值計算所得到的位移曲線變化趨勢基本相同。現場實際監測所得ZDK+400斷面拱頂最終沉降為6.44 mm，數值模擬的結果為8.27 mm。數值模擬結果略大于現場監測結果，這是由于實際監測過程中并未監測到隧道開挖初期位移，導致監測位移值有所缺失。監測點位移與數值計算中特征點位移相差僅1.83 mm，差值較小，可認為數值模擬建立的模型和選用的材料參數能反映工程的實際情況。

圖6 數值模擬分析斷面特征點豎向位移變化曲線Fig. 6 Vertical displacement curve of the characteristic points of theanalytical section by numerical simulation

圖7 現場監測ZDK12+400斷面拱頂位移變化曲線Fig. 7 On site monitoring of vault displacement curveof section ZDK12+400 section

3.1.2 圍巖水平位移

圍巖水平位移云圖如圖8。由圖8可以看出，施工通道和車站全部開挖完成后，車站的水平位移發生向內凈空收斂，以拱腰處收斂值最大；車站內最大的水平正向位移為1.92 mm，最大負向位移為2.03 mm，均發生在車站拱腰位置。

圖8 圍巖水平位移云圖Fig. 8 Horizontal displacement cloud map of surrounding rock

3.2 圍巖及支護結構應力

圍巖的主應力對圍巖穩定性有重大影響，主應力的大小與圍巖是否由彈性狀態進入彈塑性狀態密切相關。而支護結構的應力也直接決定了支護結構的穩定性和安全性，若應力過大則支護結構會出現開裂、變形過大等破壞形式，嚴重影響隧道的安全性和正常使用。

3.2.1 圍巖主應力

圖9為施工通道和車站施工完成后圍巖最大、最小主應力云圖。

圖9 圍巖最大和最小主應力云圖Fig. 9 Maximum and minimum principal stress cloud map of surrounding rock

由圖9(a)可以看出，圍巖的最大主應力在車站及施工通道的拱腰處相對較大，其應力為3.4～4.7 MPa(壓應力)，而在拱頂和拱底處相對較小，其中施工通道轉換段拱腳處應力集中明顯，最大主應力為7.92 MPa(壓應力)。在實際施工過程中應加強保護和監測施工通道轉換段拱腳位置，避免因擠壓破壞對隧道施工造成影響。

由圖9(b)可以看出，車站和施工通道圍巖最小主應力以壓應力為主，除仰拱部分圍巖出現拉應力外，其他部分均為壓應力。其中，車站和施工通道的拱腳有明顯的應力集中，最大主應力為1.40 MPa(壓應力)；施工通道拱底拉應力較大，最大為0.64 MPa(拉應力)。因此，在施工過程中應加強施工通道拱底的保護與監測，避免因拉裂破壞對隧道施工造成影響。

3.2.2 支護結構主應力

1)最大主應力

圖10為施工通道和車站施工完成后支護結構最大主應力云圖，圖11為其隨施工步序的變化曲線。

圖10 支護結構最大主應力云圖Fig. 10 Maximum principal stress cloud map of supporting structure

圖11 支護結構最大主應力隨施工步距變化曲線Fig. 11 Variation curves of the maximum principal stress ofsupporting structure changing with construction space

由圖10可以看出，施工完成后初期支護結構最大主應力以壓應力為主，在施工通道與車站轉換部位有應力集中現象，其中主應力最大壓應力為21.4 MPa，出現在車站交叉段拱腰處。車站拱頂以拉應力為主，轉換段拱頂拉應力最大達到2.08 MPa。初期支護所采用的C25混凝土的抗壓強度為25.0 MPa，抗拉強度為1.27 MPa，而計算所得支護結構主應力的最大壓應力值接近素混凝土的抗壓強度，最大拉應力已經超過素混凝土的抗拉強度。因此在施工過程中應更加重視施工通道和車站交接部位及車站拱頂支護結構的施工，避免因應力集中對隧道施工造成較大影響。

由圖11可以看出，支護結構施做完成后，在圍巖壓力的作用下支護結構最大主應力值迅速增大，當小導洞開挖時，拱肩最大主應力發生突變，應力值迅速減小，而隨著施工的進行，其值慢慢增大，最終穩定值為1.1 MPa(壓應力)。拱頂最大主應力隨著小導洞的開挖緩慢減小，當左右核心土開挖時，應力值迅速增大，最終穩定值為1.97 MPa(拉應力)。拱腰處支護結構最大主應力受到的影響較小，發展較為平穩。

2)最小主應力

圖12為施工通道和車站施工完成后支護結構最小主應力云圖，圖13為其隨施工步序的變化曲線。

圖12 支護結構最小主應力云圖Fig. 12 Minimum principal stress cloud map of supporting structure

圖13 支護結構最小主應力隨施工步距變化曲線Fig. 13 Variation curves of the minimum principal stress ofsupporting structure changing with construction space

由圖12可知，初期支護結構的最小主應力以拉應力為主，其中最大拉應力為6.30 MPa，出現在車站拱頂位置處，而在施工通道靠近車站部分最大的拉應力也達到5.90 MPa，均超過混凝土的抗拉強度。可見，車站拱頂和施工通道靠近車站處為施工通道轉車站的施工關鍵部位，施工過程中應予以重視。可采用增大工字鋼型號、加密鋼筋網、增大噴射混凝土厚度以及施做超前小導管等方法，對轉換段初期支護進行強化。最小主應力的壓應力一般分布在車站拱腰位置，最大為1.96 MPa，其應力值較小，不會造成支護結構破壞。

由圖13可以看出，支護結構施做完成后，在圍巖壓力的作用下支護結構最小主應力值迅速增大，當小導洞開挖時，拱頂最小主應力發生變化，應力值逐漸減小，而隨著施工的進行逐漸趨于穩定，最終穩定值為2.87 MPa(拉應力)。拱腰處支護結構的最小主應力隨著核心土的開挖由拉應力轉化為壓應力，最終穩定值為1.19 MPa(壓應力)。拱肩處應力受到的影響較小，發展較為平穩。轉換段車站拱頂的應力值超過混凝土的抗拉強度，混凝土有可能發生拉裂破壞，因此應特別注意避免該處拉應力過大對施工造成不良影響。

3.3 圍巖塑性區

施工通道和車站全部開挖完畢后，圍巖塑性區的分布情況如圖14。塑性區分布圖中，紅色的部分代表該點圍巖已經失效破壞，藍色部分代表該點圍巖已經進入塑性狀態。由圖14可知，圍巖塑性區分布比較均勻，其中車站兩側拱腰和拱腳處部分圍巖已經失效，有失穩破壞的可能。因此在施工過程應減小對交叉處圍巖的擾動，加強圍巖的保護，及時施做支護結構。

圖14 圍巖塑性區分布Fig. 14 Plastic zone distribution of surrounding rock

4 結 論

1)門型轉換法施工對車站轉換段空間位移影響顯著。交叉段車站水平位移相對較小，而沉降位移變化量較大，故應在施工過程中加強對車站轉換段部位的監測。

2)圍巖的最大主應力大部分為壓應力，轉換段接口處有明顯的應力集中，其最大主應力為-7.92 MPa(壓應力)；車站及施工通道的最小主應力在拱底出現拉應力，最大為0.64 MPa。其主應力值并未超過圍巖抗壓、抗拉強度值，說明其施工方案是可行的。

3)車站小導洞及核心土的施工對轉換段支護結構影響較大，施工通道和車站拱頂最小主應力以拉應力為主，其值超過混凝土的抗拉強度。在現場施工過程中，對轉換段采取增大工字鋼型號、加密鋼筋網以及增大噴射混凝土厚度等方法，對轉換段初期支護進行強化，且支護結構并未出現破壞，說明其措施是可行的。

4)采用門型轉換法進行施工通道轉車站的施工方案是可行的。同時，在計算中發現施工過程中施工通道和車站的拱頂處襯砌結構產生較大的拉應力和沉降位移，在類似工程的修建中，需要對該薄弱環節予以重視。