淺埋偏壓大跨度地鐵隧道拆撐方案優化分析

張社榮,曹世偉,王 超,龔 超,鄧淇才

(1.天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室, 天津 300072； 2.天津大學建筑工程學院,天津 300072； 3.中國水利水電第十四工程局有限公司,昆明 650051)

引言

大跨度隧道采用分部開挖法施工時，基于卸荷減跨的機理[1]，臨時支撐往往被大量采用，在進行二次襯砌施工前，需進行臨時支撐的拆除，從而形成了工程中的“天窗期”，拆撐工作不當，易引起隧道塌方等安全事故[2-3]。孫克國等[4-7]分析了導坑法施工的大跨度隧道支撐拆除效應，確定了拆撐影響范圍、合理拆撐長度以及拆撐順序等。張建國等[8-9]對采用CRD法施工的隧道進行了拆撐分析。劉濤等[10]驗證了位于上軟下硬地層單拱直墻暗挖大跨度隧道拆撐方案的可行性。以上研究在模擬時一方面對臨時支撐體系(鋼架及其表面噴混)做了簡化處理，即僅考慮鋼架結構或噴混結構，另一方面在模擬支撐拆除時未考慮二次襯砌的施作，這使得臨時支撐的受力形式及拆撐過程與真實情況存在差距。同時，所研究的臨時支撐基本屬于傳統的弧形結構，而本文研究的臨時支撐在傳統的基礎上變弧為直，文獻[11]研究了雙側壁導坑法中弧形壁改為直壁后的結構安全性，驗證了直壁法施工方案的可行性，但未對臨時支撐的拆除進行研究。

隨著城市地下工程的建設，地下交通線路日益復雜，形成單洞多線的大跨度隧道情況越來越多[12-14]，為減小開挖面積，隧道的高度變化往往不大，因此大跨度隧道朝著低扁平率的方向發展是必然的趨勢[6]，致使圍巖和襯砌結構的力學特性發生很大變化，尤其是隧道穿越偏壓地形時，應力分布將變得更為復雜，增大了工程風險和修建難度。偏壓是隧道建設中常見的不良地形，偏壓形成的不平衡力對隧道安全存在不同程度的威脅[15]，目前對于偏壓隧道的研究主要是集中于隧道開挖時期[16-24]，因此開展淺埋偏壓大跨度隧道臨時支撐拆除的相關研究十分必要。

1 工程概況

深圳地鐵10號線工程涼帽山站車輛段出入線區間的三車道隧道是雙車道與牽出線的交匯段，總長45.7 m(不含施工臨時橫通道)，如圖1所示。其典型斷面處寬21.2 m，高15.4 m，頂拱中部距地表20.0 m，偏壓角約27°。隧道上部覆蓋黏土等松軟地層，開挖面主要位于強風化、中風化和微風化巖石區，是典型的位于“上軟下硬”地質類型的淺埋偏壓大跨度隧道。為表述方便，將隧道斷面由下至上依次劃分為仰拱、側墻和頂拱。隧道的典型斷面尺寸及地層分布等信息詳見圖2。

圖2 三車道隧道典型斷面(單位：m)

圖1 涼帽山站車輛出入線區間平面示意(單位：m)

隧道采用“三臺階九洞六步法”鉆爆開挖，即將隧道斷面劃分為9個開挖洞室，開挖步驟如圖3所示。圖3中編號表示開挖順序，開挖遵循先上后下、先中洞后側洞的原則，上下臺階之間錯距15 m，同一臺階的中洞和側洞之間錯距6 m或9 m，左右側洞間錯距3 m。每個洞室開挖進尺1.5 m，隨后進行噴錨支護，形成隧道的臨時及初期支護體系(φ25 mm中空注漿錨桿+I22a鋼架+300 mm厚網噴混凝土)。待隧道貫通后，組織臨時支撐拆除和二次襯砌施作。隧道主要支護信息見表1。

圖3 三車道隧道開挖工序示意(單位：m)

表1 三車道隧道主要支護參數

2 計算模型的建立

2.1 圍巖和支護參數的確定

根據典型斷面處的設計圖紙(圖2)，建立有限元模型如圖4所示。圖4(a)為三維有限元整體模型，其中下邊界距隧道頂拱74 m(已進入微風化巖層)，橫向兩側分別取距隧道中軸的3倍洞徑，縱向按照隧道長度(取45 m)取值。模型邊界條件為位移約束，其中上部邊界為自由邊界，左右邊界約束橫向位移，前后邊界約束縱向位移，底部為全約束。二維模型建立在xoy平面，水平向為x軸，豎直向為y軸，其網格剖分、地層分布、約束條件等與三維模型的橫截面相同。

巖土采用Mohr-Coulomb塑性本構，其他結構采用線彈性本構。單元的類型如表2所示，為模擬工字鋼與噴混的協同受力，兩者之間采用embedded接觸，超前支護中的大棚管和小導管通過提高圍巖力學參數實現，隧道支護體系如圖4(c)、圖4(d)所示。材料參數根據地質報告確定，并參考相關規范，如表3所示。

圖4 計算模型網絡

表3 圍巖及支護體系力學參數

2.2 計算工況

計算工況中考慮上、下部豎撐的拆除順序及橫、豎撐的拆除順序對隧道安全的影響，支撐編號如圖5所示。對于隧道斷面施工方案的比選，許多學者采用二維計算進行分析[6-7]，相比于三維計算，二維計算的計算量小，能較為直觀地看出某一施工步對結構安全性的影響，因此方案比選采用二維計算。3種斷面拆撐方案的施工步如下。

圖5 臨時支撐示意(單位：cm)

方案1(自上而下)：①破除豎撐Ⅰ表面噴混；②拆除豎撐Ⅰ工字鋼；③破除橫撐A及豎撐Ⅱ表面噴混；④拆除橫撐A及豎撐Ⅱ工字鋼；⑤破除橫撐B及豎撐Ⅲ表面噴混；⑥拆除橫撐B及豎撐Ⅲ工字鋼。

方案2(自下而上)：①破除豎撐Ⅲ表面噴混；②拆除豎撐Ⅲ工字鋼；③破除豎撐Ⅱ表面噴混；④拆除豎撐Ⅱ工字鋼；⑤破除豎撐Ⅰ表面噴混；⑥拆除豎撐Ⅰ工字鋼；⑦破除橫撐A、B表面噴混；⑧拆除橫撐A、B工字鋼。

方案3(考慮仰拱二襯施作)：①破除下部豎撐Ⅲ與仰拱初支面約80 cm范圍內的混凝土；②施作仰拱二襯，利用二襯對剩余的豎撐噴混提供支撐作用；③進行下部橫撐B兩翼噴混的破除；④拆除下部橫撐B兩翼的工字鋼；⑤破除剩余全部噴混，并拆除上部橫撐A及剩余豎撐的工字鋼。

3 拆撐方案的比選與擬定

3.1 不同方案的影響

3.1.1 頂拱沉降

圖6為不同方案相對于拆撐前的頂拱沉降量變化。從圖6可以看出，不同方案引起的最終頂拱沉降量近似相等，相比于拆撐前，沉降量增長了約2 mm，但豎撐拆除時機的不同造成了頂拱沉降量峰值的差異：方案1最先移除上部豎撐，頂拱圍巖較早失去豎撐的保護作用，因此頂拱在前期便出現較大沉降(2.1 mm)；方案2最先移除下部豎撐，使橫撐較早出現臨空面，對初支及臨時支撐組成的棚架體系破壞作用最強，因此頂拱沉降峰值達到最大(2.3 mm)，最為不利；方案3最后拆除豎撐主體部分，豎撐在橫撐拆除過程中繼續支撐頂拱，頂拱沉降峰值最小(2.0 mm)，對控制頂拱下沉最為有利。

圖6 不同方案的頂拱沉降增長量變化

3.1.2 臨時橫撐位移

臨時橫撐由于跨度較大，在支撐拆除中應對其豎向位移予以關注，表4給出了不同方案下橫撐的豎向位移峰值。由表4可以看出，方案1與方案3的橫撐最大豎向位移均不超過7 mm，而方案2橫撐的豎向位移峰值達到55.78 mm，圖7是方案2中橫撐峰值位移出現前后的豎向位移云圖。由圖7(a)可以看出，在中部豎撐的噴混破除之后，受工字鋼的連接作用，此時橫撐的最大豎向位移不足14 mm，而在中部的工字鋼移除后，如圖7(b)所示，橫撐最大豎向位移接近56 mm，增長量約42 mm。因此，在對橫撐無支護措施的情況下，施工中應避免橫撐與豎撐失去連接。

表4 不同方案下橫撐豎向位移峰值 mm

圖7 方案2橫撐豎向位移變化(單位：m)

3.1.3 圍巖水平位移

圍巖在拆撐前后的水平位移見表5。由表5可以看出，3種方案在拆撐后，水平位移的最大值均不超過6 mm，位移增量最大值不超過0.5 mm，說明水平位移在支撐拆除過程中變化較小。

表5 不同方案圍巖最大水平位移 mm

3.1.4 地表沉降

圖8為不同方案相對于拆撐前的地表沉降量變化。由圖8可以看出，3種拆撐方案引起的地表沉降分布情況基本相同，且最大沉降增長量不足1.5 mm，這說明支撐拆除對地表沉降的影響較小。

圖8 地表沉降增長量變化

3.2 拆撐方案的優化

從3.1節的分析可知，3種方案的主要差異體現在頂拱沉降和臨時橫撐的豎向位移方面。相比于拆撐前，3種方案的頂拱沉降量最終均增長了約2 mm，但豎撐拆除時機的不同造成了頂拱沉降量峰值的差異，方案3最后拆除豎撐主體部分，引起的頂拱沉降峰值最小，為3種方案中的最優方案；方案2出現橫撐與豎撐失去連接的情況，導致橫撐出現較大豎向變形，對控制結構安全最為不利。

在實際施工中，拆撐方案的確定應考慮二襯施作的難易程度，并盡量減少施工縫，以增強二襯的防水性能[7]。結合工程實際，二襯施工擬采用滿堂支架法，由于需要搭設模板支架，因此自下而上進行支撐拆除及二襯施工較為方便，且能減少支撐拆除后初支臨空面的暴露時間。

隧道在縱向上以9 m為一個施工段，沿隧道軸線方向依次劃分為5個施工段，分別記做第1段、第2段…第5段，前序施工段完成后再進行下一段的施工，每一段均按照圖9所示的順序進行施工。圖9中的橫向施工順序與方案3基本一致，但考慮了二襯施作的全過程，并通過在縱向上隔榀拆除支撐減少施工縫。具體步驟如下：①破除下部豎撐與仰拱初支面約80 cm范圍內的混凝土；②間隔1榀拱架切割豎撐與仰拱型鋼相交部位(約80 cm)；③待監測數據穩定后，進行仰拱二襯與底部回填混凝土的施工，利用二襯對切割后的豎撐提供支撐作用，并對未拆除的豎撐做好防水處理；④待仰拱二襯混凝土達到指定強度后，進行下部橫撐兩翼噴混的破除；⑤拆除下部橫撐兩翼的工字鋼；⑥在回填混凝土上搭設側墻二襯模板支架，完成側墻二襯施作，如圖10所示；⑦在側墻二襯達到指定強度后，破除剩余全部噴混，并拆除上部橫撐及剩余豎撐的工字鋼；⑧在圖10的基礎上繼續搭設頂拱二襯模板支架，完成頂拱二襯的施作。

圖9 優化后的拆撐方案

圖10 側墻二襯施作時搭設的滿堂支架(單位：m)

4 拆撐方案的驗證

為驗證優化方案的可靠性，通過三維數值模擬和現場監測對優化方案進行分析。選擇地表沉降、頂拱沉降和水平收斂這些能直接反映結構安全性的指標作為本次研究的主要內容[10]。

4.1 三維模擬結果分析

三維模擬中不考慮回填混凝土的澆筑及二襯模板支架的搭設，其他均按照3.2節的施工順序進行模擬。結合二維分析結果，三維分析中，頂拱沉降和水平收斂主要對有代表性的控制點進行分析，如圖11所示。

圖11 控制點分布

4.1.1 地表沉降

取隧道縱向中間斷面進行地表沉降統計，結果如圖12所示。由圖12可以看出，拆撐前后地表沉降最大變化量為1.91 mm，最終沉降量不超過8 mm，說明優化方案對地表沉降的影響較小。

圖12 拆撐前后地表沉降曲線

4.1.2 頂拱沉降

圖13為支撐拆除進行到第3段時(隧道中部)，圍巖及支護結構的豎向位移分布云圖(為方便看出支撐拆除對圍巖位移的影響，將第3段以外的圍巖和支護結構隱去)。由圖13可以看出，豎向位移的最大值始終位于隧道頂拱處，臨時支撐的位移處于安全范圍內，取第3段中間的斷面，對圖11的控制點A、B、C進行頂拱沉降變化統計，結果如圖14所示。由圖14可以看出，受偏壓作用的影響，B點沉降(14.1 mm)最大，A點沉降(13.9 mm)略小于B點，C點沉降(8.4 mm)最小，說明偏壓效應隨著埋深的增加而減小，3個點的沉降變化規律基本相同。以A點為例，整個拆撐過程中，沉降量變化總體較為平穩，且在先行切割底部豎撐后未引起沉降量的突變(第16～18步)，這表明采用間隔切割底部豎撐，并利用二襯對切割后的豎撐提供支撐作用的方法是可行的。在支撐拆除的后期(第22、第23步)，沉降量增長了1.06 mm，占整個拆撐過程中沉降增長量(2.60 mm)的40.7%，顯著高于其他施工步的增長量。主要是由于該階段支撐已全部拆除，隧道頂拱暫時出現了臨空面，因此該階段應加強隧道監測，并在監測數據穩定后，及時封閉二襯成環。

圖13 第3段支撐拆除時圍巖及支護結構豎向位移云圖(單位：m)

圖14 頂拱沉降變化曲線

4.1.3 水平位移

圖15為支撐拆除前后水平位移的總體分布云圖。由圖15可以看出，拆撐前，圍巖最大水平位移為5.6 mm，出現在深埋側頂拱(圖11中的B點附近)，方向為指向洞身，其對稱一側(圖11中的C點附近)的水平位移為1.1 mm，方向為背離洞身，表現出明顯的偏壓效應，這與文獻[24]中觀察到的現象一致。對B、C兩點的水平位移進行統計，以水平向右為正，結果如圖16所示。由圖16可以看出，兩點的位移均為正值，說明B點位移始終指向洞身，C點位移始終背離洞身。B、C兩點的水平位移增量均不足0.5 mm，表明圍巖的水平收斂受拆撐影響較小。

圖15 拆撐前后水平位移變化(單位：m)

圖16 水平位移動態變化

4.2 現場監測

4.2.1 監測點的布置

實際施工中按照3.2節擬定的優化方案進行。隧道中間監測斷面布置如圖17所示，地表沉降監測有13個測點(編號10～22)，頂拱沉降監測有3個測點(編號1、2、5)，水平收斂有8個測點(編號2～9)，其中測點2、測點5同時作為頂拱沉降測點和水平收斂測點。監測儀器與方法見表6。

圖17 隧道中間監測斷面(單位：m)

表6 監測儀器及方法

4.2.2 監測數據分析

(1)地表沉降

隧道在拆撐前后的地表沉降曲線如圖18所示。從圖18可以看出：地表沉降的水平區間范圍主要為[-20 m，15 m]，與數值計算的沉降范圍基本一致。拆撐前后地表沉降值均在安全范圍內，最大沉降增長量為2.2 mm，與計算結果(1.9 mm)相比，最大沉降增長量稍大，這是數值計算對實際巖土體本構關系的簡化引起的[6]。

圖18 實測地表沉降曲線

(2)頂拱沉降和水平收斂

通過拱頂下沉和水平收斂監測，反饋圍巖變化信息，能夠及時指導施工。綜合數值計算結果及相關文獻中監測點的選取[10]，以測點1為代表進行頂拱沉降分析，以測線2-5為代表進行水平收斂分析。拆撐前，由于豎撐的存在，點2與點5之間的水平距離不便直接測量，分別測出2-3、3-4與4-5之間的水平距離，將3段之和與初始值進行比較，得到點2與點5的整體水平收斂量；拆撐后，直接測量點2與點5之間的水平距離，與初始值比較后求出其收斂量。

將監測斷面在拆撐前后的量測結果整理成圖19。由圖19可以看出，頂拱沉降在拆撐前后的增長量為3.0 mm，略大于數值計算結果(2.6 mm)。水平收斂在拆撐前后增長了0.8 mm，與數值計算結果的數量級相同。頂拱沉降和水平收斂與數值結果較為相符，且增長量均較小，說明優化方案對隧道安全性影響較小。

圖19 頂拱沉降和水平收斂的實測變化

5 結論

對隧道初期支護和臨時支撐組成的棚架體系，建立了鋼架-噴混的精細化模型，精確模擬了支撐拆除中噴混破除、鋼架拆除、二襯施作的關鍵步驟。首先通過二維模擬，分析了3種斷面拆撐方案對隧道安全性的影響，并在此基礎上確立了優化方案，最后通過三維數值模擬和現場監測驗證了優化方案的可行性和安全性，結論如下。

(1)淺埋偏壓大跨度隧道的圍巖位移模式與普通隧道存在較大區別，拆撐前后，水平位移最大值均位于深埋側的頂拱附近，方向為指向洞身，其軸對稱方向的圍巖位移背離洞身，表現出明顯的偏壓效應。

(2)不同的拆撐方案對頂拱沉降和臨時橫撐的豎向位移有較大影響，最后拆除豎撐對控制圍巖變形最為有利；橫撐由于跨度較大，應對其豎向位移予以關注，在施工中應避免出現橫撐與豎撐失去連接的情況。

(3)優化方案考慮了二襯施工難易程度，采用自下而上的拆撐原則。先行切割仰拱底部豎撐時，采用間隔切除的方法，并通過仰拱二襯對切割后的豎撐提供支撐作用，能有效控制圍巖位移不發生突變；拆除剩余豎撐時(支撐拆除的最后階段)，由于頂拱暫時出現臨空面，施工中應加強該階段的量測，并在隧道監測數據穩定后，及時封閉頂拱二襯成環。

(4)現場監測數據和三維數值模擬結果吻合較好，且地表沉降、頂拱沉降及凈空收斂在拆撐前后變化量均較小，說明優化方案對隧道的安全性影響較小。