四線隧道密貼下穿既有車站施工參數優化分析

高太平,閆建龍,申健昊,李 剛,李昊炎,沈宇鵬

(1.中鐵四局集團有限公司第三建設有限公司,天津 300011； 2.北京交通大學土木建筑工程學院,北京 100044)

引言

近年來，各大城市都在如火如荼地建設城市軌道交通系統，地鐵由于其運量大、對環境污染小、速度快等優點而成為城市軌道交通的先驅[1]。隨著地鐵線網越來越密集，新建線路和既有線路的交叉穿越已成為必然。地鐵穿越工程由于其施工復雜且引起的既有線沉降變形較大，而在《北京市軌道交通工程建設安全風險技術管理體系》中被列為唯一的“特級環境風險工程”[2]。在區間隧道下穿既有車站工程中，為達到“零距離”密貼下穿的目的，區間隧道多采用平頂直墻形式[3]。然而，由于其不利于形成土拱，初支拆除、二襯施作過程中結構受力轉換相對復雜，施工具有較大難度和風險，易引起既有結構產生較大沉降變形。選擇合理的隧道施工參數控制既有結構的沉降變形是十分必要的[4～7]。

近年來，大量學者對隧道施工參數優化進行了深入研究。許金華等[8]依托工程實例，采用現場試驗和數值模擬的方法，以開挖后隧道變形及支護結構受力為評價指標，對不同開挖進尺工況進行對比分析，確定了合理的開挖進尺。許有俊等[9]以北京某地鐵上穿工程為背景，以現場監測、數值模擬、理論分析相結合的方法，研究了不同導洞開挖順序對既有結構的影響，確定了最合理的導洞開挖方案。李濤等[10]以北京某洞樁法車站施工為工程背景，分析不同掌子面錯距對地表沉降的影響，最終確定了最優掌子面錯距為4 m。王渭明等[11]以青島某車站施工為背景，將現場監測和數值模擬相結合，以支護結構的應力、應變為評價指標，對不同支撐拆除長度進行對比分析，得到了安全最大拆除距離為6 m。孟令志[12]對某大斷面平頂直墻密貼下穿既有線工程進行深入研究，形成了一整套大斷面平頂直墻下穿既有線風險控制技術，為類似工程提供一定參考。

目前，對于隧道施工參數優化的研究已經取得極大進展。然而，研究對象大多僅僅是地鐵車站以及區間隧道工程，對地鐵下穿工程中隧道施工參數優化研究較少，而且依托工程實例大多是洞樁法車站以及雙側壁導坑法隧道，對于大斷面平頂直墻隧道研究尚不充分。

本文依托北京地鐵19號線四線隧道密貼下穿既有4號線新宮站工程，采用Midas/GTS有限元軟件對下穿全過程進行數值模擬，并將模擬結果與現場監測數據對比，驗證數值模擬的可靠性，提出不同隧道開挖方案下既有結構的沉降變形特征。同時，對比分析了不同隧道施工參數的沉降差異，在控制既有結構沉降變形的前提下，結合施工速度等要求，確定最優的隧道施工參數。

1 工程概況

北京地鐵19號線新發地站至新宮站四線隧道密貼下穿既有4號線新宮站項目，區間正線在中間，共有3種斷面形式，A斷面位于東側，采用拱頂直墻大斷面施工；下穿段(即B斷面)為大斷面平頂直墻法施工，下穿長達47 m，斷面高約8.36 m，寬約13.5 m；C斷面位于西側，為兩個拱頂直墻斷面。出入段左右線位于區間正線兩側，斷面為馬蹄形，高約7.07 m，寬約7.08 m，下穿既有線段采用上下導洞法施工。其中，區間正線及既有站底板之間凈距僅為0.22 m，可視為“零距離”密貼下穿。下穿段區間正線及出入線斷面如圖1及圖2所示。

圖1 下穿段區間正線斷面(單位：mm)

圖2 下穿段出入線斷面(單位：mm)

既有地鐵新宮站為地下雙層明挖六跨五柱框架結構，建設年代為2010年。車站總長度360.15 m，寬度為40.9 m，底板埋深約16.58 m，頂板平均覆土厚度約3.2 m，頂板厚0.7 m，底板厚0.8 m，邊墻厚0.7 m。新宮站東、西兩側布設φ1 m間距1.6 m的圍護樁，圍護樁長23 m，混凝土強度等級為C35，新建隧道開挖之前對部分圍護樁進行破除，破除長度為6 m。

穿越工程平面及橫斷面如圖3、圖4所示。

圖3 穿越工程平面

圖4 穿越工程橫斷面

本工程所處區域為北京地區典型的上軟下硬地層，從上至下依次分布著雜填土、砂質黏土、黏質粉土、粉細砂、卵石圓礫等地層。新建隧道圍巖主要是卵石圓礫，在下穿段隧道開挖之前對隧道輪廓線之外一定范圍內進行全斷面深孔注漿加固地層。根據相關的勘察資料，本工程不考慮地下水位的影響。

2 評價指標

新建隧道拱頂與既有站底板之間凈距較小，故隧道施工過程中極易對既有站周圍土體造成擾動，進而引起既有軌道結構不平順、既有車站產生較大沉降變形。輕則降低乘客舒適性，嚴重時會影響既有線的正常運營[13]。為控制施工過程中既有結構的沉降變形，相關地鐵運營機構出臺了一系列規范。根據《北京軌道交通工程建設安全風險技術管理體系》中的相關規定，將各項變形限值整理如表1所示。

表1 地鐵結構及軌道變形控制指標 mm

根據表1的規定，在不超出限值的前提下，選取既有站底板的沉降變形作為各項施工參數如導洞開挖順序、開挖進尺、掌子面錯距的評價標準。

3 隧道施工參數分析

3.1 模型建立

根據圣維南原理，地下工程數值計算模型范圍一般取隧道開挖跨徑的3～5倍[14]，考慮到本工程隧道開挖對既有站周圍土體的擾動，確定整體模型X方向(即隧道開挖方向)長度為47 m，Y方向(垂直于隧道開挖方向)長度為120 m，高度為40 m。整體模型如圖5所示，既有站與新建隧道相對位置關系如圖6所示。

圖5 整體模型(單位：m)

圖6 既有站與新建隧道相對關系

根據現場地勘資料，土層可分為8層，均采用摩爾-庫倫本構模型。既有站頂板、側墻、中樓板、底板以及隧道初支、二襯、仰拱等均采用二維板單元模擬，既有站柱、圍護樁采用一維線單元模擬，對圍護樁底部施加約束限制其RZ方向的旋轉，所有支護結構均采用線彈性本構。模型涉及的土層及結構物理力學參數如表2所示。模型頂部為自由邊界，對于側面及底面均施加法向約束限制其移動。

表2 地層及模型材料力學參數

3.2 施工步序

本工程隧道截面可進行如圖7所示的劃分。

圖7 隧道截面劃分示意

按照相關設計資料，本模型共設置60個施工步驟，大體上可進行如下劃分。

階段一(步驟1)：設置初始應力場并位移清零。

階段二(步驟2～步驟12)：破除下穿段區間正線東、西側圍護樁，開挖下穿段1、2導洞土體并及時施作初支。

階段三(步驟13～步驟21)：下穿段區間左線二襯施作。

階段四(步驟22～步驟31)：開挖下穿段3、4導洞土體并及時施作初支。

階段五(步驟32～步驟40)：下穿段區間右線二襯施作。

階段六(步驟41～步驟51)：破除下穿段出入段左右線東、西側圍護樁，開挖下穿段5，6，7，8，9，10導洞土體并及時施作初支。

階段七(步驟52～步驟60)：下穿段區間中線及出入段左、右線二襯施作。下穿施工完成如圖8所示。

圖8 下穿施工完成

3.3 模型驗證

為驗證數值模擬的可靠性，選取下穿施工完成后區間正線隧道拱頂沉降以及圍護樁水平位移為兩個指標進行對比分析(圖9、圖10)。

圖9 隧道拱頂沉降模擬值與實測值對比

圖10 圍護樁水平位移模擬值與實測值對比

由圖9、圖10可得，隧道拱頂沉降與圍護樁水平位移模型模擬值稍大于現場實測值，兩者數值雖不完全吻合，但誤差在可接受范圍內且具有相同的變化趨勢，由此驗證了數值模擬的可靠性，為進行隧道施工參數優化提供了可靠依據。

3.4 結果分析

圖11 典型截面位置

為了便于分析既有站結構的沉降變化特征，在既有站底板上分別沿隧道開挖方向及垂直于隧道開挖方向選取典型截面。其具體位置如圖11所示。其中，截面1為區間隧道中線在既有站底板上對應位置，截面2為既有站底板長度方向中位線，O點為兩截面在既有站底板上的交點。

3.4.1 導洞開挖順序

本工程下穿段為四線隧道，導洞數量較多，在開挖時容易產生“群洞效應”[15]而使得既有站產生較大沉降。為研究不同導洞開挖順序下既有結構的沉降變化特征以及確定最優的導洞開挖順序，設置如表3所示的工況進行數值模擬，并對結果進行分析對比。

表3 導洞開挖順序工況

圖12是隧道下穿過程中，上述6種工況下既有站底板O點沉降變化曲線。分析曲線可得，先上后下開挖導洞引起O點發生隆起變形，且3種工況沉降變化曲線具有相同的變化趨勢；先下后上開挖導洞引起O點發生沉降變形，且3種工況沉降變化曲線具有相同的變化趨勢。然而，先下后上開挖導洞施工過程中既有站沉降超過3 mm的限值。

圖12 不同導洞開挖順序既有站底板變形曲線

圖13 不同導洞開挖順序截面1沉降槽

圖13及14分別是不同工況下穿施工完成既有站底板截面1及截面2沉降槽。分析兩曲線可得，先上后下開挖的3種工況和先下后上開挖的3種工況分別有相同的變化趨勢。先下后上開挖導洞引起的既有站沉降超過了3 mm的限值，且工況1(先上后下，先邊后中)開挖導洞引起的既有結構的沉降最小。由此可確定工況1(先上后下，先邊后中)可以有效抑制群洞效應，先上后下，先邊后中是最合理的導洞開挖順序。

圖14 不同導洞開挖順序截面2沉降槽

3.4.2 開挖進尺

參考Terzaghi松散介質平衡理論[16-17]對開挖進尺的合理范圍進行計算,以確定開挖進尺的模擬工況。其計算公式為

式中，b為隧道開挖進尺；c為土體黏聚力；φ為土體內摩擦角；γ為土體重度；q0為地面超載；l1為隧道截面寬度；h為隧道埋深。

經計算，得到合理開挖進尺b=1.86 m。考慮到本工程區間隧道采用CRD法開挖且進行深孔注漿預加固，上式計算結果偏于安全，故設置如表4所示的不同工況進行數值模擬，并將模擬結果進行分析對比。

表4 隧道開挖進尺工況

圖15及圖16分別是不同工況下穿施工完成后既有站底板截面1及截面2沉降槽。分析曲線可得，不同開挖進尺下既有結構沉降變化曲線具有大致相同的變化趨勢。隨著開挖進尺的增大，既有結構的沉降變形逐漸增大。分析原因是開挖長度越長，初支封閉時間越長，造成圍巖暴露使得隧道變形增大，故隧道開挖應遵循“短進尺”的原則。工況7(開挖進尺為1.5 m)引起的既有結構的沉降變形最小，然而，其結果與2 m的開挖進尺引起的既有結構沉降差別不大，考慮盡可能加快施工速度，施工進尺選取2 m為宜。

圖15 不同開挖進尺截面1沉降槽

圖16 不同開挖進尺截面2沉降槽

3.4.3 掌子面錯距

在已確定開挖進尺為2 m的基礎上，為研究不同掌子面錯距下既有結構的沉降變化特征，選取掌子面錯距為2 m的整數倍，考慮施工進度的安排其值不宜過大。設置如表5所示的不同工況進行數值模擬，并將模擬結果進行分析對比。

表5 掌子面錯距工況

圖17是隧道下穿過程中，上述4種工況下既有站底板O點沉降變化曲線。分析曲線可得，4種工況沉降變化曲線具有相同的變化趨勢，既有結構沉降集中發生在區間中線二襯施作過程中。

圖17 不同掌子面錯距既有站底板變形曲線

圖18 不同掌子面錯距截面1沉降槽

圖18及19分別是不同掌子面錯距下穿施工完成后既有站底板截面1及截面2沉降槽。分析曲線可得，不同工況的沉降槽變化趨勢一致。隨著掌子面錯距的增大，既有結構沉降逐漸減小。分析原因是掌子面錯距越小，上下導洞開挖產生的疊加效應越大，增大掌子面錯距，待先開挖導洞穩定后再進行下導洞開挖，可以有效削弱開挖產生的疊加效應。然而，掌子面錯距越大，施工周期越大。綜合考慮施工安全與施工速度，掌子面錯距取6 m為宜。

圖19 不同掌子面錯距截面2沉降槽

3.4.4 臨時支護拆除長度

為研究不同臨時支護拆除長度下既有結構的沉降變化特征以及確定最合理的臨時支護拆除長度，在對相關工程實例[18-20]深入研究的基礎上，結合本工程設計資料，設置如表6所示的不同工況進行數值模擬，并將模擬結果進行對比分析。

表6 臨時支護單次拆除長度工況

圖20是隧道下穿過程中，上述4種工況下既有站底板O點沉降變化曲線。分析曲線可得，隨著臨時支護單次拆除長度的增加，施工步驟逐漸減少。4種工況沉降變化曲線具有相同的變化趨勢，既有結構沉降變形集中發生在最后幾步，即區間中線二襯施作過程中。

圖20 不同臨時支護拆除長度既有站底板變形曲線

圖21 不同臨時支護拆除長度截面1沉降槽

圖21及圖22分別是不同工況下穿施工完成后既有站底板截面1及截面2沉降槽。分析曲線可得，不同臨時支護單次拆除長度下既有結構沉降變化曲線具有大致相同的變化趨勢。隨著臨時支護單次拆除長度的增大，既有結構沉降變形逐漸增大，分析原因是臨時支護單次拆除長度越大，對新建隧道周圍土體產生的擾動越大，從而使得新建隧道拱頂及洞身產生了較大的收斂。欲控制既有結構的沉降變形，應盡可能減小臨時支護單次拆除長度。然而，單次拆除3 m及6 m引起的既有結構沉降相差不大，且考慮到單次拆除3 m會增大施工周期，故確定臨時支護單次拆除長度取6 m為宜。

圖22 不同臨時支護拆除長度截面2沉降槽

3.4.5 有無圍護樁

為研究既有站東西兩側圍護樁對控制施工過程中既有站沉降變形起到的作用，控制施工參數(開挖進尺、掌子面錯距、臨時支護單次拆除長度、導洞開挖順序)不變，分別對有無圍護樁兩種工況進行數值模擬，并將模擬結果進行分析對比。

圖23是隧道下穿過程中，有無圍護樁兩種工況既有站底板O點沉降變化曲線。分析曲線可得，兩種工況沉降變化曲線具一致的變化趨勢。且可很明顯看出，有圍護樁工況下既有結構沉降變形更小。

圖23 有無圍護樁既有站底板變形曲線

圖24及圖25分別是上述兩種工況下穿施工完成后既有站底板截面1及截面2沉降槽。分析曲線可得，有無圍護樁兩種工況既有結構沉降變化曲線具有大致相同的變化趨勢。若不設置圍護樁，則既有結構沉降超過3 mm的限值，而若設置圍護樁，既有結構沉降減少了16%，可見既有站東西兩側圍護樁對于控制下穿過程中既有站沉降發揮了很大作用。

圖24 有無圍護樁截面1沉降槽

圖25 有無圍護樁2沉降槽

4 結論

(1)“先上后下”的導洞開挖順序引起的既有結構沉降變形小于“先下后上”的開挖順序。其中，“先上后下、先邊后中”引起的既有結構沉降變形最小，可確定為最優的導洞開挖順序。

(2)開挖進尺越大，既有結構沉降變形越大，故在隧道開挖過程中應遵循“短進尺”的原則，本項目隧道開挖進尺取2 m為宜。

(3)掌子面錯距越大，既有結構沉降變形越小。綜合考慮施工安全與施工速度，本項目掌子面錯距取6 m為宜。

(4)臨時支護單次拆除長度越大，既有結構沉降變形越大。臨時支護單次拆除3 m與6 m引起的沉降相差不大，綜合考慮施工安全及施工速度，本項目臨時支護單次拆除長度取6 m為宜。

(5)既有站東西兩側設置圍護樁可以有效控制下穿過程中既有站的沉降變形。