暗挖地铁车站隧道与风道交叉段群洞施工力学特性研究

赵志民 赵东平 涂怀宇 缪振畴 刘晓贺

(1. 中国水利水电第五工程局有限公司,成都 610066; 2. 西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,成都 610031;3. 西南交通大学土木工程学院,成都 610031)

引言

重庆地铁4 号线玉带山站车站隧道跨度大、施工导洞及出入口众多,在空间上相互组合,形成复杂的“群洞”,施工期间结构受力及变形特征均较为复杂。另一方面,由于该隧道采用4 层12 导洞开挖,施工过程中存在多台阶开挖、预留中岩柱、临时支护拆除顺序与不同导洞开挖协调等问题,结构体系的变形及内力控制难度大,施工全过程中车站隧道及部分导洞结构的安全风险较高。 特别是车站末尾端头处,2 个大跨风道通道与车站隧道在同一里程对侧相交,进一步增加了施工难度。

群洞“时空效应”受到诸多学者的广泛关注。 吴波以地表沉降作为施工控制目标,结合动态规划原理,建立群洞隧道开挖顺序优化模型,对复杂群洞隧道施工过程中地表沉降的空间效应进行三维仿真模拟[1];吕波对单跨三洞地下局部双层分离岛式车站群洞效应进行研究,优化车站总体施工顺序,提出群洞结构的施工方案[2];庄宁等针对小净距大跨度群洞隧道施工顺序工况进行数值模拟,分析隧道不同间距对群洞隧道的影响,优化隧道施工方案[3];夏志强以北京地铁五号线和平西桥站—北土城东路站区间突变大断面群洞隧道为工程依托,采用数值方法分析群洞隧道施工对地表沉降的影响规律,优化群洞隧道施工方案[4];杜建华等运用FLAC3D 软件模拟分析地铁车站周围土体应力、塑性区和位移的基本变化规律,确定群洞效应下开挖顺序的推荐方案[5]。

在预留中岩柱的多导洞开挖工法方面,也有较多学者开展相关研究。 刘宁通过数值模拟及室内模型试验对浅埋大断面隧道双洞中岩柱法施工方案进行动态模拟,并结合实测数据分析中岩柱施工引起的隧道围岩力学特性变化情况,结果显示中岩柱开挖围岩应力有突变过程[6];高海东基于厦门某隧道分析不同施工工法对中岩柱及隧道力学特征的影响[7];李军等以哈尔滨双连拱隧道工程为背景,分析导洞施工对中岩墙的力学性能影响[8];余熠依托某浅埋大断面隧道,采用数值方法研究双侧壁导坑法施工力学特性[9];皇甫明分析台阶长度和核心土长度对隧道工作面的内净空水平收敛位移、工作面前方土体的地层沉降及其主应力分布等的影响[10];既有研究还表明,不同拆撑方案对隧道拱顶沉降及结构安全性均会产生影响[11-12],针对临时支护,特别是中岩柱两侧的临时支护,其拆除方式和拆除时机的选取显得尤为关键。

综上所述,复杂洞室建设受到施工方式的影响较大,不同开挖工序及方式均意味着对围岩施加不同荷载。 在施工期间不断变化的洞型和加载方式,影响着施工期间的围岩应力、塑性区分布、地表及洞周位移。群洞开挖工序、中岩柱一次开挖长度及临时支护的一次拆除长度等都与隧道支护结构的空间力学特征直接相关,而既有研究中对上述问题尚未形成系统的解决方案。 在此背景下,以重庆地铁4 号线玉带山超大断面暗挖车站为工程依托,采用数值方法对暗挖地铁车站端头处交叉群洞施工力学特性开展研究,以期探明群洞空间施工效应、支护结构空间相互影响规律等问题,相关研究成果可为类似工程参考借鉴。

1 工程概况

重庆地铁4 号线玉带山站正上方为南石家园小区,车站南侧为已建轨道交通环线玉带山车站,与本站采用通道换乘,车站及各个出入口平面布置见图1。 车站横向开挖最大宽度为28 m,最大高度为30 m,车站设计为复合式衬砌结构。 车站末端里程主洞结构设计轮廓见图2,其中初期支护为两层28 cm 厚的C25 喷混结构,二衬为110 cm 厚的C40 钢混结构。 车站拱顶埋深26~45 m。 车站隧道洞身主要处于中风化砂质泥岩地层,围岩等级为Ⅳ级。 车站起点里程为YK3+505,车站终点里程为YK3+747,车站总长度为242 m。

图1 玉带山车站区间平面位置关系示意

图2 玉带山车站隧道横断面

结合工程实际,主要研究车站终点端头里程桩号YK3+707.466~YK3+747.466 共40 m 范围内的车站隧道、3 号风道及6 号风道及其组成的空间群洞结构,该范围内的车站隧道和风道通道相互位置关系以及该区段地质情况见图3。

图3 车站隧道纵断面

由图3 可知,3 号风道靠近端头侧距车站隧道尾部端头约11 m,6 号风道靠近端头侧距车站隧道尾部端头约2 m,两风道位于车站隧道两侧,呈空间正对相交的状态。 施工方式及工序的不同会对洞室群空间结构受力有较为显著影响,故拟采用三维数值模拟的方法对上述两风道与车站隧道的不同施工顺序进行组合分析,并结合工程实际推荐最优施工方案。

2 车站隧道施工方案

根据设计方案,车站隧道主洞采用4 层12 导洞法开挖,各个导洞开挖顺序见图4(图中数字为导洞及台阶编号)。 主洞开挖完成后,再分别开挖3 号及6 号风道,由于2 个风道距离隧道主洞端头较近,2 个风道隧道开挖后,主洞隧道支护结构在环向上会出现临空段,进而形成复杂的空间群洞效应。 因此,为了确保施工安全,对车站隧道的开挖顺序研究十分必要。 根据工程类比并结合现场施工安排,初步选定2 种不同工序组合方案进行分析论证,玉带山车站隧道群洞施工工序见表1。

表1 玉带山车站隧道群洞施工工序

图4 玉带山车站终点端头区间空间结构示意

3 风道导洞开挖工序优化分析

3.1 数值模型及边界条件

为了分析上述复杂群洞空间力学特性,采用有限差分程序FLAC3D 建立车站隧道三维数值模型,数值模型空间结构示意见图5。 车站3 号风道开挖宽度为15.6 m,高度为22 m;6 号风道开挖宽度为9.6 m。 风道隧道和车站隧道数值模型及尺寸见图6。

图5 数值模型空间结构示意

图6 风亭组及车站主体空间结构模型

在数值模型中,用零模型来模拟隧道围岩的开挖,用弹性模型来模拟车站隧道及风道的支护,用摩尔-库仑模型模拟围岩。 在数值模型中,围岩采用实体单元模拟,初期支护及临时支护均采用结构单元模拟。整体数值模型中实体单元总数为67 260 个,结构单元总数为16 614 个。 数值模型的边界条件为:上表面为自由边界,其余面均设置法向位移约束。

3.2 数值计算参数的标定

根据玉带山车站隧道地质勘察报告,同时参考TB10003—2016《铁路隧道设计规范》选取围岩、支护结构物理力学参数,为了保证数值计算的准确性,对玉带山车站泥岩试件开展单轴、三轴压缩试验,将泥岩试件按照GB/T 50266—2013《工程岩体试验方法标准》的制样要求加工成ϕ50 mm、高100 mm 的标准圆柱体试件,进行单轴、三轴压缩试验,加压过程见图7。

图7 泥岩试件压缩试验及结果

结合玉带山车站现场掌子面揭示情况,将所得泥岩岩石参数换算成泥岩岩体参数,结果见表2。

表2 围岩及支护力学参数取值

为了验证实验参数的合理性,在施工现场车站里程YK3+667 处布置地表沉降测线,位置见图8,并与数值计算结果进行对比分析,结果见图9。

图8 地表沉降测线平面位置

图9 地表沉降计算值与实测值对比

由图9 可知,最终数值计算结果与现场施工实测值相比,无论是沉降影响范围还是沉降的量值上均较为接近。 故可以认为数值计算选取的材料参数和设定的边界条件与现场实际基本相符。

3.3 施工过程模拟

依据设计方案,该隧道开挖顺序为:首先开挖主隧道1、2、3、4 部导洞,然后开挖中岩柱8、9 部,然后,拆除端头主隧道1~3 层的临时支护。 在这个状态下,利用主隧道开挖出的空间形成工作空间,分别开挖3 号及6 号风道。 6 号风道采用两台阶法开挖,3 号风道采用三台阶CD 法开挖,各个台阶开挖的顺序及隧道群洞各个阶段的空间状态见图10。

图10 暗挖车站隧道群洞开挖工序示意(工况二)

原设计方案考虑仅在3 号风道处开1 个导洞,以方便隧道洞内形成贯通风道,3 号风道其他各个分部待主隧道结构封闭成环后再进行开挖。 因此,群洞分析主要考察3 号风道17 部和18 部与6 号风道的开挖顺序对群洞区段主洞结构的影响。 工况一与工况二相比仅3 号风道左右上导洞开挖顺序不同,其余步骤均一致。

3.4 隧道拱顶沉降分析

为研究3 号风道左右上导洞开挖顺序对主洞结构变形的影响,在车站隧道结构拱顶处布置2 个位移测点,测点具体布置见图11。 提取两种工况在各个工序时两测点的沉降值,绘制成测点沉降随开挖工序的变化曲线,见图12。

图11 隧道拱顶位移测点布置

图12 隧道拱顶位移测点沉降变化曲线

由图12 可知,两测点处支护结构沉降随着开挖工序的推进在不断增大,最终状态靠近端头处测点1 沉降大于测点2 处,工况二先行施工3 号风道右上导洞(靠近端头处)引起的车站隧道结构拱顶处沉降要大于工况一。 分施工阶段来看,车站隧道5~8 号台阶的开挖及最终3 号风道临时支护的拆除导致的单个阶段拱顶沉降均大于1 cm,这两个阶段位移增量显著大于其余施工工序。 最终状态工况二施工引起的测点1 处最大沉降为5.54 cm,测点2 处最大沉降为5.11 cm;工况一引起的测点1 处最大沉降为5.46 cm,测点2 处最大沉降为5.02 cm。 故从施工引起隧道支护结构变形的角度分析,采用工况一施工相对有利。

3.5 支护结构内力分析

为了进一步对2 种工法开挖最终状态支护结构的内力及安全系数值进行对比,选取图13 左所示的2 个内力研究断面,其中y=42 对应6 号风道隧道中线剖面,y=52 对应3 号风道隧道中线剖面。 以这2 个断面车站隧道支护结构各关键部位作为研究对象分析内力及安全系数有很好的代表性,研究选取的各初期支护关键部位分析单元见图13。

图13 内力研究断面及截面布置

工况一及工况二最终状态下,1-1 断面(y=52)处支护结构轴力及弯矩计算结果见图14、图15。

图14 1-1 断面各开挖步轴力值

图15 1-1 断面各开挖步弯矩值

由图14 可知,车站隧道结构拱顶及拱腰的轴力随开挖步呈现增大趋势,最终状态轴力从拱腰1→拱腰4(从左到右)依次增大,最大值在8 500 kN 左右(拱腰4)。 从开挖工序上看,拱顶支护结构轴力受车站隧道台阶开挖影响较大;两侧拱腰由于靠近3 号及6 号风道口,受风道导洞的开挖影响较大。 特别是6 号风道上导洞的开挖导致拱腰4 处轴力瞬时增大2 500 kN;3 号风道上导洞的开挖导致拱腰1 处轴力减小1 000 kN;主洞及3 号风道临时支护结构拆除时,拱顶及拱腰处轴力增大明显。 采用工况二施工时,在两侧风道施工阶段研究断面左拱腰处轴力增大7%,其余施工步骤轴力值均有所减小;而拱顶部位轴力在各施工阶段均有微量增加。 总体来看,工况二相比工况一轴力变化幅度小8%,这说明风道导洞开挖顺序对支护轴力影响有限。

由图15 可知,隧道拱顶弯矩受开挖步影响很小,弯矩基本保持稳定,而3 号及6 号风道开挖以及最后临时支护拆除时两侧拱腰处弯矩变化较为显著。 工况二施工对隧道拱顶部位弯矩影响较大,临时支护拆除前拱顶结构轴力相较于工况一最大增加45%,左拱腰受影响程度次之,右拱腰受影响最小。 总体来看,工况二相比工况一弯矩变化幅度较大,但是由于弯矩的绝对值不大,因此,综合轴计算结果,2 个工况差异并不显著。

根据内力计算结果求得研究断面各截面的安全系数随开挖步变化规律,见图16(显示方式与图14、图15 相同)。 安全系数的换算方法为

图16 1-1 断面各开挖步安全系数

式中,K为安全系数;N为轴力;φ为构件纵向弯曲系数,取1;α为轴向力的偏心影响系数;e为截面偏心距;Ra为混凝土或砌体的抗压极限强度;b为截面宽度;h为截面厚度。

由图16 可知,1-1 断面拱顶及拱腰处结构安全系数随开挖步的推进整体呈减小趋势,安全系数变化较明显的工序是3 号及6 号风道上导洞开挖工序;5~6 台阶的开挖及临时支护的拆除,安全系数变化规律与内力计算结果反映的趋势基本相符。 从不同部位看,拱顶处支护结构安全系数受两侧风道导洞开挖影响较小,拱腰处支护结构安全系数在两侧风道导洞开挖及车站隧道开挖时均有一定幅度增减。 采用工况二施工时,研究断面隧道拱顶部位安全系数相较于工况一有小幅减小,右侧拱腰安全系数无明显变化,而左侧拱腰处结构受影响较明显,工况二先行施工3 号风道靠近端头处上导洞,导致安全系数在该施工阶段下降约6%。 最终状态下,两个研究断面安全系数最小值为2.41(右拱腰、受压),满足规范要求。

为进一步研究3 号风道上导洞施工顺序对支护结构安全性的影响,依据内力计算结果换算出最终状态各两个工况研究断面特征截面处结构安全系数,结果见表3。

表3 工况一及工况二最终状态支护结构特征截面安全系数

由表3 可知,受两侧风道开挖的扰动影响,靠近开挖侧的车站隧道拱腰处结构安全系数显著低于其他部位。 安全系数从风道开挖侧到对侧呈不断增大的趋势(1-1 断面安全系数从拱腰1 到拱腰4 不断降低、2-2 断面安全系数从拱腰1 到拱腰4 不断增大),且均大于控制标准(2.0),有一定安全余量。 最终状态下,1-1 断面拱腰4 处安全系数最小(2.31,受压),相较于工况二的2.18 安全系数增加6.0%,其余部位采用工况一方案施工相较于工况二安全系数均有不同程度的增加。

综上,对于玉带山车站尾端区间的施工,推荐采用先行开挖3 号风道左侧上导洞的方案。

4 中岩柱开挖及拆撑影响分析

由第2 节施工方案可知,该车站隧道断面较大,受力复杂,在施工时先预留中间部分的中岩柱,但为了便于施工机械的运输并满足通风需求,需要拆除车站末尾端头部分区段的中岩柱及临时支撑,为此,有必要进一步分析中岩柱开挖及拆撑长度对隧道结构的影响范围。

4.1 中岩柱开挖影响规律分析

为了研究中岩柱开挖长度对所选研究断面的影响规律,在开挖模拟前,先在3 号风道中线剖面对应的车站隧道拱顶、拱腰及边墙处布置变形和应力测点,见图17。 中岩柱开挖过程中上述测点的位移计算结果见图18。 由计算结果可知,随着中岩柱掌子面的推进,各部位测点的位移值均呈现先增大后趋于稳定的规律,其中拱顶部位围岩受影响段主要集中在开挖掌子面距研究断面-8~5 m 范围内,拱顶处沉降增加1.18 mm,之后5 ~ 40 m 的开挖阶段拱顶测点沉降仅增加了0.09 mm,其余测点也有类似规律,各阶段位移增量见表4。

表4 测点位移随掌子面推进距离的阶段增量 mm

图17 研究断面及监测点位置示意

图18 测点位移随掌子面推进距离变化示意

由表4 可知,当掌子面距研究断面-8~5 m 时,各研究测点位移增量占整个中岩柱开挖过程的70%以上;当掌子面距离研究断面大于20m 以后,中岩柱开挖导致拱顶、边墙、左拱腰及右拱腰处测点新增的位移仅占位移总量的3.1%、5.6%、8.6%、7.0%。 因此,从位移影响来看,中岩柱开挖对研究断面的有效影响范围在20 m 以内。

为进一步研究中岩柱开挖推进对既有结构内力的影响,提取上述测点对应支护截面的内力值,结果见图19、图20。

图19 轴力随掌子面推进距离变化示意

图20 弯矩随掌子面推进距离变化示意

由图19 可知,当中岩柱掌子面与研究断面之间的距离在-8~20 m 之间时,随着中岩柱的开挖,研究断面拱顶支护轴力逐渐减小并趋于稳定,其他位置支护轴呈现出先增大后减小关逐渐稳定的规律;与轴力相比,中岩柱开挖对研究断面支护弯矩的影响较大,具体表现为拱顶及拱腰弯矩先减小后稳定,其余位置支护弯矩先增大,然后逐渐稳定。 总体来看,当中岩柱掌子面与研究断面之间的距离大于20 m 以后,研究断面支护各个位置内力几乎不再变化。 中岩柱开挖对研究断面支护轴力的影响程度排序为拱顶>左拱腰>右拱腰>边墙,最终由内力换算出的安全系数值均大于2.0,表明研究断面隧道衬砌结构均处于安全状态。

因此,综合位移及内力计算结果,中岩柱开挖对车站隧道的有效影响范围为20 m。

4.2 临时支护拆除影响规律分析

布置与4.1 节中相同的监测点,研究拆除临时支护对隧道结构的影响范围,计算结果见图21。 其中第一阶段为车站隧道的第一层横撑和第一及第二层竖撑的拆除,第二阶段为车站隧道的第二层横撑和第三层竖撑的拆除,第三阶段为3 号风道临时支护的拆除;横坐标-8~50 对应于车站隧道临时支撑拆除,横坐标1~7 为与3 号风道台阶对应和临时支护拆除。

图21 各拆撑阶段测点位移变化曲线

由图21 可知,当拆撑断面与研究断面距离在8~30 m 之间时,研究断面各个位置测点位移增加较为显著。 第一阶段上面两层临时支护的拆除对左拱腰及拱顶的影响较大,边墙及右拱腰处结构位移随拆撑推进增加较为平缓;第二阶段拆除车站隧道端头处的第二层横撑及第三层竖撑时各部位位移增加2~4 mm。 该区段为车站隧道尾端仅存的全环结构,初期支护与临时支护的组合结构对维持车站端头稳定起很大作用,此处的拆撑为施工中的关键工序。 第三阶段3 号风道的第一层竖撑及第二层靠近端头横撑的拆除导致车站隧道研究断面拱顶及左拱腰处结构位移增大约2 mm,右拱腰受影响程度次之,边墙受影响较小。

为进一步研究临时支护拆除对既有结构的影响规律,提取与上述测点对应位置支护截面轴力、弯矩值。根据式(1)和式(2)可求解出结构安全系数,拆撑阶段的支护结构安全系数计算结果见图22。

图22 拆撑阶段研究断面结构安全系数

由图22 可知,研究断面支护结构安全系数在第一阶段拆撑时降低最显著,特别是拱顶及左拱腰处安全系数在第一阶段降低约1.5,右拱腰处安全系数降低约1.0,边墙处安全系数降低0.5;拆撑断面距研究断面超过30 m 后结构的安全系数趋于稳定;第二阶段各部位安全系数值降低约0.5。 当拆撑面距研究断面超过30 m 后结构的安全系数也趋于稳定。 第三阶段3 号风道临时支护的拆除也导致右拱腰及边墙处安全系数的减小,减小幅度在0.25 左右,其中5 号横撑的拆除影响最为显著;对于左拱腰及拱顶处隧道衬砌,3 号风道临时支护的拆除降低该处衬砌的弯矩值,增加结构安全性。 同时需要注意,在拆除车站隧道临时支护时,衬砌边墙安全系数已经小于控制标准要求(受压时K>2.0),3 号风道临支拆除后,边墙截面安全系数进一步降低至1.5 以下。 因此,建议施工过程中对两风道与车站隧道交叉处边墙的支护进行适当加强;3 号风道的开挖及拆撑方式也有进一步优化的空间,例如仅开挖上导洞,其余导洞挂洞门处理等。

综合分析研究断面支护变形及内力计算结果,拆撑对研究断面影响范围在30 m 范围内,超过30m 后结构的位移及内力均趋于稳定。 研究表明,拆撑环节关键工序分别为车站隧道端头处临时支护的拆除,3 号风道第一层竖向临时支护的拆除,3 号风道第二层靠近端头横向临时支护的拆除。

5 结论

以重庆地铁4 号线玉带山暗挖车站隧道为工程依托,采用三维数值方法对超大跨地铁暗挖车站隧道群洞效应及施工力学特性开展了研究,主要结论如下。

(1)车站隧道下部两层台阶的开挖及3 号风道临时支护的拆除导致的单个阶段拱顶沉降均大于1 cm,施工时需采取控制措施。 先行施工3 号风道右上导洞(靠近端头处)引起的车站隧道结构拱顶沉降要大于先行施工远离端头处导洞。

(2)隧道拱顶支护内力在车站隧道施工阶段增长较大,拱腰处内力则是在两侧导洞的开挖时增长更为明显。 先行施工3 号风道远离车站端头的左侧上导洞更对支护结构受力较为有利,综合考虑车站支护结构变形及内力变化规律,工况一为较优方案。

(3)车站隧道及3 号风道临时支护拆除对研究断面支护结构位移和内力的影响较为显著,是施工中的关键工序。 车站隧道端头的全环结构及底部两层临时支护对维持隧道结构稳定性起着至关重要的作用,建议这部分临时支护拆除前宜采用控制措施并加强施工监测。

(4)预留中岩柱的开挖对车站隧道结构的有效影响范围在20 m 以内,各部位的受影响程度排序为拱顶>左拱腰>右拱腰>边墙,中岩柱开挖对既有隧道结构影响程度小于拆撑工序,开挖完成后结构仍有一定安全余量。

(5)当拆撑断面与研究断面距离小于30 m 时,车站隧道临时支护拆除对既有结构影响明显。 影响较大的拆撑关键部位分别为:车站隧道端头处临时支护、3 号风道第一层竖向临时支护、3 号风道第二层靠近端头的横向临时支护。 在进行车站隧道第三层临时支护拆除时,研究断面边墙处结构安全性已经低于安全控制标准,建议施工时需加强两风道与车站隧道交叉处边墙的支护。