大断面双洞组合顶管开挖面稳定性研究

时间：2024-07-28

吴祥，张宏伟，宋棋龙，苏栋，4，5

（1、中国水利水电第十一工程局有限公司郑州 450001；2、中电建南方建设投资有限公司广东深圳 518052；3、深圳大学土木与交通工程学院深圳 518060；4、滨海城市韧性基础设施教育部重点实验室（深圳大学）深圳 518060；5、深圳市地铁地下车站绿色高效智能建造重点实验室深圳 518060）

0 引言

近年来，矩形、类矩形隧道在国内逐渐开始推广应用［1-3］。矩形顶管因具有断面利用率高、施工扰动小等优点，在城市地下工程建设中应用越来越多，且断面面积有不断增大的趋势。但对于大断面顶管工程，维持开挖面稳定性的难度增加，这给施工安全带来了较大挑战［4］。许多学者针对矩形顶管开挖面稳定性问题开展了研究，如黄德中等人［1］采用小应变硬化（HSS）模型，建立宁波地铁3 号线矩形顶管试验段工程的数值模型，考虑埋深与支撑荷载等因素，对施工过程的开挖面变形进行了分析；许有俊等人［5］采用数值模拟与理论分析，研究砂砾石地层大断面矩形顶管开挖面的稳定性，并与现场监测的沉降数据进行了对比分析；丁万涛等人［6］依托济南地铁R1号线大杨庄站的隧道工程，采用有限元软件建立大直径顶管施工的数值模型，并将数值结果与地表监测值进行对比验证；丁家浩等人［7］基于极限分析上限定理，建立了大断面矩形顶管隧道开挖面稳定性的三维极限分析方法，最后结合工程实例开展了模型可靠性验证。然而，目前的研究主要集中于单洞大断面矩形顶管的开挖面稳定性，对于多洞组合顶管的分洞方式和施工顺序对开挖面稳定性的影响研究甚少。

本文以深圳某地铁站顶管工程为背景，采用三维有限元方法研究了大断面多洞组合顶管开挖面的主被动破坏形式，重点研究了分洞方式和施工顺序对开挖面稳定性及极限支护应力的影响规律，得出不同工况下的支护应力控制范围，为实际工程提供有益参考。

1 工程背景

深圳某地铁顶管工程第3 个车站，位于帝堂路与沙井路交叉路口，沿规划沙井路方向布置，车站周边主要为密集的城中村。本站为地下二层岛式车站，车站总长240 m，有效站台宽度12.6 m，车站结构埋深20.61 m。根据地勘资料显示，场地范围内自上而下揭露地层依次为：人工填土、淤泥、粉质黏土、砂质黏性土、全-强风化岩。

车站站址范围内存在新建不久的现浇钢筋混凝土箱涵，如果采用传统的明挖施工方案，不可避免地要进行箱涵改迁，将大大增加工程费用，而且对城市环境、居民生活及出行影响巨大，造成恶劣的社会影响。因此工程采用车站两端头明挖顺作法，中间部分暗挖顶管法的施工方案。

2 三维数值分析模型

2.1 数值模型

由于地铁车站断面尺寸较大（长22.6 m、高13.6 m），采用全断面单洞顶进存在设备造价高、开挖面稳定性不易控制等问题，因此有必要研究不同的分洞顶进方式对开挖面稳定控制的影响规律，从而确定合理的分洞及工序。本文共研究了3 种不同的分洞方式，如图1所示，红色实线表示全断面一次顶进施工，紫色虚线表示分为左右两个半断面顶进施工，绿色点线表示分为上下半断面顶进施工。

图1 分洞方式Fig.1 The Ways of Section Splitting

采用PLAXIS 3D有限元软件建立矩形顶管施工开挖面稳定分析模型。如图2 所示，模型的长度（X轴）、宽度（Y轴）、高度（Z轴）分别为60 m、60 m、35 m。开挖面尺寸为22.6 m（长）×13.6 m（高），覆土厚度为7 m。模型边界条件设定如下：顶面为自由边界，4个侧面的约束为法向固定，底面为固定边界，同时不考虑渗流影响。为保证计算精度，掌子面及周围地层进行网格加密处理，对于全断面单次顶进模型，网格单元总数为61 775，节点总数为90 230；其它工况单元和节点总数略有不同。

图2 全断面顶进数值模型Fig.2 Numerical Model for Full-section Jacking （m）

2.2 土体本构模型及参数

2.3 分析工况

对于左右两个半断面顶进施工和上下两个半断面顶进施工面临着施工顺序的选择问题，尤其是分上下两个半断面施工，“先上后下”或“先下后上”的施工顺序其开挖面稳定性不同，因此需要分别进行分析，而“先左后右”和“先右后左”并没有实质的区别，因此只分析其中一种情况即可。

如图3所示，共分析了全断面施工、“先左后右”半断面施工，“先上后下”半断面施工和“先下后上”半断面施工共4 种不同的方案。在图3 中，“红色”线框表示已顶进断面，“黑色”线框表示现顶进断面，对于不同的施工方案，顶管掌子面将存在7种不同的工况，如表1所示。

表1 掌子面工况Tab.1 Conditions of Excavation Face

图3 施工方案Fig.3 Construction Schemes （m）

2.4 施工过程模拟

顶管机施工是动态顶进的过程，本文研究聚焦于不同分洞方式和施工顺序对开挖面稳定性的影响，因此忽略顶进的过程，而采用如下步骤进行模拟分析：①建立地层模型，采用“K0”过程生成初始应力场；②一次性顶进长度20 m（“冷却”土体单元），“激活”开挖面上与原始地层侧向土应力相等的支护应力；③支护应力逐步减小（或增加），开挖面前方土体位移增大，直至支护应力变化很小而土体水平位移量急剧增加时，认为开挖面已发生主动（或被动）破坏，计算终止［10］。

3 计算结果及分析

3.1 掌子面失稳破坏判定

首先以全断面施工（即GK-1）掌子面主动破坏为例，说明掌子面失稳破坏的判定方法。如图4 所示，X轴为支护应力比P/P0，其中P为支护应力，P0为初始支护应力，Y轴为开挖面最大水平位移。随着P/P0逐渐减小，水平位移增大，当P/P0靠近临界值时，水平位移变化剧烈。为找到“失稳点”，在图4中给出了P/P0=0.52、0.47、0.44、0.41 四个时刻的开挖面塑性点分布图，可以发现随着P/P0减小，塑性点逐渐由开挖面边部发展至中部，当塑性点布满开挖面前方区域（P/P0=0.44），应力-位移曲线的斜率也出现较为明显的变化，此点可定义为掌子面的主动失效点。

图4 GK-1主动破坏的判定Fig.4 Determination of the Active Failure Point of GK-1

3.2 极限支护应力

图5 给出了7 个工况的开挖面主、被动失稳过程的应力-位移曲线。在图5⒜中，不同工况下的主动破坏应力-位移曲线变化趋势相似，按照上节介绍的塑性区是否贯通的方法，可确定出GK-1 的主动失效应力比P/P0最大，约为0.44，GK-5 的主动失效应力比P/P0最小，约为0.05，其余5 个工况的主动失效应力比P/P0相近，位于0.2～0.3 区间。根据图5⒝，可确定出GK-1的被动失效应力比P/P0最小，约为2.35，GK-5的被动失效应力比P/P0最大，约为4.25，其余5个工况的被动失效应力比P/P0相近，位于2.75～3.0区间。

图5 不同工况下的主动、被动破坏过程Fig.5 Active and Passive Failure Process under Different Cases

表2 列出了7 个工况的主、被动失效应力比，可以发现，采用图3⒝的“先左后右”半断面施工施工方式，GK-2（左）与GK-3（右）的开挖面支护应力可控范围相近，分别为0.28P0～2.83P0、0.26P0～2.93P0。采用图3⒞的“先上后下”半断面施工方式，GK-4（上）与GK-5（下）的可控范围分别为0.24P0～2.95P0、0.05P0～4.25P0。采用图3⒟的“先下后上”半断面施工方式，GK-7（上）与GK-6（下）的可控范围分别为0.24P0～2.76P0，0.28P0～3.07P0。对于GK-1，其顶进断面最大，维持开挖面稳定的能力最弱，支护应力可控范围最窄；对于GK-5，由于上半断面结构已顶进，限制了下半断面的土体位移以及塑性点的发展，上部结构起到了“遮帘”效应，减少了受扰动的地层区域，因此下半断面开挖面的支护应力可控范围最广；对于其余5个工况，半断面掘进相对独立，因此支护应力可控范围相近。

表2 失效应力比P/P0Tab.2 Failure Stress Ratios P/P0

在实际工程中，需因地制宜采取合适的施工方式。在地质条件优良、埋深适中、开挖面尺寸中等的情况下，可选用全断面施工方式，以节约成本与工期。但在地质软硬分布不均、埋深较浅、开挖面尺寸较大时，宜采用左右分洞的施工方式。而对于富水软弱地层且开挖面尺寸较大时，可考虑“先上后下”的分洞施工方式。由于沙三站场地不均匀，车站断面尺寸大且埋深较浅，因此可采取左右分洞的施工方式。