地裂缝场地地铁隧道施工CRD工法优化研究*

2021-06-10黄强兵肖双全苟玉轩王友林

工程地质学报 2021年2期

关键词：进尺工法断面

杨招黄强兵② 肖双全苟玉轩王友林

(①长安大学地质工程系，西安 710054，中国)

(②长安大学西部矿产资源与地质工程教育部重点实验室，西安 710054，中国)

(③北京市政路桥集团股份有限公司，北京 100068，中国)

(④陕西省城市地质与地下空间工程技术研究中心，西安 710068，中国)

0 引言

随着我国社会经济的高速发展，城市化进程的快速推进，城市人口密度急剧增大，城市地面交通面临巨大压力，交通拥堵现象十分普遍，这给城市居民生活和出行带来了极大不便。为缓解城市交通压力，我国正大力进行城市轨道交通建设，地铁建设规模之大，前所未有。西安作为我国历史名城，十三朝古都，旅游胜地，致力于成为国际化大都市，近年来地铁建设正在快速推进中。然而，西安市地理位置上属于内陆盆地，特殊的地质构造条件，加上开采地下水，导致地裂缝地质灾害十分发育。近年来其活动逐步减缓，但仍对在建的西安地铁构成严重威胁，几乎所有地铁线路均不可避免地穿越地裂缝带(彭建兵等， 2012；黄强兵等， 2019a)。为了保证地铁隧道穿越地裂缝场地的安全性，施工方法目前主要采用浅埋暗挖CRD工法，结构上采取分段设缝、扩大断面等防治措施应对地裂缝活动带来的影响(黄强兵等， 2009a；彭建兵等， 2012)。

关于西安地铁地裂缝问题，国内已开展了大量研究，主要集中在地裂缝错动对已建隧道的影响和设防问题(黄强兵等， 2007， 2009b， 2019a；孙萍等， 2008；胡志平等， 2011)，很少涉及地裂缝场地施工影响研究(徐明祥等， 2020)。从隧道施工工法研究来看，以往主要开展了不同工法的比较分析，现有CRD工法优化研究部分又侧重于公路隧道、铁路隧道及暗挖通道方面，针对城市地铁隧道穿越地裂缝场地CRD工法优化研究少之又少。如Masayasu et al. (1982)和Palmer et al. (2011)对浅埋暗挖隧道引起的地表沉降进行了三维边界元分析及理论推导； Gonzalez et al. (2011)介绍了数值解和解析解在马德里地铁新建隧道中的应用，对约60个试验段进行了数据采集及分析；崔小鹏等(2010)针对CRD工法及三台阶七步开挖工法进行了对比分析，并做了综合评价和改进；王旭东等(2011)以青岛地铁某车站为例，运用有限元分析方法研究了覆跨比与地表位移的关系，并分析了不同覆跨比下的开挖稳定性；孔祥兴等(2011)采用三维动态模拟和施工力学分析，研究了CRD工法与盾构法隧道先后施工间相互影响作用；陈梦月(2009)设计了6种不同的开挖与支护工况和两种不同的施工工序，对厦门翔安隧道陆域浅滩段开挖过程进行了三维数值模拟分析；许文锋等(2009)以Ⅴ级围岩条件下的某大跨度黄土隧道为研究对象，采用有限元数值模拟手段，对CRD工法中各个分部的开挖形状、开挖顺序以及支护形式进行了优化研究；王薇等(2017)和姚红伟等(2018)以某城市地下公路浅埋暗挖隧道为研究对象，采用数值模拟手段，进行了CRD工法优化与现场试验研究；党维维(2009)、李梦莎(2015)和程飞(2018)基于浅埋暗挖隧道的施工方法、地层变形的影响因素、地表沉降规律及支护加固方法，对CRD工法进行了优化分析。上述研究集中于CRD工法在黄土地区、陆域浅滩地区及地质条件差的城市地段等方面的应用分析，未涉及到地裂缝场地地铁隧道CRD工法施工优化研究。针对传统CRD工法如何更好地适用于地裂缝场地地铁隧道施工，能否进行优化，怎样优化，目前尚未有相关研究。

本文以西安地铁6号线隧道暗挖施工穿越地裂缝场地为研究工程背景，采用有限元数值方法，对地裂缝场地传统CRD工法和笔者提出的优化CRD工法隧道开挖进行了三维动态模拟，结合现场监测试验结果，对比分析两种工法下地表沉降、隧道拱顶沉降及隧道支护结构压力的变化规律，以期提出一种适用于地裂缝场地地铁隧道施工的优化CRD工法，为西安乃至其他地裂缝发育城市地铁隧道穿越地裂缝场地施工提供科学借鉴和技术参考。

表1 计算参数

1 工程概况

西安地铁6号线全长约为39.94 km，是西安市区向西南方向的一条骨干放射线路。西安地铁6号线一期工程线路起于西安市高新区南端，规划国铁南客站；在高新区向北沿西太路、亚迪路、锦业路、唐延路、高新路行进，在劳动南路设置一期工程终点站劳动南路站。一期工程线路长约20.52 km，均为地下线。其中丈八四路—丈八一路区间工程自丈八四路车站始，止于丈八一路车站，位于锦业路，与丈八三路和丈八二路相交，呈东西走向，区间设计里程为K21+758.800～K22+840.200，全长1081.400 m，分为盾构段和暗挖段，暗挖段隧道设计为双线隧道，其右线里程为K21+851.412～K21+996.412，断面开挖跨度为9 m，高为9.2 m，隧道支护设计参数见图1。

图1 隧道支护设计参数(单位：mm)

本文以西安地铁6号线丈八四路—丈八一路区间浅埋暗挖段右线K21+851.412～K21+996.412为研究对象，该区间隧道穿越f8地裂缝、1-1杂填土、2-1黄土状土、2-2粉质黏土、3-3粉质黏土、3-4粉土、3-6中砂、4-3粉质黏土等地层，隧道围岩综合分级为Ⅵ级。隧道埋深约为9.5 m，右线断面的地质剖面图见图2。其中f8地裂缝走向约NE43°，倾向SE，倾角约80°，与线路夹角约47°。

图2 地质剖面(单位：m)

2 优化CRD施工方法

地铁隧道过地裂缝场地原设计采取传统CRD工法(图3a)，在施工过程中严格遵循“管超前、严注浆、短进尺、强支护、紧封闭、勤量测”的施工原则(王梦恕， 2010)。传统CRD工法在施工过程中开挖面较小，施工工序多，临时中隔壁布设拆除困难，而且由于下台阶处预留作业空间较小且有临时中隔壁的存在，导致机械施工不便，对施工进度有一定影响。

图3 开挖工序

基于传统CRD工法存在上述问题，针对地裂缝场地本文对传统的CRD工法进行如下优化：(1)取消弯曲型临时仰拱，布设直线型临时仰拱； (2)改变导洞开挖顺序；(3)取消下台阶临时中隔壁，开挖纵向每2 m布设临时钢管支撑，便于拆除，减轻二次扰动； (4)提高临时仰拱布设位置约1～1.5 m，缩小上台阶施工面，扩大下台阶施工面，减少人工开挖量，增大机械使用率，加快施工进度； (5)上台阶进行预留核心土环向开挖，进一步减轻对周围土体扰动，其中核心土正面投影面积不少于开挖断面的一半。图3b为优化CRD工法施工开挖工序。

3 三维动态开挖有限元模型的建立

3.1 有限元模型

为了对比分析传统CRD工法和优化CRD工法两种工法的优劣，采用Midas GTS有限元软件，以西安地铁6号线丈八四路—丈八一路区间浅埋暗挖段右线K21+851.412～K21+996.412为原型建立了有限元计算模型如图4所示，模型尺寸为：长×宽×高=145 m×70 m×50 m，即竖向z为50 m，水平向x为70 m，纵向y为145 m。隧道埋深9.5 m，断面为马蹄型，地裂缝倾角为80°，与地铁隧道走向夹角为47°。模型采用混合网格生成器进行网格划分，对临近隧道区域进行网格加密控制处理。模型左右两端和前后两侧分别施加X方向和Y方向约束，底部施加Z方向约束。其中岩土体采用莫尔-库仑本构模型，初支喷混、中隔壁、临时钢支撑等隧道结构均采用弹性本构模型，地裂缝采用interface接触单元来模拟，interface接触单元参数与地裂缝参数一致，隧道结构采用板单元来模拟(图5)。数值模拟计算过程中，初始地应力场只考虑自重应力场，并做位移清零处理，方便后期数据处理。各层土体均视为连续均匀介质，隧道初次衬砌不考虑体积膨胀，二次衬砌不做考虑，超前小导管注浆加固区域通过改变相应区域土层属性来实现。开挖过程中合理运用Midas GTS自带的荷载释放系数功能，更好地实现土体开挖应力释放，与实际应力重分布过程达到一致。

图4 数值计算模型(单位：m)

图5 地铁隧道与地裂缝相交示意图

传统CRD工法循环开挖模拟过程为： ①超前支护； ②右上导洞一开挖支护； ③导洞一封闭成环5 m后，右下导洞二开挖支护； ④导洞二封闭成环10 m后，左上导洞三开挖支护； ⑤导洞三封闭成环5 m后，左下导洞四开挖支护。优化CRD工法循环开挖模拟过程为： ①超前支护； ②右上导洞一环向部分开挖支护； ③右上导洞一核心部分开挖支护； ④导洞一封闭成环5 m后，左上导洞二环向部分开挖支护； ⑤左上导洞二核心部分开挖支护； ⑥左上导洞二封闭成环5 m后，右下导洞三开挖支护； ⑦右下导洞三封闭成环5 m后，左下导洞四开挖支护。开挖断面及开挖模拟如图6，图7所示。

图6 开挖断面

图7 开挖模拟示意图

3.2 计算参数

根据勘察资料区间浅埋暗挖段主要地层为杂填土、黄土状土、粉质黏土①、粉质黏土②及粉质黏土③；衬砌采用C25混凝土，厚度为250 mm；地裂缝为软弱结构面，由粉土、细沙等松散物质填充，地层、衬砌及地裂缝计算参数见表1。为模拟实际开挖情况，设计了初始地应力场平衡、地裂缝激活、超前支护、隧道开挖、钢拱架安装、锁脚锚杆打设及喷射混凝土、拆除临时支护等多个施工步骤进行初支循环施工模拟计算。

4 数值模拟与现场监测对比分析

地铁隧道开挖必然会引起地表沉降变形，而地表沉降量的大小直接关系着开挖场地及邻近地表建(构)筑物和路面是否会发生变形破坏，因此施工过程中需要对地表沉降进行监测，对地表特征点沉降和地表最终沉降变形进行分析。

4.1 地表特征点沉降分析

首先进行地表特征点沉降随开挖进尺的变化规律研究，在开挖区间K21+851.412～K21+996.412内于隧道中轴线上方地表选取特征点5个(图8)，分别是点K21+865(位于上盘，距地裂缝60 m)、K21+895(位于上盘，距地裂缝30 m)、点K21+925(位于地裂缝带)、K21+955(位于下盘，距地裂缝30 m)、K21+985(位于下盘，距地裂缝60 m)。提取这5个特征点的竖向位移变化数据，分别作传统CRD工法地表特征点沉降曲线图(图9a)及优化CRD工法地表特征点沉降曲线图(图9b)。

图8 监测点布设图(单位：m)

图9 不同工法地表特征点沉降随开挖进尺的变化曲线

由图9可知，随开挖进尺增加地表特征点沉降曲线整体呈“反S型”，特征点沉降与离掌子面距离有关，距掌子面越远，沉降越小。从上盘到下盘沉降出现明显错台，且上盘特征点竖向位移值明显大于下盘特征点，这说明了地铁暗挖施工对上盘扰动大于下盘，地裂缝处最易发生扰动变形破坏。同时，优化CRD工法各特征点沉降量明显小于传统CRD工法，整体减少约为14 mm，这说明地裂缝场地优化CRD工法能更好地控制地面的沉降变形。

以特征点K21+895(位于上盘，距地裂缝30 m)为例，对比分析传统CRD工法和优化CRD工法两者施工开挖时对地表特征点的扰动情况(图10)。由图可知，当从地裂缝上盘向下盘方向掘进时，地表特征点沉降变形特征大致可分为3个阶段： ①开挖前微小变形阶段， ②开挖时急剧下沉变形阶段和③开挖后平稳变形阶段。传统CRD工法整体沉降变形明显大于优化CRD工法，采用传统CRD工法施工时，当开挖进尺为22.3 m即掌子面距特征点断面21.7 m时特征点K21+895受到扰动产生微小变形，沉降量较小仅为1.53mm；随后特征点K21+895进入急剧下沉变形阶段，且当掌子面位于特征点K21+895断面处，沉降速率到达峰值；直到当开挖进尺为94.8 m即掌子面距特征点断面50.8 m时特征点K21+895进入平稳变形阶段，此时沉降量为23.1mm，后随着开挖变形趋于稳定，最大沉降量为24.4mm，超过区间地表沉降报警值24 mm。采用优化CRD工法施工时，当开挖进尺为35.1 m即掌子面距特征点断面8.9 m时特征点K21+895受到扰动产生微小变形，沉降量较小仅为1.24mm；随后特征点K21+895进入急剧下沉变形阶段，且当掌子面位于特征点K21+895断面处，下沉速率到达峰值；直到当开挖进尺为83.6 m即掌子面距特征点断面39.6 m时特征点K21+895进入平稳变形阶段，沉降量为7.25mm，后随着开挖变形趋于稳定，最大沉降量为8.39mm，远小于区间地表沉降报警值24 mm。

图10 不同工法地表特征点沉降变形过程对比

传统CRD工法特征点K21+895微小变形阶段为开挖进尺0～22.3 m段，即22.3 m；急剧下沉变形阶段为开挖进尺22.3～94.8 m段，即72.5 m；平稳变形阶段为开挖进尺94.8～145 m段，即50.2 m。传统CRD工法开挖特征点K21+895最大沉降速率为0.46，即每开挖进尺1 m，特征点K21+895竖向位移为0.46mm。优化CRD工法特征点K21+895微小变形阶段为开挖进尺0～35.1 m段，即35.1 m；急剧下沉变形阶段为开挖进尺35.1～83.6 m段，即48.5 m；平稳变形阶段为开挖进尺83.6～145 m段，即61.4 m。优化CRD工法开挖特征点K21+895最大沉降速率为0.21，即每开挖进尺1 m，特征点K21+895竖向位移为0.21mm。由此看出，优化CRD工法微小变形阶段和平稳变形段的范围较传统CRD工法分别增大12.8 m、11.2 m，急剧下沉变形阶段减小24 m，且其沉降速率、沉降量都有显著减小，说明优化CRD工法对地裂缝场地地层扰动较小，能保证施工掌子面稳定性，确保地铁隧道施工安全。

4.2 地表最终沉降分析

地铁隧道开挖时对地表产生的扰动变形最大值一般位于隧道中轴线位置处，图11给出了隧道中轴线地表最终沉降曲线。从图中可以看出，两种工法对隧道中轴线地表产生的扰动变形沉降曲线基本一致，均呈凹槽型，在地裂缝处有明显错台，地裂缝上盘地表最终沉降量明显大于下盘，地表最终沉降量峰值位于地裂缝带位置的上盘一侧。传统CRD工法开挖对地裂缝上盘影响范围为54.6 m，下盘影响范围为43.3 m，影响区L1范围为97.9 m；地表最终沉降量最大值为32.14mm，位于开挖进尺68.87 m处即上盘距地裂缝11.13 m处。优化CRD工法开挖对地裂缝上盘影响范围为40.2 m，下盘影响范围为36 m，影响区L2范围为76.2 m；地表最终沉降量最大值为15.12mm，位于开挖进尺72.5 m处即上盘距地裂缝7.5 m处。由此可见，优化CRD工法施工开挖在地裂缝场地影响范围较传统CRD工法有明显减小，上盘影响范围减小约14.4 m，下盘影响范围减小约7.3 m，总影响范围减小21.7 m，约22.17%。优化CRD工法地表最大沉降量减小17.02mm，约52.96%。

图11 隧道中轴线地表最终沉降曲线

图12为是现场监测(传统CRD工法)和数值模拟(优化CRD工法)地表最终沉降量对比曲线图，从图中可以看出，现场监测和数值模拟沉降曲线大致走势基本吻合，均呈凹槽型，地裂缝上下盘有明显的竖向位移错台现象，上盘地表竖向位移略大于下盘，最大沉降量都位于地裂缝带位置的上盘一侧。从具体数值上来看，现场监测地表沉降量明显大于数值模拟结果。这是因为数值模拟过程中未考虑地下水，而实际施工开挖过程中先进行了地下水的抽取，使得地下水水位下降15 m至距隧道拱底5 m处，从而造成弱透水层和含水层孔隙水位压力降低，黏性土层孔隙水被挤出，导致黏性土产生压密变形，从而引起地表急剧沉降。而本文仅对CRD工法施工开挖过程及优化进行了分析，对地下水抽取未做考虑，后续将对地下水作用问题进一步研究。

图12 数值模拟与现场监测结果对比曲线

4.3 隧道拱顶沉降分析

浅埋暗挖施工过程中地铁隧道拱顶沉降量的大小直接影响着其建成后能否正常投入使用和安全运营，故施工过程中需对地铁隧道拱顶沉降进行实时监测，以此来确保施工质量。

为分析地铁隧道拱顶沉降情况，现选取K21+900断面拱顶作实时监测(图13)。传统CRD工法和优化CRD工法K21+900断面拱顶沉降曲线走势大体一致，均有初支闭合前急剧下沉阶段、初支闭合后拆除中隔壁前缓慢下沉阶段以及拆除中隔壁后稳定变形阶段等3个阶段。传统CRD工法开挖进尺为66.67 m即距K21+900断面17.67 m时，隧道初期支护闭合；开挖进尺为78.06 m即距K21+900断面29.06 m时，临时中隔壁拆除； K21+900断面拱顶最终沉降量为35.89mm。优化CRD工法开挖进尺为61.51 m即距K21+900断面12.51 m时，隧道初期支护闭合；开挖进尺为70.15 m即距K21+900断面21.15 m时，临时中隔壁拆除； K21+900断面拱顶最终沉降量为16.32mm。可见优化CRD工法初支闭合、中隔壁拆除时间明显早于传统CRD工法，且其沉降变形量降低了19.57mm，约54.53%。

图13 K21+900断面拱顶沉降曲线

这说明了优化CRD工法对土层扰动次数少，产生的扰动变形小，初支闭合速度快，为传统CRD工法的1.37倍(29.06/21.15)，更适应于地裂缝场地城市地铁隧道浅埋暗挖施工。

图14为现场监测(传统CRD工法)和数值模拟(优化CRD工法)拱顶最终沉降对比曲线图，从图中可以看出数值模拟和现场监测的隧道拱顶最终沉降量曲线基本相近，最大沉降量都位于地裂缝带位置的上盘一侧，且量值基本一样，验证了优化CRD工法的合理性。两条曲线区别在于数值模拟曲线地裂缝上下盘末端都较为平滑，而现场监测曲线地裂缝上下盘末端都有着或大或小的起伏。这是由于地铁隧道浅埋暗挖施工经过地裂缝地段时，地裂缝作为一个软弱结构面，周围土层易受到施工开挖扰动产生变形，从而对隧道顶部地层产生挤压或拉张作用，造成隧道拱顶变形起伏；再有就是现场施工的复杂性和不确定性可能导致拱顶变形不稳定。

图14 现场监测和数值模拟拱顶最终沉降对比曲线

4.4 隧道支护结构受力分析

采用传统和优化CRD工法进行地铁隧道施工开挖都有临时中隔壁布设、初期支护等工序，其受力情况决定着开挖需使用中隔壁材料强度和初期支护采用的钢筋混凝土强度，以及隧道开挖的稳定性和安全性。因此在K21+885断面拱顶、拱底、左右拱脚、左右拱腰及临时中隔壁等处布设测点，进行传统和优化CRD工法的隧道支护结构压力数据采集，具体数值如表2所示。

表2 K21+885断面施工隧道支护结构压力(单位：MPa)

从表中可知优化CRD工法左右拱腰、拱脚和拱底处的结构压力略大于传统CRD工法，而拱顶和临时中隔壁受力明显小于传统CRD工法，产生该现象的原因是优化CRD工法上侧导洞开挖断面减小且下部临时中隔壁变为采用纵向每2 m布设临时钢管作支撑，其临时中隔壁的承载能力降低，承担荷载比例减小；而初期支护承担荷载比例增大。其中传统CRD法初期支护承载比例为76.43%，临时钢支撑承载比例为23.57%；优化CRD工法初期支护承载比例为87.01%，临时钢支撑承载比例为12.99%；初期支护承载比例上升10.58%，临时钢支撑承载比例下降10.58%。这也恰好说明了优化CRD工法施工隧道主要受力位置是初期支护，和实际地铁隧道周围地层压力最终主要由初期支护和二次支护承担一致，并且优化CRD工法简化降低了拆除临时中隔壁对地铁隧道的二次扰动。因此，采用优化CRD工法施工时，虽然左右拱腰、左右拱脚及拱底处结构压力增大，需要提高预注浆混凝土、锁腰、锁脚锚杆、纵向连接筋以及初支喷混的强度和数量来保障初期支护的稳定性，但是由于临时中隔壁，临时仰拱等临时支护结构压力较小，使得其后期拆除时隧道结构的整个受力体系转变更为平稳，更能保障隧道结构的安全性，更能有效控制地铁隧道最终变形量。