摘 要：在地铁建设中，盾构直接穿越车站暗挖风道施工越来越受到关注。以北京地铁 14 号线试验段工程的高家园站为背景，基于“土–结构”相互作用原理，采用三维有限元法，模拟了外径 10 m 的大直径土压平衡盾构穿越车站暗挖风道的施工过程，获得了风道的空间位移和应力，进而分析了大直径盾构施工对风道的变形和应力的影响。研究表明：大直径土压平衡盾构穿越暗挖风道的施工过程中，风道的变形主要集中在环梁上且最大变形发生在环梁的顶部，左、右环梁的变形主要是在盾构穿越风道前、后完成的；风道的最大应力也发生在环梁上，左、右环梁的应力在盾构穿越风道过程中发生急剧的变化；土仓压力的增大，对左环梁的变形和应力影响均较风道其他位置的大。在设计中，建议对暗挖风道的环梁部位进行加强处理；而在施工中，建议适时调整土仓压力，以保证风道的安全。

关键词：大直径盾构；暗挖风道；施工；三维数值分析；变形；应力

 

      盾构法以其先进性、高效性等优势在城市地铁隧道施工中得到越来越广泛的应用。据不完全统计，北京地铁采用盾构法施工的区间隧道长度约占暗挖隧道总长的 50%以上^[1]。在盾构施工中，邻近建(构)筑物的安全会受到不同程度的影响。文献[2～9]采用理论分析、数值模拟和现场实测等方法研究了盾构施工对邻近居民楼、地铁地面车站、既有隧道、桥梁基础、管线等的影响。在上述研究中，盾构隧道的直径仅为6 m 左右。

      随着地铁建设速度的加快，在一定的工程条件下，盾构会直接从地铁暗挖风道中间穿越^[10]，对风道的安全产生一定的影响。目前，对此方面的研究相对较少，但越来越受到关注。

      本文以北京地铁 14 号线试验段工程（东风北桥站至阜通东站）的高家园站为背景^[11-13]，采用三维有限元法，模拟外径 10 m 的大直径盾构穿越地铁车站暗挖风道的施工过程，分析大直径盾构施工对风道的变形和应力的影响，有助于找到大直径盾构穿越风道时的风险点，指导设计和施工。

 

      地铁高家园站主要由侧式站台、集散厅、风道、人行通道和出入口等结构组成，见图 1（a）。在高家园站上方的地层中分布着大量的市政管线；5～6 层砖混结构居民楼分布在车站上方地表两侧，见图 1（b）。

      在大直径盾构掘进过程中，巨大的推力会对暗挖风道产生影响。本文选取跨度较大的大里程风道为研究对象，建立三维有限元数值模型。

      暗挖风道和盾构隧道的覆土厚度分别为 11.2 和15.8 m。根据研究需要，建立的三维有限元模型尺寸x×y×z 分别为 197.0 m×85.3 m×80.0 m，见图 2。模型的侧面和底面为位移约束边界，侧面限制水平移动，底部限制竖向移动，而模型的上边界面为自由地表。房屋结构引起的附加荷载84 kPa施加在房屋基础的位置上。在地表，除了房屋基础的位置外，均施加竖向地面超载 20 kPa。

      模型中，采用等效层来模拟盾尾注浆效果^[14]。土层、风道两侧注浆加固区和等效层的物理力学参数见表 1，管片、风道、集散厅等结构的物理力学参数见表 2。

      完全模拟盾构掘进过程是非常困难的，本文采用应力释放系数和等效层的简化方法^[6,14]来模拟大直径盾构施工过程，见图 3。由于盾构直径达 10 m，盾构顶部和底部的土仓压力 σ 差异很大，因此，在盾构施工中，土仓压力 σ 视为梯形分布荷载。土体开挖后，立即施加荷载 σ 于掌子面上，待掌子面土体应力释放50%后，架设管片环和激活等效层，剩余的土体应力继续释放至 0。重复以上步骤，来模拟盾构的不断掘进。三维有限元模型中，风道两侧各取 20 环宽的长度，盾构掘进从第 1 环至 40 环，见图 4。

      为了得到不同土仓压力下风道的变形和应力情况，在本次数值模拟中，考虑了 3 种不同的土仓压力：0.5σ，1.0σ 和 2.0σ。

 

      在模型中，选取暗挖风道左、右环梁的顶部、中部和底部及风道顶部等 7 个观测点作为研究对象，见图 5，其位置和坐标见表 3。对观测点的空间位移和应力进行统计，进而分析大直径盾构施工对风道变形和应力的影响。

      图 6 给出了不同土仓压力下 7 个观测点的空间位移总量。

      对于左环梁上 P1、P2 和 P3 而言，在盾构穿越风道前，空间位移总量随着盾构施工环数的增多而迅速增大，而在盾构穿越风道后，空间位移总量基本保持不变；随着土仓压力的增加，3 个观测点的空间位移总量随之增大，而 P2 点空间位移总量增幅相对 P1 和P3 的大，这说明增大土仓压力对左环梁中部的变形影响较大；在土仓压力为 1.0σ 时，P1、P2 和 P3 的最大空间位移总量分别为 10.66，5.97 和 3.67 mm。

      对于右环梁上 P4、P5 和 P6 而言，在盾构穿越风道前，空间位移总量随着盾构施工环数的增多而略微增大，但小于左环梁上的空间位移总量，而在盾构穿越风道后，空间位移总量迅速增大，在穿越风道一定距离后，空间位移总量基本保持不变；随着土仓压力的增加，3 个观测点的空间位移总量随之略微增大，而 P5 点空间位移总量增幅相对 P4 和 P6 的大，这说明增大土仓压力对右环梁中部的变形影响略大；在土仓压力为 1.0σ 时，P4、P5 和 P6 的最大空间位移总量分别为 10.03，5.02 和 3.56 mm。

      对于风道顶部 P7 来说，在盾构穿越风道前后，空间位移总量迅速增大；随着土仓压力的增加，在盾构穿越风道前，空间位移总量增大，而在盾构穿越风道后，空间位移总量几乎无变化；在土仓压力为 1.0σ时，P7 的最大空间位移总量为 6.63 mm。

      由以上分析可知：左环梁的变形主要是在盾构穿越风道前完成，而右环梁的变形主要是在盾构穿越风道后完成；风道的最大变形发生在环梁的顶部，而不是风道的顶部；土仓压力的增加对左环梁的变形影响较右环梁和风道顶部的大。

      图 7 给出了盾构施工不同环数时风道的空间变形。由图可知：在盾构穿越风道前，风道变形主要集中在左环梁及其附近，盾构施工越靠近左环梁，风道变形也就越大；在盾构穿越风道后，风道左环梁附近变形基本不变，而右环梁附近变形增大；在盾构穿越风道一定距离后，整个风道变形基本稳定。

      模型中的暗挖风道采用板单元模拟，其应力状态比较复杂。本文采用等效应力 σ_eff来描述暗挖风道的应力状态^[15]。定义 σ_eff如下：

式中，σ₁和 σ₂分别为板单元的最大和最小主应力。

      图 8 给出了不同土仓压力下 7 个观测点的等效应力。

      对于左环梁上 P1、P2 和 P3 而言，在盾构施工到第 10 环至 20 环之间，应力迅速增大，特别是在穿越左环梁之前，应力变化急剧，而在盾构施工到第 10环之前和第 20 环之后，各点应力几乎不发生变化；随着土仓压力的增加，3 个观测点的应力均有所增大，而 P2 点应力增幅相对 P1 和 P3 的大；在土仓压力为1.0σ 时，P1、P2 和 P3 的最大等效应力分别为 3.54，9.76 和 3.16 MPa。

对于右环梁上 P4、P5 和 P6 而言，在盾构施工到第 20 环至 25 环之间，应力迅速增大，而在盾构施工到第 20 环之前和第 25 环之后，各点应力几乎不发生变化；随着土仓压力的增加，P5 的应力随之增大，而P4 和 P6 的应力几乎不变；在土仓压力为 1.0σ 时，P4、P5 和 P6 的最大等效应力分别为 2.15，9.87 和 0.90MPa。

      对于风道顶部 P7 来说，应力随着施工变化很小；随着土仓压力的增加，应力也几乎不变；P7 的最大等效应力为 1.76 MPa。

      由以上分析可知：左、右环梁的应力在盾构穿越风道中发生急剧变化；风道的最大应力发生在环梁的中部；土仓压力的增大对左环梁的应力影响较其他位置的大。

      图 9 给出了盾构施工不同环数时风道的等效应力。由图可知：在盾构穿越风道前，风道应力主要集中在左环梁附近，盾构施工越靠近左环梁，风道应力也就越大；在盾构穿越风道后，风道左环梁附近应力基本不变，而右环梁附近应力增大；在盾构穿越风道一定距离后，整个风道应力状态基本稳定。

      （1）大直径土压平衡盾构穿越暗挖风道的施工过程中，风道的变形主要集中在环梁上。左环梁的变形主要是在盾构穿越风道前完成，而右环梁的变形主要是在盾构穿越风道后完成；风道的最大变形发生在环梁的顶部。

      （2）风道的最大应力主要发生在环梁上，左、右环梁的应力在盾构穿越风道过程中发生急剧的变化。在设计中，应对暗挖风道的环梁部位进行相应的加强处理。

      （3）土仓压力的增大，对左环梁的变形和应力影响均较风道其他位置的大。在施工中，应注意土仓压力的调整，以保证风道的安全。

      目前，北京地铁 14 号线试验段工程处于初步设计阶段。通过三维有限元数值模拟，预测了大直径盾构施工对地铁暗挖风道变形和应力的影响。本文的研究可为其设计和施工提供一定的参考，且有待于实际工程的验证。

 

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