基于大直径盾构隧道扩挖地铁车站的结构方案及其关键节点受力和变形

（北京交通大学 土木建筑工程学院，北京 100044）

盾构隧道扩挖地铁车站能有效解决区间盾构隧道与地铁车站施工相互制约的矛盾，有利于盾构机连续长距离掘进，提高盾构设备利用率，降低工程造价。目前，基于2条或多条平行盾构隧道扩挖地铁车站的方法在国外已得到广泛应用[1-3]，国内也有学者已经开始研究常规的隧道外径6.0 m级双线盾构隧道扩挖地铁车站[4-8]。

然而现阶段，依托2条平行盾构隧道扩挖地铁车站时，会出现以下2个较难得到妥善处理的问题：①在道路狭窄、周围建筑物密集且来不及拆迁的地段，有时无法布置2条平行的盾构隧道，或者虽然可以勉强布置，但建设、运营阶段的环境风险很大（建设阶段扩挖施工会对邻近建（构）筑物产生影响，运营阶段列车震动、噪声会对周边环境产生影响等）；②区间隧道需要设置渡线时，若仍采用常规的6.0 m级区间盾构隧道，渡线隧道的设置难度会很大，国内还尚无先例。

北京地铁14号线15标段（东风北桥站（不含）—京顺路站，包含3站3区间）开展工程筹划时，上述困难集中体现，无法采用常规的基于2条平行盾构隧道扩挖地铁车站的施工方法。依托该标段实际工程，国内首次提出了“基于单洞双线大直径盾构隧道（隧道外径10.0 m）扩挖地铁车站”的方案，并在将台站和高家园站得到成功实践[9-10]。但上述扩挖方案仍存在不足，尚有进一步改进空间，包括：①扩挖后的车站结构中只保留了盾构隧道顶部K 管片的1 小块和底部2 块管片，其余管片全部拆除，管片拆除率高达74.1%，且切割拆除的管片直接废弃，造成很大浪费；②车站采用厅、台分离且集散厅外挂的布置方式，站台和集散厅通过较长的横通道来连接，造成施工量加大、工程造价增加；不仅如此，厅、台分离布置的形式还大范围占据地下空间，有悖于近年来地下空间资源集约化利用的发展策略。

一般来说，车站扩挖过程中，盾构管片的受力和变形最为复杂，但目前鲜见针对大直径盾构隧道扩挖地铁车站的结构中保留管片的研究，整个扩挖施工过程中车站结构保留管片的受力和变形尚需进一步探索。目前国内学者关于盾构管片接头受力和变形的研究，大多集中于常规的6.0 m级盾构隧道领域[11-13]，只有王芳等[14-15]做过一些关于大盾构管片接头受力和变形的研究，但相关研究中，大直径盾构管片只是作为临时结构存在，并没有考虑保留管片的情况。

本文以北京地铁14号线将台站10.0 m级大直径盾构隧道为工程背景，在前期工作的基础上，提出1种新的基于大直径盾构隧道扩挖地铁车站的结构方案，并根据方案的结构特点，基于非线性接触理论，建立三维非线性接触模型，研究并分析施工过程中，保留的塔柱环管片接头、开口环管片接头、管片与现浇混凝土连接节点等车站结构关键节点受力和变形的变化规律，以期为今后类似工程提供技术参考。

1 基于大直径盾构隧道扩挖地铁车站的结构方案

北京地铁14号线将台车站的扩挖施工段采用前述“基于单洞双线大直径盾构隧道扩挖地铁车站”方案，为单洞双线大直径盾构隧道，隧道外径10.0 m，内径9.0 m，建筑限界8.8 m。盾构管片宽1.5 m，厚0.5 m，1环内9 块管片等分，对称布置，K管片位于顶部中央。管片分块与纵向接头编号如图1所示。

图1 管片分块与纵向接头编号（单位：mm）

车站高13.93 m，宽32.20 m，为地下2层侧站台塔柱式结构，上层为站厅兼做设备层，下层为站台层。盾构通过车站区段后，采用洞桩（Pile-Beam-Arch，PBA）法施工2边的车站结构，再分别从2边的车站开挖横通道与盾构隧道相连，形成侧式站台的地铁车站。

1.1 结构标准断面布置

车站结构标准断面如图2所示。车站结构2侧的主体结构对称布置在大直径盾构隧道2侧，并通过横通道与盾构隧道相连接。主体结构的初支厚0.30 m，二次衬砌厚0.80 m，中板厚0.45 m。站厅层净高（中板上表面至拱顶）5.95 m，净宽6.90 m。站台层净高5.33 m，净宽6.90 m。

图2 扩挖地铁车站结构断面图（单位：mm）

1.2 结构平面布置

该结构方案平面布置的关键是横通道部位的结构平面布置。根据文献[16]，B型地铁列车的1节车厢长度为19.00 m，每侧各有4个车门，2个相邻车门的中心间距4.58 m，车门宽约1.40 m。要使每节车厢的每个车门均能用于乘客流通，则每个车门都必须在横通道的范围内。由于B型地铁列车每节标准车厢规格相同，因此以1节地铁列车标准车厢长度范围的横通道为例展开分析。

基于盾构隧道管片宽1.50 m，并考虑到车站使用功能和横通道施工的经济合理性，将横通道做如下布置：每节车厢每侧开4个横通道，每个横通道净宽3.00 m（含2环管片宽度），净高4.73 m（含2 块管片高度）；横通道2侧直墙的初期支护厚0.25 m，二次衬砌厚0.50 m；顶、底板初支厚0.30 m，二次衬砌厚0.80 m。2个相邻横通道之间均保留1环完整的管片作为塔柱结构，横通道直墙与塔柱环管片相连接。每个横通道拆除4块完整管片，1节车厢范围内管片拆除率为27.3%。横通道的平面布置如图3所示。

图3 1节列车车厢长度的横通道平面布置图（单位：mm）

1.3 结构方案优点

本文提出的扩挖结构方案，很好地解决了原方案存在的不足：①方案仅需拆除横通道部位的少量管片，管片拆除率为27.3%，有利于减少管片拆除造成的浪费，经济上更为合理；②方案将集散厅和站台集中布置，有利于车站结构建筑空间的有效使用，以及地下空间资源的集约化开发利用。

2 扩挖车站的施工步骤及结构关键节点

2.1 扩挖车站的施工步骤

在该结构方案中，采用PBA 法扩挖地铁车站的施工步骤如图4所示，具体的施工步骤如下。

第1步：盾构机经过车站区段后，从2端的盾构井进入隧道内施工下方的钢筋混凝土垫层，架设隧道内的临时钢支撑，并注浆加固隧道周围土体。

图4 PBA法扩挖地铁车站施工步骤

第2步：注浆加固2边小导洞周围的土体，对称开挖2边的小导洞并做导洞初期支护；施工导洞内的钻孔灌注桩、顶纵梁；施工导洞内的拱部初期支护并回填支护后方的混凝土。

第3步：注浆加固车站2边的拱顶地层，对称开挖2边的拱顶土体至指定标高，施工拱部初期支护。

第4步：继续对称开挖拱部土体到与小导洞底部初期支护持平，拆除小导洞的直墙和部分拱部初支，施工拱部二衬。

第5步：对称开挖车站2边的土体至中板标高，施工2侧的直墙和中板。

第6步：对称开挖车站2边的土体至底板标高，施工侧墙、底板和与横通道相邻侧的墙柱。墙柱宽0.8 m，长1.5 m，2根相邻墙柱之间预留出横通道的宽度。

第7步：开挖车站2边的横通道，施工横通道初期支护，破除横通道范围内的盾构管片，施工横通道2侧直墙和顶部、底部的二次衬砌，使之与开口环管片连接，构成封闭的结构受力体系。

2.2 车站2侧横通道的施工步骤

盾构管片的拆除主要对临近的5环管片有显著影响[12]。因此，为了减少横通道施工对保留管片的影响，同时加快施工进度，车站2侧的横通道采用不对称的施工方式。以1节车厢长度范围内的横通道为例，施工步骤如下（横通道的编号如图3所示）。

第1步：施工左侧的横通道1 和右侧的横通道3；再施工左侧的横通道3和右侧的横通道1。

第2步：施工左侧的横通道2 和右侧的横通道4。

第3步：施工左侧的横通道4 和右侧的横通道2。

施工完成后，1节地铁车厢长度范围内的横通道三维结构示意图如图5所示。

图5 横通道三维结构示意图（部分）

2.3 结构关键节点

该结构方案的关键节点可分为2种类型：①盾构管片接头，包含盾构管片的纵向节点和环向节点；②保留的开口环管片与现浇混凝土间的连接节点。

1）盾构管片接头

盾构管片接头结构形式如图6所示。车站范围内管片采用通缝拼装的方式，每条纵向节点由2根M36的斜直螺栓连接，每环环向节点由36根M36的斜直螺栓连接，螺栓通过管片接头的中间位置，与接缝夹角为60°。

图6 盾构管片接头结构形式（单位：mm）

2）保留的开口环管片与现浇混凝土间的连接节点

盾构管片拆除后，横通道部位的管片就由稳定的环状结构变成开口的非稳定结构，且开口环管片与横通道顶、底板连接重新构成稳定的结构受力体系。盾构隧道管片是由接头螺栓连接起来的非连续结构体系，其结构刚度相对于2侧的暗挖车站来说小得多。因此，整个车站的结构刚度刚柔并存，对比常规的全刚性车站结构，两者间的力学特性差异很大。

作为连接柔性的盾构管片结构与刚性的主体结构的节点，即保留的盾构管片与横通道现浇混凝土的连接节点，就成为车站结构的关键节点，有待通过数值模拟、足尺试验等手段，进一步研究其受力和变形特征。节点的连接形式和细部构造如图7所示。

图7 上部保留管片与现浇混凝土间的连接节点（单位：mm）

3 数值模拟

3.1 模型及相关参数

基于该结构方案，以将台车站的工程地质条件为基础，采用FLAC3D三维有限差分软件，建立三维非连续接触模型，如图8所示。盾构隧道埋深16.3 m，车站结构宽32.2 m。考虑到模型边界效应的影响和计算机的计算能力，根据圣维南原理，模型的x方向取193.2 m；y方向取1节车厢的长度，为19.5 m，包含13环管片；z方向取地面以下60 m（采用x轴平行于横通道的右手坐标系）。实体单元均采用六面体网格，模型中部2.5倍车站结构宽度范围内的网格控制尺寸小于1.0 m，剩余2边土体的网格尺寸采用线性梯度的方法由密到疏（1.0～5.0 m）控制。

图8 数值计算模型（单位：m）

1）模型边界条件

假设初始地应力场仅由土体自重产生，地层为各向同性连续介质，不考虑地下水在施工过程的影响。模型的地表为自由边界，作用有20 kPa的地面超载；下表面限制垂直位移；左右和前后表面限制法向位移。

2）盾构掘进参数

盾构的掘进按照实际工序进行，通过在掌子面施加梯度荷载，模拟盾构推进力。数值计算过程中，根据式（1），通过查找掌子面的网格节点，施加梯度荷载。

式中：P为在掌子面施加的梯度荷载；n为土层数量；ri为第i层土的重度；hi为第i层土的厚度；K0为侧压力系数；α为盾构推进参数，按文献[15]，取2.35。

采用同步注浆方式，浆液的凝固分为初凝和终凝2个阶段，初凝的强度为终凝强度的1/10。在浆液初凝阶段，管片和周围地层均存在随深度线性变化的注浆压力，注浆压力大小为：下部0.3 MPa，上部0.2 MPa。在浆液终凝阶段删除注浆压力，初凝和终凝间隔2环管片的施工步。

3）材料本构及物理力学参数

土体采用Mohr-Coulomb 弹塑性模型，用三维实体单元模拟。根据地质勘察报告，对物理力学性能相近的土层做简要的处理后，得到土体的物理力学参数见表1。在小导洞和拱的上部以及盾构隧道周围1.0 m的范围内注浆加固土体。注浆加固的土体采用提高相应地层参数的方式模拟。

表1 土体物理力学参数

模型中盾构管片、初期支护、结构二次衬砌等均采用弹性三维实体单元模拟。盾构隧道内的临时钢支撑采用梁单元模拟，每环管片设2 道，间距1.0 m。管片接头螺栓采用梁单元模拟，考虑100 MPa的螺栓预紧力，施加在梁单元节点上。车站结构单元的物理力学参数见表2。

表2 结构单元物理力学参数

3.2 非连续接触面

为了更真实地模拟整个施工过程中结构关键节点的受力和变形，在管片与管片、管片与围岩、管片与横通道现浇混凝土之间均建立非连续接触面单元，如图9所示。

图9 接触面单元

FLAC3D中的接触面为无厚度的接触面单元，采用库伦剪切模型。接触面单元允许其2侧的实体单元存在相互侵入和相对滑移2种状态。为阻止接触面2侧的实体单元相互侵入，设置接触面单元的最大侵入深度值（ctol value）为零[17]。

管片纵缝接触面、环缝接触面和管片与现浇混凝土接触面的法向刚度计算式[17]为

式中：Kn为接触面法向刚度；K为管片体积模量；G为管片剪切模量；Δzmin为周边单元体法向最小宽度，取0.167 m。

管片纵缝接触面、环缝接触面和管片与现浇混凝土接触面的切向刚度计算式[18]为

式中：Ks为接触面切向刚度；E，I分别为管片弹性模量、截面惯性矩；L为对应管片长度；Gl为螺栓或钢筋的剪切模量；A为接缝螺栓或钢筋的总截面积；l为螺栓长度或节点钢筋的有效影响长度；β为接缝截面形状系数。

由于数值模型中已存在节点螺栓，计算管片纵缝和环缝接触面的剪切刚度时可不考虑上式右侧的第2 项，因此计算管片与现浇混凝土接触面的剪切刚度时，β的值取1.0，l的值取0.5 m。

根据文献[17]中接触面单元计算参数的确定原则：当接触面2侧的材料刚度差异较大，按式（4）计算接触面的法向刚度和剪切刚度时，式中的Kw和Gw应取较“软”材料的体积模量和剪切模量。因此，管片和围岩的接触面的法向刚度和切向刚度的计算式为

式中：Knw为管片与围岩接触面法向刚度；Ksw为管片与围岩接触面剪切刚度；Kw为终凝浆液体积模量；Gw为终凝浆液剪切模量；Δzmin为周边单元体法向最小宽度，取0.5 m。

由此，整理接触面单元的计算参数得到表3。

表3 接触面单元计算参数

4 车站结构关键节点的受力和变形

将扩挖施工过程分为3个阶段：①大直径盾构隧道施工完成；②2侧的车站主体结构施工完成；③横通道施工结束，拆除盾构隧道内的临时钢支撑，整个扩挖车站施工完成。为避免边界效应对计算结果的影响，取模型中间部位的第7环、第8环、第9环、第10环管片（包含横通道3的2个开口环管片及其2侧的塔柱环管片）进行计算结果分析。

4.1 盾构管片接头受力和变形

4.1.1 盾构隧道及其管片接头的变形

绘制各施工阶段盾构管片的位移云图如图10所示，整理其对应的管片变形量见表4，据此展开进一步分析。

（1）从总体变形情况来看，第1阶段施工完成后，盾构隧道拱顶向下变形13.41 mm，拱底向上变形20.01 mm，拱腰分别向2侧变形16.63 mm；第2阶段施工完成后，盾构隧道拱顶向下变形22.84 mm，拱底向上变形22.85 mm，拱腰分别向2侧变形24.37 mm；第3阶段施工完成后，盾构隧道拱顶向下变形24.44 mm，拱底向上变形23.96 mm，拱腰分别向2侧变形24.64 mm。由此可知：在盾构隧道施工完成后，2侧的车站主体结构施工对隧道的变形影响很大，横通道施工对隧道变形影响较小。

图10 不同施工阶段的盾构管片位移云图（单位：m）

表4 第7环管片接头在不同施工阶段的变形量 mm

（2）从环间错台量来看，在施工的前2个阶段，管片的环间错台量分别为0.13 mm 和0.21 mm；在第3阶段，塔柱环管片与开口环管片之间的环间错台剧增到2.73 mm，但2个相邻开口环管片的环间错台不明显。这是因为：横通道部位的土体开挖，使该部位管片侧向压力骤减；再拆除部分管片，使开口环管片和塔柱环管片在竖向荷载作用下产生更大的相对位移，导致环间错台量剧增。

（3）从纵缝错台来看，管片的纵缝错台主要发生在拱顶和拱底，且错台量随着施工的进行逐步增加。最大的纵缝错台发生在拱顶接头1#和9#，为1.66 mm，小于管片纵缝错台量的允许值5.00 mm，满足节点防水要求。

（4）从纵缝张开来看，管片纵缝张开主要发生在隧道的拱顶、拱底和拱腰3个部分，且随施工的进行逐渐增大。在第1阶段施工完成后，第2 施工阶段对纵缝张开量的影响比第3 施工阶段显著。最终拱顶接头1#和9#张开量达到2.85 mm，拱腰处的接头3#和7#张开量达到2.42 mm，拱底处的接头5#张开量达到2.81 mm。当盾构管片接头张开量小于5.00 mm时，盾构隧道不会发生渗漏水[19]，可知满足结构防水要求。

4.1.2 管片接头混凝土的受力

绘制各施工阶段盾构管片的最小主应力云图如图11所示，整理接头混凝土的最小主应力值见表5，据此展开进一步分析。

图11 不同施工阶段的盾构管片最小主应力云图（单位：Pa）

表5 第7环管片接头混凝土在不同施工阶段的最小主应力 MPa

（1）从总体受力情况来看，管片接头混凝土的最小主应力随施工的进行逐步增大，且第3 施工阶段管片接头混凝土的最小主应力增幅最大，最大增幅达6.12 MPa，发生在塔柱环拱腰处接头3#和7#。这是因为：前2个施工阶段对隧道周围的围岩扰动较大，但隧道为全管片受力；而横通道土体开挖和部分管片拆除，导致开口环管片整体刚度减小，塔柱环管片在应力重分配中承担更多压力。

（2）拱腰处接头3#和7#混凝土压应力最大，为19.31 MPa，小于C50混凝土受压强度，满足结构的安全要求。拱顶和拱底的接头混凝土压应力较小，但均处于全断面受压状态。

（3）从接头受力分布情况来看，管片接头混凝土的应力沿管片厚度呈明显的非均匀性变化，接头内、外2侧应力差异很大。具体表现为：接头张开侧混凝土受压最小，接头受压侧混凝土应力最大；接头混凝土内、外2侧压力差异最大发生在拱腰处接头3#和7#，最大相差17.10 MPa。

4.2 管片与现浇混凝土间连接节点的受力和变形

取横通道3 中第8、第9开口环管片与横通道现浇混凝土顶板搭接形成的节点为研究对象。管片与横通道现浇混凝土连接节点的最小主应力云图和变形云图，分别如图12和图13所示。

图12 管片和现浇混凝土连接节点最小主应力云图（单位：Pa）

根据图12，分析管片与现浇混凝土间连接节点处的混凝土受力情况如下。

图13 管片和现浇混凝土连接节点变形云图（单位：m）

（1）压应力沿节点混凝土的厚度呈明显的非均匀性变化，节点外侧混凝土的最大压应力为6.67 MPa，内侧混凝土的最大压应力为12.57 MPa，小于现浇混凝土C30的允许值，节点强度满足结构强度要求。

（2）此节点混凝土的最大压应力明显比塔柱环节点2#和8#的混凝土的最大压应力小。因为在横通道土体开挖和管片拆除时对开口环管片有明显的卸荷作用，导致开口环管片与横通道现浇混凝土连接的节点混凝土压应力会相应减小。

由图13可知：此节点朝外张开，但张开和错台并不明显，张开量为0.46 mm，错台量为0.12 mm，均小于允许值，满足结构的稳定性和防水要求。

4.3 接头螺栓的内力

为验证该结构方案中保留管片接头是否满足抗拉强度要求，需对管片接头螺栓受力进行分析。管片的环缝螺栓受力比纵缝螺栓受力小，因此下面只研究纵缝螺栓受力。管片纵缝的斜直螺栓受力简图如图14所示。按此简图进行分析，取第7环盾构管片的斜直螺栓为研究对象，可由式（5）求出纵缝断面处的轴力N′和剪力T′，从而求得接缝断面处的剪轴比，具体数据见表6。

图14 螺栓受力简图

表6 第7环管片接头螺栓内力及其剪轴比

式中：N′为纵缝断面处的轴力；T′为纵缝断面处的剪力；N和T为数值计算得出的斜直螺栓轴力和剪力；α为斜直螺栓与接缝面之间的法向夹角，为30°。

由表6可知，管片接缝面的剪轴比均大于接缝面的摩擦系数0.500[20]，因此管片之间会发生错台。根据施工现场对接头斜直螺栓的拉拔实验结果[14]，M36 斜直螺栓的最大抗拉荷载为678 kN，保证抗拉荷载为490 kN，可知管片接头的斜直螺栓受力均小于其能承受的最大抗拉荷载，满足抗拉强度要求。

5 结 论

（1）针对北京地铁14号线将台车站扩挖方案存在的不足，提出了1种基于单洞双线大直径盾构隧道（隧道外径10.0 m）扩挖地铁车站的结构方案，该方案能够有效减少扩挖车站时盾构管片拆除量，且有利于地下空间的集约化利用。

（2）针对该结构方案建立三维非连续接触模型。模拟结果表明：对于保留的盾构管片，其接头最大压应力为19.31 MPa，环向接头最大错台为2.73 mm，纵向接头最大张开量和错台量分别为2.85 mm和1.66 mm；对于保留管片与现浇混凝土间连接节点，其最大压应力为12.57 MPa，最大张开量和错台量分别为0.46 mm 和0.12 mm。以上数据表明该方案满足结构的强度要求和防水要求。

（3）结构方案中保留的管片，其接头斜直螺栓的轴力均小于M36 斜直螺栓的最大抗拉荷载678 kN，满足抗拉强度要求，进一步验证了方案的合理性。