青島地鐵近距交疊隧道施工穩(wěn)定性研究

王渭明，李 強

(山東科技大學土木工程與建筑學院，青島 266590)

青島地鐵近距交疊隧道施工穩(wěn)定性研究

王渭明，李 強

(山東科技大學土木工程與建筑學院，青島 266590)

為研究近距交疊隧道施工穩(wěn)定性，以青島地鐵2號線棗山路—李村站區(qū)間隧道下穿3號線萬年泉—李村站區(qū)間隧道為背景，通過數值模擬結合實測數據，分析交疊區(qū)地表變形、危險截面應力、變形規(guī)律及塑性區(qū)分布特點，由此可知：下穿施工后，地表變形從3.10 mm增至6.345 mm，由3號線沿線向交疊區(qū)中心延伸；當距交疊區(qū)中心超過40m時，地表變形影響可以忽略。交疊區(qū)截面受擾動影響最大，左右拱腳應力變化最明顯，變化量為60、120 kPa，最大拉壓應力分別為20 kPa、2.1 MPa，小于襯砌所用混凝土抗拉抗壓強度。另外，3號線最大變形位于交疊區(qū)隧道拱頂，2號線最大變形位于中夾巖拱頂，分別為11.77、9.85 mm；3號線拱底、2號線拱頂在交疊區(qū)產生變形突變，分別為5.67、8.64 mm，均在可接受范圍內，并結合實測數據驗證了數據分析的可靠性；2號線塑性區(qū)分布較大，上下隧道間巖柱基本處于完全塑性狀態(tài)，拱腳及拱頂處塑性區(qū)分布最廣，但左右線開挖塑性區(qū)并未貫通，塑性區(qū)半徑控制在2.0 m之內，保證了施工的穩(wěn)定。

交疊隧道；小凈距；穩(wěn)定性；數值模擬；地鐵

1 概述

由于交疊隧道能滿足特殊的地質條件、單雙線銜接方式的要求，且具有良好的經濟效果，得到了國內外廣泛的應用，且凈距越來越小[1]。

在國外，日本出版的《近接隧道施工的設計與指南》給出了近接隧道施工影響的基本條件，影響范圍及施工對策等[2]；E.S.Liman[3]等對近接平行隧道施工相互影響范圍及受力變形規(guī)律進行了數值研究；I.Yamaguchi[4]等根據工程監(jiān)測資料，對近接雙層隧道盾構施工相互影響進行了詳細闡述。在國內，鄭穎人[5]對巖體隧洞開挖穩(wěn)定性分析方法進行了介紹；張進[6]以某高速公路大斷面小凈距隧道為背景分析了橫向變形的影響因素；包德勇[7]對近距交疊隧道進行了數值模擬，揭示了既有隧道隨新建隧道施工推進產生的應力變形規(guī)律；李朋[8]、王國波[9]對4孔緊接交疊隧道采用三維有限元分析了動態(tài)施工過程引起已建隧道受力變形及抗震性能的影響；王渭明[10]以青島臺東交疊隧道施工為例分析了交疊段施工穩(wěn)定性。

本次交疊施工中，左右線最小豎向凈距僅為0.202 m和0.287 m，屬于極小凈距交疊隧道施工，在國內外尚屬罕見，上下隧道交互影響更為劇烈，施工不穩(wěn)定因素更為復雜，因此，本文研究具有重要的現實意義。

2 工程概況

青島地鐵2號線棗山路—李村站區(qū)間隧道，左線ZSK47+641～ZSK47+681段、右線YSK47+667～YSK47+714段下穿3號線萬年泉—李村站區(qū)間隧道，左右線豎向凈距為0.202 m和0.287 m，交叉里程40 m，埋深27 m，跨度5.6 m、凈高7.0 m，2號線左右線中心間距16.5 m，3號線左右線中心間距17.2 m，上下隧道交互影響劇烈，施工難度較大，因此，控制交疊施工相互影響在一定范圍內，確保施工穩(wěn)定性是本次施工關鍵；隧道圍巖以強中風化花崗巖層為主，局部存在塊狀碎裂巖體，自穩(wěn)性差；上覆土層自上而下依次為：素填土、粉質黏土、粗礫砂和含砂粉質黏土，其相對位置如圖1所示。

圖1 交疊隧道相對位置

2.1 開挖方案

交疊順序：2號線左線→3號線左線；2號線左線→3號線右線；2號線右線→3號線左線；2號線右線→3號線右線。

爆破方案：兩步臺階法施工，拱部取芯(采用φ100 mm水鉆鉆孔取芯，深度50 cm，搭接20 mm，掏空拱部與上行隧道的接觸段)；下部分次起爆，配合局部機械輔助施工，中孔菱形掏槽，并將掏槽眼與輔助眼、周邊眼分開爆破，單循環(huán)進尺控制在0.5 m，即一榀型鋼拱架的距離，然后進行輔助眼和周邊眼爆破。

2.2 支護方案

超前支護：φ76 mm超前管棚，長9 m，縱向搭接3 m，縱向間距6 m，拱部130°范圍布置，坡度4%；初期支護：長2.5 m、間隔1.2 m梅花狀布置錨桿及型鋼(格柵)拱架結合掛網噴C30混凝土支護(拱腳處打設φ42 mm鎖腳錨管)；二次襯砌：采用自防水的C45鋼筋混凝土，厚度300 mm。同時，在交疊區(qū)左右兩側采用φ42 mm小導管進行徑向水泥漿注漿，防止水滲入2號線初支造成大面積滲漏，詳見圖2。

圖2 雙向隧道襯砌斷面

2.3 監(jiān)測點布置

結合施工現場和路面交通情況，在地表及3號線和2號線沿線，沿交疊區(qū)兩側40 m范圍內，間隔4 m布設變形監(jiān)測點，得交疊區(qū)變形規(guī)律；以隧道斷面各關鍵點布置監(jiān)測點，來確定其力學及變形規(guī)律，如圖3所示。

圖3 隧道斷面監(jiān)測點布置

3 數據分析

3.1 模型的建立

所謂的“專業(yè)”在具體的實務情境當中有不同的體現，在很多人看來，一線社工尚未顯示出自身不可替代的專業(yè)性，但是確實在不斷走向專業(yè)化的路途中。而在真正實現專業(yè)化的前期階段，外界就會形成對社工職業(yè)的初步認知，而對社工職業(yè)來說，其最看中的是所持有的價值理念并不容易凸顯出來的時候，就很容易給外界一種不專業(yè)的形象。即目前社會公眾對于社工職業(yè)的認知和社工的專業(yè)化是同時進行的，如何形成對于社工職業(yè)的專業(yè)認知是每一位一線社工共同去面對的。

假定左右下方以40 m為施工影響區(qū)，利用FLAC3D建立模型大小為96.4 m×97.32 m×74 m，如圖4所示，并動態(tài)模擬了交疊區(qū)施工與支護全過程，分析了交疊區(qū)地表變形及應力變形規(guī)律。其中圍巖采用Mohr-Coulomb模型，初襯、二襯采用實體單元，錨桿采用cable單元，初支中超前管棚支護和中空注漿錨桿采用對加固區(qū)的圍巖力學參數進行等效模擬。根據地勘資料，選取計算模型地層及支護參數如表1所示。

圖4 三維計算模型

表1 模型材料參數

3.2 計算結果分析3.2.1 地表變形分析

地表變形規(guī)律分析，指3號線開挖引起地表變形基本穩(wěn)定后，2號線施工引起地表變形的疊加效果。豎向凈距越小，同等施工擾動荷載作用下，應力和變形傳遞到上部地表后殘余擾動越大，地層損失越大，變形量越大。本工程以Peck理論為基礎，認為單孔隧道開挖橫向地表沉降規(guī)律滿足正態(tài)分布；多孔隧道施工引起地表變形是各單孔隧道開挖引起地表變形的疊加組合；雙線雙向四孔隧道施工引起的地表變形也是各隧道單獨施工引起地表變形的疊加效應，詳見圖5。

圖5 地表變形示意

如圖5所示，施工前，地表變形沿3號線方向，最大沉降量在中夾巖區(qū)域，為3.10 mm，且橫向變形隨距3號線中心線縱向距離的增大而逐漸減小，當超過一定范圍時，可忽略3號線施工引起的地表變形影響。施工后，地表變形由施工前的單向一維演變?yōu)殡p向二維沉降曲面，最大沉降量位于交疊區(qū)中心，為6.345 mm，出現較明顯的封閉漏斗，這是由于埋深較淺，豎向凈距較小，擾動產生地層損失較大，進而造成地表變形增幅較大所致；且橫縱向變形具有一定的對稱性，橫向變形以2號線中心線左右對稱，縱向變形以3號線中心線前后對稱，如圖6、圖7所示。

圖6 施工前地表橫向縱向變形示意

由圖6可知，施工前，橫向變形沿3號線沿線變化不大，但隨距離中心線的縱向距離增加變化明顯；當縱向距離為8.66、18.66、28.66、38.66 m時，橫向變形最大值分別為3.10、2.70、1.62、0.54、1.17 mm，也就是說，當距離超過38.66 m(約為5倍洞徑)時，地表變形影響值很小，可以忽略施工對其的影響。而縱向變形最大量位于隧道中心線處，呈較明顯的單峰沉降漏斗，且沿3號線變形基本一致。當縱向距離超過40 m時，變形速率幾乎為零，變形趨于穩(wěn)定。

由圖7可知，施工后，橫向、縱向變形趨勢相近，均呈單峰沉降漏斗狀曲面，并以雙向隧道中心線對稱分布，最大沉降量接近6.345 mm，位于交疊區(qū)中心點，這是由于四孔隧道施工引起地表變形疊加效應所致；另外，橫向變形較平緩，變形速率較小，反彎點距離較大，這是由于2號線埋深H稍大以及地層擾動疊加效果所致。對比實測數據分析可知，模擬數據能夠很好地反映出地表沉降的變化趨勢，最大沉降量出現在交疊區(qū)；隧道沿線地表最大沉降量為6.5 mm，與模擬數據6.0 mm相近，說明了模擬數據的可靠性。

圖7 施工后地表橫縱向變形曲線

3.2.2 既有隧道應力特性分析

圖8 上行隧道左線交疊區(qū)域斷面主應力變化曲線

由圖8可知，截面3處主應力變化僅表現在下穿交疊區(qū)1處，在下穿其他交疊區(qū)時，變化影響不大；當開挖至左拱腰時，截面3左拱肩、右拱腳處最小主應力出現不同程度的減小，分別為21、60 kPa，而左拱腳呈先減后增的變化趨勢，最大變化幅度為120 kPa，拱底處最小主應力先增后減，呈現一向下的尖角。而就最大主應力而言，拱底主應力緩慢增大，從200 kPa增大至400 kPa后趨于穩(wěn)定。右拱肩、左拱腳主應力均增大200 kPa，而左拱肩、左幫出現不同程度的主應力減小，幅度為200、500 kPa；當開挖至右拱腰時，右拱肩、右?guī)?、拱底處最小主應力釋放明顯，減小量達30、50、10 kPa；而右拱腳處產生應力增加從受拉狀態(tài)20 kPa到受壓狀態(tài)50 kPa。而對于最大主應力而言，除左拱肩出現些許應力增加外，右?guī)?、右拱肩、左拱腳及右拱腳均出現不同程度的應力減小，以右?guī)臀恢米顬轱@著，從2.1 MPa減小到1.5 MPa；左拱肩則表現為部分增大，其他位置處主應力變化不明顯。綜上，交疊區(qū)斷面最大拉應力峰值5 kPa，最大壓應力峰值為2.1 MPa，均小于所用混凝土抗拉抗壓極限，確保了應力特性安全。

3.2.3 既有隧道變形特性分析

隧道在圍巖壓力作用下開挖不可避免地會產生擠壓變形，而掌握交疊段危險區(qū)位移變化規(guī)律以及最大變形量是否超出預警值，是保證施工安全穩(wěn)定的關鍵因素，過交疊1區(qū)沿2號線方向做縱向切面，得施工前后位移變化如圖9所示。

由圖9可知，下穿施工前后，3號線拱頂最大沉降量隨2號線推進逐漸由9.85 mm增至11.77 mm，這是由于2號線爆破擾動造成了周邊圍巖應力釋放，地層損失增大，拱頂承受上部荷載增大，變形量相應增加。另外，下穿施工擾動使圍巖壓力逐漸降低，在幾近為零的圍巖壓力下，拱底處(2號線拱頂)變形量減小至0 mm；而兩幫收斂至在施工前后變化不明顯，可以忽略下穿施工對其變形影響。綜上可知，交疊施工最大變形量位于3號線拱頂處，為11.77 mm，處在最大變形量預警范圍內。通過雙向隧道下穿施工前后變形曲線來具體闡述其變化規(guī)律。

圖9 施工前后位移變形

由圖10可知，下穿施工后，3號線變形以隧道中心線對稱分布，最大變形量位于交疊區(qū)拱頂處，說明雙向施工擾動疊加效果在交疊區(qū)較中夾巖處大；當距交疊區(qū)中心超過40 m時，拱頂變形趨于平穩(wěn)，可忽略交疊施工的影響；拱底變形較平緩，交疊區(qū)發(fā)生突變減小至0 mm，這是由于擾動引起應力釋放所致。2號線變形趨勢與3號線有相似之處，最大變形位于中夾巖拱頂處，為8.64 mm，拱頂除在交疊區(qū)由8.64 mm突變至0 mm外，其他位置沿線基本穩(wěn)定在7.83 mm；拱底及兩幫變形值在施工前后變化不大，可忽略其對交疊施工穩(wěn)定性影響。

圖10 施工后隧道襯砌結構變形曲線

對比實測數據可知，模擬數據能夠較好地反映出交疊區(qū)3號線與2號線的變形趨勢，其中3號線、2號線拱頂沉降量分別為6.4、9.6 mm，與模擬數據9.85、11.77 mm相近，對應位置分別為3號線交疊區(qū)中夾巖與2號線隧道交疊區(qū)位置，與模擬數據相符，證明了數據模擬其可靠性。

3.2.4 塑性區(qū)分布

本工程豎向凈距較小，交疊段施工引起圍巖應力場位移場重分布，隧道開挖擾動使得部分圍巖變形超過圍巖極限應變，進入塑性狀態(tài)，使得圍巖自承能力下降，這對交疊施工穩(wěn)定性及后期運營有著一定的安全隱患，因此，研究近距交疊隧道交疊區(qū)圍巖塑性狀態(tài)是保證交疊施工穩(wěn)定的重要因素。

圖11 施工前圍巖塑性區(qū)分布

由圖11可知，3號線開挖對周邊圍巖力學狀態(tài)影響不大，僅在隧道斷面周邊一小部分出現較大應變，圍巖進入塑性狀態(tài)，且左右線開挖相互作用影響不大，拱腳處圍巖塑性狀態(tài)較其他位置略大，最大塑性區(qū)半徑小于0.5 m。

圖12 施工后塑性區(qū)分布

由圖12(a)可知，3號線斷面圍巖拱腳處，有較大部分圍巖超過極限應變進入塑性狀態(tài)，上下隧道間20 cm的巖柱幾乎全部處于塑性狀態(tài)，這與施工時該部分極破碎現象相符。由圖12(b)可知，2號線斷面周邊有較大部分超過了極限應變進入了塑性狀態(tài)，且拱肩及拱頂部分與3號線塑性區(qū)貫通，在相應部位形成一部分易坍塌的破碎區(qū)，但區(qū)域很小，塑性區(qū)半徑不大于0.5 m。拱腳處塑性區(qū)發(fā)展較大，且考慮左右線施工疊加效應，右線左拱腳處塑性區(qū)發(fā)展較右拱腳大，但上下隧道塑性區(qū)僅分布在周圍斷面周圍一小部分，左右線施工疊加效應并未使得左右線塑性區(qū)貫通，塑性區(qū)半徑也控制在2.0 m以內，保證了施工的穩(wěn)定。

4 結語

通過下穿施工引起交疊區(qū)地表變形及危險截面關鍵點處應力、變形特性分析，結論如下。

(1)地表變形施工后有明顯增加，最大沉降量由3.10 mm增至6.345 mm，且由3號線沿線向交疊區(qū)中心發(fā)展，但均控制在最大變形預警值范圍內，確保了地表變形的安全合理性。

(2)交疊區(qū)截面受擾動影響最大，左右拱腳是主應力變化最明顯區(qū)域，變化幅度為60、120 kPa；最大壓應力位于右?guī)吞?，最大拉應力位于拱頂處，分別為2.1 MPa、20 kPa。此外，截面4較其他截面主應力大，最大拉應力在拱頂，最大壓應力在右?guī)?，分別為0.28、2.0 MPa，且施工過程中沒有過大的應力突變，均處在安全范圍之內，確保了下穿施工中應力特性穩(wěn)定。

(3)交疊區(qū)3號線最大變形位于拱頂，2號線最大變形位于中夾巖處拱頂，分別為11.77、9.85 mm；而3號線拱底(2號線拱頂)產生變形突變至0 mm，變化量分別為5.67 mm(8.64 mm)，均在可接受范圍內，確保了變形特性穩(wěn)定。

(4)2號線塑性區(qū)基本呈對稱分布，上下隧道間巖柱基本處于完全塑性狀態(tài)；拱腳處塑性區(qū)最大，但左右線塑性區(qū)并未貫通，塑性區(qū)半徑控制在了2.0 m以內，保證了施工的穩(wěn)定性。

[1]喬明佳.城市超小凈距立體交叉隧道設計與施工關鍵技術[M].重慶：重慶大學出版社，2012.

[2]馬騰，馬瑞，閆春淼，等.太原市水資源保護規(guī)劃報告[R].太原：2006.

[3]Liman E S， Duddeck H， Ahrens H. Two-dimensional and three-dimensional analysis of close spaced double-tube tunnels[J]. Tunnelling and Underground Space Technology， 1993，8(1):13-18.

[4]Yamaguchi I， Yamazaki I， Kiritani Y. Study of ground-tunnel interaction of four shield tunnels driven in close proximity[J]. Tunnelling and Underground Space Technology， 1998，13(3):289-304.

[5]鄭穎人，邱陳瑜，張紅，等.關于土體隧洞穩(wěn)定性分析方法的探索[J].巖石力學與工程學報，2008，27(10):1968-1980.

[6]張進.大斷面小間距隧道施工力學橫向影響因素分析[J].公路工程，2014，39(5):290-294.

[7]包德勇.近距離交疊隧道施工影響的數值模擬[J].地下空間與工程學報，2011，7(1):127-132，206.

[8]李朋，徐海清，李振偉.緊鄰多孔交疊盾構隧道施工影響分析[J].巖土力學，2011，32(S1):761-765.

[9]王國波，陳梁，徐海清.緊鄰多孔交疊隧道抗震性能研究[J].巖土力學，2012，33(8):2483-2490.

[10]王渭明，路林海.臺東交疊隧道施工過程數值分析[J].地下空間與工程學報，2009，5(6):1181-1187.

[11]劉維，唐曉武，甘鵬路.富水地層中重疊隧道施工引起土體變形研究[J].巖土工程學報，2013，35(6):1055-1061.

[12]趙明.小凈距盾構隧道施工力學效應現場監(jiān)測與數值模擬分析[D].北京：北京工業(yè)大學，2012.

[13]李積棟，陶連金，吳秉林.密貼交叉隧道在強震作用下的三維動力響應分析[J].現代隧道技術，2014，51(1):26-31.

[14]李磊，張孟喜，吳惠明.近距離多線疊交盾構施工對既有隧道變形的影響研究[J].巖土工程學報，2014，36(6):1036-1043.

[15]林友輝.小凈距交疊隧道交疊段圍巖穩(wěn)定性研究[D].廈門：華僑大學，2012.

Study on Construction Stability in Ultra-small Spacing Overlapping Tunnels of Qingdao Metro

WANG Wei-ming， LI Qiang

(College of Civil Engineering and Architecture， Shandong University of Science and Technology， Qingdao 266590， China)

Qingdao Metro 2# and 3# overlap between Zaoshan-Licun station and Wannianquan-Licun tunnel and the minimum vertical spacing is only 0.2 m of a very small spacing category. To study construction stability， FLAC3D is used for dynamic simulation to analyze surface deformation， stress characteristics， deformation characteristics and plastic zone distribution. The results show that after under-passing construction， surface deformation increases from 3.10 mm 6.345 mm， extending from the 3# to the overlap zone center. When the distance from the overlapping center is more than 40m， surface deformation could be neglected. Section of overlapping zone is affected most by the disturbance， and the changes of stress of both arches are the most obvious with variation of 60 kPa and 120 kPa respectively. The maximum tensile and compressive stresses are 20 kPa and 2.1 MPa respectively， which are far less than those of the lining concrete. In addition， the maximum deformation of 3# and 2# of 11.77 mm and 9.85 mm are respectively located on the vault and the folder rock. Mutations of 3# dome (2# vault) in the overlapping area are 5.67 mm and 8.64 mm， falling within the acceptable range. Compared with the measured data， the reliability of the simulation data and the stability of the construction are analyzed and verified. Plastic zone of 2# is larger， the folder rock is nearly in a plastic state， the plastic zone of arch and vault turns to be the most widely area， but the plastic zones of the left and right lines do not run together， and the plastic zone radius is within 2.0 m， the stability of the construction is ensured.

Overlapping tunnel; Ultra-small spacing; Construction stability; Numerical simulation; Subway

2015-02-16；

2015-03-16

國家自然科學基金項目(41472280)；高等學校博士學科點專項科研基金(20123718110007)

王渭明(1954—)，男，教授，博士生導師，E-mail：wang@sdust.edu.cn。

1004-2954(2015)09-0130-06

U231； U459.3

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2015.09.029