地鐵盾構區(qū)間隧道近接下穿城市綜合管廊影響分析

熊志浩,張 路,周曉涵,周曉軍

(1.西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室,成都 610031; 2.中鐵大橋勘測設計院集團有限公司,武漢 430050)

隨著城市的快速發(fā)展，城市地下空間的開發(fā)和利用也越來越得到重視，尤其在中國的一線城市，其地下更是管網密布[1-2]。因此，在地鐵區(qū)間隧道采用盾構法施工過程中，經常會遇到下穿既有管線的情況。又因為盾構施工常常在軟土中進行，故而在此類情況下，一旦土體產生擾動，特別容易引起地表沉降、周圍土層以及上部管線的變形。為了保證土體及周圍建筑物在施工過程中的安全性，采用合理的施工方法對該過程中各項指標進行施工的控制，顯得至關重要[3-5]。

目前，國內外對盾構隧道三維動態(tài)施工過程的模擬研究已開展了大量的工作，但大多只是針對個別工況，或者個別地質條件，很難得到較為統一完善分析結果[6]。而不同相交角度對于近接施工影響的研究則更少。方勇[7]采用三維有限元法模擬了兩平行隧道的盾構施工過程，實時監(jiān)測既有隧道位移、變形和內力，并分析其動態(tài)施工過程中的變化規(guī)律。葉飛[8]以同步注漿對周圍土體作用機理為基礎，將其簡化為半無限彈性體的柱形擴展問題，得到了相對應的地表沉降計算式。汪輝武[9]對寧波地鐵1號線某區(qū)間盾構施工過程進行模擬分析，得到了飽和軟土地層中掘進時注漿時間、注漿壓力、頂進力等對管片上浮和地表沉降的影響。馬程昊[10]在考慮隧道開挖后應力釋放系數的前提下，對蘇州地鐵1號線雙線平行隧道盾構施工進行數值模擬，分析了盾構頂推力以及盾尾注漿壓力對近接施工安全性的影響，根據得到的結果提出了指導意見。孫宇坤[11]通過對某軟土區(qū)隧道開挖前后上部煤氣管線的監(jiān)測，得到施工整個過程以及后續(xù)階段管線沉降的規(guī)律，并驗證了其沉降曲線的合理性。

以廣州地鐵11號線盾構區(qū)間隧道下穿城市既有綜合管廊工程為依托，采用有限差分法模擬地鐵盾構隧道下穿綜合管廊單洞隧道的施工過程，分析上、下隧道在不同交角和不同盾尾注漿壓力的工況下，盾構隧道掘進施工對既有綜合管廊單洞隧道變形的影響規(guī)律。最后，結合數值模擬的結果，對實際的施工過程提出了合理建議。

1 工程概況

廣州地鐵11號線為中心城區(qū)的環(huán)線，全長44.2 km，全部采用地下線的敷設方式。廣州市中心城區(qū)的地下綜合管廊，采用了盾構預制管片襯砌的斷面形式，其主要容納電力、給水、通信等管線。廣州市中心城區(qū)的綜合管廊項目與地鐵11號線密切結合，其主要沿地鐵11號敷設，兩者線路重疊段高達70%以上，兩者的敷設線路如圖1所示。

圖1 地鐵11號線與沿線綜合管廊線路示意

綜合管廊同下穿雙線地鐵區(qū)間一樣，洞徑6.2 m，注漿層厚度10 cm，盾構管片縱向幅寬1.5 m，厚度為30 cm。每環(huán)由3個標準塊、2個鄰接塊和1個封頂塊組成。地鐵區(qū)間頂部埋深18.9～19.1 m，綜合管廊埋深約為8.8 m。

經勘察，線路穿越區(qū)段范圍內人工填土層廣泛分布，主要為雜填土，局部夾素填土。雜填土主要成分為黏性土、中粗砂及磚塊、碎石、混凝土塊等建筑垃圾，頂部0.10～0.30 m多為混凝土，松散～欠壓實，層厚2～13.4 m，平均層厚5.65 m。沖積～洪積砂層主要為中粗砂層，局部夾粉細砂或礫砂薄層透鏡體。殘積土主要由白堊系紅碎屑巖層及英安斑巖及安山巖等火成巖風化殘積而成。初勘時測得鉆孔中初見水位埋深為2.0～4.5 m，高程為4.24～6.31 m；混合穩(wěn)定水位埋深為1.85～4.7 m，高程為3.79～6.01 m。

2 盾構施工的數值模擬

2.1 模型基本假定

地鐵隧道盾構施工的整個過程較為復雜，為便于進行三維開挖過程的模擬，建立有效可控的有限差分地層模型，需要對施工過程進行簡化。因此本文采用以下基本假定。

(1)盾構在脫尾完成后，盾構管片成環(huán)，此時管片與周圍土體間還存在一段狹窄的空隙，將其等效為一個厚度較薄的均勻的一個圓環(huán)，即為等代層，如圖2所示[8]。為了簡化計算，等代層厚度取10 cm。

圖2 管片與地層之間等代層示意

(2)盾構管片在實際工程中采用橫向幅寬1.5 m，厚度為30 cm。在三維開挖過程中的盾構管片的模擬，采用含有8個節(jié)點的實體單元。掘進時以3 m為一個開挖步。

(3)盾構開挖過程中，土體會產生擾動和應力重分布，此時不考慮滲流的影響。

(4)不考慮下部地鐵隧道盾構區(qū)間的縱向坡度。

(5)計算分析時，土體采用摩爾庫倫的本構模型，管片和注漿層采用各向同性的彈性模型[12-13]。

(6)考慮到盾構管片的橫向和縱向連接對于隧道區(qū)間結構整體的強度會產生影響，需要對模型的強度參數進行折減。

(7)開挖過程中保證圓形管片對應的中軸線隧道設計中軸線水平夾角始終為零。

2.2 計算模型

計算模型取一個大的正六面體，縱向長度為90 m(地鐵隧道與上部綜合管廊交角為45°、60°、75°、90°)，隨著相交角度的減小，為了盡量減少邊界條件對于分析過程的干擾，需要將縱向長度適當加長(30°長度為148 m，15°時為300 m)；橫向寬度為36 m，豎向高度為43.8 m。綜合管廊頂部埋深為5.7 m，地鐵盾構區(qū)間隧道頂部埋深16.9 m。隧道直徑D均為6.2 m，注漿層(即等代層)厚10 cm，盾構管片厚30 cm，隧道內徑2.70 m。上部綜合管廊底部與下部隧道頂部間距為4.8 m，約為0.77D；下部雙線地鐵隧道間距為5 m，約為0.8D。模型前后左右四面施加法向約束，底面施加豎直向上的約束，頂面為自由面。

圖3 數值計算模型

2.3 材料的本構關系

土體在施工過程中會產生擾動，不僅會產生彈性變形，還會產生塑性變形，故使用摩爾庫倫強度理論屈服準則[14]

(1)

盾構隧道的管片和等代層采用各向同性的彈性單元模擬，不考慮不同材料間的接觸問題。

2.4 計算模型的物理與力學參數

根據地鐵盾構隧道和城市綜合管廊線路穿越的地質勘察報告，提取計算模型中的地層物理力學參數如表1所示。

表1 土層與材料的物理與力學參數

管片和等代層的參數如表2所示，由于在實際工程中，管片的環(huán)向連接和縱向環(huán)與環(huán)之間的連接對于盾構管片整體的抗拉、抗壓和抗減的能力會產生影響，所以需要對盾構管片整體的橫向和縱向進行適當的折減。由文獻[15]可知，一般在計算盾構管片等效剛度時，橫向一般取折減系數為0.6～0.7。由文獻[7]可知，模型中管片在縱向上抗拉、抗減以及抗彎的剛度折減系數約為0.01，而抗壓剛度的折減可以忽略不計。

表2 盾構管片參數

2.5 數值模擬方案

具體的隧道盾構過程如圖4所示，盾構機沿隧道設計軸線方向推進，模型中采用空單元來實現土體的開挖模擬，推進過程中對開挖面施加支撐壓力，根據開挖面的土體壓力特點，施加的支撐力也成梯形分布。

開挖后吊入盾構管片，及時成環(huán)。盾尾部分開始注漿，將盾構管片與周圍土體間的空隙填滿。注漿時，施加適當的注漿壓力，形成對洞壁四周土體的支撐效果。盾構管片和注漿部分通過改變材料參數來實現。

盾構過程以3 m為一個開挖步，需要開挖12步，共掘進36 m。

圖4 盾構施工過程示意

2.6 監(jiān)測點的布置與數據的提取

圖5 上、下隧道相對位置示意

上下隧道在空間上的位置如圖5所示。為了更好地監(jiān)測下部隧道盾構開挖對于上部既有隧道的影響，在上下隧道中軸線交點O點左45 m和右45 m的范圍內，對上部綜合管廊的底部每間隔3 m設置1個監(jiān)測點，監(jiān)測底部的沉降，具體布置情況如圖6所示。

圖6 監(jiān)測點布置示意

3 數據處理與結果分析

通過數值計算，就地鐵盾構隧道盾尾注漿壓力和兩隧道之間夾角的改變對既有管廊隧道沉降影響進行分析。

3.1 不同交角沉降值分析

采用FLAC3D模擬時，不同的工況條件下主要的變量為隧道相交的角度以及掘進時盾尾的注漿壓力。當注漿壓力為0.3 MPa時，與隧道軸線交點O左右兩側監(jiān)測點的沉降分布如圖7所示：可以看出O點附近監(jiān)測點的沉降值，隨著上下隧道相交角度的增加，O點附近的沉降越來越大；但是隨著監(jiān)測點范圍的擴大，相交角度大的工況下，上部綜合管廊底部監(jiān)測點的沉降值逐漸減小，相交角度小的工況下，監(jiān)測點的沉降值隨著監(jiān)測點向兩邊的減少的幅度越來越小，最后逐漸形成相交角度小時在O點較遠處監(jiān)測點的沉降大于交角大的時情況。如圖7所示，角度為90°時，O點左右9 m范圍內的監(jiān)測點沉降均大于角度為75°時該范圍內監(jiān)測點的沉降。隨著監(jiān)測點離O點距離的增加，在O點9 m之外的監(jiān)測點，75°時的沉降反而比90°時大。

圖7 監(jiān)測點沉降隨角度變化

為了更好地反映這一情況，結合實際的工程情況的要求，將監(jiān)測點沉降大于4 mm部分作為盾構開挖對上部隧道的影響范圍。通過提取監(jiān)測點的位移，計算該影響范圍內上部隧道的縱向長度，其結果如表3所示。

由表3可知，0.3 MPa注漿壓力的情況下，當交角為15°時，上部隧道沉降大于4 mm的區(qū)段長度達到81 m，沉降最大值為6.26 mm；而當角度為90°時，沉降大于4 mm的區(qū)段長度僅為24 m，但最大沉降值為9.36 mm。由此可知，上下隧道的交角越大，對應施工時土體擾動范圍就越大，上部隧道產生的大于4 mm的縱向長度就越長；上下隧道交角越小，對應擾動范圍越小，上部隧道產生的大于4 mm的縱向長度就越短。

表3 不同角度下沉降最大值及影響范圍

如圖8所示，上下隧道相交時，隨著相交角度的變化，二者的相交長度L以及相交面積A均會產生相應的改變，通過相應計算得到不同角度下L和A的值，如表4所示。

圖8 上下隧道相交參數示意

表4 不同角度下L和A

為了尋求沉降影響范圍與角度以及隨角度變化而產生的相交長度和相交面積的關聯性，對表4中各項參數的相關性進行擬合，擬合曲線如圖9、圖10所示。

圖9 相交長度與縱向影響范圍擬合曲線

圖10 相交面積與縱向影響范圍擬合曲線

通過擬合

f(x)=p1x+p2(2)

在95%的置信區(qū)間得到：

p1=0.767 2(0.61,0.92)

p2=13.41(6.42,20.42)

相關系數為0.979 5，調整相關系數為0.974 4，相關性擬合良好。

通過擬合

f(x)=p1x2+p2x+p3(3)

在95%的置信區(qū)間：

p1=-0.000 37(-8.2×10-4,8.2×10-5)

p2=0.373 5(0.13,0.61)

p3=-8.91(-34.94,14.45)

相關系數為0.990 1，調整相關系數為0.983 5，相關性擬合良好。

由以上兩組擬合曲線可知：下部地鐵隧道施工對于上部綜合管廊沉降的影響范圍與二者相交的長度L線性相關，與二者相交的面積A二次相關。

3.2 不同注漿壓力沉降值分析(圖11)

圖11 監(jiān)測點沉降最大值隨注漿壓力變化

圖11為不同的盾尾注漿壓力的情況下，不同交角上部隧道監(jiān)測點沉降的最大值隨注漿壓力的變化。在注漿壓力相同的條件下，最大沉降值隨著角度的增大不斷增大，但增幅有逐漸趨于緩和的趨勢，這與圖7中的結果分析的情況基本一致。隨著注漿壓力的增大，上部隧道監(jiān)測點沉降最大值越來越小，這一規(guī)律在交角為任意角度時都保持不變。為了體現出不同盾尾注漿壓力對于沉降的影響，計算出隨著注漿壓力的提高，不同角度下沉降的減少值如表5所示。

表5 不同角度下注漿壓力等幅增大最大沉降值變化 mm

如表5所示，相交角度相同時，隨著注漿壓力提高相同幅度，最大沉降值的變化越來越小。例如：當角度為15°時，注漿壓力從0.1 MPa增加到0.2 MPa，最大沉降值減小了4.2 mm；注漿壓力從0.2 MPa增加到0.3 MPa，最大沉降值僅減小了1.9 mm。當角度不同時，提高相同幅度的注漿壓力，角度越大，最大沉降值變化越大，反之越小。例如：注漿壓力從0.1 MPa增加到0.2 MPa，相交角度為90°時，最大沉降減少值為7.9 mm；相交角度為15°時，最大沉降減少值為4.2 mm。由此可見，注漿壓力對于大角度相交時的沉降改善更加明顯。但是隨著注漿壓力的不斷提高，這種改善也逐漸趨于穩(wěn)定。

4 結論與建議

(1)地鐵隧道盾構開挖后，上部綜合管廊縱向上各點沉降以軸線交點為中心，中間大兩邊小，呈“U”形分布。

(2)在注漿壓力等其他影響條件不變的情況下，下部雙線地鐵隧道的開挖對上線綜合管廊產生擾動，從而引起沉降。沉降最大值隨著地鐵隧道與綜合管廊交角的增大而增大，并在地鐵隧道與綜合管廊軸線交點近距離處，均保持著交角越大，沉降值越大的規(guī)律；但是隨著監(jiān)測點離軸線交點越來越遠，交角較大的工況下，沉降值迅速減小，而交角較小的工況下，沉降值減小的幅度較慢。

(3)結合現場實際工況要求，以大于4 mm沉降作為下部地鐵隧道盾構開挖對上部綜合管廊的影響范圍。在盾尾注漿壓力不變條件下，隨著角度的增加，影響范圍越來越小。0.3 MPa注漿壓力下，15°影響范圍為81 m，隨著角度增加逐漸減小，當角度增大到90°時，影響范圍僅有24 m。

(4)上部綜合管廊較大沉降值和沉降影響范圍隨交角的變化產生的原因：主要是隨著相交角度的減小，地鐵隧道和綜合管廊投影在平面上相交的長度和相交的面積不斷增大，形成了越來越大的共同覆蓋區(qū)域，而上部綜合管廊為既有隧道，縱向長度上具有很好的完整性。故而在下部地鐵隧道盾構施工產生土體擾動時，交角越大，共同覆蓋區(qū)域越小，產生的沉降影響范圍就越小，離交點O較近的監(jiān)測點產生的沉降就越大，角度越小則反之。

(5)在角度等其他影響條件不變的情況下，一定范圍內，隨著注漿壓力的增大，上部綜合管廊產生的沉降越來越小，并且提高相同大小注漿壓力，位移減小的趨勢越來越不明顯。

(6)將提高相同大小注漿壓力在不同角度情況下進行分析，發(fā)現角度越大，位移減小的效果越明顯。

(7)通過數值模擬的結果，工程實際中，建議采用注漿壓力為0.3 MPa左右。而為了保證施工過程中既不產生過大位移，又能減少沉降的影響范圍，交角建議采用60°～75°。