高速铁路隧道近接施工对既有市政隧道影响分析

路军富，贾媛媛，魏龙海

(1.成都理工大学地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室，四川成都610059;2.西华大学，建筑与土木工程学院，四川成都610039;3.中交第二公路规划勘察设计研究院，湖比武汉430056)

0 引言

近年来，城市地下铁道以及地下公路隧道日益增多，新建隧道与既有市政管线隧道近距、重叠、交叉等情况不断出现，然而新建隧道施工引起围岩应力重分布，当既有隧道位于围岩应力重分布区域内时，引起既有市政管线隧道位移和结构内力发生变异，从而对其结构安全产生不利影响［1-3］，因此，开展新建隧道施工对近接既有市政隧道影响研究具有重要的工程实际意义.目前，国内外对新建隧道及其近接和交叠等施工力学行为已进行了研究［4-7］.针对高速铁路隧道正交下穿市政污水管道、煤气管线隧道和自来水管线隧道，笔者采用有限差分法和流固耦合理论，对高铁隧道施工对既有市政管线隧道的影响进行了三维数值分析，获得既有市政管线隧道受施工降水及新建高铁隧道施工影响后的结构力学特性及位移变化规律，确定最佳施工方案.

1 流固耦合计算基本理论

采用FLAC3D模拟多孔介质(如土体)中流体流动，孔隙水压力的消散引起土体中位移的变化，流体在孔隙介质中的流动依据Darcy定律，流-固藕合过程满足Biot方程.关键控制方程如下［8］：

(1)平衡方程.对于小变形，流体质点平衡方程为

式中：qv为被测体积的流体源强度，1/s;qi为渗流速度，m/s;ζ为单位体积孔隙介质中流体体积的变化.

式中：P为孔隙压力;α为Biot系数;M为Biot模量，N/m2;ε为体积应变;T为温度;β为考虑流体和颗粒热膨胀系数，1/℃.

(2)运动方程.流体的运动用Darcy定律来描述，对于均质、各向同性固体和流体密度是常数时，该方程表示为

式中：k为介质的渗透系数，m2/Pa·s;ρj为流体密度，kg/m3;gj(j=1，2，3)为重力加速度的 3个分量，m/s2.

(3)本构方程.体积应变的改变会引起流体孔隙压力的变化，同时孔隙压力的变化导致体积应变的发生.孔隙介质本构方程的增量形式为

(4)相容方程.应变率和速度梯度之间的关系为

式中：vi为介质中某点的速度.

(5)边界条件.①给定水压力;②给定边界外法线方向流速分量;③不透水边界;④透水边界，采用如下形式给出.

式中：qn为边界外法线方向流量分量;k为渗透系数，m/s;r为水的容重;Pc为渗流出口处的孔隙水压力.

2 新建隧道近接施工对既有管线隧道影响计算概况

2.1 施工过程模拟

2.1.1 降水施工对既有管线隧道影响模拟

本工程采用轻型井点降水法，地下水位为地表下4 m，隧道两侧设置Φ60 cm降水群井，其距隧道边墙距离约为15～20 m，井纵向间距15～20 m，降水至设计标高时，新建高铁隧道施工.

2.1.2 新建高铁隧道施工过程模拟

新建隧道采用双侧壁导坑法施工，见图1.隧道先进行左导坑①部开挖，同时施建其周边初期支护和临时支护，钻设径向锚杆后复喷混凝土至设计厚度;滞后①部掌子面一段距离后，进行左导坑②部开挖，完成左侧壁导坑初支封闭成环;依据同法进行右侧壁导坑③和④部施工，封闭成环后进行中导坑⑤⑥⑦⑧⑨部施工.最后待初期支护基本稳定后，拆除临时横撑.

2.2 支护参数

初期支护钢架采用I25b，纵向间距0.5 m，拱部140°范围采用Φ42双层小导管浆加固，采用水泥-水玻璃双液浆，水泥浆水灰比1∶1，水泥浆和水玻璃质量比为1∶1.第一层小导管长3.5 m，环向间距0.3 m，纵向间距1 m，外插角30～35°.第二层小导管长2.5 m，环向间距0.3 m，纵向间距1 m，外插角10～15°.上半断面掌子面设置Φ25纤维锚杆，长8 m，水平间距0.8 m，梅花形布置，纵向间距6 m，锚杆内注水泥浆，拱脚及边墙处设置锁脚锚杆.

图1 双侧壁导坑法施工工序示意图Fig.1 Disposal chart of construction process of both side heading method

2.3 计算参数

围岩以及既有市政管线隧道和新建隧道的物理力学参数，见表1.

2.4 计算模型

本研究采用三维模型计算，上部市政管线隧道与下部新建隧道在水平面上的投影近似正交，管线隧道拱顶二衬距地面3.9 m，底部二衬在新建隧道初期支护上方2.2 m，新建隧道顶部埋深13.4 m，底部埋深26.1 m，跨度14.7 m.模型计算范围：沿上部管线隧道纵向(X方向)取60 m，下部开挖隧道纵向(Z方向)取40 m，土层厚度(Y方向)取60 m;降水井深度达地表以下23 m，其底部侵入基岩中，该层为非含水层.

模型的边界条件：前后左右面水平约束，下边界竖向约束，上边界(地表)为自由边界.整体模型加重力场g=9.8 m/s2;降水井侧壁为零水压边界，外边界为定水头边界.计算模型如图2所示.

图2 近接上下交叉隧道整体三维模型Fig.2 3D model of up-down cross adjacent tunnel

表1 围岩及支护结构物理力学参数Tab.1 Physical and mechanical parameters of lsurrounding rock and support

3 数值计算结果分析

3.1 施工降水对既有管线隧道影响结果分析

降水前和降水完成后两阶段，土层内水压分布云图，见图3.由图3可知，降水完成后，新建隧道上方及其周围的水压力，由降水前最大水压力0.15～0.2 MPa逐渐降至0 MPa.

图3 不同降水阶段土层水压分布云图Fig.3 Distribution colud picture of water pressure of soil layer at different dewatering construction stages

3.1.1 既有管线隧道结构位移分析

(1)各降水阶段上部管线隧道位移分析.通过降水计算结果可知降水完成后上部管线隧道位移分部云图见图4.由图4可知，降水完成后，两隧道交叉处，既有管线隧道位移下沉量最大，且沿隧道纵向向两端逐渐均匀减小.

各降水阶段，上部既有管线隧道交叉处衬砌结构拱顶和仰拱竖直位移变化规律见图5.由图5可知，随着降水施工不断进行，隧道竖直位移逐渐增加，降水前期位移增加速率较大，降水施工后期位移下沉量增加减缓;衬砌结构拱顶和仰拱结构位移几乎相同，变形规律几乎一致.

(2)上部既有管线隧道整体沉降分析.降水完成后上部既有管线隧道二次衬砌沿纵向拱顶和仰拱下沉位移量变形规律见图6.图6中横坐标0处即为上下隧道交叉位置处.

图6 降水完成后沿纵向二次衬砌竖直位移变化规律Fig.6 Curves of vertical displacement of secondary lining along longitudinal direction

由图6分析可知：降水完成后，交叉处截面下沉量最大，量值约为22.89 mm，沿纵向向两端逐渐减小，位移沿纵向两边呈对称分布;上部既有管线隧道中间与两端差异沉降约为7.40 mm，大于控制基准(不超过5 mm)的要求.

3.1.2 既有管线隧道结构纵向应力分析

各降水阶段上部既有管线隧道交叉处截面初期支护及二次衬砌拱顶和仰拱纵向应力变化规律如图7所示.由图7可知：随着降水施工不断进行，仰拱处和拱顶处分别表现为拉应力和压应力，降水初期阶段纵向应力增加速率较大，随着降水施工推进，其应力增加缓慢;初期支护仰拱最大拉应力为1.92 MPa;二次衬砌仰拱最大拉应力为1.54 MPa.

图7 各降水阶段交叉处截面仰拱及拱顶纵向应力Fig 7 Curves of longitudinal stress of infall Arch Crown section and intert section at different dewatering stages

分析降水完成后上部既有管线隧道沿纵向二次衬砌截面拱顶和仰拱处纵向应力变化规律，见图8.由图8可知：降水施工完成后交叉处30 m范围内，拱顶和纵向应力分别为压应力和拉应力;隧道两端处拱顶拉应力最大，约为3.09 MPa;隧道中间处仰拱最大拉应力约为1.54 MPa;距交叉处既有隧道沿纵向结构应力几乎呈对称分布.

3.2 新建隧道施工对既有管线隧道影响分析

降水完成后进行新建高铁隧道施工，分析下穿隧道开挖完成后上部既有管线隧道位移和内力分布规律，评价其安全性.

3.2.1 既有管线隧道结构位移分析

(1)上部既有管线隧道竖直位移分析.下穿隧道开挖完成后，上部既有管线隧道二次衬砌沿纵向竖直位移变化规律如图9所示.

由图9可知：沿隧道纵向，二次衬砌竖直位移由交叉处向两端逐渐减小，呈抛物线分布;交叉处二次衬砌拱顶下沉位移为5.48 mm，仰拱下沉位移为5.67 mm;隧道中间与两端差异沉降约为3.58 mm，小于控制基准(5 mm)的要求.二次衬砌拱顶和仰拱位移变化规律趋于一致.

(2)各开挖部进尺对交叉处断面位移影响分析.通过开挖17步后开挖完毕，当初支稳定后，临时支撑拆除，18～21步为临时支撑拆除计算步，各施工步开挖对交叉处上部管线隧道位移影响如图10.由图10可知：随着下穿隧道开挖不断推进，交叉处断面下沉位移不断增加，左右导坑开挖以及中导坑开挖前，管线隧道下沉速率较小，下沉量约占总下沉量的29.2%;中导坑开挖到中导坑通过交叉处断面时，管线隧道下沉速率较快，下沉量约占总下沉量的60%;隧道拆除临时支撑通过交叉处位置时，管线隧道下沉速率增大，拆除完成后下沉量约占总下沉量的8.6%.

3.2.2 既有管线隧道结构纵向应力分析

(1)新建隧道施工完毕纵向应力分布.上部管线隧道沿纵向二次衬砌截面拱顶和仰拱处纵向应力变化规律如图11所示.

由图11可知：交叉处20 m范围内，二次衬砌拱顶和仰拱纵向应力分别为压应力和拉应力，两端处拱顶最大拉应力为0.97 MPa，中间位置仰拱最大拉应力为1.11 MPa;距交叉处管线隧道纵向结构应力几乎呈对称分布.

图12 仰拱及拱顶纵向应力随新建隧道施工步分布规律Fig.12 Curves of longitudinal stress of invert and arch crown of secondary lining with excavation steps

(2)各开挖部进尺对交叉处截面纵向应力影响如图12所示.由图12可知：随着下穿隧道施工不断推进，仰拱纵向应力表现为拉应力，结构最终拉应力约为1.11 MPa，拱顶纵向应力表现为压应力;中导坑掌子面施工到中导坑掌子面通过，管线交叉处纵向应力增加速率较快;隧道拆除临时支撑通过该位置时，管线隧道纵向应力再次突然增加.

4 结论

降水施工对既有市政隧道影响如下：

(1)随着降水施工不断进行，既有管线隧道结构位移和应力量值逐渐增加，降水初期阶段其增加速率较大，后期阶段增加缓慢;

(2)降水施工对既有隧道初支和二衬位移和应力影响规律几乎一致，交叉处竖直位移最大，并沿隧道纵向两端逐渐减小且呈对称分布;

(3)降水施工引起的既有隧道中间与两端差异沉降约为7.31 mm，均大于控制基准(5 mm)的要求，因此在不采取特殊辅助措施的情况下，不宜进行降水;

(4)距交叉处既有管线隧道两端的应力几乎呈对称分布，交叉处30 m范围内，拱顶纵向应力主要为压应力，而仰拱主要为拉应力;

(5)上部管线隧道初期支护仰拱的最大拉应力为2.62 MPa，超过C25喷射混凝土的极限抗拉强度(1.3 MPa)，二次衬砌拱顶最大拉应力为3.09 MPa，超过C30混凝土极限抗拉强度(2.2 MPa).

下穿隧道近接施工对既有隧道影响如下：

(1)中导坑施工对上部既有管线隧道变形影响较大，中导坑开挖到通过交叉处断面时，管线隧道下沉速率较快，下沉量约占总下沉量的60%;

(2)交叉处20 m范围内，初期支护拱顶纵向应力为压应力，仰拱纵向应力为拉应力，距交叉处管线隧道两端的应力几乎呈对称分布;

(3)上部既有管线隧道初期支护在仰拱的最大拉应力为0.84 MPa，满足强度要求;二次衬砌在仰拱的最大拉应力1.11 MPa，满足强度要求.

综上，降水所引起的沉降约占75% ～80%，下穿隧道施工所造成的沉降约占20% ～25%;降水所引起的纵向最大拉应力是下穿隧道施工所引起纵向最大拉应力的1.39～3.39倍.所以，在降水施工前应采取一定的特殊辅助措施，以保证降水施工的顺利进行.

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