天津地铁盾构隧道四线交汇掘进数值分析

徐子川， 李建高， 王长虹

(1. 同济大学地下建筑与工程系， 上海　200092； 2. 中铁隧道集团三处有限公司， 广东 深圳　518052；

3. 上海应用技术学院轨道交通学院， 上海　201418)



天津地铁盾构隧道四线交汇掘进数值分析

徐子川1， 李建高2， 王长虹3,*

(1. 同济大学地下建筑与工程系， 上海200092； 2. 中铁隧道集团三处有限公司， 广东 深圳518052；

3. 上海应用技术学院轨道交通学院， 上海201418)

摘要：为解决多条近接隧道施工时后行隧道开挖对先行隧道结构造成的不利影响，以天津地铁5、6号线四线交汇隧道为研究对象，选取典型复杂断面，采用数值软件FLAC3D，模拟富水地层中四线交汇隧道开挖时隧道结构之间的相互影响规律。结果表明： 该复杂断面处，后行隧道施工使先行隧道整体位移具有偏向开挖隧道移动的牵引趋势，且先行下部隧道竖向整体位移较横向整体位移变化更为显著。在渗流作用下，先行下部隧道施工产生的地表沉降量及沉降范围相比后行上部隧道较大，验证了富水地层中渗流作用对土体变形影响程度及范围均远大于开挖应力释放的影响。

关键词：盾构隧道； 四线交汇； FLAC3D； 渗流作用； 地表沉降

0引言

修建地铁不可避免地需要穿越城市的地下空间。城市的中心地段地下管线错综复杂，工程和水文地质多变，工程建设难度大，尤其是交叉重叠隧道。文献[1]采用三维弹塑性有限元法模拟了交叠盾构隧道土层位移及地表沉降曲面在盾构推进中的发展变化; 文献[2]对盾构隧道掘进全过程三维模拟方法及重叠段近接分区进行了研究； 文献[3]研究表明盾构隧道施工对周围环境的影响与地层情况、岩土性质、地下水及隧道埋深等客观因素有关； 文献[4-5]采用数值方法研究了开挖应力释放和渗流作用在富水重叠隧道施工中的影响，结合现场监测数据分析渗流和开挖应力释放是地层变形的主要原因； 文献[6-7]通过对比重叠隧道拱顶及地表沉降明确了地下水渗流是造成地表沉降现象的主要原因。

上述研究多针对在上下2条重叠盾构隧道[8-10]，而对于盾构隧道四线交汇的复杂情况，相关研究并不多见。针对天津地铁环湖西路站四线交汇区间复杂断面，将盾尾空隙的大小和注浆填充程度等概化为均质、等厚的等代层[11-12]，采用FLAC3D软件，模拟典型断面开挖过程中地层和隧道结构的相互影响，研究开挖过程中管片内力变化情况、隧道整体位移发展趋势以及周围地表沉降的规律。

1工程概况

天津地铁5、6号线环湖西路站四线交汇区间位于天津市南开区与河西区交界处。如图1所示，6号线水上东路站—环湖西路站区间(简称水—环区间)隧道起止里程为K27+877.000～K28+556.950，全长679.950 m。5号线环湖西路站—体育中心站区间(简称环—体区间)隧道起止里程为K27+732.343～K28+842.100，全长1 109.757 m。该区间5、6号线并行，共计4条隧道，成“麻花状”交汇，最浅埋深仅为7.82 m。

图1　隧道区间范围示意图

工程所在场地主要为海河冲积平原，地势较平坦。区间沿线场地地层分布主要为天然沉积土，区间隧道洞身主要穿越粉质黏土层，场地内无滑坡、泥石流等不良地质灾害作用，场地稳定，适合进行工程建设。区域地下水类型主要为松散岩类孔隙水，施工深度范围内主要为潜水及承压水。潜水水位埋深1.1～2.8 m，水位标高0.28～2.09 m，水位变幅在0.5～2.0 m；第1层承压水水头标高约为0 m，第2层承压水水头标高约为-0.5 m。

2三维数值模拟

2.1计算模型及参数

近环湖西路站区间内，因5、6号线4条隧道逐渐接近，线路分布较为复杂，因此有必要对此区段的施工情况进行模拟分析。以6号线里程为基准，通过比较线路的平纵面，考虑隧道重叠交叉净距、空间位置以及与地表建筑相对位置，选取DK28+400～+436段为典型断面区间，总长度为36 m。隧道断面相对位置关系如图2所示(因实际工程中5、6号线方向定义相反，因此图中5号线左线位于右线的右侧)。

图2　隧道断面相对位置图(单位： m)

根据核心交汇区域建立交汇隧道三维模型(土体、承压水层、注浆层、扰动层和隧道管片等)。如图3所示，模型长100 m，宽36 m，高70 m。4条隧道的开挖直径均为6.2 m，环向超挖空隙层和扰动层均为0.2 m，管片后注浆加固层为2.5 m。管片厚为0.35 m，使用薄壳单元模拟。采用ANSYS 的SOLID45 单元建立实体模型，模型共31 620个单元，31 933个节点，然后导入数值软件FLAC3D进行流固耦合计算。

图3　四线交汇隧道的三维模型图

在计算模型中，土体采用摩尔-库仑模型，混凝土材料及钢材使用线弹性材料模型。依据地勘报告，区间土层竖向分为13层，各土层的物理力学参数如表1所示。计算过程中假设所有土层为饱和状态，各向同性流体的体积模量E为2 000 MPa，流体密度ρ为1 000 kg/m3, 孔隙率n为0.5，渗透系数k为2×10-7cm/s，隧道开挖后为不渗水边界。

2.2边界条件及初始应力场

对三维模型的四周及底面施加法向约束。在初始应力计算达到平衡的过程中，模型在自重和孔隙水压力作用下，应力传递到内部单元并生成初始应力场。清除节点变形后，模拟盾构隧道的施工过程。

2.3开挖模拟方法

为模拟盾构隧道的施工过程，开挖过程遵照施工组织确定的施工顺序及开挖方向进行模拟。工况1和工况2为先行下部隧道，工况3和工况4为后行上部隧道。如图4所示，模拟施工顺序依次为： 1)6号线左线施工(工况1)； 2)5号线右线施工(工况2)； 3)6号线右线施工(工况3)； 4)5号线左线施工(工况4)。

表1　各土层的物理力学参数

图4　区间隧道施工顺序图

为了模拟盾构在地层中的推进，借用开挖面与盾尾之间的扰动层单元模拟盾构的盾壳结构。其中扰动层单元厚0.2 m，包括0.07 m的空隙层。模拟中充分考虑卸荷效应[13]，盾构每一步推进一个管片环宽的长度为1.5 m，总共推进36 m。每环具体实现方法如下：

1)开挖一个管片长度的隧道土体,模拟过程中当拱顶土体变形达到超挖空隙20 mm时停止步数迭代；

2)将扰动层单元中的空隙层赋以盾壳的力学参数，单元采用弹性本构，以近似模拟盾构本身对周围土体的支撑作用；

3)给开挖面施加土舱压力，以保持开挖面的稳定平衡；给空隙层单元赋以远小于周围土体的力学参数，以模拟超挖造成的盾构四周的空隙；

4)先进行静力平衡计算；

5)然后进行流固耦合再平衡计算。

模拟过程中，考虑隧道的透水性，以0孔压为边界，开挖时孔压保持不变。依此过程，实施盾构的下一步推进，直到整个盾体全部进入隧道。当盾构全部进入土体后，每一步的开挖计算除了继续进行上述盾壳的模拟外，还要在盾构尾部实施管片安装以及管片背后注浆的模拟。为了体现注浆材料的硬化过程，给注浆层设置2种属性。

1)凝固前的低刚度注浆材料的弹性模量等于注浆压力。

2)凝固后的注浆材料。这一阶段施工的具体模拟方法为： ①将新开挖的一段扰动层设为盾壳； ②将盾壳最后一段单元的材料属性改为凝固前的注浆材料的属性，同时将紧贴这一段扰动层内部的薄层单元设为盾构管片； ③继续步骤①、②，直到设置了3个管环宽度的凝固前注浆材料，将第1环的低刚度注浆材料设为凝固后的注浆材料，即假定注浆材料的硬化过程滞后3个管环。

考虑到衬砌结构的不连续性，对隧道管片刚度进行一定折减[14]，折减系数取0.7。隧道管片、盾壳和注浆层材料属性如表2所示。

表2　隧道管片、盾壳和注浆层材料属性

注： 扰动层厚0.2 m，包括0.07 m的空隙层，硬化后同注浆层性质。

3计算结果及分析

模型纵向长度为36 m，考虑隧道掘进过程中的模型边界效应，整体位移观测值取在开挖方向的18 m处，即模型中间断面。由于后行隧道施工对先行隧道的影响较为复杂，因此，分别记录先行下部隧道管片内力、竖向与横向整体位移以及地表沉降变化情况。

3.1先行下部隧道管片弯矩和轴力变化情况

由于隧道间相对位置的复杂性，模型最终计算结果显示： 先行隧道管片结构的危险截面均位于隧道拱顶及右拱肩处附近，如图5和图6所示； 6号线左线管片弯矩和轴力变化如图7所示。由图7可知，6号线左线隧道在工况3时管片内力波动较大，后行隧道施工过程中管片正弯矩最大值为262 kN·m，负弯矩最大值为378 kN·m，轴力为压力，最大值为1 022 kN； 5号线右线管片弯矩和轴力变化如图8所示。由图8可知，5号线右线隧道在工况4时拱肩弯矩显著增大，后行隧道施工过程中管片正弯矩最大值为270 kN·m，负弯矩最大值为258 kN·m，轴力为压力，最大值为1 125 kN。

图5　隧道管片最终弯矩(单位： N·m)

(a) 6号左线　　　　(b) 5号右线

Fig. 6Cross-section showing dangerous scopes of excavated shield tunnels

在四线隧道开挖全过程中，工况2水平隧道施工时，先行隧道结构危险截面内力有降低的趋势； 而后行上部隧道施工使先行隧道结构危险截面内力显著增大，对管片结构受力造成较大的影响。由于隧道间横向距离的原因，工况3对6号线左线及工况4对5号线右线的影响则更为明显。

虽然管片内力变化范围均在安全范围以内，但考虑到后行上部隧道盾构开挖的震动效应，实际施工中仍须加强对先行隧道拱顶和拱肩处的管片内力监测，并建议在盾构前后一定范围内对先行下部隧道添加钢支撑进行支护[15]，该措施能够有效提高管片抵抗变形的能力,降低工程风险。

3.2先行下部隧道整体位移变化情况

后行隧道施工对先行下部隧道扰动造成的整体位移见图9。其中6号线左线隧道在工况2时出现微弱的下沉及左偏，随后工况3和工况4时出现上浮及右偏趋势，竖向最大偏移量为6 mm；而5号线右线隧道在工况3和工况4时连续出现上浮，工况4时上浮达到最大值15 mm；工况3时横向左偏3 mm，随后回弹至左偏1 mm，土体变形量较小。

(a) 弯矩变化

(b) 轴力变化

Fig. 7Variation curves of bending moment and axial force of segment of left tunnel tube of Line No. 6

(a) 弯矩变化

(b) 轴力变化

Fig. 8Variation curves of bending moment and axial force of segment of right tunnel tube of Line No. 5

(a) 6号线左线

(b) 5号线右线

图96号线左线和5号线右线整体位移变化图(上浮、右偏为正)

Fig. 9Variation curves of displacement of left tunnel tube of Line No. 6 and that of right tunnel tube of Line No. 5

监测结果表明： 后行上部隧道施工对先行下部隧道整体移动均具有明显的牵引趋势，即下部隧道有向后开挖的上部隧道偏移的趋势。其牵引趋势在工况3和工况4时更为明显，且整体位移变化速率在开挖接近监测点时显著增大，符合重叠隧道施工纵向效应的基本规律。此外，6号线左线隧道在工况2时出现了一定的下沉，这是因为5号线右线隧道施工时降低了周边土体孔隙水压力的结果；而先行下部隧道整体位移变化主要是由上部土体开挖应力释放造成的，上部应力释放对先行下部隧道的侧向土压力影响相对较小，加上渗流作用的影响，导致下部隧道竖向整体位移较横向整体位移变化更为显著。

上部隧道施工时，先行下部隧道周边过大的土体变形会极大影响上部隧道的施工质量； 因此，有必要采用壁后注浆的措施对先行下部隧道进行防水加固，在先行下部隧道周边土体固结和地下水渗流稳定前不宜立刻施工上部隧道。

3.3地表横向沉降变形分析

地表横向沉降变化情况如图10所示。由图10可知，横向地表沉降槽范围约50 m，各工况沉降最大值均集中在5号线右线轴线附近。首先6号线左线单独开挖引起的地表最大沉降量为14 mm，位于该隧道正上方；随后5号线右线开挖造成地表沉降进一步增大，最大值达到22 mm，沉降槽中心明显向右偏移；6号线右线开挖使地表沉降达到最大值24 mm，沉降槽中心略向左偏；最后5号线左线开挖，沉降槽再次右偏且宽度随之扩展，最终沉降量达到26 mm，沉降槽中心位于5号线右线正上方附近。

图10　地表横向沉降图

富水地层中隧道开挖产生的地表沉降是由地层应力释放和地下水渗流共同作用的结果。在渗流作用下，先行下部隧道周边土体由于水头下降，有效应力上升，产生固结沉降，该作用对土体沉降影响程度及范围均远大于开挖应力释放对土体的影响; 因此，隧道开挖产生的最终地表沉降槽是单峰曲线，而非多峰曲线。此外，由于先行下部隧道开挖中渗流作用较强，渗流引起土体的沉降及空间效应较为显著；而施工上部隧道时，应力释放成为地表变形的主要原因，渗流作用则相对较弱，产生的进一步沉降及范围也相对较小。相比而言，在先行下部隧道施工过程中，对渗流量的控制是控制地表沉降的关键。

4结论与讨论

1)水平隧道施工时，先行隧道危险截面内力有降低的趋势，而后行上部隧道施工对先行下部隧道管片内力造成较大的不利影响。考虑盾构及开挖震动效应，建议对先行下部隧道添加钢支撑支护，降低工程风险，并加强对拱顶和拱肩处危险截面内力的监测。

2)在交汇复杂断面处，后行隧道施工使先行隧道整体具有偏向开挖隧道移动的牵引趋势。因上部土体开挖卸载效应及土体渗流影响，先行下部隧道竖向整体位移较横向整体位移变化更为显著。待壁后注浆结束，土体固结及地下水渗流趋于稳定后，方可施工后行上部隧道。

3)交汇断面横向沉降槽影响范围约为50 m，沉降最大值为26 mm。模拟结果验证了富水地层中渗流作用对土体变形影响程度及范围均远大于开挖应力释放的影响，施工过程中对先行下部隧道渗流量的控制是控制地表沉降的关键。

4)本文仅选取了隧道交汇区间其中一处典型断面进行研究。由于四线隧道相对位置变化的复杂性，今后可根据四线隧道相对位置变化的关系，继续对隧道区间中其他典型断面进行研究，对比不同断面结果，对四线交汇隧道掘进时整体区间结构的变化规律做进一步探讨。

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Numerical Analysis of Interaction of Excavation of Four Adjacent Shield Tunnels: A Case Study on Tianjin Metro

XU Zichuan1, LI Jian’gao2, WANG Changhong3,*

(1．DepartmentofGeotechnicalEngineering,TongjiUniversity,Shanghai200092，China;2.ChinaRailwayTunnelGroupSanchuCo.,Ltd.,Shenzhen518052,Guangdong,China;3.SchoolofRailwayTransportation,ShanghaiInstituteofTechnology,Shanghai201418,China)

Abstract:The excavating tunnel has an adverse effect upon the excavated tunnels during the construction of multiple adjacent tunnels. In this paper, the typical cross-section of the connection section between Line No. 5 and Line No. 6 of Tianjin Metro is analyzed by means of FLAC3D software; and then the interaction of excavating the four adjacent shield tunnels in water-rich stratum is simulated. The results show that: 1) The excavated tunnels incline to the excavating tunnel. The vertical displacement of lower-laid tunnel is more obvious than the horizontal displacement. 2) The ground surface settlement and the settlement scope induced by lower-laid excavated tunnel are larger than that induced by upper-laid excavating tunnels under seepage action; and it is proved that the influence of seepage action on water-rich ground settlement and settlement scope are larger than those of excavation stress releasing.

Keywords:shield tunnel; four-tunnel converging; FLAC3D; seepage action; ground surface settlement

中图分类号：U 45

文献标志码：A

文章编号：1672-741X(2016)03-0295-06

DOI:10.3973/j.issn.1672-741X.2016.03.008

作者简介：第一 徐子川(1991—)，男，河南洛阳人，同济大学隧道与地下建筑工程专业在读硕士，研究方向为盾构隧道施工控制。E-mail: 07xuzichuan@gmail.com。*通讯作者： 王长虹，E-mail: changhong_wang@163.com。

基金项目：国家自然科学基金项目(51208303)

收稿日期：2015-06-29； 修回日期： 2015-12-11