超大直径盾构不同角度下穿对既有地铁隧道的影响分析

2021-03-25杨芝璐张孟喜肖晓春吴惠明

铁道标准设计 2021年3期

杨芝璐，张孟喜，肖晓春，吴惠明，包蓁

(1.上海大学土木工程系，上海 200444；2.上海隧道工程股份有限公司，上海 200062)

引言

近年来，随着城市经济的快速发展和人口的高度集中，地下空间的开发力度不断增大，大直径盾构隧道工程已服务于各大城市建设，成为构建地下交通网络的首选方案。目前，针对大直径盾构隧道已经有较多的研究成果，如依托京张高铁清华园大直径盾构隧道工程，刘凯等[1]研究了盾构隧道近距离上跨运营地铁，隧道管片结构在施工及运营阶段的变形受力规律。张斌[2]得出大直径盾构隧道的影响范围为隧道轴线两侧1.6D(D为隧道直径)范围内。刘方等[3]则采用数值模拟方法，分析了大直径隧道穿越既有地铁车站3种预加固方案的加固效果。依托盾构直径15.43 m的上海沿江通道工程，张建安等[4]通过数值模拟分析，得出超大直径盾构施工会造成下方土体产生较大的回弹变形。张哲[5]通过对盾构直径12.51 m的武汉地铁8号线下穿棚户区研究，提出袖阀管注浆加固工艺对棚户区具有良好的保护作用。

大直径或超大直径盾构隧道工程虽已屡见不鲜，但超大直径盾构下穿既有隧道的工程尚属罕见，可供参考的研究数据十分匮乏。然国内外已有较多地铁隧道叠交穿越的工程案例，其研究成果表明新建隧道的开挖会使既有隧道产生较大变形[6-8]。Anonymous[9]通过对隧道开挖过程中的运营地铁隧道进行实时监测，发现隧道开挖会使既有隧道下方与之叠交范围内土体竖向应力减小，从而导致地铁隧道的竖向变形增加。直径15 m级的超大直径隧道卸荷量远超过地铁隧道，其施工对既有隧道的影响必然与小直径盾构穿越不同，值得深入研究。

以上海市北横通道盾构下穿11号线双线地铁隧道为工程背景，采用现场监测与有限元数值模拟相结合的方法，研究不同叠交角度下，超大直径隧道盾构对上覆双线地铁隧道变形的影响，以期为超大直径隧道盾构穿越施工提供参考。

1 工程概况

上海北横通道工程西起北虹路东至内江路，贯穿上海市中心城区北部区域，盾构段全长6.4 km，盾构外径15.56 m，为软土地区超大直径泥水盾构隧道。盾构段自西向东掘进，穿越地铁11号线隆德路至江苏路站区间，先后穿越区间上、下行线，如图1所示，北横通道为蓝色单线隧道，11号线为红色双线隧道。下穿处既有双线隧道底高程-24.50 m，隧道结构净距7.2 m，北横通道结构顶高程为-31.71 m(此处北横通道覆土相当于28 m)，盾构隧道与既有隧道轴线夹角为68°，最小净距为7.06 m。本次穿越为国内15 m级盾构隧道首次穿越双线地铁隧道。

图1 盾构穿越示意

穿越段地层环境条件复杂，双线地铁隧道位于第⑤层土，主要为灰色粉质黏土，为软塑状，灵敏度、压缩性高，受扰动易发生沉降。盾构隧道区域处于第⑦层土，主要为草黄灰色粉细砂，夹杂少量灰色粉质黏土，土质较均匀致密，强度较高，有利于盾构稳定。各土层物理力学参数详见表1。

表1 土体物理力学参数

盾构隧道衬砌采用预制单层管片，混凝土强度等级为C60，弹性模量为36.5 GPa。衬砌外径为15 m，内径13.7 m，环宽2 m，管片厚度为0.65 m。每环衬砌由7块标准块、2块邻接块和1块封顶块组成，如图2所示。盾尾注浆由4台注浆泵提供8点注浆，注浆采用干粉砂浆在现场拌和后的浆液，浆液28 d后的弹性模量为14.75 MPa。

图2 盾构隧道衬砌(单位：m)

既有地铁隧道的衬砌管片混凝土强度等级为C55，弹性模量为35.5 GPa[10]。衬砌外径为6.2 m，内径为5.5 m，环宽1.2 m，管片厚度为0.35 m[11]。

2 现场监测及结果分析

根据工程经验，由于隧道盾构推进引起的地层损失及对周围土体的扰动会使周围土层发生固结沉降和次固结沉降，会对上覆既有地铁隧道结构造成影响，且在盾构穿越时及完成后的阶段最为明显。因此，为保证工程的顺利实施和运营地铁隧道的安全稳定，对正投影区及向外扩80 m范围内的既有地铁隧道结构进行安全监测，并根据监测数据指导施工及维护地铁隧道的安全。

2.1 现场监测测点布置

对地铁11号线既有隧道采用电子水平尺自动化沉降监测，以北横通道与既有隧道投影区域为中心，向11号线隆德路站方向侧延伸80 m，江苏路站方向延伸80 m，共计172 m，上、下行线一致。以11号线江苏路站方向作为第一个测点起算，沿上、下行线路纵向172.8 m范围内，由72支2.4 m长的电水平尺首尾相连，构成总长172.8 m的监测线。11号线上行线测点编号为SU0～SU72，下行线测点编号为XU0～XU72，如图3所示。

图3 地铁隧道监测测点布置

可以看出，地铁隧道与盾构隧道轴线相交处在测点36附近，盾构隧道左右边界对应测点31和测点41。11号线投影面积的范围为386环～400环，北横通道盾构掘进过程中，在掘进386环时刀盘进入11号线投影面正下方，盾构至403环时，盾尾离开地铁隧道正投影区，因此盾构掘进对11号线的影响范围为381环～403环，共23环，长度46 m。

2.2 历时监测结果分析

随着盾构机的推进，土体沉降位移的历时变化一般分为以下5个阶段：盾构到达前的超前沉降、盾构到达时的隆沉、盾构通过时的沉降、盾尾通过后的隆沉和后续沉降[12]。地铁隧道受土体位移场变化的影响也会发生类似的沉降变化，离盾构较近的区域沉降变化尤为明显。

根据对现场监测数据的整理，得到上行线、下行线叠交范围内地铁隧道测点SU31、SU36、SU41和XU31、XU36、XU41从盾构机切口进入影响范围至盾尾离开投影区这一盾构推进过程中的历时沉降曲线，如图4所示。可以看出，盾构隧道中心线正上方所对应的地铁隧道的历时沉降变化趋势大致相同，在盾构机未进入投影区时发生微小的超前沉降。随着盾构进入投影区，超大直径盾构开挖产生的卸荷作用造成的周围土体回弹变形比盾构地层损失引起的土体变形更大，使得盾构上方土层开始上浮，从而带动既有地铁隧道开始上浮。随着盾构的推进，地铁隧道持续上浮，最大上浮量达到近10 mm。盾尾离开投影区后，土体发生固结沉降和次固结沉降，既有隧道开始缓慢下沉。由于盾构隧道与地铁隧道叠交角的存在，2组对称测点SU31、SU41和XU31、XU41在盾构穿越过程中的隆沉均存在明显差异，上行线测点SU41最大上浮量比测点SU31大，而下行线恰好相反。

图4 既有隧道沉降随盾构推进变化

为分析叠交范围内地铁隧道两侧产生的差异沉降，在盾构远离投影区后，对地铁隧道进行后续沉降监测。选取盾构隧道上、下行线所对应的测点SU31、SU36、SU41和XU31、XU36、XU41，作出在盾尾离开后近4个月的历时沉降曲线，如图5所示。可以看出，随着时间的推移，上行线呈持续下沉的趋势，下行线在盾尾离开之后继续上浮，出现了与上行线一致的XU41测点上浮更大的现象，最大上浮12.18 mm，然后开始持续下沉。测点SU31与SU41、XU31与XU41的沉降差异愈加明显，下行线出现一侧上浮一侧下沉的现象。这是由于斜交角度的存在，随着盾构掘进，靠近盾构一侧的土体会产生更大的上浮位移，从而导致地铁隧道产生隆沉差异。

图5 既有隧道后续沉降曲线

3 有限元建模及验证

隧道施工中出现的盾构隧道与既有隧道叠交的工况多为斜交，而现有的数值研究大都将其简化为正交的情况来模拟计算。而斜交情况下，盾构隧道与既有隧道的叠交区域更大，卸荷更多[13-14]，引起既有隧道的位移和变形也明显不同。为研究不同叠交角度对既有隧道的变形影响，采用Midas-GTS有限元软件，先建立盾构隧道与既有地铁隧道斜交角为68°的三维有限元模型，与实测情况进行对比验证，再进行不同叠交角度下的数值模拟分析。

3.1 三维有限元计算模型构建

根据土体物理力学参数和实际工程的盾构参数建立尺寸为180 m×76 m×100 m的三维有限元计算模型，即沿既有地铁隧道纵向取180 m，横向取76 m，土层总厚度取100 m，如图6所示。为保证网格质量，取盾构隧道中心线埋深39 m，直径15 m，既有地铁隧道中心线埋深为21 m，其余参数参照实际工程选用。其中，土体和等代层采用实体单元，盾构机外壳和衬砌结构均采用壳体单元。土体采用Drucker-Prager本构模型，衬砌结构采用弹性模型。

图6 有限元模型(单位：m)

计算前，对模型施加边界约束：底面施加Z向位移约束，水平向自由；四周侧面施加水平法向位移约束，竖向位移自由。

计算时，通过激活和钝化不同区域网格组及改变网格组材料属性来模拟盾构开挖、管片拼装和同步注浆等施工过程。为简化计算，将既有地铁隧道的环宽设置为2.4 m。既有隧道的注浆体单元属性参照运营地铁4号线将弹性模量取1.0 GPa，泊松比0.25，黏聚力30 kPa，内摩擦角30°[15]。

3.2 与实测结果对比分析

从开挖完成后的计算结果云图可以看出，既有地铁隧道与盾构隧道叠交部分均发生沉降，如图7所示，既有隧道最大沉降为13.8 mm。而在叠交部分两侧均发生微小上抬，两侧的上浮量存在差异。

图7 既有隧道沉降云图

将开挖完成后的计算模型上行线沉降数据与盾构通过4个月后的实测数据进行对比，如图8所示。模拟所得的上行线沉降曲线与现场监测得到的沉降曲线大致吻合，且最大隆沉值都在合理范围内(≤20 mm)[16]。但由于在实际施工过程中，盾构推力和推进速度处于实时变化中，盾构进入下行线投影区时注浆量也随着现场对11号线的监测反馈结果进行了一定的调整，而模型对盾构区域复杂的土体环境进行了简化。因此，模拟所得的既有地铁隧道的沉降曲线与现场监测所得的曲线存在一定差异。

图8 数值模拟和现场检测隧道沉降曲线对比

4 不同相交角度模拟分析

通过改变盾构隧道与既有地铁隧道的叠交角度，建立4种不同工况下的有限元三维模型，见表2。

表2 盾构穿越计算工况

由于盾构角度的不同，上行线和下行线隧道与盾构隧道中心线叠交环也随之改变，如图9所示。显然，相交角度越小，盾构对既有地铁隧道的影响范围越大，引起既有隧道变形也会因相交角度的不同存在差异。

图9 不同叠交角度隧道平面示意

4.1 沉降分析

根据模型计算结果，绘制不同叠交角度下地铁隧道上、下行线的变形曲线，如图10所示。与现场实测所得变形曲线对比之后可以看出，尽管实测的沉降值比模拟的要小得多，但既有隧道沉降最大值均出现在既有隧道与盾构隧道叠交环内。随着叠交角度的减小，地铁隧道下方卸荷范围增大，最大沉降量也随之增大。

图10 不同相交角度地铁隧道最终沉降曲线

在叠交范围两侧，由于盾构开挖引起的土体的回弹变形比地层损失引起的变形更大，2条地铁隧道均出现了上浮，模拟结果的上浮范围比现场监测的上浮范围更大。与正交下穿工况不同，斜交工况下2条地铁隧道叠交范围两侧的上浮呈现不对称性，上行线两侧的上浮差异比下行线表现得更加明显。随着叠交角度的减小，既有隧道叠交范围两侧的最大上浮量之差增大，且靠近盾构掘进方向一侧上浮较大，与现场监测结果一致。因此，对于斜交下穿工况，可对靠近盾构掘进方向一侧通过压重等方法控制既有地铁隧道的上浮。

4.2 收敛分析

隧道盾构引起地铁隧道发生整体沉降变形的同时，还会引起每一环管片产生收敛变形。由于相交角度的存在，下穿施工过程中，既有地铁隧道衬砌的弯矩和轴力发生偏转[17]，因此不同叠交角度下地铁隧道的收敛变形均呈倾斜的“竖鸭蛋”形，与王有成等[18]得出的盾构穿越后的既有隧道管片形状一致。主要表现为拱顶沉降较小、底部沉降较大造成的纵向直径增大以及左右两侧的不均匀收敛造成的横向直径缩小。

《盾构法隧道施工及验收规范》[19]中用椭圆度来验收圆形隧道管片的拼装质量。因此，可采用椭圆度来定量分析每环管片的整体形变，比较不同相交角度下圆形地铁隧道的收敛情况。设Dmax、Dmin分别为叠交环衬砌的最大直径和最小直径，则椭圆度的计算公式如下

(1)

式中，T为椭圆度，‰；D为隧道标准外径。

通过对穿越后既有隧道管片的椭圆度计算，得到与新建隧道中心线叠交环的收敛变形最明显，因此将不同叠交角度下，地铁隧道叠交环的椭圆度进行对比分析，如图11所示。可以看出，同一叠交角度下，上、下行线的收敛变形差异很小。随着盾构隧道与既有隧道叠交角度的减小，叠交范围增大，相交环椭圆度也随之增大。因此，在小角度超大直径盾构穿越工程中，可对既有隧道叠交范围进行微扰动注浆加固[20-21]，以控制既有隧道的收敛变形。