盾构掘进参数对下穿既有车站变形影响分析

瞿晓巍，王艳国，龚 毅，夏杨于雨，余 顺

(1.中铁长江交通设计集团有限公司，重庆 401121；2.中铁十六局集团北京轨道交通工程建设有限公司，北京 100101)

在如今的大中型城市进行地铁隧道施工过程中，越来越多地遇到隧道交叉、换乘，以及新建隧道下穿既有隧道等问题，如何平衡好新建隧道施工过程中的安全和既有运营隧道或既有建筑结构的安全，是地下空间开发与利用研究的热点和难点[1-8]。全国范围内地铁建设过程中，工程界和学术界对新建地铁穿越既有地铁的变形施工控制技术进行了大量研究[9-14]，目前在新建隧道下穿既有车站的施工技术及控制措施方面也取得很多成果[5-10]，但在软土地层且盾构从既有车站下方始发的相关研究并不多。

本文依托天津地铁某区间盾构隧道下穿既有车站的工程案例，采用理论分析、数值模拟和监测数据验证等方法分析地层在有无预加固边界条件下，盾构在下穿过程中掘进参数作为变量对既有车站混凝土结构的变形影响，同时对模拟结果与实测值进行对比分析，验证了数值计算的合理性，以期研究结论为本工程盾构隧道近距离下穿既有车站的安全施工提供科学依据与技术指导，并供类似下穿工程参考。

1 工程概述

1.1 工程概况

新建盾构隧道管片外径6.2 m，管片内径5.5 m、环宽1.5 mm、厚度0.35 m。区间埋深为10.2 m～20.3 m，线间距为15 m～16 m，轨面标高为-13.110 m～-20.834 m。

盾构始发下穿既有2号线屿东城站，距车站底板3.9 m～4.1 m，该车站长212 m，标准段宽18.9 m，为地下2层单柱双跨结构。该既有车站中心位置与10号线T字换乘，换乘节点处宽26.43 m，深15.64 m，换乘段北侧(靠近10号线屿东城站一侧)地连墙厚1 m，深度约43.74 m，为钢筋混凝土结构；换乘段南侧地连墙厚0.8 m，深度约31.74 m，采用钢筋混凝土结构，盾构穿越区范围局部采用玻璃纤维筋混凝土，换乘节点处坑底以下10 m范围已进行旋喷桩加固。新建盾构隧道始发端与既有地铁2号线屿东城站的位置关系如图1所示。

(a) 盾构区间纵断面

1.2 地质条件

盾构区间地层主要为粉土、粉质粘土、粘土，具体地层分布及岩性描述如表1所示。

表1 地层分布Table 1 Stratum distribution

盾构区间隧道地层范围内，表层地下水为第四系孔隙潜水，赋存于⑧3粉土、⑧4粉砂及以下粉砂、粉土层中，具有承压性。既有车站底板以下地层10 m范围内进行了旋喷注浆加固，但由于加固年限较长，该部分地层也赋存地下水。

1.3 工程难点分析

始发段盾构区间距离上方既有车站底部3.9 m～4.1 m，盾构在下穿过程中会穿过既有车站南北两侧的地下连续墙和底板下水泥旋喷加固区域，施工扰动会引起既有车站结构变形。如何保证盾构施工过程中既有车站的结构和运营安全是必须解决的问题。为此，本文采用数值计算研究不同盾构施工参数下既有车站的变形规律，为采取适当的工程措施提供技术支持，以降低既有车站变形过大无法正常运营的风险。

2 模型建立

2.1 力学模型与计算参数

本次数值模拟采用Midas/GTS有限元分析软件进行计算，采用地层-结构法建立三维模型，其尺寸分别为x=50 m，y=40 m，z=44 m，如图2所示。模型的上边界为地表，无约束，即自由边界，左右侧面施加X方向的约束，前后面施加Y方向的约束，底面施加固定位移约束。采用莫尔-库仑(M-C)弹塑性本构模型模拟不同的土层、旋喷加固区和壁后注浆体，既有车站混凝土结构、地下连续墙、盾构管片和盾壳均采用弹性结构单元。数值计算中材料选取的物理力学参数如表2所示。

表2 围岩及支护结构物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of surrounding rock and supporting structure

2.2 计算工况

盾构始发的实际工况是既有车站底板以下10 m范围内的土层都设有旋喷桩加固，考虑到旋喷加固年限已较长，因此对旋喷加固区的物理参数作了一定程度的弱化。模拟的施工工况如表3所示。

表3 施工工况Table 3 Construction conditions

3 计算结果分析

3.1 有无旋喷加固模拟分析

对比工况1和工况2，选取典型断面进行对比：左线掘进14 m，断面位于既有车站底板中间位置，结果如图3、图4所示。

从图3可以看出，土体不进行旋喷加固时，左线在穿越既有车站时，既有车站底板中点的沉降变形显著增大，施工至8 m时，底板沉降值最大，为0.726 mm。在左线穿越后及右线穿越过程中，底板中点由沉降变形转变为隆起变形，且隆起幅度也大于土体进行旋喷加固这一施工工况。分析图4可知，车站底板以下土体采取旋喷加固与否，盾构下穿对既有车站结构的变形影响规律是一致的，只是不加固时沉降变形的幅度增加了0.326 mm，增大了81%，表明土体加固可有效降低隧道施工对既有结构的变形影响。

(a) 三维模型

图3 既有车站结构竖向变形云图Fig.3 Cloud diagram of vertical deformation of existing station structure

图4 既有车站底板竖向变形历时曲线Fig.4 Vertical deformation duration curves of existing station floor

3.2 不同掘进推力模拟分析

盾构依靠掘进推力为掌子面提供支护力，限制其挤出变形，从而保持掌子面土体的稳定。针对工况3进行研究，分析不同掘进推力(120 kPa、140 kPa、200 kPa)下，隧道掌子面的变形特征及其对既有车站结构的变形影响，结果如图5、图6所示。

图5 不同掘进推力掌子面挤出变形曲线Fig.5 Extrusion deformation curves of tunnel face with different driving thrust

图6 不同掘进推力既有结构沉降变形曲线Fig.6 Settlement deformation curves of existing structure with different driving thrust

从图5可明显看到，随着掘进推力的增大，掌子面土体的挤出变形逐渐减小，甚至出现反向变形。掘进推力为200 kPa时，掌子面土体的变形呈S曲线，上半断面出现反向变形，下半断面有微小挤出变形，表明盾构刀盘提供的掘进推力过大，甚至超过了土体的原始应力，致使土体原始应力被破坏，产生了反向变形。根据掌子面的挤出变形规律可反推选择最合适盾构刀盘参数和掘进推力参数。

从图5、图6可以看出，限制掌子面的挤出变形有利于降低既有结构的沉降变形。掘进推力由120 kPa提高到140 kPa时，既有结构的竖向变形趋势相近，但最大沉降值由0.21 mm降到0.178 mm，减小了15.24%，且超前核心土上方的车站底板出现微隆起变形。掘进推力由140 kPa提高到200 kPa时，掌子面土体出现反向变形(横向压缩)，超前核心土上方的车站底板隆起变形提高了5倍，增幅显著，即超前核心土出现竖向隆起变形，表明盾构掘进推力大小对近接既有结构的变形有显著影响。

3.3 不同壁后注浆压力模拟分析

针对工况4在不同注浆压力(100 kPa，150 kPa，200 kPa)下对既有车站结构变形进行分析，结果如图7所示。

图7 不同注浆压力既有结构沉降变形曲线Fig.7 Settlement deformation curves of existing structure under different grouting pressure

根据相关研究[15]，注浆压力较小时，注浆压力增大可充填盾尾空隙且增强填充密实度，但过大的注浆压力将对周围土体和管片造成挤压破坏。从图7中可见，3条曲线的变化趋势相同，既有车站结构变形值随壁后注浆压力的增加而减小，但其变形绝对值均相差不大，沉降最大值分别为0.37 mm、0.388 mm、0.405 mm，表明在满足盾尾空隙填充密实和强度要求的情况下，改变盾构管片的注浆压力对上覆既有结构变形的影响较小。

3.4 模拟结果与实测数据对比分析

盾构隧道施工过程中，对既有车站结构和轨道变形均布置了监测点，如图8所示。

图8 既有车站测点布置Fig.8 Layout of measuring points in existing stations

以工况1计算值与实测值作对比，选取与左线在同一垂直面的既有车站底板中点作为监测点，观察其在盾构掘进过程中的变形特征，结果如图9所示。

图9 既有车站底板竖向变形历时曲线Fig.9 Vertical deformation duration curve of existing station floor

从图9中可以看出，盾构从北侧地连墙始发掘进时，车站底板中点出现隆起变形，随着盾构的推进，隆起有上升趋势，随着盾构掌子面接近底板中点，隆起变形骤降转变成沉降变形，到盾构推进至车站底板中点断面时，沉降变形量达到最大，为0.387 mm，盾构通过底板中点断面后，沉降变形逐渐减小，直到右线盾构开始掘进，沉降变形减小到0，随后转变成隆起变形，且随盾构的不断推进，隆起变形量显著上升，右线盾构穿越既有车站后，隆起变形趋于稳定，隆起变形值稳定为0.629 mm。

选取图8中监测点SGC-15的沉降变形数据进行分析，结果如图10所示。

从图10中可以看出，在盾构始发之初，该测点所处的既有车站结构出现为隆起变形，变形量0.046 mm，可忽略不计。随盾构向前掘进，SGC-15测点由隆起变为沉降，且沉降变形量逐渐增大，盾构穿过SGC-15监测断面时，该测点的沉降变形达到最大，为0.206 mm，随后沉降变形逐渐减小，盾构完全穿越既有车站后，该测点由沉降变形转为隆起变形。从图10监测数据可见，左线始发穿越既有车站期间，引起既有结构变形较小，不会影响地铁的正常运营，表明盾构始发采取的预加固措施和掘进参数有效合理，且实测曲线与数值计算结果趋势一致，间接表明数值计算建模及参数取值合理。

图10 监测点SGC-15沉降变形历时曲线Fig.10 Settlement deformation duration curve of monitoring point SGC-15

4 结论

1) 既有车站底板以下地层采用高压旋喷加固较无加固措施，可降低盾构始发下穿过程中既有车站结构45%的沉降变形。

2) 提高盾构掘进推力有利于减小掌子面土体的挤出变形和上覆既有结构的沉降变形，但掘进推力超过土体的原始地应力，会使得掌子面土体出现挤压变形，致使既有结构出现隆起变形部位的变形量也会成倍增加。

3) 既有车站结构变形值随着壁后注浆压力的增加呈现减小趋势，但提高盾构管片的注浆压力对控制既有车站结构变形效果不明显。

4) 施工现场监测数据表明，监测点最大沉降值为0.206 mm，不超过沉降控制值，且实测曲线与数值计算结果趋势一致，表明数值计算是合理的。