盾構(gòu)隧道近距離正交下穿復(fù)雜地下結(jié)構(gòu)的影響分析

方曉慧，王星華

(中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙410075)

近年來，隨著我國城市地鐵建設(shè)的不斷發(fā)展，城市地下空間開發(fā)利用規(guī)模也在不斷擴(kuò)大。然而，錯(cuò)綜復(fù)雜的地下結(jié)構(gòu)卻易導(dǎo)致盾構(gòu)隧道施工遭遇與既有建(構(gòu))筑物的近接施工問題，給施工帶來了極大困難。盾構(gòu)隧道下穿施工引起的地層效應(yīng)和結(jié)構(gòu)的力學(xué)行為十分復(fù)雜，故為保證既有結(jié)構(gòu)的安全及正常運(yùn)營，深入研究新建隧道下穿既有結(jié)構(gòu)的影響機(jī)理及控制措施顯得尤為重要。

目前，研究盾構(gòu)近接施工主要通過理論分析，數(shù)值模擬，模型試驗(yàn)及現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)等手段，集中研究對(duì)地表沉降預(yù)測(cè)［1－4］，上覆既有隧道［5－6］，地表建筑物［7］，地下管線［8］和樁基［9］等的影響。Peck［2］提出地表沉降槽似正態(tài)分布以及地層損失的概念;劉寶琛等［4］將隨機(jī)介質(zhì)理論應(yīng)用于淺埋隧道開挖引起的地表移動(dòng)和變形預(yù)測(cè);Imamura［5］采用離心模型試驗(yàn)研究在不同的隧道埋深條件和有盾尾間隙情況下襯砌拱頂土壓力及地面的沉降情況，得到地表中心沉降與埋深之比的關(guān)系符合指數(shù)函數(shù)關(guān)系;張志強(qiáng)等［5］采用室內(nèi)相似模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的手段對(duì)盾構(gòu)隧道正交下穿施工進(jìn)行研究，得到不同工況下變形和附加內(nèi)力分布變化規(guī)律;姜忻良等［7］將建筑物和開洞地基看作一個(gè)有機(jī)的整體，按照結(jié)構(gòu)－土體－隧道共同作用機(jī)理，分析了地鐵隧道施工對(duì)鄰近建筑物的影響。但對(duì)同時(shí)下穿既有隧道及地下街此類復(fù)雜地下結(jié)構(gòu)的情況研究較少，尤其是在超近距離下穿越的案例分析。本文中地鐵隧道與營盤路隧道的垂直凈距只有1．23 m，地下街與既有隧道的垂直凈距也僅為2 m。結(jié)合長沙地鐵1號(hào)線營盤路—五一廣場(chǎng)區(qū)間實(shí)例，采用三維差分方法，對(duì)盾構(gòu)隧道下穿過程進(jìn)行模擬，得到不同頂推力下對(duì)既有結(jié)構(gòu)的影響范圍及內(nèi)力、變形規(guī)律，為類似盾構(gòu)隧道近接施工問題提供一定參考。

1 工程概況

長沙地鐵1號(hào)線營盤路—五一廣場(chǎng)區(qū)間線路出營盤路站后，下穿營盤路過江隧道，向南沿黃興北路(金滿地地下商業(yè)街)至中山亭，然后繼續(xù)沿黃興北路向南至五一廣場(chǎng)站。區(qū)間下穿營盤路過江隧道，地鐵隧道與營盤路隧道的垂直凈距僅有1．23 m，同時(shí)下穿金滿地地下商業(yè)街F區(qū)，該商業(yè)街采用伐板基礎(chǔ)，其結(jié)構(gòu)外緣凈距最小8 m，地下街與既有隧道的垂直凈距也僅有2 m，與地鐵線路走向基本平行，依次往下分別是金滿地地下商業(yè)街，營盤路隧道和地鐵隧道，具體位置見圖1所示。

根據(jù)工程地質(zhì)描述，區(qū)間隧道主要穿越地層為強(qiáng)風(fēng)化砂礫巖，中風(fēng)化砂礫巖和粉質(zhì)黏土，盾構(gòu)施工時(shí)易使盾構(gòu)土體產(chǎn)生膠結(jié)，致使刀盤變形或刀口扭曲變形、折斷。隧道頂端存在殘積粉質(zhì)黏土和卵石層，易發(fā)生崩塌。從整體上看，本區(qū)間地質(zhì)構(gòu)造相對(duì)簡(jiǎn)單，無明顯不良地層，具體的巖土物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

FLAC3D有限差分法由于具有能夠適應(yīng)復(fù)雜邊界，非均質(zhì)，非線性本構(gòu)模型和分析結(jié)果全面詳細(xì)等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛運(yùn)用于盾構(gòu)隧道施工環(huán)境影響的模擬中。對(duì)既有隧道和地下商業(yè)街的影響控制在合理范圍是隧道能否成功穿越的關(guān)鍵，為模擬盾構(gòu)推進(jìn)對(duì)2者的影響，本文采用FLAC3D進(jìn)行三維數(shù)值模擬研究。

圖1 交疊區(qū)域幾何關(guān)系圖Fig．1 The geometric relationship of the overlapping area

表1 巖土物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physico－mechanical parameters of surrounding rocks

2 計(jì)算模型

2．1 模型

本計(jì)算模型尺寸為84 m×62 m×49．5 m，其中X方向?yàn)?4 m，Y方向?yàn)?2 m，Z方向?yàn)?9．5 m，模型共計(jì)22 280個(gè)實(shí)體單元，共23 536個(gè)結(jié)點(diǎn)。其中，金滿地地下商業(yè)街埋深為3．5 m，寬29 m，長609 m，為一層地下商業(yè)街;營盤路隧道埋深為11 m，中心線位置為Z=0 m，左右線凈距為7 m，其隧道直徑按等效面積取直徑D=10 m。地鐵隧道埋深為24．2 m，中心線位置為Z=－9．7 m，左右線凈距為12 m(2倍洞徑D)，隧道管片襯砌的外徑取D=6 m。位移邊界條件選取如下:地表為自由表面，前、后、左、右四表面分別施加法向約束，模型的底面施加X，Y和Z 3個(gè)方向的約束，計(jì)算模型如下圖2所示。

圖2 三維計(jì)算模型Fig．2 3D finite element model

2．2 材料參數(shù)

土層材料采用Mohr－Coulomb模型計(jì)算，考慮材料的大變形行為，結(jié)構(gòu)單元采用線彈性本構(gòu)關(guān)系。其中，金滿地地下商業(yè)街主體結(jié)構(gòu)采用殼單元，柱網(wǎng)采用梁?jiǎn)卧M，上下頂板厚度取0．8 m，柱網(wǎng)間距6 m×4 m。營盤路隧道主體結(jié)構(gòu)采用30 cm厚的C30噴射混凝土，施加L=2 m的Φ25中空注漿錨桿，間距50 cm×75 cm(縱向)梅花形布置，襯砌結(jié)構(gòu)采用殼單元，錨桿采用錨索結(jié)構(gòu)單元進(jìn)行模擬;盾構(gòu)隧道管片采用C50防水混凝土，厚度0．3 m，采用殼單元進(jìn)行模擬，注漿材料利用實(shí)體單元模擬?？紤]到管片接縫處對(duì)強(qiáng)度的影響，為方便起見，對(duì)管片的整體剛度進(jìn)行折減，根據(jù)錯(cuò)縫拼裝試驗(yàn)的結(jié)果，將折減系數(shù)定為 0．75［1］，具體參數(shù)如表2所示。

2．3 掘進(jìn)過程模擬

在盾構(gòu)施工之前，首先對(duì)金滿地地下商業(yè)街采用全斷面一次性開挖模擬，修筑主體結(jié)構(gòu)，并添加柱網(wǎng)結(jié)構(gòu)，設(shè)置柱體與上下底板剛接，使2者能協(xié)調(diào)變形。營盤路隧道亦采用全斷面一次性開挖模擬，修筑襯砌，施加錨桿。在上述2層修筑完畢后，需將位移場(chǎng)清零。對(duì)于地鐵隧道，本文模擬的是土壓平衡盾構(gòu)法施工過程。其中左線盾構(gòu)比右線盾構(gòu)先進(jìn)場(chǎng)，左線隧道掘進(jìn)過程分為9步，其中，第1到3步每步掘進(jìn)12 m(實(shí)際掘進(jìn)過程中，開挖進(jìn)尺一般僅為1．2 m左右，為提高計(jì)算效率，本文采用的進(jìn)尺較實(shí)際情況大);第4到6步，掘削面位于既有隧道正下方，為減小開挖影響，每次掘進(jìn)進(jìn)尺為5 m;第7步到第9步仍一次掘進(jìn)12 m;右線掘進(jìn)過程與左線類似，總計(jì)經(jīng)18個(gè)開挖步，雙線開挖完成。

為了使模擬結(jié)果更加貼近實(shí)際，本計(jì)算嚴(yán)格按照實(shí)際施工步驟:(1)開挖一個(gè)掘進(jìn)步長度;(2)釋放土體原始應(yīng)力;(3)及時(shí)安裝管片;(4)施加頂推力;(5)同步注漿隨著盾構(gòu)推進(jìn)，脫出盾尾的管片與土體間出現(xiàn)“建筑空隙”，該空隙用漿液通過設(shè)在盾尾的壓漿管予以充填。注漿壓力取1．1～1．2倍靜止水壓力，約0．3 MPa。在注漿單元體外圍結(jié)點(diǎn)上施加遠(yuǎn)離盾構(gòu)中心方向的注漿壓力，并改變注漿體材料的屬性;6)繼續(xù)進(jìn)行下一步開挖直至計(jì)算結(jié)束。本文考慮依次施加頂推力為168，224及335 kPa這3種情況下盾構(gòu)隧道的整個(gè)掘進(jìn)過程。

表2 材料參數(shù)Table 2 Material parameters

3 計(jì)算結(jié)果分析

3．1 地表沉降分析

盾構(gòu)隧道的施工，使得隧道的下部的土體應(yīng)力釋放，造成一定的地層損失，從而導(dǎo)致地表發(fā)生不均勻沉降。

圖3表示開挖完成后地表沿水平方向的沉降曲線，可以看到在開挖過程中，地表沿水平方向整體發(fā)生沉降，最大沉降量約為1．8 mm。由于地下室頂板的存在(范圍從x=－21 m至x=42 m)，限制了土體的自由下沉，沉降值較其他位置有明顯減小。

在3種頂推力情況下，地表的沉降變化趨勢(shì)整體保持一致。在頂推力335 kPa下，地表位移的變化趨勢(shì)最為顯著，這是由于頂推力值增大加劇了對(duì)前方土體的擾動(dòng)，結(jié)果表明頂推力大小對(duì)地表沉降有一定貢獻(xiàn)。

圖3 地表沿水平方向沉降曲線Fig．3 Settlement curve of the ground surface along the horizontal direction

3．2 對(duì)地下商業(yè)街的影響分析

圖4表示3種不同頂推力情況下，新建隧道修筑完成之后，地下街頂板沿縱向沉降曲線。從圖4可以看出:豎向位移沿對(duì)稱面位置向兩側(cè)逐漸減小，沉降最大值發(fā)生在對(duì)稱面位置處，其值為3．5 mm。這是由于兩側(cè)端墻的剛度較大，其約束作用導(dǎo)致沉降主要發(fā)生在中間位置，而兩端點(diǎn)處則較小。隨著頂推力的增大，地下室頂?shù)呢Q向位移呈現(xiàn)增大趨勢(shì)。當(dāng)頂推力從168 kPa增大至335 kPa，頂板的豎向位移最大值相應(yīng)地從－2．93 mm增加至－3．61 mm，增大幅度達(dá)19%。結(jié)果表明，頂推力的增大加劇了對(duì)地下室上下底板的擾動(dòng)，產(chǎn)生較大的豎向變形。

圖4 地下街頂板沿縱向的沉降曲線Fig．4 Settlement curve of the longitudinal nodes at the roof of underground street

3．3 對(duì)既有隧道沉降分析

圖5表示既有左隧道襯砌位移隨掘進(jìn)步數(shù)的變化趨勢(shì)，以拱頂為例，在前3個(gè)開挖步內(nèi)，即距新建隧道的掌子面前方1D～2D范圍內(nèi)，由于正面頂推力的存在，掌子面前方的土體表現(xiàn)為隆起，最大隆起量0．4 cm。從第4個(gè)開挖步起，盾構(gòu)機(jī)逐步穿越整個(gè)上覆隧道，故既有隧道的拱頂位移開始表現(xiàn)為下沉;掘進(jìn)過程中，拱頂最大沉降出現(xiàn)在第8步，其值為0．93 cm;繼續(xù)開挖右線，既有隧道沉降有所反彈并趨于穩(wěn)定，拱頂最終沉降為0．8 cm。結(jié)果表明距盾構(gòu)機(jī)掌子面前方1D～2D范圍內(nèi)，既有隧道開始受到開挖影響;當(dāng)盾構(gòu)機(jī)掌子面處于其正下方時(shí)，其受到的影響最大;隨著盾尾脫出，開挖影響逐步消散。隨頂推力增大，拱頂位移值有所增加，與地表沉降的變化趨勢(shì)保持一致。

圖5 既有隧道拱頂位移隨掘進(jìn)步變化曲線Fig．5 Settlement curve of the top of existed tunnel with excavation steps of subway tunnel

圖6表示頂推力168 kPa情況下，左線、右線依次開挖完成后，沿既有隧道軸向沉降曲線，以拱頂為例，僅開挖左線(其中心線位于y=34 m處)時(shí)，既有隧道的拱頂在y=34 m處有明顯沉降，最大沉降量為0．61 cm，其兩側(cè)受到周圍的土體擠壓有一定程度的隆起，最大隆起量0．49 cm。繼續(xù)開挖右線(其中心線位于y=16 m處)，既有隧道的沉降在y=16 m和y=34 m處存在2個(gè)極值，拱頂?shù)淖畲蟪两蛋l(fā)生在右線中心線對(duì)應(yīng)位置即y=34 m處，其值分別為0．7 cm。結(jié)果表明第2條隧道開挖引起的沉降要略大于第1條隧道。群洞效應(yīng)［10］認(rèn)為第一條隧道上方土體己擾動(dòng)，2洞室的變形因相鄰洞室施工而相互影響疊加，當(dāng)2條隧道間距較近時(shí)，沉降的疊加效應(yīng)明顯。總的來說，盾構(gòu)的施工對(duì)拱頂?shù)挠绊戄^大，最大沉降發(fā)生在2個(gè)新建隧道的中心線位置處。

4 對(duì)內(nèi)力影響分析

4．1 對(duì)地下商業(yè)街的彎矩影響分析

圖6 沿既有隧道縱向的拱頂位移曲線Fig．6 Settlement curve of the longitudinal nodes at the top of the existed tunnel

圖7和圖8表示地下商業(yè)街同一斷面頂、底板2個(gè)結(jié)點(diǎn)在開挖進(jìn)程中的彎矩變化情況，其中第0步表示未開挖之前的原始狀態(tài)。以頂推力168 kPa為例，盾構(gòu)推進(jìn)導(dǎo)致頂板產(chǎn)生最大附加正彎矩值14．8 kN·m，底板附加負(fù)彎矩5．5 kN·m。自第2步起，頂板彎矩值迅速增大并于第6步達(dá)到峰值，從第7步即左線穿越建筑物后，彎矩值逐漸回落，直至第13步，彎矩值又開始增大最終趨于收斂，但峰值較左線隧道開挖時(shí)已有所降低。底板的變化規(guī)律與頂板基本保持一致，但其隨盾構(gòu)掘進(jìn)而發(fā)生的起伏變化較頂板更為明顯。由圖可知:盾構(gòu)機(jī)正面推力的存在，導(dǎo)致地下商業(yè)街處于頂板受拉、底板受壓的狀態(tài)。盾構(gòu)推進(jìn)時(shí)，頂推力的作用對(duì)地下街的影響類似于加載作用;當(dāng)盾構(gòu)機(jī)接近地下街時(shí)，地層損失作用更為明顯，對(duì)地下街起到卸載的作用;隨著盾構(gòu)機(jī)的遠(yuǎn)離，這種卸載作用減弱，地下街結(jié)構(gòu)內(nèi)力又逐漸恢復(fù)。加大頂推力，頂板的最大附加彎矩較168 kPa情況下依次增加了0．59，1．17 kN·m，增加幅度僅為4%和7．9%?？梢?，隨著頂推力增大彎矩值呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，但頂推力引起地下商業(yè)街的彎矩間的差異并不大。

圖7 地下商業(yè)街頂板的彎矩變化曲線Fig．7 Moment curve of the top of the commercial street with excavation steps of subway tunnel

圖8 地下商業(yè)街底板的彎矩變化曲線Fig．8 Moment curve of the bottom of the commercial street with excavation steps of subway tunnel

4．2 對(duì)既有隧道的彎矩影響分析

圖9和圖10表示既有隧道同一斷面中拱頂和拱底2個(gè)節(jié)點(diǎn)在開挖進(jìn)程中的彎矩變化情況，其中第0步表示未開挖之前的原始狀態(tài)。既有隧道的彎矩變化規(guī)律與地下街的情況類似，以拱頂彎矩為例。自第1個(gè)掘進(jìn)步起，彎矩值逐漸增大，在第5步時(shí)達(dá)到峰值，自第6步后，彎矩值開始減小，在第10步時(shí)出現(xiàn)反彎點(diǎn)，彎矩呈現(xiàn)出增大趨勢(shì)，直至第13步后再次回落并趨于穩(wěn)定。

圖9 既有隧道拱頂?shù)膹澗刈兓€Fig．9 Moment curve of the top of the constructed tunnel with excavation steps of subway tunnel

圖10 既有隧道拱底的彎矩變化曲線Fig．10 Moment curve of the bottom of the constructed tunnel with excavation steps of subway tunnel

對(duì)于圓形襯砌而言，其理想的受力狀態(tài)為均勻受壓狀態(tài)，此時(shí)結(jié)構(gòu)較為穩(wěn)定。盾構(gòu)推進(jìn)引起了較大的附加彎矩，使得既有隧道處于拱頂受拉、拱底受壓的不利的受力狀態(tài)。在前后2次穿越既有隧道過程中，彎矩兩次峰值均出現(xiàn)在盾構(gòu)機(jī)下穿既有隧道正下方交疊區(qū)域時(shí)，由于盾構(gòu)左右線之間存在2D間距，故右線開挖引起的彎矩峰值較左線已有所減小。以168 kPa情況為例，拱頂、底的彎矩右線開挖時(shí)較左線減小了0．446 kN·m和1．426 kN·m。

在3種不同頂推力下，既有隧道彎矩變化規(guī)律與地下街相似，隨著頂推力增大，拱頂附加彎矩最值較168 kPa時(shí)依次增加了5．9%和14．2%，拱底依次增加了6．3%和12．4%?？梢?，頂推力的大小對(duì)既有隧道內(nèi)力的影響要甚于地下街。

4．3 對(duì)軸力的影響分析

表3表示頂推力168 kPa下，既有隧道同一斷面的拱頂、底和兩側(cè)拱腰及該斷面正上方的頂、底板共6個(gè)節(jié)點(diǎn)的軸力變化情況。拱頂，拱底頂板和底板4個(gè)節(jié)點(diǎn)處的軸力隨開挖大致呈現(xiàn)出先增大后減小，再增大又減小的趨勢(shì)，而隧道兩側(cè)拱腰處軸力值變化幅度很小，無明顯的變化規(guī)律。拱頂、底處最大附加軸力為－5．4和－6．26 kN，頂、底板處附加軸力為3．06和－5．42 kN，結(jié)果表明:盾構(gòu)施工對(duì)既有隧道的拱頂、底的軸力有較大的影響，地下街的底板、頂板的影響次之，而左右拱腰處的影響則較小。

表3 地下街、既有隧道的軸力變化情況Table 3 Axial forces of the commercial street and constructed tunnel with excavation steps of subway tunnel kN

5 結(jié)論

(1)盾構(gòu)施工導(dǎo)致地下街頂板、底板發(fā)生不均勻沉降。頂板沿縱向最大沉降發(fā)生在對(duì)稱面處，底板沿縱向發(fā)生扭曲變形，其最大沉降在盾構(gòu)左線中心線處。

(2)盾構(gòu)施工對(duì)既有隧道的影響存在一定范圍。當(dāng)盾構(gòu)機(jī)開挖面距既有隧道2D范圍內(nèi)，既有隧道受到頂推力作用，拱頂、底豎向位移表現(xiàn)為隆起，在距既有隧道前方0．5D處隆起量最大;隨著盾構(gòu)機(jī)逐步穿越，既有隧道的拱頂、底由于地層損失均發(fā)生沉降，最大沉降發(fā)生在既有隧道的對(duì)稱面處;在交疊區(qū)域以外，沉降值較小。

(3)盾構(gòu)施工導(dǎo)致地下街及既有隧道產(chǎn)生附加彎矩和軸力，兩者的變化趨勢(shì)較為一致，均表現(xiàn)為先增大后減小，再增大再減小，直至趨于穩(wěn)定。盾構(gòu)開挖使地下街頂板及既有隧道的拱頂處于受拉的不利狀態(tài)中，易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)出現(xiàn)開裂和發(fā)生滲漏，影響正常使用。

(4)既有建筑物的沉降值、附加內(nèi)力值與頂推力相關(guān)。隨著頂推力的增大，對(duì)土體的擾動(dòng)加劇，沉降與附加內(nèi)力均呈現(xiàn)出增大的趨勢(shì)，其對(duì)既有隧道的影響要甚于地下街，但其影響有限。

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