盾構下穿既有車站風道的施工風險評估及控制研究

李曉亮，孫梓栗，李谷陽，黃 杉，王海飛，徐前衛(wèi)

（1.中鐵五局 電務城通公司，湖南 長沙 410205；2.同濟大學 道路與交通工程教育部重點實驗室，上海 201804）

0 引言

近年來，為緩解城市交通擁堵，我國眾多城市大規(guī)模地修建地鐵。地鐵隧道大多會穿越城市的中心區(qū)域。由于城市有密集的建筑物、街道和各種管道網，故對施工安全、施工環(huán)境的要求較高[1-2]。盾構法因其獨特的優(yōu)勢成為城市地鐵施工工程的最優(yōu)選擇，被廣泛地運用于地鐵區(qū)間的隧道修筑[3]。盾構在施工中，不可避免地會對周圍地層產生一定的擾動，使得鄰近建筑物有沉降、傾斜、拉伸、壓縮變形等潛在風險[4-5]，淺基礎建筑物往往容易因此發(fā)生破壞、倒塌，從而造成重大損失[6-7]。因此，施工中如何保證隧道安全下穿既有建筑物成為一項新的難題。

關于盾構施工對既有建筑物的影響，國內外學者開展了大量的研究。例如，Mooney等[8]通過現(xiàn)場數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬研究了盾構參數(shù)對地面變形的影響；Havlí?ek等[9]使用三維有限元模擬研究了地鐵隧道對地下通道樁墻的影響，說明過大的隧道面壓力會導致地面變形；凌程建等[10]分析了基坑開挖對地鐵的影響，并從安全可靠、經濟合理的角度出發(fā)，提出了有針對性的措施和建議；王家祥[11]分析了盾構隧道對居民區(qū)的影響，指出施工過程中及時進行二次跟蹤注漿對沉降控制極為重要；李超人等[12]研究表明盾構近期地表沉降在建筑物處明顯增大，建筑物所在位置及其周圍土體呈現(xiàn)整體傾斜變形；王錫軍等[13]、姚八五[14]和汪超[15]對盾構穿越暗挖風道的施工技術與控制要點進行了簡要分析，為地鐵盾構穿越風道施工提供參考。

總體而言，當前國內外在相關方面的研究主要集中在地面沉降這一問題上，而就施工對鄰近建筑物的影響及控制措施研究較少，需進一步系統(tǒng)化研究。本文將以北京地鐵8號線天橋—永定門外區(qū)間隧道下穿既有風道為例，通過數(shù)值計算來模擬盾構施工對既有建筑物的影響，在此基礎上提出相關風險控制措施，為今后類似工程提供借鑒。

1 工程概況

北京地鐵8號線天橋站—永定門外站區(qū)間于K34+983.011～K34+996.811處需要下穿地鐵14號線永定門外車站的東南風道，風道總長約為51.96m，寬度為13.8m，高度為7.35m。隧道下穿鐵路橋區(qū)段埋深約25.5～27.2m。

區(qū)間土層自上而下為：雜填土①層、粉土填土①2層、粉土③2層、粉砂～細砂③3層、粉質黏土③層、粉砂～細砂③3層、粉質黏土④層、粉土④2層、粉質黏土④層、細砂～中砂⑤2層、卵石⑤層、粉質黏土⑥層、卵石⑦層；洞身所在地層主要為卵石⑤層、粉質黏土⑥層，地層參數(shù)詳見表1。區(qū)間隧道結構以上有潛水和潛水～承壓水兩層地下水，地下水距離隧道頂部約3.45m。該區(qū)段的局部地質剖面如圖1所示。

圖2、圖3所示為北京地鐵8號線左、右線隧道先后下穿北京地鐵14號線永定門外車站東南風道。左、右兩隧道間的水平距離約為18m。該風道與地鐵8號線近似垂直交叉，風道與盾構頂部最小距離為3.4m。

表1 土層物理力學參數(shù)表

圖1 區(qū)間地質剖面示意圖

2 施工難點與風險評估

2.1 施工難點

（1）風險等級高

本工程中，隧道施工環(huán)境較差，盾構需要于K34+983.011～K34+996.811段下穿地鐵14號線永定門外車站的東南風道。風道截面尺寸為13.8m×7.35m，埋深19.5m，風道底部與盾構頂部最小距離為3.4m。由于風道結構為地下淺基礎，對沉降極為敏感，當盾構在其鄰近或下方穿越時，盾構上方荷載容易產生較大變化且不均勻，加之盾構正面壓力及推進姿態(tài)難以掌控，故受盾構隧道開挖的影響較大。

圖2 地鐵線路與車站平面關系示意圖

圖3 地鐵線路與車站風道立面關系示意圖

（2）地層穩(wěn)定性差

由于區(qū)間隧道主要位于卵石層⑤和粉質黏土層⑥，盾構在其中推進時，正面壓力及推進姿態(tài)難以掌控。若正面壓力設置不當或缺少必要的渣土改良措施或盾尾密封失效，極易造成開挖面及盾尾涌砂、涌水或坍塌，并引發(fā)隧道損壞和地表較大范圍沉降。

因此，本區(qū)間施工的難點是對施工過程進行控制，既要避免因正面壓力及同步注漿壓力不足引起的沉陷，又要防止正面壓力及注漿壓力過高導致地層擾動過大，最大限度地減小隧道掘進過程中土體變形與地鐵風道的沉降，從而保證既有構筑物的安全。

2.2 施工風險評估

2.2.1 評估方法選擇

由于城市地下隧道所處地質環(huán)境的多樣性、變異性和復雜性，使得各種評價因素都存在大量的不確定性和不精確性。這種不確定性、不精確性既具有隨機性，又具有模糊性，比較符合模糊綜合評判理論的適用條件。因此，該綜合評價問題應用模糊數(shù)學方法最為合適。此外，R=P×C定級法是一種定性與定量相結合的方法，是目前國內外應用比較廣泛的一種風險評估方法。本文根據(jù)北京地鐵8號線三期05標段下穿風道段盾構隧道的實際情況、評價目標、已有評價基礎資料等，選擇R=P×C定級法作為風險評價的主要方法，具體風險評估流程如圖4所示。

圖4 施工前期風險評估流程圖

2.2.2 風險評估

首先對施工風險進行辨識，確定需要考慮的風險事件。

（1）掘進風險。掘進中比較容易發(fā)生坍塌、涌水和涌砂，甚至較大的地面沉降，導致建筑物基礎附近土體塌陷的嚴重后果；在砂卵石地層中，盾構推進姿態(tài)控制困難，若軸線控制不當，容易導致隧道軸線標高偏離設計線路過多或左右偏差過大，影響隧道的使用。

（2）機械設備風險。由于盾構始發(fā)后需經過較長距離掘進才能到達風道處，故長距離盾構施工會導致刀具、刀盤磨損較大，無法正常推進。此外，盾構在推進至風道之前，需通過可塑、硬塑狀的黏土類地層，當通過黏土質砂土等黏土礦物含量超過25%的地層時，極易在盾構刀盤上和出土倉內結成“泥餅”。

（3）環(huán)境風險。在8號線車站附近，盾構推進施工影響范圍內有多幢多層和高層建筑，且城市道路下均埋有一定數(shù)量的地下管線，地表環(huán)境較為復雜；隧道施工過程中不可避免地要對周圍環(huán)境產生不利影響，如引起地層位移與變形，可能對鄰近風道結構產生不利影響，可能引起風道沉降、傾斜、開裂甚至倒塌、損毀等。

（4）盾構始發(fā)、接收風險。盾構在中間風井始發(fā)后不久須下穿東南風道，之后再進入接收井。在盾構始發(fā)時，若盾構推力過大或受千斤頂編組影響，易造成后靠受力不均勻，產生應力集中，導致后靠和負管片間的結合面不平整；洞口土體加固強度太高，使盾構推進力提高，開始時后盾管片為開口環(huán)，上部后盾支撐尚未完成安裝，千斤頂無法使用，故推力集中在下部，使盾構機產生向上的趨勢。

在盾構穿越施工前，通過征求專家的意見，獲得各風險事件的概率和后果等級，根據(jù)風險等級標準定義各風險事件的初始風險等級，通過采取相應的控制措施，降低或規(guī)避可能存在的風險，使之落入可接受范圍內，并對殘余風險等級進行相應評價。若風險等級不在可接受范圍內，需進一步采取風險控制措施，使得殘余風險落入可接受范圍內，具體等級評定如表2所示。

表2 下穿段施工過程風險等級評估表

由以上分析可知，該下穿段的初始掘進風險等級為中度，機械設備風險為高度，環(huán)境風險與始發(fā)、接收風險等級均為極高，應引起高度重視。該區(qū)間被施工方列為環(huán)境一級風險源，必須采取處理措施以降低風險并加強監(jiān)測。為此，對盾構施工引發(fā)的相關結構變形和內力進行分析評估，并給出相應的施工保護措施。

3 盾構下穿風道施工模擬

3.1 計算模型

為消除模型邊界效應的影響，左右及底部邊界距離隧道均大于3倍洞徑18m，土體水平邊界長度為65m，豎向邊界長度約為52.5m，縱向邊界長度為45m。計算模型的豎向邊界約束水平位移、水平底部邊界約束豎向位移，頂部是自由面，豎向及水平邊界均設為不排水。

計算模型如圖5所示，其中地基土和注漿層用實體單元模擬，管片和風道結構選用shell單元模擬。地基土采用Mohr-Coulomb彈塑性模型，注漿層和管片采用各向同性彈性模型。盾構下穿鐵路橋段地下水位線距離隧道頂部約3.45m。為考慮地下水滲流與土體因開挖造成的應力狀態(tài)改變之間的相互影響，采用可考慮巖土體流固耦合的軟件進行計算，即將巖體視作等效連續(xù)的均勻多孔介質，流體在孔隙介質中的流動符合Darcy定律，同時滿足Bi?ot方程。土層、管片、注漿層及風道結構的計算參數(shù)分別如表3～表5所示。

圖5 隧道下穿風道計算模型圖

表3 土體彈塑性單元計算參數(shù)

表4 彈性實體單元計算參數(shù)

表5 結構單元計算參數(shù)

3.2 計算工況

模型中隧道長45m，分8步開挖，前7步每步開挖約6m，第8步開挖3m，考慮注漿壓力及漿液由初凝到終凝的過程，每開挖一次對掌子面施加面壓力，模擬盾構對開挖面的支撐力。關于開挖面支護壓力的設定，通過理論計算可知，隧道頂部支護壓力為140kPa，中心處壓力為177kPa，變化梯度為12.3kPa/m。

計算過程中，先分8次模擬開挖右線隧道、加支護壓力、施加管片和注漿，然后再分8次模擬開挖左線隧道、加支護壓力、施加管片和注漿，壁后注漿壓力為522kPa。關于隧道壁后注漿的模擬，張云等[16]曾提出將其概化為一均質、等厚、彈性的等代層，如圖6所示。在本文的計算模型中，將注漿層亦簡化為等代層，其厚度為0.12m。為模擬注漿的固化過程，可將注漿壓力從初始壓力減小到零，注漿層強度由初凝強度的1/4逐漸增加到初凝強度，等盾構再向前開挖12m之后變?yōu)榻K凝強度。

圖6 等代層示意圖

4 計算結果分析

4.1 土體位移結果分析

左、右線隧道開挖后地層整體豎向位移云圖如圖7所示，右、左線盾構掘進后，最大沉降發(fā)生在右線隧道頂部，其值為6.937mm；最大隆起發(fā)生在右線隧道底部，其值為14.50mm。在風道縱向中心線所在斷面上，土體的最大沉降值為3.85mm，最大隆起值為12.45mm。綜上所述，盾構施工引起的地層豎向位移相對較小，所以選用的支護壓力及注漿壓力是比較合理的。但是，下部隧道開挖導致風道下方出現(xiàn)兩個比較明顯的下沉區(qū)域。

圖7 左、右線隧道開挖后地層整體豎向位移云圖

4.2 土體應力結果分析

圖8為左、右線隧道均開挖完成后地層的最大應力云圖。由圖可知，由于隧道的開挖，土體的應力狀態(tài)發(fā)生改變，盾構隧道周圍土體表現(xiàn)出明顯的局部應力集中，且在盾構隧道頂部與風道底部之間出現(xiàn)兩個漏斗形的應力集中區(qū)域。

圖8 左、右線隧道開挖后風道所在斷面最大主應力云圖

4.3 塑性區(qū)分布

圖9為左、右隧道均開挖完后土體的塑性區(qū)分布圖。圖中shear表示土體發(fā)生剪切破壞；tension表示土體發(fā)生張拉破壞；p表示單元過去曾經處于屈服面上，而現(xiàn)在已經離開屈服面，處于彈性范圍；n表示單元正處于屈服狀態(tài)。

圖9 左、右線隧道開挖后土體的塑形區(qū)分布圖

由圖9可知，有少量土體在施工過程中達到過屈服狀態(tài)，但當右、左線隧道均開挖完后，只有一小部分土體仍處于屈服狀態(tài)。值得一提的是，下部隧道開挖后，將導致其正上方的風道底部土體處于局部塑性狀態(tài)，這就需要在施工前對此處土體適當加固。

4.4 風道變形

圖10為風道結構豎向位移及變形示意圖。

圖10 風道結構豎向變形圖（單位：m）

由圖10可以看出，隧道開挖引起的風道最大沉降值為1.39mm，最大隆起值為1.18mm。隧道開挖后，風道結構中間一段頂板下沉，底板隆起，邊上兩段底板和頂板均隆起，使風道結構翹曲，并且靠近起始開挖面一側風道豎向位移值較大，盡管風道結構發(fā)生了不均勻沉降變形，但是變形值相對較小，故對結構安全影響不大。

5 控制措施及施工監(jiān)測

5.1 施工控制措施

（1）注漿預加固

盾構下穿風道前，采用二次深孔注漿對土體進行加固處理。二次深孔注漿即通過加強襯砌環(huán)管片（管片主筋由C20鋼筋增強至C22）的吊裝孔及新增注漿孔打設鋼花管進行管片壁后注漿，每環(huán)加強襯砌環(huán)管片的吊裝孔及新增注漿孔共有16個，沿圓周均勻布置。注漿范圍為隧道拱頂外2m。

（2）控制盾構機參數(shù)

若盾構推力過大、推速快、出土率小，會使得土倉壓力增大，這將對掘削面產生擠壓而使其隆起和前移，從而引起周邊土體隆起；若盾構推力過小、推速慢、出土率大，會使得土倉壓力變小，這將引起掘削面塌陷，從而引起周邊土體沉降。因此，為了更好地減小盾構施工對周圍土體的擾動，需要嚴格控制盾構機參數(shù)，使土倉壓力在1.0～1.5bar范圍內，出土量為40m3/環(huán)，推進速度在35mm/min左右。

（3）二次注漿

施工中同步注漿后，需進行二次注漿補充管片外空隙。二次注漿壓力應控制小于0.2MPa。采用隔環(huán)開孔、每環(huán)開兩個孔（管片12點、4點位位置）的方式進行二次注漿，開孔深度以打穿同步注漿層為宜，約40cm。每個孔位注漿量控制小于0.5m3。注漿過程中遵循注漿量和注漿壓力“雙控制”的原則，但以壓力控制為主，當壓力過大時，即停止注漿。

5.2 施工監(jiān)測

（1）監(jiān)測點布置。采用精度為1.0mm的水準儀監(jiān)測隧道周圍1倍埋深范圍內的風道沉降、差異沉降及風道旁土體沉降值。風道周圍監(jiān)測點布置如圖11所示，其中三角形為監(jiān)測點。風道上部監(jiān)測點從左到右編號依次為GCY-24-01～GCY-24-05。

圖11 監(jiān)測點布置示意圖

（2）監(jiān)測標準。風道沉降與地表沉降的累計變化量小于15mm，速率小于2mm/d。

（3）監(jiān)測結果。圖12所示為左、右線施工完畢后風道上各測點的豎向位移值。由于左線盾構先完成推進，盾構機一直位于區(qū)間內，故左線附近的GCY-24-01～GCY-24-03測點沉降大于右線附近的GCY-24-04～GCY-24-05測點。其中GCY-24-01點沉降值最大為1.91mm，滿足15mm的沉降累積值控制要求。

圖12 盾構施工結束后風道各測點位移值

選取變形位移最大的GCY-24-01測點進行分析，得到豎向位移如圖13所示。隨著右線盾構隧道逐漸接近并通過該點所在截面，GCY-24-01沉降值呈先增大后減小的趨勢，盾構機開挖時沉降增大，后續(xù)注漿沉降減小，與實際數(shù)據(jù)變化相符。沉降變形最大值為1.92mm，在控制范圍內，大體變化趨勢與數(shù)值模擬相似。

圖13 盾構施工不同階段GCY-24-01測點累計位移值

6 結論

本文結合北京地鐵8號線下穿風道的工程實例，在對其施工風險進行評估的基礎上，利用有限差分軟件對盾構施工過程進行動態(tài)模擬，提出了指導本工程的風險控制措施，并得到以下結論。

（1）采用R=P×C法，對盾構下穿車站風道進行風險評估，該區(qū)間段被施工方列為環(huán)境一級風險源，必須采取風險處理措施以降低風險并加強監(jiān)測，保證安全施工。

（2）數(shù)值模擬結果顯示，盾構在穿越期間設置開挖面上部支護壓力為140kPa，中心處壓力為177 kPa，變化梯度為12.3kPa/m，壁后注漿壓力為522 kPa，地層豎向位移相對較小，可滿足施工對沉降的要求。

（3）在盾構隧道頂部與風道底部之間出現(xiàn)兩個漏斗形的應力集中區(qū)域，兩個區(qū)域下沉比較明顯，需要引起注意?？拷鹗奸_挖面一側風道沉降較大，最大值為1.39mm，但是不均勻沉降變形值相對較小。

（4）監(jiān)測結果表明，建筑物沉降值被控制在目標值范圍內，處于安全狀態(tài)，說明所采用的加固土體、控制盾構參數(shù)、加強二次注漿的控制措施能夠有效減小對鄰近風道的影響，可為同類地層盾構施工提供參考。