先行、后行盾構不同位置施工對土體變形影響研究

丁 智，馮叢烈，董毓慶，徐 濤，張默爆

(1.浙大城市學院 土木工程系，浙江 杭州 310015；2.浙江省城市盾構隧道安全建造與智能養(yǎng)護重點實驗室，浙江 杭州 310015；3.紹興文理學院 土木工程系，浙江 紹興 312000；4.深圳市市政工程總公司， 廣東 深圳 518109)

近年來，地鐵建設作為城市地下空間開發(fā)的新標志，其發(fā)展進程不斷加快，大多采用雙線平行盾構施工。然而，城市高樓林立，地下管網縱橫交錯，建筑物樁基、市政管線、既有隧道等既有構筑物都會對新建地鐵的路線及穿越形式產生較大的限制。因此，地鐵建設也越來越多的呈現出雙線重疊、多線重疊施工工況。但重疊施工存在較多風險隱患，尤其是在低滲透的飽和土地區(qū)，由于其壓縮性大、靈敏度高等特點，土體擾動變形更為明顯。因此，針對飽和土地區(qū)重疊盾構不同位置施工引起土體變形的研究有著重要的工程意義和學術價值。

目前，關于雙線重疊盾構施工引起土體變形的理論研究方法較多，主要有數值模擬法[1-5]、實測分析法[6-7]、理論解析法[8-16]。典型的理論解法主要有隨機介質理論[8-9]、Peck解[10-13]、Sagaseta解[14]、Mindlin解[15]、飽和土解[16]、復變函數法[17]等。國內外學者對理論解析法進行了積極的探索，但大多只針對雙線平行施工，如馬可栓[10]基于Peck公式，采用超幾何方法推導出雙線平行盾構施工引起的地表沉降。文獻[11-12]在馬可栓的基礎上，對土體損失率和沉降槽寬度系數的計算式進行修正，建立雙線平行盾構引起的二維深層土體沉降。但盾構在施工中是一個動態(tài)變化的過程，陳春來等[13-14]通過研究得出了土體損失率沿縱向上的變化，代入計算得出了雙線平行盾構施工引起的三維土體總變形，但其在推導過程中僅考慮了土體損失的影響，忽略了刀盤附加推力、盾殼摩擦力、盾尾注漿壓力的影響，導致最終結果與實測值有較大偏差。魏綱等[15]在其基礎上考慮了盾構施工中刀盤附加推力等因素的影響，并在計算土體損失引起的地表變形時，發(fā)現先行隧道施工會導致后行隧道地表沉降最大值產生偏移，因此，修正了土體移動模型，最終提出了多因素下雙線盾構施工引起地表變形的計算方法，但其僅針對土體為單相介質的工程，不能適用于飽和土雙相介質的情況。丁智等[16]考慮飽和軟土特性及盾構施工過程中孔壓消散的影響，推導出飽和軟土雙線平行盾構施工引起的土體變形計算公式，但其采用的刀盤附加推力等施工參數的計算式仍存在較多不足，與實際情況偏差較大，且只考慮了雙線盾構位置平行這一單一工況。

上述關于雙線盾構施工對土體變形的影響大多仍處于平面上的研究，未考慮雙線盾構不同位置存在的相互作用影響。張治國等[17]基于交替法和復變函數理論，采用位移控制隧道橢圓化收斂變形，得到雙線隧道在不同布置方式下施工引起周圍土體變形的計算方法，但其未考慮隧道開挖先后順序的影響，也未提出先行隧道對后行隧道影響范圍和影響程度界限。

針對現有研究的不足，本文基于半無限飽和土初值解，充分考慮了先行、后行盾構位置及施工間隔不同對后行隧道土體二次擾動的影響，以及施工參數計算中考慮了擠土效應、漿液漫延、土體軟化、漿液自重、環(huán)向不均勻注漿壓力、漿液填充盾構間隙等因素的影響，修正了現有飽和土雙線盾構施工引起的土體變形計算公式，建立了先行、后行盾構任意空間位置動態(tài)施工的修正力學模型，并結合典型的倫敦飽和黏土工程案例，通過與經典的Mindlin解和丁智解[16]進行對比，從而驗證了本文計算方法的正確性。

1 雙線盾構土體變形修正計算公式

1.1 飽和土盾構施工引起的土體變形理論解

目前關于飽和土地區(qū)雙線盾構施工引起的土體變形研究少有考慮飽和土雙相介質的影響，大多采用僅考慮單相介質的Mindlin解計算，導致最終預測結果有所偏差[18]。陳振建[19]基于Biot固結控制方程[20]，根據飽和土受集中力作用下的邊界限定條件，推導出半無限飽和土內部作用水平力和豎直力時土體任意位置的變形。丁智等[16]進一步采用數值積分，計算得到了雙線盾構推進過程中刀盤附加推力、盾殼摩擦力以及盾尾注漿壓力作用下的土體豎向變形。

本文基于筆者推導的半無限空間飽和土雙線盾構施工引起土體變形的計算公式，借鑒王洪新[21]、ALONSO等[22]、張雨帆[23]和魏綱等[24]在各施工參數上的研究成果，通過修正丁智解，建立飽和土雙線盾構任意空間位置動態(tài)施工的修正力學模型。

1.2 雙線盾構修正前后力學模型對比

雙線盾構施工過程中受力分析及位置關系見圖1，圖中右行線為先行線，盾構開挖面位于y=0平面，L為盾構全長，Rs為隧道半徑，先行、后行盾構的施工間隔為t，隧道軸線間距為J，埋深分別為z0、z1，雙線盾構掘進均沿著y軸負方向。本文提出的修正力學模型有如下特點：

考慮了先行、后行盾構位置及施工間隔不同對后行隧道土體二次擾動的影響；在原附加推力q′的基礎上考慮了擠土效應的影響；在原盾殼摩擦力f′的基礎上考慮了土體軟化的影響以及漿液漫延導致盾尾部分摩擦力有一定的折減；在原注漿壓力p′的基礎上考慮漿液自重及環(huán)向不均勻分布的影響并將其分區(qū)處理。

圖1 雙線盾構推進受力分析示意

1.3 刀盤附加推力引起的土體變形

雙線盾構刀盤附加推力引起的土體變形，積分示意圖見圖2。

圖2 刀盤附加推力積分示意

圖中2中，β為隧道中心連線與水平線的夾角。經坐標轉換后得到

(1)

式中：G為剪切彈性模量。

(2)

王洪新[21]在計算刀盤附加推力時，考慮了刀盤擠土效應的影響，并據此建立了刀盤擠土模型，推導出更合理的刀盤附加推力計算公式

(3)

式中：μ為泊松比，軟土在不排水的條件下取μ=0.5；ν為盾構掘進速度；Δp′為刀盤切入土體產生的擠壓力，一般取10～25 kPa；Eu為土體不排水彈性模量，軟土地層中取Eu=(2.5～3.5)Es，Es為壓縮模量，土質越硬，壓縮性越小的土層其系數取值越大；w為刀盤轉速；k為刀盤閉口部分幅數；D為刀盤直徑；ξ為刀盤開口率。

對式(1)進行積分可得在刀盤附加推力作用下，xyz坐標系中任意點的土體豎向變形表達式為

(4)

1.4 盾殼摩擦力引起的土體變形

雙線盾構盾殼摩擦力引起的土體變形，積分示意見圖3。

圖3 盾殼摩擦力積分示意

經坐標轉換后得到

(5)

式中：

(6)

文獻[25]中提到，在盾構施工過程中，漿液會漫延至距離盾尾約2.2 m，故筆者將處于漫延區(qū)的摩擦力乘折減系數λ，減小了盾殼摩擦力更符合工程實際。盾殼與周圍土體的摩擦特性與樁-土界面相似，應考慮土體的軟化特性。據此，本文基于Alonso等[22]推導的樁-土界面摩擦力公式，將其運用到軟土區(qū)盾殼摩擦力的求解中，計算簡圖見圖4。

圖4 盾殼表面應力狀態(tài)示意

(7)

式中：σθ為作用于盾殼的徑向正應力，可由作用于盾殼θ位置處的豎向與水平土壓力σv、σh求解得出；σ軸為盾構軸線處的豎向土壓力；K0為側向靜止土壓力系數；γ為土體重度；δ′為盾構與周圍土體的截面摩擦角，Potyondy[26]通過界面剪切試驗得到黏土與光滑鋼材界面摩擦角為6.5°～9°；張忠苗等[27]通過實測得樁-土界面殘余摩阻力τsr與極限側摩阻力τsu的比值βs=0.83～0.97。

對式(5)進行積分就得在盾殼摩擦力作用下，xyz坐標系中任意點的土體豎向變形表達式為

(8)

式中：l為漿液漫延長度。

1.5 注漿壓力引起的土體變形

雙線盾構注漿壓力引起的土體變形積分見圖5。

圖5 盾尾注漿壓力積分示意

經坐標轉換后得到

(9)

式中：

(10)

張雨帆[23]將盾尾注漿填充視為牛頓流體擴散模型，并充分考慮管片半徑、盾尾空隙等因素，推導得出注漿壓力沿盾尾空隙環(huán)向分布的計算公式。

(11)

式中：pi為盾尾分區(qū)注漿壓力，±根據漿液填充方向判斷，向上為-，向下為+；A為牛頓流體系數；q為漿液流量；μ(t)為漿液黏度系數，牛頓流體取值為0.005 Pa·s；r0為盾尾間隙的一半；α0為注漿孔與x軸的夾角。當漿液向上填充時，式中(sinα-sinα0)>0，使得-ρgRs(sinα-sinα0)<0，此時漿液重力對注漿壓力產生減壓效果；當漿液向下填充時，式中(sinα-sinα0)<0，使得-ρgRs(sinα-sinα0)>0，此時，漿液重力對注漿壓力產生加壓效果，符合工程實際。

為計算簡便，本文以4孔注漿為例，注漿孔位于45°、135°直線上，將注漿區(qū)域分為4小塊，見圖6。左右兩區(qū)域平均注漿壓力相同，頂部平均注漿壓力最小，底部平均注漿壓力最大，若注漿孔數量及位置不同時則需對算式做進一步修改。

圖6 注漿壓力分布示意

對式(9)進行積分就可得到在注漿壓力作用下，xyz坐標系中任意點的土體豎向變形表達式為

(12)

式中：m為單環(huán)管片寬度。

1.6 土體損失引起的土體變形

魏綱等[24]在Sagaseta的基礎上綜合Loganathan等[28]提出的考慮土體泊松比及橢圓非等量徑向土體移動模型，對Sagaseta解進行修正，筆者在此基礎上推導出任意空間位置的雙線盾構土體損失引起的土體變形計算公式為

(13)

式中：b為后行隧道沉降槽偏移量；Vloss1、Vloss2分別為先行、后行隧道單位長度的土體損失量，根據Lee等[29]提出的等效土體損失概念，進一步考慮了先行隧道施工對后行隧道的影響，對隧道土體移動模型及相應的單位長度土體損失量計算式進行修正，見圖7。

圖7 隧道土體移動模型

目前國內外對后行隧道土體損失率的研究較少，vloss后的取值主要依賴于地區(qū)經驗，對于后行隧道不同位置的土體損失率取值仍處于空白區(qū)，依據現有盾構隧道施工對土體擾動范圍的研究[30-31]，建立雙線盾構土體受擾動模型，見圖8。模型假設：

(1)土質均勻單一，復合地層以等效重度原則進行土層厚度的轉化。

(2)擾動范圍內不考慮因距離隧道中心遠近而導致擾動程度不同的影響。

(3)土體二次擾動部分對后行隧道的影響為均勻分布。

圖8 雙線盾構土體受擾動模型

圖8中，φ為土體內摩擦角；S1為土體受先行隧道施工擾動的面積，包括距離隧道中心Rr的開挖卸載區(qū)和與塑性區(qū)邊界線Ru相切水平仰角為(π/4+φ/2)的剪切擾動區(qū)；S2為地表沉降受后行隧道施工影響的土體擾動面積；S3地表沉降受先行、后行隧道施工影響的土體二次擾動面積。塑性擾動區(qū)半徑取值見式(14)，具體推導過程可見黎春林等[30]的研究。

(14)

式中：σ0為初始地應力；c為土體黏聚力。

先行隧道對后行隧道的影響主要體現在土體受施工擾動后其力學指標(如承載力、壓縮模量等)發(fā)生改變，導致后行隧道施工引起的土體變形更明顯。本文僅考慮土體在負擾動狀態(tài)下壓縮模量的變化，引入擾動參量、擾動系數，推導出后行隧道土體損失率的計算式為

(15)

工程中土體損失率的實際值與設計值常因注漿量、土質、施工精度等不同而有所偏差，即使在相同地區(qū)，先行、后行隧道的土體損失率也均會出現不一致的現象。本文提出的先行、后行隧道土體損失率計算式能適用于先行、后行盾構位于任意空間位置的工況，規(guī)律分析見本文2.2節(jié)。

1.7 盾構推進引起的土體總變形

考慮了先行、后行盾構位置及施工間隔不同對后行隧道土體二次擾動的影響以及施工參數計算中考慮了擠土效應、漿液漫延、土體軟化、漿液自重、環(huán)向不均勻注漿壓力、漿液填充盾構間隙等因素的影響，推導出飽和土雙線盾構任意空間位置動態(tài)施工引起的土體總變形計算式為

μz=μz-q+μz-f+μz-p+Szf

(16)

2 算例驗證與分析

2.1 算例：倫敦海德公園盾構隧道

海德公園隧道項目位于倫敦市中心，東、西行隧道采用雙線平行盾構施工，穿越典型的倫敦飽和黏土地層，詳情見文獻[32]。西行隧道為先行線，東行隧道為后行線，隧道軸線埋深為34.5 m，隧道間距為16.2 m，盾構機全長11 m，平均掘進速度為1.1 cm/min。刀盤直徑7.1 m，開口率為33%，轉速為1.1 r/min，閉口部分幅數8幅。襯砌內外徑為6.2、6.8 m，單環(huán)寬1.6 m。側向靜止土壓力系數為0.6，彈性模量約為10 MPa，不排水彈性模量約為30 MPa，抗剪切剛度為10.7 MPa，倫敦黏土強度較高，側摩阻力軟化系數為0.85，土體與盾殼界面摩擦角為6.5°，先行隧道土體損失率約0.75%，后行隧道土體損失率約1.7%，隧道相對位置及監(jiān)測點布置見圖9。

圖9 海德公園隧道位置圖(單位：m)

實測與計算先行、后行隧道施工引起縱向地表增量變形見圖10，圖10中y為盾構刀盤距監(jiān)測斷面的距離，Δw為地表增量變形。

圖10 實測與計算先后行隧道施工引起縱向地表增量變形

由圖10可知，當盾構未到達監(jiān)測斷面時，盾殼摩擦力與土體損失引起的地表變形最為明顯，主要原因是盾殼與周圍土體摩擦力較大，且作用面比附加推力和盾尾注漿廣，而土體損失是引起地表變形的主要因素。刀盤附加推力、盾殼摩擦力引起的地表增量變形曲線分別關于y=0、y=5 m(L/2)呈中心對稱，注漿壓力引起的地表增量變形曲線關于y=11 m(1.0L)成軸對稱；當后行盾構刀盤距離斷面前方約18 m(5Rs)時，地表開始產生沉降，這與先行盾構(3Rs)相比，沉降開始時間更早；當后行盾構刀盤位于監(jiān)測斷面正下方時，計算得地表相對增量位移(Δw/Δwmax)約31.4%，較先行盾構(約23%)大，這意味著后行盾構受到黏土的滯后效應相對減弱；當地表相對增量位移達到50%時，盾構此時經過監(jiān)測斷面5～10 m，即刀盤位于5 m

基于本文計算結果，通過與經典的Mindlin解及丁智解進行對比，來驗證本文施工參數修正后的準確性，結果見圖11。由圖11可知，Mindlin解及丁智解計算的變形沉降(隆起)量比本文預測結果更大，且丁智解計算得出的隆起量較Mindlin解更明顯，而沉降量恰好相反。這是因為，盾構前期施工參數對地表變形的影響比土體損失更大，其中，盾殼摩擦力是引起地表變形的主要因素，而原盾殼摩擦力計算公式因忽略了土體軟化及漿液漫延潤滑盾殼壁的影響，導致計算結果偏大；丁智解較Mindlin解考慮了飽和土特性，假定土體不可壓縮，所以，在計算土體損失引起的地表變形時，沉降量會略小。對比結果表明，本文計算結果與實測結果更為接近，再次驗證了本文計算方法的正確性。

圖11 縱向地表增量變形對比圖

先行、后行隧道施工引起的橫向地表變形見圖12，μz先、μz后、μz總分別為理論計算得出的先行、后行隧道施工引起的地表增量變形及地表總變形，Sz先、Sz后、Sz總分別為實測得出的先行、后行隧道施工引起的地表增量變形及地表總變形。由圖12可知，后行盾構施工引起的最大增量沉降約12 mm位于后行隧道軸線左側的第一個監(jiān)測點x=6.875 m(YSMP17)處；后行盾構的地表變形影響邊界范圍在YSMP3～YSMP4之間，即-45.625 m

圖12 先行、后行隧道施工引起的橫向地表變形

2.2 規(guī)律分析

仍以海德公園盾構隧道工程為例，取不同工況進行分析，工況信息如下：

先行隧道軸線埋深分別為20、25、30、35 m，先行、后行隧道的水平夾角分別取90°、45°、0°、-45°、-90°(逆時針為正，順時針為負)，兩隧道軸線間距分別取1.0D、2.0D、3.0D、4.0D、5.0D、6.0D、7.0D、8.0D，先后計算兩組數據，第一組數據中后行盾構刀盤附加推力、盾殼摩擦力、注漿壓力、土體損失率需考慮先行隧道的影響，并根據位置不同進行計算，第二組數據忽略先行隧道施工對后行隧道的影響，僅考慮位置不同導致的施工參數變化，土體參數均保持不變，兩組數據共計320種工況，為了數據的合理性，去除了隧道埋深小于3D的工況。

2.2.1 二次擾動效應研究

為研究先行隧道對后行隧道的影響，選取施工過程中地表最大沉降點進行分析，結果見圖13。先行、后行隧道位置見圖14。圖14中，極點為先行隧道的中心，極軸為考慮先行隧道施工影響地表最大沉降量，數據點為后行隧道位于不同位置時考慮先行隧道施工影響的地表最大沉降量。由圖13可知，當先行、后行隧道的相對位置不變，僅改變整體埋深時，可發(fā)現埋深越淺，地表變形越明顯，且隨著埋深逐漸減小，變化速率則逐漸加快。

圖13 地表最大沉降雷達

圖14 先行、后行隧道相對位置

為進一步研究先行隧道施工對后行隧道的影響程度，將考慮先行隧道影響前后的地表最大沉降值做差，結果見圖15，δ為兩組數據的地表沉降差值，差值越大表示二次擾動效應越明顯。因隧道左右對稱，故本文僅考慮隧道水平夾角為-90°≤β≤90°時的地表沉降差變化，為方便后續(xù)描述，根據后行隧道所在位置不同，分成4小區(qū)間：

(17)

圖15 考慮先行隧道施工影響前后地表最大沉降差值

由圖15可知，當先行、后行隧道埋深相同時，即β=0，隧道間距越小，后行隧道受到先行隧道施工引起的二次擾動效應越強，沉降變化速率越快，地表沉降量也越大；當后行隧道的相對埋深越深(對于上穿及側上穿區(qū)間，隧道間距越小埋深越深，而對于下穿及側下穿區(qū)間則恰好相反)，受到的二次擾動效應越弱。究其原因：①當后行隧道位于下穿或側下穿區(qū)間時，其擾動參量，即S3與S2的比值隨著隧道埋深的增加而逐漸減小，計算得到的后行隧道土體損失率也會相應減小，二次擾動效應相對減弱；②當后行隧道位于任意區(qū)間時，其隧道埋深越深，隧道周圍的地應力也越大，當隧道開挖達到卸荷條件時，土顆粒相互間的黏聚力會急劇下降，從而在深部土層形成土拱效應，減弱二次擾動的影響。這與文獻[33]中的分析相一致，當隧道周圍土體位移過大時，會產生一定程度的應力松弛，致使土體產生剪切作用，發(fā)揮土拱效應，而深部土體的最大主應力方向會偏轉至斜向以及水平向，增大土體側壓力系數，土拱效應更明顯。

當先行、后行隧道間距不變，后行隧道位于側上穿區(qū)間時受到二次擾動影響隨角度變化的速率最大，位于上穿與側下穿區(qū)間時的變化率近似相同，而位于下穿區(qū)間的變化率最小，其結果分析見表1。后行隧道位于上穿區(qū)間和下穿區(qū)間時，隧道埋深z1隨角度的變化率明顯比位于側穿區(qū)間的小，而擾動參量ξ隨角度的變化率各有不同。

表1 二次擾動影響程度分析

為研究先行隧道施工引起的二次擾動效應范圍界限，將考慮先行隧道施工影響前后的最大地表沉降差值與未考慮先行隧道施工影響的最大地表沉降量的比值定義為二次擾動影響率，記為Dis。假設當Dis≥0.5時為強影響區(qū)，當0.2≤Dis≤0.5時為一般影響區(qū)，當Dis≤0.2時為弱影響區(qū)，二次擾動效應范圍界限見表2。

表2 二次擾動效應范圍界限

由表2給出的二次擾動效應范圍界限見圖16，與張治國等[17]的研究結果較為一致，當平行隧道軸心間距達到6D時，兩條隧道的沉降峰值線與水平夾角接近于90°，即二次擾動影響較弱，驗證了本文所得規(guī)律的準確性，但其僅概括了雙線平行隧道施工的情況，而本文得出的規(guī)律范圍更廣，界限更明確，能適用于先行、后行盾構任意位置施工時的工況。

圖16 二次擾動效應范圍界限

2.2.2 沉降槽峰值位置變化研究

為避免雙線盾構施工引起的地表變形超過警戒值，需預測地表沉降槽峰值所在的位置?？紤]先行隧道的影響，當后行隧道正上穿或下穿先行隧道時，兩隧道軸線上下疊交，此時地表沉降槽峰值點位于x=0位置。所以，在研究雙線盾構施工引起地表沉降槽峰值所在位置的變化規(guī)律時，僅考慮雙線水平及斜交布置的情況，計算結果見圖17。

圖17 水平夾角為0°、-45°時的沉降槽峰值所在位置

圖17中的輔助線為隧道軸線與坐標中心的距離，由圖17可知，當兩隧道水平夾角為0°時，即為雙線平行盾構，隧道間距較小時，沉降槽峰值點位于后行隧道軸線與坐標中心的中點，隨著隧道間距逐漸增大，峰值點的位置逐漸靠近后行隧道中心，最終與后行隧道軸線位置重合。這是由于受到先行隧道二次擾動的影響，導致后行隧道施工引起的沉降槽峰值明顯大于先行隧道，當隧道間距較近時，先行、后行隧道沉降槽曲線疊加后中間部分的土體累計變形量大于后行隧道施工引起的最大變形量，導致沉降槽峰值點偏離后行隧道，位于隧道軸線和坐標中心之間的區(qū)域。當隧道埋深越淺，后行隧道受到的二次擾動效應越明顯，施工引起的地表沉降量也越大，使得先行、后行隧道施工引起的地表沉降槽峰值點更接近后行隧道中心。當兩隧道水平夾角為-45°時，此時隨著隧道間距的增加，不僅先行隧道對后行隧道的二次擾動效應減弱，且由于后行隧道的埋深增加，致使后行隧道施工引起的地表沉降量逐漸減小，所以，先行隧道施工引起的地表沉降量會隨著隧道間距的增加逐漸大于后行隧道，且沉降槽峰值點靠近隧道軸線的速度較雙線水平布置的情況更緩慢，最終與先行隧道軸線保持在一個穩(wěn)定的間距，沉降槽峰值位置變化的研究再次驗證了本文二次擾動規(guī)律的正確性。

2.2.3 先行、后行隧道不同施工間隔研究

先行隧道施工會對土體產生擾動，其結構強度會劇烈降低，但隨著盾構向前推進，土體的結構和強度又會隨著時間逐漸恢復，對于大多數的黏土-水體系，這種觸變性是普遍存在的[34]。為研究觸變性對后行盾構施工的影響，將先行、后行盾構施工間隔分別取0、10、20、50、100 d，其余參數不變，結果見圖18。

圖18 先行、后行盾構不同施工間隔對地表變形的影響

由圖18可知，雙線盾構同時施工引起的地表沉降量最大，隨著先行、后行隧道施工間隔逐漸加長，土體強度逐漸恢復，先行隧道施工對土體的擾動效應逐漸減弱，后行隧道施工引起的地表變形逐漸減小，故總地表沉降量也逐漸變小。而且，土體強度在前期恢復較快，后期恢復速率逐漸變慢，在100 d時已達到了基本穩(wěn)定狀態(tài)，故建議后行盾構施工時間建議在先行盾構施工完成3個月后較為安全。

3 結論

本文基于半無限飽和土初值解，充分考慮了多種施工因素和先行、后行盾構位置及施工間隔不同對后行隧道土體二次擾動的影響，修正了現有飽和土雙線盾構施工引起的土體變形計算公式，并結合典型的倫敦飽和黏土工程案例，通過與Mindlin解、丁智解進行對比分析，結論如下：

(1) 考慮了擠土效應、漿液漫延、土體軟化、漿液自重、注漿壓力環(huán)向不均勻分布以及漿液填充盾構間隙等施工因素后，計算雙線盾構施工引起的地表變形解與Mindlin解、丁智解相比，其結果與實測曲線更接近，可以較為準確地反映盾構掘進過程中縱向、橫向地表變形的特點。

(2) 當雙線隧道平行布置，由于先行隧道二次擾動效應的影響，后行隧道受到土體的滯后效應減弱，但先行、后行隧道的影響范圍基本一致；隧道間距越小，二次擾動效應越強，沉降變化速率越快，地表沉降量也越大，沉降峰值點越接近坐標中心；隨著隧道間距逐漸增大，沉降槽峰值點的位置逐漸靠近后行隧道中心，最終與隧道軸線重合。

(3) 當雙線隧道斜交布置，隧道間距不變時，后行隧道位于側上穿區(qū)間受到二次擾動影響隨角度變化的速率最大，位于上穿與側下穿區(qū)間的變化率近似相同，而位于下穿區(qū)間的變化率最小；隧道間距逐漸增大時，二次擾動效應的減弱及后行隧道的埋深增加致使后行隧道施工引起的地表沉降量逐漸減小，先行隧道施工引起的地表沉降量會逐漸大于后行隧道，最終沉降槽峰值點會與先行隧道軸線保持在一個穩(wěn)定的距離。

(4) 二次擾動效應主要體現在土體受擾動后其結構強度會劇烈降低，但隨著盾構向前推進，土體的結構和強度又會隨著時間逐漸恢復，故當雙線盾構同時施工時引起的地表沉降量最大，隨著先行、后行隧道施工間隔逐漸加長，土體強度逐漸恢復，先行隧道施工對土體的擾動效應逐漸減弱，后行盾構施工引起的地表變形逐漸減小，故總地表沉降量也逐漸變小。