富水圓礫地層斜向并行隧道上部盾構(gòu)掘進對下部管片力學(xué)狀態(tài)的影響

倪準林，王樹英，黃碩，瞿勇，劉奧林

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙，410075；2.北京大學(xué)工學(xué)院，北京，100871)

當(dāng)前城市地鐵隧道大多采用盾構(gòu)法施工，隨著城市現(xiàn)代化進程的快速發(fā)展，地下空間開發(fā)力度也隨之加快，這使得新建盾構(gòu)隧道近距離穿越或鄰近既有盾構(gòu)隧道的施工(近接施工)不可避免[1?6]。根據(jù)隧道之間空間位置關(guān)系，盾構(gòu)隧道之間近接施工會出現(xiàn)相互交叉、雙線平行和斜向并行等情況。許多學(xué)者針對盾構(gòu)隧道之間相互交叉或雙線平行進行了大量研究[7?12]，而在地鐵設(shè)計時，為了避開周邊建筑的影響，或者由于換乘功能需要，地鐵線路會采用上下斜向并行(疊落)方式[13]。在雙線盾構(gòu)隧道修建過程中，當(dāng)采用上下斜向平行方式時，控制后行盾構(gòu)隧道施工所引起地層擾動對先行隧道的變形和附加內(nèi)力的影響，對于確保先行隧道日后的正常運營以及后行盾構(gòu)隧道本身的安全修建都具有重要意義[14]。孫鈞等[15]運用ANSYS軟件模擬了上海市軌道交通明珠線二期工程上、下行線近距離疊交區(qū)間隧道盾構(gòu)施工過程，研究了盾構(gòu)推進過程中土層位移與地表沉降的發(fā)展變化。陳先國等[16]依托深圳地鐵1期工程羅湖至大劇院區(qū)間段，采用有限元法針對該工程的3 種典型上下并行重疊斷面，按不同斷面布局、不同開挖和支護形式進行了非線性分析計算。孫波等[17]以深圳地鐵9號線銀湖站西端五線疊落隧道為例，采用有限元數(shù)值模擬方法分析了不同情況下深圳6 號線與9 號線上下并行施工的相互影響。范曉真等[18]以杭州市環(huán)城北路地下通道為工程背景，通過有限元數(shù)值模擬方法，對小凈距上下并行盾構(gòu)隧道的施工擾動進行了研究。

綜上所述，雖然在上下并行盾構(gòu)隧道研究方面已取得不少成果，但目前大多數(shù)研究只是采用單一方法(數(shù)值模擬等)對上下并行隧道進行研究，很少有研究者結(jié)合不同手段深入分析上下斜向并行隧道中后行盾構(gòu)隧道對先行盾構(gòu)隧道的影響。為此，本文通過現(xiàn)場測試、數(shù)值模擬等方法，依托昆明地鐵四號線小菜園—火車北站盾構(gòu)隧道區(qū)間工程，研究富水圓礫地層近似平行疊落隧道上部后行盾構(gòu)隧道施工對下部先行盾構(gòu)隧道管片的位移、環(huán)向應(yīng)力和彎矩的影響規(guī)律，以期為類似施工現(xiàn)場提供技術(shù)參考。

1 工程概況

1.1 區(qū)域地質(zhì)概況

小菜園—火車北站隧道施工采用2臺土壓平衡盾構(gòu)先后由右線和左線從小菜園始發(fā)，完成左右線隧道掘進任務(wù)后在火車北站解體吊出，左線隧道管片1 283 環(huán)，右線隧道管片1 277 環(huán)。本文研究的區(qū)段是從左線上部后行隧道第1 040 環(huán)到第1 090環(huán)，豎向?qū)?yīng)右線下部先行隧道第1 035環(huán)到第1 085 環(huán)，目標管片為右線下部先行隧道的第1 060環(huán)管片(豎向?qū)?yīng)左線的第1 065環(huán)管片)，左右線水平投影夾角為2.36°，基本呈平行狀態(tài)。目標管片處左線上部后行隧道和右線下部先行隧道豎向凈距為1.8 m，左右線隧道中心線距離為4.3 m，兩隧道圓心連線偏離豎向28.26°，兩者的目標管片處豎向相對空間位置如圖1所示。

圖1 目標管片處后行隧道和先行隧道豎向相對位置Fig.1 Vertical relative position of the later excavated tunnel and the former excavated tunnel at target segment

盾構(gòu)穿越主要地層呈稍密—中密狀，飽和，粒徑以2～20 mm 為主，最大粒徑為40 mm，礫石成分為砂巖、玄武巖等，顆粒磨圓度較高，以砂土充填為主，局部黏性土充填。經(jīng)取樣分析，粒徑大于2 mm 的顆粒質(zhì)量占總質(zhì)量的64%～68%，粒徑大于20 mm 的顆粒質(zhì)量占總質(zhì)量的13.78%。根據(jù)GB 50021—2001“巖土工程勘察規(guī)范(2009年版)”[19]，粒徑大于2 mm的顆粒質(zhì)量超過總質(zhì)量的50%，土顆粒磨圓度較高的土屬于圓礫，故可知盾構(gòu)穿越主要地層為圓礫地層。小菜園—火車北站沿線地層主要包括素填土、黏土、粉質(zhì)黏土、泥炭質(zhì)土、粉土、粉砂、礫砂、圓礫，如圖2所示。其中所研究區(qū)段自上而下主要為素填土、粉質(zhì)黏土、泥炭質(zhì)土、黏土、圓礫。各地層參數(shù)如表1所示。

圖2 區(qū)段工程地質(zhì)剖面Fig.2 Engineering geological section of shield section

表1 地層物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of formation

1.2 盾構(gòu)施工參數(shù)概況

小菜園—火車北站區(qū)間采用厚度d為35 cm 的預(yù)制管片作為襯砌，拼裝后外徑D為6.2 m，內(nèi)徑φ為5.5 m。采用標準的6 分塊，包括3 個標準塊、2 個鄰近塊及1 個封頂塊，錯縫拼裝，單環(huán)管片寬度h為1.2 m。管片間、管片環(huán)間都采用螺栓連接，管片材料為C50鋼筋混凝土，抗?jié)B等級為P12。

根據(jù)現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，左線盾構(gòu)在所研究區(qū)段掘進過程中，推進速度基本保持在60 mm/min，總推力變化范圍為14 000～20 500 kN，總推力平均值為183 37 kN，盾構(gòu)刀盤扭矩在2 700～5 000 kN·m范圍內(nèi)波動。土倉上部壓力變化曲線如圖3所示。從圖3可見：土倉上部壓力在研究區(qū)段比較平穩(wěn)，主要集中在0.19～0.25 MPa，平均值為0.22 MPa。

圖3 土倉上部壓力變化曲線Fig.3 Pressure change curve of the upper part of soil chamber

2 現(xiàn)場測試結(jié)果

2.1 現(xiàn)場測試方案

選取下部先行隧道(右線)第1 060環(huán)管片(對應(yīng)于上部后行隧道(左線)第1 065 環(huán))作為分析目標，研究上部后行隧道對其結(jié)構(gòu)受力的影響。在管片內(nèi)壁環(huán)向布置7個表面智能數(shù)碼弦式應(yīng)變計，利用綜合測試儀采集數(shù)據(jù)。應(yīng)變計性能參數(shù)如下：應(yīng)變測量范圍為±2 500με；應(yīng)變測量精度為滿量程的0.1%；應(yīng)變分辨率為滿量程的0.03%；測量標距為129 mm；使用環(huán)境溫度為?40～80 ℃。應(yīng)變計現(xiàn)場粘貼過程如下。

1)在管片表面用記號筆標記出打孔位置。使用鉆機在標記位置上打直徑為8 mm、深約30 mm的孔，清除孔內(nèi)的碎屑。

2)按圖4將應(yīng)變計與安裝座組裝好，暫不擰緊螺釘。

圖4 應(yīng)變計安裝示意圖Fig.4 Schematic diagram of strain gauge installation

3)利用環(huán)氧樹脂膠對應(yīng)變計進行粘貼。粘貼時，A膠、B膠(質(zhì)量比)按1:1混合攪勻(攪拌1 min以上)，然后將膠液灌入孔內(nèi)。

4)將安裝座圓柱插入灌膠后的孔內(nèi)，需保證安裝座圓柱完全插入后有膠溢出，若不溢出，則重新灌膠。

5)擰緊螺釘，用透明膠將應(yīng)變計測試線貼在管片上。

在環(huán)氧樹脂膠完全固化3 h后讀取應(yīng)變計的初始值，然后待上部后行隧道掘進到相應(yīng)指定管片環(huán)數(shù)時，再讀取應(yīng)變計的測量值。此時，差值(即應(yīng)變測量值與初值之差)為管片的附加應(yīng)變，再根據(jù)管片的彈性模量可得管片附加應(yīng)力。管片內(nèi)壁應(yīng)變計布點示意圖如圖5所示，按順時針方向?qū)?yīng)變計進行編號(1號至7號)。

圖5 管片內(nèi)壁應(yīng)變計布點示意圖Fig.5 Layout of strain gauges on the inner wall of segment

當(dāng)上部后行盾構(gòu)刀盤處推進到第1 040環(huán)時測取下部先行目標管片應(yīng)變計和坐標點初始值，此時，上部后行盾構(gòu)刀盤與目標管片水平距離(30 m)約等于管片外徑的4.8倍。在上部后行盾構(gòu)刀盤推進到第1 085 環(huán)時測取應(yīng)變和坐標點最終值，此時，盾構(gòu)刀盤與目標管片水平距離(24 m)約為管片外徑的3.9 倍。通過2 次應(yīng)變差值計算，可獲取上部后行盾構(gòu)掘進過程中目標管片環(huán)向附加應(yīng)力。類似地，當(dāng)上部后行盾構(gòu)刀盤處已推進到左線第1 040 環(huán)時，利用全站儀測取目標管片各個測點處施工坐標，在盾構(gòu)刀盤處推進到左線第1 085 環(huán)時，再測取1次施工坐標，以獲取目標管片位置變化。應(yīng)變計現(xiàn)場布置如圖6所示。

圖6 應(yīng)變計現(xiàn)場布置Fig.6 Site layout of strain gauges

2.2 測試結(jié)果分析

利用所得施工坐標提取現(xiàn)場測量的盾構(gòu)管片位移并進行分析，規(guī)定沿著盾構(gòu)掘進方向水平向右為正。表2所示為上部后行盾構(gòu)刀盤在第1 040～1 085 環(huán)之間的目標管片豎向位移和水平位移，可以看到管片左側(cè)(測點1、測點2 和測點3，靠近上部后行左線隧道)測點處豎向位移總體大于管片右側(cè)(測點5、測點6 和測點7，背離上部后行左線隧道)測點處豎向位移，表明上部后行盾構(gòu)掘進對下部先行隧道目標管片靠近側(cè)的影響相對于背離側(cè)的影響較大。另外，拱頂處(測點4)管片水平位移最大，達3.9 mm。管片位置變化示意圖如圖7所示。在目標管片左右側(cè)的豎向位移和水平位移差異效應(yīng)下，目標管片沿順時針發(fā)生了一定程度旋轉(zhuǎn)。其原因是上部后行隧道開挖引起地層應(yīng)力釋放，導(dǎo)致下部隧道產(chǎn)生向上豎向位移，而靠近上部先行隧道側(cè)的目標管片豎向位移要比背離側(cè)的豎向位移大，故下部隧道表現(xiàn)為在整體上浮的同時也呈現(xiàn)一定的順時針旋轉(zhuǎn)態(tài)勢。

表2 目標管片各個測點處豎向位移和水平位移Table 2 Vertical and horizontal displacements at each measuring point of target segment mm

圖7 管片位置變化示意圖Fig.7 Schematic diagram of segment position changes

環(huán)向附加應(yīng)力指的是管片相對于現(xiàn)場測試應(yīng)力初值的變化值，其中正號表示附加拉應(yīng)力，負號表示附加壓應(yīng)力。下部先行隧道目標管片測點1至測點7 處環(huán)向附加應(yīng)力分別為0.9，0.2，?0.8，0.8，0.7，0.2和0.1 MPa，可見測點2、測點6和測點7 內(nèi)壁環(huán)向附加應(yīng)力接近于0 MPa，而測點1、測點4 和測點5 內(nèi)壁受到的環(huán)向附加應(yīng)力相對較大，這些測點處應(yīng)力都表現(xiàn)為附加拉應(yīng)力，僅測點3 環(huán)向應(yīng)力表現(xiàn)為附加壓應(yīng)力(?0.8 MPa)。其原因是在上部后行隧道開挖作用下，下部先行右線目標管片左上角的地層應(yīng)力釋放，產(chǎn)生類似“斜上拉力F”的荷載(見圖8)，而右下角地層背離后行隧道，地層應(yīng)力變化有限，在左下角和右上角斜向地層壓力作用下，導(dǎo)致目標管片左上角的外壁“凸出”，內(nèi)壁呈現(xiàn)為附加壓應(yīng)力。沿著向上方向，管片右側(cè)測點處(測點7、測點6和測點5)環(huán)向附加應(yīng)力呈遞增趨勢，管片左側(cè)測點處(測點1、測點2和測點3)環(huán)向附加應(yīng)力也呈遞增趨勢?？傮w來看，在上部后行隧道開挖引起的地層應(yīng)力釋放作用下，靠近上部隧道測點處環(huán)向附加應(yīng)力沿豎向變化的幅度較大，即上部后行隧道開挖會引起近側(cè)管片環(huán)向應(yīng)力變化梯度比遠側(cè)的更大。

圖8 目標管片外力變化示意圖Fig.8 Schematic diagram of external force changes of target segment

3 數(shù)值模擬及結(jié)果分析

3.1 數(shù)值建模

3.1.1 數(shù)值模型

由于現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)有限，為了深入探究上部后行盾構(gòu)掘進對下部先行盾構(gòu)隧道目標管片內(nèi)力的影響，以盾構(gòu)刀盤到達位置所在環(huán)數(shù)為坐標橫軸，采用Flac3D 對掘進過程進行數(shù)值模擬，上部后行盾構(gòu)掘進實際環(huán)數(shù)1 040～1 090 環(huán)對應(yīng)的數(shù)值模擬環(huán)數(shù)為0～50環(huán)。

數(shù)值模型如圖9所示。模型沿著隧道橫向取60 m，沿隧道縱向取60 m，高度取50 m。模型中的巖土體采用實體單元進行模擬，盾構(gòu)隧道中的管片采用shell 單元進行模擬。設(shè)置模型邊界條件如下：前后及兩側(cè)約束水平位移，底面邊界約束水平和豎向位移，模型上邊界地表為自由邊界。整個模型網(wǎng)格劃分共剖分72 675個節(jié)點，68 100個單元。

圖9 數(shù)值模型Fig.9 Numerical model

盾構(gòu)掘進模擬示意圖如圖10所示。該模型盾構(gòu)掘進方向總長為60 m，每步長為1.2 m(等于管片寬度)，共分為50步進行開挖和支護。

圖10 盾構(gòu)掘進模擬示意圖Fig.10 Schematic diagram of shield tunneling simulation

3.1.2 模型力學(xué)參數(shù)

考慮到盾構(gòu)掘進過程中地層來不及排水，數(shù)值模型中土層采取不固結(jié)不排水試驗強度參數(shù)[20](見表1)，而涉及的結(jié)構(gòu)單元計算參數(shù)如表3所示。計算主要基于以下假設(shè)：

表3 模型結(jié)構(gòu)單元計算參數(shù)Table 3 Calculation parameters of model structural unit

1)計算中盾構(gòu)襯砌管片引入剛度折減系數(shù)0.8以模擬環(huán)間接縫效應(yīng)[21?22]。

2)土層材料采用Mohr?Coulomb 模型進行模擬，管片、盾殼等結(jié)構(gòu)材料采用彈性模型進行模擬。

3)基于盾構(gòu)掘進參數(shù)記錄，在數(shù)值模擬過程中土倉上部支護壓力保持在0.22 MPa，向下以15.6 kPa/m 梯度遞增，注漿壓力保持在0.35 MPa。將襯砌管片壁后受擾動土體和注漿情況概化為均質(zhì)等厚的等代層進行計算。

3.1.3 現(xiàn)場驗證

為了驗證數(shù)值模擬的正確性，將上部后行盾構(gòu)刀盤從1 040 環(huán)(對應(yīng)數(shù)值模擬第0 環(huán))與第1 085環(huán)(對應(yīng)數(shù)值模擬第45環(huán))之間的豎向位移和環(huán)向附加應(yīng)力變化值的數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場測試結(jié)果進行對比，如圖11和圖12所示。從圖11和圖12可見：豎向位移和環(huán)向附加應(yīng)力變化值的數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場測試結(jié)果吻合良好，說明數(shù)值模擬方案基本反映了實際情況，同時，證明了測試結(jié)果所反映的上部后行盾構(gòu)在掘進過程中目標管片發(fā)生了一定程度的順時針旋轉(zhuǎn)且受到類似一種“斜向拉力”的作用。

圖11 數(shù)值模擬與現(xiàn)場實測位移對比Fig.11 Comparison of displacement between numerical simulation and field measurement

圖12 數(shù)值模擬與現(xiàn)場實測環(huán)向附加應(yīng)力對比Fig.12 Comparison of additional hoop stress between numerical simulation and field measurement

4 討論

4.1 下部先行隧道目標管片位移變化規(guī)律

圖13所示為上部后行盾構(gòu)掘進過程中下部先行隧道目標管片的豎向位移變化規(guī)律，以目標管片豎向?qū)?yīng)的上部隧道管片位置為水平距離起始計算點，規(guī)定上部隧道刀盤到達目標管片正上方位置前的水平距離為負，遠離目標管片時水平距離為正，并將刀盤距離目標管片的水平距離L換算成盾構(gòu)管片外徑D的倍數(shù)。

圖13 上部后行盾構(gòu)掘進中目標管片豎向位移變化Fig.13 Upright displacement change of target segment during the later excavated upper shield tunneling

靠近上部后行隧道側(cè)的目標管片測點1、測點2 和測點3 的豎向位移隨水平距離變化過程趨勢總體是相同的，背離上部后行隧道側(cè)的目標管片測點5、測點6 和測點7 的豎向位移變化趨勢總體上相同，各個測點處豎向位移變化過程大致可分為緩慢變化(Ⅰ)階段、快速增長(Ⅱ)階段和趨于平穩(wěn)(Ⅲ)階段。

在緩慢變化階段(Ⅰ)，L為?4.8D～?2.9D。由于上部后行盾構(gòu)刀盤距目標管片還較遠，對地層產(chǎn)生的應(yīng)力干擾還未影響到目標管片，所以，上部后行盾構(gòu)掘進引起測點1、測點2 和測點3 豎向位移變化緩慢。類似地，背離側(cè)目標管片測點5、測點6和測點7的豎向位移變化也較緩慢。

當(dāng)進入快速增長階段(Ⅱ)即L為?2.9D～2.9D時，隨著刀盤不斷靠近目標管片上方地層，應(yīng)力擾動開始對目標管片產(chǎn)生較大影響，所以，測點1至測點7 豎向位移快速增大，且在L=0D時管片豎向位移增長最快。其中靠近上部后行隧道的目標管片測點1、測點2 和測點3 處豎向位移變化趨勢較接近，但豎向位移變化差異開始顯現(xiàn)。背離上部后行隧道的目標管片測點5、測點6 和測點7 處豎向位移變化趨勢較接近，但豎向位移變化也開始呈現(xiàn)出差異。這說明只有在該階段，靠近上部后行隧道側(cè)與背離上部后行隧道側(cè)之間因為上部后行盾構(gòu)掘進產(chǎn)生的位移差才足以使目標管片產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)態(tài)勢。

趨于平穩(wěn)階段(Ⅲ)即L>2.9D時，管片各個測點處位移已基本不再變化，測點1至測點7處豎向位移分別達到8.16，8.78，7.12，2.36，?0.18，?0.34和1.36 mm。

上部后行盾構(gòu)掘進到不同環(huán)數(shù)時目標管片位置變化示意圖如圖14所示。其中，坐標只針對管片位置變化，并不表示管片的實際尺寸。以下部先行隧道開挖后上部后行盾構(gòu)還未掘進之前作為目標管片的初始位置，正號表示管片位置向初始位置外側(cè)變化，負號表示管片位置向初始位置內(nèi)側(cè)變化，測點1'至測點7'表示7個位置變化監(jiān)測點。從圖14可見：在盾構(gòu)掘進到10環(huán)時，目標管片位置基本沒有變化，此時，正好對應(yīng)管片位移變化第Ⅰ階段的結(jié)束；在盾構(gòu)掘進到20環(huán)時，目標管片位置已發(fā)生輕微變化，尤其在靠近上部后行隧道側(cè)較明顯，這一階段剛好對應(yīng)管片位移變化第Ⅱ階段的起始段；在盾構(gòu)掘進到30 環(huán)時，目標管片位置發(fā)生了明顯變化，且位置變化集中體現(xiàn)在靠近上部后行隧道側(cè)，目標管片按順時針旋轉(zhuǎn)了一定角度，這與管片位移變化第Ⅱ階段的中間段變化規(guī)律是一致的；在盾構(gòu)掘進到40 環(huán)時，目標管片位置較掘進到30 環(huán)時仍有少量變化，表明管片位置變化已達到第Ⅱ階段的末尾段；在盾構(gòu)掘進到50環(huán)時，目標管片位置較盾構(gòu)掘進到40 環(huán)時幾乎沒有變化，這與管片位移第Ⅲ階段所反映的管片位移變化特征是相同的。

圖14 上部后行盾構(gòu)掘進到不同環(huán)數(shù)時目標管片位置變化示意圖Fig.14 Schematic diagram of position of target segment during later excavated upper shield tunnels to different number of rings

4.2 下部先行隧道目標管片環(huán)向應(yīng)力變化規(guī)律

上部后行盾構(gòu)掘進過程中目標管片環(huán)向應(yīng)力變化如圖15所示。從圖15可見：不同于目標管片各個測點處的豎向位移變化值，管片內(nèi)壁各個測點處的環(huán)向應(yīng)力變化趨勢都不盡相同。隨著盾構(gòu)刀盤不斷接近目標管片，在水平距離L為0D時，各個測點環(huán)向應(yīng)力變化幅度較大。其中，在上部后行盾構(gòu)掘進過程中，目標管片4號測點處一直承受環(huán)向拉應(yīng)力，最大值可達2.00 MPa左右，3號測點處一直承受環(huán)向壓應(yīng)力，且最大值約?1.52 MPa。

圖15 上部后行盾構(gòu)掘進過程中目標管片環(huán)向應(yīng)力變化Fig.15 Hoop stress change of target segment during later excavated upper shield tunneling tunneling

為了更好地體現(xiàn)出上部后行盾構(gòu)在掘進過程中目標管片內(nèi)壁所受環(huán)向應(yīng)力變化規(guī)律，繪制上部后行隧道掘進到不同環(huán)數(shù)時目標管片內(nèi)壁所受環(huán)向應(yīng)力分布示意圖，如圖16所示(規(guī)定拉應(yīng)力為正，壓應(yīng)力為負)。從圖16可見：在后行盾構(gòu)隧道掘進之前，先行隧道目標管片在受到土體自重應(yīng)力和土體開挖引起的應(yīng)力擾動影響后，內(nèi)壁所受環(huán)向應(yīng)力基本呈“蝴蝶”狀左右對稱分布，拱腰內(nèi)壁兩側(cè)受輕微的環(huán)向壓應(yīng)力，拱頂內(nèi)壁受較大的環(huán)向拉應(yīng)力，達1.45 MPa；在盾構(gòu)掘進到10 環(huán)時，“蝴蝶”左翼向隧道外側(cè)擴張，右翼向內(nèi)側(cè)收縮，目標管片內(nèi)壁拱腰左側(cè)所受壓應(yīng)力繼續(xù)增大，拱腰右側(cè)開始承受環(huán)向拉應(yīng)力，拱頂和拱底處所受環(huán)向應(yīng)力變化不大；在盾構(gòu)掘進到20環(huán)時，“蝴蝶”左翼向隧道外側(cè)進一步擴張，拱腰左側(cè)環(huán)向壓應(yīng)力達到整個掘進過程最大值(?1.37 MPa)，右翼環(huán)向壓應(yīng)力基本保持不變，此時“蝴蝶”已明顯呈不對稱分布；在盾構(gòu)掘進到30 環(huán)時，“蝴蝶”左翼總體向隧道內(nèi)側(cè)收縮，但收縮擴張幅度不大，右翼變化不明顯，拱頂處所受環(huán)向拉應(yīng)力達到2 MPa 左右，且增幅較大，較掘進20 環(huán)時增加0.45 MPa；在盾構(gòu)掘進到40環(huán)時，“蝴蝶”左翼向隧道內(nèi)側(cè)收縮，右翼較掘進到30 環(huán)時環(huán)向拉應(yīng)力變化不大；在盾構(gòu)掘進到50環(huán)時，“蝴蝶”形狀與掘進40 環(huán)時相比已基本保持不變，反映出目標管片所受應(yīng)力已趨于穩(wěn)定。

圖16 上部后行盾構(gòu)掘進過程中目標管片環(huán)向應(yīng)力分布Fig.16 Hoop stress distribution of target segment of during later excavated upper shield tunneling

為了更好地反映目標管片測點處環(huán)向應(yīng)力在上部后行盾構(gòu)掘進過程中的變化過程，將上部后行隧道開挖前應(yīng)力清零，繪制出目標管片測點處環(huán)向附加應(yīng)力隨上部后行盾構(gòu)掘進變化過程圖，如圖17所示。

從圖17可以看到，根據(jù)環(huán)向附加應(yīng)力變化情況可將目標管片測點處環(huán)向附加應(yīng)力隨上部后行盾構(gòu)掘進變化過程分為3個階段。

圖17 上部后行盾構(gòu)掘進過程中目標管片環(huán)向附加應(yīng)力變化Fig.17 Additional hoop stress change of target segment during later excavated upper shield tunneling tunneling

①階段，L為?4.8D～?2.9D，測點1、測點2和測點3處環(huán)向附加應(yīng)力變化接近，且變化緩慢，測點5、測點6 和測點7 處環(huán)向附加應(yīng)力變化趨勢一致?？傮w上，測點1至測點7處環(huán)向附加應(yīng)力變化緩慢。

②階段，L為?2.9D～2.9D，測點1～測點7處環(huán)向附加應(yīng)力變化劇烈且程度不一，說明此階段目標管片內(nèi)側(cè)各處受到了不同程度的擠壓拉伸。

③階段，L>2.9D，目標管片內(nèi)壁各處環(huán)向附加應(yīng)力變化已基本趨于穩(wěn)定，可以看到測點1、測點2和測點3處環(huán)向附加應(yīng)力仍小幅度減小，測點4、測點5、測點6和測點7處環(huán)向附加應(yīng)力小幅度增加，這主要是靠近目標管片處的盾尾處施加的注漿壓力引起的。

4.3 上部后行盾構(gòu)掘進過程中既有隧道目標管片彎矩變化規(guī)律

地鐵隧道管片襯砌的彎矩是管片受力狀態(tài)的1個重要指標，可以根據(jù)管片的彎矩變化判斷管片的壓彎程度，這也是進行管片設(shè)計配筋的主要依據(jù)[23]。上部后行盾構(gòu)掘進到不同環(huán)數(shù)時目標管片彎矩分布如圖18所示。從圖18可以看到：在整個上部后行盾構(gòu)掘進過程中，目標管片拱頂和拱底均承受較大正彎矩，左右兩側(cè)則承受較大負彎矩。

圖18 上部后行盾構(gòu)掘進到不同環(huán)數(shù)時目標管片彎矩分布Fig.18 Additional hoop stress change of target segment during later excavated upper shield tunneling

通過進一步分析可知，上部后行盾構(gòu)在掘進之前，由于初始地應(yīng)力作用以及右線本身開挖后應(yīng)力重分布影響，目標管片所受彎矩呈“∞”形對稱分布，其中，拱頂、拱底、左拱腳和右拱腳所受彎矩分別為257.1，229.4，?255.1和?245.9 kN·m；盾構(gòu)在掘進到10 環(huán)時，拱底彎矩分布基本不變；盾構(gòu)在掘進到20 環(huán)時，拱腳左側(cè)彎矩已有輕微增加，拱腳右側(cè)彎矩基本沒有變化；盾構(gòu)在掘進到30 環(huán)時，彎矩明顯呈現(xiàn)非對稱分布，且兩側(cè)最大彎矩向左右線隧道中心連線發(fā)生順時針偏轉(zhuǎn)，其中隧道A 處增幅最大，該處彎矩增加幅值較掘進20 環(huán)時達到117.0 kN·m。此時，管片所受最大正彎矩達到349.5 kN·m，較掘進20 環(huán)時增加約20.0%，最大負彎矩達到?311.2 kN·m，較掘進20環(huán)時增加約8.4%；盾構(gòu)在掘進到40 環(huán)時，彎矩較掘進30 環(huán)時仍有較小幅度增加，最大正彎矩為372.7 kN·m，最大負彎矩達?330.9 kN·m；盾構(gòu)在掘進到50 環(huán)時，彎矩分布形狀已基本沒有變化，這表明管片所受彎矩狀態(tài)已趨于穩(wěn)定。

由于整個上部后行盾構(gòu)掘進過程中目標管片拱頂和拱底承受較大正彎矩，兩側(cè)拱腳部位承受較大負彎矩，故拱頂、拱底和兩側(cè)拱腳處所受彎矩可以很好地反映管片安全性能狀態(tài)。繪制上部后行盾構(gòu)掘進過程中目標管片拱頂、拱底和兩側(cè)拱腳處所受彎矩變化曲線，如圖19所示。

從圖19可以看到：拱頂所受彎矩總體上大于拱底所受彎矩，而兩側(cè)拱腳彎矩差距不大；在整個上部后行盾構(gòu)掘進過程中，目標管片拱頂、拱底和兩側(cè)拱腳處承受的彎矩一直增大，但總體增長幅度不大；當(dāng)L>2.9D時，目標管片所承受彎矩基本無變化；當(dāng)L為?0.97D～0.97D時，彎矩變化較明顯。

圖19 上部后行盾構(gòu)掘進過程中目標管片最大彎矩值變化Fig.19 Change of maximum bending moment of target segment during later excavated upper shield tunneling

5 結(jié)論

1)富水圓礫地層上部后行隧道盾構(gòu)掘進引起靠近后行線側(cè)目標管片的位移大于背離側(cè)的位移，目標管片在這一過程中發(fā)生了一定程度的順時針旋轉(zhuǎn)，且在后行隧道開挖引起地層應(yīng)力釋放下，在兩隧道中心連線方向上存在對先行管片類似“斜向拉力”的外部荷載作用。管片豎向位移變化過程大致可分為緩慢變化(Ⅰ)、快速增長(Ⅱ)和趨于平穩(wěn)(Ⅲ)3 個階段，其中，在L=0D時，管片豎向位移增長最快，在施工階段應(yīng)引起注意。

2)上部后行隧道在盾構(gòu)掘進過程中，管片內(nèi)壁拱頂處一直承受環(huán)向拉應(yīng)力，且最大值可達2 MPa左右。上部后行盾構(gòu)在掘進時，目標管片測點處環(huán)向附加應(yīng)力變化階段與豎向位移變化階段在宏觀上是一致的。當(dāng)L為?2.9D～2.9D時，在這段掘進過程中，目標管片承受環(huán)向附加應(yīng)力變化較劇烈且程度不一。

3)下部先行隧道管片拱頂、拱底以及兩側(cè)拱腳部位均承受較大彎矩，然而，在上部后行盾構(gòu)掘進過程中，下部先行隧道目標管片彎矩的變化程度較豎向位移和環(huán)向應(yīng)力低，整個掘進過程對地層所產(chǎn)生的應(yīng)力擾動并不會顯著改變目標管片所受彎矩狀態(tài)，僅當(dāng)L為?0.97D～0.97D時，彎矩變化略明顯。

4)在上部后行隧道掘進過程中，下部先行右線目標管片左上角的地層應(yīng)力釋放會引起類似“斜上拉力F”的荷載。為確保在上部后行盾構(gòu)掘進過程中下部先行成型隧道的結(jié)構(gòu)安全，對于富水圓礫地層斜向并行隧道，建議對上部后行和下部先行盾構(gòu)隧道之間的地層從先行隧道洞內(nèi)深孔注漿，以降低后行盾構(gòu)掘進對該地層的擾動和先行洞的變形。