大斷面矩形頂管上跨施工對既有地鐵隧道變形影響研究*

姜之陽 張 彬② 劉 碩 王漢勛② 劉 楊

(①中國地質(zhì)大學(北京)工程技術(shù)學院，北京 100083，中國)(②自然資源部重大工程地質(zhì)安全風險防控工程技術(shù)創(chuàng)新中心，北京 100083，中國)(③中鐵四局集團第三建設(shè)有限公司，天津 300163，中國)

0 引 言

伴隨社會經(jīng)濟的飛速發(fā)展，城市化進程日益加劇，大量的城市基礎(chǔ)設(shè)施占據(jù)了寶貴的地上空間資源，特大城市的人地矛盾日益凸顯，開發(fā)利用地下空間資源成為未來城市發(fā)展的重要方向。地下綜合管廊作為未來城市的“生命線”，是城市地下空間開發(fā)的重要形式，其應(yīng)用需求日益增長(Ariaratnam, 2010;閆鈺豐等，2018；張彬等，2019；張雪等，2021)。建設(shè)地下綜合管廊通常采用明挖法、淺埋暗挖法、盾構(gòu)法和頂管法等。相對于其他施工方式，頂管法因具有經(jīng)濟、安全、高效和便捷等諸多優(yōu)點，在城市地下綜合管廊工程建設(shè)中得到廣泛應(yīng)用(余彬泉等，1998)。

頂管法施工時，勢必會對管道周圍的土體產(chǎn)生擾動，使土體的應(yīng)力-應(yīng)變狀態(tài)發(fā)生改變，引起周圍土體變形。房營光等(2003)、魏綱等(2004)研究了頂管施工中土體擾動變形的機理及特性，提出了土體擾動分區(qū)并通過現(xiàn)場測試驗證理論的準確性。Cheng et al.(2017)討論了頂管施工中引起地面位移的原因，總結(jié)為：土體損失、工作面頂推力、注漿壓力、管-土體之間的摩擦力4個主要因素。為預測頂管法施工引起地面變形，魏綱等(2005)采用Mindlin解，假定土體為固結(jié)不排水，考慮了頂管附加推力、盾頭和管片與周圍土體的摩擦力和土體損失等因素，提出頂管施工中多因素引起地面變形的計算公式。許有俊等(2018)采用彈性理論Mindlin解、隨機介質(zhì)理論以及分層總和法，提出了在土體應(yīng)力狀態(tài)變化、地層損失、注漿作用和土體失水固結(jié)因素影響下的地面變形計算公式。

采用頂管法建設(shè)綜合管廊難免要穿越地下管線或道路交通，而經(jīng)濟較為發(fā)達的城市具有更加復雜的交通路網(wǎng)，頂管施工會對周邊的既有建(構(gòu))筑物造成影響(孫文昊等，2019；Liu et al.，2021；郭偉等，2021；郭延輝等，2021)。隨著頂管法技術(shù)的發(fā)展，頂管結(jié)構(gòu)由原來的小口徑圓形頂管逐步發(fā)展至大斷面矩形頂管。矩形頂管可以提高斷面利用率，相較于圓形頂管，能節(jié)省約20%的地下空間，但在其施工過程中對周圍環(huán)境的擾動也更大(彭立敏等，2015；賈連輝，2016)。目前已有學者針對矩形頂管施工對地下隧道的影響進行研究。劉波等(2017)結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果對頂管施工過程中隧道及地表變形做了預測，提出了針對性的控制措施，明確了頂管施工過程中隧道管節(jié)與地表變形的3個不同階段。易丹等(2018)通過數(shù)值模擬方法，研究了掌子面頂推壓力對既有地鐵隧道變形影響，并通過與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)對比，驗證模型準確性，結(jié)果表明：地鐵隧道襯砌上半斷面的橫向位移對支護壓力較為敏感。張志成等(2020)通過數(shù)值模擬并結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，考慮了在頂進過程掘進機對土體變形的約束以及頂推的持續(xù)擾動作用，研究了矩形管廊頂管施工對鄰近管線的影響。唐培文(2020)依托蘇州人民路矩形頂管工程，根據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)了矩形頂管上穿施工過程中，地鐵隧道拱頂、道床呈隆起狀態(tài)，拱腰向始發(fā)井方向偏移。

綜上可知，目前大多數(shù)學者對頂管施工引起地表變形以及穿越小口徑的地下管線進行研究，而針對大斷面矩形頂管近距離上跨施工對既有地鐵隧道影響的相關(guān)報道較少。地鐵作為城市主要的軌道交通，客流量大，人員較為密集，若矩形頂管上跨施工過程中對周圍土體產(chǎn)生過大的擾動，導致既有地鐵隧道發(fā)生變形破壞，危及地鐵運營安全，嚴重時造成人員傷亡和經(jīng)濟損失(鄭軍等，2017)。因此對于矩形頂管近距離上跨施工對既有地鐵隧道影響的研究具有重要意義。本文以北京市通州區(qū)暢和西路(兆善大街—潞陽大街)綜合管廊矩形頂管工程為背景，采用FLAC3D軟件模擬矩形頂管上跨地鐵隧道施工全過程，研究未施加抗浮配重下雙線大斷面矩形頂管上跨施工地鐵隧道的上浮變形規(guī)律，以及在加載不同配重荷載下上跨施工對既有地鐵隧道的影響，為該工程地鐵隧道抗浮設(shè)計提供依據(jù)，并為類似矩形頂管上跨既有地鐵隧道工程設(shè)計與施工提供參考。

圖1 暢和西路綜合管廊縱斷面圖Fig.1 Longitudinal section of the integrated pipe corridor at Changhe West Road

1 工程背景

1.1 工程簡介

北京城市副中心學校和職工周轉(zhuǎn)房周邊綜合大斷面管廊工程6標段位于北京市通州區(qū)潞城鎮(zhèn)暢和西路，采用矩形頂管法進行施工。在上跨地鐵段處，將綜合管廊分為兩個獨立的斷面分別頂進，兩處頂管結(jié)構(gòu)凈距2m。矩形管片外包尺寸寬7.7m×高4.5m，管片厚度為0.5m，每節(jié)長1.5m。本工程單側(cè)頂進長度82.06m。始發(fā)井距離地鐵6號線區(qū)間盾構(gòu)隧道水平距離15.5m，接收井距離地鐵6號線區(qū)間盾構(gòu)隧道水平距離47.6m，管片底部距離地鐵軌道最近距離為3.05m，覆土層較淺。地鐵6號線為城市主要的陸運交通，對其變形控制要求嚴格。其相對位置關(guān)系如圖1所示。

1.2 工程地質(zhì)條件

本工程場地位于潮白河沖洪積扇的中下部，場地沿線除部分段地表有大面積堆土，地形有一定起伏外，其余段地形整體基本平坦，根據(jù)巖土工程勘察成果資料，將地面以下32.00m深度范圍內(nèi)的地層劃分為人工堆積層、新近沉積層及第四紀沉積層3大類。

1.3 水文地質(zhì)條件

擬建場區(qū)自1955年以來最高地下水位為地面下0.50～1.00m左右。近3～5年場區(qū)地下水水位標高在14.80～16.20m(自西北向東南降低)。根據(jù)地勘公司地下水長觀網(wǎng)水位監(jiān)測數(shù)據(jù)，該場地主要分布兩層地下水，在深度約31m范圍內(nèi)受局部分布的隔水層阻隔。

2 數(shù)值模型的建立

2.1 計算模型建立

本次數(shù)值模擬主要研究對象為既有地鐵6號線隧道。根據(jù)巖土工程勘察成果資料，將研究區(qū)地層共分為7層。為消除邊界影響，數(shù)值模型整體長度為82m，寬度為100m，高度為32m(X×Y×Z)，X軸正方向為頂管掘進方向。為提高數(shù)值模擬的收斂性和準確性，模型采用八節(jié)點六面體單元進行網(wǎng)格劃分，共劃分315200個節(jié)點，296738個單元，其中將頂管與地鐵隧道相交處進行網(wǎng)格加密(張彬等，2017)。模型中頂管管節(jié)長為7.7m，寬為1.5m，高為4.5m，厚度為0.5m，設(shè)等待層厚度為0.02m(叢茂強，2013)。既有地鐵6號線隧道內(nèi)徑為2.7m，外徑為3m。新建矩形頂管隧道與地鐵6號線隧道的穿越夾角為84.3°，如圖2所示。

圖2 數(shù)值計算模型Fig.2 Numerical model

2.2 本構(gòu)模型與屈服準則

本文利用FLAC3D模擬管廊頂進施工全過程，計算中土體本構(gòu)模型為理想彈塑性模型，屈服準則為Mohr-Coulomb屈服準則，管廊管節(jié)、等待層及地鐵隧道本構(gòu)模型為彈性模型。

2.3 計算參數(shù)及邊界條件

根據(jù)巖土勘察資料及室內(nèi)土工試驗結(jié)果，詳細計算參數(shù)如表 1所示。數(shù)值模型中土體的彈性模量根據(jù)經(jīng)驗由壓縮模量Es估算得到。本次模擬考慮土倉壓力和注漿壓力，未考慮側(cè)壁摩阻力。假設(shè)土倉壓力和注漿壓力在頂進全過程中保持恒定，在掌子面施加0.08MPa的壓力，在管片四周施加0.10MPa的壓力。

表 1 地層及結(jié)構(gòu)物物理力學參數(shù)Table1 Physical and mechanical parameters of strata and structures

為研究加載不同抗浮配重條件下大斷面矩形頂管上跨施工對既有地鐵隧道的影響，引入配重比λ。

(1)

式中：m0為單節(jié)管片開挖卸土體重量與單節(jié)管片自重差值；ms為單節(jié)管片施加配重重量。

計算中考慮λ為0(未施加配重)、0.5(施加開挖損失土體重量的50%的配重)、1(施加與開挖損失土體重量近似相等的配重)共3種情況。根據(jù)莫爾-庫侖強度破壞準則，施加范圍為地鐵隧道上方約31.5m。計算模型四周表面施加法向位移約束，底部施加固定邊界，地表和頂進掌子面設(shè)為自由邊界。

3 結(jié)果分析

3.1 地鐵隧道豎向位移與頂進距離關(guān)系

為研究未施加抗浮配重條件下，頂管上跨施工對既有地鐵6號線隧道變形影響，將頂管上跨地鐵隧道過程簡化分為以下10個階段(Zhang et al.，2016)如圖3所示。階段1為東線頂管頂進至距離下行隧道6m處；階段2為東線頂管頂進至下行隧道軸線處；階段3為東線頂管穿越下行隧道，頂進至上下行隧道中間處；階段4為東線頂管頂進至上行隧道軸線處；階段5為東線頂管完全穿越上行隧道；階段6為西線頂管頂進至距離地鐵下行隧道6m處；階段7為西線頂管頂進至下行隧道軸線處；階段8為西線頂管穿越下行隧道，頂進至上下行隧道中間處；階段9為西線頂管頂進至上行隧道軸線處；階段10為西線頂管完全穿越上行隧道。

圖3 頂管上穿地鐵隧道不同階段示意圖Fig.3 Pipe jacking up through subway tunnel at different stages

圖4 不同施工階段地鐵隧道累計變形曲線Fig.4 Accumulated deformation of subway tunnel in different construction stagesa.東線頂管施工；b.西線頂管施工

東線頂管施工過程中地鐵隧道變形如圖4a所示。在階段1中，開挖卸荷引起下行隧道上部土體擾動，導致下行隧道上浮0.20mm，而上行隧道未受到影響；在階段2中，由于部分土體開挖卸荷，隧道上部土體受擾動影響加劇，隧道變形達到0.66mm，而上行隧道仍未受到影響；在階段3中，由于掌子面后方大面積土體卸荷，下行隧道上部土體完全擾動，隧道變形達到1.81mm，此時上行隧道開始受到土體卸荷影響；隨著開挖進行，上行隧道上部土體受卸荷影響加劇，隧道變形發(fā)展至1.71mm，下行隧道無明顯變化，該現(xiàn)象表明下行隧道上部土體受擾動產(chǎn)生應(yīng)力重分布后逐漸達到新平衡。上下行地鐵隧道最大上浮變形均位于東線頂管軸線下方。

西線頂管施工過程中地鐵隧道變形如圖4b所示。隨著西線頂管的頂入，東線軸線處上行隧道變形達到2.35mm，西線軸線處上行隧道變形達到2.27mm。由階段5和階段10對比可以得出，西線土體開挖卸荷再次打破原有平衡，引起隧道周圍土體擾動，近距離卸載效應(yīng)的疊加會增大地鐵隧道的上浮位移，且最大上浮變形均位于頂管軸線下方。

3.2 抗浮配重與地鐵隧道豎向位移關(guān)系

為研究施加不同抗浮配重對地鐵隧道變形影響，將頂管隧道軸線處正下方的地鐵隧道橫斷面上均勻布設(shè)16個測點，測點位置及編號如圖5所示，通過測點記錄的位移值來評價頂管上跨施工全過程對既有地鐵隧道的影響。

圖5 東線(西線)頂管軸線下方地鐵隧道橫斷面測點Fig.5 Cross-sectional measurement points of the metro tunnel below the east(west) line jacking axisa.下行隧道;b.上行隧道

圖6為不同配重比對應(yīng)上下行隧道豎向位移變化曲線(以沉降為負，上浮為正)。從圖中可見，在頂管上跨施工完成后，地鐵隧道拱頂處上浮最為明顯。由于上下行地鐵隧道豎向變形整體趨勢較為一致，因此選取下行隧道豎向變形做主要分析。

圖6 不同配重比下地鐵隧道豎向位移變化曲線Fig.6 Vertical deformation of subway tunnel for different counterweight ratiosa.下行隧道；b.上行隧道

在未施加抗浮配重情況下，地鐵隧道上浮位移逐漸增加，直至西線頂管頂進結(jié)束后，豎向位移保持穩(wěn)定。當抗浮配重增加至開挖損失土體重量的50%時，地鐵隧道最大豎向位移由2.35mm減小至1.18mm，減小幅度約為49.8%；當抗浮配重增加至與開挖損失土體重量近似相等時，地鐵隧道最大豎向位移由1.18mm減小至0.73mm，減小幅度約為38.1%。由此可見，施加抗浮配重可以有效減小地鐵隧道的上浮變形。

當抗浮配重增加至開挖損失土體重量的50%時，監(jiān)測點1由原來的1.18mm逐漸減小至0.93mm，在抗浮配重增加至與開挖損失土體重量近似相等時更為明顯，監(jiān)測點1由原來的0.73mm逐漸減小至0.27mm。產(chǎn)生此現(xiàn)象的原因是，在施加抗浮配重情況下，當頂管上跨地鐵隧道后，近距離開挖卸荷對地鐵上覆土層進行擾動，使地鐵隧道產(chǎn)生上浮變形，但由于及時施加抗浮配重，有效抑制土體繼續(xù)產(chǎn)生上浮變形，并在配重荷載的作用下，土體產(chǎn)生一定的固結(jié)，使地鐵隧道上浮位移產(chǎn)生回降。

3.3 抗浮配重與地鐵隧道水平位移關(guān)系

圖7為不同配重比對應(yīng)上下行隧道水平位移變化曲線(以始發(fā)井方向為負，以接受井方向為正)。從圖中可見，在東西線頂管頂進完成后，地鐵隧道拱腰處水平位移變化較大。

在未施加抗浮配重與施加開挖損失土體重量50%的抗浮配重情況下，兩者水平變形規(guī)律較為相似。隨著頂管的頂入，地鐵隧道左腰向接收井方向偏移，右腰向始發(fā)井方向偏移，整體產(chǎn)生向隧道內(nèi)部收斂變形，如圖8所示。

圖7 不同配重比下地鐵隧道水平位移變化曲線Fig.7 Horizontal deformation of subway tunnel for different counterweight ratiosa.下行隧道；b.上行隧道

圖8 頂管施工完成后隧道水平變形圖(λ=0)Fig.8 Horizontal deformation of the tunnel after pipe jacking(λ=0)

圖9 頂管施工完成后土體水平變形圖(λ=1)Fig.9 Horizontal deformation of soil after pipe jacking(λ=1)

圖10 不同配重比下隧道襯砌最大主應(yīng)力分布圖Fig.10 Maximum principal stress of tunnel lining for different counterweight ratiosa.λ=0；b.λ=0.5；c.λ=1

在施加與開挖損失土體重量近似相等的配重情況下，其水平變形規(guī)律發(fā)生變化。在階段3中，雖然加載的抗浮配重與開挖損失的土體重量近似相等，但開挖產(chǎn)生的卸荷擾動作用仍占主導，下行隧道左腰向頂管接收井方向偏移，右腰向頂管始發(fā)井方向偏移；在階段5中，未施加抗浮配重區(qū)域的卸荷作用開始產(chǎn)生影響，下行隧道產(chǎn)生向始發(fā)井方向變形趨勢，上行隧道產(chǎn)生向接收井方向變形趨勢；隨著西線頂管的頂入，未施加抗浮配重區(qū)域的卸荷作用占主導，下行隧道整體向始發(fā)井方向移動，上行隧道整體向接收井方向移動，如圖9所示。

3.4 抗浮配重與地鐵隧道襯砌應(yīng)力關(guān)系

圖10為不同配重比下頂管施工完成后軸線處隧道襯砌橫斷面最大主應(yīng)力圖。圖中顯示在隧道拱頂處表現(xiàn)為拉應(yīng)力，該區(qū)域為混凝土產(chǎn)生潛在拉張裂隙主要區(qū)域，實際施工過程中應(yīng)重點關(guān)注該區(qū)域，加強監(jiān)測。

當施加開挖損失土體重量50%的抗浮配重情況下，隧道襯砌的最大主應(yīng)力由1.20MPa減小至0.65MPa，減小幅度約為45.8%；當施加與開挖損失土體重量近似相等的配重時，隧道襯砌的最大主應(yīng)力由0.65MPa減小至0.18MPa，減小幅度約為72.3%。從最大主應(yīng)力減小幅度上可以看出，施加抗浮配重對地鐵隧道受力影響顯著，為防止頂管上跨施工過程中既有隧道襯砌開裂應(yīng)及時施加抗浮配重。

3.5 現(xiàn)場應(yīng)用及模擬驗證

本次頂管施工主要穿越無水砂層，由于砂性土具有黏聚力小、成拱效應(yīng)差和自穩(wěn)時間短等特點(賴金星等，2015；汪波等，2016；王傳銀等，2021)，相對于黏性土層更易受到施工的擾動作用，且該頂管隧道與既有地鐵隧道距離較近，目前本地區(qū)沒有類似工程可供參考。故根據(jù)前文研究，在保證矩形頂管上跨施工過程中地鐵隧道運營安全的同時，并控制施工成本。在現(xiàn)場實際施工中，擬采用施加近似與開挖損失土體重量50%的抗浮配重。

現(xiàn)場地鐵監(jiān)測方案中，上下行隧道各設(shè)置9個監(jiān)測點，分別監(jiān)測隧道結(jié)構(gòu)豎向位移、隧道道床豎向位移及隧道結(jié)構(gòu)水平位移，具體監(jiān)測點布置如圖11所示。隧道變形控制指標如表 2所示。

圖11 現(xiàn)場監(jiān)測點布置圖Fig.11 Site monitoring point

表 2 隧道變形控制指標Table2 Tunnel deformation control index

圖12 現(xiàn)場監(jiān)測值Fig.12 On-site monitoring valuesa.豎向位移;b.水平位移

圖12為現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果。從圖中可見，下行隧道最大豎向變形為1.08mm，道床變形為0.83mm，水平變形為0.40mm。上行隧道最大豎向變形為0.90mm，道床變形為0.77mm，水平變形為0.40mm。地鐵隧道各變形指標均低于預警值，整體處于安全狀態(tài)。模擬結(jié)果與實際監(jiān)測數(shù)值存在些許偏差，這可能是由于地鐵運行期間產(chǎn)生的振動所致，模擬結(jié)果基本合理。因此采用該抗浮配重進行大斷面矩形頂管上跨地鐵隧道施工，現(xiàn)場上浮變形滿足運營地鐵隧道的安全要求。

4 結(jié) 論

本文以北京市通州區(qū)暢和西路綜合管廊項目為工程背景，通過FLAC3D有限差分軟件，研究了雙線矩形頂管上跨施工引起地鐵隧道上浮的變形規(guī)律以及采用不同抗浮配重對既有地鐵隧道的變形影響，得到以下結(jié)論：

(1)雙線矩形頂管上跨施工引起地鐵隧道的上浮變形大于單線頂管引起的上浮變形，表現(xiàn)出疊加效應(yīng)，且最大上浮變形均位于頂管隧道軸線處。

(2)施加與開挖損失的土體近似相同重量的配重，可改變地鐵隧道水平變形規(guī)律，導致先穿越的地鐵隧道整體向始發(fā)井方向移動，后穿越的地鐵隧道整體向接收井方向移動。

(3)隨抗浮配重的增加，位于抗浮配重作用區(qū)域的土體在外荷載作用下產(chǎn)生固結(jié)，導致地鐵隧道上浮位移減小，所受拉應(yīng)力減小，且施加開挖損失土體重量50%的抗浮配重，可以將地鐵上浮變形控制在1.4mm以內(nèi)。