復(fù)合地層下穿高鐵矩形頂管盾構(gòu)隧道的施工穩(wěn)定性

寧茂權(quán)，晉學(xué)輝，劉朝欽，麻建飛，崔光耀

（1. 中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司, 湖北 武漢 430064；2. 海峽（福建）交通工程設(shè)計(jì)有限公司, 福建 福州 350004；3. 北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院, 北京 100044；4. 北方工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院, 北京 100144）

隨著城市化的快速發(fā)展，大斷面、長(zhǎng)距離、異形化隧道在我國(guó)城市地下空間建設(shè)中的需求越來(lái)越大。矩形頂管隧道因其土地利用率高、施工擾動(dòng)小，常被應(yīng)用在城市地下通道和管廊的建設(shè)中[1-2]。如何保證矩形頂管盾構(gòu)隧道施工自身穩(wěn)定、減小施工影響是當(dāng)前亟待解決的問(wèn)題之一[3-4]。

目前，人們對(duì)矩形盾構(gòu)隧道開展了大量研究，例如：陳家康等[5]依托上海北橫通道工程，研究了復(fù)合地層超大直徑泥水盾構(gòu)施工開挖面泥水壓力的確定方法，并與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比分析；柳獻(xiàn)等[6]、Zhang 等[7]研究了類矩形隧道節(jié)點(diǎn)、螺栓位置、新型接頭等參數(shù)對(duì)襯砌性能的影響；Pham 等[8]研究了類矩形隧道在地震荷載作用下的力學(xué)性能，分析了水平加速度、土體參數(shù)和襯砌厚度對(duì)類矩形隧道地震響應(yīng)的影響；李培楠等[9]、Duan 等[10]研究了類矩形盾構(gòu)尾部注漿漿液擴(kuò)散充填規(guī)律及壓力空間分布，推導(dǎo)了類矩形盾構(gòu)注漿壓力計(jì)算理論模型；司金標(biāo)等[11]、張雪輝等[12]研究了軟弱地層中類矩形盾構(gòu)施工引起的地表沉降規(guī)律；賈遠(yuǎn)航[13]、Zhang 等[14]借助數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)等方法研究了類矩形隧道施工對(duì)地下管線的影響。以上文獻(xiàn)中針對(duì)復(fù)雜環(huán)境中矩形頂管盾構(gòu)隧道的研究較少，結(jié)合近接下穿高鐵等工程特點(diǎn)的文獻(xiàn)報(bào)道更是鮮見(jiàn)。

本研究將以某火車站南北廣場(chǎng)東側(cè)地下通道工程為例，建立復(fù)合地層下穿高鐵矩形頂管盾構(gòu)隧道近接施工的精細(xì)化計(jì)算模型，分析硬巖比、埋深因子和管節(jié)因子對(duì)復(fù)合地層頂管盾構(gòu)隧道下穿施工時(shí)地表位移、軌道變形、管節(jié)收斂和安全系數(shù)的影響，以期為類似的大斷面矩形頂管盾構(gòu)隧道施工提供參考。

1 工程概況

某火車站南北廣場(chǎng)東側(cè)地下通道全長(zhǎng)778.0 m，其中矩形頂管盾構(gòu)段單線長(zhǎng)225.0 m，其余為明挖暗埋段+U 型槽段。矩形頂管盾構(gòu)頂推段下穿10 股既有高鐵股道，采用4 臺(tái)矩形頂管盾構(gòu)機(jī)施工，管節(jié)寬12.6 m，高7.65 m，壁厚0.8 m，標(biāo)準(zhǔn)管節(jié)長(zhǎng)度1.8 m，0.3%下坡。頂管盾構(gòu)近接下穿既有高鐵，兩者空間上近似正交（85°～89°），盾構(gòu)管節(jié)與高鐵路床底的距離為2.4～3.8 m，如圖1 所示。此外，頂管盾構(gòu)施工區(qū)間需穿越復(fù)合地層，地質(zhì)層由上向下依次為素填土層、粉質(zhì)黏土層、全風(fēng)化花崗巖層及中風(fēng)化花崗巖層，如圖2 所示。如何在保證超大矩形頂管盾構(gòu)隧道施工穩(wěn)定的前提下盡可能減小頂管推進(jìn)對(duì)既有高鐵的影響，同時(shí)保證既有高鐵的安全運(yùn)營(yíng)，是該工程的難點(diǎn)之一。

圖1 矩形地下通道與高鐵的位置關(guān)系Fig. 1 Location relationship between rectangular underpass and high-speed railway

圖2 復(fù)合地層Fig. 2 Composite stratum

2 計(jì)算工況及監(jiān)測(cè)布置

2.1 計(jì)算工況

假設(shè)復(fù)合地層中地層均為水平層狀分布，定義復(fù)合地層硬巖比n為頂管盾構(gòu)隧道開挖面硬巖高度h與洞高h(yuǎn)0之比。本研究擬對(duì)復(fù)合地層頂管盾構(gòu)隧道頂進(jìn)時(shí)埋深（C）、硬巖比（n）、管節(jié)長(zhǎng)度（d）等因素的施工影響規(guī)律進(jìn)行分析，計(jì)算工況見(jiàn)表1，共設(shè)54 組。

表1 計(jì)算工況Table 1 Calculation cases

2.2 計(jì)算模型

采用ABAQUS 有限元分析軟件建立復(fù)合地層矩形頂管盾構(gòu)隧道施工模型，如圖3 所示，以n=0.5 為例。模型長(zhǎng)、寬、高分別為95、54 和40 m，復(fù)合地層為水平層狀分布，隧道兩側(cè)距大于3 倍洞徑。頂管盾構(gòu)單環(huán)管節(jié)長(zhǎng)1.8 m，共設(shè)置30 個(gè)開挖步。矩形頂管隧道與上覆高鐵的位置關(guān)系簡(jiǎn)化為空間垂直，不考慮斜交角度的影響。土體采用Mohr-Coulomb 本構(gòu)，管節(jié)和鋼軌采用彈塑性本構(gòu)。模擬矩形頂管盾構(gòu)隧道掘進(jìn)的施工步驟：(1) 開挖首環(huán)管節(jié)前1.8 m 土體，給首環(huán)管節(jié)施加1.8 m 位移，以模擬管節(jié)頂進(jìn)；(2) 開挖首環(huán)管節(jié)前1.8 m 范圍內(nèi)土體，給第2 環(huán)管節(jié)施加1.8 m 位移，第1 環(huán)和第2 環(huán)管節(jié)共同頂進(jìn)；(3) 繼續(xù)開挖首環(huán)管節(jié)前1.8 m 范圍內(nèi)土體，給第3 環(huán)管節(jié)施加1.8 m 位移，第1～3 環(huán)管節(jié)共同頂進(jìn)；(4) 以此類推，直至第30 環(huán)管節(jié)頂進(jìn)完成，矩形頂管盾構(gòu)掘進(jìn)完成。頂管盾構(gòu)掘進(jìn)采用Surface to surface 接觸，法向采用Hard contact 算法，切向采用Penalty 算法，開挖采用Model change 算法，假設(shè)頂管盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中開挖面位移為零。

圖3 計(jì)算模型Fig. 3 Numerical model

模型中地層、高鐵和管節(jié)的物理力學(xué)參數(shù)參照地勘報(bào)告、室內(nèi)試驗(yàn)和相關(guān)規(guī)范[11]選取，見(jiàn)表2。

表2 計(jì)算參數(shù)Table 2 Calculation parameters

2.3 監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

模型地表監(jiān)測(cè)點(diǎn)和管節(jié)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的布置如圖4 所示。

圖4 監(jiān)測(cè)系統(tǒng)Fig. 4 Monitoring system

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 硬巖比的影響

3.1.1 位移分析

矩形頂管盾構(gòu)在不同硬巖比（n）的復(fù)合地層中頂進(jìn)后的位移云圖如圖5 所示（以ζC=1.0，ζd=1.0，n為0 和0.50 為例）。由圖5 可知，n為0、0.25、0.50、0.75 和1.00 時(shí)，頂管盾構(gòu)位移的極大值分別為14.45、10.79、7.71、5.08 和4.85 mm。位移極大值隨n的增大而逐漸減小，說(shuō)明頂管盾構(gòu)在n較大的復(fù)合地層中的沉降控制效果更優(yōu)異。

圖5 矩形頂管盾構(gòu)在不同硬巖比復(fù)合地層中頂進(jìn)后的位移云圖Fig. 5 Displacement nephogram of rectangular pipe jacking shield after jacking in composite strata with different hard rock ratios

提取地表中心點(diǎn)（D4 測(cè)點(diǎn)處）沉降、軌道變形和管節(jié)的位移收斂曲線，如圖6 所示。

圖6 地表中心點(diǎn)沉降、軌道變形和管節(jié)的位移收斂曲線Fig. 6 Settlement at the center of the surface, track deformation and segment convergence

由圖6 可知：(1) 頂管盾構(gòu)隧道在軟巖中頂進(jìn)時(shí)，即n=0 時(shí)，D4 測(cè)點(diǎn)處位移最大，為-6.03 mm；隨著n的減小，D4 測(cè)點(diǎn)處位移逐漸減小，n為0.25、0.50 和0.75 時(shí)的位移極值分別為-4.89、-3.92 和-3.07 mm；當(dāng)開挖面范圍內(nèi)全是硬巖，即n=1.00 時(shí)，D4 處的位移極大值僅為-2.92 mm。(2) 當(dāng)n=0 時(shí)，軌道變形極值為-5.78 mm；隨著n的增大，高鐵沉降極值逐漸減小，n為0.25、0.50 和0.75 時(shí)，軌道變形極值分別為-4.59、-3.60 和-2.74 mm；n=1.00 時(shí)，沉降極值為-2.57 mm。(3)n=0 時(shí)，管節(jié)豎向收斂極值為-13.24 mm；隨著n的增大，管節(jié)豎向收斂逐漸減小，n為0.25、0.50 和0.75 時(shí)的豎向收斂分別為-9.57、-6.55 和-4.82 mm；n=1.00 時(shí)，管節(jié)豎向收斂為-4.08 mm。

3.1.2 軌道應(yīng)力分析

矩形頂管在不同硬巖比的復(fù)合地層中掘進(jìn)后軌道的應(yīng)力-距離曲線如圖7 所示。由圖7 可知：軌道應(yīng)力在頂管盾構(gòu)軸線兩側(cè)30 m 范圍內(nèi)有劇烈變化，且不同n下軌道的應(yīng)力變化規(guī)律相同，應(yīng)力極值主要出現(xiàn)在拱頂上方，距左（右）側(cè)6.5、10.0 和22.0 m 處。從圖7 還可以看出：當(dāng)n=0 時(shí)，高鐵軌道應(yīng)力極值為3.46 MPa；隨著n的增大，應(yīng)力極值明顯減小，n為0.25、0.50 和0.75 時(shí)，軌道的應(yīng)力極值分別為2.90、2.26 和1.99 MPa；當(dāng)n=1.00 時(shí)，軌道應(yīng)力極值減小至1.82 MPa。

3.1.3 管節(jié)安全系數(shù)

選取管節(jié)安全系數(shù)表征頂管盾構(gòu)隧道近接下穿高速鐵路段施工時(shí)盾構(gòu)管節(jié)的安全穩(wěn)定性，安全系數(shù)參照《公路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]計(jì)算得到。不同硬巖比的復(fù)合地層中頂管盾構(gòu)掘進(jìn)完成后，首環(huán)管節(jié)安全系數(shù)如圖8 所示，其中環(huán)向數(shù)值為測(cè)點(diǎn)號(hào)，徑向數(shù)值為最小安全系數(shù)。

由圖8 可知，測(cè)點(diǎn)14 和測(cè)點(diǎn)15 是管節(jié)最危險(xiǎn)測(cè)點(diǎn)。以測(cè)點(diǎn)14 為例，n為0、0.25、0.50、0.75 和1.00 時(shí)，其安全系數(shù)分別為0.10、0.14、3.19、7.32 和9.95，n小于0.50 時(shí)安全系數(shù)小于閾值2.00，管節(jié)結(jié)構(gòu)存在失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)。隨著硬巖比的增大，管節(jié)安全系數(shù)逐漸增大，管節(jié)安全性能變好。綜上所述，復(fù)合地層下穿高鐵矩形頂管盾構(gòu)隧道掘進(jìn)時(shí)，硬巖比越大，地表沉降和軌道變形控制效果越好，管節(jié)安全性越好，軌道應(yīng)力越小，隧道施工穩(wěn)定性越好。

圖8 管節(jié)安全系數(shù)Fig. 8 Safety factor of segments

3.2 埋深因子的影響

3.2.1 位移分析

矩形頂管盾構(gòu)在不同埋深因子（ζC）的復(fù)合地層中掘進(jìn)時(shí)，地層沉降、軌道變形、管節(jié)收斂和安全系數(shù)如圖9 所示（以n=0.50 為例）。

圖9 埋深因子ζC 的影響Fig. 9 Influence of buried depth factor ζC

當(dāng)ζC=1.00 時(shí)，地表D4 點(diǎn)沉降極值為-3.45 mm；ζC為2.00 和3.00 時(shí)，沉降極值分別為-4.11 和-4.37 mm；隨著ζC的增大，頂管盾構(gòu)在復(fù)合地層掘進(jìn)導(dǎo)致的地表沉降增大。ζC=1.00 時(shí)，軌道的變形極值為-3.41 mm；隨著ζC增大，軌道變形也緩慢增大，當(dāng)ζC為2.00 和3.00 時(shí)，軌道的最大變形分別為-4.01 和-4.25 mm。隨著ζC的增大，管節(jié)收斂也逐漸變大，ζC為1.00、2.00 和3.00 時(shí)，管節(jié)的收斂極值分別為-6.21、-4.97 和-5.41 mm。隨著ζC的增大，管節(jié)安全系數(shù)極小值減小，當(dāng)ζC為1.00、1.50、2.00 時(shí)，管節(jié)安全系數(shù)極小值分別為2.49（測(cè)點(diǎn)3 處）、0.11（測(cè)點(diǎn)14 處）和0.17（測(cè)點(diǎn)14 處）。

3.2.2 軌道的應(yīng)力分析

不同埋深因子ζC下高鐵軌道的應(yīng)力-距離曲線如圖10 所示（以n=0.50 為例）。由圖10 可知，不同ζC下頂管盾構(gòu)在復(fù)合地層掘進(jìn)時(shí)，軌道應(yīng)力極值點(diǎn)分布相同；ζC為1.00 時(shí)，應(yīng)力極值為2.18 MPa，隨著ζC增加至2.00 和3.00，上覆高鐵的應(yīng)力極值增加至2.49 和2.97 MPa。

圖10 不同ζC 下軌道的應(yīng)力-距離曲線Fig. 10 Stress-distance curves of track with different ζC

綜上所述，復(fù)合地層下穿高鐵矩形頂管盾構(gòu)隧道掘進(jìn)時(shí)，埋深因子ζC越大，地表沉降、軌道變形、管節(jié)收斂和軌道應(yīng)力越大，管節(jié)安全系數(shù)越小，隧道的施工穩(wěn)定性越差。

3.3 管節(jié)因子的影響

3.3.1 位移分析

提取管節(jié)因子ζd為1.00、2.00 和3.00 時(shí)矩形頂管盾構(gòu)施工導(dǎo)致的地表沉降、軌道變形、管節(jié)收斂和管節(jié)安全系數(shù)如圖11 所示（以n=0.50 為例）。

由圖11 可知：D4 點(diǎn)的沉降、軌道變形和管節(jié)收斂均隨ζd的增大而減小，D4 點(diǎn)沉降由-3.45 mm 下降至-3.23 mm，軌道變形由-3.41 mm 減小至-3.21 mm，管節(jié)收斂由-6.21 mm 降至-4.88 mm。另外，當(dāng)ζd=1.00 時(shí)，安全系數(shù)極小值為2.49（測(cè)點(diǎn)3），低于安全閾值；隨著ζd的增大，管節(jié)安全性極小值逐漸增大；ζd為2.00 和3.00 時(shí)，安全系數(shù)極小值分別為2.80 和3.95，高于安全閾值。

圖11 管節(jié)因子ζd 的影響Fig. 11 Influence of segment factor ζd

3.3.2 軌道應(yīng)力分析

管節(jié)因子ζd不同時(shí)矩形頂管盾構(gòu)隧道的軌道應(yīng)力情況如圖12 所示。由圖12 可知，復(fù)合地層中ζd導(dǎo)致軌道的應(yīng)力變化很小，管節(jié)因子ζd由1.00 增至3.00 后，軌道應(yīng)力的極大值僅從2.18 MPa增至2.20 MPa。

圖12 不同ζd 下軌道的應(yīng)力曲線Fig. 12 Stress curves of strack with different ζd

綜上所述，復(fù)合地層下穿高鐵矩形頂管盾構(gòu)隧道掘進(jìn)時(shí)，管節(jié)因子ζd越大，地表沉降、軌道變形和管節(jié)收斂越小，管節(jié)安全系數(shù)越高，隧道施工穩(wěn)定性越好。

4 結(jié) 論

(1) 復(fù)合地層硬巖比n越大，下穿高鐵矩形頂管盾構(gòu)隧道施工時(shí)地層位移極值、地表沉降、上覆高鐵軌道變形、管節(jié)收斂和軌道應(yīng)力越小，安全系數(shù)越高。

(2) 隨著埋深因子ζC的增大，下穿高鐵矩形頂管盾構(gòu)隧道施工時(shí)地表沉降、軌道變形、管節(jié)收斂、軌道應(yīng)力也增大，管節(jié)的安全系數(shù)減小。

(3) 隨著管節(jié)因子ζd的增大，下穿高鐵矩形頂管盾構(gòu)隧道施工時(shí)地表沉降、軌道變形、管節(jié)收斂減小，軌道應(yīng)力和管節(jié)安全系數(shù)增大。

綜上所述，復(fù)合地層硬巖比越大，埋深因子越小，管節(jié)因子越大，上覆高鐵和頂管盾構(gòu)隧道安全性越好，下穿高鐵矩形頂管盾構(gòu)隧道施工穩(wěn)定性越好。